Проектирование электрических аппаратов - Борисов В.В., Александров Г.Н., Каплан Г.С.

Автор: Борисов В.В. Александров Г.Н. Каплан Г.С.
Теги: электротехника электрические машины и аппараты электронно-и аппаратостроение физика электроника проектирование электронные аппараты
Год: 1985
Похожие
Трансформаторы тока
Выключатели переменного тока высокого напряжения
Электрооборудование электрических станций и подстанций
Электрооборудование станций и подстанций
Текст
                    ПРОЕКТИРОВАНИЕ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ
АППАРАТОВ
Допущено Министерством высшего
и среднего специального образования СССР
в качестве учебника для студентов вузов,
обучающихся по специальности
«Электрические аппараты»
ПОД РЕДАКЦИЕЙ
Г. Н. АЛЕКСАНДРОВА
Ленинград
ЭНЕРГОАТОМИЗДАТ
Ленинградское отделение
1985
ББК 31.264
П 79
УДК 621.311 /316.002.5.001.63 (075.8)
Г. Н. Александров, В. В. Борисов, Г. С. Каплан, Г. А. Кукеков,
Л. Н. Карпенко, В. Е. Кузнецов, В. П. Лунин, М, Б. Моисеев,
А. В. Пирятинский, В. А. Соснин, Е. Н. Тонконогов, Ю. А. Филиппов,
М. К- Лрмаркин
Рецензенты: кафедра электрических аппаратов
Московского энергетического института (зав. кафедрой И. С. Таев)
и Ю. И. Вишневский
Проектирование электрических аппаратов: Учебник для
П 79 вузов/Г. Н. Александров, В. В. Борисов, Г. С. Каплан и др.;
Под ред. Г. Н. Александрова.— Л.: Энергоатомиздат. Ле-
нингр. отд-ние, 1985.— 448 с., ил.
В пер.: 1 р. 40 к. 11800 экз
Изложены основы проектирования основных элементов высоковольтных ап-
паратов как комплексных электромеханических систем. Приведены общие тре-
бования к конструкции и компоновке электрических аппаратов. Изложены основы
расчета и конструирования токоведущих элементов электрических аппаратов, их
изоляционных конструкций, дугогасительиых устройств, приводных механизмов и
устройств управления электрическими аппаратами, а также рассмотрены вопросы
проектирования высоковольтных измерительных аппаратов, основы машинного
проектирования аппаратов и методы оценки нх надежности.
Учебник предназначен для студентов специальности 0605 («Электрические
аппараты») и может быть также использован студентами специальностей 0301
(«Электрические станции») и 0302 («Электрические системы и сети»).
„ 2302030000—130
п -------------- 82—85
051(01)—85
ББК 31.264
© Энергоатомиадат, 1985
ПРЕДИСЛОВИЕ
«Основные направления экономического и социального раз-
вития СССР на 1981—1985 годы и на период до 1990 года»
предусматривают дальнейшее интенсивное развитие аппарато-
строения, оказывающего все возрастающее влияние на уровень
технического развития страны. Особое внимание уделяется ап-
паратам на высокие напряжения и на большие токи, в создании
которых за последние годы имеются большие достижения. Так,
для Саяно-Шушенской ГЭС создан уникальный аппаратный гене-
раторный комплекс с номинальным током 28,5 кА. Для первой
в мире линии электропередачи 1150 кВ Экибастуз — Челябинск
изготовлен весь комплекс высоковольтного оборудования.
В аппаратостроении начала широко использоваться полупро-
водниковая техника и другие новейшие достижения науки.
В этих условиях существенно изменились требования к про-
ектированию электрических аппаратов. Каждая конструкция
аппарата не только должна отвечать требованиям задания на
проектирование. Она должна быть оптимальной как в функцио-
нальном отношении, так и в отношении народнохозяйственных
затрат, с учетом требований надежности работы аппарата
в эксплуатации.
В связи с этим неизмеримо возрастает роль методологичес-
ких основ проектирования электрических аппаратов, которым
в книге уделяется большое внимание как в гл. 1, специально
посвященной этим вопросам, так и во всех последующих главах.
Работы по комплексной оптимизации конструкции аппара-
тов с использованием современных средств вычислительной тех-
ники начались сравнительно недавно. Поэтому авторы в боль-
шинстве случаев были лишены возможности изложить готовые
решения. Однако такой подход проиллюстрирован во всех гла-
вах книги, что облегчит читателям книги возможность поста-
новки новых задач в аппаратостроении.
В книге обобщен накопленный в стране и за рубежом опыт
проектирования отдельных элементов электрических аппаратов;
тбковедущих систем, контактов, дугогасительных устройств, изо-
ляционных конструкций, приводных устройств и устройств
управления, а также полупроводниковых электрических аппара-
тов, разрядников, измерительных трансформаторов тока и
1*
3
напряжения. Естественно, в ней отражен опыт научных исследо-
ваний кафедры электрических аппаратов Ленинградского поли-
технического института имени М. И. Калинина.
Глава 1 написана Г. Н. Александровым и Ю. А. Филиппо-
вым, глава 2 — Г. Н. Александровым, М. Б. Моисеевым и Ю. А.
Филипповым, глава 3 — В. В. Борисовым, глава 4 — Г. С. Кап-
ланом, Г. А. Кукековым и В. А. Сосниным (§ 4-11), глава 5 —
Г. Н. Александровым и М. К- Ярмаркиным (§ 5-8), глава 6 —
Л. Н. Карпенко и Е. Н. Тонконоговым, глава 7 — Л. Н. Кар-
пенко, глава 8 — В. П. Луниным, глава 9 — В. Е. Кузнецовым,
глава 10 — Е. Н. Тонконоговым и глава 11 — Ю. Б. Гуком и
А. 3. Пирятинским.
Авторы выражают благодарность доценту кафедры эконо-
мики и управления энергетикой ЛПИ имени М. И. Калинина
Т. В. Лисочкиной и сотрудникам кафедры электрических аппа-
ратов за большую помощь при подготовке рукописи.
Замечания и пожелания по книге просьба направлять по
адресу: 191041, Ленинград, Марсово поле, д. 1, Ленинградское
отделение Энергоатомиздата.
Авторы
ГЛАВА ПЕРВАЯ
ОБЩИЕ ВОПРОСЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ
1-1. Аппараты и условия их работы
Под электрическим аппаратом понимается устройство, вы-
полняющее функции управления потоком электрической энер-
гии, Большая группа электрических аппаратов осуществляет эти
функции путем коммутации (изменения) электрической цепи
(операции включения, отключения, переключения). При этом
диапазон возможных изменений всех параметров, определяющих
процесс коммутации, чрезвычайно широк. Так, например, ком-
мутируемые токи могут изменяться от миллиампер до мегаам-
пер, напряжение электрической цепи — от милливольт до
мегавольт, требуемое время совершения операции — от несколь-
ких миллисекунд до минут. Аппараты могут работать в различ-
ных условиях окружающей среды (температура, химический
состав, степень запыленности). Аппараты открытого исполне-
ния устанавливаются непосредственно, на открытом воздухе и
подвергаются воздействиям атмосферы. Аппараты внутренней
установки работают в более однородных условиях, однако они
также могут подвергаться воздействию влаги, загрязнений и из-
менения температуры. Аппараты специального исполнения мо-
гут работать при высоком давлении воздуха или в вакууме,
а также при сильных динамических нагрузках (удар, вибрация).
Все коммутационные аппараты можно разделить на две
большие группы по характеру электрической цепи, в которой
они используются. Аппараты, коммутирующие цепи, обеспечи-
вающие электроснабжение производственных предприятий, ав-
тономных электроустановок (например, судовых) и бытовых
потребителей, называются силовыми аппаратами. Аппа-
раты, устанавливаемые в цепях управления электрическими ма-
шинами, различными механизмами, всевозможными приводами,
в том числе и приводами аппаратов, называются аппара-
тами управления.
Как правило, токи в цепях управления значительно меньше
токов в силовых цепях. Поэтому все аппараты могут быть под-
разделены на сильноточные и слаботочные.
Сильноточные аппараты в соответствии с «Правилами уст-
ройств электроустановок» (ПУЭ) подразделяют на низковольт-
ные (напряжением до 1000 В) и высоковольтные (напряжением
свыше 1000 В).
5
Несмотря на многообразие конструктивного исполнения, ком-
мутационные аппараты имеют следующие однотипные элементы
того или иного конструктивного исполнения.
1.	Токоведущие элементы, включая размыкаемые контакты,
обеспечивающие длительное протекание тока в рабочем режиме,
кратковременное протекание тока короткого замыкания (к. з.)
и многократное замыкание и размыкание токоведущего
контура.
2.	Дугогасительные устройства, обеспечивающие гашение
дуги, возникающей при размыкании (или замыкании) контак-
тов.
3.	Приводные устройства, обеспечивающие размыкание (за-
мыкание) контактов и содержащие устройства управления.
4.	Изоляционные конструкции, обеспечивающие изоляцию
токоведущих элементов относительно заземленных элементов и
между разомкнутыми контактами.
Конструкция коммутационных аппаратов сверхвысокого на- 
пряжения в значительной степени определяется решением про-
блемы изоляции токоведущих элементов относительно земли и
между разомкнутыми контактами. Причем размеры опорной
изоляции и межконтактных промежутков в воздухе измеряются
метрами.
В отличие от выключателей, разъединители не имеют дуго-
гасительных устройств, так как разрываемые ими токи (после раз-
рыва цепи выключателем) малы и не могут обеспечить горение
дуги при длинах изоляционных промежутков, необходимых для
предотвращения пробоя межконтактного промежутка при воз-
действии перенапряжений.
Задачей конструктора является оптимизация всех основных
элементов аппарата с целью обеспечения предъявляемых к ап-
парату технических требований, а также оптимизация их соче-
тания, определяющего компоновку аппарата.
В последнее время все шире начинают использоваться полу-
проводниковые устройства при создании коммутационных ап-
паратов, предназначенных как для цепей управления, так и для
силовых цепей. В таких аппаратах отсутствуют подвижные
контакты. Однако сохраняется устройство управления, функции
которого существенно изменяются: оно должно обеспечить
подачу управляющего сигнала на управляющий электрод ти-
ристора.
Для измерения тока в силовой цепи и напряжения относи-
тельно земли применяются измерительные аппараты (трансфор-
маторы тока и трансформаторы напряжения), обеспечивающие
работу релейной защиты и автоматики. Основными элементами
электромагнитных трансформаторов тока и напряжения явля-
ются первичная и вторичная обмотки и магнитопровод. Исполь-
зуются также трансформаторы тока и без магнитопровода (воз-
душные трансформаторы тока). Для измерения тока и
напряжения применяются и другие устройства, например, ем-
6
костные делители напряжения, оптикоэлектронные трансформа-
торы тока.
Разнообразны защитные аппараты, предназначенные для ог-
раничения тока в электрической цепи и перенапряжений: предо-
хранители, разрядники, нелинейные ограничители перенапряже-
ний. Основным элементом этих устройств является проводник
с заданными характеристиками, изменяющимися при изменении
протекающего тока. Так, в предохранителе происходит разру-
шение проводника при достижении определенного значения
тока. В нелинейном ограничителе перенапряжений и разряднике
увеличение тока, проходящего через диски рабочего сопротив-
ления, приводит к резкому уменьшению сопротивления.
Из-за необходимости сокращения габаритов распределитель-
ных устройств в низковольтных электрических сетях разъеди-
нители, как правило, не применяются. Здесь выключатели
производят как отключение, так и включение цепи, осуществляя
одновременно коммутацию и защиту. Поэтому обязательным
элементом низковольтного выключателя является механизм
свободного расцепления, который при включении на существую-
щее в цепи короткое замыкание разъединяет связи привода
с подвижными контактами, давая им возможность разом-
кнуться.
Низковольтные реле (токовые, напряжения и другие), конт-
ролирующие режим в цепи, как правило, совмещают в себе
функции измерения и управления. Часто они встраиваются
непосредственно в выключатели и непосредственно воздействуют
на их механизм, вызывая срабатывание при аварийных усло-
виях, являясь в этом случае расцепителями выключателей.
Чаще всего используются тепловые и электромагнитные реле и
расцепители, однако все большее распространение получают
электродинамические и индукционно-динамические устройства,
, а в последнее десятилетие — электронные, с разнообразными
J датчиками.
' Наиболее массовыми аппаратами управления в низковольт-
ных системах являются контакторы, с помощью которых осу-
ществляется дистанционное управление приводами и их мини-
мальная защита по напряжению.
Что касается вопросов, связанных с изоляцией, то в электри-
ческих аппаратах низкого напряжения они решаются значи-
• тельно проще, чем в высоковольтных.
i Приведенное краткое описание основных типов аппаратов и
 их элементной базы показывает, насколько они разнообразны и
как широки возможности реализации их функциональных осо-
бенностей. Поэтому чрезвычайно разнообразны конструкции ап-
паратов, используемые для их создания физические явления и
материалы. Поскольку невозможно составить пособие, которое
бы содержало рекомендации по проектированию всех возмож-
1 ных видов аппаратов, в настоящей работе основное внимание
уделено проектированию перечисленных выше элементов
7
коммутационных аппаратов. Отдельно рассмотрены особенности
проектирования полупроводниковых и измерительных аппара-
тов, а также методы оценки надежности их работы.
Аппараты наружного исполнения устанавливаются на под-
станциях (рис. 1-1). Конструкции аппаратов в значительной
степени определяют компоновку, размеры и стоимость подстан-
ций, надежность их работы. В связи с этим при проектировании
аппаратов необходимо учитывать возможные компоновочные
решения на подстанции, стремиться к уменьшению размеров
аппаратов, повышению их эксплуатационной надежности, к соз-
данию комплексов аппаратов (комбинированных аппаратов),
обеспечивающих упрощение компоновки подстанций, сокраще-
ние занимаемой площади, уменьшение расхода материалов и
трудозатрат. Отсюда вытекает требование комплексности под-
хода к проектированию аппаратов, учета особенностей их ра-
боты в электроустановках, их влияния на общее компоновочное
решение и на общие показатели стоимости и надежности.
Примером такого комплексного подхода к созданию аппара-
тов для энергосистемы является создание герметичных распре-
делительных устройств (ГРУ), изготавливаемых по единой тех-
нической документации и на единой технологической основе
(рис. 1-2). Для цепей управления этот подход реализуется соз-
данием унифицированных функциональных блоков на базе
дискретных логических элементов и интегральных микросхем.
Уже в ближайшем будущем войдут в практику схемы управле-
ния на основе больших интегральных схем (БИС), микропро-
цессоров и микропрограммных автоматов.
Огромное разнообразие применяемых аппаратов, широкие
масштабы их использования, их существенное влияние на тех-
нико-экономические показатели электротехнических устройств и
народное хозяйство в целом определяют необходимость исполь-
зования для оценки эффективности предлагаемых новых тех-
нических решений некоторого универсального критерия, учиты-
вающего полный народнохозяйственный эффект от разработки
и использования новой конструкции аппарата: затраты на его
изготовление, дополнительные затраты на подстанции (электро-
станции), связанные с установкой аппарата, составляющие ка-
питальные затраты; расходы, связанные с эксплуатацией аппа-
ратов (ежегодные издержки) и ущерб от отказов аппаратов.
Последняя составляющая затрат очень важна, поскольку она
позволяет оценить необходимую степень надежности аппарата.
Следует специально подчеркнуть, что компоновка аппарата
и его конструктивное исполнение оказывают существенное вли-
яние на стоимость основных сооружений станций, подстанций.
Поэтому при оценке капитальных затрат необходимо учитывать
их изменение, связанное с тем или иным конструктивным ис-
полнением аппарата, что позволяет более точно учесть народно-
хозяйственные затраты^ на изготовление и установку аппарата.
Так, например, применение водяного охлаждения токоведущих
В
Рис. 1-1. Общий вид открытого рас-
пределительного устройства 750 кВ
1 — трансформатор; 2 — разрядник; 3 — разъ-
единнтель; 4 — шинная опора; 5 — выключи-
Рнс. 1-2. Общий вид герметичного распределительного устройства напряже-
нием 420 кВ
элементов аппаратов на большие токи связано с созданием сис-
темы водоснабжения, а также дополнительных сооружений для
ее размещения и обеспечения охлаждения воды (например,
строительство градирни).
Таким универсальным критерием, учитывающим все народ-
нохозяйственные затраты, является критерий минимума приве-
денных затрат (затрат, приведенных к одному году) [58].
10
Одной из основных за-
дач при составлении мини-
мизируемой функции при-
веденных затрат 3 явля-
ется учет всех переменных
х, которые могут повлиять
на составляющие затраты.
После оценки степени вли-
яния всех переменных на
приведенные затраты на
первом этапе проектирова-
ния число переменных сле-
дует ограничить для того,
чтобы не усложнять задачу
выбора основных парамет-
ров и конструктивной
схемы аппарата. На после-
дующих этапах проектиро-
вания следует учесть воз-
можно большее число
переменных, чтобы не допу-
стить ошибки при проекти-
Рис. 1-3. Функция 3 (Xi, х2). На плос-
кости XiX2 показана зависимость Xi —
=f(x2), определяющая ограничение вида
(1-2)
ровании.
С учетом изложенного, получаем минимизируемую функцию
3 = (Ен + а0) К(хъ х2, . . хп) + И(х1, х2, . . ., хп) +
+ У(хх, х2, . . . , хп),
(Ы)
где £н — нормативный коэффициент эффективности капиталь-
ных вложений, принимаемый в энергетике равным 0,12; а0 =
= 0,084 — нормативный коэффициент амортизационных отчис-
лений; E(xi, Хг,..хп) — капитальные затраты, связанные
с изготовлением и установкой аппарата и являющиеся функцией
переменных хг((=1, 2,..., п), определяющих конструкцию ап-
парата; И(х\, Х2,..., хп) — ежегодные издержки, включающие
стоимость потерь энергии в аппарате и расходы на его эксплу-
атацию; У (%1, х2,..., хп) — стоимость ущерба (за год) от
отказа аппарата.
Особенностью функции (1-1) является весьма медленное ее
изменение в зоне минимума. Поэтому при проектировании не
верно ориентироваться на математический минимум, определя-
ющий оптимальные значения переменных. Следует определить
область их изменения, в пределах которой функция затрат не
отличается от минимума более чем на 1—2 %. Вычисления по-
казывают, что такой малый диапазон изменения приведенных
затрат определяет область изменения переменных в пределах
десятков процентов. Пример функции 3 (xi, х2) двух перемен-
ных (например, сечение и поверхность токопровода) приведен
на рис. 1-3. В пересечении этой чаши с плоскостью 3=l,02 3min
11
образуется эллипс, проекция которого на плоскость опре-
деляет область оптимальных значений переменных Xi, х2. Оче-
видно, что при математическом оптимуме одной из них допус-
тимая область изменения другой наиболее широка. Напротив,
при крайних допустимых значениях одной из переменных (на-
пример, %1) ширина области оптимальных значений другой
переменной равна нулю.
Кроме минимизируемой функции необходимо учесть ограни-
чения, накладываемые типом конструкции, условиями эксплуа-
тации, видом материала и т. п. Эти ограничения могут быть
выражены математически в виде равенств
х2, • • • > х„) = 0 (Хг— 1, 2, . . . , s; s<n) (1-2)
или неравенств
Р/(хь х2........хп)<0 (/==1, 2...........g; g<n), (1-3)
либо тех и других вместе.
Ограничения уменьшают область возможных изменений пе-
ременных, определяющих конструкцию аппаратов. Возможна
ситуация, когда вся область оптимальных значений переменных
оказывается за пределами наложенных ограничений В этом
случае предложенная конструкция аппарата должна быть от-
вергнута, и следует возобновить поиск лучшего конструктивного
решения.
В зависимости от вида полученных функций (3, q, р) могут
быть применены различные методы отыскания отпимальных зна-
чений переменных, которые подробно изложены в специальных
пособиях [53, 54, 64], а также в гл. 10.
Когда найдены основные конструктивные данные аппарата,
можно приступить к поиску основных компоновочных решений.
Поясним это на примере. Пусть требуется спроектировать аппа-
рат на заданный рабочий ток. При этом вводится ограничение
на максимальную температуру токопровода. Очевидно, это ог-
раничение температуры может быть достигнуто различными
путями. Можно подобрать такое сечение токопровода и на-
столько развить его поверхность, что потери энергии в нем не
превысят значения, допустимого по условию ограничения тем-
пературы токопровода. Можно пойти и другим путем — ограни-
чить сечение и поверхность токопровода, обеспечив малые его
размеры. При этом температура токопровода значительно пре-
высит допустимую. Для ее ограничения можно применить раз-
личные способы повышения теплоотвода с поверхности токопро-
вода, например, циркуляцию воздуха либо охлаждение токове-
дущих элементов водой. При этом будет обеспечено ограничение
температуры токопровода. Однако потребуются дополнительные
затраты на сооружение системы циркуляции воздуха при воздуш-
ном охлаждении или на сооружение системы циркуляции воды,
включающей в себя систему ее охлаждения, на обслуживание
12
этих систем принудительного охлаждения (включая ремонт),
на их энергоснабжение.
Задачей технико-экономического расчета является выбор
оптимального варианта исполнения аппарата, соответствующего
наименьшим приведенным затратам. Только после решения
этого принципиального вопроса можно перейти к анализу ком-
поновочных решений аппарата.
В связи с этим следует отметить, что сопоставление различ-
ных вариантов исполнений аппаратов необходимо выполнить
при достаточно представительном наборе вариантов с тем,
чтобы не пропустить оптимальный. В рассматриваемом примере
следует постепенно уменьшать сечение токопровода, компенси-
руя его уменьшение введением все более эффективных (и доро-
гих) средств теплоотвода.
В некоторых случаях определяющим может быть критерий
минимума занимаемого объема, либо минимума массы аппа-
рата. При этом опять надо учитывать все дополнительные эле-
менты, обеспечивающие выполнение этих критериев.
При проектировании аппарата не всегда заранее известны
характеристики всех физических процессов, связанных с работой
аппарата. Тогда критериальные уравнения либо не могут быть
составлены, либо не могут быть решены. В этом случае необхо-
димо составить математическую модель рассматриваемого про-
цесса и подвергнуть ее анализу (при необходимости на ЭВМ)
или построить физическую модель проектируемого устройства
и выполнить необходимые экспериментальные исследования.
Эти исследования принципиально отличаются от испытаний
опытных образцов узлов аппарата или аппарата в целом, по-
скольку они предшествуют конструктивному оформлению аппа-
рата.
Естественно, предварительные исследования увеличивают
стоимость разработки. Поэтому необходимо обосновать целесо-
образность таких исследований, оценив предполагаемый эффект
и ущерб, который может быть нанесен разработке при отказе
от предварительных экспериментальных исследований. Если
возможный ущерб значительно меньше предполагаемых затрат
на эксперимент, от него следует отказаться. Зачастую это об-
стоятельство недооценивается, и экспериментальные исследова-
ния не приносят необходимого эффекта. В результате затягива-
ются сроки разработок и увеличиваются затраты на них, что
наносит прямой ущерб народному хозяйству.
Следует четко представлять себе возможности, которыми
располагает конструктор при наличии современных ЭВМ. Если
раньше, используя примитивные вычислительные средства, кон-
структор мог проанализировать небольшое число вариантов
конструкции при варьировании ограниченным числом перемен-
ных, то при наличии современных ЭВМ можно сравнить боль-
шое число вариантов, а число учитываемых переменных может
достигать ста и более. Поэтому главная задача конструктора —
13
реализация возможностей, предоставляемых ЭВМ. Те решения,
которые ранее конструктор принимал на основе опыта собст-
венного и накопленного предприятием, интуиции, сейчас прини-
маются на основе тщательного сопоставления большого числа
вариантов. Ошибочно предполагать, что все эти варианты дол-
жен разработать конструктор. Он должен обладать квалифика-
цией, позволяющей ему аналитически описать все возможные
конструктивные изменения, либо составить алгоритм поиска оп-
тимальных вариантов. При этом ЭВМ может отыскать такой
вариант, который конструктор не мог себе представить из-за
ограниченных возможностей своей памяти. Это отнюдь не озна-
чает, что конструктор передает свои творческие функции ЭВМ.
Напротив, ЭВМ позволяет полнее использовать творческие спо-
собности конструктора, освобождая его от утомительных вычис-
лений и предоставляя ему возможность в ограниченное время
рассмотреть множество возможных вариантов решения.
Таким образом, ведется диалог между конструктором и
ЭВМ, который должен стать основой проектирования электри-
ческих аппаратов. Для успешной реализации такого диалога
конструктор должен располагать математической моделью ап-
парата, т. е. набором уравнений, формул, устанавливающих
связь между конструктивными параметрами и физическими про-
цессами в аппаратах. В связи с этим в книге особое внимание
уделено математическому описанию всех рассматриваемых про-
цессов. При этом авторы не ставили перед собой задачу отыс-
кания оптимальных конструктивных решений во всех случаях.
Приведенные примеры лишь иллюстрируют возможные пути
поиска оптимальных решений.
Возможность применения ЭВМ на той или иной стадии про-
ектирования в решающей степени зависит от содержания про-
ектных задач, от состояния теории, степени разработанности
математических моделей и алгоритмов решения проектных за-
дач, от принятой стратегии проектирования.
Развитие методов и форм организации проектирования не-
разрывно связано с научно-техническим прогрессом, с пробле-
мами роста производительности труда конструктора, эффектив-
ного использования его творческого интеллектуального потен-
циала. Поэтому актуальной является задача использования
системы автоматизированного проектирования электрических
аппаратов (САПР ЭА) в электроаппаратостроении.
Отличительная особенность электрических аппаратов — эго
их многообразие как по назначению, техническим решениям,
номинальным параметрам, так и по физическим процессам, про-
исходящим в них. Поэтому на современном этапе создания
САПР ЭА целесообразно использовать систему автоматизиро-
ванного проектирования с целевой направленностью на отдель-
ные типы электрических ' аппаратов (электромагнитные реле,
контакторы, токоограничивающие автоматы низкого напряже-
ния, разъединители высокого напряжения и т. д.). Вместе с тем
14
в структуре САПР контактных электрических аппаратов дол-
жны быть созданы идентичные подсистемы: проектирование кон-
тактной системы, дугогасительного устройства, привода, токо-
ведущей, изоляционной систем, оболочек, оснований. Рассмот-
рим кратко некоторые основные понятия САПР ЭА.
Система САПР ЭА — это организационно-техническая сис-
тема, выполняющая автоматизированное проектирование элект-
рических аппаратов с участием конструктора и состоящая из
комплекса средств автоматизации проёктирования (ГОСТ
23501.0—79). В комплекс средств автоматизации проектирова-
ния входят лингвистическое обеспечение (языки программиро-
вания), математическое обеспечение (математические модели,
методы), программное обеспечение (пакеты прикладных про-
грамм), техническое обеспечение (вычислительная техника,
средства передачи данных), информационное обеспечение
(блоки данных на машинных носителях с записью стандартных
проектных решений, типовых элементов, комплектующих изде-
лий), организационное обеспечение (инструкции, положения).
Технические средства САПР ЭА, которые составляют основу
технического обеспечения САПР ЭА, во многом определяют
уровень автоматизации проектирования. Эти средства объеди-
нены в систему, состоящую из центрального вычислительного
комплекса (на базе ЕС ЭВМ) и терминальных комплексов, ус-
тановленных непосредственно на рабочих местах конструкторов.
Такие автоматизированные рабочие места конструкторов явля-
ются основой диалогового комплекса САПР ЭА. Они предназна-
чены для решения текущих задач, поиска и анализа необходи-
мой информации, хранящейся в памяти ЭВМ, выполнения
графических и чертежных работ, поочередного обмена информа-
цией между конструктором и ЭВМ. Конструктор может
вмешиваться в процесс расчета задачи на ЭВМ, оперативно
исправлять и дополнять графическую информацию (чертеж,
эскиз, таблицы), получаемую от ЭВМ.
Диалоговая система освобождает конструктора от подбора
и обработки информации, копирования и вычерчивания черте-
жей, составления технической документации, от контактов
с обслуживающим персоналом ЭВМ при отладке программ и
дает широкие возможности для творчества.
При проектировании электрических аппаратов использова-
ние САПР ЭА эффективно как на этапе научно-исследователь-
ской, так и на этапе опытно-конструкторской разработки. На
этапах серийного производства и эксплуатации применяется
комплекс САПР ЭА — АСУ технологическими процессами.
Комплекс разрабатывает оптимальный технологический процесс,
выбирает оборудование, инструмент, оснастку, рассчитывает
оптимальный режим обработки, разрабатывает программы для
станков с ЧПУ. Подсистемы САПР ЭА используются для управ-
ления испытаниями, обработки результатов испытаний и дан-
ных по эксплуатации.
15
При создании САПР ЭА роль конструктора электрических
аппаратов является ведущей в решении следующих задач: фор-
мулирование цели и назначения САПР ЭА, требований к вход-
ным и выходным данным; анализ характеристик объектов про-
ектирования; подготовка методических материалов, нормативно-
технических документов и т. п. От предпроектных исследований
и до ввода в действие САПР ЭА конструктор по электрическим
аппаратам тесно взаимодействует со специалистами по приклад-
ной математике, нелинейному программированию, а также
с инженерами-механиками, теплофизиками. Взаимопонимание
в этом коллективе предопределяет успех в создании
САПР ЭА.
При более совершенной организации проектирования электри-
ческих аппаратов значительно повышаются и требования к кон-
структору по электрическим аппаратам. Особенно следует от-
метить умение и навыки применения современных математичес-
ких методов построения математических моделей процессов,
устройств и в совокупности отдельных электрических аппаратов,
а также дальнейшей реализации моделей на ЭВМ.
В поиске новых технических решений важно использование
методов оптимизации при многовариантном поиске лучших эле-
ментов устройств и в целом конструкций электрических аппа-
ратов. Здесь необходим также многокритериальный анализ ре-
зультатов исследований, испытаний и опыта эксплуатации
с применением ЭВМ.
Следует специально подчеркнуть, что в практике проектиро-
вания электрических аппаратов их эксплуатационная надеж-
ность зачастую оказывается ниже предусмотренной заданием.
Объясняется это тем, что многие случайные факторы, определя-
ющие. условия работы аппарата и его реакцию на случайные
воздействия, не исследуются достаточно полно с выявлением
их статистических характеристик (механические характеристики,
характеристики электрической прочности при длительном
приложении напряжения и т. п.). Это, следовательно, не
позволяет строго сформулировать критерий надежности и явля-
ется недостатком Методов испытаний и технического контроля.
В итоге это приводит к недостаткам в конструкции аппаратов,
выявляющимся в процессе эксплуатации. Устранение этих не-
достатков связано с большими дополнительными затратами.
Сказанное еще раз подчеркивает роль исследовательской ра-
боты при проектировании аппаратов. Исследовать необходимо
не только основные процессы и явления, сопровождающие ра-
боту аппарата, но и надежность в эксплуатации создаваемой
конструкции.
1-2. Основные принципы проектирования
электрических аппаратов
Содержание понятий «проектирование» и «конструирование».
Проектирование следует понимать как совокупность всех работ
по созданию новых аппаратов. Сюда входят: формулирование
стоящей задачи; проведение исходных научных исследований
на физических моделях и макетах, если это необходимо; выбор
принципиальной технической идеи, технической основы будущей
конструкции; все этапы конструкторской разработки, включая
оптимизацию конструкции в целом и отдельных ее узлов и де-
талей на основе технико-экономических расчетов и дополнитель-
ных критериев, вытекающих из функциональных особенностей
аппарата и условий его работы; технологическая разработка;
участие в изготовлении и испытаниях лабораторных, опытных
и головных образцов установочной партии; участие в техничес-
кой подготовке производства; изучение опыта эксплуатации и
совершенствование конструкции в процессе серийного промыш-
ленного производства.
Конструирование — важнейшая часть проектирования, кото-
рая слагается из двух последовательных этапов: а) выбор ра-
бочего варианта конструкции, общей ее компоновки, кинемати-
ческой схемы и принципа действия; б) разработка рабочих
чертежей деталей, а также конструктивных узлов и изделия
в целом.
Особенности проектирования серий аппаратов. Изделия, из
которых состоит серия, характеризуются технически и экономи-
чески обоснованной совокупностью типоразмеров аппаратов,
конструктивным единством, общностью назначения. Разработка
единых серий электрических аппаратов, как и других изделий
машиностроения, имеет преимущества по сравнению с индиви-
дуальным проектированием, так как позволяет создавать аппа-
раты, выполненные по единому конструктивному принципу или
на основе единого модуля, технологичные в производстве и
удобные в эксплуатации. Проектирование серий позволяет:
1.	Резко сократить сроки проектирования и освоения каж-
дого аппарата из серии в целом.
2.	Предварительно оценить на основе опыта изготовления
и испытания базисного аппарата качество изделий всей серии.
3.	Приближенно определить уже на начальной стадии проек-
тирования основные технико-экономические показатели всей
серии.
4.	Значительно повысить технологичность изделий и снизить
трудоемкость их изготовления.
5.	Шире использовать унифицированные детали и узлы из-
делий.
6. Уменьшить себестоимость аппаратов серии.
Проектирование единой серии аппаратов ,рготличие от инди-
видуального проектирования имеет' свои
вначале разрабатывается базисный аппарат на стадии тех-
нического проекта (например, воздушный выключатель на НО
кВ с выбором и отработкой дугогасительного модуля);
эскизное, компоновочное проектирование всей серии (напри-
мер, воздушные выключатели на все классы напряжения);
рабочее проектирование: вначале проектируется базисный
аппарат, а затем — все аппараты серии.
Выбор материалов. От правильного выбора вида, марки,
профиля материала, условий обеспечения рационального и эф-
фективного их использования во многом зависит степень совер-
шенства, технический уровень и подготовленность к производ-
ству создаваемой конструкции.
Применение новых видов материалов именно при проекти-
ровании оказывается средством, позволяющим конструктору
создать прогрессивную конструкцию. Здесь не только нужно
следить за появлением новых материалов, но и доказывать не-
обходимость создания новых материалов с определенными
свойствами, организовывать их производство. Особенно это от-
носится к материалам электротехнического назначения. Вопрос
об эффективном использовании материалов необходимо рас-
сматривать уже на ранних стадиях проектирования. Причем на
экономию дорогостоящих и дефицитных материалов следует
обращать особое внимание.
Усилия конструкторов и технологов должны быть направ-
лены на применение прогрессивных, высокопроизводительных
технологических процессов, обеспечивающих высокое качество
деталей и высокие коэффициенты использования материала, как
при использовании в новых разработках существующей на за-
воде номенклатуры материалов, так и в случае применения
принципиально новых материалов.
Технологичность конструкции. Специфика технологии элек-
троаппаратостроения состоит в том, что, кроме обычной техно-
логии металлов как конструкционных материалов, она вклю-
чает и особую технологию металлов как активных материалов,
т. е. проводников тока и магнитного потока, а также специаль-
ную технологию электроизоляционных материалов.
Технологичность конструкции достигается конструктором и
технологом при их совместной творческой работе путем проду-
манного выбора форм и материалов с целью достижения воз-
можности изготавливать детали и сборочные единицы конст-
рукции наиболее производительными и совершенными спосо-
бами с обеспечением удобства сборочно-контрольных опе-
раций.
Некоторые требования технологичности: простота конструк-
ции, отказ от излишней технологической обработки, точности и
чистоты обработки, выбор наиболее дешевых, недефицитных ма-
териалов, удобных для получения заготовок, возможность при-
менения прогрессивного формообразования, наличие регулиро-
вок и компенсирующих звеньев, обеспечивающих возможность
18
сборки узлов и изделия в целом с учетом соответствующих до-
пусков.
Взаимозаменяемость — это основа современного серийного и
массового производства, связывающая в единый процесс разра-
ботку конструкции, технологию производства и контроль каче-
ства.
Взаимозаменяемость достигается путем изготовления дета-
лей с необходимой точностью их геометрических, механических,
физических и других параметров.
Когда конструкция уже создана, ее технологичность в ко-
нечном счете определяет экономичность ее производства.
Взаимозаменяемость деталей и сборочных единиц — это их
свойство занимать свое место в конструкции без подгонки с со-
блюдением требований, предъявляемых к геометрическим раз-
мерам (обеспечение сборки), кинематическим параметрам (оп-
ределяют закон движения рабочих органов аппарата и его
привода) и физико-механическим параметрам (определяют од-
нородность химического состава, прочностные характеристики,
физические и химические свойства).
Коррозионная стойкость. Борьба с коррозией — одна из важ-
нейших задач современной техники. Потери от коррозии состав-
ляют 1/10 часть национального дохода. Коррозия уничтожает
до 1/3 всего производимого металла.
Профилактика коррозии на стадии проектирования — важ-
нейшая и наиболее эффективная форма борьбы с коррозией.
Важнейшим средством является устранение в изделии взаим-
ного влияния составляющих его материалов, которые способны
вызвать разрушения, и наоборот — создание влияния, оказы-
вающего благоприятный эффект.
Поверхностная коррозия, электроконтактная, высокотемпе-
ратурная, кавитационная, усталостная (растрескивание в кор-
розионной среде), эрозионная, контактная (при сопряжении
разнородных электродов), микробиологическая и другие могут
нанести большой вред спроектированному электрическому ап-
парату, снизить его надежность и долговечность, если не при-
нять при проектировании эффективных мер борьбы с этими
явлениями.
При проектировании электрических аппаратов к ним предъ-
являются также и эстетические требования. При этом соблю-
даются следующие принципы: комплексный учет социальных и
инженерно-экономических требований; достижение композици-
онной цельности, выразительности, внешнего изящества элект-
рического аппарата путем соблюдения единства всех его эле-
ментов как составных частей художественного произведения;
соблюдение соответствия выбранной формы назначению аппа-
рата, выполняемой им функции, т. е. единства функции и фор-
мы, достижение соответствия формы возможностям применен-
ных материалов путем наилучшего использования их физичес-
ких, механических свойств и технологических качеств;
19
Рис. 1-4. Трансформатор тока
с литой эпоксидной изоляцией
на 35 кВ
соблюдение единства формы и
цвета аппарата, а также соответ-
ствия формы и цвета аппарата
предметной среде, в которой он
будет работать; достижение мак-
симального художественного эф-
фекта при минимальных затра-
тах.
В электроаппаратостроении
широко используются пласт-
массы, в том числе армирован-
ные, литьевые, а также синтети-
ческие смолы и эпоксидные
компаунды. Это позволяет отно-
сительно легко получать детали
желаемой формы и даже аппа-
раты в целом со сложной криво-
линейной конфигурацией, в кото-
рых расширяются возможности
рационального формообразова-
ния. Например, на рис. 1-4 пред-
ставлен трансформатор тока на
35 кВ с литой эпоксидной изоля-
цией в опорном исполнении
с внешним переключателем
числа витков первичной обмотки.
Сварным, штампованным и
гнутым конструктивным элементам присуща некоторая углова-
тость, но они обеспечивают возможность проектирования аппа-
ратов больших габаритов, а также создания ажурных опорных
и подвесных изоляционных конструкций на основе легких стек-
лопластиковых элементов.
Для достижения достаточной степени эстетичности проекти-
руемых аппаратов в целом нужно считать оправданным одно-
временное существование как стиля твердых линий (прямо-
угольный стиль), так и стиля мягких линий (пластический
стиль).
Для зрительной оценки формы, внешнего вида аппарата
большое значение имеют цвет и строение поверхности. Цвет
действует на психику человека, на его самочувствие, настроение,
работоспособность, поведение. Поэтому система человек —
— цвет — пространство должна создаваться в единстве.
Аппарат, окрашенный в светлые тона, кажется более легким,
чем окрашенный в темные тона. Поэтому для электрических ап-
паратов можно рекомендовать светло-зеленый или светло-серый
бежевый или кремовый цвета.
На фоне общей окраски важнейшие узлы, пусковые устрой-
ства, рукоятки, движущиеся части, части, находящиеся под на-
пряжением, выделяют контрастными цветами. Следует учиты-
20
вать, что явление цветового контраста состоит в том, что
всякий цвет в окружении более темных тонов светлеет, более
светлых — темнеет.
Защита новизны проектируемой конструкции. Создание но-
вых конкурентоспособных аппаратов, превосходящих по своим
технико-экономическим показателям лучшие отечественные и
зарубежные образцы, возможно лишь на основе использования
открытий и высокоэффективных изобретений. Поэтому очень
важно в процессе проектирования создавать основные элементы,
узлы конструкций на уровне изобретений и не менее важно
защитить новые решения оформленными авторскими свидетель-
ствами на изобретения.
Новое и обладающее существенными отличиями техничес-
кое решение, дающее положительный эффект, защищается ав-
торским свидетельством на изобретение. Объектом изобретения
могут быть: новое устройство, способ, вещество, а также при-
менение известных ранее устройств, способов, веществ по но-
вому назначению.
Авторское свидетельство на изобретение выдается на имя
автора и удостоверяет: признание предложения изобретением,
приоритет изобретения, авторство на изобретение, исключитель-
ное право государства на изобретение.
1-3. Этапы проектирования
Технические требования. Определяются директивными доку-
ментами вышестоящих организаций по данным проектных орга-
низаций или же исходят непосредственно от проектных органи-
заций. Содержат лишь основные параметры и некоторые спе-
циальные требования.
Технико-экономическое обоснование. Выполняется npoeKi-
ными организациями совместно с организацией-разработчиком.
Содержит всесторонний анализ необходимости нового проекти-
рования с народнохозяйственных позиций, в котором рассмат-
ривается возможность отказа от проектирования путем удо-
влетворения возникшей потребности существующими видами
аппаратов, в том числе на более высокие параметры, либо пу-
тем создания модификаций выпускаемых аппаратов. Оценива-
ется народнохозяйственный эффект от внедрения новой конст-
рукции, перспектива роста потребности в новом аппарате,
возможность и необходимость развития в серию.
Техническое задание. Составляется организацией-разработ-
чиком на основе технических требований, которые конкретизи-
руются, приводятся в соответствие с действующими стандар-
тами, дополняются требованиями этих стандартов, условиями
и методиками испытаний, контроля качества, приемки, поставки.
Определяются контрольные базовые показатели технологично-
сти и экономичности разрабатываемого изделия, а также буду-
щие гарантии и условия эксплуатации. Техническое задание
21
согласовывается со всеми заинтересованными организациями и
является основой будущих технических условий на поставку.
Техническое предложение. Разрабатывается в следующей
последовательности:
1.	Изучение ранее созданных конструкций и постановка
задачи:
а)	составление обзора существующих решений аналогичных
Или близких конструкций, их изучение, анализ недостатков и
достоинств;
б)	изучение результатов проведенных исследований в инте-
ресующей области;
в)	разработка или выбор критериев и представление с их
помощью идеального конечного результата;
г)	определение* основных задач, которые необходимо решить
для достижения конечного оптимального результата (разра-
ботка новых материалов, проведение исследований на моделях
и т. д.);
д)	постановка задачи.
2.	Разработка возможных путей решения задачи:
а)	принятие предварительных значений для некоторых ис-
комых величин или размеров на основании результатов выпол-
ненных исследований;
б)	постановка исследований для получения недостающих
характеристик физических процессов, отдельных механизмов,
устройств;
в)	определение возможности разбиения задачи на части,
определение вопросов, требующих наибольшего внимания при
проектировании;
г)	определение наиболее желательного направления реше-
ния задачи с учетом компоновочных, монтажных и эксплуата-
ционных требований;
д)	определение возможности исключения элементов ранее
считавшихся необходимыми, например, путем передачи их функ-
ций остающимся элементам;
е)	поиск аналогичных или близких решений в других облас-
тях техники;
ж)	определение и анализ возможных вариантов конструк-
тивных решений;
з)	возвращение к исходной постановке задачи и изменение
ее условий, т. е. переход к другой постановке задачи в том
случае, если рассмотренные пути не дают желаемого резуль-
тата.
3.	Выбор наиболее рационального направления решения
задачи:
а)	принятие наиболее целесообразного варианта или вари-
антов для проработки;
б)	проработка принятого варианта или вариантов;
в)	постановка исследований создаваемой конструкции аппа-
рата на моделях и макетах;
22
г)	выбор оптимального варианта;
д)	разработка принципиальной схемы конструкции.
4.	Обсуждение технического предложения и оформление не-
обходимых документов по ЕСКД.
Эскизный проект включает в себя:
1.	Разработку конструктивной схемы и компоновки аппа-
рата.
2.	Проработку подвариантов. Выбор рабочего варианта на
основе проведенной совместно с технологом проработки техно-
логичности, особенно наиболее сложных узлов конструкции, со-
поставления габаритных размеров подвариантов, их ориентиро-
вочной массы, конструкции важнейших составных частей, ожи-
даемой эстетичности, эргономичности, потребности необходимых
материалов, технического уровня, патентной чистоты решения.
3.	Обеспечение необходимой патентной защиты новых техни-
ческих решений.
4.	Предварительное согласование со смежными предприя-
тиями проектирования других элементов, необходимых для соз-
дания рассматриваемой конструкции (например, изоляторы,
конденсаторы, стеклопластиковые изделия).
Эскизный проект является основой для создания техничес-
кого проекта.
Технический проект. При разработке технического проекта
производятся подробные технические расчеты и детальная про-
работка конструкции. Основное внимание обращается на обес-
печение высокого уровня технологичности, в том числе унифи-
кации, нормализации. Окончательно определяются сборочные
единицы (узлы) конструкции.
Устанавливаются марки материалов и виды заготовок всех
основных деталей.
Намечаются условия контроля и виды испытаний. Определя-
ются все необходимые технико-экономические показатели, ко-
торые сопоставляются с базовыми. Разрабатываются чертежи
опытного образца, технология и минимально необходимая тех-
нологическая оснастка. Производится изготовление оснастки и
опытного образца изделия. Опытный образец проходит всесто-
ронние испытания,-в процессе которых осуществляется доводка
конструкции.
Технический проект принципиально новой конструкции
обычно широко обсуждается на техническом совете, секциях и
конференциях с привлечением всех заинтересованных органи-
заций.
Рабочий проект. В рабочем проекте учитываются рекомен-
дации, принятые при обсуждении, согласовании и утверждении
технического проекта, опыт изготовления, испытаний и доводки
опытных образцов, в него также вносят уточнения и изменения
в конструкции.
Разрабатываются рабочие чертежи всех деталей и сборочных
единиц с их технологической отработкой. Разрабатывается тех-
23
нологический процесс. Унифицируются элементы конструкции
деталей (диаметры отверстий резьб и другие элементы) с це-
лью доведения до минимума необходимой номенклатуры режу-
щего и измерительного инструмента, а также крепежных дета-
лей. Устанавливаются и уточняются допуски и посадки, каче-
ство поверхностей (классы шероховатостей), виды покрытий и
внешняя отделка. Уточняются технико-экономические показа-
тели. Составляются полные комплекты конструкторской и тех-
нологической документации. Разрабатывается конструкторская
документация на технологическую оснастку, которая переда-
ется вспомогательному производству. Составляются и согласо-
вываются технические условия.
После разработки рабочего проекта комиссией из представи-
телей заинтересованных организаций производится приемка вы-
полненной опытно-конструкторской разработки (ОКР) с опреде-
лением ее технического уровня и присвоением разработанной
конструкции категории качества. Производится проектирование
нестандартного технологического оборудования и специальных
производственных участков (если это необходимо).
Установочная партия, или первый производственный обра-
зец. Рабочая документация поступает на основное производство.
Производится изготовление и доводка необходимой технологи-
ческой оснастки, технологическая подготовка производства и
изготовление установочной партии с применением изготовлен-
ной технологической оснастки. Если новое изделие является
весьма сложным и дорогостоящим, то изготавливается его пер-
вый производственный (головной) образец.
Головной образец или аппараты из установочной партии
проходят испытания и производится сдача изделия межведом-
ственной комиссии (МВК) и Государственной аттестационной
комиссии (ГАК), которые с учетом качества подготовки произ-
водства, его стабильности и технологической оснащенности и
соответствия техническим условиям присваивают изделию кате-
горию качества, что позволяет начать промышленное производ-
ство изделия и его поставку заказчикам.
Промышленное производство. В документацию вносятся не-
обходимые изменения по результатам работы МВК и ГАК,
производится технологическая подготовка промышленного про-
изводства и начинается промышленный выпуск.
Эксплуатация. Изучается опыт эксплуатации, аппарат совер-
шенствуется с учетом опыта производства и эксплуатации с це-
лью дальнейшего повышения его качества, надежности, повыше-
ния технико-экономических показателей.
1-4. Сущность единой системы
конструкторской документации
Развитие техники всегда сопровождалось совершенствова-
нием системы машиностроительного черчения. Это совершенст-
вование осуществлялось на основе отхода от принципа пунк-
24
туального изображения изделия в сторону упрощения графики
и введения условностей. При этом учитывается опыт работы
в СССР, материалы международных организаций, иностранные
стандарты.
Основные принципы обеспечения качества конструкторской
документации базируются на их общности, предельной ясности
и наибольшей простоте. Все излишества исключаются.
Единая система конструкторской документации ЕСКД —это
совокупность государственных стандартов. В настоящее время
утверждено более ста стандартов, устанавливающих взаимосвя-
занные правила и положения о порядке разработки, оформле-
ния и обращения конструкторской документации для органи-
заций и предприятий страны.
Правила, устанавливаемые ЕСКД, обеспечивают:
возможность взаимообмена конструкторскими документами
между организациями без их переоформления;
стабилизацию комплектности, исключающую дублирование
и разработку документов, без которых можно обойтись;
возможность расширения унификации при проектировании;
упрощение форм конструкторских документов и графических
изображений, снижающих трудоемкость проектно-конструктор-
ских работ;
механизацию и автоматизацию обработки технических доку-
ментов и содержащейся в них информации;
улучшение условий технической подготовки производства;
улучшение условий эксплуатации промышленных изделий;
оперативную подготовку документации для быстрой пере-
наладки действующего производства.
Виды изделий по ЕСКД. В зависимости от назначения изде-
лия делят на изделия основного производства, предназначен-
ные для поставки, т. е. для реализации, и на изделия вспомога-
тельного производства, предназначенные для собственных нужд
предприятия. В их числе:
деталь —- изделие, изготовленное из однородного материала
без применения сборочных операций;
сборочная единица — изделие, составные части которого со-
единены между собой на предприятии-изготовителе сборочными
операциями;
комплекс — два и более изделия, предназначенные для вы-
полнения взаимосвязанных эксплуатационных функций. Каждое,
из этих изделий, входящих в комплекс, служит для выполнения
одной или нескольких основных функций. Примером может
служить генераторный аппаратный комплекс, содержащий вы-
ключатель, разъединитель, заземлители, трансформаторы тока
и напряжения;
комплект — два и более изделия, не соединенных на пред-
приятии-изготовителе сборочными операциями и представляю-
щих собой набор изделий, имеющих общее эксплуатационное
назначение вспомогательного характера. Например, комплект
25
запасных частей, комплект инструментов, комплект приспособ-
лений, комплект тары и т. д.
Виды основных документов по ЕСКД. Чертеж детали —
документ, содержащий изображение детали и другие данные,
необходимые для ее изготовления и контроля.
Сборочный чертеж со спецификацией определяет со-
став сборочной единицы (узла конструкции), а также взаимо-
связь, взаимодействие входящих в нее деталей.
Чертеж общего вида — документ, определяющий кон-
струкцию изделия, взаимодействие его основных составных ча-
стей и поясняющий принцип работы изделия.
Теоретический чертеж определяет геометрическую
форму изделия и координаты расположения составных частей.
Габаритный ч>ертеж содержит упрощенное, контурное
изображение с габаритными, установочными и соединитель-
ными размерами.
Монтажный чертеж содержит контурное изображение
изделия, а также данные для его установки (монтажа) на ме-
сте применения, включая чертежи фундаментов.
Схема показывает в виде условных изображений основные
части конструкции и их фундаментальные взаимосвязи.
Спецификация — документ, определяющий состав сбо-
рочной единицы, комплекса или комплекта.
Расчет содержит все выполненные по изделию обоснова-
ния, включая технико-экономические.
Пояснительная записка содержит описание устрой-
ства и принципа действия разработанного изделия, а также
обоснование принятых при разработке технических и технико-
экономических решений.
Технические условия содержат требования (совокуп-
ность показателей, норм, правил и положений) к изделию,
контролю, приемке и поставке.
Программа и методика испытаний содержит тех-
нические данные, подлежащие проверке при испытаниях, а
также порядок и методы их контроля.
Патентный формуляр содержит сведения о патентной
чистоте изделия, а также о созданных и использованных при
его разработке отечественных изобретениях.
Ведомость ссылочных документов, на которые
в конструкторских документах имеются ссылки.
Ведомость покупных изделий, которые входят в со-
став спроектированного аппарата.
Эксплуатационные документы содержат инструк-
ции по монтажу и эксплуатации изделия.
Карта технического уровня и качества изде-
лия содержит данные, отражающие технический уровень и
качество изделия, соответствие его технических и экономиче-
ских показателей достижениям науки и техники, а также по-
требностям народного хозяйства страны.
26
ГЛАВА ВТОРАЯ
ТОКОВЕДУЩИЕ СИСТЕМЫ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ
2-1. Общая характеристика токоведущих систем
и задачи их проектирования
Каждый электрический аппарат, работающий в различных
силовых электрических установках, имеет токоведущую систему
(ТВС). Под ТВС понимается часть электрического аппарата,
представляющая собой совокупность токоведущих элементов,
контактов, контактных соединений и выводов, образующих одну
цепь или несколько параллельных цепей. Функциональным назна-
чением ТВС является проведение рабочего тока и тока корот-
кого замыкания в электрической цепи, в которую включен ап-
парат, а также ее коммутация.
Система ТВС может включать в себя элементы, различные
по назначению, форме и размерам, выполненные из различных
проводящих материалов. Некоторые из них могут объединяться
в конструктивный узел, осуществляющий коммутацию электри-
ческой цепи (включение и отключение).
Электрическим контактом называется часть токоведущей
системы, в которой осуществляется переход тока из одного токо-
ведущего элемента в другой. Конструктивный узел, с помощью
которого обеспечивается переход тока из одной части контакта
в другую, называется контактным соединением. Контактные со-
единения могут быть размыкаемыми и неразмыкаемыми. При-
мером последнего может служить соединение вывода аппарата
с токоподводящим кабелем или шиной, выполненное с помо-
щью болтов.
Выводом электрического аппарата называется часть токове-
дущей системы, предназначенная для электрического соедине-
ния с элементами силовой электрической цепи.
Таким образом, элементы ТВС могут быть как подвижными,
так и неподвижными.
Помимо основной функции ТВС (проведение и коммутация
рабочего тока и тока короткого замыкания) элементы ТВС
должны выполнять дополнительные функции, различающиеся
в зависимости от вида аппарата и условий его работы. Напри-
мер, разъединители наружной установки должны быть работо-
способны в условиях гололеда, т. е. должны обеспечить разру-
шение гололеда как при включении, так и при отключении.
Поверхность элементов ТВС высоковольтных аппаратов
должна быть выбрана так, чтобы в аппарате открытого испол-
нения на ней не возникало стримерной короны, а в ГРУ — и
короны в лавинной форме (см. гл. 5). Обычно для этого исполь-
зуются специальные экраны.
27
В коммутационных аппаратах успешное выполнение функ-
ций ТВС часто достигается путем конструктивного расчленения
ТВС между выводами на параллельные цепи. Это позволяет
эффективно решать задачи проектирования аппаратов на боль-
шие рабочие и аварийные токи, обеспечивая рациональную их
компоновку, облегчение условий коммутации, уменьшение при-
водных усилий, экономичное использование материалов, повы-
шение быстродействия, увеличение ресурса по числу операций,
надежность работы аппарата.
Независимо от функционального назначения электрического аппарата его
ТВС можно классифицировать по общим признакам.
1.	По способу защиты от воздействия окружающей среды и по
степени защиты от возможного случайного прикосновения к токоведущим
частям различают аппараты с открытой и закрытой токоведущей системой.
Открытая ТВС или ее отдельные элементы доступны для случайного прикос-
новения обслуживающего персонала, для случайных попаданий на ТВС или
ее элементы посторонних предметов, животных или птиц, а также подвер-
жены атмосферным воздействиям. Закрытые ТВС обеспечивают различную
степень защищенности как от атмосферных воздействий, так и от случайных
прикосновений, вплоть до размещения ТВС аппарата в заземленной герме-
тичной оболочке (корпусе), заполненной сжатым газом или смесью газов.
2.	По способу охлаждения и по виду теплоносителя можно
разделить ТВС аппаратов на следующие типы:
с естественным охлаждением, когда теплообмен с окружающей средой
осуществляется за счет естественного перемещения ее частиц (конвекция);
с принудительным охлаждением, когда отвод теплоты обеспечивается
специальными устройствами (вентиляторы, насосы), с помощью которых об-
дуваются ТВС как открытого, так и закрытого исполнения или же прокачи-
вается жидкостный теплоноситель через полости в элементах ТВС.
Первый способ является более простым и дешевым, одиако он эффекти-
вен лишь для открытых ТВС.
3.	По форме сечения различают ТВС со сплошным и полым сече-
нием, причем во втором случае ТВС может быть выполнена как с непрерыв-
ным (по металлу) периметром сечения, так и с сечением, составленным из
ряда одинаковых или близких по форме элементов, включенных параллельно.
При этом могут быть использованы различные по конфигурации сечения в це-
лом или его отдельные элементы (например, в виде круглых, квадратных или
прямоугольных форм как сплошного, так и полого сечения).
4.	По виду проводникового материала. В отличие от токо-
проводов ТВС электрического аппарата может иметь элементы, выполненные
из различных проводниковых материалов. Наиболее широко используется
медь, алюминий, различные марки бронзы и латуни, а в качестве материалов
для контактов весьма широко используется металлокерамика и даже серебро.
5.	По степени электромагнитного экранирования раз-
личают ТВС неэкранированного и экранированного исполнения, когда элек-
тромагнитное поле вне объема ТВС практически отсутствует или в значи-
тельной степени ослаблено. Следует отметить, что выполнение ТВС закры-
того типа при размещении ее внутри оболочки из проводящего материала
приводит к созданию аппарата, напряженность внешнего магнитного поля
которого зависит от вихревых токов в стенках его оболочки. В случае когда
оболочка аппарата включается в рассечку пофазно экранированного токопро-
вода, по оболочке которого протекает продольный ток, практически равный
фазному току, происходит полное электромагнитное экранирование ТВС.
В этом случае влияние эффекта близости, обусловленное наличием соседних
фаз (полюсов аппарата) отсутствует.
Основными задачами проектирования ТВС аппаратов яв-
ляются: выбор материалов сечения и формы элементов ТВС;
выбор конструкции контактов; выбор системы охлаждения ТВС.
28
Материалы выбираются с учетом функциональных особен-
ностей элементов ТВС, а также их стоимости и дефицитности.
Как правило, ТВС и оболочки токопроводов выполняются
из алюминия, несколько уступающего меди по удельному элек-
трическому сопротивлению, но более дешевого и легкого ма-
териала, запасы которого пока еще не ограничены.
Отдельные элементы ТВС аппаратов тоже могут изготавли-
ваться из алюминия, но наличие различных контактных соеди-
нений в отличие от токопроводов, где они осуществляются пу-
тем сварки, требует использования в качестве проводникового
материала в основном меди. Использование в контактных сое-
динениях аппаратов алюминия требует соответствующей за-
щиты мест контактирования. При изготовлении ТВС для аппа-
ратов на большие токи используется в настоящее время исклю-
чительно медь, однако, учитывая все более возрастающий
дефицит меди, ведется поиск возможных решений с использова-
нием алюминия.
Для материалов контактных поверхностей необходимо ог-
раничивать температуру в связи с тем, что при повышенной
температуре образуются плохопроводящие оксиды, увеличива-
ющие сопротивление контактов. В связи с этим для создания
контактных поверхностей широко используется серебро, оксиды
которого при увеличении температуры разрушаются, что при-
водит к уменьшению сопротивления в длительном режиме ра-
боты. Тем не менее из-за возрастания сил трения при повы-
шении температуры контактов с гальваническим серебрением
поверхности или с напайками из серебра их температура огра-
ничивается соответственно 105 и 120 °C.
Допустимая температура для контактов с гальваническим
серебрением толщиной 24 мкм, размыкающихся без трения, т. е.
с предварительным снятием контактного давления, в соответ-
ствии с ГОСТ 8024—84 повышена до 120 °C.
Выбор сечения элементов ТВС осуществляется исходя из
оптимальной плотности тока (см. § 2-2), необходимых техни-
ческих характеристик и функциональных особенностей.
Выбор формы сечения и поверхности элементов ТВС про-
изводится с учетом целесообразности уменьшения добавочных
активных потерь, вызванных поверхностным эффектом (см.
§ 2-4), обеспечения необходимого теплоотвода (см. § 2-3) и
требуемой механической прочности (см. § 2-5).
Одновременно с этим должна быть обеспечена и требуемая
термическая стойкость наименее теплоемкого участка ТВС
в режиме короткого замыкания (см. § 2-3). Следует указать, что
в некоторых условиях корректировка размеров сечения исходя из
условий обеспечения механической прочности приводит к завы-
шению термической стойкости элементов ТВС по сравнению
с требуемым уровнем. В то же время наличие нетоковедущих
конструктивных элементов может повысить механическую проч-
ность элементов ТВС. В подобном случае следует определять
29
термическую стойкость исходя из размеров сечения элемен-
тов ТВС, полученных в ходе теплового расчета.
При невозможности обеспечения работоспособности аппа-
рата в условиях естественного охлаждения применяют ту или
иную систему принудительного охлаждения. При оценке эф-
фективности применения систем принудительного охлаждения
необходимо учитывать дополнительные капитальные вложения
и эксплуатационные расходы, связанные с обеспечением функ-
ционирования этих систем, в том числе и в основные сооруже-
ния станций, подстанций и т. п.
2-2. Выбор сечения элементов токоведущих систем
электрических аппаратов
При прохождении тока по элементам ТВС электрических
аппаратов происходит их нагревание, связанное с потерями
электроэнергии. Потери зависят от тока, от формы и размеров
сечения проводника.
Увеличивая сечение проводника, можно уменьшить потери
электроэнергии. Однако при этом увеличивается расход мате-
риала и стоимость ТВС. Уменьшение сечения проводника при-
водит к увеличению потерь энергии, что связано с необходи-
мостью соответствующего увеличения ее выработки и, следо-
вательно, с увеличением мощности генерирующих источников
и расхода топлива. И то, и другое связано с дополнительными
народнохозяйственными затратами. Отсюда следует, что при
создании аппарата необходимо исходить из его народнохозяй-
ственного эффекта. Поэтому в качестве критерия оптималь-
ности сечения ТВС аппарата следует пользоваться критерием
минимума приведенных затрат, определяемых по формуле (1-1).
В качестве примера рассмотрим выбор сечения экраниро-
ванного токопровода (рис. 2-1), как наиболее простой и на-
глядный. При этом не будем учитывать величину, определя-
ющую ущерб от недостаточной надежности ТВС, чтобы не ус-
ложнять излишне вывод основных соотношений.
Капитальные затраты на создание трех фаз токопровода
определяются затратами на изготовление и монтаж токопровода.
Последние могут быть приближенно учтены введением коэф-
фициента 1,5 к стоимости промышленного изготовления токо-
провода (цена токопровода). Для трехфазного токопровода,
учитывая различия в материалах шин и оболочек, получаем
Ктпр = Ко 4" 1,5-3 (SinYmtfin 4* 5Об?обЧоб),	(2-1)
где Ко — постоянная составляющая затрат, не зависящая от
сечения токопровода; 5Ш и SO6 — площадь активных сечений
шины и оболочки соответственно; уш и уОб — плотности мате-
риала шины и оболочки; цш и цОб — цена за единицу массы.
30
Ежегодные издержки, зависящие от
сечения токопровода, в эксплуатации
определяются стоимостью потерь элект-
роэнергии в нем:
И = АРтзэ,	(2-2)
где ДР — мощность потерь; т — годовое
время наибольших потерь; зэ — удель-
ные замыкающие затраты на электро-
энергию, руб/(кВт‘ч).
При пофазном экранировании токо-
провода токи в шине и в оболочке оди-
наковы. Поэтому мощность потерь на
единицу длины токопровода при номи-
нальном токе
АР = 3/2НОМ (Рэ. ш + Рэ. об) = 3/2ном Г Рэ-ш(&ш)*ДПш-
| ош
Рэ. об (»0б) &Д. Поб
Зоб
(2-3)
где Рэ. ш и Рэ. об — активные электрические сопротивления
шины и оболочки токопровода; рэ.ш(Фш) и рэ. об (Фоб)—удель-
ные электрические сопротивления шины и оболочки^ зависящие
от их температуры; Sm и Зоб — площадь сечения шины и обо-
лочки; &д. пш и &д.поб—коэффициенты добавочных потерь шины
и оболочки (см. § 2-4).
Зависимость рэ от температуры Ф приближенно может быть
записана в виде рэ = рэ0[1+ат(Ф-Ф0)],	(2-4)
где рэо — удельное сопротивление при комнатной температуре
(Фо = 20°C), ат — температурный коэффициент сопротивления,
равный для алюминия и меди 0,004.
С учетом выражений (2-1), (2-2) и (2-3) приведенные за-
Р 3 = (Ен + а0) [Ко 4,5 (Зшушцш + ЗобУобЦоб) +
,2 Г Рэ.ш (&/ 'гД-пш рэ. об (&) ^д. поб 1 „	/П
+ 3/ном| -----—--------1------7------- тзэ-	(2-OJ
Как видно, в принятой приближенной записи приведенных
затрат на изготовление, монтаж и эксплуатацию токопровода
переменные Sm и 30б, подлежащие оптимизации, разделяются.
Поэтому их оптимальные значения легко могут быть найдены
дифференцированием затрат по этим переменным:
33	. с /с. .	.	о/2 Рэ ш(&)Йд. Пш	п.
——— — 4,5ушЦш (Ен До) 3/ном “ ТЗэ — О,
дЗш	5^
дЗ	. с /С I \ ог2 .Рэ. об (») ч Поб „ Л
—— — 4,5уОбЦоб (Ен Оо) 37ном ~	'•Зэ — О’
азо6	з|б
31
Из этих соотношений получаем
рэ. ш (^) £д. пштаэ
1>5ушЧш (Ен Ч- °о)
(2-6)
(2-7)
Sih. опт
Рэ. об (®) кц. поб таэ
1>5уобЧоб (Ен + а0)
Оптимальные площади сечения шин и оболочек пропорцио-
нальны току. Поэтому можно определить оптимальные значе-
ния плотности тока шин и оболочек:
7	___ / 1 >5 (Ен + Йо) УшЦш	/п о\
•<ш. ОПТ — А /	-	-----------;
у Рэ. ш (’')Лд. пштзэ
I _____	/ 1>5 (Еи + Со) ТобЦоб	/о
J об. опт — А/	/аГТ	•	</-у)
у	Рэ. об («) Яд. побтаэ
Как видно, оптимальная плотность тока определяется тремя
комплексными переменными, зависящими от материала про-
водника уц/рэ^), от его формы &д. п и от условий эксплуата-
ции токопровода тзэ. Имеет значение также температура ма-
териала, оказывающая влияние на первую комплексную пере-
менную. При увеличении удельной массы и цены материала
оптимальная плотность тока увеличивается, при увеличении
времени наибольших потерь и их стоимости — уменьшается.
При одинаковом материале шин и оболочек токопровода оп-
тимальная плотность тока в шинах меньше из-за более высо-
кой температуры шин и соответственно большей величины
Рэ(О)-
При увеличении номинального тока температура токопро-
вода увеличивается до тех пор, пока при некотором токе не до-
стигает предельного допустимого для материала значения
Поэтому при увеличении номинального тока в общем случае
оптимальная плотность тока уменьшается.
В табл. 2-1 приведены оптимальные значения плотности
тока при использовании в качестве проводникового материала
алюминиевых сплавов АД31Т и АД31Т1 с плотностью у =
= 2,71 • 103 кг/м3, ценой ц = 0,94 руб/кг и с удельным сопротив-
лением рэ0=3,44 • 10~8 Ом-м, а также меди марок Ml и М2
с параметрами у = 8,9-103 кг/м3, ц= 1,6 руб/кг, рэ0=
1,72-10 8 Ом-м. При этом в широком диапазоне варьиро-
вался параметр тзэ.
Как видно из табл. 2-1, большая плотность меди и сравни-
тельно высокая ее стоимость при значительном уменьшении
удельного сопротивления приводит к значительному увеличе-
нию оптимальной плотности тока и соответственно к уменьше-
нию сечения шин. Поэтому в электрических аппаратах на боль-
шие токи алюминий не применяется для изготовления токове-
32
Таблица 2-1
Материал	Показатель	тзэ, руб/кВт				
		30	40	60	80	100
	Оптимальная	плотность тока при & = 1%	0,83	0,72	0,60	0,50	0,45
Алюминий	Наибольшая плотность тока при 9 =	1,00	0,87	0,70	0,60	0,54
	Оптимальная плотность тока при 9 = 120 °C	0,72	0,62	0,50	0,44	0,40
	Наибольшая плотность тока при 9 = 120 °C	0,86	0,72	0,61	0,53	0,47
	Оптимальная плотность тока при 9 = 90	2,76	2,40	1,96	1,70	1,50
Медь	Наибольшая плотность тока при & = %	3,3	2,90	2,35	2,03	1,80
	Оптимальная плотность’тока при 9 = 120 °C	2,4	2,1	1,7	1,45	1,30
	Наибольшая плотность тока при 9 = 120 °C	2,85	2,50	2,0	1,75	1,60
дущих элементов. Однако их оболочки, где плотность тока
должна быть значительно меньше, изготавливаются из алю-
миния.
Необходимость учета неточности исходной информации обу-
словливает наличие зоны равноэкономичных значений неза-
висимых переменных /0Пт; 5Шопт ; ^шопт‘ (диаметр шины),
в пределах которой приведенные затраты отличаются на 1—2 %
(см. § 1-1). Ширина зоны составила ± (15—20) % от абсолютного
оптимума соответствующих переменных. В табл. 2-1 для каж-
дого рассмотренного случая приведены наибольшие значения
плотности тока, соответствующие верхней границе зоны равно-
экономичных значений. Так как плотность тока может изме-
няться в широких пределах, то необходимо учитывать дополни-
тельные ограничения, вытекающие, в частности, из условий
ограничения температуры токопровода как при номинальном
токе, так и при токе короткого замыкания и из условия обе-
спечения необходимой механической прочности.
Следует специально обратить внимание на значительное
усложнение задачи нахождения оптимального сечения токове-
дущих элементов аппаратов, поскольку необходимо учитывать
значительно большее число переменных, определяющих конст-
рукцию аппарата и его функциональные характеристики. Тем
не менее выполненные оценки для простейшего токопровода
могут использоваться в качестве первого приближения при
проектировании аппаратов. Кроме того, использованный под-
ход к технико-экономическому анализу конструкции токопро-
вода может быть полезен для анализа конструкции аппаратов.
2 Заказ № 412
33
2-3. Тепловой расчет элементов токоведущих систем
Выделение теплоты в элементах ТВС приводит к их нагре-
ванию и к нагреванию прилегающих деталей аппарата, в том
числе изоляционных. В связи с этим возникает задача оценки
температуры нагрева аппарата и ее ограничения до допусти-
мого уровня (табл. 2-2). Вначале рассмотрим условия работы
уединенного открытого токопровода большой протяженности
как наиболее простого конструктивного исполнения ТВС (при
отсутствии влияния соседних фаз). Выбранное сечение элемен-
тов ТВС по оптимальной плотности тока (см. § 2-2) позволяет
определить тепловыделение в них, мощность которого на еди-
ницу длины
Рвыд = /номРэ - /ном	[ 1 + От (0-О0)] *д. п,	(2-10)
где рэо — удельное электрическое сопротивление проводника;
S— площадь его сечения; ат—температурный коэффициент
сопротивления; /гд.п—коэффициент добавочных потерь, обу-
Таблица 2-2
Элементы аппаратов н комплектных распределитель- ных устройств	Наибольшая допу- стимая температура нагрева, °C		Превышение температуры над эффективной температурой окружающего воздуха (-J-35 °C)» °C	
	в воздухе	в масле	в воздухе	в масле
Токоведущие (за исключением	120			85		
контактных	соединений) и нетоковедущие металличе- ские части, не изолирован- ные и не соприкасающиеся [ с изоляционными материа- лами То же, но соприкасающиеся с трансформаторным маслом Токоведущие и нетоковеду- щие металлические части, изолированные или сопри- касающиеся с изоляцион- ными материалами, а также детали из изоляционных ма- териалов классов нагрево- стойкости по ГОСТ 8865—76) Y		90		55
	80		45	
А	95	90	60	55
Е	105	90	70	55
В	120	90	85	55
F	140	90	105	55
Н	165	90	130	55
С	>165	90	>130	55
34
Рис. 2-2. Зависимости коэффициента теплоотдачи от габаритного размера Г
элемента ТВС при различных превышениях температуры:
а —при Г<0,01 м; б — при Г^0,01 м
словленный поверхностным эффектом. Мощность теплового по-
тока с поверхности токопровода единичной длины равна
Ротв = £т$п(й-й0),	(2-11)
где kT — коэффициент теплоотдачи; Sn — площадь поверхности
токопровода на единицу его длины; в и Об — температура по-
верхности токопровода и окружающей его среды соответст-
венно.
Коэффициент kT зависит от превышения температуры эле-
мента ТВС над температурой окружающей среды, размеров и
формы поверхности и ее состояния (чистая, окисленная, окра-
шенная, гладкая или шероховатая), от свойств окружающей
среды и ее состояния (неподвижная или движущаяся с различ-
ной скоростью). На рис. 2-2 приведены зависимости kT от га-
баритного размера элемента ТВС (диаметр трубы или сторона
квадрата для горизонтально расположенного токопровода) при
различных превышениях его температуры над температурой
окружающей среды.
Поскольку рассматривается длительный режим протекания
рабочего тока, Рвыд и РОтъ можно приравнять, и тогда полу-
чим связь между превышением температуры, тепловыделением
и теплоотводящей способностью поверхности токопровода:
=	п Е1 +	/2НОМ. (2-12)
2*
35
Поскольку температура окружающей среды и допустимая
температура нагрева элементов ТВС заданы, а площадь сече-
ния проводника определена (5=/пом//опт), можно по формуле
(2-12) оценить допустимое значение kTSn'
ty С __ РэО 11 "Т (^доп »о)] *Д. П г2 _
«тОп —	—-	—	1 ном —
Ь (Дцоп — W
Рэо [ 1 + ат (®ДОП ®о)] &Д. П г J	/о 104
—	_	_	J опт/ ном.	10)
*ДОп —
С учетом слабой зависимости JonT от номинального тока,
определяемой в основном увеличением поверхностного эффекта
из-за трудностей создания идеального сечения, из формулы
(2-13) может быть сделан важный вывод о том, что произве-
дение kTSu должно меняться пропорционально номинальному
току. Это требование означает, что поверхность теплоотвода
должна увеличиваться при увеличении номинального тока
с учетом зависимости kT от диаметра токопровода. Согласно
формуле (2-6) сечение токопровода должно изменяться про-
порционально номинальному току. Очевидно, что для сплош-
ного токопровода любой формы сечения это требование невы-
полнимо. Так, для шины круглого сечения диаметром dT
S — — nd?; Sn = ndt	(2-14)
4
и для шины квадратного сечения со стороной а
S = a\ Sn = 4a.	(2-15)
В обоих случаях при изменении поверхности токопровода
пропорционально току /ном его сечение изменяется пропорци-
онально квадрату тока и плотность тока уменьшается обратно
пропорционально номинальному току, что противоречит тех-
нико-экономическим требованиям.
Это противоречие может быть разрешено двумя путями.
Первый путь — применение нескольких параллельных провод-
ников относительно небольшого диаметра do, при этом согла-
суются требования к проводнику по плотности тока и по теп-
лоотдаче:
S = nSo = — ndln-, S„ = ndon,	(2-16)
4
где So — площадь сечения единичного проводника; п—число
параллельных проводников. В этом случае площадь сечения S
и площадь поверхности Sn пропорциональны числу отдельных
проводников. Поэтому при любом токе может быть выбрана
конфигурация токопровода, одновременно удовлетворяющая
условиям оптимальной плотности тока и теплоотвода. Эти два
36
условия могут быть записаны в виде [см. формулы (2-13) и
(2-16)] уравнений
JnC/20n = --^-M;
4	J ОПТ
А ^4 « ___ рэо [1 + ат рдоп — ЗД ^Д. п Т Т
K^JlClQll------------------------------ J ОПТ* ном,
^доп — ^0
(2-17)
из совместного решения которых определяются оптимальные
значения d0 и п:
___________4^т (^ДОП *о)_______ .
7оптРэ(Л. п [1 + “т (адоп - %)] ’
„	_ I /3 РэО^д. п [! + “т (&доп — %)]2
”опт — * ном*' опт	~	TZ
М(адоп-%)2
Полученные формулы показывают, что оптимальный диа-
метр единичного проводника не зависит от номинального тока,
а определяется оптимальной плотностью тока, коэффициентом
теплоотдачи, удельным сопротивлением проводника и допусти-
мым превышением температуры над температурой окружающей
среды. Причем при увеличении оптимальной плотности тока оп-
тимальный диаметр единичных проводников быстро уменьша-
ется. Напротив, при увеличении /гт и Одон—Фо оптимальный ди-
аметр doOTrr увеличивается.
Совершенно другой закономерности подчиняется оптималь-
ное число составляющих проводников: оно пропорционально
номинальному току и резко увеличивается при увеличении
плотности тока. При увеличении kT и Одой—Фо оно быстро
уменьшается. Для медных проводников d0onT больше, а число
п значительно меньше, чем для алюминиевых.
Аналогичные формулы могут быть получены и для единич-
ных проводников любого другого сечения.
Второй путь согласования противоречивых требований к то-
копроводу — применение полых токопроводов. В этом случае
для токопровода круглого сечения
S = — л (d?—d?0) = — лАт (dr + dr0) = — лАт (2d?—2АТ) =
4	2	2
= jrdTAT(l---Sn = ndr,	(2-20)
где dT0 — внутренний диаметр полого токопровода; Дт — тол-
щина его стенки.
37
Записывая условие эффективного использования материала
токопровода в виде, аналогичном (2-17), имеем
ndTAT (1----—
Iном .
7 опт
„ h J ____ .Рэо [1 + ат Рдоп «о)1 &Д. П Г I
Jl/CTUT ---	-	-	J ОПТ2 НОМ"
Дцоп — «о
(2-21)
Решая совместно полученные уравнения относительно dT и Ат
(членом AT/dT пренебрегаем), получаем
Рэо [ 1 ~|~ СТТ Рдоп-М] &д. п
(^доп »о)
опт2 ном>
___________кт (Ндоп Но)______________
•^оптРэо Е^ + “т (^доп %)] £д. п
(2-22)
(2-23)
Из полученных формул следует, что оптимальная толщина
стенки токопровода не зависит от номинального тока, а пол-
ностью определяется оптимальной плотностью тока, коэффици-
ентом теплоотдачи, допустимым превышением температуры,
Рис. 2-3. Расщепленные токо-
проводы
удельным сопротивлением провод-
ника и добавочными потерями. Оп-
тимальный диаметр токопровода,
напротив, пропорционален номи-
нальному току, коэффициенту доба-
вочных потерь и обратно пропор-
ционален коэффициенту теплоотда-
чи и допустимому превышению тем-
пературы. Так как при уменьшении
рэ оптимальная плотность тока уве-
личивается [см. формулу (2-8)], то
согласно выражению (2-23) опти-
мальная толщина стенки медного
токопровода значительно меньше,
чем алюминиевого.
При увеличении коэффициента
теплоотдачи kT оптимальная толщи-
на стенки увеличивается. Поэтому,
применяя токопроводы с продоль-
ными зазорами (рис. 2-3), можно
увеличить толщину их стенки. Уве-
личение kT позволяет значительно
уменьшить диаметр токопровода.
При увеличении коэффициента до-
бавочных потерь оптимальная тол-
щина стенки уменьшается, а диа-
метр токопровода увеличивается.
38
В том случае, когда пренебречь членом ДТ/<Д нельзя, фор-
мула для Дт несколько усложняется:
= _Доп^Л_ Л----------)
опт 2 к Л/ яС/опт }
__1 7	7/ Рэо [ 1 Д ит (Доп , М] Д- п v
---- 7опт'НОМЛ
ЛЙТ (^ДОП %)
I	4 л feT (Доп вр)2
Дом^опт Рэо [’ Д ат (Доп %)] ^Д. п
(2-24)
Для коробчатого сечения
S = 4(a—Дт)Дт = 4аДт(1— Дт/а); Sn = 4a.
Аналогично формуле (2-21) запишем
4а Дт (1 — Дт/а) = / ном/ •/ опт;
ЛпЪ	РэО [ 1 + «т Ддоп — %)]^д. п г 1
‘iUR-s =----------------------•> опт-* ном-
®доп —
Из этих уравнений получаем
„ Рэо [1 Д “т (^доп ®о)1 Д. п
«ОПТ ==
(2-25)
(2-26)
4 (&цоп %)
1 Д (^доп %)
опт-* ном!
(2-27)
Дт
ПТ ^ОПТ РэО [1 + «т Одоп - %)] h. п
(2-28)
откуда следует, что при прочих равных условиях оптимальная
толщина стенки токопровода коробчатого сечения такая же,
как круглого [см. формулу (2-23)].
В том случае, когда пренебречь отношением Дт/а нельзя,
оптимальная толщина стенки токопровода определяется реше-
нием уравнения
5 = 4Дт(а—Дт) = /Ном/Лнт,	(2-29)
откуда
Дт= -у(1-К1-/ном/Дпта2)-	(2-30)
Так как при квадратном сечении Sn=4a условие равенства
выделяемой и отводимой мощности запишется в виде
4/гта ('О доп 'О’о)= •/номРэо*/ опт [1Д °Ч- С®1 доп ^о)] /^д. п, (2-31)
то
__ Г	Рэ»7опт [1 Д аТ (вдоп   &о)1 ^д. п #	(2-32)
39
Следовательно, согласно формуле (2-30)
Д	7	JоптРэо (1 -|- атД&доп) Йд. п
а'гопт — 1 «ом
8/гт Л&доп
__________‘б^Моп___________
^ном^оптРэО (1 "Ь ат^®доп) ^д. п
(2-33)
На рис. 2-4 приведены зависимости диаметра токопровода
и толщины его стенки от номинального тока, полученные по
формулам (2-22) —(2-23). Минимальный ток, при котором
справедливы эти формулы, соответствует предельному по тем-
пературе режиму (,б’Доп=120 °C, 0’0 = 35 °C) для сплошного про-
водника. Соответствующий ток и максимальный диаметр
сплошного проводника могут быть найдены из формулы (2-22)
при подстановке /Ном = 7опт^. Например, для токопровода круг-
лого сечения 7НОМ= —откуда согласно (2-17) по-
4
лучаем
_____________4feT (вдрп %)_____________
РэсЛд. п [1 + ат (^доп М] ^опт
4Л (%п ~ М2/гт
Рэ(Л п D + “т (адоп - М]2 7ОПТ
(2-34)
(2-35)
Подставляя значения 0Доп
рэо= 1,72 • 10-8 Ом-м, /гдп=1,
—О’о = 85 °C, &т=12 Вт/м2-К;
ат = 4,3-10-3	1/К и /опт =
= 2-106	А/м2, получаем
^т. макс = 4,2 СМ, /мнн = 2600 А.
При меньшем токе темпера-
тура на поверхности провод-
ника при принятых условиях
охлаждения всегда меньше до-
пустимой.
Для алюминиевого токо-
провода при /Опт=1 А/мм2 со-
ответствующие значения
t/т. макс = 8,4 СМ И Iмнн“ 5200 А.
Минимальный ток, при кото-
ром форма токопровода опре-
Рис. 2-4. Зависимости диаметра токо-
провода (кривые 1, 2) и толщины
его стенки (кривые 3, 4) от номи-
нального тока при Уопт=2-10’ А/м2
для меди (кривые 1, 4) и при УОпт =
= 1-10в А/м2 для алюминия (кри-
вые 2, 3)
деляется допустимой температурой нагрева, соответствует
сплошному токопроводу квадратного сечения, для которого
S — fl!2 — /но„/J опт •
(2-36)
Подставляя /Ном из формулы (2-36) в формулу (2-32), на-
ходим максимально возможную длину грани сплошного токо-
провода
Ямале =------,	(2-37)
РэО (1 + ат^^доп) АпАд. п
откуда определяем согласно формуле (2-36) граничное значе-
ние тока, начиная с которого следует производить тепловые рас-
четы:
/мин =--------------------- (2-38)
Р2О (1 + атМД0П)2п
Например, для алюминиевого токопровода рэ0 = 3,44х
ХЮ-8 Ом-м, ат = 0,004К-', Д0ДОп=85°С, £т~12 Вт/(м2-К),
^доп=1,1, Апт = 1 А/мм2, <Хмакс = 8,9 см и /мин=8000 А.
Для медного токопровода квадратного сечения при тех же
исходных данных, но для рэ0= 1,72 • 10~8 Ом • м, ат = 0,0043К-1 по-
лучим Ямале = 5,8 см и /мин=5700 А.
Таким образом, для квадратного сечения токопровода те-
пловые расчеты следует производить, начиная с несколько боль-
ших значений токов, чем для круглого сечения из-за различ-
ного отношения периметра к площади сечения токопровода
квадратной и круглой формы. Действительно, для квадратного
сечения
=------—-------- ---------!--- (2-39)
k S А” 4ДТ (а — Дт) Дт 1 - Дт/а
и для круглого сечения
(	= ndr------=--------!------.	(2-40)
\ S /кр лДт (4р—Дт)	Дт (1 — Дт/4т)
При одинаковых Ат и сечении S имеем dr>a, поэтому
При относительно небольших токах необходимые размеры
протяженного токопровода могут быть выбраны без теплового
расчета по соответствующим таблицам (например, табл. 2-3,
где температура окружающей среды принята равной 35°C).
41
Таблица 2-3
	Ток нагрузки (f = 50 Гц), А, при температуре, °C									
	Д9 = 45 °C								Д9 = 35 °C	
Сечение токо- провода,	1		£223		11				!	11
мм	Поверхность									
	окрашен- ная	£ ° к И	окрашен- ная	блестя- щая	окрашен- ная	блестя- щая	окрашен- ная	К о к ХО Н	окрашенная	
15X3 20X3 20X5 30X3 30X4 35X3 40X3 40X4 40X5 50X5 50X6 60X4 60X5 60X6 60X8 60X10 80X5 80Х 10 100X8 100X10	220 285 390 408 480 465 525 610 695 830 915 870 970 1075 1245 1425 1240 1780 1920 2135	180 235 320 330 385 375 427 495 565 670 730 695 775 865 995 1135 985 1400 1510 1670	200 259 354 370 436 422 477 550 630 755 830 790 880 975 ИЗО 1290 ИЗО 1610 1740 1'940	157 205 278 287 335 326 372 430 490 580 635 605 675 755 865 990 855 1220 1310 1450	400 490 660 680 806 780 830 980 1100 1330 1465 1400 1580 1710 2000 2250 2050 2870 2950 3265	340 415 560 575 680 660 705 830 930 1145 1265 1210 1360 1440 1725 2045 1740 2440 2500 2785	330 405 550 565 670 650 690 815 920 1110 1220 1160 1310 1420 1660 1870 1710 2380 2460 2720	270 330 450 460 545 525 565 665 740 920 1010 970 1090 1150 1380 1630 1390 1950 2200 2230	200 260 350 365 430 415 465 545 620 740 815 770 860 960 1100 1270 1090 1580 1700 1890	360 440 600 615 725 700 750 900 1000 1200 1315 1260 1370 1540 1800 2060 1850 2580 2650 2950
Примечание. Данные таблицы являются ориентировочными и справед-
ливы для /2 : /1 is 10, при других соотношениях приведенные значения тока на-
грузки следует умножать на коэффициент т, график изменения которого приво-
дится на рис. 2-5.
Как указывалось выше, при больших
номинальных токах исходя из конструк-
тивно-технологических соображений, а так-
же для максимального использования
поверхности охлаждения (за счет использо-
вания внутренней поверхности) и соответ-
ственно повышения коэффициента тепло-
отдачи применяют многоэлементные ТВС
(рис. 2-6). Эффективность продольных за-
зоров зависит от отношения ширины за-
Рис. 2-5. Зависимость коэффициента уменьше-
ния т от отношения /2//1
42
Рис. 2-6. Многоэлементные токоведущие системы
зора б к высоте сечения токопровода h и от расположения
зазора (рис. 2-7). Как видно, для вертикального зазора уве-
личение отношения б//г>0,2 малоэффективно. Для горизон-
тального зазора область эффективных значений б//г больше
(б//г^0,8), хотя эффективность этих зазоров меньше верти-
кальных.
Эффективность теплоотвода с внутренней поверхности мо-
жет быть оценена по эмпирической формуле
&тв = 1,56 Ф1'3 [ 1 — ехр (— 10 8/h)].	(2-41)
При пофазном экранировании токопровода для заданного
тока температура шины больше, чем при отсутствии оболочки.
Это определяется нагреванием оболочки протекающим по ней
током и тепловым потоком в шине токопровода. Поэтому тем-
пература оболочки может быть вычислена путем приравнива-
ния суммарной мощности тепловыделения на единицу длины
токопровода [см. формулу (2-3)] и мощности теплового потока,
отводимого с поверхности оболочки:
Д>ТВ = ^Т. Об^П. Об (Фоб Фо)-	(2-42)
Рис. 2-7. Зависимость превышения температуры коробчатого токопровода от
отношения ширины зазора к высоте сечения токопровода при его различном
расположении (7=3 А/мм2)
43
В итоге получаем
/2
Адоб = #06 - д0 =	---X
Я-Г. об*5п. об
Рэ. шо (1 + атЛФш) &д. пш Рэ. Обо (1 + «тА^об) kR. Поб \
Sin	so6	J
(Рэ. шо(1 + атА1')ш)/гд. пш/шопт+Рэ.обо(1 + атАдоб) X
>б°п. об
X йд, поб/обопт]-	(2-43)
Далее формулу баланса теплоты, выделяемой в шине и от-
водимой от нее, следует переписать в виде
ном^шоптРэ. Ш^Д. Пш feT. 11Дп. ш (ддоп доб) ^Т. ш^п. ш (Аддоп	Адоб) 
—
ЛЯ ____________7 ном_____ / J
ДОП kT. o6Sn. обЛ»об (Рэ'ш Ш°ПТ
(2-44)
Например, для круглой шины и круглой оболочки, подстав-
ляя в формулу (2-44) выражения для площади поверхности
шины и оболочки
*^П. Ш Лб/щ И Sn. об — л [t/ш 2 (Zg -|- Аоб)], Zg----0,5 (rf06	^ш) >
(2-45)
получаем
^шопт = 2П*Т шЛЯдоп {^Н0М (2рэ‘ Ш^Ш°ПТ ”1” Рэ' об/об°пт) —
"	oQ (/q Аоб) ЛФдОП zt
zt д/[^номрэ. об/обОПт— 2nfeT> об (4) АобА^доп]2 “h
-4-4Z2 о J2 (1 + -Рэ об-°-^п-т	,	<2'46)
Т^/номРэ.ш‘'ш 1 I	т	I •
опт\ Рэ. ш/шопт 7
Формула (2-46) сложная, но дает правильный результат
При 1пом^ Zмин-
Проще <ZnionT можно найти методом последовательных при-
ближений. Принимаем вначале доб = до и находим ^шопт по
формуле (2-46), не учитывая второй член, стоящий в квадрат-
ных скобках, т. е. используем формулу (2-22). Полученную ве-
личину с?шопт используем для вычисления Адоб по формуле
44
(2-43). Подставляя полученное значение А0Об в формулу
(2-45), получим уточненную величину
S _____ Люм7ШрптРэ. ш (1 + «тАвдоп) kR, пш
^Т. Ш (А®ДОП А®об)
или для шины круглого сечения
_ I ном7ШрптРэ. ш (1 + ат Аб'доп) &д. пш .	2 48
Ш°пт~	nfeT. ш (Л8дОп — ДЭрб)	‘
Второго приближения, как правило, оказывается достаточно.
Однако при необходимости процесс уточнения можно продол-
жить до получения хорошей сходимости результата.
Для вычисления коэффициентов теплоотдачи оболочки и
шины /?т. об и &т. ш необходимо воспользоваться критериаль-
ными зависимостями, полученными на основе теории подобия
с одновременным учетом лучистого теплообмена [87].
2-4. Добавочные потери в токоведущих системах
В ТВС аппаратов переменного тока вследствие проявления
поверхностного эффекта и эффекта близости распределение
тока по сечению элементов ТВС существенно неравномерно. Не-
обходимо отметить, что эффект близости проявляется не только
под влиянием, например, соседних фаз, но и в самом сечении
фазы, если это сечение образовано из двух или более элементов.
В этом случае, чем дальше от центральной оси сечения нахо-
дится элемент, тем больше его токовая нагрузка.
Влияние поверхностного эффекта тем сильнее, чем больше
сечение сплошного проводника, толщина стенки полого про-
водника, а также частота тока и чем меньше удельное электри-
ческое сопротивление материала проводника.
Эффект близости усиливается с уменьшением расстояния
между проводниками с током и зависит от формы сечения про-
водника и его размеров, а также от частоты тока и удельного
электрического сопротивления проводника.
Отмеченные эффекты могут быть учтены введением коэф-
фициента добавочных потерь
^д. п = ^п^б,	(2-49)
где ku— коэффициент поверхностного эффекта; ^ — коэффи-
циент эффекта близости. Следовательно, активное сопротивле-
ние проводника при переменном токе
Яэ = ₽^д.п,	(2-50)
где ^—электрическое сопротивление проводника при постоян-
ном токе.
45
Рис. 2-8. Зависимость коэффици-
ента поверхностного эффекта для
сплошного круглого
проводника
яГ-ю7
от параметра
На рис. 2-8—2-10 представ-
лены графические зависимости,
позволяющие определить коэф-
фициент поверхностного эффекта
для различных форм сечения
проводников, используя которые
можно создать ТВС аппарата
или отдельные ее части (f — час-
тота приложенного напряжения).
Чтобы найти коэффициент
эффекта близости для двух про-
водников с током, также можно
использовать известные графи-
ческие зависимости, приведен-
ные на рис. 2-11.
Перераспределение плотности
тока по сечению как сплошных,
так и трубчатых проводников под
влиянием эффекта близости зави-
сит от направления тока в про-
водниках. Так, например, для
двух проводников с током одного
направления максимальная плот-
ность тока оказывается на внеш-
них частях сечений этих провод-
ников, а при встречном
направлении токов — смещается
на внутренние части периметров, т. е. на поверхности провод-
ников, обращенные друг к другу.
По результатам выполненных И. Ф. Кузнецовым расчетов
(рис. 2-12) можно сопоставить значения коэффициентов эф-
фекта близости для трубчатых проводников круглого сечения
Рис. 2-9. Зависимости коэффициента поверхностного эффекта для прямо-
угольного проводника от характерного параметра при различных отноше-
ниях h/b
46
при расположении про-
дольных осей проводни-
ков как в одной плоско-
сти, так и по вершинам
равностороннего треу-
гольника.
Для нахождения ко-
эффициента эффекта
близости сначала по гра-
фикам рис. 2-12 для за-
данных значений 2Ат/^т
и — <npg3dTAT вычис-
4
ляется вспомогатель-
ная функция /if—— ;
\ “т
-i- (op.g9dT Ат), а затем по
кривым верхней левой
части рис. 2-12 при за-
данном значении dT/D
вычисляется другая
вспомогательная функ-
ция f2(fi; dT/D). Далее
по кривым нижней части
рисунка для найденного
значения функции
d-r/D) определяется ко-
эффициент эффекта бли-
зости для интересую-
щего нас варианта рас-
положения токоведущих
проводников.
В выражение для па-
раметра — (op.g’sdrA.r вхо-
4
дят следующие вели-
чины: a = 2nf — угловая
частота тока; у, — маг-
нитная проницаемость
проводникового мате-
риала; g3=l/p3 — удель-
ная проводимость про-
водникового материала;
dT — наружный диа-
метр трубчатого провод-
ника; Ат — толщина
стенки сечения токопро-
вода.
Рис. 2-10. Зависимости коэффициента по-
верхностного эффекта трубчатого провод-
ника от характерного параметра при раз-
личных отношениях Дт/йФ Для круглого
сечения (а) и &т/а для квадратного сече-
ния (б)
47
Рис. 2-11. Зависимости коэффициента близости для сплошных проводников
от параметра: а — для круглого сечения; б — для вертикально расположен-
ного прямоугольного сечения; в — для горизонтально расположенного прямо-
угольного сечения
/ — //6 = 0,079, /=0,3 см, 6/6 = 24; 2 —//6=0,079, /=0,1 см, 6/6 = 16; 3 — //6 =0,0336, /=
= 1,25 см, 6/6 = 24; 4 — //6 = 0,54, /=1,36 ом, 6/6 = 16; 5 —//6 = 0,835, /=3,18 см, 6/6=24;
6 — //6=0,86, /=3,18 см, 6/6=16
Для проводников трубчатого сечения в виде полого квад-
рата нахождение коэффициента эффекта близости для трех-
фазной системы токов значительно усложняется.
Усредненный коэффициент близости ke. кв для проводников
трехфазной системы, продольные оси сечения которых располо-
жены в одной плоскости, можно найти из выражения, предло-
женного И. Ф. Кузнецовым:
k6. кв=/в (2Дт/а; (a/R^f^a/D- ot/Rf), (2-51)
где Дт— толщина стенки; а — размер внешней стороны квад-
рата; D — расстояние между осями проводников.
48
Рис. 2-12. Номограмма для определения коэффициента близости трубчатых проводников
Рис.
М3. Вспомогательные функции для определения коэффициента близости трубчатого проводника квадратной формы
сечения: а — fa! б — ft
Для однофазной системы токов коэффициент эффекта бли-
зости может быть найден по формуле
&б.кв = /з(2Ат/а; <о/дэ )(а/Д; <вДэ ).	(2-52)
Вспомогательные функции f3(2AT/a; со//?г)и	ы/Rt)
представлены на рис. 2-13. На рис. 2-14 представлены значения
коэффициентов близости трубчатых проводников для однофаз-
ной и трехфазной систем. В обоих случаях предполагается,
что токи в фазных проводниках равны.
Эффект близости может быть существенно ослаблен при
расположении ТВС аппарата внутри проводящих оболочек, по-
скольку экранирование способствует выравниванию распреде-
ления тока по сечению ТВС. Степень экранирования зависит
от наведенных токов в теле оболочки, а величины этих токов,
в свою очередь, определяются видом исполнения оболочки и
ее связью с оболочками токопроводов, в рассечку которых вклю-
чен аппарат.
Наибольший эффект экранирования достигается в том слу-
чае, когда по оболочке протекают не вихревые токи, а про-
дольный ток, равный фазному току ТВС (шины токопровода),
например, при включении проводящей оболочки аппарата в рас-
сечку пофазно экранированного токопровода.
При наличии проводящей оболочки потери мощности в ТВС
могут быть определены из выражения
Iном^?э---(^?э. ш "4" об)
,2 1
1 ном»
где Кэ. ш и Rs. об — соответственно активное сопротивление
ТВС и вносимое сопротивление оболочки (экрана).
Величину А/?э. об можно получить из формул (табл. 2-4),
если параметр-—сор§эФобА0б>20. Это условие выполняется для
аппаратов и токопроводов
на большие номинальные
токи, оболочки которых
заземляются в одной точке
(рис. 2-15, а).
Если же соединения
секций оболочек токопрово-
дов, в рассечку которых
включена оболочка аппа-
рата, выполнены по рис.
2-14, б, то при этом в обо-
лочках каждой фазы проте-
кают продольные токи,
мало отличающиеся от
тока фазы. В этом случае
Рис. 2-14. Зависимости коэффициента
близости от параметра £>/dT для труб-
чатых проводников круглого сечения
в однофазной и трехфазной системах
51
Таблица 2-4
Конструкция
Упрощенная формула
Д^э. об “ 2^3. об
(4б/0)2
4-(</об/£>)2
- 9 р=	(^об/О)2 + 0.75 (do6w .
5В э-°б 4-(do6/D)2
Д^э. об Л, С = 2^об (^об/®)2 Х
г______1-----__________1-----+
|_4-(4б/О)2	8- (do6/D)2
+ 16- (4б/0)2 ]
вносимое сопротивление оболочки (экрана) следует принимать
равным сопротивлению оболочки на постоянном токе:
об = Яэ. об*
В заключение следует отметить, что использование графи-
ческих зависимостей величин kn и feg для полых трубчатых про-
водников с круглой или квадратной формой сечения может
быть распространено и на круглые и квадратные по форме се-
чения, составленные из отдельных элементов, включенных па-
раллельно. Однако в этом случае добавочные потери увеличи-
ваются в среднем на 10 %.
Рис. 2-15. Схема соединений оболочек токопровода
52
2-5. Электродинамические
усилия
в токоведущих системах
В аварийных режимах по
элементам ТВС аппарата про-
текают большие токи, которые
вызывают значительные меха-
нические усилия между эле-
ментами ТВС одного полюса
аппарата, причем эти усилия
могут быть еще большими
вследствие влияния других по-
люсов. Возникающие усилия
зависят не только от тока,
формы, размеров и взаимного
расположения элементов ТВС
данного полюса и других по-
люсов, но и от распределения
тока по сечению рассматри-
ваемого элемента, обуслов-
ленного проявлением поверх-
ностного эффекта и эффекта
близости.
Рис. 2-16. Коэффициент формы се-
чения йф прямоугольных проводни-
ков
Если для проводников простой геометрической формы сече-
ния (круглые, квадратные, прямоугольные) со сплошным и по-
лым сечением известны способы расчета электродинамических
усилий в предположении равномерного распределения тока по
сечению, то для проводников сложных форм сечения и осо-
бенно составных эта задача при тех же условиях трудно разре-
шима. Известно, что расчет электродинамических усилий может
быть осуществлен по формуле Ампера или по изменению за-
паса магнитной энергии в контуре с,током. В зависимости от
схемы расположения проводников и формы их сечения может
быть выбран один из этих методов.
Поскольку сечения элементов ТВС аппарата могут быть
различной формы и их размеры могут в значительной степени
отличаться друг от друга, при расчетах необходимо заменять
реальные конфигурации элементов ТВС аппарата линейными
проводниками при одинаковых значениях длин рассчитывае-
мых элементов. При подобной замене предполагается, что ток
протекает по продольной оси сечения, а влияние формы сече-
ния на электродинамические усилия можно учесть при помощи
так называемого коэффициента формы сечения проводника кф
(рис. 2-16).
Подробно вопрос об определении электродинамических уси-
лий рассматривается в специальной литературе [94]. Здесь же
ограничимся рассмотрением типовых ситуаций, возникающих
в реальных аппаратах.
53
Так, например, электродинамические усилия между двумя
параллельными проводниками круглого сечения (независимо
от их диаметра) могут быть определены по формуле
Л-2 = — 11^1-2,	(2-53)
4л
где ро — магнитная проницаемость среды; ii, i2 — токи, проте-
кающие по проводникам (мгновенные значения); fei-2 — коэф-
фициент контура, учитывающий взаимное расположение про-
водников (индекс показывает, что на проводник 1 действует
сила со стороны проводника 2). Формулы для определения ко-
эффициента контура Л-2 при различных вариантах взаимного
расположения проводников приведены в табл. 2-5.
При резком изменении сечения проводников или в местах
сочленения элементов ТВС аппарата при токах короткого за-
мыкания могут возникать значительные отталкивающие уси-
лия. Эти усилия можно определить по формуле
Гот =/о In -10-’,	(2-54)
где Si и S2 — соответственно площадь меньшего и большего се-
чения; /о — сквозной ток короткого замыкания.
Отталкивающее усилие всегда направлено от меньшего се-
чения в сторону большего. После нахождения воздейству-
ющих сил на элементы ТВС необходимо определить механи-
ческие напряжения в материале этих элементов и сопоставить
с допустимыми значениями. Если эти значения превосходят до-
пустимые, то необходимо увеличить момент сопротивления W,
изменяя форму или размеры сечения.
Механическая прочность проводникового материала ТВС
аппаратов так же, как и элементов токопроводов, определяется
в предположении, что отдельные элементы ТВС представляют
собой одно- или многопролетные балки с распределенной на-
грузкой и лежащие на опорах.
В этом случае изгибающий момент
М = FI,	(2-55)
где F — равнодействующая всех сил, приложейная к данному
элементу; I — плечо силы.
Если по длине элемента ТВС распределение нагрузки рав-
номерно, то наибольший изгибающий момент определится по
формуле
М = 1Ш),	(2-56)
где ) —сила, действующая на единицу длины элемента; I —
расстояние между опорами, на которых покоится данный эле-
мент.
54
Таблица 2-5
Расположение проводников
Расчетная формула коэффициента контура
k±—2 = 21/D
_ (+ + ^з) — (ai + аг)
D
2 = in
(°1 + а1г) (a2 + Я22)
kl—2 = 2 In —y-
+ — kl—2 + ^1—3 — 2 j In
. D
где b = —
2b
4-0,25 ),
V 1 + c2
D
c ------
h
02r
fel-2 = In
2b
— + 0,25,
a2
, a
где b = —
a
c — —
h
55
Таблица 2-6
Форма сечения
Расчетная формула W, см3
Wg = hb2/6;	J у == ЛЬ3/12;
Wx = 6Л2/6; Jx = ЛЛ3/12
Wy = Wx = л^/32;'
Jg = Jx^^l64
Wr =	= — • —--------------1-0-
x y 32 dT
Wx=^ = a3/6; J^ = /y = a4/12
Для одного элемента
^3-((6-Дт)(А-2Дт)3] .
6Я
П7 _ Ле3 —(й-2Дт)(е —ДТ)3 + 2ДТ(6 —е)3
И/ ц---------------------------------
3(Л—е)
56
Продолжение табл. 2-6
Форма сечения
Расчетная формула U7, см3
И? = — Г ВИ3---------— (й4 — Л4)1;
х &Н L 4а v 17J
Wy = р4 (Н - Л) + йхД + -у- (В4 - Д4)| ;
Jx = — ГвЯ3----------— (й4 - й])1;
12 L 4а V /J
Jу = — Гв3 (Н - h) + Л1Д3 + — (В4 - Д4)1;
12 L	4	J
а « 1/6 для стандартных двутавровых профилей
Wx= ^ = 0,118а3;
Jx=--Jy = а4/12
а4 —
Wy =----
6а
а — а0
7х = Л, = __—
57
Продолжение табл. 2-6
Форма сечения
Расчетная формула W, см3
= — (№ - Л«); Jx = -L- (Н* -
117 - H~h h- т Н~Ь Ь2
Сечение прокатных про- филей стандартных размеров	Приближенные формулы: двутавровый профиль «на ребро» г= (/1 + 2)3 - 51 швеллерообразный (корытный) профиль «на ребро» г , (* + 5)3 81
Сечение любой формы	Ориентировочная опенка момента сопротивления относительно центральной оси: для сплошного симметричного сечения S2h Wx = WS2/&b', Jxy = ——; 12b ’ для полого симметричного сечения Wx “ зь L ' bh ]Дт’ v 66 L	bh J где S — площадь сечения; h, b — высота и ширина сечения соответственно; 1 — длина периметра; Дт — толщина стенки (для полого сечения)
58
Расчетное напряжение в материале определится из выраже-
ния
<трасч = М/№,	(2-57)
где W — момент сопротивления проводника (элемента ТВС)
относительно оси, перпендикулярной направлению воздейству-
ющей силы.
В табл. 2-6 приводятся формулы для определения моментов
сопротивления различных по форме сечения проводников, наи-
более часто встречающихся в практике.
Расчеты и экспериментальные исследования показали, что
ТВС с коробчатой формой сечения имеют более высокую элек-
тродинамическую стойкость при сквозных токах короткого за-
мыкания по сравнению с сечениями прямоугольной формы или
трубчатыми полыми сечениями круглой формы при равных раз-
мерах площадей сечений. Поскольку момент сопротивления не-
которых форм сечений оказывается различным для осей х и у,
то при выборе расположения элементов ТВС (если это сущест-
венным образом не влияет на условия их охлаждения) для
обеспечения наибольшей электродинамической стойкости сле-
дует располагать эти сечения таким образом, чтобы W было
бы наибольшим.
2-6. Конструктивное исполнение
и нагрузочные характеристики
аппаратов на большие номинальные токи
При конструировании аппаратов открытого исполнения на
большие номинальные токи необходимо эффективно использо-
вать проводниковый материал для обеспечения теплоотвода
и ограничения максимальной температуры. Эта задача реша-
ется путем использования тонкостенных конструкций с зазо-
рами. Однако при этом следует иметь в виду также возможное
резко неравномерное распределение температуры вдоль токо-
ведущего контура аппарата, обусловленное различием сечений
отдельных его элементов и наличием контактных соединений.
По этой причине токоведущий контур современных аппаратов
на большие токи выполняется из элементов одинакового сече-
ния, а число контактных переходов сводится к минимально
возможному.
На рис. 2-17 приведены разъединители с коробчатой токо-
ведущей системой на токи 2500 и 12 500 А. Площадь сечения и
теплоотводящие поверхности неподвижных и подвижных кон-
тактов разъединителей практически одинаковы, а число кон-
тактных переходов вдоль токоведущего контура аппаратов
сведены к двум, т. е. к минимально возможному числу. Для
крайних полюсов этих разъединителей токовая нагрузка шин
ножей, расположенных на боковых сторонах, отличается соот-
ветственно в 1,37 и 2,2 раза (рис. 2-18). Распределение тока
59
Рис. 2-17. Разъединители типа РВ от-
крытого исполнения коробчатого про-
филя сечения на ток 2500 А (а) и
12 500 А (б)
по шинам ножей средних
фаз достаточно равномер-
ное. Соответственно более
неравномерно распределя-
ется температура по шинам
крайних фаз.
Коробчатая форма не-
подвижных контактов и
шин ножа способствует
значительному отводу теп-
лоты от мест контактирова-
ния шин ножа с неподвиж-
ными контактами при ис-
пользуемой плоскостной
форме соприкосновения
контактов. Поэтому темпе-
ратура нагрева в этих ме-
стах близка к температуре
токоведущих частей, уда-
ленных от контакта. Тем не
менее с ростом номиналь-
ного тока усиливается раз-
личие температуры нагрева
боковых элементов токове-
дущей системы разъедини-
телей крайних полюсов.
При равенстве фазных то-
ков отмечается более высо-
кая средняя температура
полюса разъединителя
средней фазы по сравнению
с полюсами крайних фаз.
Последнее обстоятельство
определяется большими добавочными потерями в ТВС из-за
эффекта близости и худшими условиями теплоотвода от сред-
него полюса аппарата по сравнению с аппаратами крайних фаз.
Из рассмотренного следует, что в разъединителях на токи
от 2000 до 8000 А при установке их в трехполюсной схеме и
принятых междуфазных расстояниях неравномерность на-
грева вполне приемлема и обеспечивает эффективное исполь-
зование проводникового материала. Неравномерность распре-
деления тока, а следовательно и температуры нагрева парал-
лельно включенных элементов разъединителей на номинальные
токи 12 000—14 000 А при тех же условиях чрезмерно велика.
В отличие от разъединителей многие конструкции выключа-
телей, особенно малообъемные масляные многоамперные вы-
ключатели, имеют токоведущую систему, состоящую из двух
цепей — главного токоведущего контура и дугогасительного.
Во включенном положении выключателя по главному контуру.
60
а)
58,5	55,2
300
_ 58	55,5	56
;"_5^ [35 58] I [35 37] | [55
ч- ...	...	55
300, |
с
,35,
10,7
32\й,9
30\7,9
10,7
,51,-----------г
15,0 г
,56, ,57,
11,5 11,6
13,9\50
19,о[57
11,5
ф,9
5~3\l3,6
J 10,2
'77'
\91,
-I 15,5
6o\l6,B
5б\18,5
-1 15,9
Те1
33,
11,1 р
8,5 [да
8,6^28
7,3 L
3?
1200
1200
Рис. 2-L8. Распределение тока (в процентах от тока полюса, цифры про-
ставлены внутри полюса) и превышений температуры (цифры проставлены
вне полюса) по шииам ножей разъединителей; а — РВК-10/2000; б — РВР-
20/4000; в — РВП (3) — 20/12500 при номинальном токе
протекает 90—95 % тока, а в процессе отключения происходит
переброс тока в дугогасительный контур, поскольку главные
контакты размыкаются раньше дугогасительных (рис. 2-19).
В приведенной на рис. 2-19 конструкции главный токоведущий
контур (ГТК) имеет коробчатую форму сечения и установлен
открыто, а элементы дугогасительного контура размещены
в металлических баках, заполненных маслом.
Благодаря использованию коробчатой формы сечения ГТК
удалось в значительной мере увеличить поверхность охлажде-
ния шин ножа и неподвижных контактов, повысить их механи-
ческую прочность, а вместе с тем обеспечить высокую терми-
ческую и электродинамическую стойкость аппарата.
Неподвижные контакты имеют коробчатую трапецеидаль-
ную форму, образованную четырьмя уголками, которые явля-
ются одновременно контактными выводами выключателя. По-
движный контакт (нож) каждого полюса выключателя состоит
из четырех шин желобообразного сечения, расположенных по-
парно в два этажа (рис. 2-20). Распределение тока в сечениях
крайних полюсов резко неравномерно. В элементах ножа и не-
подвижных контактов, расположенных со стороны среднего по-
люса, токовая нагрузка соответственно выше в 1,7 и 1,5 раза,
чем токовая нагрузка тех же элементов, расположенных на
наружной боковой стороне (рис. 2-20).
Использование принудительного выравнивания тока по
внутренним сторонам крайних полюсов за счет установки маг-
41
Рис. 2-19. Общий вид маломасля-
иого выключателя типа В ГМ на
номинальное напряжение 20 кВ
и номинальный ток 11 200 А
нитных поясов (хомутов) путем
навивки ленты из электротехни-
ческой стали позволяет умень-
шить неравномерность распреде-
ления тока и температуры и
довести ее до допустимого уровня
(рис. 2-21). Распределение тем-
пературы вдоль токоведущей сис-
темы выключателя резко нерав-
номерное. Наибольшая темпера-
тура достигается в контактной
зоне выключателя. Неравномер-
ность нагрева боковых сторон
неподвижных контактов этих же
полюсов выражена слабее, не-
смотря на различия токовой
нагрузки, что объясняется вырав-
нивающим действием массивного
металлического контактодержа-
теля. Значения средних превыше-
ний температуры для одноимен-
ных сечений в среднем полюсе на
16 °/о выше, чем в крайних полю-
сах.
В воздушном выключателе
ВВГ-20 (рис. 2-22), несмотря на
значительную неравномерность
распределения тока по одноимен-
ным элементам неподвижных
контактов (токи различаются
в 1,6—2,0 раза), неравномерность
распределения их температуры
нагрева выражена слабее, чем
в шинах ножа, для которых неравномерность распределения
тока меньше (1,5—1,6) (рис. 2-23). Эффект выравнивания тем-
пературы создается за счет массивного контактодержателя не-
подвижных контактов. Распределение превышений температуры
вдоль главного токоведущего контура равномерное. Наиболь-
шая разность в температуре нагрева отмечается у ламелей.
Напряженным в тепловом отношении местом рассматрива-
емой ТВС являются шарнирные контакты, температура кото-
рых при номинальном токе 12 500 А практически равна пре-
дельно допустимому значению (120°C) (ГОСТ 8024—84). Это
определяется относительно малым числом контактов, повышен-
ным тепловыделением, так как неподвижные контакты выпол-
нены из латуни, и затрудненным отводом теплоты от контакт-
ных площадок. Несмотря на развитую поверхность теплоотвода
у ряда элементов ГТК, большое число параллельно включенных
групп ламельных контактов, применение латунных неподвижных
62
Ножи
Неподвижные контакты (Выводы)
Рис. 2-20. Распределение тока (в процентах) по элементам ГТК выключа-
теля ВГМ-20-11200 при его трехполюсном исполнении и расстоянии между
осями полюсов, равном 0,7 м
Рис. 2-21. Распределение превыше-
ния температуры вдоль токоведущей
системы ГТК выключателя ВГМ-
20-11200 при использовании прину-
дительного выравнивания тока с по-
мощью магнитных поясов
Рис. 2-22. Общий вид воздуш-
ного выключателя ВВГ-20 на но-
минальное напряжение 20 кВ,
номинальный ток 12 500 А и ток
отключения 160 кА
63
8,3
37
т
^1 Выводы I
I	I |М
1	1 28
14,7
32
Нож
13,5
2Т
Выводы |М
I I I 7,6
132 j —«
jT
Рис. 2-23. Распре-
деление тока и
превышение тем-
пературы по эле-
ментам неподвиж-
ных контактов и
шинам ножа ГТК
выключателя типа
ВВ Г-20-12500, ус-
тановленного в
крайней фазе (в
числителе запи-
сан ток, в знаме-
нателе — превыше-
ние температуры)
при расстоянии D
между осями фаз,
равном 2 м
контактов, значительное проявление эффек-
та близости в шинах ножа выключателя при-
водит к весьма напряженному тепловому ре-
жиму.
Анализ тепловых режимов ТВС аппаратов
и токопроводов свидетельствует о неравно-
мерности распределения температуры по се-
чениям элементов ТВС, которая возрастает
вместе с номинальным током аппарата или
токопровода, а это, в свою очередь, сущест-
венно снижает эффективность использования
дорогостоящего и дефицитного проводнико-
вого материала. Поэтому одним из направ-
лений рационального проектирования вновь
создаваемых ТВС и особенно ТВС аппаратов
на большие токи является уменьшение числа
последовательно включенных элементов. Раз-
меры сечения этих элементов, потери и их
теплоотводящая способность должны быть
таковы, чтобы распределение тока и соответ-
ственно температуры было бы наиболее рав-
номерным. Следует отметить целесообраз-
ность введения принудительного распределе-
ния тока, например, с помощью магнитных
поясов с целью выравнивания его в ТВС,
имеющих крупногабаритные сечения простой
и сложной формы (одно-и многоэлементные).
Весьма перспективен также путь создания
экранированных ТВС, обеспечивающих прак-
тически равномерное распределение тока. Од-
нако с ростом номинального тока неизбежно
придется использовать различного рода при-
нудительное охлаждение, в том числе и жид-
костное. Это в значительной степени услож-
нит конструктивное исполнение аппарата, но
одновременно с этим обеспечит возможность
создания ТВС высоковольтных аппаратов на
токи 30 кА и более, а для низковольтных
аппаратов позволит в значительной степени
снизить расход проводникового материала на
их изготовление, что имеет большое народно-
хозяйственное значение.
/ ГЛАВА ТРЕТЬЯ
КОНТАКТНЫЕ СИСТЕМЫ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ
3-1. Конструктивные особенности
и принципы проектирования контактных систем
современных коммутационных аппаратов
Электрическая цепь коммутируется посредством коммутиру-
ющих (разрывных) контактов. Надежная работа, конструктив-
ные особенности, размеры и масса коммутационного аппарата
в значительной мере определяются конструктивными парамет-
рами контактной системы. Так, в коммутационных аппаратах
управления (контакторы, пускатели) контактный зазор и ско-
рость размыкания контактов определяют размеры дугогаси-
тельных камер и электромагнитной системы, необходимых для
гашения дуги и обеспечения требуемого электромагнитного
усилия. Напротив, для аппаратов высокого и сверхвысокого
напряжения межконтактное расстояние определяется не про-
цессами дугогашения, а необходимой электрической прочно-
стью межконтактного промежутка.
В зависимости от функционального назначения и условий
работы аппарата к его контактной системе предъявляются тре-
бования, оговариваемые в ГОСТ. Общие требования, которым
должна удовлетворять контактная система проектируемого ап-
парата, следующие:
1)	малое переходное сопротивление в контакте;
2)	возможно более низкая температура нагрева контактов
в режиме длительного протекания номинального тока;
3)	минимальное эрозионное и механическое разрушение
контактов в процессе включения и отключения;
4)	отсутствие вибрации контактов, отсутствие их сварива-
ния и отброса в режиме короткого замыкания. ,
Конструктивные параметры контактных систем определя-
ются коммутируемым током и напряжением сети. Кроме того,
выбор конструктивных параметров контактных систем обуслов-
лен принципом дугогашения и особенностями процессов, проис-
ходящих на контактах в различных дугогасящих средах, ис-
пользуемых в современных коммутационных аппаратах (воз-
дух, масло, вакуум, элегаз и его смеси с другими газами).
Классификация контактных систем. Различают следующие
разновидности контактных систем коммутационных аппа-
ратов:
1) коммутирующие, осуществляющие размыкание (за-
мыкание) электрической цепи;
2) скользящие (токосъемные), сохраняющие кон-
тактирование при взаимном перемещении контактных элемен-
тов.
3 Заказ № 412
65
В зависимости от функционального назначения контактные
элементы электрических аппаратов можно разделить на
группы — релейного типа, контакты аппаратов управления и
распределительных устройств и контактные системы коммута-
ционных аппаратов высокого и сверхвысокого напряжения.
По характеру соприкосновения контактирующих поверхно-
стей различают точечные, линейные и поверхност-
ные контакты (рис. 3-1).
В слаботочных аппаратах управления и защиты открытого
исполнения с малыми контактными нажатиями применяются
преимущественно .точечные контакты (рис. 3-1,а). Точечная
форма контактов облегчает их самоочистку от оксидных пле-
нок и загрязнения. Однако малое контактное нажатие приво-
дит к необходимости использования контактных накладок из
благородных металлов (Ag, Ag—CdO). Использование точеч-
ных контактов в сильноточных аппаратах нецелесообразно, по-
скольку в точке контактирования вследствие значительного вы-
деления теплоты может произойти из сваривание. Линейные
контакты применяются в конструкциях аппаратов на значи-
тельно большие токи (рис. 3-1,6). В этом случае также созда-
ются хорошие условия для самоочистки контактирующих по-
верхностей от всевозможных пленок в процессе их взаимного
перемещения при включении. Поверхностные контакты
(рис. 3-1, в) имеют большую поверхность контактирования, бла-
годаря чему они широко используются в сильноточных комму-
тационных аппаратах. Однако они требуют значительных кон-
тактных нажатий для разрушения поверхностных пленок. Для
обеспечения надежной работы слаботочных аппаратов их кон-
тактные системы помещают в защитную среду или вакуум
0,13—0,0013 Па. Такие герметичные контактные устройства
(герконы) получили широкое распространение в системах
управления и защиты. Геркон (рис. 3-2, а) состоит из герме-
тичной оболочки 1, заполненной инертным газом (аргон, водо-
род) либо вакуумированной, в которой находятся контактные
элементы 2 из магнитного материала. В’месте контактирова-
ния контактные элементы покрыты слоем благородного металла
(золото, палладий и др.). Геркон управляется магнитным по-
лем, создаваемым катушкой 3 (либо постоянными магнитами).
Магнитный поток Ф замыкается через контактные элементы
и воздушный зазор (межконтактный промежуток), включая
контакты. Отключение происходит за счет упругих свойств кон-
тактных элементов. Герконы обладают весьма высоким ресур-
сом (107—109) коммутационных циклов. Недостатком их явля-
ется малая коммутационная (15—16 Вт) и перегрузочная спо-
собность и низкая электрическая прочность межконтактного
промежутка.
Дальнейшее развитие аппараты этого типа получили в кон-
струкциях с более высокой коммутационной способностью —
герметичных силовых контактах (г е р с и к о н а х), представля-
66
Рис. 3-1. Конструкции контактов аппаратов управления и защиты: а— точечные; б — линейные; в — поверхностные
Рис. 3-2. Герметичный контакт: а — геркон; б — герсикон; в — геркотрон
ющих собой герметичную оболочку 1 (рис. 3-2,6), в которую
встроены полюсы 2 и 4 электромагнитной системы. Полюс 2
жестко закреплен с концом ферромагнитной пружины якоря
И, несущей подвижный контакт 10. Второй конец пружины
образует рабочий зазор в цепи магнитопровода. Магнитодви-
жущая сила создается катушкой 3, размещенной вне герси-
кона. Подвод тока к подвижному контакту осуществляется гиб-
кой связью 12. Неподвижный контакт 9 крепится на конце
регулировочного винта 7, позволяющего регулировать зазор,
провал и контактное нажатие без нарушения герметичности
аппарата. Для подключения токоведущего контура к цепи слу
жат выводы 5 и 8. Вакуумирование и заполнение оболочки за
щитным газом осуществляется через штуцер 6. Используя ду-
гогасящие среды, обладающие высокой электрической прочно-
стью и дугогасящей способностью (вакуум, элегаз и его смеси
с другими газами), и новые дугостойкие контактные матери-
алы, можно существенно повысить коммутационную способ-
ность герсиконов.
Одним из новых видов высоковольтного аппарата для си-
стем управления и преобразования информации в электроэнер-
гетике является геркотрон, представляющий собой быстро-
действующий геркон с высоковольтной (6—НО кВ) изоляцией
между входом (обмоткой возбуждения) и выходом (герконом).
Посредством геркотрона можно переключать цепи низкого на-
пряжения непосредственно по сигналам, передаваемым с цепей
высокого напряжения и наоборот. На рис. 3-2, в приведена
конструктивная схема геркотрона с использованием в качестве
изолирующего элемента вакуумной камеры 1 с ребристой раз-
витой поверхностью. Геркон 2 и электромагнитный механизм
<3, осуществляющий переключения геркона, залиты эпоксидным
компаундом 4. Геркотроны выгодно отличаются от аналогич-
ных по назначению устройств дистанционного управления вы-
соковольтными установками (например, оптоэлектронных) про-
стотой, большей надежностью при воздействии ударных нагру-
зок, вибрации, значительных колебаний температуры.
Широкое применение получили жидкометаллические кон-
тактные устройства, выполняющие функции как коммутиру-
ющих, так и скользящих (токосъемных) контактов. Использо-
вание жидкого металла в качестве контактной среды позволяет
создать коммутационные аппараты от миниатюрных слаботоч-
ных коммутирующих устройств — контактронов — до
сильноточных коммутационных аппаратов на десятки и сотни
килоампер. Простейшая конструкция контактрона (рис. 3-3, а)
состоит из герметичной оболочки 1 (стекло, керамика), ци-
линдра (плунжера) 5, двух неподвижных контактов 2, 3 и ре-
зервуара с жидким металлом 4 (ртуть, жидкий галлий и его
сплавы с индием, оловом и др.). Свободный объем оболочки
6 заполняется газом (обычно водород). Плунжер является
единственной подвижной частью, изготовлен из ферромагнит-
69
Рис. 3-3. Коммутирующие устройства с жидкометаллическими контактами:
а — магнитоуправляемый контактрон; б — контактный узел с жидкометалли-
ческими и твердометаллическими контактами
ного материала и находится во взвешенном состоянии в маг-
нитном поле, поддерживая необходимый уровень (Л—Л) жид-
кого металла (отключенное положение контактов). При вклю-
чении под напряжение обмотки соленоидного привода возни-
кает электромагнитное усилие, вызывающее погружение плун-
жера в жидкий металл, уровень последнего поднимается до
положения А'—А', замыкая контакты. При снятии напряже-
ния с обмотки привода плунжер возвращается в исходное по-
ложение, контактрон отключен.
В качестве твердометаллических контактов используются
тугоплавкие металлы (вольфрам, молибден, либо сплавы же-
леза, хрома и некоторых других металлов). Перемещение
жидкого металла может быть линейным и вращательным.
Принципиально возможны и другие способы перемещения
жидкого металла — воздействием газового либо магнитного
дутья, непосредственным воздействием деформирующейся
стенки (мембраны), изменением положения (угла наклона)
контактрона в пространстве, использованием капиллярного
эффекта и др.
В некоторых случаях целесообразно использовать жидко-
металлические контакты вместе с твердометаллическими. На
рис. 3-3,6 приведена конструкция коммутационного аппарата
(отключенное положение). В нем функции главного контакта
выполняет жидкий металл, находящийся в герметичном изо-
ляционном корпусе 1, а дугогасительного — мостиковый кон-
такт с твердометаллическими накладками 5. Здесь использо-
вана кинематическая схема перемещения контактной системы,
обеспечивающая бестоковую коммутацию жидкометалличе-
ского контактного узла. При включении аппарата шток 6 пе-
70
2	3
Рис. 3-4. Контактная система с главными и дугогасительными контактами
Рис. 3-5. Контактная система с пористыми контактами
/—дугогасительная камера; 2 — пористые (газопроницаемые) электроды; 3 — токо- и
газоподводящие элементы (трубки)
ремещается вверх, замыкая дугогасительные контакты 5, под-
ключенные посредством гибкого провода 3 к главным кон-
тактам 2. При этом деформируется мембрана 4, поднимая уро-
вень жидкого металла и замыкая главные контакты 2 (дуго-
гасительные контакты 5 к этому моменту времени замкнуты,
поскольку межконтактный промежуток между ними меньше,
чем расстояние от зеркала жидкого металла до главных кон-
тактов). Отключение происходит в обратной последовательно-
сти (первыми размыкаются дугогасительные контакты.5). При
определенных условиях функции подвижного контакта может
выполнять жидкий металл. Существуют коммутационные ап-
параты низкого напряжения с гашением дуги непосредственно
на жидкометаллических контактах посредством воздействия на
жидкий металл-потока сжатого газа либо магнитного поля.
В некоторых случаях жидкометаллические коммутационные
аппараты имеют значительно меньшие габариты и массу, чем
традиционные аппараты с твердометаллическими контактами.
При этом исключается необходимость больших контактных
нажатий и использования дефицитных контактных материалов
для снижения переходного сопротивления. Кроме того, устра-
няются такие недостатки, присущие твердометаллическим кон-
тактам, как сваривание, вибрация и отброс контактов, а также
упрощается решение технологических проблем, связанных
с качеством обработки контактной поверхности.
В наиболее тяжелых условиях работают размыкающиеся
контакты сильноточных выключающих аппаратов. В связи
с этим в их конструкциях предусматривают главные 3, 4 и
дугогасительные 1, 2 контакты (рис. 3-4). Главные
контакты предназначены для пропускания в замкнутом положе-
нии тока главной цепи и на них не предусматривается образо-
71
вание дуги. Дугогасительные контакты соединены параллельно
главным и служат для электродугового отключения цепи, т. е.
при размыкании на их рабочих поверхностях возникает дуга.
При разработке аппарата кинематическая схема контактной
системы проектируется таким образом, чтобы в процессе отклю-
чения вначале размыкались главные контакты (без дуги), а за-
тем— дугогасительные с образованием дуги. В процессе вклю-
чения замыкание главных и дугогасительных контактов происхо-
дит в обратной последовательности.
Для коммутационных аппаратов на высшие классы напря-
жения весьма перспективным может оказаться использование
пористых (газопроницаемых) электродов в качестве дугогаси-
тельных контактов (рис. 3-5), когда гашение дуги осуществля-
ется посредством вдува газа через газопроницаемые электроды
в область оснований электрической дуги. При этом существенно
снижается расход газа (в 5—6 раз по сравнению с традицион-
ными способами продольного дутья [28]), повышается эффектив-
ность дугогасительного устройства и дугостойкость электродов.
Это объясняется тем, что вдуваемый газ подается непосредст-
венно в область оснований дуги, отводя от поверхности электро-
дов тепловые потоки и способствуя этим га-
шению дуги и снижению эрозии электродов.
В коммутационных аппаратах использу-
ются различные конструкции контактных си-

стем — торцевые,
к о в ы е (рис. 3-6).
розеточные, р о л и -
Рис. 3-6. Типичные конструкции контактных систем коммутационных аппа-
ратов высокого напряжения: а —вставной; б — розеточный; в —торцевой;
г — роликовый
72
Рис. 3-7. Конструкции контактных систем аппаратов управления
3-2. Расчет и выбор оптимальных параметров
и конструктивных форм коммутирующих контактов
Рассмотрим типичные конструкции контактных систем, ис-
пользуемых в коммутационных аппаратах низкого напряжения
(рис. 3-7). Кратчайшее расстояние между неподвижным 1 и под-
вижным 2 контактами в их разомкнутом состоянии называют
контактным зазором /3. Контактный зазор определяется необ-
ходимой электрической прочностью межконтактного промежутка
и зависит от свойств дугогасящей среды, давления в дугога-
сительном устройстве, формы контактов, состояния их рабо-
чей поверхности. Чтобы обеспечить заданную электрическую
износостойкость и надежное контактирование в конструкции
контактной системы предусматривается провал контактов /пр.
В прямоходовых контактных системах (рис. 3-7, б) провал оп-
ределяется непосредственно, а в системах поворотного типа
(рис. 3-7, а) его опредедяю’г зазоров, контролирующим провал
/пр. Полное перемещение подвижного контакта, равное сумме
зазора и провала, называется ходом контактов /к:
К -- /з 4“ /пр 
(3-1)
73
Для самоочистки контактирующих поверхностей от поверх-
ностных пленок и пыли предусматривается взаимное пере-
мещение (проскальзывание) контактов при замыкании. Следует
отметить, что самоочистка контактов за счет проскальзывания
увеличивает механический износ контактов. Поэтому при ис-
пользовании благородных металлов (Ag, Ag—CdO и другие)
более предпочтительна контактная система мостикового типа
(рис. 3-7,6), не имеющая проскальзывания контактов. Прин-
ципиально возможно исполнение мостиковых контактов с про-
скальзыванием (рис. 3-7,г).
Существенное влияние на выбор конструктивных форм и па-
раметров контактной системы оказывают контактное нажатие
(усилие, развиваемое контактной пружиной), материал кон-
тактов, скорость их движения. Различаются начальное нажатие
Fo (в момент первоначального соприкосновения контактов,
когда провал равен нулю) и конечное FK (при полном про-
вале) :
где fnp—жесткость контактной пружины, т. е. усилие, необходи-
мое для сжатия пружины на единицу длины; Ц — первоначаль-
ное сжатие пружины; /2 — дополнительное сжатие пружины,
обусловленное ее деформацией за счет провала контактов.
По мере износа контактов провал уменьшается, и значение
контактного нажатия приближается к начальному. Начальное
нажатие контактов в аппаратах управления принимается рав-
ным (0,5—0,75) Ак-
В слаботочных контактах релейного типа (рис. 3-7, s) кон-
тактное нажатие невелико и создается, как правило, контакт-
ными пружинящими элементами, которые служат одновре-
менно контактодержателями и токоподводящими частями
аппарата. Чтобы обеспечить надежную работу при малых кон-
тактных нажатиях в реле обычно используют контактные на-
кладки из благородных металлов и их сплавов. В зависимости
от их формы обеспечивается плоскостное, линейное или точеч-
ное касание контактов. Контактное нажатие плоской пружины
(рис. 3-7, в) определяется упругими свойствами материала и ее
размерами [82]:
(3-4)
р _ EMbnhn
•* К - о -Ч
4'п
где Дм — модуль упругости при изгибе; /п> йп, hn — соответст-
венно, длина ширина и толщина пластины; х — прогиб пла-
стины, соответствующий точке контактирования. Для изготов-
ления плоских контактных пружин обычно используют берил-
74
лиевую и фосфористую бронзу, латунь, сталь. Модуль упруго-
сти Ем этих материалов находится в пределах 1200—1500 МПа,
Контактное нажатие в герконах и герсиконах (см. рис. 3-2, а)
определяется как разность между электромагнитным усилием
Еэм, развиваемым магнитным полем катушки управления, и
усилием Fnp, определяемым упругостью пружины:
р __ 5,1
Но	8Z®	’
где В3—магнитная индукция в воздушном зазоре между кон-
тактами; цо — магнитная проницаемость среды: SK — площадь
контактирующей поверхности (зона перекрытия контактных
пластин); /3— воздушный зазор в зоне контактов, Ем— мо-
дуль упругости материала пластин; /п, йп, hn— соответственно
длина, ширина и толщина пластин.
В аппаратах низкого напряжения, коммутирующих цепи
в номинальном режиме (отключение номинальных токов и то-
ков перегрузки), выбор контактного нажатия производится ис-
ходя из условий рабочего режима (продолжительный, кратко-
временный, повторно-кратковременный). При этом темпера-
тура контактной площадки не должна превышать температуру
рекристаллизации материала контактов во избежание их сва-
ривания, а температура самого контактного элемента должна
находиться в пределах установленных норм. В сильноточных
коммутационных аппаратах при выборе контактного нажатия
особое внимание следует уделять вопросам сваривания и от-
броса контактов под действием электродинамических и элект-
ромагнитных усилий и резкого повышения давления испарив-
шихся частиц в площадке контактирования при токах корот-
кого замыкания.
Исходя из изложенного проектирование контактных систем
коммутационных аппаратов связано с необходимостью комп-
лексного решения следующих задач:
1)	выбор конструктивных форм, материала и основных па-
раметров коммутирующих (главных и дугогасительных) кон-
тактов в зависимости от функционального назначения, условий
работы и общей конструктивной компоновки аппарата;
2)	расчет и выбор параметров контактных систем, обеспечи-
вающих их надежную работу при номинальном токе и при про-
текании тока короткого замыкания (определение контактного
нажатия, допустимой температуры контактов, граничного тока
сваривания, усилий отброса и др.);
3)	определение ресурса коммутирующих контактов (прогно-
зирование допустимого числа коммутаций при заданном ре-
жиме работы на основании теоретических расчетов и результа-
тов экспериментальных исследований).
Расчет параметров контактной системы при номинальном
токе сводится к определению:
75
1) необходимого контактного нажатия при заданном зна-
чении тока и максимальной температуре площадки контактиро-
вания применительно к разрабатываемой конструкции комму-
тационного аппарата;
2) температуры контактной площадки при заданных кон-
структивных параметрах контактной системы.
Общее решение задачи можно свести к решению уравнения
распределения теплоты в контактном элементе [34] при нали-
чии внутренних источников теплоты с переменной мощностью
и представить в виде
То  /УЧлгсЕмНб
4Х‘|//?К
(3-6)
где 1 — ток; FK — контактное нажатие; Тк, То — соответственно
температура площадки контактирования и контактного эле-
мента; kJt— число Лоренца, изменяющееся в пределах (2,28—
2,32) • 10~8 (В/К)2; X — коэффициент теплопроводности контакт
ного материала; —твердость материала по Бринеллю; —
коэффициент, характеризующий чистоту обработки поверхности
[86].
Из уравнения (3-6) можно определить:
контактное нажатие
б ___________1_________
(3-7)
температуру площадки контактирования
'г	7о
1 К - -------------- J
cos
допустимое значение тока
I =	4XV77
Уйл^м^б arccos-^5-
Т к
(3-8)
(3-9)
Ниже приведены примеры расчета параметров контактной
системы коммутационных аппаратов, выполненной из различ-
ных контактных материалов.
Пример 3-1. Определить установившуюся температуру Тк контактной
площадки медного точечного контакта при длительном протекании тока
7=1 кА, контактном нажатии FK = 300 Н, температуре контактного эле-
мента 7’о=273+75=348 К. Расчет произведем для свежезачищенных контак-
тов (число Лоренца в этом случаеkji = 2,3• 10-8 (В/К)2. Коэффициент тепло-
76
проводности ^=390 Вт/(м-К); gM/7в=3,7-Ю8 Па. Тогда согласно уравнению
(3-8) температура площадки контактирования
Тк =--------------- 348 -----------------= 354 К-
/ 1031/2,3-10-8-3,14-3,7- 10е \
cos I ---------------------------- I
\	4-390-Д/з00 J
Пример 3-2. Рассчитать необходимое контактное нажатие точечного се-
ребряного контакта при длительном протекании тока /=0,6 кА, температуре
контактного элемента То=273+120 = 393 К и температуре контактной пло-
щадки Тк=То + 1О=4ОЗ К. Для контактов из серебра Х=420 Вт/(м-К); §м77б=
= 2,6-108 Па; feji=2,3-10_8 (В/К)2. Контактное нажатие можно определить
по выражению (3-7), Поскольку для рассматриваемого случая
arccos (393/403) =0,224 рад, то
„	36-104-2,3-10-8-3,14-2,6-10» ,0 т_г
г к =-------------------------------= 4о п.
16-4202-0,2242
Разность температур Тк—То при длительном режиме работы не должна
превышать 5 К. Тогда arccos (393/398) =0,157 рад и необходимое контактное
нажатие
р  36-104-2,3-10-8-3,14-2,6-Ю8	QC н
Расчет параметров контактной системы при протекании
тока короткого замыкания. Контактные системы коммутацион-
ных аппаратов во включенном положении должны выдержи-
вать термическое и электродинамическое воздействие тока ко-
роткого замыкания заданного значения без сваривания и от-
броса контактов. Результирующее усилие самопроизвольного
отброса контактов при протекании тока короткого замыкания
через замкнутые контакты складывается из электродинамиче-
ских усилий отброса отбрасывающего усилия, вызывае-
мого электромагнитным полем FaM, усилий отброса термиче-
ского характера (за счет взрывного испарения контактного ма-
териала в площадке стягивания тока и давления, возникающего
при разрушении мостика расплавленного металла) FTePM,
а также усилий отброса от ударных сотрясений, в значительной
мере определяемых конструкцией аппарата. Для надежной ра-
боты контактной системы необходимо, чтобы контактное на-
жатие преобладало над суммарными усилиями отброса:
FK>^+ ^эм+ FTepM.	(3-10)
При практических расчетах определение усилий отброса
контактов затруднено вследствие неопределенности числа эле-
ментарных площадок соприкосновения. В реальных конструк-
циях коммутационных аппаратов число их весьма значительно,
вследствие чего ток делится на ряд параллельных ветвей, и
электродинамическое усилие отброса уменьшается. Расчет этих
усилий производят обычно для одной площадки контактиро-
вания.
77
Рис. 3-8. Схема усилий, действу-
ющих в контактной площадке
Рассмотрим модель одното-
чечного контактного узла (рис.
3-8) с металлическим перешей-
ком радиуса г0 и высотой /гп, на
который действует контактное
нажатие FK, электродинамиче-
ское усилие отброса Гэд и элек-
тромагнитное усилие стягивания
F3M. Электродинамическое уси-
лие отброса Рэд обусловлено
в данном случае переходом тока
из контакта радиусом гк в ме-
таллический перешеек и может
быть определено по формуле
Рэя= 10-7 /21п-^~ .	(3-11)
Го
Электромагнитное усилие
стягивания
F3M металлического
перешейка определяется сжимающим усилием магнитного поля
с напряженностью на поверхности перешейка Н—112лгй. Маг-
нитное поле создает электромагнитное давление
Но//2
/М0~?
2л?о
(3-12)
Тогда усилие электромагнитного сжатия FР где Sn=
= 2лго^п — площадь боковой поверхности перешейка. Отсюда
, _ РЛп-ю-Ч
ЭМ-
Го
(3-13)
Высоту перешейка можно принять равной /гп= (0,5—1,О)го.
Усилие электромагнитного сжатия вызывает появление уси-
лий отброса FOt6, совпадающих по направлению с F3R:
FOT6 = F3M—^—,	(3-14)
1 - kn
где ks — коэффициент Пуассона (его значение для металлов
можно принять равным 0,2—0,35).
Усилие отброса, обусловленное стягивающим эффектом ли-
ний магнитного поля, значительно в конструкциях коммутаци-
онных аппаратов с относительно небольшим контактным нажа-
тием (контакторах, пускателях), причем оно существенно
возрастает, если металлический перешеек находится в расплав-
ленном состояййи. При больших контактных нажатиях влияние
усилия F3M на работу контактного узла уменьшается.
В сильноточных контактах значительное влияние на отброс
контактов оказывают также усилия отброса FTepM, возникающие
за счет термических процессов в контактной площадке [72, 86].
78
Компенсация электродинамических усилий отброса контак-
тов. Снизить либо компенсировать электродинамические усилия
отброса можно конструктивными мерами (рис. 3-9). При разра-
ботке контактных систем мостикового типа компенсировать
электродинамическое усилие отброса £Эд можно, расположив
подвижный контактный мостик по рис. 3-9, б. В этом случае на-
правление РЭд совпадает с направлением контактного нажатия
FK, усиливая его, в то время как на рис. 3-9, а электродинамиче-
79
ское усилие ослабляет FK. В некоторых случаях компенсация
электродинамического усилия отброса достигается соответст-
вующим расположением токоведущих элементов [создание
«петли» тока (рис. 3-9, в)], при котором в точке контактирова-
ния создается компенсирующее усилие
цп/2/«
FKOV,u=^-f,	(3-15)
U ,0/1/3
где 0,5/ь /2, /з — размеры плеч, определяющих моменты дейст-
вующих усилий (рис. 3-9,в).
На рис. 3-9,г приведена контактная система, в которой про-
текающий ток образует в точках контактирования «петлю»
тока и результирующее электродинамическое усилие направлено
вниз, что создает дополнительное нажатие непосредственно
в контактных площадках. В коммутационных аппаратах широко
используется принцип деления цепи тока на параллельные
ветви (рис. 3-9,6), между которыми возникают электродинами-
ческие усилия притяжения Рэл, повышающие надежность кон-
тактного узла.
В конструкции контактной системы, приведенной на
рис. 3-9,в, использован компенсатор соленоидного типа, в кото-
ром при замыкании контактов между витками возникают уси-
лия, препятствующие отбросу контактов.
Возможен вариант контактной системы (рис. 3-9,ж), в кото-
рой используется магнитное поле вокруг токопровода подвиж-
ного контакта /, под действием которого якорь 2 магнитопро-
вода компенсатора стремится притянуться к его неподвижной
части 3. При этом компенсирующее усилие передается на под-
вижный контакт 4, препятствуя его отбросу.
Расчет электродинамических усилий для конкретных кон-
струкций контактных систем коммутационных аппаратов можно
произвести по известным соотношениям, приведенным в работах
[75, 86]. Так, для мостиковой контактной системы (рис. 3-9,6)
электродинамическое усилие F3Jh совпадающее по направлению
с контактным нажатием FK, равно
F3fl = 2.10-7/2 In
0,25 • (3-16)
Подбирая размеры Ь, Ц и /2, можно добиться полной ком-
пенсации усилий отброса.
Предотвращение сваривания и вибрации контактов. При
протекании через замкнутые контакты токов перегрузки или то-
ков короткого замыкания происходит резкое повышение темпе-
ратуры площадки замыкания, вследствие чего материал кон-
тактов может расплавиться и произойдет их сваривание. Кроме
того, сваривание контактов может произойти при самопроиз-
вольном отбросе контактов под действием отбрасывающих уси-
80
лий [если не соблюдается условие (3-10)], а также под дейст-
вием ударных сотрясений и вибрации контактов в процессе
включения аппарата. Возникающая при этом короткая дуга
приводит к интенсивному плавлению и разбрызгиванию рас-
плавленных частиц металла, вследствие чего на контактах об-
разуются участки поверхности, находящиеся в расплавленном
состоянии. Наличие таких расплавленных зон на рабочей по-
верхности контактов усугубляет процесс сваривания контактов.
При определенных условиях (длительное воздействие повышен-
ной температуры и давления на контакты при достаточной чи-
стоте поверхности) может произойти холодное сваривание кон-
тактов.
При разработке контактных систем коммутационных аппа-
ратов необходимо знать граничный ток сваривания и отрывное
усилие, требуемое для преодоления силы сцепления сварив-
шихся контактов, зависящие от многих факторов — контактного
нажатия, амплитуды и длительности протекания тока, площадки
сваривания, глубины проплавления, свойств контактного мате-
риала, конфигурации и состояния рабочей поверхности кон-
тактов.
Граничный ток сваривания слаботочных контактов можно оп-
ределить из следующей зависимости между напряжением плав-
ления t/пл и переходным сопротивлением /?к-
I   У пл_________217пл______217пл Fк	(3-17)
Rk	Рэ V ЛЕИ/7Б ’
где рэ — удельное объемное электрическое сопротивление.
Граничный ток сваривания сильноточных контактов при дли-
тельном протекании токов перегрузки можно рассчитать по фор-
муле (3-9). При протекании токов короткого замыкания гранич-
ный ток сваривания можно определить по известной эмпириче-
ской зависимости:
Zrp = fecB/0Д02К,	(3-18)
где FK — контактное нажатие, Н; kC3 — коэффициент сварива-
ния, зависящий от свойств контактного материала и конфигу-
рации контактной системы, А/Н0’5.
Расчет граничного тока сваривания коммутирующих контак-
тов с учетом влияния их геометрических соотношений и формы
приводится в работах Н. Е. Лысова, В. Е. Решетникова
и др. [44].
Снижение вибрации контактов. Механическая вибрация кон-
тактов возникает в момент их соударения при включении аппа-
рата и прежде всего зависит от массы и скорости движения
контактов. Интенсивность вибрации характеризуется макси-
мальным отбросом контактов х0Тб при соударении и суммарным
81
временем вибрации ts, которые могут быть приблизительно оп-
ределены из нижеприведенных выражений [82]:
О
muvv
-W = -^;	(3-19)
2 го
где тк, Ук — соответственно масса и скорость движущихся частей
контактной системы; Fo — начальное контактное нажатие. Из
формул (3-19) и (3-20) видно, что хотб и ts тем больше, чем
больше масса и скорость подвижных частей и чем меньше Fo.
Поэтому для снижения вибрации следует по возможности умень-
шать тк и ик. С той же целью контактные пружины коммути-
рующих контактов встраиваются с некоторым предварительным
сжатием (Fo). Однако следует учесть, что увеличение контакт-
ного нажатия приводит к повышению мощности привода и до-
полнительным затратам. Для аппаратов управления допустимое
суммарное время вибрации ts не превышает нескольких деся-
тых миллисекунд.
Пример 3-3. Определить граничный ток сваривания медного розеточного
контакта, состоящего из шести ламелей, при контактном нажатии на каждую
из них F,. = 50 Н.
По формуле (3-18) граничный ток сваривания для одной ламели при
kcв = 5000 (для ме^ого контакта)
/гр = 50001/0,102-50 = 11200 А.
Для шести ламелей: /гр=6-11 200 = 67200 А.
Для предотвращения сваривания контактов применяются
конструктивные меры: 1) повышение контактного нажатия;
2) снижение вибрации контактов при включении; 3) компенса-
ция электродинамических усилий отброса; 4) использование со-
ответствующей формы контактирующих поверхностей. Так, то-
чечный контакт сваривается при меньших токах, чем линейный
и плоскостный.
Снизить склонность контактов к свариванию можно также
подбором разнородных контактных материалов. Металлокера-
мические контактные материалы (особенно содержащие в струк-
туре графит) свариваются при больших токах по сравнению
с однородными (медь, латунь).
3-3. Ресурс коммутирующих контактов
Ресурс (гарантируемое число коммутационных циклов) кон-
тактов обусловливается электрической и механической износо-
стойкостью, однако определяющим является износ контактов под
действием электрической дуги, т. е. их электрическая эрозия.
Различают два вида эрозии — мостиковую, наблюдающуюся
82
преимущественно в слаботочных контактах (реле, регуляторы),
и дуговую, относящуюся к сильноточным контактам. При раз-
мыкании коммутирующих контактов между ними образуется
расплавленный металлический перешеек (мостик), который по
мере увеличения межконтактного промежутка удлиняется и при
достижении температуры кипения контактного материала взры-
вается. Эксперименты показывают (44, 61], что разрыв мостика
происходит не в геометрическом центре, а ближе к одному из
контактов. Такой характер разрушения мостика можно объяс-
нить тепловой асимметрией, обусловленной проявлением термо-
электрического эффекта Томсона, Пельтье и Колера [87]. В ре-
зультате асимметричного разрушения мостика на одном кон-
такте образуется нарост, на другом — впадина, вследствие чего
при многократных коммутационных циклах рабочая поверх-
ность контактов претерпевает значительные изменения, что мо-
жет привести к нарушению нормальной работы контактов.
Объем мостиковой эрозии контактов за один коммутацион-
ный цикл (в сантиметрах кубических) можно определить из вы-
ражения [82]
VM = M3,	(3-21)
где /гэ—коэффициент эрозии, зависящий от теплофизических
свойств материала контактов (для серебра и платины равен
6,75- 10-14 и 5,63-10~14 соответственно).
Для ограничения мостикового переноса необходимо стре-
миться к созданию симметричных тепловых режимов на аноде
и катоде. Добиться этого можно подбором контактных пар из
материалов с соответствующими теплофизическими свойствами.
В сильноточных коммутационных аппаратах определяющим
является износ контактов за счет дуговой эрозии. Износ кон-
тактов (массу контактного материала, теряемого за счет дуго-
вой эрозии) аппаратов управления при отключении номиналь-
ных токов в сотни ампер можно определить по эмпирической
зависимости
тк=10“9/гэ/оТКЛ^ц,	(3-22)
где /откл — отключаемый ток, A; k3 — коэффициент эрозии ма-
териала контактов, г/А2; Ац— число коммутационных циклов.
Для наиболее распространенных в аппаратах управления ма-
териалов значения k3 следующие: медь 0,6—2; серебро — 0,5;
композиция Ag—CdO — 0,08—0,6. Основными факторами, оп-
ределяющими дуговую эрозию контактов коммутационных ап-
паратов, являются отключаемый ток, время горения дуги,
конструктивные особенности контактной системы, материал кон-
тактов и дугогасящая среда. Существуют эмпирические фор-
мулы для расчета дуговой эрозии сильноточных контактов (наи-
более приемлемые из них для современных коммутационных
аппаратов приведены в работе [100]), однако пользоваться ими
83
для определения ресурса работы контактов можно лишь при
совпадении условий работы проектируемого аппарата с усло-
виями эксперимента. Наиболее достоверным способом опреде-
ления износостойкости контактов являются натурные испыта-
ния, достаточно трудоемкие и длительные.
Для работы в условиях частых коммутаций рациональным,
может оказаться использование коммутационных аппаратов пе-
ременного тока с синхронным размыканием контактов непо-
средственно перед нулевым значением тока, вследствие чего
уменьшается выделяемая в дуге энергия [83]. Необходимость
использования схем синхронизации несколько удорожает кон-
струкцию, однако при этом резко сокращается расход дефицит-
ных контактных материалов, а также снижается расход элект-
роэнергии, затрачиваемой на горение дуги. Так, при отключе-
нии номинального тока /к= 100 А за срок службы Ац=5‘106
циклов при среднем времени горения дуги £д = 0,О2 с; Ел =
=20 В/см и ее длине /д=5 см обычный контактор расходует
энергию
Wo = АцЕд/д/н^д = 5 • 106 • 20 • 5 • 100 • 0,02 = 109 Дж.
При среднегодовом выпуске таких контакторов, равном
10 млн. штук, годовой расход электроэнергии на гашение дуги
№s = U7o-107 = 1016'Дж.
Стоимость этой электроэнергии составляет 11 млн. рублей.
Оценим износ контактного материала по формуле (3-22)
при /н= 100 А и коэффициенте эрозии /гэ = 0,2 г/А2 (для серебро-
содержащей композиции СОК-15 М):
тк= 10~9/гэАц/н = 0,2-10“ 9-5-106- 1002 = 10 г.
Для принятого общего числа контакторов суммарный износ
/П2 = тк-107 = 10® г =100 т.
Сравнительная оценка износостойкости контактов в аппарате
с синхронным размыканием и обычном контакторе показывает,
что эрозия контактов в первом случае на порядок меньше.
Кроме того, в сравнении с обычными синхронизированные
аппараты будут иметь значительно меньшие габариты, сущест-
венно снизится мощность тяговых электромагнитных систем.
Выбор параметров и материала сильноточных контактов по
условию ограничения дуговой эрозии. При разработке контакт-
ных систем коммутационных аппаратов необходимо прежде
всего оценить дуговую эрозию коммутирующих контактов, по-
скольку именно она предопределяет ресурс аппарата. Задача
при этом сводится к определению допустимого числа коммута-
ционных циклов для данной контактной системы либо к опреде-
лению необходимых размеров (площади рабочей поверхности)
дугогасительных контактов, обеспечивающих заданный ресурс.
84
В частности, могут быть
заданы условия дугогаше-
ния (вид дугогасительного
устройства, среда, отклю-
чаемый ток /откл, длитель-
ность горения дуги ta), до-
пустимое изменение рабо-
чей поверхности контак-
тов — уменьшение по вы-
соте либо толщине, а также
масса испарившегося или
выброшенного в жидкой
(расплавленной) фазе кон-
Рис. 3-10. Зависимость массы расплав-
ленного материала контактов от пара-
метра (<7срУ*д)*
тактного материала.
Для расчета дуговой эрозии при проектировании коммута-
ционных аппаратов необходимо иметь достаточно простые рас-
четные соотношения, позволяющие оценить ресурс контактов
из различных материалов. Г. С. Белкиным [100] на основании
теоретических обобщений и расчетов получены аналитические
безразмерные зависимости, позволяющие оценить эрозионную
стойкость контактных материалов применительно к различным
условиям работы контактных систем коммутационных аппа-
ратов.
Для оценки степени разрушения контактов при больших то-
ках обычно рассчитываются глубина проплавления хпл и масса
расплавленного металла тпл, позволяющие определить массу
(объем) выброшенного контактного материала тЕ.
В работе [100] вводится безразмерная относительная вели-
чина—масса расплавленного металла
т
ПЛ
тпЛСрТ пл
пл
(3-23)
W
связанная с безразмерной глубиной проплавления соотноше-
нием
-Тпл = 0,5/72пл (<7ср У ,
и параметр	_
(<7сР УО = —,	(3-24)
СР Ум уX Т\1Л
где 1^пл = 7ср5к/д — энергия, выделенная на контактной поверх-
ности SK; ср — теплоемкость; Тпл, Ум — температура плавления и
плотность контактного материала соответственно; <7ср=
= /гн[/э//5к — средний поток теплоты на единицу площади кон-
такта; ta— длительность горения дуги; к — коэффициент темпе-
ратуропроводности; иэ — эквивалентное приэлектродное падение
напряжения; kti— коэффициент неравномерности распределения
теплового потока [87].	_
Анализ зависимости тпл* от параметра (?срУ^д)*, приве-
денной на рис. 3-10, позволяет оценить влияние теплофизиче-
85
ских свойств материала контактов на их дуговую эрозию.
Здесь можно выделить три области. При малых значениях
(<7срУ^д) (возрастающая до максимума ветвь) испарение с по-
верхности контактов почти отсутствует, масса испаривше-
гося материала mscn = mBCT[WT[n~lCpTT[^ близка к нулю. Поэтому
расчет дуговой эрозии в этой области определяется массой рас-
плавленного материала контактов.
В области 2,5 < (//ср ]/7д )*< 50 (быстро спадающая ветвь)
происходит интенсивное испарение контактного материала, по-
этому тпл* производится с учетом процесса испарения. При
этом зависимость твя* от (</Ср	) хорошо аппроксимиру-
ется выражениями:
иГпл = ~	___ (<?Ср1/^д) ]	(3-25)
U //д)
или
• _ 1,3 + 0;04(?срК^)’ Г, 0,885	1	,
(<7ср V)	L (<7сР V tR) J
Масса испарившегося материала в этой области:
«исп « (СрТпл/<7и)(1—ЗШпл)>	(3-27)
где </и — скрытая теплота испарения.
В области больших значений (<7срУ^д) температура на
поверхности контактов приближается к предельной Тпр. В этом
случае масса испарившегося материала близка к массе рас-
плавленного
^пл /Иисп = £р7пл/(^7н £рТУр).	(3-28)
Для различных контактных материалов в широком диапа-
зоне тепловых потоков и длительности горения дуги тпл* можно
представить уравнением
. 1'3	(<7ср	) срТВл Г ।0'885 Л (3-29)
(<7ср УУд) (9и + СрТ’пр) L (<7ср У" ) J
При больших значениях (<?сРУ^д)* уравнение (3-29) пре-
вращается в (3-28), а при малых — в (3-26). Эти уравнения
можно использовать при определении дуговой эрозии, усред-
нив воздействующий поток по времени.
В реальных конструкциях коммутационных аппаратов при
больших отключаемых токах на контактах образуется макро-
ванна (зона) расплавленного металла, поперечные размеры ко-
торой намного больше ее глубины. В этом случае могут быть
использованы приближенные расчеты для определения дуговой
эрозии при переменных тепловых потоках. Для контактов силь-
86
неточных коммутационных аппаратов в работе [100] приво-
дятся простые выражения, связывающие температуру и глу-
бину проплавления с параметрами дугового разряда:
1 /д
Гпл = -—!---------,f q (/) dt-	(3-30)
ЗХплСрТм б
1 /д
Хпл= -	—  ,f q(t)dt. '	(3-31)
ЗСрТм' пл о
Массу выброшенного под действием дугового разряда кон-
тактного материала тв можно определить, если разбить под-
верженную эрозии поверхность контакта на элементы Д5К,
в пределах которых источник теплоты можно считать беско-
нечно протяженным. Тогда
U3 f \i\dt- Гнсп
Ц^в:=^в^пл = ^вУм^	— &в	~	(3-32)
s	ЗсрТ пл
Если энергия испарения невелика, это выражение можно
упростить:
*д
U3$ \l\dt
=	----- (3-33)
oCpl пл
Из последнего выражения можно определить удельную эро-
зию, представляющую собой отношение массы (объема) вы-
брошенного материала контактов к величине перенесенного ко-
личества электричества за время tR:
-	= kB ,	(3-34)
гд	&ср* пл
\ \i\dt
0.
где /гв— коэффициент выброса (отношение массы выброшен-
ного контактного материала к массе расплавленного); 1ЕИСП—
энергия, затрачиваемая на испарение.
Оценив эрозию за одно отключение тв* по допустимому
(для сохранения работоспособности) уменьшению высоты (тол-
щины) контакта, можно определить допустимое число отклю-
чений N^on, либо по заданному числу отключений и уменьше-
нию высоты Адоп можно определить требуемую площадь рабо-
чей поверхности контакта 5треб’
	 (А/1к/^доп) ^требЛкУм .	(3-35)
доп______________________________________т*	’
В
s б=--------------------- (3_36)
р Ум (Айк/Лдоп) hK
87
Ниже приведены примеры расчета дуговой эрозии контактов
коммутационных аппаратов с различными дугогасящими сре-
дами.
Пример 3-4. Определить удельную эрозию медных контактов диаметром
10 мм, находящихся в масле, при токе /Откл=90 кА, длительности горения
дуги /д = 1,8 мс и расстоянии между контактами 5 мм. Вычислим тепловой
поток на поверхности контакта [100], предположив, что 10 В;(?срТ^^д) ~
«10. Из рис. 3-10 видно, что в этом случае происходит испарение. Поэтому
для определения дуговой эрозии воспользуемся выражением (3-34):
т* =	[1,3+ 0,004 (<7СР]ЛД)*] Г j 0,885 Т _
СрТ’пл (<?ср	)	L	Gср	) J
Коэффициент выброса при токах в десятки килоампер можно принять
близким к единице. Тогда удельная эрозия медных контактов тв* = 2,34 мг/Кл.
Полученное значение /ив* хорошо согласуется с результатами эксперимен-
тальных исследований, проведенных при тех же условиях (опытное значение
ms* составляет 2,8 мг/Кл).
Пример 3-5. Определить ресурс (число отключений) контактов из метал-
локерамической композиции 70 W—Си масляного выключателя ВМК-35 на
напряжение 35 кВ при отключении токов 16,5 кА, 8 кА и 4 кА. Для расчета
дуговой эрозии контактов в этом случае применима эмпирическая фор-
мула [100]:
mK = k3l'’7tR.	(3-37)
Экспериментально установлено, что в диапазоне отключаемого тока от 1
до 20 кА коэффициент эрозии k3 для подвижного и неподвижного контактов
из металлокерамической композиции 70 W—Си (70 % вольфрама) равен со-
ответственно 0,62 мг/Кл н 0,51 мг/Кл. Тогда из выражения (3-37) для по-
движного контакта тп=0,62-7*’7 и для неподвижного mH=0,51 -71-7 /д. По-
лученные выражения позволяют при известных размерах контактных накла-
док определить допустимое число отключений заданного тока либо размеры
накладок для заданного числа отключений.
Исследования, проведенные во Всесоюзном электротехническом институте
(ВЭИ) на выключателе ВМК-35, показали, что допустимое эрозионное раз-
рушение подвижного контакта составляет около 1,4 см3 или 19 г (эрозия по-
движного контактного стержня значительно больше, чем неподвижного кон-
такта, и является поэтому определяющей при оценке ресурса аппарата).
Средняя длительность горения дуги в выключателе ВМК-35 при отключаемом
токе 16,5 кА составляет 0,025 с. Определим допустимое число отключений
при токе 16,5 кА:
Адоп = тп/^э/1,7/д = 19/0,62-16,51’7-0,025 = 10.
Это соответствует установленному значению при испытаниях выключа-
теля. При отключении тока 8 кА (/д в этом случае составляет 0,003 с) допу-
стимое число отключений
Мдоп = 19/0,62 • 81’7-0,03 = 30.
При токе /откл—4 кА (£д=0,04 с)
Мдоп = 19/0,62-41'7-0,04 = 75.
Рассмотрим влияние конструктивных параметров (рабочей
поверхности, межконтактного расстояния и др.) и материала
88
контактов на их работоспособность в
различных дугогасящих средах. Ис-
следования показывают (рис. 3-11),
что с увеличением диаметра контак-
тов их дуговая эрозия уменьшается.
Существуют оптимальные соотноше-
ния геометрических параметров, при
которых наблюдается наименьший из-
нос контактов. Причем эти соотноше-
ния зависят от отключаемого тока и
Рис. 3-11. Зависимость ду-
говой эрозии медных кон-
тактов от их диаметра
в масле (1, 3) и воздухе
(2, 4)
дугогасящей среды. Так, дуговая эро-
зия контактов в воздухе резко сни-
жается при увеличении их диаметра
от 5 до 10—12 мм (рис. 3-11). Это
объясняется тем, что при увеличении
диаметра койтактов в этих пределах
улучшаются условия теплоотвода от оснований дуги, обуслов-
ленные увеличением рабочей поверхности контактов. При диа-
метре контактов менее 5 мм основания дуги занимают всю тор-
цевую поверхность контактов, и их дуговая эрозия резко возра-
стает. Увеличение диаметра свыше 15 мм нецелесообразно
с экономической точки зрения, поскольку не дает ощутимого
снижения эрозии.
При выборе оптимальных параметров контактной системы
следует учитывать влияние свойств материала контактов на ус-
ловия их работы в той или иной дугогасящей среде. В рассмот-
ренном примере оптимальные размеры диаметра торцевых
контактов, работающих в воздухе и масле, существенно разли-
чаются (рис. 3-11). Это объясняется более интенсивным эрозион-
ным воздействием оснований дуги на материал электродов
вследствие бурных газодинамических процессов, сопровождаю-
щих дуговой разряд в масле. Кроме того, взаимодействие про-
дуктов разложения масла с материалом контактов отрица-
тельно сказывается на их работоспособности. Так, на контактах
из меди образуется рыхлый карбид меди, который легко разру-
шается под действием дугбвых разрядов.
Известно, что температура и проводимость в стволе дуги
на значительном удалении от контактной поверхности определя-
ется током и увеличивается вместе с его ростом, в то время
как в области оснований температура определяется теплофизи-
ческими свойствами контактного материала (температурой
плавления и испарения) и слабо зависит от тока. На контак-
тах в области оснований дуги поддерживается температура (2—
4) • 103 К, а в стволе температура достигает (5—15) • 103 К и
выше в зависимости от тока, дугогасящей среды и условий ду-
гогашения (см. гл. 4). При больших перепадах температур
между стволом и приэлектродными областями дуги тепловое
влияние контактов на характер дугогашения и дуговую эрозию
может оказаться весьма существенным. В значительной мере
89
Рис. 3-12. Зависимость дуговой эрозии контактов из композиции вольфрам—
медь от содержания вольфрама
1 — воздух; 2 — масло
Рис. 3-13. Зависимость удельной дуговой эрозии контактов, выполненных
из композиции 70 W—Си, при двухстороннем продольном дутье в элегазе
от межконтактного промежутка
это влияние обусловлено теплофизическими свойствами кон-
тактного материала и дугогасящей среды. Особое внимание сле-
дует уделять выбору материала контактов для элегазовых и
вакуумных коммутационных аппаратов, учитывая специфиче-
ские особенности протекания дуговых процессов в этих средах.
При проектировании контактных систем элегазовых аппара-
тов необходимо прежде всего учитывать отличительные особен-
ности протекания дуговых процессов в этой среде. Установлено,
что при одном и том же токе отключения диаметр дуги и на-
пряжение на дуге в элегазе меньше, а плотность тока и тем-
пература в дуге выше, чем в воздухе, вследствие чего дуговая
эрозия контактов в элегазе существенно отличается от эрозии
в других дугогасящих средах (воздухе, масле, вакууме). Кроме
того, исследования показывают (15, 17], что материал контактов
влияет на скорость перемещения оснований дуги в элегазе
в значительно большей мере, чем в воздухе, что непосредст-
венно влияет на процесс дугогашения и дуговую эрозию кон-
тактов. Установлено также, что в этих средах существенно раз-
личается интенсивность выброса потоков плазмы (на одних и
тех же контактных материалах), что также влияет на про-
цесс дугогашения и дуговую эрозию. Поэтому хорошо зареко-
мендовавшие себя в воздушных и масляных выключателях
металлокерамические композиции W—Ср (оптимальное содер-
жание вольфрама для воздуха и масла приведено на рис. 3-12)
неприемлемы для элегазовых аппаратов вследствие их интен-
90
сивного термического разрушения (растрескивания). Для эле-
газовых аппаратов необходимо использовать композиции более
мелкой структуры (мелкодисперсные). Кроме того, в мате-
риал контактов следует вводить добавки, снижающие порого-
вое значение тока, при .котором возникают потоки плазмы, по-
скольку возникновение последних затрудняет процесс дугога-
шения и приводит к интенсивному разрушению контактов.
В табл. 3-1 приведены сравнительные характеристики дуговой
эрозии Кэ = /гэ/ь различных контактных материалов при про-
дольном дутье в элегазе, полученные в ЛПИ [39].
Коммутационная способность и дугостойкость контактов при
газовом дутье в значительной мере определяется геометриче-
скими соотношениями контактной системы — диаметром элект-
родов (сопл), межконтактным
расстоянием. Эксперименты,
проведенные на макетах эле-
газовых дугогасительных уст-
ройств, показывают, что для
двухстороннего продольного
дутья в элегазе при отключае-
мом токе 3,2 кА оптимальным
является расстояние между
контактами /к = 5-?-6 мм (рис.
3-13) [39].
При проектировании кон-
тактных систем необходимо
Таблица 3-1
Материал контактов	h мм3/Ар	ь
Медь	6,10	0,8
Вольфрам	0,46	1,5
Вольфрам — медь	0,38	1,3
Вольфрам — серебро	0,88	1,4
Молибден — медь	0,40	1,4
выявить наиболее разрушаемые под действием дуги участки
электродов. Исследования показывают, что при двухстороннем
продольном дутье в элегазе наибольшему эрозионному разру-
шению подвержены входная часть и область, прилегающая
к горловине сопла (участки / и II, рис. 3-14, а). Поскольку не
все участки электродов разрушаются равномерно, нет необхо-
димости использовать для изготовления всего электрода дефи-
цитные контактные материалы. Достаточно изготовить из дуго-
стойкого композиционного материала лишь наиболее разрушае-
мую часть (участки /, //), а остальную часть электрода (уча-
стки ///, IV) — из менее дефицитных материалов, в том числе
и конструкционных. Возможности порошковой металлургии поз-
воляют при этом обойтись без механического соединения от-
дельных участков электрода. Для этого предварительно отпрес-
сованный соответствующего профиля пористый каркас 1 из ту-
гоплавкого металла (вольфрама, молибдена и других) доста-
точно пропитать расплавленным легкоплавким компонентом,
придав электроду соответствующую форму (рис. 3-14, б). В ре-
зультате получим монолитный электрод из дугостойкой компо-
зиции типа W—Си в наиболее разрушаемом участке. Варьируя
содержание этих составляющих в композиции, можно получить
дугостойкие электроды для различных условий работы комму-
тационных аппаратов.
91
Рис. 3-14. Характер разрушения рабочей поверхности электродов (сопел) из
композиции 70 W—Си при продольном дутье в элегазе
/ — пористый каркас (W); 2 — расплавленная медь; 3 — пресс-форма
В дугогасительных устройствах с пористыми электродами
(см. рис. 3-5) необходимый расход газа следует определять
исходя из условий эффективности гашения дуги и дугостойко-
сти электродов. Большое значение при этом имеет допустимая
температура материала пористых электродов, определяющая
их дуговую эрозию. Так, для электродов из вольфрама расход
газа, необходимый для их защиты от эрозионного разрушения,
может быть принят на порядок ниже, чем для меди. Однако
исследование дуговой эрозии пористых электродов показывает,
что вольфрамовые электроды быстро выходят из строя вслед-
ствие растрескивания и интенсивного выкрашивания гранули-
рованных частиц пористого каркаса [18, 28]. В то же время
дугостойкость медных электродов волокнистой структуры ока-
залась в несколько раз выше по сравнению с вольфрамовыми.
При разработке дугогасительного устройства с газопроницае-
мыми электродами необходимо не только выбрать наиболее
дугостойкий контактный материал, но и оптимальные конструк-
тивные соотношения пористых электродов (их активный диа-
метр, толщину, газопроницаемость), а также их структуру,
обеспечивающие эффективное гашение дуги при наименьшем
расходе газа-
При увеличении диаметра электродов dK их дугостойкость
существенно изменяется. Например, при токе 3200 А и времени
горения дуги 0,01 с дуговая эрозия пропорциональна числу
отключений. При десяти отключениях дуговая эрозия (глубина
проплавления хПл) составляет:
dK, мм .... 10	16	24	32	40
хПл, мм .... 3,84	1,74	0,82	0,86	0,94
92
Минимум эрозии в этих условиях соответствует диаметру
электродов, равному 24 мм. Уменьшение активного диаметра
приводит к увеличению длительности горения дуги и дуговой
эрозии, что объясняется увеличением плотности тока в основа-
ниях дуги и локальным воздействием теплового потока на
электроды. В результате на рабочей поверхности образуются
оплавленные участки и снижается газопроницаемость электро-
дов, вследствие чего при последующих отключениях тока осно-
вания дуги фиксируются на оплавленных (непродуваемых га-
зом) участках, и электроды быстро разрушаются. Чрезмерное
увеличение активного диаметра электродов свыше 30 мм тре-
бует увеличения расхода газа для эффективного дугогашения
и нецелесообразно с экономической точки зрения. Структура
пористых электродов обусловливается размерами гранулиро-
ванных частиц либо диаметром волокон (для волокнистых ма-
териалов) и влияет на газопроницаемость. Варьируя их значе-
ния, а также толщину электродов, можно обеспечить необхо-
димую газопроницаемость и расход газа для эффективного
дугогашения и защиты электродов от эрозионного разруше-
ния [18].
В вакуумных выключающих аппаратах длина дуги значи-
тельно меньше, чем в масляных и воздушных, вследствие чего
на ее характеристики значительное влияние оказывают про-
цессы на электродах, в особенности на катоде. Влияние этих
процессов существенно зависит от свойств материала контак-
тов и их конструктивных параметров. Контакты вакуумных
аппаратов должны иметь малый ток среза (малое перенапря-
жение в коммутируемой цепи, вызываемое самопроизвольным
погасанием дуги при отключении малых токов) при коммута-
ции (см. § 4-11), высокую электрическую прочность межкон-
тактного промежутка, малое газовыделение, высокую механи-
ческую прочность и малое переходное сопротивление.
Установлено [100], что вольфрамовые контакты обладают
высоким ресурсом в вакууме, однако имеют большой ток
среза, что приводит к возникновению перенапряжений. Так,
при отключении тока 15 А вольфрамовыми контактами пере-
напряжения достигают шестикратных значений. Металлокера-
мические композиционные материалы на основе тугоплавких
составляющих, аналогичные рассмотренным выше, в вакууме
имеют ограниченную отключающую способность. Это объясня-
ется следующим. Температура вольфрамовых и медных вклю-
чений при горении дуги растет с различными скоростями. При
этом нагретый до большей температуры вольфрам за счет го-
ризонтального потока теплоты нагревает и медь до более вы-
сокой температуры. Благодаря вольфрамовым включениям соз-
дается достаточный ток эмиссии электронов. В то же время
пары меди диффундируют к границе включений, обеспечивая
значительный ионный ток в направлении вольфрамовых вклю-
чений (зерен) и нагревая их. Таким образом, для получения
93
высокой отключающей способности температура кипения со-
ставляющих композиции не должна быть высокой- Одним из
способов уменьшения тока среза является введение в материал
контакта легколетучих металлов с низкой температурой кипе-
ния. Однако экспериментальные исследования [25, 57] показы-
вают, что легколетучие составляющие отрицательно влияют на
другие параметры вакуумных дугогасительных устройств. Сред-
нее значение тока среза пропорционально произведению
ТкипР^рТм» гДе X — коэффициент теплопроводности; ср —
удельная теплоемкость; ум — плотность материала контактов;
Т’кип — температура кипения. Эту величину можно считать свое-
образным критерием, определяющим ток среза контактов в ва-
кууме. Для уменьшения тока среза следует ввести в материал
контактов легколетучие добавки, не образующие твердых рас-
творов с основными компонентами. На рис. 3-15 приведены за-
висимости тока среза от отключаемого тока для различных
контактных материалов. Анализ этих зависимостей показы-
вает, что хороший эффект снижения тока среза дает добавка
сурьмы (в пределах 2—5 %). Средний ток среза (в амперах)
для некоторых материалов, используемых в вакуумных аппа-
ратах:
Вольфрам...................9,9
Медь ......................9,4
Медь — сурьма .............6,2
Вольфрам —	медь ...........5,0
Железо ....................4,4
Медь — висмут .............3,8
Вольфрам — медь — сурьма . 2,2
Железо — медь — сурьма . . 1,3
Наряду с уменьшением тока среза следует стремиться к по-
вышению отключающей способности контактных систем ваку-
умных выключателей. Известно, что с увеличением диаметра
контактов отключающая способность повышается. Представ-
ляет интерес зависимость тока среза от диаметра контактов.
Экспериментально установлено [25, 57], что с увеличением диа-
метра контактов вероятность среза тока уменьшается
(рис. 3-15,а), причем эта зависимость с ростом тока выра-
жена в большей степени (рис. 3-15,а,б). Так, при отключае-
мом токе 100 А увеличение диаметра контактов с 8 до 26 мм
вызывает уменьшение вероятности среза тока приблизительно
в три раза, а при токе 580 А — более чем на порядок.
Таким образом, для рационального проектирования кон-
тактных систем коммутационных аппаратов необходимо вы-
брать какие-то критериальные оценки оптимизации параметров
контактов, согласуя их с другими элементами конструкции
(изоляционными частями, электромагнитными системами).
В частности, для коммутирующих контактов критерием может
служить минимальная рабочая поверхность контактов, обуслов-
ливающая наименьшую дуговую эрозию. Для решения этой за-
дачи необходимо аналитическим путем, пользуясь зависи-
мостями (3-22) — (3-37), определить для рассматриваемых усло-
94
a)
Рис. 3-15. Зависимость вероятности тока среза (а) и отношения /срДоткл (б),
от диаметра контактов, а также тока среза от /0Ткл (в) в вакууме
/ — Си 100 %; 2 — Zrt 6,7 %; 3- Sb 2,7 %; 4- Sb 4,3 %; 5-Sb 5,1 %
вий работы контактной системы тепловой режим, дуговую эро-
зию контактов и предполагаемый ресурс в заданном режиме.
В некоторых случаях рациональный выбор параметров кон-
тактной системы можно осуществить конструктивно-технологи-
ческими мерами. Так, при проектировании контактных систем
вакуумных аппаратов для снижения тока среза и повышения
отключающей способности необходимо увеличить размеры кон-
тактов (их диаметры). Кроме того, увеличение рабочей поверх-
ности контактов сдвигает момент перехода от диффузной
формы дуги в концентрированную в сторону больших токов
[86], что позволяет повысить ресурс контактов. Однако увели-
чение диаметра контактов нецелесообразно с экономической
точки зрения. Решить проблему снижения потребления дефи-
цитных контактных материалов в данном случае можно кон-
структивными мерами, прибегнув к искусственному увеличе-
нию рабочей поверхности контактов. Для вакуумных аппара-
тов этот метод может оказаться весьма перспективным. Для
медных торцевых массивных контактов при токе до 6 кА со-
храняется диффузная форма дуги, напряжение на дуге и вы-
деляемая в ней энергия и эрозия контактов растут плавно
(рис. 3-16, а, б, кривая 1). При дальнейшем увеличении тока
скачкообразно возникает' контрагированная дуга, характери-
зующаяся резким увеличением напряжения на дуге и выделяе-
мой в ней энергией (кривая 2). Естественно, что при проекти-
ровании вакуумных аппаратов решается задача — исключить
по возможности возникновение контрагированной дуги и сни-
зить тем самым выделяемую в дуге энергию, а следовательно,
и эрозию контактов. Добиться этого можно искусственным уве-
личением эффективной площади контактов, как это показано
95
Рис. 3-16. Зависимость выделяющейся в дуге энергии (а) и удельной дуго-
вой эрозии (б) от тока для медных электродов в вакууме
на рис. 3-17,8. Для увеличения эффективной площади на П-об-
разных контактах 1 дополнительно установлены на небольшом
расстоянии тонкие металлические пластины (ламели) 2. Об-
разующееся при размыкании контактов плазменное облако 3
Рис. 3-17. Зависимости напряжения на дуге (а) и
энергии (б) от тока для различных конструктивных
в вакууме (в, г, д)
выделяющейся в ней
исполнений электродов
96
проникает на 5—6 мм в пространство между ламелями, вслед-
ствие чего значительная часть боковой поверхности каждой
ламели участвует в прохождении тока. При этом эффектив-
ная площадь контактов может быть увеличена в 10 раз по
сравнению со сплошными электродами, а граничный ток, при
котором происходит переход от диффузной дуги к контрагиро-
ванной, повышается с 5 до 20 кА. Выделяемая в дуге энергия
в случае использования ламельных контактов при токе 20 кА
вдвое меньше, чем при сплошных контактах, а эрозия контак-
тов уменьшается в 50 раз. Это объясняется тем, что выделяе-
мая в дуге энергия на ламельных контактах распределяется
по значительно большей поверхности. В несколько измененном
виде на рис. 3-17,а приведена конструкция контактной си-
стемы, в которой ламели 2 расположены радиально и закреп-
лены в трубчатом контакте 1 таким образом, что в централь-
ной части имеется осевой канал 3. При размыкании контактов
возникает несколько параллельных дуг, которые при возраста-
нии тока образуют единую диффузную дугу, охватывающую
всю поверхность электродов. Эта конструкция позволяет уве-
личить граничное значение тока, при котором происходит пе-
реход от диффузной дуги в контрагированную, примерно
в 10 раз по сравнению с традиционными (торцевыми) кон-
тактами. В конструкции контактной системы, приведенной на
рис. 3-17, д, в отличие от предыдущей замыкание осуществля-
ется не ламелями 2, а по торцевой поверхности трубчатого
контакта 1, несколько выступающего над ламелями. Простран-
ство за ламелями 3 заполнено порошком из обезгаженной меди
и играет роль своеобразного конденсатора для проникающих
за ламели паров металла (практически весь испарившийся
контактный материал оседает в конденсаторе). Вследствие
этого эрозия контактов весьма мала (около 2 % эрозии сплош-
ных торцевых контактов), а граничное значение тока перехода
диффузной дуги в контрагированную для данной контактной
системы возросло свыше 30 кА. Из рис. 3-17, а, б видно, что
при токе 20 кА напряжение на дуге и выделяемая в ней энергия
для ламельных контактов (кривая 2) значительно меньше, чем
при сплошных контактах (кривая 1), а эрозия контактов при
этом уменьшилась в 50 раз. Это объясняется тем, что энергия
в дуге в случае использования ламельных контактов распреде-
ляется по значительно большей площади, и удельная поверхно-
стная нагрузка получается значительно меньшей, чем при сплош-
ных торцевых контактах. Для повышения ресурса контактных
систем вакуумных коммутационных аппаратов можно использо-
вать и другие конструктивные меры, применяемые в существую-
щих конструкциях,— создание формы контактов, в которых под
действием электродинамических усилий дуга перебрасывается
с рабочей (торцевой) поверхности на дугогасительные лепестко-
вые контакты либо контакты с продольным и поперечным маг-
нитным полем (см. гл. 4).
4 Заказ № 412
97
В некоторых случаях более целесообразно использовать для
защиты от перенапряжений, возникающих при токе среза, не-
линейные ограничители перенапряжений (ОПН) [69]. Это поз-
воляет отказаться от использования дорогостоящих и сложных
в изготовлении металлокерамических композиционных контакт-
ных материалов, что сулит существенный экономический эф-
фект.
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
ДУГОГАСИТЕЛЬНЫЕ УСТРОЙСТВА
4-1. Основные функциональные свойства,
классификация, основные требования
В выключающих аппаратах, рассчитанных на отключение
токов в мощных электрических цепях переменного тока высо-
кого напряжения, дугогасительное устройство (дугогаситель)
является главным элементом конструкции, в котором совер-
шается основной рабочий процесс электродугового размыка-
ния — гашение электрической дуги, образовавшейся на размы-
кающихся контактах, и последующее восстановление электри-
ческой прочности одного или серии последовательных
межконтактных промежутков.
Конструкции дугогасительных устройств существенно разли-
чаются в зависимости от вида тока, значения номинального
тока, предельного максимального тока отключения и от но-
минального напряжения, относящегося к одному дугогасящему
разрыву. Конструкции дугогасителей могут также различаться
в зависимости от назначения и эксплуатационных условий ра-
боты выключателя.
В современном проектировании выключающих аппаратов
характерным является многообразие типов и конструкций ду-
гогасительных устройств, основанных на различных принци-
пах гашения дуги, т. е. на применении различных способов воз-
действия на дугу дугогасящих сред. В табл. 4-1 и 4-2 приве-
дены способы гашения дуги и типы дугогасительных устройств
выключателей переменного тока высокого и низкого напря-
жения.
В настоящее время ведутся поиски новых эффективных спо-
собов гашения дуги 'в выключающих аппаратах, например:
гашение дуги в среде сжиженного элегаза (SFe);
гашение дуги под действием взрыва;
повышение эффективности гашения путем схемного внеш-
него воздействия на дугу (например, путем шунтирования дуги
тиристорами).
98
Таблица 4-1
Способ гашения дуги	Тип дугогасительиого устройства
Интенсивное охлаждение ствола дуги в продольном потоке сжатого воздуха Охлаждение ствола в продольном потоке элегаза (SF6) Охлаждение ствола при поперечно направленном движении в элегазе под действием поперечного магнит- ного поля Распад ствола дуги при размыкании контактов в вакууме при отсут- ствии или при воздействии внеш- него магнитного поля Гашение открытой дуги в масле Интенсивное охлаждение ствола в потоке газопаровой смеси Интенсивное охлаждение в потоке газообразных продуктов разложе- ния твердых газогенерирующих веществ Перемещение поперечным магнитным полем и охлаждение ствола в узко- щелевых каналах Охлаждение ствола в зернистой среде	Дугогасители с системой продольного воздушного дутья Элегазовые дугогасители с системой продольного дутья Элегазовые дугогасители с системой поперечного (радиального) магнит- ного дутья Вакуумные дугогасители Простой разрыв контактов в масле ДугогасИтельные устройства с про- дольным или поперечным автоду- тьем в масле Дугогасители с продольным или по- „ перечным газовым автодутьем Узкощелевые дугогасители с систе- мой магнитного дутья Дугогасители плавких предохраните- лей с зернистым наполнителем
Таблица 4-2
Способ гашения дуги	Тип дугогасительиого устройства
Гашение открытой дуги в попереч- ном магнитном поле Охлаждение ствола в узкощелевом канале, образованном жаростой- кими изоляционными стенками, в воздухе Деление ствола дуги на ряд последо- вательных коротких дуг в воздухе Охлаждение ствола в потоках газо- образных продуктов разложения твердых газогенерирующих мате- риалов при высоких давлениях Охлаждение ствола в зернистых средах	Простые дугогасительные камеры с си- стемой магнитного дутья Узкощелевые дугогасительные ка- меры с системой магнитного дутья Дугогасительные камеры с дугогаси- тельной решеткой Дугогасители плавких предохраните- лей Дугогасители плавких предохраните- лей с зернистым (кварцевым) напол- нением
4*
99
Основные требования к дугогасительным устройствам вы-
ключателей переменного тока высокого напряжения. К дугога-
сительным устройствам в соответствии с требованиями стан-
дартов на выключатели переменного тока высокого напряже-
ния предъявляются требования:
надежного гашения дуги при заданных значениях номиналь-
ного тока отключения и номинального напряжения в заданных
пределах времени и циклах операций отключения, при задан-
ных сетевых условиях восстановления напряжения, а также
при высоком коммутационном ресурсе для токов к. з.;
надежного и быстрого (без повторных зажиганий и без
появления в отключаемой цепи чрезмерных коммутационных
перенапряжений) гашения дуги при отключении номинального
тока нагрузки, емкостных токов ненагруженцых линий и ин-
дуктивных токов ненагруженных трансформаторов;
стабильности характеристик в течение заданного эксплуа-
тационного периода или в пределах заданного цикла
операций;
достаточной механической прочности и износостойкости (от
воздействия дуги) элементов конструкции (корпус камеры, ду-
гогасительные перегородки, сопла, контактные и поршневые
системы и др.);
надежности работы электрической изоляции в процессе га-
шения дуги и при отключенном положении дугогасительных
контактов;
простоты конструкции, надежности в работе, технологич-
ности в производстве, удобства и безопасности в эксплуатации
и относительно низкой стоимости;
ограниченности расхода дугогасящей среды (масло, сжатый
воздух, элегаз), необходимого для выполнения операции от-
ключения в заданном цикле;
соответствия современным требованиям рациональной ком-
поновки выключателя или единой серии выключателей на раз-
личные классы напряжения (например, варианты модульного
исполнения).
Наряду с указанными общими требованиями к дугогаси-
телям могут предъявляться также специальные требования, на-
пример, надежная работа и высокий ресурс по числу отключе-
ний номинальных токов нагрузки (выключатели электротехно-
логических установок и др.), взрывобезопасность, работа при
весьма низких температурах.
4-2. Задачи расчета дугогасителей и исходные данные
При электродуговом размыкании в дугогасителе происхо-
дит сложный комплекс взаимосвязанных физических процес-
сов; наиболее характерные из них:
а)	изменение межконтактного промежутка (или длины
дуги) при горении и погасании дуги;
100
б)	горение электрической дуги в течение полупериода тока
при воздействии на нее окружающей среды;
в)	изменение физико-химического состава и состояния ду-
гогасящей среды в области размыкания;
г)	образование потоков газообразных или жидких дугога-
сящих сред (газ, газопаровая смесь, масло) в рабочих объе-
мах и каналах дугогасителя на отдельных стадиях электро-
дугового размыкания;
д)	изменение давления, температуры дугогасящей среды;
е)	изменение характеристик магнитного потока внешнего
магнитного поля, воздействующего на дугу;
ж)	распад остаточного ствола и нарастание электрической
прочности межконтактного промежутка при одновременном
воздействии на него восстанавливающегося напряжения.
Ход и взаимное сочетание этих процессов характеризуют
основные функциональные свойства дугогасителя, в частности
его дугогасящую способность. С другой стороны, физические
свойства дугогасителя зависят от принципа его действия, вы-
бранных конструктивных форм, геометрических параметров
главных элементов и от исходных и расчетных характеристик.
Под параметрами дугогасителя понимают: число, взаим-
ное расположение, геометрическую форму и размеры каналов,
в которых происходит горение и гашение дуги, геометрическую
форму и размеры межконтактного промежутка в момент га-
шения дуги и число промежутков. К параметрам также можно
отнести основные размеры системы магнитного дутья (если она
используется). К основным характеристикам дугогасительных
устройств следует отнести: скорость движения дугогаситель-
ных контактов; скорость движения элементов автопневматиче-
ских устройств; максимальное значение и характер изменения
давления газообразной среды в рабочих объемах, каналах,
выхлопных устройствах; характеристики течения потоков дуго-
гасящей среды в зоне гашения дуги в отдельные стадии; ско-
рость удлинения и перемещения ствола дуги под влиянием по-
перечного магнитного поля; изменение напряжения на дуге и
выделяющейся в ней мощности и энергии; характеристики оста-
точного ствола дуги и характеристики нарастания электриче-
ской прочности промежутка в околонулевой области тока.
В задачу расчета дугогасительного устройства входит опре-
деление по заданным исходным данным оптимальных парамет-
ров и рабочих характеристик дугогасителя, основанного на том
или ином принципе гашения дуги. Полученные расчетные дан-
ные могут служить основой для детальной разработки конструк-
ций дугогасителя (обычно опытного образца). Кроме того, по-
лученные расчетные данные (например, характеристика движе-
ния дугогасительных контактов, расход дугогасящей среды на
один цикл отключения, данные об изменении давления сжатого
воздуха, элегаза или масла в отдельных объемах и каналах)
необходимы как исходные данные для расчета и конструирова-
101
ния других узлов выключателя (привод, приводные механизмы,
компрессионные системы, резервуары, газовые тракты, кла-
паны).
Теория и методы расчета ряда наблюдаемых в дугогасителях
процессов развиты пока еще не в такой степени, чтобы можно
было находить решения отдельных задач расчета параметров
и характеристик дугогасителей. Поэтому в построении совре-
менных методов решения таких задач принимаются те или
иные приближенные предпосылки, а также большое значение
имеет использование опытных данных исследований процессов
гашения дуги, полученных на физических моделях и опытных
промышленных образцах.
Основными исходными данными для расчета и конструиро-
вания дугогасителей являются:
а)	выбранный тип дугогасители, род и свойства дугогасящей
среды;
б)	схема конструкции;
в)	номинальное напряжение, относящееся ко всем последо-
вательно включенным межконтактным промежуткам дугогаси-
телей полюса выключателя, и предполагаемое (или заранее рас-
считанное) распределение напряжения по отдельным дугогаси-
тельным промежуткам;
г)	номинальный ток отключения, номинальная мощность от-
ключения и предельный максимальный ток отключения;
д)	характеристики восстанавливающегося напряжения
(стандартные или специальные);
е)	время гашения дуги и цикл операций;
ж)	поминальный ток длительной нагрузки контактной си-
стемы дугогасители;
з)	сквозной ток короткого замыкания и ток включения
на к. з.;
и)	исходное давление воздуха (газа) в резервуаре (камере)
и в рабочих газопроводах;
к)	предполагаемый способ размещения и способ электриче-
ской изоляции дугогасители (или комплекта дугогасителей)
в конструкции выключателя (выключателей серии, если проек-
тируется модульный дугогасительный элемент).
Исходные данные для разработок дугогасителей устанавли-
ваются на основании технических условий на проектируемый
выключатель (серию выключателей), отвечающих требованиям
ГОСТ и специальным требованиям (если они имеются).
4-3. Газодинамические характеристики систем
продольного газового дутья дугогасителей
воздушных и элегазовых выключателей
Интенсивное газодинамическое воздействие аксиального
потока сжатого газа (газопаровой смеси) на ствол электриче-
ской дуги является наиболее эффективным способом гашения
102
дуги, и поэтому, как это видно
из табл. 4-1, оно используется
почти во всех конструкциях ду-
гогасительных устройств совре-
менных типов (воздушных, эле-
газовых, автогазовых и масля-
ных) выключателей переменного
тока высокого напряжения. Га-
шение дуги в дугогасителях воз-
душных и элегазовых выключа-
телей происходит в дутьевых со-
плах (каналах) в потоке газа
высокого давления с большим
перепадом давления, куда ствол
попадает после размыкания кон-
тактов. Совокупность дутьевых
каналов (сопел) и оконечностей
него продольного дутья
i-Mz=Vz/v^: 2—pz/pa
дугогасительных контактов в дугогасителе конструктивно об-
разуют так называемую систему продольного газового дутья.
Оптимальные условия для гашения электрической дуги в та-
ких системах во многом определяются выбором геометрических
параметров дутьевых каналов (сопел) и особенно входной их
части. Это определяется следующими основными условиями [48].
Режим течения газа через сопло при максимуме тока и форма
потенциального поля течения должны обеспечить коаксиальную
стабилизацию ствола дуги потоком. В межконтактном проме-
жутке должна быть образована оптимальная форма электри-
ческого поля, при. которой обеспечивается наибольшая электри-
ческая прочность промежутка. Непосредственно в конце полу-
периода тока скорость потока холодного газа в горловине сопла
(в критическом сечении) должна достигать звуковой (крити-
ческой) скорости, а давление в области размыкания должно
быть возможно наибольшим [87]. Этими условиями определя-
ются основные задачи расчета процессов, характеристик и пара-
метров при проектировании дугогасительных устройств с систе-
мами продольного воздушного и элегазового дутья.
Элементы расчета газодинамических характеристик систем
продольного газового дутья. За основную расчетную модель
принята наиболее простая система одностороннего дутья, пред-
ставленная на рис. 4-1. Она конструктивно образуется дутьевым
соплом (типа сопла Лаваля) и коаксиально расположенной у его
входной части оконечностью контакта. Сопло имеет три основ-
ные части: входную — суживающуюся часть (конфузор), наи-
более узкую часть— горловину и расширяющуюся часть — диф-
фузор. В дугогасителях такая система обычно работает при
большом избыточном давлении р0 холодного неподвижного газа
в камере, при перепаде давления рг/Ро^ДбЗ обеспечивается
звуковая (критическая) скорость в горловине и сверхзвуковая
(надкритическая) скорость газа в диффузоре сопла.
103
При отсутствии в сопле теплообмена и отвода от дуги теп-
лоты (при очень малых значениях тока в околонулевой области
тока) происходит изоэнтропическое течение и изменение всех
параметров газа. Изменение скорости vz (рис. 4-1) вдоль оси z
происходит исключительно за счет изменения вдоль пути потока
геометрических размеров поперечного сечения сопла. Связь ме-
жду площадями поперечного сечения канала в точке z и горло-
вины сопла выражается известным уравнением
Sz
«с
Йа — 1
2
А+1
2(*а—1) ,
(4-1)
где Sz— площадь поперечного сечения канала в точке z; Зс —
площадь поперечного сечения горловины сопла; Мг = уг/укр—
число Маха (относительная скорость); окр = У Аа/?гТ2— кри-
тическая скорость холодного газа, равная скорости звука;
йа=1,4 — показатель адиабаты; Rr = cp—cv — газовая постоян-
ная; Ср, cv — удельная теплоемкость при постоянном давлении
и постоянном объеме; Тг— температура потока в точке z.
Соотношение между исходным давлением р0 и давлением
в потоке p(z)
г	1	-1 fca
—	+	(4-2)
Pz L	2	J
При Mz=l имеем pz=pKp=0,528 p0, где ркр —давление в гор-
ловине сопла в надкритическом режиме течения.
На основании этих уравнений могут быть построены харак-
теристики pzlpo, для выбранной конфигурации сопла
(рис. 4-1). Область входной части в пределах относительной
скорости 0<Alz<0,8 является областью потенциального течения.
Картина поля в этой области может быть построена известными
методами.
Течение газа через сопло при наличии в нем электрической
дуги. При подводе теплоты от электрической дуги к потоку газа
последний подвергается не только геометрическому, но и тепло-
вому воздействию, сечение ствола дуги занимает часть сечения
сопла. В этом случае при изотермическом приближении харак-
теристики потока холодного газа, окружающего ствол дуги,
могут быть представлены уравнениями
Г 1 ( Мг
Рг = рОехр[—
(4-3)
(4-4)
где Л4С— число Маха в горловине сопла; Зс — площадь сечения
горловины сопла; Зя. с — площадь сечения ствола дуги в горло-
104
вине; Sz—SJ!Z — площадь
сечения потока холодного
газа на расстоянии z.
Давление p(z) равным
образом относится как
к потоку холодного газа,
так и к потоку плазмы
ствола дуги,-
В такой системе при
относительно больших
токах дуги площадь попе-
речного сечения дуги со-
ставляет значительную
Рис. 4-2. Смещение критического сечения
сопла при наличии дуги
часть площади сечения сопла, что приводит к смещению мини-
мального (критического) сечения потока из горловины сопла на
расстояние z^. вниз по потоку (рис. 4-2). При предельных боль-
ших токах происходит термодинамическая закупорка сопла. Оба
эти явления в процессах гашения могут играть существенную
роль.
Смещение Zi может быть найдено из уравнения
zx = z—z0;
z = .А—!----------,	(4-5)
2 Тир. х^ир. Xя tg2a
где 2a — угол расширения сопла; g — относительная доля энер-
гии, поступающей от дуги к потоку газа: уКр. х, vKp. х — плотность
и скорость холодного газа в критическом сечении соответ-
ственно; Е — напряженность электрического поля ствола дуги;
I — ток дуги; kn — показатель политропы.
Термодинамическое затормаживание потока холодного газа
на входе в сопло при относительно больших амплитудах тока
приводит к нарушению осесимметричной стабилизации ствола
дуги. При этом могут наступать условия, при которых энергия,
выделяющаяся в дуге во входной части системы (до горловины
сопла), может оказаться больше, чем ее может вынести поток
газа и плазмы дуги через критическое сечение сопла. В этом
случае создаются неблагоприятные условия для последующих
околонулевых процессов (распад остаточного ствола и восстанов-
ление электрической прочности области размыкания). Скорость
течения щ холодного газа на входе в сопло при термодинами-
ческом торможении для 0<vi<0,25vKp можно найти из урав-
нения
цх =
СР	Sc^P
IrT кр х~^г
(4-6)
где Др=ро—Рг— перепад давления в дутьевой системе (см.
рие. 4-1); РЭф — мощность, поступающая от участка ствола
дуги, расположенного во входной части сопла.
105
В случае использования воздушного дутья уравнение (4-6)
приводится к виду
=	(4-7)
* эф
а при элегазовом дутье
VUSF =61-10s^P_.	(4-8)
1 (SF“>	Рэф
На основании уравнений (4-7) и (4-8) могут быть получены
расчетные значения минимальной допустимой для успешного
гашения дуги скорости холодного газа щ тщ на входе в сопло
при предельных максимальных значениях амплитуды тока, полу-
ченных опытным путем на физических моделях (опытных об-
разцах) [70] дутьевых систем с заданными параметрами Зс, Ар,
/эф> Еэф‘
воздух
vlmin=86-io3 ДА?--;	(4-9)
' Сэф^эф* т
элегаз
Vi min-61-10» /Д ,	(4-10)
£эф*эф'т
где /Эф — эффективная длина ствола дуги (длина дуги) во вход-
ной части сопла; £Эф — напряженность электрического поля на
эффективной части ствола дуги (во входной части сопла); 1т —
предельное максимальное амплитудное значение тока.
Уравнения (4-9) и (4-10) приводятся к виду:
для воздуха
Руд = ( Еэф1эф1т\ / 86'10Д	.	(4.11)
X Sckp /возд X fl min /возд
для элегаза
р __ / 5эф/эф^т \  / 61-10» \
X	5сДр -'SFj х fl min ZSF(
(4-12)
где Руд — возможная максимальная мощность, отводимая из
камеры через единицу площади критического сечения сопла и
отнесенная к единице избыточного давления в камере (перед
соплом) при данных условиях (t»i min) гашения.
Предельный режим течения может характеризоваться также
состоянием полной закупорки, когда при некотором значении 1т
сечение ствола дуги становится равным критическому сечению
сопла.
В этом случае радиальный поток излучения от дуги к стенке
сопла относительно мал; выражение предельной отводимой
106
потоком мощности, отнесенной к единице сечения сопла и
к единице избыточного давления при изотермическом процессе
течения, имеет вид
D ________ 4h
'уд. пр —
Ркр
Е эф^эф^т
О,61Scpo
(4-13)
где <7л = 7крРкр/1д — ПОТОК энтальпии; укр, Ркр, Йд— плотность, ско-
рость и энтальпия плазмы дуги (на единицу площади сечения)
в критическом сечении соответственно. При этом температура
плазмы приближенно принимается равной 7—20-103 К.
4-4. Определение основных геометрических параметров
систем продольного газового дутья
Типичные схемы продольного газового дутья дугогасителей
приведены на рис. 4-3. Основными геометрическими параметрами
таких систем являются: сечение или диаметр dz горловины
сопла, площадь сечения So и диаметр горловины вспомогатель-
ного сопла d0, относительное расположение, определяемое рас-
стоянием г0, и размеры элементов входной части системы при
разомкнутом положении контактов, геометрическая форма и
относительные размеры контактов и диффузоров.
Основным исходным требованием при определении опти-
мальных параметров этих систем является минимальный рас-
ход массы газа, необходимого для успешного гашения дуги при
практически целесообразном давлении в камере и при заданных
сетевых условиях отключения тока.
Уменьшение расхода газа в общем случае позволяет умень-
шить объемы ресиверов и дугогасительных камер, уменьшить
размеры сечений дутьевых трактов, а также уменьшить размеры
и мощность компрессионных механизмов дугогасителей. При
этом конструкция выключателя в целом может быть более ком-
пактной, более дешевой и экономичной в эксплуатации.
Расход газа
бг = уУкр‘$с,	(4-14)
где согласно уравнению (4-6)
о   4^17?гЕэф^эф^т
CPVKP.
тем меньше, чем меньше расчетная скорость vi, соответствую-
щая предельному условию успешного гашения дуги, значение
которой, как говорилось выше, определяется в результате опы-
тов на физических моделях различных вариантов дутьевых си-
стем [48, 70]. Площадь минимального сечения горловины сопла
может быть найдена также на основании уравнения (4-13):
е _____ Еэф^эф^т
Jcmin— .
0,61Руд, прРО
(4-15)
107
Рис. 4-3. Системы продольного газового дутья дугогасителей: а и б — одно-
стороннее дутье через металлическое сопло; в — одностороннее дутье через
изоляционное сопло; г — двухстороннее дутье через соплообразные контакты;
д — несимметричное одностороннее дутье
Из этого уравнения следует, что критическое сечение при
прочих равных условиях тем меньше, чем больше выносимая
ПОТОКОМ МОЩНОСТЬ Руд. пр-
Приведенные соотношения и результаты опытов на физиче-
ских моделях позволяют Определять размеры критических сече-
ний сопел и эффективность (при одинаковом расходе газа) раз-
личных конструктивных вариантов систем продольного дутья
дугогасителей воздушных и элегазовых выключателей.
Геометрические параметры входной части дутьевой системы
в значительной степени определяют оптимальные условия гаше-
ния дуги и выбираются по двум основным условиям:
а)	форма потенциального поля течения во входной части
должна быть аэродинамически оптимальной, обеспечивающей
лучшие условия коаксиальной стабилизации потоком ствола
дуги;
108
Рис. 4-4. Зависимость предель-
ного давления гашения от от-
носительного расстояния
между контактами
1 — одностороннее дутье; 2 — не-
симметричное дутье
б)	в межконтактном проме-
жутке должна быть образована оп-
тимальная форма электрического
поля, при которой обеспечивается
наибольшая электрическая проч-
ность холодного промежутка (без
плазмы дуги).
Известно, что в системах одно-
стороннего (рис. 4-3, а, б, в) и двух-
стороннего симметричного дутья
(рис. 4-3, г) эти условия выполня-
ются не полностью. В системах не-
симметричного продольного дутья
(рис. 4-3, д) эти условия во многих
случаях достигаются более успешно
как при воздушном, так и при эле-
газовом дутье [70].
На рис. 4-4 даны опытные зави-
симости предельного .минимального
давления рГаш в камере, необходи-
мого для успешного гашения дуги
при стандартных условиях отключения предельно большого
тока неудаленного короткого замыкания (cftA/cf/= 500 В/мкс),
для систем одностороннего и несимметричного дутья в воздухе.
Оптимальное относительное расстояние Zo/de (см. рис. 4-3, а, д)
соответственно для первой и второй систем составляют:
(zo/dc)ozH ~ 0,4 — 0,5 и (z0/dc)„ec« 0,5—0,6.
Кроме того, найдено, что для системы несимметричного
дутья оптимальное отношение площадей сечений So/Sc~O,25.
При этих условиях предельное минимальное давление гаше-
ния при одностороннем дутье в 2,5 раза больше, чем при несим-
метричном дутье. На основании этих данных и приведенных
выше уравнений может быть найдено, что при одинаковом рас-
ходе сжатого воздуха и прочих равных условиях максимальная
удельная мощность при одностороннем дутье равна (Руд)Одн~
= 8,5 кВт/(м2-Па), а при несимметричном дутье (РуД)Нес~
= 11,3 кВт/(м2-Па), т. е. на 33 % больше; соответственно обес-
печивается более высокая отключающая способность. Из этого
следует, что при одинаковой мощности дуги Es$ls$Im минималь-
ное критическое сечение горловины сопла и расход воздуха при
одностороннем дутье должны быть на 33 % больше, чем при
несимметричном дутье.
Систему двухстороннего дутья (см. рис. 4-3, г) можно рас-
сматривать как удвоенную систему одностороннего дутья (см.
рис. 4-3,6) без сплошных электродов и сопутствующего им
образования частиц и паров металла в области горения дуги,
что является ее достоинством. Вместе с тем в этой системе при
109
Рис. 4-5. Системы двухстороннего дутья:
а — с укороченным конфузором; б — с уд-
линенным конфузором
течении газа в середине
промежутка между двумя
соплами образуется об-
ласть торможения потока
(«мертвая» зона), благо-
даря которой ухудша-
ются условия аксиальной
стабилизации ствола
дуги после размыкания
контактов и замедляются
процессы распада в этой
зоне остаточного ствола
и восстановления элект-
рической прочности
в околонулевой области
тока.
Этим обусловлены
требования к входной ча-
сти системы двухсторон-
него дутья:
а)	наименьшее воз-
можное расстояние z3 (рис. 4-5, а) между минимальными сече-
ниями сопел, т. е. наименьшая возможная длина Z\ конфузоров;
б)	площадь входной части дутьевой системы должна быть
равна суммарной площади минимальных сечений, т. е. z0 =
= rfc2/(2^i) (рис. 4-5).
Таким образом, удлиненная форма конфузора (рис. 4-5,6),
которая является оптимальной для систем одностороннего ду-
тья, дает отрицательный эффект в системах двухстороннего
дутья. При отключении тока неудаленного короткого замыкания
начальная скорость нарастания восстанавливающегося напря-
жения определяется соотношением
(	, Ркр
где k\ — коэффициент, зависящий от свойств газа, температуры
ствола дуги; ркр — абсолютное давление газа в минимальном
сечении сопла; I — отключаемый ток. Отсюда следует, что отно-
шение предельных значений отключаемого тока при двухсто-
роннем и при одностороннем дутье составляет
/дв/Л>дн~ 1,4-1,6.
Если принять во внимание удвоенный расход газа при двух-
стороннем дутье, получим, что относительная эффективность
использования потока воздуха в системе одностороннего
дутья примерно в 1,25—1,5 раза выше, чем в системе двухсто-
роннего дутья, при одинаковых сечениях сопел и исходных зна-
чениях давления воздуха в камере. Разумеется, все это отно-
110
сится к системам с оптимальными геометрическими парамет-
рами.
Минимальное сечение горловины сопла системы двухсто-
роннего симметричного дутья определяется на основании ранее
приведенных уравнений (4-15) или (4-16), в которых прини-
мается (см. рис. 4-5)
/эф 0,75z3.
В конструкциях систем двухстороннего воздушного дутья
с укороченным конфузором сопел (см. рис. 4-5, а) может быть
достигнута эффективность такая же, как и у систем несиммет-
ричного дутья, т. е. согласно уравнению (4-13)
(^уд)дв — (Руд)нес*
При выборе оптимальных параметров диффузоров дуть-
евых сопел обычно принимают число Маха равным М = 2, а угол
расширения 2а=10-е-30°. В относительно коротких соплах
с большим углом расширения 2а=20-ь30° смещение критиче-
ского сечения потока (см. рис. 4-2) относительно мало, благо-
даря чему уменьшается степень закупорки сопел за счет умень-
шения эффективной длины дуги. Вместе с тем, при больших
значениях а оптимальное для гашения дуги сверхзвуковое тече-
ние вплоть до выхода может быть получено только при боль-
ших избыточных давлениях Ар в камере. В противном случае
наблюдаются скачки уплотнения и отрыв потока на стенках
диффузора. Поэтому укороченные сопла с большим углом рас-
ширения целесообразно применять в дутьевых системах воз-
душных выключателей, в которых обычно применяются высокие
избыточные давления воздуха. Следует заметить, что укорочен-
ные сопла с односторонним несимметричным дутьем более
удачно компонуются с конструкцией дугогасителей воздушных
выключателей. По указанным соображениям удлиненные сопла,
имеющие 2а=10-ь12°, целесообразно применять в дутьевых си-
стемах дугогасителей элегазовых выключателей, которые обычно
работают при относительно малом избыточном давлении.
Характеристики электрической дуги и процессы ее гашения
в системах продольного элегазового дутья, как известно [48, 86],
имеют отличительные особенности по сравнению с воздушным
дутьем. К ним прежде всего относятся: а) относительно низкая
напряженность поля ствола при горении дуги; б) малая по-
стоянная времени остаточного ствола; в) более высокая пре-
дельная скорость роста переходного восстанавливающегося на-
пряжения (ПВН) при одинаковых значениях (dildt)t=a\ г) более
высокая предельная скорость роста ПВН при одинаковых дав-
лениях в камере.
Благодаря этому системы продольного элегазового дутья
обладают при прочих равных условиях более высокой отклю-
чающей способностью. На рис. 4-6 дана зависимость предель-
ного давления гашения от относительного расстояния для
111
Рис. 4-6. Сравнение отключающей
способности системы несимметрич-
ного дутья в воздухе (1) и в эле-
газе (2)
системы продольного несимме-
тричного дутья (см. рис. 4-3, д)
в элегазе и в воздухе при
одинаковых сетевых условиях.
Из этих данных видно, что от-
носительное оптимальное рас-
стояние для воздушного дутья
составляет z0/rfc 0,55, для эле-
газового zQ/dc^0,75. При эле-
газовом дутье мощность дуги,
которая может быть вынесена
потоком газа через сопло,
в 2,5 раза больше, чем у ана-
логичной системы воздушного
дутья. Из приведенных кри-
вых видно также, что при эле-
газовом дутье зависимость
pram=f(zQ/dc) выражена зна-
чительно слабее, чем при воз-
душном дутье, т. е. системы
продольного элегазового дутья
значительно менее чувстви-
тельны к влиянию термодинамического эффекта. Следовательно,
в элегазовых дугогасителях с продольным дутьем можно допус-
кать значительно большие расстояния между контактами, что
позволяет значительно увеличить напряжение, приходящееся на
один разрыв (например, до 300 кВ).
Типичные системы продольного элегазового дутья приве-
дены на рис. 4-7. Для системы одностороннего дутья через
металлическое (рис. 4-7, а) и изоляционное (рис. 4-7,5) сопла
удельная мощность Руд=184-19 кВт/(м2-Па). Наиболее эффек-
тивными являются системы одностороннего несимметричного
дутья (рис. 4-7, б, е), двухстороннего и двухстороннего
несимметричного дутья (рис. 4-7, в, г), для которых удельная
мощность РуД=24-^-25 кВт/(м2-Па). Кроме того, системы несим-
метричного элегазового дутья имеют более пологую форму
кривой зависимости Ргаш={ (z^dc) (см., например, рис. 4-6, кри-
вая 2), что расширяет возможности конструирования дугогаси-
телей с наибольшим напряжением, приходящимся на один раз-
рыв.
Пример 4-1. Рассчитать оптимальные геометрические параметры системы
одностороннего воздушного дутья при следующих исходных данных: номи-
нальный ток отключения /о, НоМ=31,5 кА, избыточное давление воздуха в ка-
мере Др =1,6 МПа.
1.	На основании опытных данных [48] напряжение на эффективной части
ствола дуги при Др=1,6 МПа принимаем
*	5эф ~ Еэф^эф ~ 6,7 кВ.
2.	Находим максимальную мощность дуги
112
Рис. 4-7. Системы продольного элегазового дутья дугогасителей
Рэф= = Уэф'Кз /о, ном = 0,7- /2 -31,5-10» =« 31 -10» кВт.
3.	Для определения минимальной площади сечения горловины сопла SB
воспользуемся уравнением (4-11) и значением минимальной скорости oimin
воздуха на входе в сопло, которая на основании опытных данных [48] состав-
ляет 6—8 м/с (в расчете принимаем fimin=7 м/с). Тогда
Sc min —
mlnP эф
86-103Др
7-31-108
86-103-1,6- 10е
= 15,8-Ю-4 м2.
Отсюда минимальный диаметр горловины сопла dc min=4,5 см. Вводя
коэффициент запаса ks= 1,1-4-1,2, получаем dc=d0 min&3=5 см.
4.	Относительное расстояние между контактами в системе односторон-
него воздушного дутья принимаем (Zo/dc)onT=0,4. Тогда расстояние между
оконечностью сплошного контакта и горловиной сопла Zo=O,4dc=2 см.
На основании полученных данных составлена расчетная схема дутьевой
системы (рис. 4-8). В ней принимаем угол расширения диффузора 2а=24°,
длину входной части /Bx=dc = 5 см. В дутьевой системе применен сплошной
113
|2
Рис. 4-8. Расчетная схема модели одностороннего продольного дутья
контакт конической формы (0=90°), закругленный на конце. В этом случае
в наибольшей мере выполняются требования оптимальной формы как потен-
циального поля течения газа, так' и электрического поля во входной части
дутьевой системы.
4-5. Приближенный расчет электрической прочности
межконтактного промежутка при гашении дуги
в дугогаситепе с продольным воздушным дутьем
и определение номинального напряжения дугогасителя
В качестве примера рассмотрим процесс восстановления
электрической прочности промежутка z0 в дугогасительном уст-
ройстве е односторонним продольным дутьем (рис. 4-8) при
отключении тока, равного 31,5 кА.
Для расчета используются следующие основные уравнения:
уравнение изменения температуры в любом поперечном се-
чении остаточного ствола дуги:
T(z, 0 = Тнехр[—t/x{z, /)],	(4-16)
где Ти — начальная температура (при t = 0), принимаемая рав-
ной 10 000 К; r(z, t)—тепловая постоянная времени дуги, с;
114
Рис. 4-9. Распределение числа Маха в сопле
Рис. 4-10. Изменение функции скорости потока газа по длине сопла
уравнение изменения тепловой постоянной времени дуги
в любом поперечном сечении остаточного ствола:
_ ИСЖ2 t	_ “OKZ ,
x(z,	*	= т(г, 0)е	2	,	(4-17)
[Ш]0'8
где тг — постоянная времени в сечении ствола z = zr (горловина
сопла) при /=0; x(z, 0) =Тг/[/(2)]0’8 — постоянная времени в лю-
бом сечении ствола при t = 0; ac»z— коэффициент сжатия
ствола дуги; f(z) =vz/vkP— функция скорости потока газа.
Постоянная времени тг обычно определяется из опыта. Ори-
ентировочно значение тг можно оценить по эмпирическим фор-
мулам, например
(4-18'
Функция f(z) определяется графическим или аналитическим
методом исходя из заданной геометрической формы и размеров
дутьевой системы.
При аналитическом расчете f(z) предположим, что рас-
пределение давления и числа Маха в сопле определяется соот-
ношениями, полученными для адиабатного течения [см. фор-
мулы (4-1) и (4-2)].
Зависимость Sz/Sc=f(Mz) приведена на рис. 4-9. Следует
заметить, что функция f(z) есть число Маха для части сопла
с дозвуковой скоростью потока газа при Mz<\. Поэтому при
заданной форме и размерах сопла (см. рис. 4-8) можно опреде-
лить /(z) для рассматриваемого промежутка z0 (рис. 4-10).
Здесь также приведена кривая x(z, 0) при тг=30 мкс.
115
Рис. 4-11. Изменение скорости потока газа, давления и коэффициента сжа-
тия по длине сопла
При скорости потока газа в области остаточного ствола дуги
Pzrop коэффициент сжатия
С^сж г =	7 (ТгЦггор)-	(4*19)
Уг 9Z
Полагаем, что при некоторых средних значениях давления
газа и температуры в межконтактном промежутке плотность
плазмы остаточного ствола не изменяется. Тогда приближенная
расчетная формула примет вид
ссСЖ2«-%^.	(4-20)
дг
Для определения р2Гор воспользуемся уравнением
vz гор « 1,5иг хол г\/,	(4-21)
V ‘г хол
где хол — скорость потока холодного газа (вне области оста-
точного ствола дуги) в точке z дутьевой системы; Tzrop— темпе-
ратура в области остаточного ствола дуги; Tz хол — температура
холодного газа.
Для упрощения решения задачи в качестве первого прибли-
жения принимаются некоторые средние значения температур:
Tz гор—6000 К, Tz хол = 1000 К. Тогда, учитывая выражения
(4-20) и (4-21), получаем
ссеж2^1,5л/-^гор ^хол •	(4-22)
V Тг хол ог
Для построения vz ХОЛ ~~ f(z) на рис. 4-11 использована зави-
симость Sz/Sc=f(M2), приведенная на рис. 4-9, а затем на осно-
116
Рис. 4-12. Постоянная времени остаточного ствола дуги в процессе его ох-
лаждения при Тг=30 мкс
Рис. 4-13. Изменение температуры в области остаточного ствола дуги при
Тг = 30 мкс
вании уравнения (4-22) построена кривая аСжг. Полученные
в результате расчета значения f(z), r(z, 0), ас1В2 позволяют, как
следует из уравнения (4-17), определить постоянную времени
t(z,t) для произвольно взятых z и £>0 (рис. 4-12). Подставляя
найденные значения r(z, t) в выражение (4-16), можно опреде-
лить изменение температуры Т (г, t) в любом сечении остаточ-
ного ствола дуги в процессе его охлаждения (рис. 4-13). Видно,
что температура более интенсивно падает в той части ствола
дуги, где z = zT, т. е. для рассматриваемого промежутка в сече-
нии с наибольшей скоростью потока газа. В момент времени t\
в этом сечении температура достигает значения температуры
начала ионизации Ти. Следовательно, с этого момента в меж-
контактном промежутке начинается образование участка ствола,
в котором термическая ионизация отсутствует. При дальнейшем
спадании температуры в момент времени t2 в сечении ствола
2 = 2т достигается температура холодного газа Тхол- С этого
момента начинается процесс образования промежутка, запол-
ненного холодным газом. С течением времени этот промежуток
возрастает и при t6 весь межконтактный промежуток 20 запол-
няется холодным газом.
Таким образом, начиная с некоторого момента времени
(в рассматриваемом случае t2) в межконтактном промежутке
можно выделить область гХОл, заполненную холодным газом,
оконечность ствола zrop с температурой T\0Il<T(2, Г) <ТИ
и оставшуюся часть ствола 2а, имеющую температуру Т(2,1)>ТИ
и достаточно высокую электрическую проводимость.
Как показывают расчеты, электрическая прочность части
ствола zrop составляет очень малую долю прочности всего
117
Рис. 4-14. Расчетные кривые переходного восстанавливающегося напряже-
ния и электрической прочности (гХОл в сантиметрах)
промежутка, поэтому в приближенном расчете ее можно не
учитывать, а исходить только из наличия изменяющегося во вре-
мени промежутка, заполненного холодным газом. На основании
изохрон T(z, t) (рис. 4-13) для рассматриваемого межконтакт-
ного промежутка	может быть построена зависимость
2хол = /(^)> характеризующая нарастание во времени проме-
жутка, заполненного холодным газом (рис. 4-14).
При расчете электрической прочности следует исходить из
того, что в течение времени t (в рассматриваемом случае
0</</6) разрядный промежуток образуется входной частью
металлического сопла и оконечностью ствола, последняя может
быть принята за острие металлического электрода. Разрядное
напряжение для такого промежутка может быть найдено по
опытным кривым. Так, например, на рис. 4-15 приведены опыт-
ные зависимости средних значений импульсных напряжений для
промежутка острие — плоскость при различном давлении воз-
духа р и расстоянии I между электродами. В процессе восста-
новления электрической прочности межконтактного проме-
жутка на нем нарастает напряжение (восстанавливаю-
щееся напряжение), достигая максимума в течение
сотен микросекунд. Поэтому при использовании опытных кри-
вых следует учитывать зависимость коэффициента импульса ka
от давления (рис. 4-16). Следует заметить, что в процессе
удлинения области гХОл давление распределяется по длине про-
межутка 0<z<zr в соответствии с выражением (4-2). При
исходном давлении ро= 1.6 МПа это распределение показано
на рис. 4-11. В рассматриваемом промежутке острие — пло-
скость разряд развивается с острия. Поэтому при расчете элект-
рической прочности используем значения давления газа около
острия, перемещающегося во времени в сторону сплошного
118
Рис. 4-15. Импульсные разрядные напряжения для промежутка острие —
плоскость в сжатом воздухе
7 — 2,0 МПа; 2-1,6 МПа; 3—1,2 МПа; 4-1,0 МПа; 5 — 0,8 МПа
Рис. 4-16. Зависимости среднего квадратического отклонения напряжения
сильионеоднородного поля (кривая /), слабонеоднородного (кривая 2) и
коэффициента импульса (кривая 3) от давления
конического электрода (в системе одностороннего продольного
дутья).
Электрическая прочность промежутков в сжатом' газе явля-
ется статистической величиной, которая характеризуется функ-
цией F(U) распределения пробивных напряжений. При оценке
коэффициента вариации разрядных напряжений <т0 для газовых
промежутков следует учитывать форму электрического, поля и
зависимость <т0 от давления р (рис. 4-16). При <То=8ч-9 %,
характерных для межконтактных промежутков газовых выклю-
чателей, будем исходить из распределения разрядных напряже-
ний по нормальному закону:
. г	__
Fn(z)=*-— I exp(—0,5z2)dz; z= (С7Р—Hp)/cr,
2Л -*-oo
где z— относительное значение случайной величины [7Р, опре-
деляющее вероятность пробоя (см. таблицы функций нормаль-
ного распределения); С7Р — разрядное напряжение с заданной
вероятностью пробоя Fn (z); Up — среднее значение разрядного
напряжения; <т=сгоПр — среднеквадратическое отклонение раз-
рядных напряжений от среднего значения.
На рис. 4-14 приведена кривая нарастания электрической
прочности при 5 % вероятности пробоя, полученная с использо-
ванием данных рис. 4-15 и уравнения
С7Р = ТТР(1 —1,64<у0)/А;и.	(4-23)
При этом учитывалось распределение давления по длине
межконтактного промежутка, зависимость среднеквадрати-
ческого отклонения и коэффициента импульса от давления
[8. 80].
119
После полного охлаждения остаточного ствола дуги (в на-
шем случае при 120 мкс) форма электрического поля в меж-
контактной области будет определяться формой оконечностей
металлических контактов, образующих промежуток. При этом
поле становится более однородным, а разрядное напряжение
повышается. Недостаток опытных данных об электрической
прочности таких промежутков в сжатом газе с учетом состояния
поверхности контактов весьма затрудняет расчет завершающей
стадии процесса восстановления электрической прочности.
Современные методы расчета электрических полей с исполь-
зованием ЭВМ позволяют определить распределение напряжен-
ности поля вдоль рассматриваемого межконтактного проме-
жутка. В некоторых случаях поля промежутков, характерных
для контактных систем выключателей, удается аппроксимиро-
вать промежутками достаточно простой формы, для которых
получены аналитические решения. Так, например, в рассматри-
ваемом случае в качестве аналога использован промежуток
тороид — шар (см. рис. 4-8) с основными размерами 7?i==2 см,
Дог = 3,5 см, го2 = О,5 см, й = 4 см. Разряд развивается с электрода
с наибольшей кривизной.
Радиус кривизны эквивалентного цилиндра для тороида
может быть вычислен по формуле
— = —+ ^--	(4-24)
^ЭКВ Г02	А02
Поскольку гЭкв<СД1, определяющими являются условия раз-
вития разряда вблизи поверхности тороида, расположенного
в сечении горловины сопла. Поэтому задача расчета сводится
к определению максимальной напряженности на поверхности
тороида. Для подобранной комбинации электродов можно соста-
вить систему уравнений [1, 69]:
Ui === <Хц<71 + <Х12</г
= а22<71 4“ а22^2
где 91, 92 — заряды на двух электродах комбинации (в нашем
случае на шаре и тороиде); ап, 022, ai2, «21 — собственные и вза-
имные потенциальные коэффициенты.
Решая систему (4-25) относительно зарядов, получаем
,	а1а1/ а
(4-25)
ацОСаз
। __ ССцЦ 1
92=-^----------------”11(7а	-•	(4-27)
“М	«12
«11«22
120
Формулы для расчета потенциальных коэффициентов приве-
дены в гл. 5 [см. формулы (5-14) — (5-16)].
Расчет максимальной напряженности поля на поверхности
тороида может быть выполнен по формуле (5-30):
Емакс= ---------------------fl +	cos (pin _«*Ц +
4n%Wo2fl+	2*02	Го2 '
к 2Еог )
2qi cos I 0Ц + ( —--<p ) I
i ------------L-----i-?----'A-------,	(4-28)
4ne0 [(h — r02 sin <p)2 + (E02 + П>2 cos <p)2]
где
tg ax = ^°2	r°2 cos
h — r02 sinai
Предварительные расчеты по формуле (4-28) при варьирова-
нии угла <р позволяют определить точку А на поверхности торо-
ида с наибольшей напряженностью поля Екакс. В данном случае
точке А соответствует угол <р= ——hai (см. рис. 4-8).
Подставляя значения <71, <72 в уравнение (4-28) и решая его
при ф = ——раь получаем выражение для максимальной на-
пряженности поля.
Для определения начальной (пробивной) напряженности
Для тороида воспользуемся формулой, пригодной для цилиндри-
ческих и близких к ним поверхностей:
Ен = 17,0mHS (1 +  0,62 "I,	(4-29)
I	«0,3.0,38 I	V '
\	и экв /
где Ен — действующее значение начальной напряженности,
кВ/см; гэкв — эквивалентный радиус кривизны поверхности, оп-
ределяемый по (4-24), см; 6 — относительная плотность воздуха;
тн — коэффициент негладкости поверхности.
Следует заметить, что при определении относительной плот-
ности воздуха исходим из значения давления в точке с наиболь-
шей напряженностью поля, т. е. для данного случая в горловине
сопла. Коэффициент негладкости тн можно представить в сле-
дующем виде:
та — тн1Ьп~1,	(4-30)
где тН1 — коэффициент негладкости при 6=1. Значения коэф-
фициента тн зависят от степени обработки поверхности элект-
родов, причем, как следует из формулы (4-30), с увеличением
давления газа влияние чистоты обработки поверхности электро-
121
дов возрастает. В данном случае для контактов, оплавленных
дугой, могут быть приняты следующие значения: mBi = 0,8; п =
= 0,79. Приравнивая максимальную напряженность ЕааКс поля
на поверхности тороида начальной напряженности Ен, полу-
чаем среднее значение разрядного напряжения Up для межкон-
тактного промежутка. На рис. 4-14 приведено значение разряд-
ного напряжения t/pmax при 5 % вероятности, полученного с уче-
том зависимости <j0 от давления р (см. рис. 4-16), из уравнения
^pmax— ^р max (1- 1,64ст0).	(4-31)
Следует заметить, что в потоке холодного воздуха за оконеч-
ностью сплошного контакта (в системе одностороннего дутья)
может образоваться область завихрений, где давление воздуха,
а следовательно, и электрическая прочность понижены. Это
может привести к снижению электрической прочности всего
межконтактного промежутка. Имея это в виду, при расчете
следует принимать запас по электрической прочности:
t/pmax«(l,24-l,3)t/Bm,	(4-32)
где UBm— амплитуда восстанавливающегося напряжения.
Сравнение ординат кривой переходного восстанавливающегося
напряжения UB(t) с ординатами кривой восстановления элект-
рической прочности UP(t) позволяет приближенно определить воз-
можность повторного зажигания дуги в конце рассматриваемого
полупериода. Для примера на рис. 4-14 построена кривая пере-
ходного восстанавливающегося напряжения для одного из двух
разрывов воздушного выключателя на 110 кВ при токе отклю-
чения, равном номинальному току отключения 70ном = 31,5 кА
и частоте свободных колебаний восстанавливающегося напря-
жения fo = 3 кГц.
Для трехполюсного выключателя амплитуда восстанавлива-
ющегося напряжения UBm в этом случае может быть рассчитана
в соответствии с ГОСТ 687—78:
ивт = /Г кп. г/са ,	(4-33)
Гз
где Хп.г — коэффициент первого гасящего полюса при номи-
нальном напряжении Un0K, равном 110 кВ и выше; Кп.г=1,3;
Ла — коэффициент превышения амплитуды при 7/Ном^1Ю кВ
и 7о = 7оном, Аа = 1>4; (7л1 — наибольшее рабочее линейное напря-
жение, приходящееся на один разрыв.
Начало восстановления электрической прочности соответ-
ствует моменту времени /г, определяемому по кривой T(z,t)
(см. рис. 4-13). В данном случае /г = 30 мкс. Начало восстанов-
ления напряжения соответствует моменту времени А/, прибли-
женно определяемому по уравнению Д/=1/(6/о)- Как видно
из рис. 4-14, возможность повторного зажигания дуги отсут-
ствует.
122
Необходимо заметить, что описанный метод расчета восста-
новления электрической прочности справедлив в том случае,
если при горении дуги в течение рассматриваемого полупериода
термодинамическое торможение потока газа на входе в сопло
будет умеренным, а относительное расстояние между контак-
тами будет оптимальным. Приведенная выше методика расчета
электрической прочности межконтактного промежутка позво-
ляет определить, пользуясь формулами (4-32) и (4-33), верхний
предел наибольшего линейного напряжения на основании урав-
нения
[/л1=------^PjnaxKg------	(4-34)
(1,2 4- 1,3) К2 Кп.гКа
4-6. Конструкции дугогасителей с продольным
газовым дутьем
Дугогасители воздушных выключателей. Конструкции дуго-
гасительных устройств с продольным воздушным дутьем можно
классифицировать:
1.	По типу дутьевых систем (см. рис. 4-3).
2.	По способу приведения в движение подвижных дугогаси-
тельных контактов:
а)	с приводом, расположенным отдельно от' дугогасителя;
б)	с пневматическим приводом, встроенным непосредственно
в дугогаситель;
в)	с индукционно-динамическим встроенным приводом.
3.	По общей компоновке конструкции и наполнению рабочих
пространств дугогасителя при операциях включения и отклю-
чения:
а)	с дугогасительными разрывами в изоляционной камере
ограниченного объема, кратковременно наполняемой сжатым
воздухом при отключении;
б)	с дугогасительным разрывом, расположенным вне ка-
меры (свободноструйный вариант);
в)	с дугогасительными разрывами в изоляционной камере
ограниченного объема, наполняемой сжатым воздухом в начале
отключения и работающей в наполненном состоянии при отклю-
ченном положении выключателя;
г)	с дугогасительными разрывами внутри металлической
камеры большого объема, постоянно заполненного сжатым воз-
духом при любом положении контактов.
4.	По наличию встроенных шунтирующих резисторов:
а)	без встроенных резисторов;
б)	со встроенными резисторами.
В настоящее время преимущественно применяются дугога-
сительные устройства воздушных выключателей со встроенным
пневматическим приводом и ими комплектуются современные
123
Рис. 4-17. Схема конструкции дуго-
гасителя воздушного выключателя
с простым коитактно-поршиевым
блоком
воздушные выключатели на
напряжение от 15 кВ и выше.
Типичные конструктивные
схемы даны на рис. 4-17, 4-18,
4-19.
Наиболее простая из них
(рис. 4-17) имеет следующие
основные узлы: корпус 1 в виде
армированного фланцами по-
лого изолятора, изготовлен-
ного из высокопрочного изоля-
ционного материала, непо-
движный сплошной или
соплообразный контакт 7, кон-
тактно-поршневой блок с по-
движным дугогасительным кон-
тактом и выхлопные устрой-
ства 2, контактно-поршневой
блок в простейшем его испол-
нении состоит из цилиндра —
корпуса 3 с комплектом сколь-
зящих токосъемных контак-
тов 6, соплообразного кон-
такта, составляющего одно
целое с поршнем 5, главной
контактной пружины 4 и бу-
ферного устройства.
В этом устройстве размыкание контактов при отключении
происходит в тот момент, когда в процессе наполнения камеры
давление достигнет некоторого заданного значения. После пога-
сания дуги и образования вне камеры дополнительного изоля-
ционного промежутка подача воздуха в камеру прекращается,
давление в камере падает и дугогасительные контакты под дей-
ствием главной пружины замыкаются. Следовательно, при такой
конструкции дугогасителя в выключателе должен быть преду-
смотрен отделитель.
Схема конструкции свободноструйного дугогасителя со
встроенным пневматическим приводом двухстороннего дей-
ствия дана на рис. 4-18. В этом устройстве дугогасительный
разрыв образуется стержневым дугогасительным подвижным
контактом 2 и расположенным вне камеры неподвижным кон-
тактом 7.
При включении и отключении движение подвижного стерж-
невого контакта осуществляется действием встроенного пневма-
тического привода 3 двухстороннего действия.
Схема конструкции дугогасительного устройства с несиммет-
ричным односторонним дутьем в металлической камере боль-
шого объема (и. 3' г) модуля воздушного выключателя серии
ВВБК, выпускаемого ПО «Электроаппарат», дана на рис. 4-19.
124
Дугогасительный про-
межуток образован двумя
неподвижными соплооб-
разными электродами 2
и 3. При включенном по-
ложении цепь тока между
двумя симметрично рас-
положенными электро-
дами— соплами 3 созда-
ется подвижным контакт-
ным мостом 1, приводи-
мым в действие при от-
ключении и включении
пневматическим механиз-
мом. С последним сопря-
жены главный дутьевой
(сбросной) клапан 6 и
пневматический меха-
низм 5 управления кла-
паном дополнительного
дутья через дутьевой ка-
нал 4 неподвижного кон-
такта 3.
При отключении после
открытия дутьевого кла-
Рис. 4-18. Схема конструкции свободно-
струйного дугогасителя со встроенным
пневматическим приводом двухстороннего
действия
пана и последующего раз-
мыкания контактов дуга потоком воздуха перебрасывается в об-
Рис. 4-19. Схема конструкции
дугогасителя с несимметричным
дутьем в металлической камере
большого объема
ласть дутьевого сопла, где проис-
ходит осесимметричная стабили-
зация ствола и ее гашение. При
отключении больших токов сис-
тема дополнительного дутья через
сопло 3 работает в режиме термо-
динамической закупорки,поэтому
в течение значительной части по-
лупериода работает преимуще-
ственно главная дутьевая си-
стема. Непосредственно в конце
полупериода вступает в действие
система дополнительного дутья,
благодаря чему происходит более
интенсивный распад остаточного
ствола у оконечности контакта
3, чем создаются более благо-
приятные условия для успешного
гашения дуги. Как уже говори-
лось выше, такая система дутья
является одной из наиболее эф-
фективных.
125
Рис. 4-20. Дугогаситель элегазового выключателя бакового типа
Дугогасители с интенсивным продольным дутьем элегазовых
выключателей. В элегазовых выключателях в отличие от воз-
душных при гашении дуги истечение газа через сопло происхо-
дит не в атмосферу, а в замкнутый объем камеры (бак), запол-
ненный элегазом при относительно небольшом давлении. Необ-
ходимый перепад давления в дутьевой системе достигается
двумя способами:
а)	использованием резервуара с относительно высоким дав-
лением элегаза, из которого газ после открытия дутьевого кла-
пана поступает к соплам;
б)	повышением исходного давления на входе в сопла посред-
ством специального встроенного компрессионного устройства.
Как правило, движение подвижных контактных систем, эле-
ментов дутьевых клапанов и компрессионных устройств осуще-
ствляется посредством пристроенных пневматических или пнев-
могидравлических приводов.
Поскольку гашение дуги при продольном элегазовом дутье
(см. рис. 4-7) достигается при относительно небольшом избы-
точном давлении, второй способ оказывается достаточно эффек-
тивным.
На рис. 4-20 дана схема конструкции дугогасителя элегазо-
вого выключателя с дополнительным резервуаром повышенного
давления (с двумя ступенями начального давления).
Основными элементами являются: газоподводящий канал
высокого давления 6 (р = 1,4 МПа), тефлоновое дутьевое
сопло 3, неподвижный розеточный контакт 5, в полости кото-
рого расположен дугогасительный контакт 4, приводимый в дви-
жение от приводного механизма, неподвижный контакт 1. При
операции отключения после открытия клапана 7 посредством
приводного рычага 8 сжатый элегаз из резервуара высокого
давления поступает к конфузору дутьевой системы. Непосред-
ственно вслед за этим происходит размыкание контактов 2, 4
и формирование ствола дуги в дутьевом сопле, где происходит
126
Рис. 4-21. Компрессионный дуго-
гаситель с односторонним дутьем
серии элегазовых выключателей
гашение дуги под действием
продольного дутья при переходе
тока через нуль. Отработанный
горячий газ выбрасывается во
внутреннюю полость бака низ-
кого давления, в которой по ус-
ловиям внутрибаковой электри-
ческой изоляции поддержива-
ется давление элегаза около
0,3 МПа. После гашения дуги
избыточный газ перекачивается
из бака в ресивер высокого дав-
ления посредством специального
компрессора, подвергаясь при
этом осушке и очистке.
Компрессионный дугогаси-
тель с односторонним дутьем
(рис. 4-21) представляет собой
герметизированную изоляцион-
ную камеру 7, заполненную эле-
газом с избыточным давлением
0,1 МПа. В камере расположены
неподвижный поршень 6, непо-
движный контакт 1 и подвиж-
ный блок, состоящий из ци-
линдра 5, токопроводящей при-
водной тяги 4, подвижного контакта 3 и фторопластового
дутьевого сопла 2. Подвижная система (блок) приводится
в движение посредством тяги 9, кинематически сопряженной
с приводным механизмом выключателя. В нижней части
камеры расположен ' токосъемный скользящий кон-
такт 8.
При отключении поршневой блок перемещается вниз, в ра-
бочем объеме цилиндра создается давление, благодаря кото-
рому после размыкания контактов устанавливается дутье в зоне
горения дуги в дутьевом канале.
Схема компрессионного элегазового дугогасителя с системой
двухстороннего дутья представлена на рис. 4-22. В герметизи-
рованной изоляционной камере 1 неподвижно соосно располо-
жены два соплообразных трубчатых контакта 2 и 4 и поршень
компрессионного блока 5. Цепь тока при включенном положе-
нии выключателя образована скользящим розеточным подвиж-
ным контактом 3, кинематически связанным с цилиндром 6
компрессионного блока. При операции отключения цилиндр вме-
сте с подвижным контактом при помощи приводной тяги 7
перемещается в направлении размыкания контактов; в рабочем
объеме цилиндра повышается избыточное давление, благодаря
которому после размыкания контактов создается двухстороннее
дутье в соплах, где происходит гашение дуги. По завершении
127
Рис. 4-22. Автокомпрессионный дугогаситель с двухсторонним дутьем
гашения поршень занимает конечное положение, при котором
между контактами остается свободный изоляционный промежу-
ток в элегазе.
4-7. Выбор числа дугогасительных разрывов
выключателя высокого напряжения
Дугогасительные устройства выключателей высокого напря-
жения, как правило, состоят из последовательно включенных
дугогасительных разрывов. Число дугогасительных разрывов
выключателя обычно выбирается исходя из класса напряжения,
тока отключения, условий восстановления напряжения, харак-
тера распределения напряжения по разрывам, типа дугогаси-
тельного устройства, давления дугогасящей среды. При этом
следует обращать внимание на уровень надежности дугогаси-
тельных устройств с разным числом дугогасительных разрывов.
Как показывает опыт эксплуатации выключателей высокого
напряжения [86], основная доля их отказов обусловлена меха-
ническими причинами (70,3 %) и лишь 10,6 % —электрическими.
Очевидно, что при увеличении числа дугогасительных разрывов
вероятность отказов выключателя по электрическим причинам
снижается вследствие уменьшения восстанавливающегося на-
пряжения, приходящегося на один разрыв. В этом случае на-
дежность выключателя повышается. С другой стороны, при
увеличении числа дугогасительных разрывов возрастает вероят-
ность отказов выключателя по механическим причинам, и его
надежность снижается.
При сопоставлении вариантов выключателя с разным числом
дугогасительных разрывов, отличающихся уровнем надежности,
следует дать экономическую оценку затрат народного хозяй-
ства, обусловленных меньшей надежностью выключателей. Эти
затраты носят вероятностный характер и могутрассматриваться
как математическое ожидание дополнительных ежегодных
издержек или ущерба от нарушения электроснабжения потре-
128
бителей [1, 69]. С учетом этого будем применять критерий
оптимальности, приведенный в гл. 1.
Капитальные вложения состоят из стоимости выключателя
и затрат на сооружение его фундамента. Обе составляющие
возрастают с увеличением числа дугогасительных разрывов.
При оценке первой составляющей следует приближенно оце-
нить стоимость одного разрыва выключателя исходя из стои-
мости выключателя с определенным числом разрывов. Так,
например, стоимость воздушного выключателя на напряжение
500 кВ, состоящего из двенадцати дугогасительных разрывов,
составляет около ПО тыс. руб. При расчете затрат на сооруже-
ние фундамента можно использовать удельную стоимость этих
затрат, равную 210 руб/м3. Эксплуатационные издержки вклю-
чают в себя в основном затраты, связанные с выполнением
плановых ремонтов выключателя. Стоимость планового ре-
монта определяется его длительностью /Пл (для воздушного вы-
ключателя с номинальным напряжением 500 кВ /Пл = 200 ч/год),
которая зависит от класса напряжения и типа выключателя,
а также зарплатой ремонтного персонала. Для приближенной
оценки последней можно воспользоваться удельным показате-
лем, равным 0,8 руб/ч.
Ущерб от нарушения электроснабжения потребителей вслед-
ствие отказа выключателя состоит из двух составляющих, обус-
ловленных электрическими Уэ и механическими Ум причинами.
Общее выражение для расчета ущербов от отказов выключа-
телей имеет следующий вид:
. У = (^ + ^)/пРн(1-/гР)Чэ^	[(4-35)
где Уд — число отказов выключателя в год по электрическим
причинам (Лгэ=/Ээ#к. з); Рэ — вероятность отказа выключателя
по электрическим причинам; Ук.з — среднее число отключений
в год выключателем коротких замыканий; Nw— число отказов
выключателя в год по механическим причинам (Ум=_РмМ>п);
Ры — вероятность отказа выключателя по механическим причи-
нам; NOn — среднее число оперативных отключений выключа-
теля в год; ta— длительность перерыва в электроснабжении,
tn зависит от класса напряжения и электрической схемы под-
станции; Ps — мощность, передаваемая по линии, кВт; ftp —
коэффициент резервирования; ца — стоимость одного киловатт-
часа недоотпущенной энергии, цэ = 0,8-г-3,0 руб/(кВт-ч); ft3 —
коэффициент среднегодовой загрузки линии, зависящий от годо-
вого графика нагрузки и числа часов использования макси-
мальной нагрузки, ft3 = 0,5 ч-0,7.
При оценке математического ожидания ущерба от наруше-
ния электроснабжения потребителей будем исходить из вероят-
ностного характера отказов выключателя по электрическим и
механическим причинам. Произвести выбор числа дугогаситель-
ных разрывов на основе испытаний выключателя в целом за-
5 Заказ № 412
129
Рнс. 4-23. Интегральные кри-
вые негашения
труднительно, а во многих случаях
невозможно вследствие ограничен-
ной мощности существующих испы-
тательных баз. Кроме того, подоб-
ная процедура нецелесообразна, по-
скольку достаточно надежный ре-
зультат может быть получен с при-
менением методов теории вероятно-
стей на основе лабораторных иссле-
дований одного дугогасительного
разрыва.
Рассмотрим применение стати-
стических методов для оценки ве-
роятности отказа выключателя по
электрическим причинам при изме-
нении числа дугогасительных раз-
рывов. Многочисленные экспери-
менты, проведенные на выключате-
лях высокого напряжения различ-
ных типов, показали, что ра-
боту выключателя можно охарактеризовать кривой вероятно-
сти негашения (отказа), которая подчиняется нормальному за-
кону распределения случайных величин. На рис. 4-23 приведены
опытные кривые 1, 2 вероятностей негашения для одного и
двух дугогасительных разрывов маломасляного высоковольт-
ного выключателя [41]. Воспользуемся этими кривыми для вы-
бора статистической закономерности, позволяющей на основе
результатов опытных исследований одного дугогасительного
разрыва получить кривую вероятности негашения для выключа-
теля в целом, состоящего из п последовательно включенных
разрывов. При рассмотрении условий дугогашения в выключа-
теле полагаем, что приняты меры для принудительного вырав-
нивания распределения напряжения по отдельным дугогаси-
Тельным разрывам. В этом случае можно принять, что отдель-
ные разрывы работают независимо, а дугогасящая способность
(по напряжению) выключателя равна сумме соответствующих
ее значений для отдельных разрывов. При таком подходе кри-
вая вероятности негашения выключателя в целом может быть
построена на основании соответствующих кривых для отдельных
дугогасительных разрывов. Если кривые вероятности негаше-
ния отдельных разрывов одинаковы, то
Un, 0,5 — TlUk, 0,5» &п —	’
(4-36)
где Un, 0,5 — 50 %-ное напряжение негашения для выключателя
в целом; стп — стандарт кривой вероятности негашения выклю-
чателя в целом; он— то же для одного разрыва; п — число ду-
гогасительных разрывов.
Заметим, что коэффициент вариации о* при переходе от
130
Рис. 4-24. Кривые вероятности отказа выключателя по электрическим при-
чинам при изменении числа дугогасительных разрывов п
1 — п=1; 2 — п = 7; 3 — п = 8; 4 — п = 9
одного к п разрывам уменьшается, что
следует из соотношения
Uп, 0,5
У» gfe
nUk, 0,5
*
Vn
(4-37)
При этом уменьшается зона разброса и увеличивается ниж-
няя граница напряжения негашения выключателя.
На рис. 4-23 приведена расчетная кривая 3 вероятности не-
гашения для двух разрывов, построенная с использованием вы-
ражения (4-36) на основе опытной кривой 1 вероятности нега-
шения для одного разрыва. Поскольку опытная и расчетная
кривые для двух разрывов весьма близки особенно в области
малых вероятностей негашения, то в дальнейших расчетах веро-
ятности отказа выключателя по электрическим причинам с п
разрывами воспользуемся соотношением (4-36).
Рассмотрим в качестве примера выбор числа дугогаситель-
ных разрывов линейного воздушного выключателя на номиналь-
ное напряжение 500 кВ. Для определения вероятности отказа
выключателя по электрическим причинам воспользуемся опыт-
ной кривой вероятности негашения Рэ\ (кривая 1, рис. 4-24)
одного разрыва воздушного бакового выключателя типа ВВБК.
Эта кривая получена при проведении исследований коммутаци-
онной способности в режиме отключения неудаленного корот-
кого замыкания при номинальном токе отключения 40 кА,
скорости восстановления напряжения со стороны сети 2 кВ/мкс
и давлении воздуха 4,0 МПа. Заметим, что исследования ком-
мутационной способности проводились на моделях дугогаситель-
ного устройства с применением методов физического моделиро-
вания процессов дугогашения в выключателях с продольным
газовым дутьем [48, 871.
На рис. 4-24 также приведены расчетные кривые вероятно-
сти отказа выключателя по электрическим причинам при раз-
личном числе дугогасительных разрывов и давлении воздуха
4,0 МПа. Для класса напряжения 500 кВ (амплитуда наиболь-
5*
131
шего рабочего фазового напряжения £/фт = 428,7 кВ) при п = 8
вероятность отказа составила Рэ~0,01.
Кривые, приведенные на рис. 4-24, в дальнейшем использо-
ваны для расчета по формуле (4-35) ущерба Уэ вследствие
отказа выключателя по электрическим причинам при изменении
числа дугогасительных разрывов.
Многообразие факторов, влияющих на работу выключателя,
затрудняет построение достоверных кривых вероятности отказа
выключателя по механическим причинам. Для ориентировочных
расчетов воспользуемся следующей методикой.
По кривым рис. 4-24 определяем вероятность Рэ отказа вы-
ключателя по электрическим причинам при исходном уровне
номинального напряжения. Задавая (по данным эксплуатации)
среднее число отключений коротких замыканий NK, 3 выключа-
телем в год, которое зависит от класса напряжения и места
установки выключателя в сети, определяем число отказов N3
выключателя в год по электрическим причинам. Учитывая, что
отказы выключателя по механическим Ум и электрическим при-
чинам N3 составляют 70,3 % и 10,6 % соответственно, получаем
приближенную оценку числа отказов NM в год по механическим
причинам. Далее, задавая по эксплуатационным данным сред-
нее число оперативных отключений Уоп выключателя в год,
получаем вероятность отказа Рм выключателя по механическим
причинам (РМ = УМ/УОП). Для расчета вероятности отказа PMi
одного дугогасительного разрыва по механическим причинам
полагаем, что отказ одного разрыва приводит к отказу выклю-
чателя в целом. Если функция распределения вероятности отказа
Рм1 для всех дугогасительных разрывов одинакова, то вероят-
ность отказа Рм выключателя, состоящего из п разрывов, со-
ставляет
Рм=1-(1-Рм1)п.	(4-38)
Выражение (4-38) позволяет определить вероятность отказа
выключателя по механическим причинам при изменении числа
дугогасительных разрывов. Эти значения вероятности исполь-
зованы для расчета по формуле (4-35) ущерба Ум вследствие
отказа выключателя по механическим причинам.
Применительно к линейному воздушному выключателю на
номинальное напряжение 500 кВ при оптимизации числа дуго-
гасительных разрывов используем следующие исходные дан-
ные: Мк.з=2,0 1/год; Л^о(п = 20 1/год; /п~1 ч для полуторной и
60 ч для блочной схемы подстанции; Рн=Ю00 МВт; kp — 0,8;
цэ=1 руб/(кВт-ч); k3=0,7; вероятность отказа выключателя
по электрическим и механическим причинам для блочной и
полуторной схем принимается одинаковой.
На рис. 4-25, 4-26 даны зависимости приведенных затрат 3,
от числа дугогасительных разрывов выключателя для блочной
и полуторной схем подстанции. Здесь также приведены кривые,
характеризующие отдельные составляющие приведенных за-
132
Рис. 4-25. Приведенные затраты в зависимости от числа дугогасительных
разрывов при блочной схеме подстанции
/-Уэ; 2-[Ум + (£н +а0)К+Я]; 3-3
Рис. 4-26. Приведенные затраты в зависимости от числа дугогасительных
разрывов при полуторной схеме подстанции
1 - [(£„ +а0)К+И]; 2 - Ум; 3 - Уэ; 4-3
трат — ущерб от нарушения электроснабжения потребителей
вследствие отказа выключателя по электрическим и механиче-
ским причинам, капитальные вложения и эксплуатационные
издержки, для определения которых использованы приведенные
ранее данные.
Минимум приведенных затрат соответствует оптимальному
числу «опт дугогасительных разрывов выключателя, которое
в рассматриваемом случае составляет nonT = 8 как для блочной,
так и полуторной схем подстанции. Однако приведенные за-
траты при полуторной схеме значительно меньше, чем при блоч-
ной схеме подстанции. Несмотря на увеличение капитальных
вложений и эксплуатационных издержек в полтора раза, при
использовании полуторной схемы (три выключателя на два
присоединения) резко (в десятки раз) сокращается длитель-
ность перерыва tn электроснабжения потребителей, а следова-
тельно, уменьшается ущерб вследствие отказа выключателя.
При этом следует обратить внимание на существенное (в 20
раз) уменьшение абсолютного значения минимума приведенных
затрат при использовании полуторной схемы. Это обстоятель-
ство указывает на высокую эффективность мероприятий по
повышению надежности работы коммутирующих устройств
даже за счет повышения их стоимости. Например, существенное
повышение стоимости ГРУ класса 110—220 кВ по сравнению
с ОРУ может дать большой народнохозяйственный эффект за
счет повышения надежности коммутационной аппаратуры.
Как видно из рис. 4-25, 4-26, ущерб от отказа выключателя
по механическим причинам, капитальные вложения и эксплуа-
133
тационные издержки растут достаточно медленно при увеличе-
нии числа дугогасительных разрывов (в рассматриваемом диапа-
зоне изменения п). Поэтому при п>попг приведенные затраты
возрастают незначительно, что определяет возможность некото-
рого варьирования числа дугогасительных разрывов практи-
чески без изменения народнохозяйственных затрат.
Приведенные данные показывают, что разработки, связан-
ные с усовершенствованием выключателей, должны быть на-
правлены прежде всего на решение проблемы существенного
повышения надежности их работы, причем основное внимание
должно быть уделено уменьшению отказов по механическим
причинам, определяющим в настоящее время оптимальный уро-
вень надежности и соответствующие приведенные затраты.
4-8. Конструкции и элементы расчета
дугогасительных устройств масляных выключателей
Конструкции и исходные положения. В дугогасительных уст-
ройствах масляных выключателей гашение дуги осуществляется
в результате эффективного ее охлаждения в потоке газообраз-
ной среды (газопаровой смеси), вырабатываемой самой дугой
за счет испарения и разложения масла. По сравнению с рас-
смотренным выше процессом гашения дуги в потоке холодного
воздуха (или элегаза) в данном случае условия теплообмена
дуги с окружающей средой имеют особенности, из которых ос-
новными являются следующие: в составе газопаровой смеси
значительную долю (до 70%) составляет водород, обладающий
по сравнению с воздухом высокой теплопроводностью, но мень-
шей предельной электрической прочностью; поток газопаровой
смеси в зоне горения дуги обладает высокой температурой
(800—2500 К). Механизм охлаждения ствола дуги при больших
(обычно выше 100 А) и малых токах различен. При больших
токах охлаждение ствола происходит, главным образом, за счет
конвекции при больших давлениях. С увеличением тока давле-
ние в камере увеличивается, при этом конвективное охлаждение
становится более интенсивным. Этим создаются наиболее благо-
приятные условия для распада плазмы ствола и восстановления
электрической прочности межконтактного промежутка после пе-
рехода тока через нуль.
При небольших токах давление и конвекция в зоне гашения
снижаются, следовательно, ухудшаются условия гашения дуги,
вследствие чего наблюдается заметное увеличение продолжи-
тельности горения дуги. Повышение давления в зоне гашения
дуги за счет принудительной подачи масла под действием внеш-
них источников механической энергии может существенно улуч-
шить условия гашения дуги и сократить время горения дуги при
отключении небольших токов.
В первом приближении можно считать [48], что основными
условиями для наиболее эффективного гашения дуги являются:
134
а)	интенсивное дутье газопаровой смеси в зоне дуги, осо-
бенно в околонулевой области тока;
б)	высокое давление газопаровой смеси в области дуги
в конце полупериода тока;
в)	малое расстояние между стволом дуги и стенкой канала,
образованного окружающим дугу маслом или пропитанными
маслом твердыми изоляционными поверхностями. В этом слу-
чае создаются благоприятные условия для интенсивного испа-
рения и образования потоков насыщенного пара масла непо-
средственно около поверхности ствола дуги.
По принципу действия дугогасительные устройства современных масля-
ных выключателей можно разделить на три группы:
1.	Дугогасительные устройства с автодутьем. В этих устройствах усло-
вия гашения дуги — высокое давление и большая скорость потока газа в зоне
гашения дуги — создаются выделяющейся в дуге энергией.
2.	Дугогасительные устройства с принудительным масляным дутьем, у ко-
торых масло к месту разрыва нагнетается с помощью специальных гидравли-
ческих механизмов.
3.	Дугогасительиые устройства с магнитным гашением дуги в масле.
В устройствах этого типа ствол дуги под влиянием поперечного магнитного
поля перемещается в узкие заполненные маслом каналы и щели, образован-
ные стенками из изоляционного материала, что создает благоприятные усло-
вия для гашения дуги.
Дугогасительные устройства с автодутьем наиболее широко применяются
благодаря своей большой эффективности и относительной простоте. Ввиду
этого дальнейшее рассмотрение конструкций и расчета дугогасительных уст-
ройств будет относиться, главным образом, к устройствам с автодутьем.
Дугогасительные устройства этого типа выполняются или в виде жест-
кой камеры (рис. 4-27), корпус которой собран из жестко соединенных
между собой деталей, или в виде так называемой эластичной камеры, со-
бранной из отдельных элементов, связанных между собой упруго при помощи
пружин или эластичных прокладок. В процессе отключения больших токов
при повышении давления внутри камеры элементы эластичной камеры могут
разделяться, образуя дополнительные рабочие каналы в зоне горения дуги,
что создает более благоприятные условия для гашения [48].
В зависимости от числа и взаимного расположения контактов и от после-
довательности их размыкания дугогасители этого типа могут выполниться
в различных конструктивных вариантах, например: а) с одним разрывом кон-
тактов; б) с большим числом разрывов контактов, с одинаковыми для разры-
вов условиями гашения дуги; в) с одним основным и одним вспомогательным
(способствующим более интенсивному газообразованию в процессе гашении
дуги) разрывами; г) с большим числом как основных, так и вспомогательных
разрывов.
При наличии в камере вспомогательного разрыва создаются условия дли
относительно стабильного газогенерирования, что в некоторых случаях может
способствовать более эффективному гашению дуги на основном разрыве.
Большое число разрывов применяется при очень больших рабочих на-
пряжениях, а также в тех случаях, когда с целью ограничения перенапряже-
ний, возникающих при отключении малых индуктивных токов, часть разрывов
шунтируется сопротивлением.
В дугогасителях с автодутьем оптимальные условия гашения дуги дости-
гаются выбором соответствующих размеров, формы и взаимного расположе-
ния контактов и рабочих каналов камеры. В них может быть получено коак-
сиальное или перпендикулярное оси ствола направление газового потока.
В современных камерах применяется продольное дутье (рис. 4-27, а, б), по-
перечное дутье (рис. 4-27, в) и смешанный способ дутья (рис. 4-27, г). Выбор
типа дутьи определяется номинальным напряжением, мощностью отключения,
экономическими показателями, а иногда и патентными соображениями.
135
Рис. 4-27. Схемы конструкций жестких дугогасительных камер с автодутьем
в масле
Исходные положения для расчета дугогасительных камер
с автодутьем в масле. В общем случае цикл работы камеры
при отключении можно схематически разбить на три основных
этапа.
136
Рис. 4-28. Схема основных этапов работы дугогасительного устройства с авто-
дутьем в масле
/ — дуга; 2 — газопаровая смесь; 3— масло
Первый этап — после размыкания контактов дуга горит
в замкнутом газопаровом пузыре (рис. 4-28, а). В течение этого
этапа за счет выделяющейся в дуге энергии в камере образуется
запас сжатой до некоторого давления газопаровой смеси, ис-
пользуемой для гашения дуги в рабочих каналах после их от-
крытия. Этап характеризуется скоростью нарастания давления
и его максимальной величиной к началу второго этапа.
Второй этап (рис. 4-28, б) наступает с момента начала ис-
течения газопаровой смеси из области газопарового пузыря
через рабочие каналы, в которых горит дуга, за пределы ка-
меры. Он характеризуется изменением давления газа в камере
и рабочих каналах, а также интенсивностью истечения. Завер-
шается этот этап процессами распада ствола дуги и восстанов-
ления электрической прочности межконтактного промежутка,
следовательно, этот этап является основным.
В течение третьего этапа (рис. 4-28, в) происходит удаление
из камеры после гашения дуги горячих газов и паров масла и
заполнение внутренней полости камеры свежим маслом. Таким
образом, на этом этапе происходит подготовка камеры для по-
следующего отключения. В дугогасительных камерах, предназ-
наченных для работы в цикле автоматического повторного
включения (АПВ), этот этап имеет очень важное значение.
Первые два этапа характеризуются сложным комплексом
связанных между собой термо-, газо-, гидродинамических про-
цессов, от которых в итоге зависит дугогасящая способность
устройства в целом. С другой стороны, эти процессы при прочих
равных условиях определяются выделяющейся в дуге мощно-
стью, скоростью размыкания контактов, а также конструктив-
ной формой и геометрическими параметрами дугогасителя
137
(объемом внутренней полости, степенью начального заполнения
ее маслом, размерами, формой, числом и взаимным расположе-
нием рабочих каналов, в которых происходит гашение дуги, и
др). Из этого следует, что расчет дугогасительного устройства
с автодутьем в масле должен основываться на расчете:
а)	мощности, энергии дуги для отдельных моментов времени
ее горения и процесса газообразования;
б)	давления в камере при горении дуги в замкнутом газопа-
ровом пузыре;
в)	давления в газопаровом пузыре при истечении из него
газопаровой смеси через рабочие каналы и скорости ее истече-
ния в зоне (зонах) интенсивного дутья;
г)	восстановления электрической прочности дугового проме-
жутка (одного или нескольких) при больших, средних и малых
значениях тока, а также номинальной мощности отключения
дугогасителя;
д)	времени гашения дуги при различных значениях отклю-
чаемого тока;
е)	расхода масла в камере при одном отключении и необхо-
димого объема внутренней полости камеры;
ж)	процесса наполнения камеры маслом после гашения дуги;
з) механической прочности элементов конструкции камеры.
Эти расчеты ведутся в той или иной последовательности
в зависимости от исходных условий.
Расчет мощности и энергии дуги отключения и процесса газообразования
при горении дуги в масле. Потеря мощности в стволе дуги при некоторой его
длине для момента времени t может быть рассчитана по формуле
Рд = U д1д = Ед. ср1д(д,	(4-39)
где t/д — Напряжение в стволе дуги; Ея. ср — средняя напряженность элек-
трического поля в стволе дуги; (д — мгновенное значение тока дуги; /д —
длина дуги.
Средняя напряженность электрического поля дуги
1 гг
Ед. ср = — J Ед (?)	(4-40)
1д о
где En(z) =A,;in-m; т, Az— коэффициенты, характеризующие способ охлаж-
дения и интенсивность охлаждения ствола в точке г соответственно (в зави-
симости от тока т изменяется в пределах O^m^l). В случае использования
интенсивного продольного дутья в масле при больших токах в первом при-
ближении можно принять т«0.
Для дугогасительных устройств с автодутьем точный расчет напряженно-
сти электрического поля в отдельных точках ствола по его длине практиче-
ски не представляется возможным, так как условия охлаждения отдельных
участков могут быть различными. Поэтому в практике принимаются средние
значения напряженности поля, полученные опытным путем [48]:
Условия охлаждения ствола дуги ....................
Дуга в газопаровом пузыре при больших значениях тока . .
Дуга в интенсивном продольном потоке газопаровой смеси .
Дуга в атмосфере водорода при малых токах (2 А) ...
Дуга в масле в поперечном магнитном поле (поперечное кон-
вективное охлаждение) .............................
200
400
420В4 9
>1,9
138
Дуга в каналах камеры с поперечным дутьем при больших
токах и давлении р ...................................... 17,4-103д/р
При расчете новых конструкций оценка средней напряженности поля
должна производиться с возможно более точным учетом условий охлажде-
ния ствола дуги в отдельные моменты времени (рис. 4-29).
При гашении дуги в камерах сложной конструкции длина дуги /д для
отдельных моментов времени при растягивании ее в узком коаксиальном ка-
нале (см. рис. 4-27, б) может быть найдена по формуле
t
f tdt,	(4-41)
О
где vKt — заданная, изменяющаяся во времени скорость движения контакта.
В других более сложных случаях изменение длины дуги во времени рассчи-
тывается по приближенным формулам, выведенным на основании обобщен-
ных опытных данных.
При горении дуги в замкнутом газопаровом пузыре
/д t = -— [exp (Vcp/njt) — 1],	(4-42)
mi
где Вер — средняя скорость движения контакта, м/с; mi — множитель, учи-
тывающий влияние электродинамических сил, 1/м.
Для камер с относительно большим объемом внутренней полости
«0,154-0,25; при ограниченном объеме и отсутствии поперечных потоков зна-
чение mi может быть еще меньше. При расчете длины дуги в камере сложной
конфигурации для отдельных этапов также может быть использована более
простая приближенная формула:
An t = ^до + ир.д^>	(4-43)
где 1до — длина дуги в начале рассматриваемого этапа; цр. д — средняя ско-
рость растягивания дуги в пределах рассматриваемого этапа. Ток дуги
[см. формулу (4-39)] может быть или током нагрузки или током короткого
замыкания. При горении дуги в стадии замкнутого газопарового пузыря на-
пряженность электрического поля может быть принята постоянной. Мощность
дуги
Р(0 = Ед.ср/д‘/ = W)-	(4-44)
где Ро=£д.ср/т. Соответственно энергия дуги, выделяющаяся за время t,
t
WR(t)=P0\ f(t)dt = Pvh(t).	(4-45)
0
в/см
3
2
7
0
Рис. 4-29. Зависимость средней напряженности электрического поля на
стволе дуги от длины дуги в камере с продольным автодутьем
/ — 10 000 А; 2 — 2000 А; 3 — 100 А
139
Полученную интегральную кривую можно использовать непосредственно
дли последующего расчета давления в камере. Аппроксимация этой кривой
во многих случаях позволяет также получить более простые аналитические
выражения для расчета энергии дуги.
Одна из приближенных формул для случая отключения тока короткого
замыкания имеет вид
(/) = Ед. ср1т (,	(4.46)
где di — коэффициент затухания тока.
Процесс газообразования. При горении дуги в масле в результате испа-
рения и разложения масла в зоне дуги образуется и формируется тем или
иным образом газопаровой пузырь. Отдельные зоны внутренней полости пу-
зыря могут находиться в различных условиях теплообмена с дугой и иметь
различные температуру, плотность и химический состав. При оценке термо-
динамического состояния этой среды исходят из средних значений темпера-
туры и усредненного химического состава, который согласно работе [96] при-
нимается следующим: водород (60—66%), ацетилен (20—17%), метан (15—
9 %), гидроуглерод этилена (5—8 %).
Процесс газообразования в камере может быть рассчитан на основании
ранее найденных зависимостей мощности и энергии, выделяемой дугой, P(t)
и W(t).
Объем газопаровой смеси, образовавшейся за времи t,
Vt = BWf.	(4-47)
Коэффициент газообразования, приведенный к средней температуре на-
гретого газа Т при нормальном давлении,
В = (В077293) kK,	(4-48)
где^.м^!—коэффициент, учитывающий наличие, кроме газа, паров масла;
Т — средняя температура газопаровой смеси; Во=(6О—100)-10-9 м3/Дж—
коэффициент газообразования, приведенный к нормальному атмосферному
давлению и температуре 71=293 К.
В зависимости от тока и конструктивных факторов средняя температура
газа может меняться, поэтому при прочих равных условиях множитель
7feM/293 может быть различным [48]:
Условия гашения	дуги	7'&м/293
Дуга в замкнутом газопаровом пузыре в выклю-
чателе с	простым разрывом ................. 5—6
Дуга в камере маломасляного выключателя .	9,5
Дуга в камере с принудительным масляным ду-
тьем .......................................... 4,0
Дуга в камере с поперечным дутьем ....	10,0
При оценке средней температуры исходят из конкретных условий горения
дуги в газовом пузыре и рабочих каналах. При горении дуги в замкнутом
газовом пузыре в масле средняя температура газопаровой смеси может иметь
значения 800—1000 К. При горении дуги в каналах и рабочих объемах огра-
ниченных размеров при больших значениях тока средняя температура может
достигать 2000—2500 К. При малых токах температура снижается.
Масса газопаровой смеси, образовавшейся за время t,
mmt = VfYrn t — Bfm t<	(4-49)
где Yrni — плотность газопаровой смеси в момент времени t.
Интенсивность газообразования (масса газопаровой смеси, образовав-
шейся в камере за единицу времени):
q — ^mrn t ________ г, dWf _______	__ d(Vtyrnf)
Urn t —	— ЙГГП t — —О?ГП t‘ t— ————-----------.	(4-50)
at	at	at
140
Масса масла, испарившегося за время t, приближенно рассчитывается по
формуле (4-49) исходя из допущения	Объем масла, испаривше-
гося за время t,
УмВД = ВТгп f WYm>
(4-51)
где ум — плотность масла.
Расчет давления в камере при горении дуги в замкнутом
газопаровом пузыре (см. рис. 4-28, а). Основное исходное урав-
нение для расчета имеет вид уравнения (4-50), из которого
можно получить
t
Gpn tdt
y™t=-^-------•	(4-52)
v t
На основании этого исходного уравнения предложены при-
ближенные методы расчета изменения давления в камере. В них
в первом приближении принимается изотермический процесс
изменения состояния газопаровой смеси, характеризуемый
уравнением
Pt!ym t = Р1/?1 = RrT = const,	(4-53)
где Rr— газовая постоянная; pt, yrnt—давление и плотность
в момент времени t соответственно:	yt — нормальное атмос-
ферное давление и соответствующая ему плотность. Согласно
выражению (4-53) уравнение (4-52) приводится к виду
t
С Gm fdt
Pt = yrntRrT = RrT-?———.	(4-54)
Vt
Так как согласно уравнению (4-50)
t
f Grn tdi = Bym
о
то окончательно получим
„.зал.	(4-55)
Vt
Из формулы (4-53) следует
yrB = Bp-JR/T.	(4-56)
Принимая в первом приближении ByT„t~ Ву\, из формулы
(4-56) получаем
Byn( = Bpi/RrT.	(4-57)
Подставив уравнение (4-57) в (4-55), получим
pt = BP1Wt/Vt.
(4-58)
141
Численные значения В могут быть получены на основании
уравнения (4-48).
Значение и характер изменения объема Vt газопарового
пузыря в течение первого этапа цикла работы камеры во мно-
гом определяются конструктивными факторами, к которым
относятся: наличие или отсутствие в камере буферных объемов
(см. рис. 4-27, а, г) и их расположение, геометрические пара-
метры зазоров и каналов, условия истечения через них масла
[48, 96].
В общем случае
Vt = VK (/) +	(0 + Vm (0 + Убуф (0 + Удеф (0 	(4-59)
В этом уравнении
i
VK(/) = SKf vKdi —	(4-60)
b
объем, освобождаемый подвижным контактом, где SK = —
4
площадь поперечного сечения контактного стержня; ик — ско-
рость движения контакта;
t
Уист(0 = (5г-5к)[ vKdt-	(4-61)
о
объем масла, истекшего за время t из камеры через кольцевое
сечение площадью Sr—SK, Sr = -------nd?, где им — скорость
4
истечения масла; VM(O — количество испарившегося масла;
Ебуф(О— объем буферной полости; Удеф(/) — объем, образую-
щийся за счет упругой объемной деформации масла и стенок
камеры.
Скорость движения контактного стержня vK принимается на
основании заданной механической характеристики vK=f(t).
Если считать режим истечения масла установившимся, то объ-
емный расход масла через единицу площади сечения отверстия
камеры можно рассчитать на основании уравнения Бернулли:
t	___ t ___
f vKdt = ^ист V2/?м f VPt di,	(4 - 62)
о	о
где &ист — коэффициент истечения масла, учитывающий форму
внутреннего отверстия камеры.
Изменение буферного объема Убуф(О при изменении давле-
ния в газопаровом пузыре зависит от взаимного расположения
этого объема относительно места газообразования. При явно
разобщенном расположении (см. рис. 4-27, а) изменение
убуф(^)=):(р/) определяется главным образом, инерционной
силой сопротивления перемещению масла в буферную полость.
В этом случае' для расчета используют общее уравнение дви-
142
жения массы масла при отсутствии трения [96]. При близком
расположении может быть принято условие Убуф(0 = ^оР1/рь
где Vo — начальный объем; поскольку в начальной стадии обра-
зования газового пузыря буферные полости играют основную
роль, снижая ударные механические нагрузки на элементы кон-
струкции камеры, в некоторых случаях принимают объем бу-
ферной полости постоянным, равным начальному объему Убуф=
= Vo- В упрощенной постановке задачи для модели камеры
(см. рис. 4-28) уравнение (4-58) может быть представлено
в следующем виде:
п __________________________BP1Wt_______________________
t	____t _
Вк. j" vKdt 4- (Sr SK) йИСт 2/ум f Р Pt dt 4- Byrn t IT4" Vo
6	b
(4-63)
Рассчитать давление по этому уравнению можно при задан-
ных исходных данных: Wt=fi(t); vi(=f2(t); В, SK, Sr, Vo.
Более точный расчет с учетом всех факторов можно выпол-
нить на основе приведенных выше уравнений с помощью ЭВМ.
При ориентировочных расчетах давления можно использовать
полуэмпирические формулы, например
* = г--------•	<4-64>
1000 VBWt [ (Sr — SK) Vwt dt 4- v0
0
Как только контакт выйдет из горловины, начинается второй
этап работы камеры.
Расчет давления в камере при истечении из нее газопаровой
смеси. Процесс истечения газопаровой смеси из камеры после
открытия выхлопных отверстий (см. рис. 4-28, б) имеет слож-
ный характер.
В каналах камеры, где горит дуга, при отключении больших
токов происходит затормаживание потока газа за счет так
называемого термодинамического эффекта. В периоды наиболь-
шего затормаживания (при максимуме тока) создаются более
благоприятные условия для истечения масла, принимаемого
приближенно как несжимаемая среда. Газовый канал при этом
суживается, истечение газа почти прекращается, из-за чего
в камере происходит резкое повышение давления и последую-
щий за этим выброс образовавшейся в канале масляной пробки.
Таким образом, при отключении больших токов наблюдается
прерывистое неустойчивое истечение газопаровой смеси через
рабочие каналы, в которых горит дуга. При этом в камере про-
исходят колебания давления с достаточно большой частотой.
Полностью учесть при расчете все явления трудно, поэтому
в методику расчета рассматриваемого процесса обычно вносят
упрощения, которые сводятся в основном к следующему.
143
1.	Принимается, что с момента открытия отверстия при лю-
бых значениях тока дуги происходит квазистационарное изоэн-
тропическое истечение газопаровой смеси при критическом ре-
жиме (см. § 4-3).
2.	Термодинамический эффект учитывается путем умножения
критической скорости на некоторый коэффициент, меньший
единицы. .
3.	В процессе истечения газопаровой смеси объем масла
в камере не меняется.
4.	Через отверстие происходит истечение только газопаровой
смеси, т. е. расход масла из камеры отсутствует.
Исходя из третьего условия, рассчитать давление в камере
(в газопаровом пузыре) можно по общему уравнению
^Тгп /  Qi Gg	м gtji
dt Уи
где Gi — интенсивность газообразования в момент времени
G2— расход газопаровой смеси в момент времени t2; VH— на-
чальный объем газопарового пузыря (при /г=0).
Согласно уравнениям (4-50) и (4-56)
Gi = BPiP;/(Rrr),	(4-66)
где Pt — мощность дуги в момент времени t.
Расход газопаровой смеси можно рассчитать по уравнению
G2 — Угп. Г^ГП. Г<3г,	(4-67)
где угп.г и Пгп.г — плотность газопаровой смеси и скорость ее
течения в горловине отверстия.
Воспользуемся соотношениями
Тгп. 1	— v (	2 Л /г-1 . V ft +1 )	’	(4-68)
^ГП. Г —	1 -	- = А / - 2-- - ]/ RrT , k + 1 V k + 1
где vt — скорость звука, отнесенная к параметрам газопаровой
смеси в камере; k = c^fcv — отношение удельных теплоемкостей.
Таким образом, из уравнения (4-67) получим
	с’-^(ь+2, )*- V Л, = Yrn*aSr=	aSr, Кг *	(4-69)
где	а= (ЧгггУ-1	(4-70)
	\ fe+ 1 ' V fe+1	
144
Температура газопаровой смеси в камере в зависимости от
конструкции камеры меняется: 7^800—2500 К. Как показали
опыты, в камерах с поперечным автодутьем в масле при токах
5—25 кА значение а меньше рассчитанного по уравнению (4-70),
что объясняется, очевидно, влиянием термодинамического эф-
фекта и наличием в потоке паров масла, снижающих скорость
истечения.
Анализ других данных показывает, что для величины а не-
обходимо ввести поправку ар= (0,3-J-0,5)a. Используя выраже-
ния (4-66) и (4-69), приведем уравнение (4-65) к виду
pt--^-Pt = 0.	(4-71)
at	ин	V н
Если Pt является сложной функцией времени, полное реше-
ние уравнения (4-71) можно получить численным или прибли-
женным методом, основанным на том, что аналитическое выра-
жение мощности дуги Pt упрощают для отдельных частных
случаев. Ниже приводятся некоторые расчетные формулы, полу-
ченные приближенным аналитическим методом.
1. В процессе истечения газопаровой смеси напряжение на
дуге и действующее значение тока остаются неизменными, т. е.
Рг = и^Ц. В этом случае полное решение уравнения (4-71)
имеет вид
„ _ BP1Pt Г,	apSr д] ,
Рк t —	-	1 —ехР I--------г I ~г
L \ Vh /]
+ рк.иехр(_-?^-Л.	(4-72)
В этом уравнении рк. н — давление в камере в момент начала
истечения газопаровой смеси; Ун/ (aPSr)— газодинамическая
постоянная времени.
2. Когда Pt= | Upjmsin ®/|, t/A=const, 7m = const уравнение
(4-71) принимает вид
———|- fipi—esinco/ = 0,	(4-73)
dt
где P = aPSr/VH; E = BpiUJiImIVt1-, co — угловая частота перемен-
ного тока.
Когда начало истечения газа совпадает с началом полупе-
риода тока дуги, полное решение уравнения (4-73) для первого
полупериода горения дуги имеет вид
pki t = (рк. н +	^ехР (—₽0]+
к	Р2 + о2 )
-----——f-— sin at—cos йЛ,	(4-74)
T P* + aA и	7
где рк. н — давление в камере в момент начала истечения.
145
Изменение давления в пределах i-го полупериода
п) тока дуги определяется из уравнения
(/=1, ....
Ра = (Рк. но + а) ехр — ₽ р —
(»-1)
СО
+ а (—— sin со р — ——-^-11 + cos со р--—^-5-1, (4-75)
I w L со JJ L со J
есо
где а—	рк.но—давление в камере в начале рассматри-
ваемого полупериода.
Из (4-75) получаем уравнение для расчета давления в конце
любого г-го полупериода горения дуги при некотором начальном
давлении в камере:
с— 1
Рц = (Рк. н + а)ехр(— р-^-Л +а + а V ехр(_
\ со /	\ со
1
~ (Рк. н + а)ехр(----—А +а.
\ со /
(4-76)
Из уравнения (4-76) следует, что при стабильном горении
дуги в газогенерирующей части камеры (при большом числе
полупериодов горения дуги) давление в этой части камеры
в конце каждого полупериода тока может быть рассчитано по
формуле
р « а = —.	(4-77)
°°	Р2 + со2	'	7
Для этого же случая UK/m = const, но с учетом фазы образо-
вания дуги ф получена полуэмпирическая формула
О yg / ВЕц, ср/mA) \2/з г j___2 , sin 2 (со/ -|~ Ф)
’ I 1500Sr ) L	3 со/
(4-78)
где 10 — длина дуги в пределах газогенерирующей части ка-
меры, см.
Все приведенные выше формулы справедливы, когда пло-
щадь сечения отверстия неизменна, т. е. Sr = const.
Когда в процессе истечения площадь суммарного сечения
меняется, расчет следует вести исходя из заданной зависимости
Sr=f(O> определяемой конструктивными факторами и скоро-
стью движения контакта.
Для камер, у которых в процессе истечения отверстия от-
крываются одно за другим в определенной последовательности
и с некоторыми интервалами времени, расчет необходимо вести,
по этапам, причем можно допустить, что каждое из отверстий
в определенный момент времени открывается мгновенно.
146
Такой метод можно применить для расчета камер с попереч-
ным дутьем. Изменение давления в камере после полного пога-
сания дуги определяется по формуле
р; = рк«еХр(—(4-79)
где рКп — давление в камере в конце последнего полупериода,
определяемое из уравнения (4-76) или (4-77); /н— время, отсчи-
тываемое от момента погасания дуги; g — коэффициент, учиты-
вающий конденсацию паров масла.
В зоне гашения дуги давление зависит от конструкции ка-
меры и от расположения в ней контактов во время гашения.
В камерах с внутренним расположением контактов в рабочем
канале (см. рис. 4-27, б) давление в зоне гашения равно пол-
ному давлению pt, рассчитанному по уравнению (4-79). В каме-
рах с выходом контакта из канала (см. рис. 4-27, а) давление
в зоне гашения составляет примерно 0,53-4-0,8 pt.
4-9. Приближенный расчет восстанавливающейся
электрической прочности межконтактного промежутка
в дугогасительной камере масляного выключателя
При расчете процессов распада плазмы и восстановления
электрической прочности в околонулевой области гашения дуги
исходят из условий электрического пробоя межконтактного
промежутка в газе при имеющемся составе газа, его давлении
и температуре. Оценка условий для повторного пробоя меж-
контактного промежутка в камере в конце какого-либо полупе-
риода тока при гашении дуги производится на основании
расчета изменяющейся электрической прочности данного проме-
жутка, которая может быть охарактеризована разрядным
напряжением Uvi=f(ln,pt,Tt)=fi (t), и последующего сопостав-
ления Upt с переходным восстанавливающимся напряжением
UB(t) для отдельных моментов времени после перехода тока
через нуль.
Приближенный расчет электрической прочности при 7\<
<3000 К можно произвести на основании общего уравнения
Upt = UpT0/Tt,	(4-80)
где Up — разрядное напряжение «холодного» промежутка при
абсолютном давлении pt и нормальной температуре 7’о = ЗОО К;
Tt — изменяющаяся температура остаточного ствола дуги.
Зависимость Up(ln, pt) в первом приближении может быть
представлена уравнением
t/p«l,3-103(p;Zn)0’45,	(4-81)
где 1„ — длина промежутка; pt — абсолютное давление в зоне
остаточного ствола, определяемое на основании ранее приведен-
ных уравнений.
147
Согласно данным работ [48, 96], в водороде, составляющем
значительную (60—70 %) долю состава газопаровой смеси,
у которого предельное разрядное напряжение ниже, чем у воз-
духа, скорость восстановления электрической прочности после
обесточивания относительно высока. Через 2 мкс разрядное на-
пряжение Up в водороде составляет около 13 % от предельного,
это примерно соответствует Up элегаза. С течением времени,
через 10 мкс, Up водорода становится равным Up воздуха, за-
тем уменьшается и становится ниже последнего. Этим объяс-
няется способность масляных выключателей отключать значи-
тельные токи короткого замыкания при весьма высокой началь-
ной скорости восстановления напряжения, наблюдаемой при
отключении.
Поэтому при определении исходной характеристики UB(t)
за определяющую величину принимается амплитуда переход-
ного восстанавливающегося напряжения UBm, а не начальная
скорость восстановления (dUBfdt)t=o- Изменение температуры
Tt находят из условий турбулентного тепломассообмена в об-
ласти остаточного ствола, определяемого уравнением
=-----^-(П-Го).	 (4-82)
01	2/Кт
Решение этого уравнения имеет вид
Tt = Тн exp (—tlx) + Тс [1 — exp ( —Z/r)],	(4-83)
где t — время, отсчитываемое от конца полупериода тока; Гн=
= 3500 К — максимальная начальная температура; Тс — темпера-
тура потока газопаровой смеси; т = сруго/2^т — тепловая посто-
янная времени; ср — теплоемкость; г0 — радиус остаточного
ствола; kT — обобщенный коэффициент теплоотдачи. При гаше-
нии дуги в камере с интенсивным дутьем для больших токов
можно принять т=2‘10-4 с. С уменьшением тока (от 5000 А
и ниже) т увеличивается; при токе около 1000 А т = 5- 10~4 с.
Приняв во внимание выражение (4-83), получим формулу
для расчета
Up t =------------------------------Up.	(4-84)
Р Твехр (-f/T)+ Тс[1 - exp (-t/x)]
Для грубых ориентировочных расчетов, принимая ЛсА,
получаем
(/рт=-^-ехр(//т)С/р.	(4-85)
т и
На основании полученных формул можно найти соответст-
вующее заданным Zn и pt верхнее предельное значение напря-
жения отключаемой цепи:
I t h=i/2f0	m>	(4-86)
где fo — частота переходного восстанавливающегося напряже-
ния; UBm — амплитуда восстанавливающегося напряжения;
148
Кт~ (1,57Ка—0,57)/Аа— коэффициент, которым учитывается не-
одинаковый характер хода кривых Upt (Z); Us (/); Ла— коэффи-
циент превышения амплитуды.
Величина UBm может быть рассчитана по формуле (4-33).
На основании формул (4-33) и (4-86) получим
U <_______________________Тоир____________________.
л" Тн ехр (— I/2/qT) 4-Тс [1 — ехр (— 1/2/0т) 0,7 (2,72Ка — 1) ’
(4-87)
С,<-^ехр(1Ш)	(4-88)
н	и,/ (2,/хЛа — 1 /
где ил — допустимое для рассматриваемого устройства линей-
ное напряжение.
Из этих формул следует, что 77л зависит от частоты f0- При
гашении дуги в современных масляных выключателях такая
зависимость наблюдается только при отключении малых токов
(меньше 200 А). При отключении больших токов величина ил
от частоты не зависит для широкого диапазона частот (fo>
>2000 Гц). Поэтому в формулах (4-87) и (4-88) принимается:
fo=2000 Гц, t= 1/2/о = 2,5-10~4 с. Тогда при т = 2-10-4с, 7’о = ЗОО К,
Гн = 3500 К формула (4-88) приводится к более простому виду:
Un =-----------Пр = °’56'103 (рЛ)0,45	(4-89)
2,75^a—1 р 2,75^a —1 v	V '
или, принимая Аа=1,4 [см. формулу (4-33)],
7/л = 200(р;/п)°'45-
(4-90)
На основании этих формул могут быть рассчитаны мини-
мальное значение Zn при заданных pt и £7Л, минимальное время
горения дуги при заданных pt и nK(Z).
Из уравнения (4-90) можно найти среднюю напряженность
гашения дуги
_ Un 200Р»-45
£гаш. ср — ------
и
(4-91)
/0,55
‘п
4-10. Элементы расчета и конструкций дугогасительных
устройств узкощелевого типа с магнитным гашением дуги
Схема простого щелевого дугогасителя приведена на
рис. 4-30. После размыкания контактов ствол дуги под влия-
нием поперечного магнитного поля (обычно создаваемого током
гасимой дуги) быстро удлиняется, а затем перемещается в так
называемую зону гашения, где изоляционные жаростойкие
стенки камеры образуют узкий щелевой канал. При этом, если
ширина щели меньше диаметра ствола дуги (6<dc), последний
149
Рис. 4-30. Схема простого щелевого дугогасителя
деформируется, сечеиие его приобретает вытянутую прямоуголь-
ную форму, площадь соприкосновения плазмы ствола с поверх-
ностью стенок увеличивается, что обеспечивает интенсивный
теплообмен между плазмой и поверхностью стенок. Для дуго-
гасителей этого типа характерным является относительно боль-
шое напряжение на стволе, этим во многом определяется успеш-
ное гашение дуги при отключении переменного тока в сетях
высокого напряжения. При этих условиях напряженность элек-
трического поля определяется из уравнения
Е = Д6/уТ,	(4-92)
где 6 — ширина щели; для жаростойкого керамического мате-
риала Лб = 1,9 В • мп1''2.
При отключении переменного тока в индуктивной цепи усло-
вие гашения дуги в таком дугогасителе определяется неравен-
ством
t/до =	= h > 0,537Um,	(4-93)
Кб
где /д — длина ствола дуги, охлаждаемого в узкощелевом ка-
нале; t/до — напряжение на стволе дуги в момент перехода
тока через ноль; Um — амплитуда возвращающегося напряже-
ния.
При трехполюсном отключении [см. формулу (4-33)]
Um^]/2 илКп.с/УЗ,	(4-94)
где Uя — действующее значение номинального линейного на-
пряжения трехфазной цепи. В предельном случае t/Ho = O,537t/m.
150
Благодаря относительно большому падению напряжения на
дуге амплитуда тока гасимой дуги уменьшается до величины
/отд = 0,463/т,	(4-95)
где 1т — амплитуда тока до момента размыкания контактов.
В этом случае при отключении индуктивной цепи угол фазо-
вого сдвига уменьшается до фо— 32,5°.
Из приведенных уравнений видно, что условия для гашения
дуги в узкощелевых дугогасителях оказываются более легкими,
чем в дугогасителях с относительно малым падением напряже-
ния на дуге.
На основании формул (4-93)—(4-95) могут быть найдены основные па-
раметры камеры. Например, при выбранной ширине щели и заданном номи-
нальном напряжении можно найти критическую длину дуги, т. е. минимальную
длину щелевого канала
/д. кр= °’537^2 б'лГ'б К:|. г = з,45. ю-2£7л	•	(4-96)
1,9 Уз
Расчетная длина щелевого канала обычно берется равной /к = 1,2/д.кр.
При 6 = 0,002 м и Пл = 6000 В получим 1К = 1,21ц. КР = 1,2-3,45-10-2 • 6Х
X103 Vo,002= 1,1 м. Из этих данных видно, что при больших номинальных
напряжениях могут оказаться неприемлемо большие конструктивные размеры
камеры. Поэтому дугогасители узкощелевого типа обычно применяются в вы-
ключателях на номинальное напряжение не выше 10 кВ.
Элементы расчета системы магнитного дутья. В щелевых камерах пере-
мещение и удлинение ствола дуги в процессе ее гашения происходят под
влиянием поперечного магнитного поля, создаваемого специальными электро-
магнитами (система магнитного дутья). Процесс гашения может быть разбит
на две стадии. Первой стадии соответствует образование дуги на дугогаси-
тельных контактах и последующее перемещение ствола к зоне гашения (зона
узкой щели). В течение второй стадии происходит движение ствола дуги
в узком щелевом канале (в зоне гашения).
В рационально сконструированной камере длительность первой стадии
должна быть сведена к возможному минимуму.
В зоне гашения скорость перемещения ствола должна быть возможно
минимальной по условиям допустимой температуры нагрева стенок камеры.
При этом достигается минимальный размер камеры по высоте. В зоне пред-
варительного растягивания дуги, где расстояние между стенками велико, ско-
рость движения дуги в поперечном магнитном поле в пределах значений маг-
нитной индукции 0<В<0,1 Тл может быть рассчитана по формуле
v « 73i^/3B2/3.	(4-97)
Скорость движения ствола дуги в узкой щели (зоне гашения) для усло-
вий 6<da может быть приближенно рассчитана по формуле
v6 я» 370 у	(4-98)
где 6 — ширина щели; В й — нормальная составляющая индукции в зоне га-
шения.
Поперечное магнитное поле создается так называемой системой магнит-
ного дутья, которая состоит обычно из стального разомкнутого магнитопро-
вода с полюсами и катушки. Полюсы магнитопровода частично или полностью
охватывают зону горения дуги. Катушки (одна или несколько) магнитного
151
Рис. 4-31. К расчету
нагрева стенки камеры
ном устройстве почти вся
дутья обычно включаются в главную цепь
выключателя и возбуждаются током дуги.
Расчет магнитной индукции в зазоре ме-
жду полюсами при заданном токе и заданных
геометрических параметрах системы произво-
дится обычными методами [48].
При отключении малых токов индукция
может оказаться недостаточной для быстрого
перемещения ствола в зоне предварительного
растягивания, время гашения дуги при этом
недопустимо увеличивается. Для устранения
этого недостатка в конструкциях выключате-
лей рассматриваемого типа применяется до-
полнительный поддув воздухом, создаваемый
посредством специального автопневматнче-
ского механизма.
Элементы расчета иагрева стеиок узкоще-
левой камеры. При движении ствола дуги
в узком щелевом канале (рис. 4-31) каждая
точка внутренней поверхности стенки в тече-
ние отрезка времени ta=b]v, где Ь — ширина
ствола дуги, находится в непосредственном
соприкосновении с нагретой плазмой. В дан-
выделяющаяся в дуге мощность передается
в виде теплоты стенкам камеры. Поэтому, если удельная мощность дуги
Рд//д велика, а скорость перемещения v мала, температура нагрева поверхно-
сти стенок может достигнуть значений, при которых будет происходить теп-
ловое разрушение поверхности стенки в виде значительного оплавления и ис-
парения материала. Для рассматриваемой модели теплоотвода максимальная
температура на граничной поверхности может быть найдена по формуле
Тт= ------УЧ,.
У^ лсу%
(4-99)
где qml =	— удельная отводимая мощность при максимуме тока;
2trf0
с — теплоемкость материала стенки; X — теплопроводность; Ея — напряжен-
ность электрического поля ствола дуги; 1ят — амплитуда тока дуги.
Допустимая минимальная скорость перемещения ствола
ЦМЙН= -------£д/дт—-	(4-100)
ТтУ^лсуА, Vtn
или приближенно
где 1т — амплитуда тока цепи до момента размыкания контактов.
При кратковременном нагреве допустимую максимальную температуру
для жаростойких материалов можно принять равной Тт ~ 4000 К.
Конструкции узкощелевых дугогасителей с магнитным гаше-
нием. Существующие конструкции дугогасителей данного типа
отличаются между собой геометрической формой щелевых ка-
налов и выполнением систем магнитного дутья.
Камеры гашения выполняются в следующих конструктив-
ных вариантах:
152
Рис. 4-32. Конструктивные схемы щелевых дугогасителей с системой маг-
нитного дутья
а)	с плоской узкой щелью в зоне гашения дуги (рис. 4-32, а);
б)	с зигзагообразной узкой щелью, образованной ребристой
поверхностью стенок полукамер (рис. 4-32, б);
в)	с зигзагообразной щелью, образованной поперечными
перегородками, имеющими смещенные от центра щелевые вы-
резы.
Конструкции камер с плоской щелью являются наиболее
простыми, однако ширина этого типа камер больше, чем у ка-
мер с зигзагообразной щелью. Поэтому они обычно применя-
ются для напряжений до 6 кВ в высоковольтных контакторах.
В щелевых лабиринтных камерах (с зигзагообразной ще-
лью) при относительно небольших строительных размерах до-
стигается наибольшее удлинение дуги в узкой щели. Однако
в таких камерах не все участки ствола дуги находятся в одина-
ковых условиях в отношении воздействия поперечного магнит-
ного поля.
В качестве материала для изготовления стенок щелевых ка-
мер и поперечных дугогасительных перегородок применяется
жаростойкая керамика. Особой дугостойкостью обладает кера-
153
мика с содержанием циркония. Системы магнитного дутья узко-
щелевых дугогасителей могут различаться по следующим при-
знакам: а) по способу включения катушек магнитного дутья
в схеме токоведущей системы выключателя; б) по числу кату-
шек магнитного дутья; в) по конфигурации магнитной цепи.
На рис. 4-32, а показана система магнитного дутья, у кото-
рой катушка постоянно остается включенной последовательно
в главную цепь выключателя. В этом случае обмотка катушки
должна иметь большое сечение, при включенном положении
выключателя в стали магнитопровода выделяется теплота.
В конструкциях типа б катушка магнитного дутья полностью
возбуждается током только после размыкания главных контак-
тов и образования дуги. В этих случаях размеры катушек могут
быть существенно уменьшены.
В некоторых специальных случаях система магнитного дутья
может быть образована двумя плоскими коаксиально располо-
женными катушками. В этом устройстве при соответствующем
расположении обмоток катушек направление магнитного поля
в средней зоне камеры и на периферии различно. Благодаря
этому в периферийной зоне противоположно направленное маг-
нитное поле препятствует выбросу ствола дуги за пределы
камеры.
4-11. Вакуумные дугогасительные устройства
В последнее десятилетие в области создания высоковольтной
коммутационной аппаратуры успешно развивается новое на-
правление — вакуумные выключатели. Этому способствуют сле-
дующие преимущества вакуумной дугогасительной камеры
(ВДК) перед-традиционными устройствами [22]: высокая износо-
стойкость контактов при коммутации номинальных токов и то-
ков к. з.; очень быстрое восстановление последуговой прочности;
взрыво- и пожаробезопасность даже при работе в агрессивных
средах; широкий диапазон рабочих температур окружающей
среды (от —70 до +200 °C); возможность ориентации ВДК
в пространстве в любом произвольном положении; высокое
быстродействие, как следствие малых ходов и меньших масс
подвижных частей; минимальное обслуживание и снижение экс-
плуатационных затрат; отсутствие загрязнения окружающей
среды и бесшумность работы.
Основным недостатком вакуумных выключателей считается
их более высокая стоимость по сравнению с традиционными
аппаратами. Однако при достаточно большом объеме производ-
ства вакуумных выключателей и при организации высокоавто-
матизированного производства стоимость самих вакуумных
камер может быть значительно снижена.
Вакуумные высоковольтные коммутационные аппараты за
рубежом сейчас разрабатывают и выпускают более 30 фирм,
и при этом можно отметить следующие направления развития:
154
интенсивная разработка и про-
мышленное производство выключа-
телей на 6—35 кВ для установок,
работающих в особо тяжелых усло-
виях эксплуатации; исследования
и разработка мощных ВДК на вы-
сокие напряжения для создания
многоразрывных выключателей на
напряжение ПО кВ и выше.
В Советском Союзе также ве-
дутся интенсивные исследования и
конструкторские разработки пер-
спективных вакуумных дугогаси-
тельных камер и разрабатываются
различные коммутационные аппа-
раты на их основе. При исследова-
ниях большое внимание уделяется
тактных материалов, рациональных
ствованию технологии изготовления
Рис. 4-33. Зависимость восста-
навливающейся прочности от
времени
/ — вакуум; 2 — элегаз; 3 — азот;
4 — водород
поиску оптимальных кон-
форм контактов, совершен-
вдк.
Гашение дуги в вакууме. В дугогасительных устройствах вакуумных
выключателей абсолютное давление находится в диапазоне 1,3-10-2—
1,3-10-5 Па. Горение и гашение электрической дуги в вакууме имеет некото-
рые особенности [21]. При расхождении контактов ВДК в начальный момент
между ними образуется мостик из расплавленного металла, который нагрева-
ется проходящим током до температуры кипения и испаряется. Ионизация
электронами паров металла, которые генерируют е поверхности электродов,
приводит к образованию вакуумной дуги. При прохождении тока через нуль
дуга гаснет, и если нарастание электрической прочности промежутка между
контактами происходит быстрее восстановления на нем напряжения, то по-
вторного зажигания дуги не произойдет. Чрезвычайно интенсивная деиониза-
ция дугового промежутка обеспечивает быстрое восстановление электрической
прочности в ВДК после погасания дуги. Для сравнения на рис. 4-33 приво-
дится зависимости восстановления электрической прочности промежутка от
времени, прошедшего после нуля тока, для вакуума и основных дугогася-
щнх сред.
В вакууме электрическая дуга существует либо в виде рассеянной, «диф-
фузной» дуги при токах до нескольких тысяч ампер, либо в виде концентри-
рованной, «сжатой» дуги при больших значениях тока. Граничный ток, при
котором дуга переходит из одного вида в другой, зависит в значительной
степени от материала н формы контактов, а также от скорости изменения
тока. Эти же факторы влияют и на скорость восстановления электрической
прочности промежутка между контактами в вакууме. Следовательно, подби-
рая соответствующим образом материал контактов, их оптимальную форму и
ход, можно получить вакуумную дугогасительную камеру на различные па-
раметры.
Диффузная дуга в вакууме, горящая между дисковыми электродами, су-
ществует в виде нескольких параллельных дуг, и каждая такая дуга в зави-
симости от материала пропускает ток от нескольких десятков до нескольких
сотен ампер. Из катодного пятна каждой из этих дуг вырывается по направ-
лению к аноду расходящийся плазменный столб дуги. Катодные пятиа не-
прерывно перемещаются по поверхности электродов и при сближении оттал-
киваются одно от другого, так что диффузная дуга стремится захватить всю
поверхность катода. При небольших токах эффект отталкивания катодных
пятен преобладает над силами электромагнитного взаимодействия между па-
раллельными дугами. На свойства катодных пятен оказывают влияние ма-
териал и форма электродов, однако всесторонне катодные процессы и меха-
155
Рнс. 4-34. Контактная система со спиральными лепестками
Рис. 4-35. Чашеобразная контактная система
низм пробоя промежутка в вакууме до сих пор еще изучены недостаточно,
и поэтому существуют различные взаимоисключающие объяснения в оценке
этих явлений.
По различным данным плотность тока в катодных пятнах чрезвычайно
высока и колеблется от 10е до 108 А/см2. Проводимость тока в плазме осуще-
ствляется электронами, эмитирующимися с катодного пятна н распростра-
няющимися в виде конуса. Пары металла, испаряющиеся с катодного пятна,
распространяются также в виде конуса из области высокого давления, нахо-
дящейся у катодного пятна. Кроме того, в зоне высокого давления у катод-
ного пятна образуются и входят в плазменный конус положительные ионы
металла катода, ускоренные в направлении, противоположном направлению
электрического поля, импульсом силы, переданным им частицами в зоне
высокого давления. Следовательно, в диффузной дуге положительные ионы
благодаря их большой начальной энергии перемещаются в направлении от
катода к аноду, и поэтому в плазменной зоне диффузной дуги небольшого
тока напряженность поля очень мала.
Если ток диффузной дуги постепенно увеличивать, то число катодных пя-
тен и параллельных дуговых каналов возрастает. При этом напряжение на
дуге постепенно повышается и электрическое поле начинает оказывать тормо-
зящее воздействие на ионы в дуге н они уже не успевают достичь анода.
Непосредственно перед анодом наблюдается дефицит положительных ионов
и возникает повышенное напряжение. Находящиеся у анода нейтральные
пары металла подвергаются активной ударной ионизации и проводящая
плазма концентрируется. Выделение значительной энергии в прианодной зоне
приводит к интенсивному нагреву анода, который начинает обильно эмити-
ровать пары металла. Напряжение на сжатой дуге в вакууме достигает не-
скольких сотен вольт н более.
Диффузная дуга имеет значительно меньшую постоянную времени по
сравнению с постоянной времени сжатой дуги, которая может достигать со-
тен микросекунд н даже нескольких миллисекунд. Вследствие того, что в ва-
кууме гашение диффузной дуги осуществить значительно легче, чем сжатой
цуги, при разработке вакуумных дугогасительных устройств необходимо так
конструировать контакты, чтобы дуга на протяжении определенного времени
до нуля тока была диффузной.
Конструктивные исполнения контактов ВДК. В настоящее
время широкое распространение получили следующие разновид-
ности контактных систем: со спиральными лепестками; чаше-
156
Рис. 4-36. Контактная
система с магнитным
полем, создаваемым от-
ключаемым
/ — токопровод;
род, играющий
тушки; 3 — контактная
часть; 4 — электрод
ТОКОМ
2 — элект-
роль ка-
интенсивного локаль-
опорных точек.
образного типа; система, в которой ис-
пользуется дополнительно магнитное
поле, создаваемое отключаемым током.
Контакты со спиральными лепестка-
ми (рис. 4-34) имеют вид дисков, у ко-
торых периферийные участки разрезаны
спиральными пазами на сегменты, сое-
диненные в центральной части. В замк-
нутом состоянии контакты соприкаса-
ются по кольцевому выступу. При раз-
мыкании контактов и образовании сжа-
той дуги при больших значениях тока
создается петлеобразный контур тока, а
под действием электродинамических сил
дуга начинает перемещаться к перифе-
рии диска. Благодаря спиралеобразным
прорезям между контактами возникает
радиальное магнитное, поле, и под дей-
ствием тангенциальной составляющей
дуга перемещается по окружности в на-
правлении изгиба спиральных прорезей.
Непрерывно перемещаясь по поверхно-
сти электродов, сжатая дуга не вызывает
кого нагрева электрода в окрестности ее
Контактная система чашеобразного типа (рис. 4-35) пред-
ставляет собой чашеобразные контакты, толстые стенки которых
обращены друг к другу и разрезаны косыми пазами, причем
прорези наклонены в каждой паре контактов в разные стороны.
При размыкании контактов между ними сначала образуются
мостики из расплавленного металла, а затем возникают парал-
лельные электрические' дуги. Ток образует петлю в каждой
паре косых зубцов, на которых в данный момент находится
дуга. Таким образом, одновременно с дугами появляются и ра-
диальные магнитные поля, под действием которых дуги вынуж-
дены перемещаться по окружности в промежутке между тор-
цами контактов в направлении, определяемом правилом левой
руки, а катодные пятна на поверхности контактов двигаются
в обратном направлении. В межконтактном промежутке образу-
ется кольцеобразная дуга, находящаяся в диффузном состоянии.
В контактных системах с дополнительным аксиальным маг-
нитным полем (рис. 4-36), поддерживающим дугу в диффузном
состоянии, отключаемый ток растекается от центрального токо-
провода по сегментам, выполненным в виде четверти дуги ок-
ружности, которые играют роль катушки с одним витком.
Материал контактов. При конструировании вакуумных дуго-
гасительных камер особые требования предъявляются к мате-
риалам контактов, так как такие контакты не должны подвер-
гаться свариванию и должны обладать пониженной способно-
стью к току среза. Контакты ВДК большую часть времени
157
2
Рис. 4-37. Вакуумная дугогасительная камера на 36 кВ фирмы Мэйден
1 — неподвижный контакт; 2 — экран; 3 - сильфон; 4 — подвижный контакт
находятся в замкнутом состоянии, и при этом их чистые и нео-
кисленные поверхности весьма склонны к холодной сварке.
Сварка может произойти и при искровом пробое в момент за-
мыкания, когда контакты сближаются. Эта проблема решается
путем добавки небольшого количества примесей в материал
контакта. Применение сплавов из нескольких ингредиентов по-
зволяет также снизить и токи среза дугогасительных устройств.
Наибольшее применение в качестве контактных материалов
в ВДК нашли медно-висмутовые, медно-хромовые и медно-бе-
риллиевые сплавы. Причем, исследованиями установлено, что
коммутационные характеристики ВДК, например с хромо-мед-
ными композиционными контактами, зависят не только от про-
центного содержания компонентов, но и от размеров зерен по-
рошка хрома, спекаемого с медной матрицей методом порошко-
вой металлургии. При повышении содержания хрома
значительно уменьшаются опасные перенапряжения, обуслов-
ленные срезом отключаемого тока, а увеличение размера зерен
хрома влечет за собой ухудшение свариваемости контактов, но
одновременно приводит к снижению электрической прочности
межконтактного промежутка в отключенном положении.
Принципиальная конструкция ВДК. Вследствие высоких ди-
электрических свойств вакуума дугогасительная камера имеет
относительно небольшие размеры. Корпус камеры может быть
изготовлен из любого газонепроницаемого электроизоляцион-
ного материала. Подвижные и неподвижные контакты дугога-
сительного устройства находятся внутри керамических либо
стеклянных обечаек. Контакты могут быть окружены экранами,
предохраняющими стенки камеры от осаждения паров металла.
Герметизация подвижного контакта ВДК осуществляется с по-
мощью сильфона, изготовляемого обычно из нержавеющей
стали.
Перед сборкой вакуумной дугогасительной камеры ее эле-
менты подвергаются предварительному нагреву в течение не-
158
Рис. 4-38. Вакуумная
дугогасительная ка-
мера фирмы Сименс
1 — керамический	изо-
лятор; 2 — неподвижный
контакт; 3 — подвижный
контакт; 4 — сильфон
скольких часов при температуре 400 °C
или выше с целью удаления газа с по-
верхности различных частей, располо-
женных внутри вакуумного объема.
Существует много различных кон-
струкций , вакуумных дугогасительных
камер. Одна из распространенных кон-
струкций ВДК, приведенная на рис. 4-37,
имеет изоляционную цилиндрическую
оболочку, снабженную по торцам метал;
лическими фланцами. Неподвижный кон-
такт жестко крепится к одному фланцу,
а подвижный контакт соединен с другим
фланцем посредством сильфона из не-
ржавеющей стали. Экраны крепятся к
фланцам и к оболочке, которая изготав-
ливается либо из стекла, либо из газо-
плотной керамики.
На рис. 4-38 показана конструкция
ВДК с оболочкой в виде металлического
цилиндра, к торцам которого припаяны
керамические изоляторы, служащие вво-
дами.
Размеры контактной системы дугога-
сительных устройств зависят от пропуск-
ной способности по номинальному току
и от токов короткого замыкания. Сум-
марная площадь поверхности контакт-
ных элементов должна рассеивать выде-
ляемую в процессе дугогашения энергию
без перегрева контактных элементов и токоведущих частей при
длительном протекании тока нагрузки. Для простых торцевых
контактов в вакууме предельным по отключающей способности
является амплитудное значение тока 10—17 кА, но если диа-
метр таких контактов больше 3 см, то ток отключения уже не
зависит от размера контактов. Контакты чашеобразного типа
также должны иметь достаточно большую контактирующую
поверхность и обладать такими теплофизическими свойствами,
чтобы не происходило нагревания дугой поверхности контак-
тов до температуры, при которой давление паров металла в мо-
мент перехода тока через нуль будет превосходить 0,13 Па.
Таким образом, предел ВДК по отключаемому току короткого
замыкания зависит от размеров контактов и от теплофизиче-
ских свойств их материалов. На рис. 4-39 приводятся зависи-
мости отключающей способности (по току) ВДК с дополни-
тельным магнитным полем и ВДК с контактами чашеобраз-
ного типа от диаметра контактов.
Благодаря малому времени горения дуги, которое обычно
не превышает одного полупериода, и незначительному напря-
159
Рнс. 4-39. Зависимости отклю-
чающей способности вакуум-
ной дугогасительной камеры
от диаметра контактов
1 — контакты с продольным маг-
нитным полем; 2 — контакты со
спиральными прорезями
Рис. 4-40. Зависимости про-
бивного напряжения от рас-
стояния между контактами
1 — вакуум; 2 — элегаз, р=0,1
МПа; 3 — воздух, р=0,4 МПа
жению на дуге в процессе отключения испаряется небольшое
количество металла контактов, которое вследствие малого хода
контактов опять осаждается на контактные поверхности. Поэ-
тому для ВДК характерен незначительный износ контактов.
В диапазоне отключающей способности ВДК гашение элек-
трической дуги происходит при первом переходе тока через нуль
при условии, что контакты к этому времени разойдутся на до-
статочное для заданного класса напряжения расстояние.
Контакты ВДК размыкаются на относительно небольшое рас-
стояние, которое зависит в основном от наибольшего рабочего
напряжения. Для напряжений 12—84 кВ длина межконтактного
промежутка в отключенном состоянии составляет 10—60 мм.
Такой малый ход возможен благодаря высокой электрической
прочности вакуума (рис. 4-40). Пробивные напряжения в ваку-
уме имеют значительный статистический разброс. Ход подвиж-
ного контакта и межэкранные расстояния определяются уров-
нями испытательного напряжения промышленной частоты и
импульсного напряжения, которые камера должна выдерживать
с вероятностью пробоя не более заданной.
Привод ВДК должен обеспечивать среднюю скорость под-
вижного контакта при включении 0,5—1,5 м/с, а при отключе-
нии— 0,8—3,8 м/с. При сквозных токах 40—100 кА в ВДК
необходимо обеспечить контактное нажатие около 1000—4000 Н.
Выпуск вакуумных выключателей среднего напряжения от
общего выпуска в настоящее время достиг в Японии 50 %,
в Великобритании 30 % и в США 20 %. Дальнейшее развитие
вакуумных выключателей зависит от совершенствования тех-
нологии производства ВДК и уменьшения их стоимости.
160
ГЛАВА ПЯТАЯ
ИЗОЛЯЦИОННЫЕ КОНСТРУКЦИИ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ
5-1. Требования к изоляции низковольтных аппаратов
Изоляция аппарата, выпущенного с завода, должна иметь
требуемые в условиях эксплуатации изоляционные и механиче-
ские свойства и должна сохранять их на достаточно высоком
уровне в условиях эксплуатации, для которых предназначен
аппарат.
Механическая прочность изоляции проверяется при испыта-
нии на механическую и коммутационную износостойкость,
электродинамическую стойкость, а также на стойкость к меха-
ническим воздействиям внешней среды (удары, тряска, вибра-
ция).
Согласно ГОСТ 12434—83 изоляция выпущенного заводом
аппарата как в холодном, так и в нагретом до установившейся
рабочей температуры состоянии должна в течение 1 мин вы-
держивать нижеследующее испытательное напряжение пере-
менного тока частотой 50 Гц:
Номинальное напряжение,
В ....................... 24
Испытательное напряже-
ние, В .................500
60	220	500	660	750	1000
1000	1500 2000 2500 3000 3500
Согласно ГОСТ рекомендуется вносить в технические усло-
вия (ТУ) на аппараты норму для пониженного испытательного
напряжения после загрязнения изоляции при испытаниях на
коммутационную способность и коммутационную износостой-
кость. ГОСТ также устанавливает минимальное сопротивление
изоляции нового аппарата, находящегося в различных усло-
виях, при которых происходит снижение сопротивления изоля-
ции (табл. 5-1).
После пребывания аппарата в камере влажности сопротив-
ление изоляции должно повышаться и обеспечивать его нор-
мальную эксплуатацию. Обычно сопротивление изоляции но-
вого, сухого аппарата составляет десятки и даже сотни МОм,
поэтому аппараты легко выдерживают повышенное испыта-
тельное напряжение. Но это не означает, что гарантируется
необходимый уровень изоляции при ее нагревании и в усло-
виях повышенной влажности. Поэтому работа, проводимая
международной электротехнической комиссией (МЭК), и ра-
бота по корректировке ГОСТ направлена на то, чтобы более
объективно оценивать качество электрической изоляции,
а также обеспечивать ее соответствие условиям эксплуатации.
6 Заказ Ns 412
161
Таблица 5-1
Состояние аппарата	Сопротивление изоляции, МОм, для класса изоляции		
	I	II	ш
Холодное при температуре и влажности воз- духа отапливаемых производственных поме- щений изготовителя	10	20	50
Нагретое при условиях, указанных в стандар- тах и технических условиях на серии и типы аппаратов для проверки допустимых темпе- ратур	3	6	10
После пребывания в камере влажности в тече- ние 24 ч с относительной влажностью 95 ± ±3 % при температуре 20 ± 5 °C	0,5	1.0	1,0
Наиболее распространенным конструкционным изоляцион-
ным материалом для аппаратов низкого напряжения являются
пластмассы. Существуют аппараты, в которых все детали вы-
полнены из пластмасс за исключением токоведущих деталей и
магнитопроводов. Химическая промышленность выпускает боль-
шое количество изоляционных пластмасс с разнообразными
механическими, изоляционными и технологическими свойст-
вами. В зависимости от условий эксплуатации аппарата и
функционального назначения детали производится выбор изо-
ляционных пластмасс. Наряду с пластмассами применяются и
другие изоляционные материалы для повышения изоляционных
свойств, дугостойкости и обеспечения определенных условий
работы аппарата.
Температура нагрева токоведущих деталей аппарата огра-
ничивается соприкасающимися с ними изоляционными дета-
лями. Местные перегревы изоляции выше допустимых норм
приводят к обугливанию изоляции и выходу аппарата из
строя.
На сопротивление изоляции аппарата сильно влияет окру-
жающая температура, которая в аппаратах, помещенных в обо-
лочку, может достигать 90—100 °C. Часто в аппаратах, на-
ряду с требуемой теплостойкостью, необходимо получить и до-
статочную дугостойкость. Требуемая дугостойкость зависит от
интенсивности воздействия дуги, связана с конструкцией ду-
гогасительных камер и проверяется при испытании аппарата.
Например, дугостойкость изоляции камер с деионным гашением
дуги может быть ниже, чем дугостойкость камер с узкими
щелями, где материал камеры непосредственно обжигается
дугой. Такой изоляционный материал не должен образовывать
токопроводящих мостиков после воздействия электрической
дуги. Иногда изоляция аппарата должна иметь высокую меха-
ническую прочность. Такими высокими механическими и изо-
ляционными свойствами обладают пластмассы с наполните-
162
Таблица 5-2
Назначение цепи или аппарата	Возможный путь образования дуги	Расстояние, мм. при номинальном напряжении, В		
		100—250	251—400	401—600
Аппаратура управления и	распределения энергии	Электрический за- зор	4	5	7
Аппаратура распределе- ния энергии, предназ- наченная для защиты установки	Длина пути утечки (независимо от расположения по- верхности)	15	17	22
Главные цепи аппара- тов управления, за- щищенных аппарату- рой распределения	Длина пути утечки по обращенной вверх	поверх- ности	10	12	15
энергии	Длина пути утечки по вертикальной или обращенной вниз поверхности	8	10	12
Аппараты и их части, включаемые в цепи управления и сиг- нальные и главные	Длина пути утечки по обращенной вверх поверх- ности	7	9	11
цепи аппаратов на малый номинальный ток (не выше 15 А)	Длина пути утечки по вертикальной или обращенной вниз поверхно- сти	5	7	9
лем в виде стекловолокна на кремнийорганической основе, од-
нако эти пластмассы интенсивно истирают перемещающиеся
по ним детали.
Как видно, подобрать изоляционный материал, пластмассу,
которая была бы теплостойкой, и дугостойкой, и механически
прочной, и износостойкой, и технологичной (быть нетоксичной
при прессовании, не травмировать кожу), практически невоз-
можно. Поэтому необходимые требования к изоляции аппара-
тов можно обеспечить только рациональной конструкцией ап-
парата, где с наибольшим эффектом используются положитель-
ные свойства изоляционного материала.
Для обеспечения надежной работы электрического аппарата
должны быть обеспечены электрические зазоры и длина пути
тока утечки не менее приведенных в табл. 5-2.
Если позволяют конструктивные возможности аппарата и
его габариты, то электрические зазоры и длину пути утечки
необходимо выбирать большими.
163
При выборе изоляционных расстояний необходимо учиты-
вать их большую зависимость от свойств материала, а также
наличия пыли, особенно совместно с влагой. При наличии пыли
и влаги поверхности изоляционных материалов становятся то-
копроводящими независимо от величины изоляционных рас-
стояний, поэтому надо придавать изоляции такую форму и
положение в эксплуатации, при которой сохраняются незапы-
ленными участки между токоведущими частями. Для уменьше-
ния габаритных размеров аппарата и исключения образова-
ния непрерывного покрова токопроводящих осадков (пыли)
целесообразно на изоляционных деталях предусматривать
ребра, выступы, ступеньки. Для предотвращения скопления
пыли поверхности электроизоляционных деталей целесообразно
выполнять гладкими, между сопрягаемыми поверхностями пре-
дусматривать плавные переходы. Рекомендуется избегать го-
ризонтальных обращенных вверх поверхностей и мест скопле-
ния пыли, особенно недоступных для обслуживающего персо-
нала.
Для аппаратов, предназначенных для тяжелых условий ра-
боты, отличных от общепромышленных (электротяговых, взры-
вобезопасных, судовых), рекомендованы большие длины пути
утечки и электрические зазоры.
Кроме того, в таких аппаратах предусматриваются оболочки
с соответствующими уплотнениями, что снижает опасность об-
разования токопроводящего покрова пыли, особенно при нали-
чии влаги и других газообразных примесей в окружающей
среде.
5-2. Конструктивное выполнение наружной изоляции
высоковольтных аппаратов
Основной изоляционной средой аппаратов наружной уста-
новки является атмосферный воздух. Для изоляционного креп-
ления к заземленным конструкциям токоведущих частей аппа-
ратов, находящихся под высоким напряжением, используются
изоляторы. Изоляционное крепление не должно приводить
к увеличению расстояния до заземленных конструкций, опре-
деляемого электрической прочностью воздушной изоляционной
среды. Кроме того, изоляторы должны выдерживать эксплуа-
тационные механические нагрузки. Испытательные электриче-
ские и механические нагрузки изоляторов нормируются (см.
табл. 5-3).
В аппаратостроении применяются опорные (табл. 5-3) и под-
весные изоляторы. В качестве опорных изоляторов применя-
ются стержневые (рис. 5-1, а) и изоляторы с внутренней по-
лостью (рис. 5-1,5). Стержневые изоляторы выполняются вы-
сотой до 1,2 м на класс напряжения до ПО кВ. Изоляторы
с внутренней полостью выполняются высотой до 5 м на класс
напряжения до 500 кВ. При больших высотах изоляторы со-
164
бираются в колонки (рис. 5-2) или
треноги. Подвесные изоляторы ис-
пользуются для подвески токоведу-
щих и контактных систем аппара-
тов к металлическим конструкциям
подстанций (рис. 5-3).
Механическая прочность опор-
ных изоляторов характеризуется
минимальной разрушающей нагруз-
кой при изгибе F-p, которая изменя-
ется в пределах от 300 до 2000 даН.
Изоляторы выдерживают в течение
15 с испытательную нагрузку при
изгибе, равную 60 % минимальной
разрушающей. Условные обозначе-
ния изоляторов расшифровываются
следующим образом; И — изолятор,
О — опорный, С — стержневой.
Стержневые изоляторы состоят
Рис. 5-1. Опорные изоляторы:
а — стержневые, б — с внут-
ренней полостью
из фарфорового тела с ребристой поверхностью, армированного
сверху и снизу металлическими фланцами из чугуна или стали.
Поверхность фарфора покрыта глазурью, предохраняющей его
Таблица 5-3
Тип изолятора или покрышки	Номинальное напряжение ином' кВ	Строи- тельная высота Н, см	Длина пути утечки L, см	Разрушаю- щее усилие Гр, даН	Масса, кг
ИОС-10-300-02j	10	17	20	300	8,85
ИОС-10-500	10	19	20	500	4,2
ИОС-10-2000	10	28,4	20	2000	13,0
КО-15С	15	36,0	50	1500	32,8
ИОС-20-500-01	20	31,5	40	500	9,0
ИОС-20-2000-01	20	35,5	40	2000	22,6
КО-20-СУ	20	42	70	1200	33,6
ИОС-35-500	35	44	70	500	14,3
ИОС-35-2000	35	50	70	2000	43,9
ИОС-35-500-03	35	57	105	500	34,4
КО-35С	35	57	105	1000	41,0
ОНСУ-40-Ю00	35	50	90	1000	39
ИОС-110-400	ПО	105	190	400	61
ИОС-110-600	НО	ПО	223	600	71
ИОС-110-1250	НО	НО	190	1250	84,4
ИОС-110-1600	ПО	ПО	223	1600	94,3
ИОС-110-300	ПО	102	200	300	57
ИВВ-500-2000	500	465	800	2000	890
ПР-25	25	77,5	74	350	26
ПРМ-33	33	106,0	126	1000	55
РРМУ-110	ПО	121,5	227	2000	127
С4-550П	НО	122	330	400	51
С6-550П	ПО	122	330	600	65
С6-1050П	220	230	570	600	144
165
Рис. 5-2. Выключатель
на 500 кВ опорного ис-
полнения
от проникновения влаги и обеспечиваю-
щей стойкость фарфора к атмосферным
и химическим воздействиям. Металли-
ческая арматура крепится к изолирую-
щему телу с помощью цементной за-
делки.
Изоляторы с внутренней полостью
имеют значительно большее поперечное
сечение, чем стержневые изоляторы. Су-
щественное увеличение диаметра несу-
щей цилиндрической части изолятора по
сравнению с диаметром шейки стержне-
вого изолятора приводит к увеличению
на порядок момента сопротивления изо-
лятора. В связи с этим опорные колон-
ны из изоляторов с внутренней полостью
могут выдерживать значительно боль-
шие нагрузки, чем при использовании
стержневых изоляторов. Существенным
недостатком изоляторов с внутренней
полостью является возможность конден-
сации влаги на внутренней поверхности
изолятора с последующим его перекры-
тием либо сквозным пробоем фарфора.
Поэтому принимаются специальные ме-
ры для герметизации внутренней поло-
сти, заполняемой осушенным газом, на-
ходящимся под избыточным давлением,
или каким-либо легким наполнителем (например, пеногерме-
тиком).
Подвесные изоляторы изготавливаются на разрушающие на-
грузки (на растяжение) ^ = 60, 120, 160, 220, 300 и 400 кН.
Из них собираются гибкие гирлянды (рис. 5-3) на любые не-
обходимые нагрузки.
В последнее время используют для наружной аппаратной
изоляции стеклопластиковые изоляторы (стержневые и полые)
с ребристой поверхностью, защищенной атмосферостойкими и
химически стойкими покрытиями. Эти изоляторы характеризу-
ются значительно более высокими удельными механическими
нагрузками.
В электроаппаратостроении применяются также покрышки,
проходные изоляторы, вводы, изоляционные тяги, воздуховоды.
Покрышки цилиндрической, конической либо смешанной форм
с ребристой поверхностью применяются для отделения от внеш-
ней среды внутренних изоляционных конструкций (трансфор-
матор напряжения, трансформатор тока).
Изоляционные конструкции электрических аппаратов рас-
считывают исходя из требования обеспечения надежной работы
при воздействии рабочего напряжения в сочетании с всевоз-
166
можными атмосферными
воздействиями, перена-
пряжений грозового и
коммутационного проис-
хождения, эксплуатаци-
онных механических на-
грузок.
Надежная работа изо-
ляционных конструкций
при длительном воздейст-
вии рабочего напряжения
обеспечивается выбором
соответствующей длины
пути утечки. Согласно
ГОСТ 9920—75 для изо-
ляционных конструкций,
работающих в условиях
загрязнения, предусмот-
рено различное исполне-
ние изоляции электрообо-
рудования, отличающееся
различным отношением
длины пути утечки к наи-
большему рабочему (ли-
нейному) напряжению
(табл. 5-4).
При этом ГОСТ
9920—75 не устанавли-
вает различия отношения
Су/£/ном для изоляторов
различной формы, хотя
влияние формы изоляторов на их загрязняемость и на характе-
ристики их электрической прочности существенно. В связи
с этим целесообразно сравнить характеристики электрической
Таблица 5-4
Класс электро- оборудо- вания	Отношение длины пути утечки внешней изоляции к наибольшему рабочему напряжению, см/кВ, для электрооборудования, установленного в сетях	
	с эффективно заземленной нейтралью	с изолиро- ванной нейтралью
А	1,5	1,7
Б	2,25	2,6
В	3,1	3,5
Рис. 5-3. Выключатель на 1,2 МВ подвес-
ного исполнения
прочности загрязненных
и увлажненных изолято-
ров с воздействующим
напряжением. Отношение
50 %-ного влагоразряд-
ного напряжения UB,P
к наибольшему рабочему
напряжению относи-
тельно земли [7ф.н дол-
жно быть не меньше не-
обходимого значения ко-
эффициента запаса по от-
ношению к рабочему на-
пряжению &3.р= 1,5-ь 1,6,
определяемого статисти-
167
ческими характеристиками электрической прочности изоляторов
(см. § 5-6). Для колонок изоляторов и для изоляторов одина-
ковой формы, но различной высоты, это требование может
быть записано так:
Ня = -^.р^Ф-и	(5.р
£В. р Н
где £в. рн — средняя влагоразрядная напряженность по строи-
тельной высоте изоляторов Hsl.
Величина £в.рн линейно увеличивается при увеличении от-
ношения длины пути утечки изолятора к его строительной вы-
соте- Поэтому, увеличивая отношение согласно формуле
(5-1), можно уменьшить необходимую высоту изоляционной
конструкции аппарата. Допустимое уменьшение высоты изоля-
ционной конструкции определяется требованием надежной ра-
боты при воздействии перенапряжений.
Характеристики электрической прочности изоляторов при
грозовых и коммутационных перенапряжениях согласованы
с требованиями ГОСТ 1516.2—76 к изоляторам соответствую-
щего класса напряжения. Однако следует иметь в виду, что
элементы электрических аппаратов, смонтированные на изоля-
торах, могут заметно изменить их электрическую прочность
при перенапряжениях. Если смонтированный на изоляторах вы-
соковольтный электрод выравнивает электрическое поле вдоль
изолятора, его электрическая прочность повышается. В против-
ном случае можно ожидать снижения электрической прочно-
сти изоляции аппарата по сравнению с электрической проч-
ностью отдельно испытанного изолятора.
Электрическая прочность колонок изоляторов и треног при
перенапряжениях практически не связана с характеристиками
электрической прочности составляющих колонку изоляторов,
а полностью определяется характером электрического поля,
сформированного на высоковольтном и заземленном концах
изоляционной конструкции. Добиться снижения напряженно-
сти поля вблизи высоковольтного электрода можно установкой
соответствующих экранов. В результате можно исключить раз-
витие разряда вдоль изоляционной конструкции и обеспечить
развитие всех разрядов по воздуху между экраном и землей.
Соответственно электрическая прочность изоляционной кон-
струкции определяется прочностью воздушного промежутка
между экраном и землей, измеренной при отсутствии опорной
конструкции. При отсутствии экранов разрядные напряжения
изоляционных конструкций соответствуют воздушному проме-
жутку между стержнем и землей, имеющему наименьшую элек-
трическую прочность (рис. 5-4). При недостаточном экрани-
ровании разряды могут развиваться как вдоль изоляционных
конструкций, так и с экранов по воздуху. При этом 50 %-ное
разрядное напряжение меньше, чем для воздушного проме-
жутка экран — земля, а разброс разрядных напряжений значи-
168
тельно больше: коэффициент вариа-
ции о* достигает 0,1—0,12 против
0,05 для воздушного промежутка
экран — земля и 0,08 для проме-
жутка стержень — плоскость. По-
этому отсутствие разрядов по изо-
ляционной конструкции при воздей-
ствии коммутационных перенапря-
жений является одним из критериев
правильности экранирования изо-
ляционной конструкции. Методика
расчета экранов излагается в §5-3.
Все сказанное о внешней изоля-
ции аппаратов справедливо и для
внутренней изоляции (газовой,
жидкой, твердой). Необходимо
обеспечить надежную ее работу при
длительном воздействии рабочего
напряжения, внутренних и грозо-
вых перенапряжений. При этом
в отличие от внешней изоляции для
внутренней изоляции определяю-
щим является ограничение макси-
мальной напряженности в толще
Рис. 5-4. Зависимости 50 %-ных
разрядных напряжений воз-
душных промежутков между
высоковольтным электродом
и землей при импульсах ком-
мутационных перенапряжений
с длиной фронта 3000 мкс
1 — провод—траверса опоры; 2 —
провод—земля; 3 — экран—земля;
4 — стержень—плоскость
диэлектрика до допустимых значений.
Допустимая рабочая напряженность зависит от качества
изоляции. Применение различного типа экранов позволяет,
с другой стороны, изменять максимальную рабочую напряжен-
ность в широких пределах при неизменном значении средней
напряженности. Согласование принятого уровня ограничения
максимальной напряженности с качеством используемой изо-
ляции является важным этапом проектирования.
Как следует из вышеизложенного, экранирующие системы
аппаратов имеют большое значение. От них зависит эффектив-
ность использования изоляционной среды и надежность ее ра-
боты. Кроме того, с помощью экранов решается проблема
ограничения коронного разряда на токоведущих элементах
высоковольтных аппаратов. Естественно, сами экраны не дол-
жны быть источниками коронного разряда, создающими недо-
пустимый уровень радиопомех. Поэтому выбор системы экра-
нов аппаратов также является важным этапом их проектиро-
вания. Перечислим количественные критерии выбора экранов:
1.	Максимальная напряженность внутренней изоляции экра-
нируемого аппарата не должна превышать допустимую для
каждого вида изоляционного материала:
Дмакс Едоп
(5-2)
2.	Максимальная напряженность на поверхности экранируе-
мых токоведущих элементов и на поверхности экранов не дол-
169
жна превышать допустимую по условиям ограничения интенсив-
ности коронного разряда. Как правило, в качестве коли-
чественного критерия используют соотношение
^Ф.и = 0,9!7н,	(5-3)
где l/ф. н — наибольшее рабочее фазовое напряжение; Uu — на-
чальное напряжение короны.
3.	Система экранов должна обеспечивать эффективное ис-
пользование естественной изоляционной среды, минимальные
размеры аппаратов.
5-3. Применение экранов в конструкциях аппаратов
открытого исполнения
Тороидальные экраны обладают замечательными свойст-
вами, которые обусловили широкое их применение для экра-
нирования изоляционных конструкций электрических аппара-
тов [1].
Емкость тороида относительно земли
4л2е0/?0 (1 +
Ст= --------------,	(5-4)
1п 8^° (1 _|___
r0 к |2/?0 ) 2Н
где Ro — радиус осевой линии; Го — радиус трубы; Н — высота
центра симметрии над землей.
Как видно, емкость тороида пропорциональна радиусу его
осевой линии. Площадь поверхности тороида 5п=4л27?огогакже
пропорциональна Ro. Поэтому при увеличении Ro средняя на-
пряженность поля на поверхности тороида не изменяется (при
неизменном потенциале).
В некоторых случаях для экранирования изоляционных кон-
струкций аппаратов используются сферические экраны. Кроме
того, сферой с радиусом R =~[^ab может быть приближенно
эквивалентирован высоковольтный электрод в виде эллипсоида
вращения с полуосями а и Ь.
Емкость сферы радиуса R
г _	4ле07?
Сф 1-(7?/2Я)
(5-5)
где И—расстояние от центра сферы до земли. Площадь поверх-
ности сферы 5п = 4л7?2 пропорциональна R2. Поэтому при неиз-
менном потенциале увеличение радиуса сферы приводит
к уменьшению напряженности поля на ее поверхности.
При обычно принимаемых соотношениях размеров торои-
дальных и сферических экранов 7?o/r0~10; Я//?0~Ю;
170
сравнить емкости тороида и сферы можно при существен-
ном упрощении формул (5-4), (5-5). При этом
Ст
Ссф я inju-
re
откуда следует, что Ст/ССф^0,7 при Ro = R (оптимальное зна-
чение Ro/ro^lQ—20). Однако уже при R0/R=l,3 емкости сферы
и тороида одинаковы. При этом соотношении Ro/R площадь
поверхности тороида составляет около 60 % площади поверх-
ности сферы. Отсюда следует, что при одинаковых потенциа-
лах заряды q на сфере и тороиде одинаковы, а напряжен-
ность поля на сфере значительно меньше (примерно на
40 %). Это определяет эффективность применения тороидов
для экранирования высоковольтных электродов электрических
аппаратов (типа дугогасительной камеры выключателей, ра-
зомкнутых контактов разъединителей и т. п.). При установке
тороидального экрана вблизи высоковольтного электрода на-
пряженность поля на нем может быть существенно снижена,
особенно при /?0> 1,3/?.
Напряженность поля на поверхности тороидального экрана
максимальна и спадает по мере удаления от нее, как и вблизи
любого другого высоковольтного электрода. Однако на оси
симметрии тороида имеются два максимума напряженности
поля по обе стороны от плоскости симметрии тороида на рас-
стоянии /?<>/]/2 от нее. Максимальная напряженность [87]
1,211/(1 4-А
р __	0 > 385<у\л.
4яе0^0 яо1п	(1 + —
° го к 2/?0 J
обратно пропорциональна R0(q=CU — заряд тороида).
Направление векторов максимальной напряженности в этих
точках противоположно. В центре же симметрии тороида на-
пряженность поля равна нулю. Таким образом, в зоне ±/?0/V2
от центра симметрии тороида происходит изменение напряжен-
ности поля на величину
ДЕг=-°1™2-	(5-7)
4ле07?^
в направлении ее возрастания. Поэтому, например, при распо-
ложении тороида под баком выключателя, который может ими-
тироваться сферой, поле_вблизи бака может быть значительно
выравнено на длине ]/2 Ro, если расстояние между центром
симметрии тороида и поверхностью сферы равно /?0/]/2~.
171
В этом случае быстрое Возрастание напряженности поля
вблизи поверхности сферы компенсируется уменьшением напря-
женности поля тороида. В результате напряженность поля на
поверхности сферы можно существенно ограничить.
Тороидальные экраны могут использоваться в виде комби-
нации нескольких тороидов, что позволяет повысить начальное
напряжение короны на них, а также расширить область вы-
равнивающего их влияния.
Начальное напряжение короны на тороидальном экране,
центр симметрии которого расположен на высоте Н над по-
верхностью земли [87]
(5-8)
где
£н=16,8тн5 1 +
(5-9)
действующее значение начальной напряженности короны в воз-
духе, кВ/см; тп— коэффициент негладкости 6 — относительная
плотность воздуха; г0 — радиус кривизны электрода; ав — ко-
эффициент, зависящий от конфигурации электрода (для ци-
линдрического электрода ав = 0,62 и для сферического элект-
рода пв = 0,76).
Как видно, Un определяется в основном двумя парамет-
рами— радиусом трубы г о и отношением Ro/ro. Расстояние до
земли при обычных отношениях Ro/H оказывает незначитель-
ное влияние на начальное напряжение короны.
Увеличение радиуса трубы приводит к почти пропорцио-
нальному возрастанию Ua, тогда как эффективность увеличе-
ния отношения Ro/ro убывает по мере его увеличения. По-
этому при создании экранов высоковольтных аппаратов возни-
кает задача отыскания оптимального отношения R0/r0 тороида.
В качестве критерия оптимизации этого отношения можно ре-
комендовать требование обеспечения необходимого значения
Ua при минимальной площади поверхности экрана, поскольку
площадь поверхности экрана определяет его массу и дополни-
тельные ветровые и гололедные нагрузки на опорную кон-
струкцию аппарата. Этот критерий может быть сформулирован
так же, как требование обеспечения максимального значения
начального напряжения короны при заданной площади по-
верхности экрана. Подставляя в формулу (5-8) заданную ве-
172
личину площади поверхности 5п = 4л2/?оТо и выражая через нее
R0 = Sn/4a2r0, получаем
где £7Н является функцией только одной переменной г0- При
этом отношение Ro/ro при заданной Sn равно
Ro________
г0 4л2л2
(5-11)
Рис. 5-5. Зависимости на-
чального напряжения ко-
роны (действующее значе-
ние) тороидальных экранов
от отношения ro/'Ro при Sn
равном 4 л2 0,01 м2 (кри-
вая 3), 4л2 0,1 м2 (кри-
вая 2), 4л2 м2 (кривая 1)
По формулам (5-10), (5-11) построены зависимости UB =
= f(r0/R0) при заданных Sn (рис. 5-5). При вычислениях при-
нято, что влияние земли пренебрежимо мало и коэффициент
негладкости поверхности тороида тн=0,9. Как видно, во всех
случаях рост UB продолжается вплоть до предельного значе-
ния Го/Ro, когда еще справедлива исходная предпосылка для
вывода формулы (5-7) 7?оЛо^7. Поэтому минимальная пло-
щадь поверхности тороида при задан-
ном UB соответствует минимально воз-
можному отношению Ro/ro. С учетом
технологических трудностей изготов-
ления тороидов с малым отношением
Ro/го отношение Ro/ro = 7 можно при-
нять за оптимальное.
Пологий ход кривых Un=f(fo/Ro)
вблизи оптимального значения (ro/Ro~
— 0,15) позволяет наметить не одно
оптимальное значение Ro/ro, а область
оптимальных значений Ro/ro, в преде-
лах которой не происходит существен-
ного снижения начального напряже-
ния короны. Например, если допустить
снижение начального напряжения ко-
роны по отношению к оптимальному
значению на 5 %, то согласно рис. 5-5
(см. пересечения горизонтальных кри-
вых с индексом 0,95 с кривыми Un—
= f (ro/Ro) отношение Ro/rG может быть
увеличено до 10 (го//?о~О,1). При
/?0/г0=15 (го/^о~О,О7) Uh уменьшает-
ся на 10 % по сравнению с макси-
мальным. Дальнейшее увеличение от-
ношения Ro/ro приводит к быстрому
173
Рис. 5-6. Схемы взаимного распо-
ложения высоковольтного элект-
рода и тороидального экрана а,
б и расчетная система зарядов (в)
для одного тороида
уменьшению Ua, что опре-
деляет нецелесообразность
использования тороидаль-
ных экранов с отношением
Ro/ro> 15—20.
Экранирование тороидом
сферического электрода
(рис. 5-6). Эта задача воз-
никает, например, при вы-
боре экрана изоляционной
конструкции выключателя,
дугогасительная камера которого приблизительно может быть
эквивалентирована сферой радиуса R. Заряды на обоих элек-
тродах можно найти в результате решения системы потенциаль-
ных уравнений:
= сзд! 4~ а12д2;
U — а12?1 + а22<7г‘,
(5-12)
	1	ai2		।	а12	
<71 =		аза	.	<72- U	«11	-,(5-13)
ан	1— •	^2 g12	«22	1 _ g<2	
ССцСС12	ССцСС22
где собственные и взаимные потенциальные коэффициенты мо-
гут быть вычислены по формулам:
174
для сферы радиусом Ri при высоте центра над землей Н\
согласно формуле (5-5)
аи —
1
4ле0#1
о-
Ri
2/71
(5-14)
для тороида, имеющего радиус трубы г0 и радиус осевой
линии Ro, при высоте центра симметрии над землей Н2, по фор-
муле (5-4)
а22 =-------------!------------Г 1п(j +	. (5.15)
. 2 „ Л ,	Г02 \ L Г02 к 2/?02 )	2Н2 J
4л2е0/?02( 1 4- —— I
\	^4\Q2 /
для сферы и тороида (см. рис. 5-6)
4яео [ д/(я1-я2)2 + *о2
________1_______
д/(#1 + ^г)2 + ^02
(5-16)
В формулах (5-13) множители U/ац, U/a^ представляют
собой заряды при отсутствии второго электрода, а вторые мно-
жители учитывают влияние соседнего электрода.
Поскольку
(. ,	г<>2 \
л I 1 4- —-— I
С&12 	\	27?О2 Z	1
наибольшее влияние тороид оказывает на заряд сферы при
Н\ = Н2, когда 012/022=^0,7 (при 7?о2/л>2~ 15), что приводит
к уменьшению заряда сферы на 70 % практически независимо
от соотношения радиусов Roz/Ri- Напротив, так как
влияние сферы на заряд тороида быстро уменьшается при уве-
личении отношения Rw/Ri. Однако сфера оказывает наиболь-
шее влияние на заряд тороида при =
175
на расстоянии /?2/а с переменой знака
в отношении R/a. Поэтому осевая линия
тороида располагается на расстоянии
от центра сферы, а его заряд д2 =
Для учета влияния заряда тороида на распределение за-
ряда по поверхности сферы можно воспользоваться методом
изображения в сфере. Согласно этому методу точечный заряд
q, расположенный на расстоянии а от оси сферы, отражается
в точку внутри сферы
заряда и его величины
отраженного в сфере
^/У(Д1~Д2)2 + До2
=-^х/У(Я1 — Да)2 + До2' Чтобы сохранить заданный заряд на
сфере qi, в ее центр необходимо поместить дополнительно за-
ряд противоположного знака — qx'. Полученная расчетная си-
стема зарядов изображена на рис. 5-6, в, откуда видно, что
напряженность на
метрии системы в
оси
поверхности сферы максимальна на оси сим-
точке А. Поскольку напряженность поля на
z тороида
г
где
Ег—q-
4ле0 (г2 + Я§2)3/2
(5-17)
г — расстояние от
плоскости симметрии тороида,
9] — 92
92
71 макс
4ле0/?2 4ле0 [(/У1 - Н2 + ^)2 + Я22]3/2
92
4ле0
(Ях-Яз + Коз)8
(Д1-«2)2 + ^02
__91	। 9z |R1| 1
4яе0*1 4ле° [ У^! —Я2)2 + /?о2 *• R21
_________(я,-я2)2+/4 + 1__
(Г	Т Г *02*1
(L (я, - Я2)2 + R2m 1 J L - Н2)2 + *02 .
।Ях — Нъ-\- Ri)
[(я.-я^чт
Вычисления показывают, что сфера примерно утраивает
нормальную к ее поверхности составляющую напряженности
внешнего поля, как и при равномерном внешнем поле.
*Ж-^2)
176
Поэтому формулу для максимальной напряженности можно
упростить:
£макс
Qi I 3<?2____________— Нг-\- Ri___________	(5-19)
4ne0R2 4ле0 [(Я1-Я2 + /?])2 + /?о2]3/2 ’
С учетом формул (5-13) получаем
Емакс
_________U
.	(.	“12
4леп I 1 —------
и \	ац«22
j «12
______«22
а,,Я?
«12 \
а и /_______#i — £4 + Ri_____
-22	[(££i-/£2 + ^)2 + ^2]3/2 . ’
Приравнивая Емако начальной напряженности короны Ен. сф,
получаем формулу для начального напряжения короны на
сфере, экранированной тороидальным экраном:
(	«12 А
4ne0RIaII£H Сф I 1 —	_	1
'	«11«22 /_____________
Hi — Я2
1 + ^Г^
Я1 — нг \2	/ яо2 X2-I3/2
£4.,=
«22	«22 \
«12
«11
(5-20)
Начальное напряжение короны на неэкранированной сфере
с учетом формулы (5-14)
£4 = 4л80/? iauEH. сф ~ Ен. сф^?1 (1-
\ 2л 1
Отношение начального напряжения короны экранированной
и неэкранированной сфер
(5-21)
U Н. Э
и»
„2
”12
«11«22
«12
1 — — + 3
«22
«12
«11
у / Т?02 у~|3/2
Ri J Ri J 1
з 1
1
(5-22)
где собственные и взаимные коэффициенты вычисляются по
формулам (5-14) —(5-16).
177
Рис. 5-7. Зависимости
отношения начального
напряжения короны на
сферическом высоко-
вольтном электроде при
наличии и отсутствии
экранирующих тороидов
(7?о2/л>2= Ю) от отноше-
ния Rui/Ri при Н\—Hz—
=Rt (кривые 1, 2) и от
отношения (Я,—Hzj/Rt
при 7?ог/7?1=2 (кри-
вая 3)
1 — два тороида сверху и
снизу; 2, 3 — один тороид
снизу
На рис. 5-7 приведены результаты
вычислений по формуле (5-22) с учетом
(5-14) — (5-15) при R02/702= Ю. При уве-
личении отношения R02/R1 эффектив-
ность экранирования сферы тороидаль-
ным экраном быстро нарастает и при
RozIRi = 2 начальное напряжение короны
на экранированной сфере на 25 % боль-
ше, чем без экрана. Изменение взаим-
ного положения сферы и тороида мало
сказывается на эффекте экранирова-
ния.
При наличии двух одинаковых торои-
дальных экранов с противоположных
сторон от сферы (см. рис. 5-6, б) их
экранирующий эффект существенно воз-
растает. Для его оценки можно прене-
бречь различием зарядов на тороидах,
обусловленным влиянием земли, и при-
нять ?2=?з- Соответственно можно пре-
небречь различием собственных потен-
циальных коэффициентов тороидов, вы-
числяя их, например, при Н2=Н3=Н}
по формуле (5-15), и взаимных потен-
циальных коэффициентов между сферой
и тороидом, вычисляя их по формуле
(5-16).
Взаимный потенциальный коэффици-
ент двух тороидов определяется фор-
мулой.
а23 =
1
2л2е0
____________47?О27?О3____________
(tf з — 77а)2 -Д- (/?р2 ~Ь 7?оз)2
V(/f3-^2)2+(/?02 + /?03)2
47? 02R03
(Яз+//2)2+(/?02+/?0з)2
У(Я3+Я2)2+(/?о2 + /?оз)2
(5-23)
где К (arg)—полный эллиптический интеграл первого рода.
В частном случае равенства размеров тороидов, пренебрегая
влиянием земли, получаем
178
1
4л2е07?02
1
4л2е0/?02
(5-24)
По формулам (5-15), (5-24) вычисляем
1 + -^-
&23	___________________27?02
(5-25)
С учетом принятых упрощений заряды на сфере и тороидах
можно найти из системы двух уравнений:
t/ = an(7i + 2ai2<72;
С/ = а21<7х (а22 + a^) q2,
(5-26)
откуда получаем
U
41 = —
«и
к23	2 м12
С&22	^22
к23	„
С&22	ССц®22
(5-27)
Сравнение формул (5-13) и (5-27) наглядно иллюстрирует
возросший экранирующий эффект двух тороидов.
Максимальная напряженность поля на поверхности сферы
(на оси z, например, в верхней части сферы) с учетом утрое-
179
ния сферой нормальной к ее поверхности напряженности внеш-
него поля
р —	41	।
ломаке—	0 “г
4ne0Zq
3^2 J ______— Н2 -|~ 2?1_______
4ле0 { [(/?!-Я2 + ^)2 + ^2]3/2
[(Нз-Я.-^ + ^Г
Я1
4ne0R2
Ri
^02
ГГ Я1-Я,
LI #02
Я1-Я8
Ri +
Яз-Я1
Ri
После подстановки зарядов q} и q2, а также выражений
для ап и а22 [см. формулы (5-14) и (5-15)], пренебрегая влия-
нием земли, получаем
Емакс
U
Ri
«аз „ ai2
1 "г — 2
СЬз2 ^22
„2
”12
ацааа
Гоа
(5-28)
Приравнивая Емакс = Ен. сф, получаем формулу для началь-
ного напряжения короны. Вычисления по формуле (5-28) при
Емакс^Ен.сф показывают, что начальное напряжение короны
на сфере при наличии двух экранов примерно вдвое больше,
чем при одном экране, расположенном снизу (см. рис. 5-7).
Зависимости, представленные на рис. 5-7, позволяют наглядно
оценить эффективность использования тороидальных экранов.
Действительно, поверхность одного тороидального экрана
(4л2До2Го2)> расположенного снизу от сферического высоковольт-
ного электрода, при Ro2/Ri=4 в два раза больше, чем поверх-
ность двойного тороидального экрана при Rw/Ri = 2, а повы-
шение начального напряжения короны при двойном экране
180
даже несколько выше, чем при одном экране, расположенном
снизу. Таким образом, расположение тороидов оказывает су-
щественное влияние на эффективность их экранирующего эф-
фекта.
Высоковольтный электрод также повышает начальное на-
пряжение коронного разряда на тороидальном экране. Поэтому
учет наличия высоковольтного электрода облегчает конструк-
цию тороидального экрана-
Напряженность поля в произвольной точке поверхности то-
роида от собственного заряда (см. рис. 5-6, а)
р	____________Г1 4-
/ г V 1 ф
4л%ЯО2го2(1 + 77Г-)
\	-ь/\02 /
rpacostp jnf87?Q2 А 	г02 \~1
27?о2 Гр2 \	27?о2 / J
(5-29)
Проводящий цилиндр удваивает нормальную к его поверх-
ности составляющую напряженности электрического поля от
внешнего заряда. Приближенно это же правило можно ис-
пользовать и для слабо изогнутой трубы тороида (кривизна
изгиба которой на порядок меньше кривизны трубы). Поэтому
с учетом составляющей напряженности поля от заряда на
сфере напряженность поля на поверхности тороидального эк-
рана можно приближенно вычислить при размещении заряда
сферы в ее центре (рис. 5-6,а):
- ______2gt COS (фр — ф)
4^o[(^-^2)2+^O2]
I_______________Яг__________ Г । । roa cos ф 8Rp2 Л . Гр2 \~1
, » п .	_]	Г02 \2 L	27?ра	Гр2 \ 2Rp2 )J
4л28р/?р2Гр21 1 + —— I
\ 2Rp2 /
(5-30)
где tg фо = (Н 1—Нг)/7?02-
Максимальное значение напряженности на поверхности то-
роидального экрана можно найти, приравнивая нулю произ-
водную:
дЕт_________2th sin (фр — ф)
*Р “ 4яв0[(Я1-Я2)2 + /?22]
• ml 8R°2 / Гр2 \
8“’‘°R”('+-2^r)
181
откуда получаем формулу для тангенса экстремального угла
tg фэкс tg фо -	- -	——	2 3/, j
1 4-	1 Г J I (	—	у-13/2	1
4л L \ 7?рр / J Zj ГР2 \2
V+27?O27
где согласно формулам (5-13) — (5-16)
. 8 #02
In-----
Гр2
(5-31)
j __ И12	] ।	г02
?2 __	«11	Л/?Р2 2/?0а
91	«22	,	«12	R1 .	87?02
1 — ------ 1п ----------------------
«22	Гр2
(5-32)
Из формулы (5-31) следует, что фэкс находится в пределах
О фэкс фо. Подставляя фЭкс вместо ф в формулу (5-30), по-
лучаем максимальную напряженность поля на тороиде. При-
равнивая ее начальной напряженности короны на цилиндриче-
ском электроде Ен. ц и подставляя значения qx и q2 согласно
формуле (5-13), получаем начальное напряжение короны эк-
ранированного сферой тороидального экрана:
2(1 —
С/н.э«
1 а*2 ъ
1 —	I -Сн. Ц
вцОСаа 7___
) (1-“)р-
, \____оси / L
Г02 COS Фэкс 1	87?02
27?02	Гог 
2
х	Гф2
4Л280«22Г02Я02 ( 1 + ~~~ )
\	27<о2 /
.	г02	ай А
4n2eoRo2ro2«221 1	1 —	I
___________\______2К02_____________«11«22 /
X, .	Г02	„1	87?02 \ ,
1 + _ cos факс In
27?02	Го2
«12 'х «22	ЛГр2	\	27?О2
«22 / «11	#02	/	\2
+ I /?02	)
4ле0а11[(Я1-Я2)2 + ^02]
н. ц
«12
«11
(5-33)
) cos (Фо — <рэкс)
182
Начальное напряжение короны на неэкранированном то-
роиде согласно (5-8), (5-15) равно
4Л^8о/?О2Го2«22^н. Ц
С/н •— «22?2н
Г02 у
27?02 )
(5-34)
27?о2	4)2
где ^2н определено из формулы (5-29) при условии £макс =
= Ен. ц-
Поэтому согласно формулам (5-33), (5-34) отношение на-
чальных напряжений короны на экранированном сферой и не-
экранированном тороиде
«11«22
U н.э
ин
г02	,	8^02
------1п	
27?о2-4)2
«12\«22 ЯГрз
«22/ «11 Т?02
t _ «12
Иц
4)2
-------COS
27?о2
4)2
27?о2
( Hi- На \2
Jcos (Фо — <рэкс)
I/
7? 02
(5-35)
Результаты расчетов по форму-
ле (5-35) показали (рис. 5-8), что
экранирующий эффект высоко-
вольтного электрода быстро умень-
шается при увеличении размеров
тороидального экрана по сравне-
нию с размерами экранируемого
электрода. При Ro2lR\ = 2 началь-
ное напряжение короны на торо-
иде под влиянием сферы повыша-
ется всего на 10 %. Изменение
взаимного положения тороида и
сферы приводит к существенному
изменению отношения U„.aIUa. При
увеличении расстояния до центра
сферы высоковольтного электрода
начальное напряжение короны на
тороиде повышается из-за умень-
шения второго члена в знаменателе
формулы (5-35).
В том случае, когда высоко-
вольтный электрод представляет
собой эллипсоид вращения, его
Рис.
шения начального напряжения
короны на торонде при нали-
чии н отсутствии второго
электрода в виде сферы (кри-
вые 1, 2) и тороида (кри-
вая 3) от отношения RwIRi
(кривая 1) при Т?о2/'о2=Ю
(Л|—Hi)[Ri = l и от отноше-
ния (Hi—H2)/Ri при 7?o2/7?oi=2
(кривая 2), а также от отно-
шения Roi/Rm прн Rt>ilrOi =
= Ro2lfo2— 10; Hj— ^2=(/?014-
+ /?02)Д/2 (кривая 3)
5-8. Зависимости отно-
183
Рнс. 5-9. Схема взаимного расположения тороидального высоковольтного
электрода и тороидального экрана
влияние на начальное напряжение короны на тороидальном
экране может быть учтено заменой эллипсоида эквивалентной
сферой с радиусом, равным среднегеометрическому большой и
малой полуоси эллипсоида.
Экранирование тороидом тороидального электрода. В том
случае, когда высоковольтный электрод может быть эквива-
лентирован тороидом (рис. 5-9), составляющую напряженности
поля на одном из тороидов от заряда на соседнем тороиде
можно вычислить путем удвоения нормальной к поверхности
рассматриваемого тороида составляющей напряженности внеш-
него поля, как это уже было сделано ранее (учет влияния
сферы). Модуль вектора напряженности поля тороида в про-
извольной точке пространства
£=V^ + ^ ,
где
£2 = --q----—E(k);
^\(yRoyw 1-fe2
Ey = —-- q А[к(Ы.М°—&-----1V (jfe)],
"	У L k 27?	1— k* J 7 J
(5-36)
(5-37)
(5-38)
E(k)—полный эллиптический интеграл второго рода;
k =
4yRo
г2 + (У + Яо)2
(5-39)
Составляющая напряженности поля, например, на поверх-
ности тороида 2 от заряда тороида 1 может быть вычислена
как удвоенная проекция на нормаль к поверхности тороида 2
184
вектора напряженности Е2Ь модуль которого вычислен на оси
тороида 2 по формуле (5-36), полагая 7 = <?i; 2=/Л—Н2 и
у = /?о-2. Угол <ро1 вектора £2i вычисляется по формуле
tg<Poi = Ez!Ey.	(5-40)
Тогда напряженность поля на поверхности тороида 2 при
произвольном угле ср с учетом составляющих напряженности
от собственного заряда [см. формулу (5-29)] и заряда сосед-
него тороида
Е2 (ф)
. » „	.	Г02 V
4Я28о7?о2Го2 I 1 + - I
\	^/<02 /
। foacostp jn 87?q2 Л ।
2/?02 Го2 \
(5-41)
2E2j cos (ф02—ф) •
Приравнивая нулю производную Е2 по углу <р и пренебре-
гая малыми членами, получаем
tg фэкс 2 — tg ф02
1
_________________92__________
16л2ео7?о2Е21 Г1 + ~~
X 2Ко2 Z
.	87?о2
In--------
П>2
(5-42)
При ср = фэкс формула (5-41) определяет максимальную на-
пряженность поля на поверхности тороида 2. Приравнивая
максимальную напряженность начальной напряженности ко-
роны Ен. ц, а также выражая заряды q\ и q2 через напряжение
U, получаем начальное напряжение короны на тороиде С/н2э.
Напряженность поля на поверхности тороида 1 определя-
ется аналогичной формулой:
(Ф)
91
4л2е0 7?о1Го1 ( 1 4
___________[j ।	г01 cos <р
г01 У L 27?01
27?о1 )
X In	(J +	+ 2Е1г cos (ф01-ф),	(5-43)
fol \	27?о1 /J
где модуль вектора напряженности поля тороида 2 на оси то-
роида 1 (Ei2) вычисляется по формуле (5-36), а его направле-
ние— по формуле (5-40) при q — qz‘, z=Hx—Н2 и y=Roi. При-
равнивая максимальную напряженность начальной напряжен-
ности короны, получаем формулу для начального напряжения
короны на тороиде 1.
Эффективное экранирование высоковольтного электрода 1
достигается в том случае, когда Utt23<.Un\3-
185
При одинаковых размерах тороидов и Hi—Т/2— у(#oi +
+ Я02) начальное напряжение короны примерно на 22 % больше,
чем при отсутствии второго экрана (см. рис. 5-8). При увеличе-
нии отношения R02/R01 начальное напряжение короны на боль-
шем тороиде (экране) быстро уменьшается, постепенно прибли-
жаясь к начальному напряжению короны при отсутствии вы-
соковольтного электрода. Интересно отметить, что при R02/^01 =
=2 начальное напряжение короны при наличии высоковольт-
ного электрода в виде тороида на 10 % больше, чем при его
отсутствии, что соответствует влиянию высоковольтного элект-
рода в виде сферы. Можно сделать вывод, что при произволь-
ной форме высоковольтного электрода при отношении разме-
ров экрана и высоковольтного электрода, равном 2, диаметр
трубы экрана можно выбрать с учетом повышения на 10 %
начального напряжения короны из-за наличия высоковольт-
ного электрода.
Если при использовании одиночных тороидов невозможно
или очень сложно добиться выполнения условия (5-3) ограни-
чения коронного разряда, следует применить расщепленные
тороиды: двойные, тройные или многократно расщепленные
тороидальные экраны.
Формулы (5-13), (5-41) — (5-43) позволяют вычислить не-
обходимые размеры тороидов для двойного тороидального эк-
рана. Наилучшее использование поверхности двойных торои-
дальных экранов достигается при отношении расстояния между
плоскостями симметрии двух одинаковых экранов к радиусу
их осевой линии (771—H2)/R0 = 0,54-1. При этом для заданных
размеров тороидов начальное напряжение короны максималь-
ное и на 25 % больше, чем для одиночного тороида с теми же
размерами Ro и г0. При (Hi—H2)/Ro—O,5 угол наклона вектора
максимальной напряженности к плоскости симметрии тороида
факс~ 55 .
Выполнять комбинированный экран с числом одинаковых
тороидов больше двух нецелесообразно, поскольку в этом слу-
чае напряженность поля на крайних тороидах значительно
больше, чем на остальных тороидах, поверхность которых ис-
пользуется поэтому неэффективно. Оптимальное соотношение
размеров тороидов можно найти из условия равенства макси-
мальной напряженности поля на поверхности всех тороидов,
составляющих экран. Заряды на тороидах определяются реше-
нием системы потенциальных уравнений. Максимальная на-
пряженность на поверхности каждого тороида определяется
суммированием составляющих напряженности от собственного
заряда и от соседних тороидов. Причем составляющие напря-
женности поля от соседних тороидов могут быть вычислены
на оси трубы рассматриваемого тороида и удвоены. Направ-
ление вектора максимальной напряженности необходимо найти
для каждого тороида отдельно-
186
Рис. 5-10. Тройной тороидальный экран
Для симметричного тройного тороидального экрана
(рис. 5-10) вектор максимальной напряженности на поверхно-
сти среднего тороида направлен по оси у и его модуль согласно
формулам (5-29), (5-38) равен
р__________________Ч1_
ь»! макс ““
4л28о7?о1го1 f 1 + OD
+	^Н1'-
г01 in 87?ai
2 7?ci
Г01
01
где
7?о1 — Т?02
27?оз
fe2
1 — fe2
1
(5-44)
47?qi7?q2________
V (771 -/7з)2 + (7?0i + T?02)2
Аналогично формулам (5-41), (5-42) максимальная напря-
женность поля на поверхности одного из крайних тороидов
rj ___________________?2____________ Г j ।	Г02 COS факс 87?02
2 МаКС Л 2 О	(1 I Г°2 Y *-	2/?02	Г°2
4л28О7?о2Го2 1 + —— I
\ 2Ко2 /
X (1 +	+ 2£21 C0S (Ф01- Фэкс) + 2Егз COS (фоз —Фэкс),
где
(5-45)
tg фэкс—
tg<Poi=-f2-; tgq)03=-f^;
Cyl	Суз
_______________Eg sin <Poi -|- £23 sin Фоз
, 87?o2
<?2 In----
£21 COS Ф01 4" £23 COS Ф03 +

^02 А
27?pa /
Го» Y
27?о» )
(5-46)
187
Рис. 5-11. Многократно расщеплен-
ный экран
отношении размеров тороидов
причем Ezl и Еу1 вычислены по
формулам (5-37), (5-38) при
Ro = Roi', z=H2—Hi-, y=Rw,
a £Z3 и EV3 вычислены при
Ro=Ro3, z = H2—H3, y=Rw.
Подставляя q2, E2i, Е2з, вы-
раженные через потенциал U,
и приравнивая Е2какс началь-
ной напряженности короны,
получаем начальное напряже-
ние короны при произвольном
соотношении размеров трой-
ного тороидального экрана.
Формулы (5-45),	(5-46)
легко можно преобразовать
для расчета экрана с произ-
вольным числом тороидов.
Наибольшее начальное напряжение короны симметричного
тройного тороидального экрана (Т?о2=/?оз) получается при со-
-5“—= 0,25— 0,0064 -^1
Лох	гм
(5-47а)
расстояние между которыми
На—Н1 = Яи(0,55—0,014-?21-).	(5-476)
Максимальное начальное напряжение короны многократно
расщепленного экрана получается при расположении осевых
линий всех соосных тороидов на поверхности одной сферы
(рис. 5-11). Расстояние между соседними тороидами различно;
оно тем больше, чем меньше диаметр их осевых линий. Опти-
мальное расположение тороидов на сфере при произвольной
кратности расщепления определяется углами щ:
п............. 5	7	9
«1, . . . °, . 38	28,3	23,7
а2, . . . °, . 74,5	56,7	46,5
аз, ... °..... —	80,3	66,5
а4, . . . °... —	—	83,0
Зо всех случаях наибольший тороид расположен в плоско-
сти начала отсчета углов.
Начальное напряжение короны на многократно расщеплен?
ном экране может быть вычислено по формуле
ия=
Е нго I 1 4
(5-48)
188
где Го — радиус трубы, одинаковый для всех тороидов экрана;
— радиус осевой линии наибольшего тороида;2— величина,
учитывающая влияние зарядов соседних тороидов на потенциал
наибольшего (на общий потенциал экрана); при п = 5, 7 и 9 со-
ответственно 2 = 5,2; 8,07 и 11,3.
5-4. Выравнивание распределения напряжения
и напряженности поля вдоль изоляционных конструкций
аппаратов с помощью тороидальных экранов
В современных конструкциях аппаратов широко применя-
ются полимерные материалы, старение которых сильно зависит
от рабочей напряженности. В связи с этим анализ распределе-
ния напряженности вдоль изоляционных конструкций высоко-
вольтных аппаратов является обязательным элементом проек-
тирования аппаратов. Целью такого анализа является выбор
оптимальной системы экранирования изоляционных конструк-
ций, обеспечивающей надежную работу полимерной изоляции
при минимальных поверхностях экранов. В связи с этим ниже
приводятся примеры такого анализа, иллюстрирующие возмож-
ности конструктора.
Рнс. 5-12. Распределение потенциала (кривые 1, 2) и напряженности поля
(кривые 3, 4) при радиусе тороидального экрана /?о=О,5 м (кривые 1, 3)
и 7?о=1 м (кривые 2, 4)
189
Как указывалось в § 5-3, тороидальные экраны обладают
зоной выравнивания распределения напряженности поля вдоль
оси их симметрии. Оценим эффективность выравнивания поля
сферического высоковольтного электрода с помощью тороида
(см. рис. 5-6,а).
При отсутствии тороида напряженность поля быстро спадает
при удалении от поверхности сферы. Учитывая формулу (5-5),
получаем
Е = —31— = -2^- &	.	(5-49)
4ле0г2 4яе0г2 г2
С другой стороны, при отсутствии сферы напряженность
поля тороида в диапазоне изменений координаты г от Hi—
—Н2—RfjVl до Hi—H-i+RfjV'i. нарастает (рис. 5-12). Причем
согласно формуле (5-7) перепад напряженности тем больше, чем
меньше радиус Ro тороида. Это определяет возможность вы-
равнивания распределения напряженности поля в указанных
пределах изменения координаты z. Расчетная система зарядов
для рассматриваемого случая приведена на рис. 5-6, в. Согласно
формулам (5-17) и (5-49) при отсчете координаты z от центра
сферы напряженность поля в произвольной точке оси z вне
поверхности сферы
]? _	<71	।	?2	._____г (^1	Н3)_______I
4ле0г2 4ле0 [(г — И, + Я2)2 + 7?q2]32
,	___________Ri__________J 1___________г — (Hi — Н3)____|
4ле0 д/(Я!-Н2)2 + ^2 | г2 [(г -	+ Я3)2 + Т?23]3/2 J
(5-50)
где
Н1-Н3=^- Н1-~-2
а а
R —R **
«03 — «02----“
Я2
/?ЦЯ1-я2)
(Я1-Я2)2 + 7?22 ’
^02^1 .
(#1— Н2)2 + Яог
определяются по формулам (5-13).
использования всей зоны выравниванг
поля
<71 и q2
Для
его следует расположить на расстоянии R02iy^ от поверхно-
сти сферы. При этом максимум встречной напряженности поля
тороида совмещается с максимумом напряженности поля сферы.
И следовательно, напряженность поля на поверхности сферы
уменьшается в наибольшей степени.
В связи с тем, что непосредственно на поверхности сферы
напряженность внешнего поля утраивается (см. § 5-3), исполь-
190
зуя выражение (5-6), ее можно вычислить по упрощенной фор-
муле (см. рис. 5-6, в):
р / /\ ^ ?i 3-0,385^2	__________t/______
\ '	9	__о	✓	9
4ne07?f	4ле07?^2	(	а12
Ri I 1 —
\ ссцаг2
а12	1,15л	1?!
сс2г , 87?о2 Roz
In------------------
Гог
(5-51)
которая после подстановки приближенных выражений для по-
тенциальных коэффициентов (без учета влияния земли) может
быть преобразована к виду
л
1 —----- —-------------------------------
. If Ri ,	1 V , , . 81?о2
V ( Roz + /2 J + П гОг
RiE (/)
U
3,631?!
D 1 8#02
Roz In-------
r 02
1—
Roz
1--^-
Roz
ОА02
Л)2
(5-52)
Поскольку согласно (5-49) отношение U/Ri представляет
собой напряженность поля на поверхности сферы (z — Ri), фор-
мула (5-52) определяет отношение
напряженностей поля на поверхно-
сти сферы при наличии и отсут-
ствии тороидального экрана. Как
следует из формулы (5-52), это от-
ношение является функцией только
двух параметров R02/Ri и Ro2!r02.
При /?о2/го2 = const и при увеличе-
нии Rq2/Ri величина RiE(l)/U про-
ходит через минимум при Rq2/Ri~
«1 (рис. 5-13). Причем, чем
меньше отношение RmlriM (чем
толще труба тороида при заданном
радиусе /?ог), тем больше снижа-
ется напряженность поля на по-
верхности сферы. При /?о2/то2= Ю и
RozlRi = l напряженность поля на
поверхности сферы снижается
в 3,5 раза.
Этот результат чрезвычайно ва-
жен, так как позволяет обеспечить
Рис. 5-13. Зависимости отно-
шения напряженностей поля
на поверхности сферы при на-
личии и отсутствии тороида от
отношений RozIRi
1 — ^оа/^о2=2О; 2 — ^?о2/^оа=Ю

191
поиемлемые условия работы полимерной изоляции даже при
очень высоких напряжениях. Например, при имитации бака
выключателя на 1200 кВ сферой радиусом 7?i = O,5 м при отсут-
ствии экрана напряженность поля на поверхности сферы со-
гласно формуле (5-49) Е—1200/V 3-0,5=1400 кВ/м=14 кВ/см,
что недопустимо много для полимерной изоляции. Установив
тороидальный экран с радиусом /?о2=1 м и радиусом трубы
''02=0,1 м, ограничиваем напряженность поля у поверхности
бака до 0,3-14 = 4,2 кВ/см, что приемлемо, например, для каче-
ственного стеклопластика.
В точке 2 (г = 7?! + 7?02/фг2 ) напряженность поля согласно
(5-50) равна
Е (2) =--------------------------R1-------------X
4ле0 +	4яе0	- Н2у + R^
(*1 + ^г)	[(^ + ^^-#1 +#3)+с]
(5-53)
поскольку составляющая напряженности поля от заряда то-
роида равна нулю. Напряженность поля в этой точке от заряда
бака при Ro2>Ri, по крайней мере, вдвое меньше, чем на по-
верхности сферы (при z = Ri). Второй член в фигурных скобках
в формуле (5-53) имеет отрицательный знак. Поэтому суммар-
ная напряженность поля оказывается близкой к напряженно-
сти на поверхности бака.	__
В точке 3 (см. рис. 5-6, в) z =	+ У2 j Roi, учитывая ма-
лость третьего члена в формуле (5-53) и подставляя макси-
мальное значение напряженности от тороида согласно формуле
(5-6), получаем
Е (3) «------------------4- °’38-5?2- =
4ле0 (/? j + У 2 Т?02)2	4ле0/?^2
,	1,21 Г _ Ri 1•
(5-54)
192
Как и на поверхности сферы, отношение напряженности поля
в точке 3 при наличии тороида к напряженности поля на по-
верхности сферы при отсутствии тороида RiE^/U зависит
только от двух параметров: R02/R1 и Ro2/ro2. Вычисления пока-
зали, что при Т?о2/''о2=1О напряженность поля примерно одина-
кова во всех трех точках для Ro2/Ri=l, а при Ro2/ro2—20 — для
R02/R1 = 0,7. Таким образом, установка тороидального экрана
на расстоянии 7?ог/уг2 от поверхности сферы обеспечивает
однородность поля вблизи нее на расстоянии ]/2 R02, что при
Ro2/ro2= 10 соответствует расстоянию ]/2 Rly а при 7?о2/Л)2=2О
соответствует расстоянию Ri. В пределах этой области однород-
ного поля напряженность поля в 3,5 раза меньше, чем на по-
верхности сферы при отсутствии тороида для /?02/т'о2=Ю и
в 2,5 раза меньше — для Ro2/r02=20. Как видно, увеличение
радиуса трубы тороида является эффективным средством
уменьшения напряженности поля вблизи экранируемой сферы.
Более глубокое ограничение напряженности поля вблизи сферы
можно обеспечить при использовании многократных торои-
дальных экранов.
Следует заметить, что за пределами зоны выравнивания
поля тороида напряженность поля уменьшается. Поэтому обес-
печение приемлемой для работы изоляции напряженности поля
в пределах зоны выравнивания автоматически решает задачу
обеспечения надежной работы всей изоляционной конструкции.
Если высоковольтный электрод можно эквивалентировать
тороидом (см. рис. 5-9), то в соответствии с изложенным
в § 5-3 максимум напряженности поля на его оси находится
на расстоянии /?02/]/ 2 от центра симметрии тороида. Область
поля вблизи этой точки является наиболее опасной для изоля-
ционных материалов. Наиболее эффективно ограничить эту на-
пряженность можно в том случае, если максимум встречной
напряженности от экранирующего тороида (см. рис. 5-12) со-
вмещен с максимумом напряженности поля высоковольтного
электрода, т. е. когда Н^ —Нг
1
1/2
(^01 + ^02)- В этом случае
напряженность поля в экстремальной точке равна разности
максимумов напряженности поля от каждого из тороидов [см.
формулы (5-6), (5-13)]:
р	0,385<7i	0,38517	1 -	а12		
				а22		
^макс 1 —	4neo^oi	4яеоа 11^01	1	“12		
			1	осца22 «12		
F „ —	0,385(72	0,38517		ап		(5-56)
^макс 2		4Я80а22^02	1 —	а12		
®11®22
7 Заказ № 412
193
Для удобства сопоставления этих величин вычислим отно-
шение максимальных напряженностей согласно формулам
(5-55), (5-56) к максимальной напряженности неэкранирован-
ного высоковольтного электрода (qi — U/ац):
Тогда
с	0,385^	0,385(7
£ макс ю—	„ —	- •
4ле0#01	4яв0а11#01
t  «12
£макс 1 «22	.
#макс!о	а?„
I —-----5---
«11«22
।  «12
#макс2	/ #01 \2 «11	«11
#МЭКС10	\ #02 Z «22	«?о
1 —--------
«11«22
(5-57)
(5-58)
(5-59)
«11 И «22
причем собственные
можно вычислить по
Из анализа формул
что при заданном расстоянии между тороидами Hi — Н2 =
=	(7?о1 + Roz) отношения Емакс i/Eмакс 10 И Дмакс г/^макс 10
зависят только от трех параметров: Roz/Roi', Rot/гоГ, Roz/roz- При
заданных значениях #Oi/’roi и
Roz/roz эти отношения зависят
только от Roz/Roi-
При близких размерах вы-
соковольтного электрода и эк-
ранирующего тороида ац~«22
потенциальные коэффициенты
формуле (5-15), a ai2 — по формуле (5-23).
(5-58), (5-59), (5-15) и (5-23) следует,
величин напряженности поля двух
тороидов в экстремальных его точ-
ках от отношения радиусов их осе-
вых линий при Hi — Н2 = (#oi+
+ #ог)/+2
# макс 1
#макс 10
]
«12
«22
(5-60)
Поэтому при наличии эк-
рана максимальная напря-
женность тем меньше, чем
больше отношение а^/агг. При
увеличении размеров экрани-
рующего тороида «22 умень-
шается (величина, обратная
емкости тороида). Соответ-
ственно уменьшается отноше-
ние Дмакс l/Ещакс ю (рис. 5-14,
кривая /), равное 0,5 при
Roz/Roi= 5.
194
Отношение Емакс г/^макс ю при RO2 = Roi так же, как и
Емакс i/EMaKC ю равно 0,75. Однако при увеличении R02/R01 оно
уменьшается значительно быстрее (рис. 5-14, кривая 2),так как
согласно формуле (5-59) зависит от квадрата отношения ради-
усов (ROl/Ro2)-
Такой ход зависимостей отношений Емакс i/Емакс 10 и
Емике г/Емакс 1 о определяет и характер зависимости суммарной
напряженности:
1	И12 _ ап (।	“12 А *01
^макс! —^максг 	а22	а22 \	а11 / *02	(5-61)
Смаке ю	Сц9
I —-------
а11<*22
При Roilr0i = R02lr02 отношение (5-61) переходит через нуль
при /?01 — R02 (рис. 5-14, кривая 3), так как при этом макси-
мумы напряженности поля Емакс t и Емакс г равны и противо-
положны по направлению. При увеличении отношения R02/Roi
напряженность поля в точке максимума Емакс i возрастает. Од-
нако при всех возможных отношениях Ro2/Roi (как правило,
равных не более трем-четырем) суммарная напряженность
поля в этой точке не превосходит 30 % от максимальной на-
пряженности при отсутствии экрана.
Если при Нг—Н2= ^01^д^02 экранирующий тороид суще-
ственно ограничивает напряженность поля в области между
экранами, то он же увеличивает напряженность поля в области
поля под ним. Причем напряженность поля (на оси z) дости-
гает максимума в точке на расстоянии 1?02/]/2 от плоскости
симметрии экрана. В этой точке векторы напряженности поля
от обоих тороидов складываются. Поэтому максимальная на-
пряженность в этой области с учетом формул (5-13), (5-17),
(5-56) составляет
Емакс 2 + Ех (Ях— Н2-\- Ro2ly 2 ) =
__ 0,385^2	।	___________7?о2/~|/2______________
4ne0l?Q2 4ле0 [(^1________+ /?02/"(/2 )2 -f- Rqj]3
(5-62)
7*
195
соответственно ее отношение к максимальной напряженности
в точке 1 при отсутствии экрана равно
£макс 2 + Ег	V2)
£макс 10
ЯцССгг
g «22 /1   «12
«11 \	«22
Я1-Я2
#02
^1-^2 ,	1 У
*02 У2 /
1__
уг
*01
*02
3/2
(5-63)
Зависимость этого отношения от R02/R01 при RoJrol =
— Ro2/ro2 приведена на рис. 5-14 (кривая 4). Как видно из
рис. 5-14, при Ro2/Roi<‘1 максимальная напряженность поля
под экраном (кривая 4) больше напряженности в экстремаль-
ной точке в области между экранами (кривая 3). И лишь при
Roz/Rm>4 ситуация изменяется — определяющей становится
напряженность поля в области между экранами. Изменить этот
неблагоприятный результат применения экрана можно двумя
путями. Один из них — установка дополнительного экрана
ниже первого также при соблюдении условия совмещения мак-
симумов напряженности поля Я2—Н3 = (R02 + ЯозУУ2 . Второй
путь — применение экрана с отношением /?о2Ло2<^?о1Лоь В этом
случае согласно формуле (5-56) £макс2 меньше, так как больше
а22==1/Ст (см. формулу (5-4)). Уменьшение Екакс 2 приведет
к более раннему переходу через нуль кривой 3 рис. 5-14 (при
^ог/^о1<1) и соответственно к расширению области значений
R02IR01, где наибольшая напряженность наблюдается в прост-
ранстве между высоковольтным электродом и экраном.
Таким образом, практически при любой конфигурации вы-
соковольтного электрода с помощью тороидальных экранов
можно существенно ограничить максимальную напряженность
поля. Подбирая параметры экранов с помощью приведенных
формул, можно обеспечить выравнивание распределения напря-
женности поля на значительном расстоянии от высоковольт-
ного электрода.
При совмещении центров симметрии высоковольтного и
экранирующего тороидов (Н{ —	= направление векторов
напряженности поля обоих тороидов вдоль оси z одинаково во
всех точках поля. Поэтому характер изменения максимальной
напряженности вдоль оси z при изменении отношения
196
^(й//?о1 отличается от рассмотрен-
ного выше случая. Максимальная
напряженность поля от заряда вы-
соковольтного (меньшего) тороида
(рис. 5-15, кривая /) меньше, чем
согласно рис. 5-14, и очень мало
изменяется при изменении отноше-
ния R02/R01. Однако составляющая
напряженности поля от заряда эк-
ранирующего тороида в точке мак-
симума напряженности поля от за-
ряда тороида 1	(гэкс = /?01/]/2~)
быстро уменьшается при увеличе-
нии отношения Roz/Roi- В резуль-
тате максимальная напряженность
(сумма максимума напряженности
от заряда меньшего тороида и на-
пряженности поля от заряда боль-
шего тороида) быстро уменьшается
при увеличении отношения R02/R01
(кривая 2, рис. 5-15). При Rq2/Roi<8
Рис. 5-15. Зависимости отно-
сительных величии максималь-
ных напряженностей поля двух
тороидов от отношения ради-
усов их осевых линий при
Я1—я2=о
максимальная напряжен-
ность больше, чем при 7/2==(7?oi+Яог)/]/2 • Поэтому для
ограничения максимальной напряженности поля при Ro2/Roi<8
более эффективным является экран, опущенный до уровня
Hi—= (7?oi + Я02У 1^2 . При RO2/Roi>8 эффективность эк-
рана мало зависит от его положения по отношению к высоко-
вольтному электроду.
Для более глубокого ограничения максимальной напряжен-
ности поля высоковольтного электрода необходимо использо-
вать комбинированные тороидальные экраны, расположенные
на разных уровнях по отношению к высоковольтному электроду.
Например, можно использовать два тороида с одинаковым ра-
диусом Ro2, один из которых расположен на уровне высоко-
вольтного электрода, а другой — на расстоянии CR01 + Rtn)fV~2
от него.
При экранировании колонки опорных изоляторов расщеп-
ленным тороидальным экраном картина распределения элек-
трического поля может быть получена наложением полей каж-
дого из тороидов по формуле
1 у (2 -GO
4Я8’ U С(г- 'u)1 2 + *oVl3/2 ’
(5-64)
где п — число соосных тороидальных экранов; Roi — радиусы
осевых линий экранов; 1ц— расстояние между осевыми ли-
ниями верхнего и i-ro экрана (A i = 0); z— координата вдоль
общей оси тороидов, отсчитываемая от верхнего тороида.
197
Заряды тороидов qi могут быть найдены в результате реше-
ния системы уравнений Максвелла:
Uj = Е aqiqi (/= 1, 2...........п),	(5-65)
i=i
где Uj = U—напряжение на экране. Взаимные потенциальные
коэффициенты с учетом влияния земли могут быть вычислены
по формуле (5-23) при замене индексов 2 и 3 на j и i соответ-
ственно, причем Hi — высота осевой линии t-ro тороида над по-
верхностью земли.
При j=i получаем выражение для собственного потенциаль-
ного коэффициента, который с высокой степенью точности мо-
жет быть вычислен по формуле (5-15).
Для аппаратов высших классов напряжения трудно до-
биться необходимой степени выравнивания электрического поля
с помощью системы тороидов, находящихся под потенциалом
высоковольтного электрода. Значительно эффективнее может
оказаться установка экрана, на который подан промежуточный
потенциал (см. § 5-5) от какого-либо источника (например, от
делителя напряжения).
5-5. Способы повышения электрической прочности
изоляционных конструкций аппаратов
высших классов напряжения
Электрическая прочность изоляционных конструкций аппа-
ратов высших классов напряжения существенно изменяется при
изменении формы воздействующих импульсов напряжения
(рис. 5-16). При грозовых импульсах стандартной формы
50%-ные разрядные напряжения увеличиваются пропорцио-
нально длине изоляционного промежутка между высоковольт-
ным электродом (экраном) и землей (либо заземленными пред-
метами). При положительной полярности напряжения эта за-
висимость может быть выражена приближенной формулой:
До.5 = 0,525Д,	(5-66)
где t/0,5 измеряется в мегавольтах; Н — в метрах. При отрица-
тельной полярности напряжения разрядные напряжения не-
сколько выше. Коэффициент вариации в обоих случаях состав-
ляет о* — 0,03.
При импульсах коммутационных перенапряжений зависи-
мость = при //>1 м резко нелинейна, что определя-
ется особенностями развития разряда в сильнонеоднородных
полях длинных воздушных промежутков, когда время воздей-
ствия напряжения соизмеримо со временем развития разряда
в лидерной форме [87]. Отсюда следует, что, выравнивая поля
вдоль изоляционной конструкции, можно повысить электриче-
скую прочность изоляционных конструкций.
198
Одним из способов вы-
равнивания распределения
напряженности поля вдоль
изоляционной конструкции
является ее повышение
в области, примыкающей
к заземленному электроду.
При расположении опорной
колонки непосредственно
над поверхностью земли
или на небольшой высоте
(рис. 5-17, а) напряжен-
ность поля в нижней части
колонки значительно мень-
ше, чем в верхней, даже
при развитой системе экра-
нов на стороне высокого
напряжения (рис. 5-17, б).
Увеличивая высоту под-
ставки, можно обеспечить
практически равные напря-
женности поля вблизи вы-
соковольтного электрода и
у заземленного основания
колонки. При таком вы-
равнивании распределения
напряженности поля суще-
Рис. 5-16. Зависимости 50 %-ных раз-
рядных напряжений воздушных проме-
жутков между высоковольтным элект-
родом и землей от их длины при раз-
личных формах импульсов напряжения
отрицательной (кривая 1) и положи-
тельной (кривые 2—8) полярности
1, 2, 6 — экран—земля; 3 — расщепленный
провод—траверса портала; 4 — экран—травер-
са портала; 5 — расщепленный провод—земля;
7, в — стержень — плоскость; /,2—1,2/50 мкс:
3—7 — 3000/5100 мкс; 8 — 250/4000 мкс
Рис. 5-17. Распределение ’-япряженности электрического поля вдоль изоля-
ционной кол' ки а. парата класса 750 кЗ высотой 6 м при одинаковом на-
пряжении: при слабом экранировании и расположении на земле (/) и при
сильном экранировании и расположении на подставке (//)
1*39
Рис. 5-18. Зависимости отношения
50 %-ных разрядных напряжений эк-
ранированной опорно-изоляционной
конструкции высотой Ня на под-
ставке высотой h (Un,sh) и на земле
C^0,5;oj от отношения h/Ня при раз-
личных высотах колонки Ни
1 — 1 м; 2—1,5 м; 3—2 м; 4 — 3 м
ственно повышается электрическая
прочность изоляционной конструк-
ции (рис. 5-18).
Поскольку на подстанциях для
обеспечения безопасности обслу-
живающего персонала все аппа-
раты располагаются на подставках
высотой не менее 2,5 м, то испыта-
ния изоляционных конструкций ап-
паратов в лабораториях следует
Рис.	5-19.	Зависимости
50 %-ных разрядных напря-
жений	опорных колонок из
различного числа изоляторов
ИОС-НО с тороидальными эк-
ранами диаметром 2 м от вы-
соты экранов над подножни-
ком высотой 2,5 м (кривые
1—4) при высоте опорных ко-
лонок 3,6 м (кривая 1); 4,7 м
(кривая 2); 5,8 м (кривая 3);
8 м (кривая 4), а также воз-
душных промежутков между
экраном и подножником (кри-
вая 5) н вертикальным стерж-
нем и подножником (кривая 6)
при импульсах положительной
полярности с длиной фронта
3000 мкс
производить также на подставках,
размеры которых близки к реальным. В противном случае ре-
зультаты испытаний окажутся существенно заниженными.
Значительное повышение электрической прочности изоля-
ционных конструкций аппаратов можно обеспечить с помощью
экранов, устанавливаемых вблизи высоковольтного электрода
аппарата (ВЭА). При отсутствии экрана разряд развивается
с нижнего края верхнего фланца-изолятора вдоль поверхности
опорной колонки и разрядные напряжения оказываются близ-
кими к разрядным напряжениям воздушного промежутка стер-
жень— плоскость (см. рис. 5-16). При наличии тороидального
экрана либо экрана в виде решетчатой сферы, исключающего
развитие разряда с верхнего фланца опорной колонки, электри-
ческая прочность изоляционной конструкции повышается и со-
ответствует электрической прочности воздушного промежутка
между экраном и подставкой аппарата. Поэтому, чем выше
установлен экран, тем больше электрическая прочность изоля-
ционной колонки. Причем эта тенденция сохраняется и при вы-
200
Рис. 5-20. Схема экранирования колонки двумя тороидальными экранами
/ — высоковольтный электрод; 2 — основной экран; 3 — дополнительный экран верхнего
фланца; 4—изоляционные оттяжкн; 5 — изоляторы; 6 — подставка
Рис. 5-21. Схема выравнивания распределения напряжения вдоль изоляцион-
ной конструкции с помощью дополнительного экрана с промежуточным по-
тенциалом
1 — высоковольтный электрод; 2 — основной экран; 3 — дополнительный экран верхнего
фланца; 4 — дополнительный экран с промежуточным потенциалом; 5 — изоляционная
подвеска; 6 — изоляционные оттяжкн; 7—изоляторы; 8 — подставка
соте экрана, превышающей высоту нижнего края верхнего
фланца (рис. 5-19). При дальнейшем увеличении высоты
экрана темп роста электрической прочности быстро падает,
а затем разрядные напряжения начинают уменьшаться. При
этом появляются разряды с верхнего фланца опорной колонки
и резко увеличивается разброс разрядных напряжений, что сви-
детельствует о потере экранирующего эффекта тороидального
201
Рис. 5-22. Зависимость отношения
50 %-иого разрядного напряжения опор-
ной колонки высотой Яи=7,5 м при на-
личии и отсутствии дополнительного
экраиа от отношения радиуса дополни-
тельного тороидального экрана к ра-
диусу тороидального высоковольтного
электрода (7?в.8=0,75 м) при £^=0,5
и kn=0,53
Оптимальное превышение ДН0Пт
диуса осевой линии тороида Ro и
щей высоковольтный электрод:
экрана. Разрядные напря-
жения уменьшаются при-
мерно до уровня разряд-
ных напряжений воздуш-
ного промежутка между
стержнем и подножником,
показанных на рис. 5-19
горизонтальными штрихо-
выми линиями для четырех
различных длин проме-
жутка, соответствующих
высотам колонки.
При увеличении радиуса
осевой линии тороидаль-
ного экрана Ro увеличива-
ется оптимальное его пре-
вышение над нижним краем
верхнего фланца ДЯОПТ, что
приводит к увеличению
разрядных напряжений
изоляционной конструкции,
зависит от соотношения ра-
сферы /?Сф, эквивалентирую-
A/7onT==0,l(-^+0,8Y
X КсФ /
(5-67)
Например, при Ro/R^=2 имеем ДДОпт~0,3 м. Для предот-
вращения развития разряда с нижнего края верхнего фланца
опорной колонки необходимо установить ниже уровня нижнего
края верхнего фланца дополнительный экран (рис. 5-20).
Выполненные эксперименты показали, что при оптимальной
системе экранирования разрядное напряжение увеличивается
на 10—15 % по сравнению с неэкранированной опорной колон-
кой. Это означает, что при заданном уровне испытательного на-
пряжения за счет оптимального экранирования высоту опорной
колонки можно уменьшить на 15—20 % [с учетом нелинейности
зависимости t70,5 = f (Ди)].
На 10—15% можно увеличить электрическую прочность
изоляционных конструкций при выравнивании распределения
напряжения путем установки дополнительного экрана, на ко-
торый подается напряжение, повторяющее по форме напряже-
ние на высоковольтном электроде и равное его части (рис.
5-21). Теоретические и экспериментальные исследования пока-
зали, что электрическая прочность таких систем зависит от раз-
меров дополнительного электрода (по отношению к размерам
высоковольтного электрода), отношения высоты дополнитель-
ного электрода Ну к высоте высоковольтного электрода ks=
= НУ[Н, отношения напряжения на управляющем экране к на-
202
пряжению на высоко-
вольтном электроде ku =
= UylU. При увеличении
относительного размера
дополнительного экрана
^д/Лв.э его влияние моно-
тонно усиливается (рис.
5-22).
Поэтому увеличение
размеров экрана с про-
межуточным потенциа-
лом позволяет уменьшить
высоту опорной колонки,
определяемую условием
надежной работы при
воздействии коммутаци-
онных перенапряжений.
По этой причине следует
использовать промежу-
точные экраны возможно
больших размеров, не до-
пуская, однако, увеличе-
ния междуфазовых и
межконтактных расстоя-
ний аппаратов. При уве-
личении отношения ku
при заданном значении
kH разрядные напряже-
ния увеличиваются из-за
уменьшения напряженно-
сти поля вблизи высоко-
вольтного электрода. Од-
нако после некоторого
значения ku, зависящего
от отношения kH, разряд-
ные напряжения начи-
Рис. 5-23. Зависимости отношения 50%-ных
разрядных напряжений опорных колонок
при Я=12 м (/?вэ=1 м, Лд=2 м) при на-
личии и отсутствии дополнительного эк-
рана U*o,s от отношения ku при различных
значениях ku
1 — 0,6; 2 — 0,7; 3 — 0,8; 4 — огибающая макси-
мумов
Рис. 5-24. Зависимости оптимальных отно-
шений высот ku (кривая 1) и напряжений
ku (кривая 2) от высоты высоковольтного
электрода Н над землей прн RnlRs. э=2
нают уменьшаться вследствие развития разряда с дополни-
тельного экрана на землю (рис. 5-23). Максимумы разрядных
напряжений, достигаемые при изменении kv, также зависят от
кн. Это позволяет построить зависимости ku и ku для наиболь-
шего повышения разрядных напряжений от высоты Н высоко-
вольтного электрода над землей (рис. 5-24). Как видно, при
увеличении высоты Н от 8 до 14 м оптимальное отношение на-
пряжений увеличивается от 0>53 до 0,61, а отношение прак-
тически не изменяется и составляет 0,66. При этом 50 %-ное
разрядное напряжение опорной изоляционной конструкции ап-
парата независимо от высоты Н высоковольтного экрана при-
мерно на 12 % больше, чем при отсутствии промежуточного по-
тенциала.
203
Рис. 5-25. Зависимости 50%-ного разрядного напряжения от длины воздуш-
ного промежутка между высоковольтным электродом и землей
/ — тороидальный экран—плоскость; 2 — расщепленный провод—земля; 3 — опорная ко-
лонка с высоковольтным электродом в виде решетчатой сферы диаметром 2 м прн
оптимальных соотношениях kfj и к н дополнительного тороидального экрана диамет-
ром 4 м
Рис. 5-26. Зависимости 50%-ных разрядных напряжений системы экран—эк-
ран над землей от расстояния между экранами при ///5=1,5 и одном зазем-
ленном экране (//г=0)
1 — без дополнительного экрана; 2 —с дополнительным экраном с промежуточным по-
тенциалом
При оптимальных значениях kv и kH электрическая проч-
ность опорной изоляционной конструкции значительно больше,
чем без принудительного выравнивания поля, и близка к проч-
ности воздушного промежутка между расщепленным проводом
и землей (рис. 5-25).
Кроме повышения 50%-ного разрядного напряжения опор-
ной конструкции принудительное распределение напряжения
приводит к понижению коэффициента вариации до о* — 0,04
против о* = 0,05-:- 0,06 при отсутствии управляющего потен-
циала.
Повышение электрической прочности изоляции аппаратов
относительно земли приводит к повышению электрической проч-
ности и воздушных промежутков между соседними экранами,
находящихся под различными потенциалами, как, например,
промежутки между экранами контактов разомкнутого разъеди-
нителя либо между экранами опорных конструкций аппаратов
соседних фаз. В качестве примера на рис. 5-26 приведены ре-
зультаты сравнительных испытаний воздушного промежутка
между двумя экранами при наличии дополнительных экранов
с промежуточным потенциалом и без них.
Изложенное показывает, что при использовании различных
способов повышения электрической прочности изоляционных
конструкций могут быть существенно уменьшены как высота
опорных конструкций аппаратов, так и их горизонтальные раз-
меры и расстояния между фазами.
204
5-6. Оптимизация изоляционных конструкций аппаратов
высокого напряжения
Оптимизировать изоляционные конструкции аппаратов
можно с помощью критерия минимума приведенных затрат
[см. формулу (1-1)]. При этом в качестве капитальных затрат
принимаются не только затраты на производство самого аппа-
рата (Ла— стоимость аппарата), но и часть затрат на подстан-
цию в целом Лидс, зависящую от конструкции аппарата. При
оптимизации изоляционной конструкции аппарата следует
учесть все возможные ее вариации, влияющие на стоимость ап-
парата и подстанции в целом. Высота опорной конструкции за-
висит от средней влагоразрядной напряженности изоляторов
Es.-рн и коэффициента запаса k3. р. Причем при увеличении
Ев.рн согласно формуле (5-1) высота опорной конструкции ап-
парата может быть снижена, что приводит к снижению стои-
мости аппарата и подстанции в целом. Однако следует учесть
возрастание стоимости изоляторов с увеличением £в. рн- На-
против, при увеличении k3. р высота опорной изоляции увеличи-
вается и,' следовательно, возрастает стоимость аппарата и под-
станции в целом. Таким образом, величины Ев.рн, k3. р явля-
ются определяющими параметрами изоляционной конструкции
аппарата.
Если исходить из принципа согласованности требований
к изоляционным конструкциям по условиям надежной работы
при рабочем напряжении и при коммутационных перенапряже-
ниях, то увеличение EB.VH приводит к необходимости принятия
более эффективных мер повышения электрической прочности
опорной конструкции при коммутационных перенапряжениях.
Поэтому необходимо ввести дополнительные параметры: d3 —
диаметр экрана опорной конструкции, располагаемого на опти-
мальной высоте, и Эу — параметр, определяющий наличие
(Эу=1) или отсутствие (Эу = 0) дополнительного экрана с про-
межуточным потенциалом.
Таким образом,
К —Ка (Ев.рц", k3. р; d3, Эу)Т'Спдс (^в. р н", ^з. р; Эу);
(5-68)
Очевидно, что при уменьшении высоты опорной конструкции
аппаратов уменьшается необходимая высота несущих конструк-
ций подстанции (на которых закрепляются гирлянды ошиновки
подстанции), а при уменьшении межконтактных и междуфазо-
вых расстояний уменьшается площадь подстанции и, следова-
тельно, протяженность всех коммуникаций и связанный с ней
расход материалов. Поэтому учет влияния улучшения парамет-
ров изоляционных конструкций на стоимость подстанции позво-
ляет выявить значительно больший эффект, чем при учете
только стоимости аппарата.
205
Уменьшение площади подстанции, высоты аппаратов и не-
сущих конструкций приводит к сокращению эксплуатационных
расходов. Поэтому издержки являются функцией тех же пара-
метров:
И = Ипр,е(Ев. р н'< ^з. Р; <4; Эу).	(5-69)
Ущерб от ненадежной работы изоляции аппаратов опреде-
ляется количеством недоотпущенной энергии &W из-за пере-
крытий изоляции, ее стоимостью цэ и стоимостью ремонта обо-
рудования, которая может быть отнесена к эксплуатационным
расходам:
У = Д^эЧэ = ДР/пЧэ,	(5-70)
где /п — длительность перерывов электроснабжения за год;
APt„— усредненная величина недоотпуска потребителю энергии
вследствие перекрытий изоляции.
Длительность перерывов электроснабжения tn определяется
числом перекрытий изоляции в год при рабочем напряжении
УП.Р и при перенапряжениях Уп. п, вероятностью неуспешного
АПВ и /’апв и средней длительностью перерыва электроснаб-
жения при одном отключении
= (Уп. рРАПВ. р + УП. п^АПВ. п) ГП1.	(5’71)
Среднее число перекрытий изоляции аппаратов в год при
рабочем напряжении определяется средним числом опасных
увлажнений в год (без учета продолжительности увлажнений)
Уув и вероятностью перекрытия при одном увлажнении Р. В за-
висимости от климатических условий местности Уув может из-
меняться от 10 до 100. Вероятность перекрытия изоляционной
конструкции одного аппарата при одном увлажнении
= Fn ^Л--Ев.рн	= Fn (_д	(5.72)
где Ен—и<ь.к1На — средняя напряженность по строительной
высоте изоляционной конструкции; Fn(—z)—функция нор-
мального распределения, равная 0,5 при ЕН = ЕВ.рн; z—стати-
стический запас.
При п изоляционных конструкций на подстанции Р~пР^
поэтому
Уп. р = УУв«А„ (	р н ) =
= yyBnF„[-^41-k.p)],	(5-73)
где коэффициент запаса
k3. р =	_.	(5-74)
Е н	1 — га,
206
Для учета уменьшения электрической прочности изоляции
при расположении подстанции на высоте, отличной от уровня
моря, вводится понятие расчетной высоты, равной 1000 м над
уровнем моря для оборудования класса до 500 кВ и 500 м для
оборудования класса свыше 500 кВ. Все оборудование должно
быть рассчитано для работы на этой высоте. Поэтому в коэф-
фициент запаса вводится дополнительно отношение средних
атмосферных давлений на уровне мооря р0 и на расчетной вы-
соте р в степени 0,5 в соответствии с зависимостью влагораз-
рядных напряжений от давления:
Среднее число перекрытий изоляции подстанции в целом
при воздействии перенапряжений Nn. п определяется средним
числом перенапряжений в год пп и вероятностью перекрытия
изоляции при одном перенапряжении:
Уп. п = ^пР(^т ; Кп. рУф. н т),	(5-76)
где Кп.ъ — расчетная кратность перенапряжений; С7ф.Нт—
амплитуда наибольшего рабочего напряжения.
При этом принято, что расчетная величина перенапряжения
^п.р^ф.ит=^о.5;1(1-3а;) = ^5и.	(5-77)
где С7о,5и — возможное наименьшее 50 %-ное разрядное напря-
жение изоляции подстанции в целом при большом числе
ционных конструкций на подстанции [1]. Отношение
^0.5; 1	_	1 Ро _ д,
1	* '	— Kg, п
^п.р^ф.нт 1—3(7, р
называется коэффициентом запаса, поскольку при его
чении уменьшается вероятность перекрытия изоляции подстан-
ции. Отношение р0/р учитывает уменьшение разрядного напря-
жения на расчетной высоте аналогично формуле (5-75). По-
этому формула (5-76) может быть переписана в виде
(5’79)
Увеличение размеров высоковольтного экрана и принуди-
тельное выравнивание распределения напряжения приводит
к увеличению UOi5-1 и согласно формуле (5-78) — к уменьше-
нию вероятности перекрытия изоляции. Поэтому ущерб от пе-
рекрытий изоляции аппаратов
У = У(ЕВ. рН; КР; ^э; Эу).	(5-80)
В итоге все три составляющие приведенных затрат явля-
ются функцией одних и тех же четырех параметров, что
изоля-
(5-78)
увели-
207
позволяет оптимизировать их, приравнивая нулю производную
затрат по всем этим параметрам.
У'щерб от перерыва электроснабжения промышленных и
сельскохозяйственных предприятий чрезвычайно велик (см.
§ 4-11). С другой стороны, при увеличении коэффициента за-
паса надежность работы изоляции растет чрезвычайно быстро:
увеличение высоты изоляционной конструкции на 5 % приводит
к уменьшению вероятности перекрытия изоляции более, чем на
порядок. Поэтому оптимальной оказывается чрезвычайно вы-
сокая надежность работы изоляции подстанции в целом, соот-
ветствующая одному перекрытию в 50 лет или статическому
запасу z=4,6—4,7.
Увеличение стоимости изоляторов при увеличении Ев.рн
вплоть до весьма высоких значений (2—2,5 кВ/см при средней
поверхностной проводимости gn=10 мкСм) значительно меньше
уменьшения стоимости аппарата из-за снижения его высоты и
соответствующего уменьшения стоимости подстанции в целом.
Поэтому экономически целесообразно применять изоляторы
с наибольшей возможной Ев.рН и тем самым обеспечивать
наименьшую возможную высоту опорной изоляции.
Для обеспечения требуемой высокой надежности изоляции
аппарата при воздействии перенапряжений (не более одного
перекрытия в 50 лет) следует использовать при необходимости
все меры повышения электрической прочности путем регулиро-
вания поля на высоком потенциале (что всегда экономически
оправдано) и, если этого оказывается недостаточно, либо обес-
печить более глубокое ограничение перенапряжений, либо при-
менить дополнительные экраны с промежуточным потенциа-
лом. Эффективность того и другого мероприятия должна быть
экономически обоснована.
5-7. Особенности проектирования внутренней газовой изоляции
электрических аппаратов
Сжатый газ широко применяется для изолирования элемен-
тов электрических аппаратов, находящихся под разными потен-
циалами. Он используется также для обеспечения необходимой
электрической прочности межконтактных промежутков воздуш-
ных и элегазовых1 выключателей. В последнее время сжатый
газ широко используется для создания герметизированных рас-
пределительных устройств (ГРУ). В качестве изоляционной
среды в большинстве случаев применяют элегаз. Недостатком
элегаза является относительно высокая температура сжижения
(рис. 5-27), что исключает возможность его использования
в открытых распределительных устройствах без подогрева.
В связи с тем, что при создании ГРУ конструктору необхо-
димо выбирать изоляционные расстояния для разнообразных
конфигураций электрического поля, необходимо рассмотреть
208
Рис. 5-27. Зависимость
давления насыщающего
пара от температуры
элегаза
общие принципы выбора оптимальных соотношений геометри-
ческих размеров изоляционных! систем ГРУ.
Оптимизация изоляционных систем, образуемых цилиндри-
ческими поверхностями. Рассмотрим простейший случай соос-
ных цилиндров (рис. 5-28), когда начальное напряжение само-
стоятельного разряда определяется формулой
t7H = EHroln—,	(5-81)
го
где Еи— начальная напряженность самостоятельного разряда,
которая для воздушной изоляционной среды может быть вы-
числена по формуле (5-9).
Если зафиксировать R и изменять г0, то Un изменяется по
кривой, максимум которой можно найти, приравняв нулю про-
изводную:
-^2- = 16,8тнб|'(1 +
--°’3*Ц1п
яО,3.0,38 I
° г0 /
R
го
Следовательно, логарифм оптимального отношения R/r0 ра-
вен
0.R2
б0.3г0.38
(5-82)
209
Подставляя последнее выражение в формулу (5-81), no-
лучаем	/	°»62 У 1	g0. Зг0,38 1 Un. макс= 16,8/ИнбГо	—	 = । ।	’-384 «0,3 0,38 0 г0 /	0,62 у 1	gO, Зг0,38 1 = 16,8тнбя (~ ,	(5-83) V R Лпт ,	0.384	v «0,3 0,38 9 '0
откуда следует, что максимальное значение UH пропорцио-
нально радиусу цилиндров R или г0 при оптимальном R/r0.
Для проектирования изоляционных конструкций в сжатом
газе большое значение имеет оптимальное отношение Rlr0
(рис. 5-29), определяемое формулой (5-82). Как видно,
(R/r0)om медленно уменьшается при увеличении г0, прибли-
жаясь к основанию натуральных логарифмов е. При повыше-
нии давления (7?/г0)опт приближается к е быстрее.
Используя формулу для действующего значения начальной
напряженности самостоятельного разряда в элегазе (в кило-
вольтах на сантиметр), по данным А. С. Перлина имеем
EH = 63,3mH6f 1 ----
- V
(5-84)
аналогично (5-82), (5-83) получаем формулы для логарифма
оптимального отношения R/r0:
1+
V г о /опт , .	0,07	6°,43 0.5
«0,43 ,0,5
° г0
(5-85)
и для максимального начального напряжения самостоятельного
разряда (в киловольтах):
.	I §0,43г0,5 I
С7н. макс = 63,3/ПН6Я (— 	(5-86)
\ R Jom j ,	0,07
«0,43 0,5
и гп
Полученные по формуле (5-85) зависимости (7?/го)опт =
= f(rQ) также построены на рис. 5-29, откуда видно, что для
элегазовой изоляционной среды оптимальное отношение R/r0
ближе к величине е.
210
Следует заметить, од-
нако, что при изменении
отношения R/r0 вблизи оп-
тимального значения U„ из-
меняется незначительно.
На рис. 5-29 приведены
также зависимости R/ro =
=f(ro), при которых U№
снижается на 5 и на 10 %
по отношению к макси-
мальному значению. Как
видно, и для воздушной и
для элегазовой среды отно-
шение R/r0 можно увели-
чить (до 4—5 и более) без
существенного снижения
электрической прочности
изоляционной системы.
Анализ рис. 5-29 показы-
вает, что при реальных
Рис. 5-29. Зависимости (7?/го)опт=/(го)
для воздуха и элегаза при 6 = 1 (сплош-
ные линии) и 6 = 4 (штриховые линии)
при максимальном разрядном напряже-
нии б^н.макс (кривые 1), при 0,95Х
Xt/н.макс (кривые 2) И при 0,90 t7H. макс
(кривые 3)
размерах внутреннего элек-
трода (го>5 см) для эле-
газа отношение R/r0, со-
ответствующее заданной
степени снижения UH по от-
ношению К ин. макс, не зави-
сит от радиуса внутреннего
электрода и мало изменя-
ется при изменении давления. В этом случае согласно формуле
(5-85) In (Ж) ОПТ'-'-' 1 и (Ж) опт — 6, а U„. макс — 63,3 m^Rle. От-
ношение UH (при произвольном радиусе г0) к {7Н. макс опреде-
ляется по формуле
U
^н.макс
R г0
(5-87)
Поэтому для этой области изменения г0 может быть по-
строена единая зависимость степени снижения UH (по отно-
шению К UH. макс) от отношения R/r0 (рис. 5-30).
Отклонение отношения R/r0 от оптимального значения при
неизменном радиусе оболочки R приводит к увеличению напря-
женности поля на поверхности внутреннего электрода:
U	UR/r0
го In —R In #
го	Го
(5-88)
211
Рис. 5-30. Зависимость отношения разрядного напряжения к максимальному
разрядному напряжению от отношения Rlr0 для элегазовой изоляционной
среды
Рис. 5-31. Зависимость отношения напряженностей поля на внутреннем ци-
линдре при произвольном отношении R/r0 и при R/ro=e от отношения R/ro
Минимальное значение напряженности поля Ео можно
найти, приравнивая нулю производную:
- In-*- + 1
дЕ0  jj_______го______ _. 0
- (мп^у '
откуда следует, что 1п(/?/г0) экс—1 И, следовательно,
Ео мии = —е.	(5-89)
. При произвольном отношении R/r0 и заданном напряжении
отношение
Eg  R
Е°мии era In
г»
Рост Ео при /?/г0>е (рис. 5-31), несмотря на увеличение
длины изоляционного расстояния l=R— r0 = R(\—r0/R), опре-
деляется увеличением неравномерности распределения напря-
женности поля, а при R{r0<e— увеличением средней напря-
женности.
Следует специально подчеркнуть, что в слабонеоднородных
полях, соответствующих области изменения отношения R/r0
вблизи оптимального значения 7?/г0<6, начальное напряжение
самостоятельного разряда совпадает с пробивным напряже-
нием. Поэтому выполненные выше оценки изменения UH харак-
теризуют также изменение электрической прочности анализи-
руемых изоляционных систем.
212
(5-90)
Рис. 5-32. Ячейка ГРУ 220 кВ производства ПО «Электроаппарат»
Оптимизация изоляционных систем, образуемых концентри-
ческими сферами. Герметизированные распределительные уст-
ройства выполняются в виде цилиндрических элементов, соеди-
ненных друг с другом под прямым углом (рис. 5-32). При этом
возникает проблема оптимизации сопряжения двух цилиндри-
ческих электродов. В качестве приближенного аналога может
быть рассмотрена задача оптимизации изоляционной системы,
состоящей из концентрических сфер.
При заданном заряде разность потенциалов между концент-
рическими сферами
U==	-----=	-^(Я-Го),
4ле0 X r0 R )	4ле0/?г0	R
(5-91)
где <7 = 4леоГо2£'макс*
Приравнивая Емакс начальной напряженности самостоятель-
кого разряда, получаем формулу для разрядного напряжения:
U, = Ен (Я-го) = ВиГо(1------(5-92)
213
где Ен (в киловольтах на сантиметр)
Ен = 63(3/пнб (1 +	.	(5-93)
I ИХ 7
Так же, как и для цилиндрических электродов, разрядное
напряжение имеет максимум при некотором отношении R/r0.
Для его отыскания . приравняем нулю производную UH по г0
при R = const:
= 63,3m„6 171 + 0,19-Л( 1----^-Л-
1Л 2/^ Л * }
_ f 1 -I—_Z®-] = о,
I П7Г J * J
откуда получаем
М-) =2+ °’0^- •	(5-94)
\ Го /Опт	|/бго
Как видно, оптимальное отношение R/r0 очень слабо зави-
сит от радиуса внутреннего электрода и плотности газа (при
г0>5 см и б>2) и может быть принято равным (/?/г0)опт = 2.
С учетом (5-92), (5-94) получаем формулу для максимального
значения разрядного напряжения:
^н. макс = 31,7/Пнб (1 -|-’_ Ло = —~ ЕпГ0 =
V	]/бг0 )	2
= — E„R=— Е„Е	(5-95)
4	2
Отношение разрядного напряжения при произвольном ра-
диусе внутренней сферы к максимальному разрядному напря-
жению
—— = 4	(1-------.	(5-96)
Uн.накс R \ R )	'
При оптимальном для цилиндрических электродов отноше-
нии R/r0 = e для концентрических сфер U„IUW. маКс=0,93. По-
этому закругление на стыке двух цилиндрических электродов
может быть выполнено тем же радиусом, что и их радиус. Это
существенно упрощает конструкцию сочленения.
Оптимизация параметров трехфазных изоляционных систем
в цилиндрической оболочке. При размещении электродов трех
фаз в общей оболочке (рис. 5-33) анализ электрического поля
образуемой трехфазной системы осложняется неравномерно-
стью распределения зарядов и напряженности поля по поверх-
ности электродов трех фаз и оболочки. Рассмотрим вначале
упрощенную задачу анализа поля несоосных цилиндров (рис.
214
Рис. 5-33. Трехфазная изоляционная система
5-34). Для отработки ме-
тодики расчета, пригодной
для трехфазной системы,
воспользуемся методом
изображения в круге.
Расположим заряд внут-
реннего электрода q на его
оси. Тогда отраженный
в поверхности оболочки за-
ряд той же величины, но
противоположного знака
расположится на расстоя-
нии, равном отношению
квадрата радиуса оболочки
к расстоянию от ее оси до
отражаемого заряда /?2/Д,
в плоскости, проходящей ч
5-34, а). Этот заряд (—<?), в
Рис. 5-34. Расчетная система зарядов
несоосных цилиндров
^рез оси обоих цилиндров (рис.
свою очередь, следует отобразить
в поверхности внутреннего электрода с сохранением величины,
но с изменением знака. Отраженный в поверхности внутрен-
него цилиндра заряд размещается на расстоянии
от
/?2/Д — Д
оси внутреннего электрода. Однако при этом заряд внутрен-
него электрода, вопреки условию задачи, оказывается равным
2q. Для компенсации избыточного заряда на ось внутреннего
электрода необходимо поместить заряд —q. В результате за-
ряд на оси внутреннего электрода оказывается равным нулю
(рис. 5-34, б). Этот процесс отображения зарядов можно про-
должить. Однако для вычисления напряжения и напряженно-
сти поля с приемлемой точностью полученной системы двух
зарядов оказывается достаточно. Так, потенциал внутреннего
215
электрода оказывается одинаковым по всей окружности и рав-
ным (при вычислении, например, в точке 1)
7?2 Л
-----------------А — г0
q 1 A------------q 1 „ R2 — А2
ф! = ---2--In------------s------- = —-— 1П---------.
2яе0	Гд	2яе0 А Го
Г° R2/k — А
Потенциал оболочки, вычисленный в точке 2,
R2lb — R
го
ф2 = ----— In
т 2яе0
R — k —
/?2/А — А
= -2-1п-«---------------*--------•
2Яб0 А	г2д
1 ---------9-------
(Я2-А2) (Я-А)
Разность потенциалов двух цилиндров
т,	? , «2-д2 [, Ф ]
U = ф, — ф» =------- In------ 1-------------------=
Y Т 2Я8О r0R L (7?2—A2) (7? — A) J
= —q— In Г R2~^----------------1 •	(5-97)
2яе0 L Rib (R — A) R J
Полезно заметить, что при Д = 0 формула (5-97) приводится
к формуле (5-81), а при Д = 7?— г0 (внутренний электрод кос-
нется оболочки) 17=0.
Емкость двух несоосных цилиндров согласно формуле (5-97)
q= д =______________________2яе0_________________
" и ~ ____________________________________!—1 ‘
L гД	R2 J R R 1 - MR J
(5-98)
Для вычисления напряженности поля на поверхности вну-
треннего электрода удобнее воспользоваться системой зарядов,
представленной на рис. 5-34, а, с учетом известного факта
удвоения проводящим цилиндром нормальной к его поверхно-
сти составляющей напряженности внешнего поля. При этом
напряженность поля на поверхности изолированного проводя-
щего цилиндра с радиусом г0 в поле линейного заряда q, рас-
положенного на расстоянии а от оси цилиндра (рис. 5-35):
[2	т
cos (ф—ф) +	cos 2 (ф— ф) ,
a	a2	J
(5-99)
где ф — угол, отсчитываемый от произвольной плоскости; ф —
угол между плоскостью начала отсчета угла ф и направлением
на заряд —q.
216
Совмещая для системы зарядов на рис. 5-34, а плоскость на-
чала отсчета углов с направлением на заряд —q и полагая
а=7?2/Д— Л, получаем
2?
2леого
Г гоА
L я2 —Д2
COS ф +
ГпД2	1
-----5------соз2ф .
(R2 — Д2)2	J
С учетом заряда внутреннего цилиндра получаем оконча-
тельно
о Г гпД	г„Д2	"I
Ет —----------1 1 + 2------— cos ф + 2-------------cos 2ф •
ф 2леого L Я2-Д2 т (7?2-Д2)2
(5-100)
Максимальную напряженность получаем при ф = 0:
макс —
о Г гпД	Гпд2 1
—-— 1 + 2------5------1-2---5-----
2ле0г0 I R2 — Д2 (R2 — Д2)2 J
2лво/о ’
(5-101)
где kH — коэффициент неравномерности распределения напря-
женности поля по поверхности внутреннего цилиндра. Напри-
мер, при Д/7? = 0,5 и R/r0 = 6 имеем &н=1,25. Погрешность вы-
числения напряженности поля по этой формуле имеет порядок
= 2	Y (AY	1
(£2_Д2)3 к R J \ R J Л______Д^_\8 ‘
I R2 )
Например, при А/? = 0,5 и R/r0 = b погрешность составляет
5> 10-3, а при /?/г0=Ю— всего 0,62* 10-3.
Приравнивая максимальную напряженность начальной на-
пряженности самостоятельного разряда £н, получаем заряд qn>
подставляя в формулу (5-97), находим начальное напряжение
самостоятельного разряда
	£+о	
2г0Л__________2/рЛ2
£2_Д2 + (/?2_Д2)2
217
Приравнивая нулю производную от полученного выражения
по г0, получаем
Последнее соотношение представляет собой неявное выра-
жение функции (R/r0)onT=f(MR). Вычисления показывают, что
оно может быть приближенно аппроксимировано функцией
R
(5-103)
Оптимальное значение R/r0 увеличивается при увеличении
эксцентриситета А из-за сокращения изоляционного расстояния
^опт — R — А — Г о Опт	0,637? | 1 —
(5-104)
Подставляя (7?/го)опт в формулу (5-102), получаем макси-
мальное значение /7Н при произвольном эксцентриситете:
е
218
Рис. 5-35. К вычислению на-
пряженности поля от внешнего
заряда
Рис. 5-36. Зависимости от отноше-
ния Д/7? относительного значения
разрядного напряжения (кривые 1,
3, 5) и оптимального отношения R/r0
(кривые 2, 4, 6) для иесоосных ци-
линдров (кривые 1, 2) для двухпо-
люсной (кривые 3, 4) и для трех-
фазной изоляционной системы (кри-
вые 5, 6)
Результаты вычислений по формуле (5-105) приведены на
рис. 5-36 (кривые 1 и 2). Как видно, при увеличении эксцент-
риситета UH быстро уменьшается, а оптимальное отношение
R/r0 увеличивается сначала медленно, а затем все быстрее.
Если симметрично одному несоосному внутреннему ци-
линдру поместить второй (рис. 5-37), то при уменьшении экс-
центриситета будет увеличиваться изоляционное расстояние до
оболочки и сокращаться изоляционное расстояние между двумя
внутренними цилиндрами. Поэтому максимальное значение
Рис. 5-37. Расчетная система зарядов для вычисления взаимного потенциаль-
ного коэффициента в системе двух электродов
219
начального напряжения UH, Макс будет соответствовать некото-
рому промежуточному положению внутренних электродов (при
эксцентриситете Д/7? == 0,5). Для отыскания максимума разряд-
ного напряжения и оптимальных размеров электродов проана-
лизируем поле двух цилиндров в одной оболочке.
Заряды на электродах найдем из решения системы потен-
циальных уравнений:
+ а12д2;
U г — ow/i + <х22</2,
(5-106)
где собственные потенциальные коэффициенты согласно (5-98)
«и —	—----—
q
= _1_1ПГ_А_Л----------------------1---
2яео г0 k Ra J R R j____________А
R
(5-107)
Взаимный потенциальный коэффициент оиг может быть вы-
числен, например, исходя из потенциала изолированного элек-
трода 2 в поле заряженного электрода 1. Отражая в электроде
2 заряд электрода 1 и отраженный заряд — qlt получаем си-
стему зарядов, изображенную на рис. 5-37, б. Потенциал элек-
трода 2, вычисленный в точке А:
ф2  ----in (D—r0) + -1L-1п ( ГО-------£-) +
2яео	2пво \ D /
+-Л_1П(Д!_+д_Га')__?!_1п(Го—-А—)=
2ле0 X А	/	2л80 \ и R2/A + А /
_ qt ]n D| jn R2+a2  <7Х ln Ra+ А* _
2лво г0 2ле0 г0А 2ле0 2А2
так как О = 2Д. Тот же результат получается при вычислении
потенциала электрода 2 на его оси без учета отраженных в нем
зарядов:
<р2= —
<71
2яв0
lnD +
Последний результат является достаточно общим и может
использоваться в произвольной системе параллельных цилинд-
ров в общей оболочке, в том числе и в трехфазной системе.
220
Потенциал оболочки, вычисленный, например, в точке В
(рис. 5-37, б)
Фоб^-^-lnf— — Z?)------2i-ln(K —Д)= -^1п4-.
2ле0 \ А 7 2ле0	2ле0 Д
Разность потенциалов изолированного электрода 2 и обо-
лочки
^2 = Ч>2 — фоб= —— Г1п—
2л8о L 2
2ле0 2 Д
Следовательно, в рассматриваемой системе
^- = —!—1п——(1 +—
2 Д \ Я
(5-108)
(5-Ю9)
aia =
<71 2ле0
Из (5-106) получаем
откуда
<71= —
ац
Qi — ------
«22
1 _ gia ^2
«22 U 1
“2
1-----------
«11«22
1 _ И12
«11 U 2
«11«22
(5-110)
(5-111)
<72  «11
<71	«22
U 2	«12
U1______«11
1 _ gla ^2
«22	7/ 1
(5-112)
Напряжение на первом электроде относительно земли опре-
деляется по формуле (5-110):
^i — ан<71
«11«22
«12 В 2
«22 В1 -
(5-113)
Напряженность поля на электроде 1 можно найти исходя из
системы зарядов (рис. 5-37, а) как сумму составляющих от
221
собственного заряда и трех внешних зарядов —qx, q2 и —q2 в со-
ответствии с формулой (5-99):
_£1_
2л8оН)
2?1	б)
2ле0г0 R2 _
_ Д
COS ф +
+2
2леого
?1
2леого
2<72
2леого
2<72
2ле0г0
__+
R2
Л
Гр	Гр
- cos (ф—л) + —— cos 2 (ф — л)
C0S (ф—л) +
.2
--------— cos 2 (ф— л)
. га А
1+2 —-----
R R
г2 Л2
COS ср____. g го д
J _ А2	+	Я2 Я2
Я2
cos 2<р
Д2 V
------------COS ф — (—
2Д , , Д2 т \ 2Д
1 -4- ---
R2
г0
1 Г А4
1—4 —
R*
соэ2ф
Е =
1
(5-114)
Если для двух несоосных цилиндров при любом эксцентри-
ситете А напряженность максимальна в точке, ближайшей
к поверхности оболочки, то в рассматриваемом случае в зави-
симости от отношений А/7? и r0/R, а также от соотношений на-
пряжений Uz/Ui максимальная напряженность может быть как
в точке, ближайшей к оболочке (ф = 0), так и в точке, ближай-
шей ко второму электроду (ф = л). Поэтому необходимо вычис-
лять напряженность поля в обеих указанных точках. Далее
следует приравнять максимальную напряженность начальной
напряженности самостоятельного разряда £н и, используя соот-
ношение (5-110), определить заряд q\ = qa. Подставив этот за-
ряд в формулу (5-113), получаем начальное напряжение само-
стоятельного разряда.
Выполним эти выкладки применительно к случаю <71= —U2,
который можно рекомендовать в качестве расчетного при от-
222
сутствии более точных данных. Поскольку согласно принятой
расчетной схеме	-
ац.= а22, то 7i=—q2. Тогда согласнно (5-114)
Емакс —
<71
2ne0r0
Гп	Д
1 ±2 —--------
7?	R
Д2
4-2 —
R2 R8
— Ч= —
,2 Д
Г А4
1—4—-
R*
j_______
Д2 \2
1-^ +
R2
1--^
----^- +
1+-^-
R2
<?А
2леого
1 ( го
2 \ Д
1
и к = 7н (ац-аи) =	1П
«н
(5-115)
при этом для угла <р = 0 в формуле следует брать верхние знаки,
для <р=л — нижние.
Полагая £Макс = £'н, получаем
7н = 2moroE„lk„.	(5-116)
Далее,- подставляя 71 = 7н в формулу (5-113) и потенциаль-
ные коэффициенты согласно (5-107) и (5-109), получаем
Д2 \	г0__Д 1
R2 J	R	R 1 — AR-1
2 Д I R2 )
(5-117)
Рабочая емкость фазы в рассматриваемой системе при
и%= ~их
<71 _	1
Ui «и —ай
______________2лер__________
JLf] _ д2 А___г° 1
In r° I R8 7	R Rlb-l
2 Д k R2 )
(5-118)
Для сравнения электрической прочности различных систем
удобно пользоваться безразмерной величиной
R Л_______А2 \ г0 1
ия = Гр | 2 ro V 7 R R/д -1	.
EnR Rk„	R /, , Д2 \
(5-119)
223
Рис. 5-38. Зависимости R/r0=f(S./R0) при 0,95 Uh.макс (кривая 1) и 0,90 UH.Макс
(кривая 2): а — для двухполюсной системы; б — для трехфазнон системы
Как видно, безразмерная величина разрядного напряжения
является функцией только двух безразмерных параметров
R/r0 и \/R.
На рис. 5-36 приведены вычисленные по формуле (5-119) за-
висимости Un/EnR от отношения А//? при оптимальных отноше-
ниях R/r0 и (7?/го)опт от отношения Л/R. При уменьшении Д/7?
вплоть до 0,5 оптимальные значения R/r0 и разрядное напря-
жение совпадают с соответствующими значениями для несо-
осных цилиндров. Однако при Д/7?<0,5 обе эти зависимости для
двух внутренних цилиндров резко отклоняются от соответствую-
щих зависимостей для одного внутреннего цилиндра: разряд-
ные напряжения быстро уменьшаются, а отношение (7?/г0)опт
увеличивается. Причем относительное максимальное разрядное
напряжение для двух внутренних цилиндров почти вдвое
меньше максимального значения при одном внутреннем элек-
троде. Это означает, что для получения одинаковых разрядных
напряжений относительно оболочки для двух разноименно за-
ряженных цилиндров необходима оболочка почти вдвое боль-
шего диаметра, чем при одном внутреннем электроде. При этом
следует специально подчеркнуть, что разрядное напряжение
между разноименно заряженными внутренними электродами
вдвое больше, чем относительно оболочки.
Таким образом, для двух противоположно заряженных ци-
линдров в общей оболочке оптимальное отношение А//?~0,5
при (R/r0)onT^6.
Для проектирования изоляционных конструкций необходимо
определить область изменения отношений R/r0 и h/R, в которой
разрядные напряжения изменяются мало. На рис. 5-38, а при-
ведены кривые, ограничивающие области значений Д/7? и
R/r0, где разрядные напряжения отличаются от максимального
значения на 5 и 10%. Как видно, область оптимальных зна-
224
чений R/r0 достаточно широка и для 10 %-кого отклонения от
^н. макс охватывает диапазон 3,7</?/г0^9,7, что позволяет кон-
структору размещать в пределах одной и той же оболочки эле-
менты ГРУ существенно различных размеров практически без
потери прочности. Допустимые отклонения от оптимального от-
ношения Л//? значительно меньше, однако также достаточно ве-
лики.
В симметричной трехфазной системе (см. рис. 5-33)
D = ]/з”Л. Для отыскания зарядов на всех электродах необ-
ходимо решить систему потенциальных уравнений:
з
(i = l, 2,3).	(5-120)
где a/k — собственные (i=k) и взаимные потенциальные
коэффициенты. Для симметричной трехфазной системы все соб-
ственные и все взаимные потенциальные коэффициенты одина-
ковы.
Собственные потенциальные коэффициенты определяются
формулой (5-107). Для вычисления взаимного потенциального
коэффициента необходимо определить потенциал незаряжен-
ного электрода (например, электрода 2) в поле заряженного
электрода (например, электрода /). В соответствии с вышеиз-
ложенным [см. формулу (5-108)] потенциал незаряженного
электрода можно вычислить на его оси без учета отраженных
в нем зарядов (см. рис. 5-33, б). Поскольку расстояние между
отраженным зарядом — q\ и осью электрода 2
_Д_1п_^
2 ns 0	Д
U2=
2л80 D
——In—X
2л80 Уз r
Следовательно, взаимный потенциальный коэффициент
а12=-^-=—!—In—+0,5? + 0,75 •
<71 2ле0 ]/з fl V \ А2	)
(5-12Р
8
Заказ № 412
225
Решение уравнения (5-120) с учетом равенств = «зз; «12=«2з = ai3, получим в виде	«11 = «22 =
। ।	«12	«12 Ul-{- Ц» п	Ui	«и	Он	и 1 qi~ п	2	’ “п	а,,	ат, 1 Ч			2	— «И “11	(5-122)
। ।	“12	«12	1/1 -|- 17 3 U 2	аи	ап	U 2 чъ —	-		-  ; и ^-2-». “11 “11	(5-123)
। ।	«12	«12	t/j "И 1^2 _  	^3	“11	«11	U 3	 Я3	“И	а	а2 1+^Д_ -2— “11 “11	(5-124)
Расчетная система зарядов для вычисления напряженности
поля на поверхности электрода 1 показана на рис. 5-33, в. Для
учета влияния зарядов соседних электродов и отраженных
в оболочке зарядов воспользуемся формулой (5-99). При вы-
бранной на рис. 5-33, в системе отсчета углов
?i 1	2?i
2леоГо 2леоГо
2<72
2ле0г0
—"------СО5ф +
-----Д
д
cos 2ф
,2
го	п ( 5л '
----cos2( ф-----------
£>2 к 6 .
гп	Гл	1	2(?Ч
-----cos <4»—Т)----------cos 2 (ф—у)--------------------х
В	В2	J	2л80г0
'о
X —— COS
L D
Acos
О2
5л
6
г	г2	1а
— —cos (ф + у)-----— cos 2 (ф + у) =--!—
В	в2	2яввГв
X [1-1-2 —_____+ 2 —____-------2—^-х
Д У?2 _ 1 Д2 Z У?2 _ jY 91
Д2	Id2/
226
2
fo / 5л \ .	rо	5л \
— cos I ф----------------------cos 21 <p---------i —
D V 6 7 D2 V 6/
----^~C0S<(I,—?)-----^-соэ2(ф—у) — 2-^-x
^coslT+f)---<5'125’
где угол
л , Я2
A 4------cos
A
V = л — arc cos----------------
r	В
= л—arc cos
0,5^
A2
a
4-0,75
Подставляя отношения q2/qi и qs/qi согласно (5-122) —
(5-124) и приравнивая Емакс к Ен, получаем выражение для qH,
форма записи которого соответствует (5-116). При подстановке
этого заряда в формулу (5-122) находим разрядное напря-
жение
П„ =
2лео£нГоац
ku
«12
«11
«12 _ 2 «12
«11	«И
«12 Z 6^2 4~ 17з
«11 \ U1
(5-126)
Принимая в качестве расчетной системы воздействующих
напряжений (72 = Ез =—0,5 (Д, согласно (5-122) — (5-124) по-
лучаем <72 = <7з=—0,5 <7ь При такой системе воздействующих
зарядов максимальная напряженность поля достигается либо
при ф=0, либо при ф = л. Поэтому согласно (5-125):
гп А 1	rn А2	1
£н = 1 ±2—-----------!-----4 2—5--------------------
R R 1 _ A2 R2 R2 А _ А2 у
R2	k R2 )
— 2[±0,87—-------0,5 — ± J°-cos?4- —cos2y],
L D D* в	в2 J
(5-127)
8*	227
при этом углу <р = 0 соответствуют верхние
= л— нижние знаки.
Подставляя в формулу (5-126) значения
произведя деление многочленов, получаем
--Я8о,£нГ° (ац-а12).
«н
иа =
знаки, а углу <р —
и2=иъ = __0,5^ и
Подставляя значения ап и <ц2 согласно (5-107), (5-121) и
переходя к относительным величинам, получаем
/?а А _ А2 \__r0 1
Un = г0 1п у у Аг0 \	7?2 /	7? 1 — MR .
E«R knR	// я>2	\2
V(4r+"’5)+0-75
(5-128)
Рабочая емкость фазы в симметричной трехфазной системе
при (72=(73 =—0,5(71 составляет
?i
t/i
С =
2п80
R2 fl да Л г° 1
In КГ Аг° R2 ' R 1 — MR
V(^+‘,'5)’+<’-’5
(5-129)
Сравнение формул (5-129) и (5-118) показывает, что рабо-
чие емкости двухфазной системы при (72 = —Ui и трехфазной
системы при (/2 = (73=—0,5(71 близки. Это определяет возмож-
ность и целесообразность использования двухфазной системы
в качестве эквивалента трехфазной.
На рис. 5-36 и 5-38, б приведены результаты вычислений по
формуле (5-128). Как видно, данные для трехфазной и для
двухполюсной изоляционных систем практически совпадают.
Максимальное относительное значение разрядного напряжения
примерно вдвое меньше, чем для коаксиальной системы. По-
этому и для трехфазной системы диаметр оболочки должен
быть только вдвое больше, чем при пофазной коаксиальной си-
стеме. Это обстоятельство открывает широкие возможности
для создания более компактных конструкций ГРУ. Возмож-
ность варьирования в широких пределах отношения R/r0 прак-
тически без потери электрической прочности изоляционной си-
стемы позволяет конструктору размещать в одной оболочке
различные элементы ГРУ, например сборные шины, разъеди-
нители.
228
5-8. Экранирование токоведущих элементов ГРУ
Назначение экранов токоведущих элементов ГРУ такое же,
как и для аппаратов открытой установки: уменьшение напря-
женности поля на токоведущих элементах с целью ограничения
коронного разряда (для ГРУ — исключения); повышение элек-
трической прочности изоляционных промежутков путем вырав-
нивания распределения напряженности поля; уменьшение мак-
симальной напряженности поля в толще твердой изоляции.
Однако изложенная в § 5-3, 5-4 методика выбора систем
экранов аппаратов открытой установки не может быть исполь-
зована для выбора экранов ГРУ по той причине, что изоляци-
онные расстояния в ГРУ сравнимы с размерами токоведущих
электродов и соответственно их экранов. Поэтому соседние
электроды, находящиеся под другим потенциалом, и за-
земленная оболочка оказывают весьма существенное влияние
на поле изоляционной системы в целом и не могут не учиты-
ваться при вычислении максимальной напряженности поля.
Таким образом, при расчете систем экранов ГРУ, как правило,
приходится разбивать поверхности электродов на однородные
элементы и пользоваться численными методами решения си-
стем большого числа, уравнений с помощью ЭВМ. В связи
с этим в настоящем параграфе приведены результаты числен-
ных расчетов, представленные в возможно более общей форме,
пригодной для использования в ГРУ разного исполнения на
различные номинальные напряжения.
Принципы создания экранов для ГРУ можно пояснить на
примере разъединителя герметичного исполнения, являющегося
характерным элементом ГРУ всех известных типов. Предназ-
наченный для изолирующего промежутка в рассечке шины вы-
сокого напряжения, этот аппарат включает в себя два разде-
ляемых отрезка токоведущего контура и перемещаемый кон-
тактный элемент — нож разъединителя, с помощью которого
замыкается или размыкается цепь тока. Перемещение ножа
разъединителя осуществляется с помощью специального при-
вода. Для поддержания в изолирующем промежутке газа за-
данного состава и давления аппарат размещается в замкнутой
оболочке. При наличии перечисленных принципиально важных
элементов в экранировании нуждается прежде всего главный
изолирующий промежуток между разделяемыми участками
шины высокого напряжения, затем промежутки между каждым
из разделяемых участков и заземленной оболочкой, а также
основания твердых изоляторов в месте механического контакта
диэлектрика с металлом. Кроме указанных элементов, разъеди-
нитель нуждается в экранировании различных острых кромок
(например, мест сопряжения оболочки аппарата с оболочками
соседних устройств, мест сопряжения различных по форме
участков оболочки самого аппарата и т. д.), дополнительных
контактных узлов, служащих для присоединения его к общей
229
'///////////////////////////////77777^///////
Рис. 5-39. Сферическая форма окончаний
цилиндрических электродов: а — при ра-
венстве радиусов сферы и цилиндра; б —
при соотношении радиусов сферы и ци-
линдра 2:1	(а=30°); в — сферическая
форма окончания с откидывающейся крыш-
кой
цепи тока, мест прохож-
дения изолирующей тяги
или вала привода через
оболочку и через экран
высоковольтной шины и
всех других элементов,
где по конструктивным
соображениям нарушена
гладкость поверхности
проводящих элементов и
требуется уменьшить на-
пряженность электриче-
ского поля.
Экраны контактных
окончаний	разъедини-
теля. Для повышения
электрической прочности
межконтактного проме-
жутка и соответственно
для . уменьшения его
длины экраны контакт-
ных окончаний разъеди-
нителя в разомкнутом со-
стоянии должны обеспе-
чивать оптимальное вы-
равнивание электриче-
ского поля как в межкон-
тактном промежутке, так
и в промежутке между
экранами и оболочкой.
Наиболее простой формой экранов контактов является сфе-
рическая или близкая в ней (рис. 5-39). В этом случае необ-
ходимо предусмотреть возможность прохода контактного окон-
чания ножа через сферическую поверхность. Для этого можно
использовать, например, откидывающуюся крышку левого эк-
рана (рис. 5-39, в), внутри которого расположены роликовые
контакты, входящие в соприкосновение с цилиндрической по-
верхностью подвижного ножа. Откидывающаяся крышка (в ра-
зомкнутом состоянии разъединителя крышка закрыта) приво-
дит к некоторому повышению напряженности поля по ее кон-
туру, хотя ее края должны быть закруглены.
Кривые распределения напряженности по поверхности
экрана приведены на рис. 5-40 для случая, когда один из эк-
ранов заземлен, расстояние между электродами /Мк=^с, /Мк=
= 4гс и радиус сферического окончания равен радиусу ци-
линдрической части экрана, т. е. гс = г3 (см. рис. 5-39, а). При
1мк=гс распределение напряженности определяется в значи-
тельной степени зарядами заземленного экрана, поэтому мак-
симум напряженности соответствует ближайшему к заземлен-
230
Рис. 5-40. Распределение напряжеииости
поля Е по поверхности полусферического
окончания экрана разъединителя (см.
рис. 5-39, а) при различных отношениях
радиуса оболочки R к радиусу закругле-
ния rc; I — координата вдоль поверхности
закругления; Ео — напряженность поля на
цилиндрической части экрана вдали от
разрыва; г — координата вдоль оси сим-
метрии ’экрана контакта,
Сплошная линия /мК=гс » штриховая — ZMK=4rc
ному экрану участку по-
верхности высоковольт-
ного экрана. При /мк=
= 4гс напряженность оп-
ределяется взаимодейст-
вием зарядов высокопо-
тенциального экрана и
оболочки. Поэтому макси-
мум напряженности не-
сколько смещен от оси
симметрии системы. При
7?/гс>3,25 распределение
напряженности в торце-
вой части экрана практи-
чески равномерно, но на
55—90 % превосходит на-
пряженность на цилинд-
рической части электрода
вдали от межконтактного
промежутка. Для облег-
чения анализа рис. 5 40,
кроме оси абсцисс Z/rc,
приведена вторая ось, на
которой отложены соот-
ветствующие значения пе-
ременной z/rc.
Уменьшение радиуса
цилиндрической части эк-
рана по сравнению с ра-
диусом сферического
окончания (см. ' рис.
5-39, б) приводит к неко-
торому увеличению мак-
симальной напряженности
на сфере. Степень этого
увеличения можно оце-
нить с помощью рис. 5-41,
где для различных соотношений радиусов цилиндра га и сферы
гс приведены зависимости максимальной напряженности на эк-
ране как функции от отношения радиуса оболочки к радиусу
сферы R/rc. Как видно, при изменении радиуса цилиндра гэ от
гс до rosin 15°=0,259-Гс, максимальная напряженность увели-
чивается не более чем на 6 % и почти на столько же увеличи-
вается при удалении цилиндрического участка электрода (гэ=0).
Это позволяет оценить экранирующее влияние цилиндра на сфе-
рический экран.
Поскольку каждая из кривых 1—5 (рис. 5-41) соответствует
какому-то фиксированному значению ra/rc = sina (см. рис. 5-39),
вместе с аргументом R/rc меняется также и R/r3. На рис. 5-41
23»
Рис. 5-41. Зависимости относительной величины максимальной напряжен-
ности поля иа сферическом окончании экрана разомкнутого контакта разъ-
единителя при /мк=4гэ от отношения радиуса оболочки 2? к радиусу сферы га
при различных отношениях гэ/го = 0 (кривая 1); re/rc = sin 15°=0,259 (кри-
вая II); sin 30°=0,5 (кривая III); sin 45°=0,71 (кривая IV); sin 90°= 1
(кривая V), а также зависимость EoR/U=f(Rlra) (кривая VI)
Рис. 5-42. Зависимости относительной величины максимальной напряжен-
ности на сферическом окончании экрана от расстояния между контактами
для r8/rc=sin 45°=0,71 при различных отношениях 2?/гс = 4 (кривая 1); 3,5
(кривая 2); 3,0 (кривая 3); 2,5 (кривая 4); 2 (кривая 5); 6 — линия, соеди-
няющая точки кривых, соответствующих отношению /мк//?=0,8
помечены фиксированные значения 7?/гэ; для получения про-
межуточных значений следует воспользоваться аргументом
R/rc и известным отношением гэ/гс.
Как видно из рис. 5-41, напряженность на экране мини-
мальна при Rlrc^Z независимо от радиуса цилиндрической ча-
сти экрана. Причем в диапазоне изменения отношения R/rc =
= 2,04-2,5 максимальная напряженность изменяется незначи-
тельно. Поэтому конструктор имеет некоторую свободу в вы-
боре радиуса сферического окончания экрана.
Следует заметить, однако, что во всем возможном диапазоне
изменения отношения R/rc напряженность поля на сферическом
окончании экрана значительно превосходит напряженность поля
на цилиндрической его части вдали от разрыва (кривая VI на
рис. 5-41).
232

-
1jmk
Рис. 5-43. Вариант экранирования контактов разомкнутого разъединителя ГРУ
При уменьшении межконтактного расстояния максимальная
напряженность поля на сферическом окончании экрана увели-
чивается сначала медленно, а затем все быстрее (рис. 5-42).
Причем, чем больше отношение 7?/гс, тем при большем отноше-
нии 1мк/гс происходит быстрое увеличение Емакс под влиянием
соседнего экрана. Приближенно можно принять, что влияние
соседнего экрана незначительно при /Мк>0,8 R (рис. 5-42).
На рис. 5-42 приведены результаты расчетов при гэ/гс = 0,71.
Для их использования при других значениях гэ/гс оценим из-
менение Емакс при изменении отношения гэ/гс- На рис. 5-42 для
отношения 7?/гс = 2,5 нанесены также зависимости EmskcRIU
при гэ/гс=1 и гэ/гс = 0,5, а область значений между ними за-
штрихована. Как видно, она достаточно узка — ее размах не
выходит за пределы 3%. Поэтому приведенными данными
можно пользоваться и при значениях гэ/гс¥=0,71.
Пример другого более сложного варианта исполнения экра-
нов контактных окончаний изображен на рис. 5-43. В этом ва-
рианте форма экранов не изменяется при движении ножа разъе-
динителя, что определяет необходимость скругления не только
внешней части экрана торца (радиус и), но и внутренней его
части (радиус г2). Поэтому радиус цилиндрической части эк-
рана гэ = 'к+fi + г2 больше, чем в рассмотренном выше вари-
анте сферического окончания экрана.
Рассмотрим вначале экраны с полутораидальной формой
окончания (Г1 = Гг) и при большом межконтактном расстоянии,
практически исключающем влияние соседнего контакта на мак-
симальную напряженность поля. При увеличении отношения
радиусов экрана гэ и ножа гк радиусы скругления г\ и г2 уве-
личиваются. Поэтому максимальная напряженность поля на
поверхности экрана уменьшается (рис. 5-44). При этом умень-
шение отношения R/r3 приводит к уменьшению максимальной
напряженности поля. В связи с этим необходимо проанализи-
ровать влияние отношения /?/гэ на максимальную напряжен-
ность на экране (рис. 5-45). Как видно из рис. 5-45, при R =
= const максимальная напряженность проходит через минимум
при Rlr-,~2 при изменении отношения ri/r2 в широких пределах.
' С учетом незначительного изменения максимальной напряжен-
ности поля вблизи ее минимума можно рекомендовать в каче-
233
Рис. 5-44. Зависимости относительной величины максимальной напряженно-
сти иа экране от отношения радиусов цилиндрической части экрана гэ и под-
вижного контакта гк при r1/r2= 1 (кривая 1, 2) и ri/r2=5 (кривые 3, 4) и от-
ношениях R/ra—2,72 (кривые 1, 3) и 2 (2, 4)
стве оптимального диапазон изменения отношения R/r3 1,5^
^^/гэ«£2,7. Таким образом, при заданном радиусе оболочки
оптимальный размер цилиндрической части торцевого экрана
больше, чем для цилиндрической коаксиальной системы (см.
§ 5-7), для которой (7?/г0) опт ~ 2,72. Для сравнения условий ра-
боты этих систем на рис. 5-45 приведены зависимости отноше-
ния максимальной напряженности на поверхности торцевого
экрана к напряженности на поверхности внутреннего электрода
при г0 = га (кривые Г—4'). Как видно, это отношение во всех
приведенных случаях увеличивается практически линейно и
в области оптимальных значений R/r3 составляет 1,34-1,8 в за-
висимости от отношений R/rK и rjr2. В связи с этим целесооб-
разно проанализировать зависимость максимальной напряжен-
ности на торцевом экране от отношения rjr2 (рис. 5-46). После
резкого снижения £Макс при увеличении отношения , rjr2 от 1
до 5—6 дальнейшее увеличение rjr2 мало сказывается на £маКс-
Поэтому можно рекомендовать в качестве оптимального отно-
шения Г1/г2 = 5—6.
Как указывалось выше, приведенные данные относятся к та-
кому расстоянию между экранами, когда их взаимным влия-
нием можно пренебречь. Для выбора межконтактного проме-
жутка необходимо иметь зависимость напряженности на поверх-
ности экрана от его длины /мк. Эти зависимости приведены на
рис. 5-47. Влияние электрода с нулевым потенциалом при всех
приведенных соотношениях ri/r2 сказывается до 1МК//Об = 0,75 за
исключением полутораидального окончания с ri = r2, для кото-
рого влияние противоположного электрода можно проследить
вплоть до /МкДоб= 1,25. Однако этот случай далек от оптималь-
234
Рис. 5-45. Зависимости относительной величины максимальной напряжен-
ности Емакс на поверхности экрана (рис. 5-43) от отношения радиусов обо-
лочки и экрана при га/гк=2 (кривые 1, 3), га/гк = 5 (кривые 2, 4) при п/г2=2
(кривые 1, 2) и ri/r2=5 (кривые 3, 4), а также зависимости отношения_£макс
к напряженности на поверхности цилиндрической части экрана вдали от раз-
рыва Ео от R/rB (кривые 1'—4')
Рис. 5-46. Зависимости относительной величины максимальной напряженно-
сти на торцевом экране (рис. 5-43) от отношения г-./г2 при отношении гэ/гк-:2
(кривые 1, 3) и 5 (кривые 2, 4) и при отношениях R[rB=2 (кривые 3, 4)
и 2,72 (кривые 1, 2)
ного, поэтому его не следует принимать во внимание. Таким
образом, увеличение межэлектродного расстояния свыше 0,75
(R—гэ) не приводит к снижению максимальной напряженности
и поэтому нецелесообразно.
Подводя итог, следует остановиться на порядке выбора раз-
меров изоляционной системы разъединителя.
Диаметр подвижного контакта (ножа) разъединителя выби-
рается исходя из трех условий: сечение проводника должно
быть таким, чтобы при протекании номинального тока плот-
ность тока не выходила за пределы оптимальных значений (см.
§ 2-2); диаметр цилиндрической части контакта должен обес-
печивать необходимый теплоотвод с его поверхности, чтобы
обеспечить требуемый тепловой режим; диаметр цилиндриче-
ской части подвижного контакта должен обеспечить отсутствие
разрядов с него при замкнутом разъединителе, что обеспечи-
вается при выполнении требования
£макс т ,	(5"130)
«3
где Ен — начальная напряженность самостоятельного разряда;
235
Рис. 5-47. Зависимости относительной
величины максимальной напряженно-
сти на поверхности торцевого эк-
рана от отношения длины межкон-
тактного промежутка к расстоянию
между цилиндрической частью эк-
рана и оболочкой lo<s=R—rs при
различных отношениях Г}1г2=\ (кри-
вая /); 3 (кривая 2); 5 (кривая 3);
10 (кривая 4) при гэ/гк = 5 и /?/гэ=2
/г3=1/(1—5о*) — коэффици-
ент запаса; о*— 0,06— коэф-
фициент вариации.
Причем Е макс вычисляется
при расчетной величине пере-
напряжений.
Как правило, условие
(5-130) оказывается более
жестким для торцевого экра-
на. Поэтому поле на торце-
вом экране определяет раз-
меры всей изоляционной си-
стемы в целом.
Пусть, например, приняты
следующие отношения для
торцевого экрана согласно
рис. 5-43: 7?/гэ = 2; Г1/гг = 5;
гэ/гк=5. Тогда согласно рис.
5-45, 5-46, 5-47 имеем Емакс —
= 4U/R и с учетом формулы
(5-130) получаем R=4Uk3IEa.
Для полусферического
окончания согласно рис. 5-41
для тех же условий получаем
7? = 3,5^з/£ н, т. е. применение
полусферического экрана поз-
воляет уменьшить диаметр
оболочки на 15 % по сравне-
нию с торцевым экраном.
Кроме того, исходя из при-
нятых соотношений для эк-
рана типа рис. 5-43 на радиус
оболочки накладывается ограничение /? = 2гэ=10гк. И если,
например, оптимальный радиус ножа 5—10 см (см. § 2-2),
радиус оболочки в этом случае должен быть не менее 50—
100 см, что для ГРУ на ПО—220 кВ нецелесообразно. Тогда
приходится отходить от оптимальных отношений, приняв, на-
пример, отношение г3/гк=2. При этом согласно рис. 5-44 от-
ношение EMaKcR/U увеличится примерно на 15 % и необходимый
радиус R увеличится до R = 4,6 UksIEn. Однако в этом случае
по условию проведения тока и теплоотвода с ножа /? = 2гэ=
= 4 гк.
Для полусферического экрана таких трудностей нет. Дей-
ствительно, в этом случае может быть обеспечено соотношение
7?/гк=1,5-н2 без потери электрической прочности изоляционной
системы, и радиус оболочки может быть уменьшен по сравне-
нию с конструкцией рис. 5-43 на 30 % •
Аналогично полусферическое окончание позволяет умень-
шить межконтактный изоляционный промежуток. Действи-
236
тельно, согласно рис. 5-42
при полусферическом
окончании отношение
ЕмаксК/и~3,5 (при R/rc =
= 2), а при экране, пред-
ставленном на рис. 5-43,
минимальное отношение
Емакс R/U при /Мк^0,75Х
X (R—г„) =0,75гэ (при
R/r3=2) равно четырем.
Экранирование осно-
вания дискового изоля-
тора. При коаксиальном
расположении цилиндри-
ческих электродов меха-
ническое крепление внут-
реннего электрода может
осуществляться с помо-
щью изолятора в форме
диска. При этом большое
значение имеет экраниро-
вание основания изоля-
тора на внутреннем элект-
роде, так как именно
в этой области напряжен-
ность поля максимальна,
а при соприкосновении
твердого диэлектрика
с металлом возможно об-
Рис. 5-48. Распределение напряженности
поля в плоскости симметрии двойного то-
роидального экрана при 2?о/го=Ю и- раз-
личных отношениях расстояния I между
осевыми линиями тороидов к их радиусу Ro
для l/R3=0,2 (кривая 1); 0,4 (кривая 2);
0,6 (кривая 3); 0,8 (кривая 4); 1,0 (кри-
вая 5); 1,2 (кривая б); 1,4 (кривая 7); 1,6
(кривая 8)
разование тонкого газо-
вого клина, напряжен-
ность в котором дополни-
тельно усиливается про-
порционально диэлектри-
ческой проницаемости ма-
териала изолятора. Од-
ним из возможных вари-
антов ограничения нап-
ряженности поля в осно-
вании изолятора является введение специальных экранов.
Рассмотрим вначале распределение электрического поля
в плоскости симметрии двойного тороидального экрана (рис.
5-48). При всех рассмотренных соотношениях размеров системы
экранов при значениях координаты у, близких к Ro, напряжен-
ность поля увеличивается при увеличении у. Причем, чем
меньше расстояние между тороидами, тем больше абсолютная
величина изменения напряженности поля и тем круче ее на-
растание. При этом сокращается зона возрастающей напряжен-
ности поля.
237
Рис. 5-49. Схема экранирования осно-
вания дискового изолятора
Если вдоль оси z распо-
ложить цилиндрический вы-
соковольтный электрод с ра-
диусом гэ<^?о, электрически
соединенный с тороидами,
то максимальная напряжен-
ность на его поверхности
будет ослаблена, а на неко-
тором расстоянии при у>
>R0—усилена. Тороидаль-
ный экран позволяет вы-
ровнять распределение на-
пряженности поля вблизи поверхности цилиндрического
электрода. Эта степень выравнивания зависит от соотноше-
ния размеров тороидов и цилиндра и расстояния между торои-
дами. Пример экранирования дискового изолятора показан на
рис. 5-49, где осевая линия тороида совмещена с поверхностью
цилиндрической части экрана. При этом резко (в несколько раз)
уменьшается максимальная напряженность поля у поверхности
цилиндрического электрода (рис. 5-50). При y/R = 0,5—0,6 она
не изменяется, а при больших значениях y/R — увеличивается.
Причем максимум напряженности достигается в средней части
дискового изолятора, почти не зависит от отношения r0/R и
меньше максимума неэкранированного изолятора почти в 1,5
раза. Поскольку наиболее опасным является место сопряжения
изолятора с высоковольтным электродом, полученное распреде-
ление напряженности поля чрезвычайно благоприятно и обеспе-
чивает существенное повышение надежности работы изолятора.
Зависимости максимальных
напряженностей в толще дис-
кового изолятора и на поверх-
ности экранов (в точке М на
рис. 5-50) от отношения ro/R
(рис. 5-51) имеют минимум
в области го//? = О,17—0,18.
При увеличении толщины
дискового изолятора А>0,2/?
напряженность поля в месте
сопряжения изолятора с ци-
линдрическим электродом уве-
личивается, а напряженность
в средней части изолятора
(при г/~0,1757?) уменьшается.
Так, при А=0,47? первая
величина больше примерно на
5%, а вторая меньше на 15—
20%, чем при А = 0,2/?.
Приведенные данные по-
зволяют сделать вывод об эф-
Рис. 5-50. Распределение напряжен-
ности поля в толще дискового изо-
лятора толщиной Л=0,2 R при его
экранировании по схеме рис. 5-49
при отношениях п>//?“0 (кривая 1);
0,1 (кривая 2); 0,15 (кривая 3); 0,20
(кривая 4); и 0,25 (кривая 5)
238
фективности утапливания основания
дискового изолятора в поверхность вы-
соковольтного электрода (когда это воз-
можно по конструктивным соображе-
ниям), т. е. при Гмин<Гэ- В этом случае
радиус го закругления поверхности эк-
рана, примыкающей к изолятору, мо-
жет быть выбран также по данным
рис. 5-50, причем максимальная напря-
женность на поверхности закругления
экрана оказывается значительно мень-
ше, чем при наличии выступа.
Таким образом, для уменьшения на-
пряженности поля в основании и в тол-
ще дискового изолятора целесообразно
по возможности уменьшать его толщину
(например, за счет армирования его
стекловолокном) и утапливать в поверх-
ность цилиндрической части экрана.
Экранирование поворотов токопро-
вода. При конструировании ГРУ необ-
ходимо выполнять поворот системы ко-
аксиальных цилиндров на угол до 90°.
Соответственно необходимо оптимизиро-
вать этот узел конструкции. В качестве
математической модели этого узла ис-
следовалось поле между двумя коакси-
альными тороидами (рис. 5-52). Макси-
Рис. 5-51. Зависимости
максимальных напря-
женностей поля на по-
верхности тороидального
экрана (1) и в толще
дискового изолятора (2)
от отношения rjR для
изоляционной системы
рис. 5-49 при Д=0,2 R
мальная напряженность на поверхности внутреннего электрода
(на его внешней образующей) медленно уменьшается при уве-
личении радиуса поворота Ro (рис. 5-53), приближаясь к соот-
ветствующему значению для коаксиальных цилиндров. Эта за-
висимость может быть аппроксимирована с погрешностью не
более 1 % формулой
Емакс-[0,216-0,069 (ВД)] —........(5-131)
Го In RlrB
Максимальная напряженность на поверхности наружного
тороида (на образующей наименьшего радиуса) быстро умень-
шается при увеличении отношения RolR, приближаясь к U/R на
поверхности цилиндрической оболочки.
Для иллюстрации изложенного относительно экранов от-
дельных узлов аппарата рассмотрим один из возможных вари-
антов конструкции герметизированного разъединителя сверхвы-
сокого напряжения. Его схематическое изображение приведено
239
Рис. 5-52. Система коаксиальных тороидов
Рис. 5-53. Зависимости относительных величин максимальных напряженно-
стей на поверхности внутреннего (кривая /) и наружного (кривая 2) ко-
аксиальных тороидов от отношения RJR
на рис. 5-54. В герметизирующей заземленной оболочке 1 рас-
положены разделяемые отрезки токоведущего контура с экра-
нами 2, 4, 6, причем в разомкнутом положении нож разъедини-
теля 5 размещен внутри экрана 6. Механическое крепление
высоковольтных элементов осуществляется с помощью изоля-
торов 3, выполняющих одновременно роль герметизирующих
крышек, а также с помощью опорного конусообразного изоля-
тора 11. Снаружи оболочки размещено устройство привода 10
и заземлитель 13, отделенные от внутренней полости аппарата
герметизирующими крышками 9. В крышках имеются отвер-
стия для изолирующего вала привода 8 и ножа заземлителя 12.
В аналогичных по форме экранах 4, имеющих форму тел вра-
щения, расположены контактные узлы. Для прохождения ножа
разъединителя в торцах этих экранов имеются отверстия, а об-
разующиеся кромки сглажены. Схожими с ними по форме яв-
ляются правая часть экрана, служащая для ввода диэлектри-
ческого вала в высоковольтную часть установки, экран отвер-
стия для прохождения диэлектрического вала в крышке 9,
аналогичные экраны ножа разъединителя и все экраны ро-
зеточных контактов 2. В местах сопряжения цилиндрического
корпуса аппарата с патрубками различного диаметра острые
кромки закрыты экранами 7.
Экраны с промежуточным потенциалом. Во всех описанных
выше способах экранирования тех или иных узлов герметизи-
рованных аппаратов потенциал проводящей поверхности экрана
равен потенциалу высоковольтного электрода, а распределение
электрического поля в промежутке между экраном и оболочкой
240
Рис. 5-54. Схема экранной системы разъединителя ГРУ
определяется только конфигурацией граничных поверхностей.
В ряде случаев такого экранирования высоковольтного элект-
рода оказывается недостаточно, например, когда необходимо
выравнить распределение электрического поля в промежутке,
длина которого значительно превышает допустимые размеры
экрана. Такая задача возникает при разработке экранной си-
стемы для изолирующего вала разъединителя сверхвысокого
напряжения.
На рис. 5-55 в увеличенном масштабе изображен промежу-
ток с изолирующим валом привода. Потенциал цилиндриче-
ской оболочки и правого экрана равен нулю, потенциал левого
экрана равен V. Распределение напряженности электрического
поля вдоль изолирующего вала резко неравномерно (кривая 1).
Максимальная напряженность более чем вдвое превосходит
среднее значение.
Действенной мерой для выравнивания электрического
поля в подобных случаях является принудительное распределе-
ние потенциала с помощью вводимых в промежуток специаль-
ных экранов и делителей напряжения. Дополнительный торо-
идальный экран с управляющим потенциалом 0<| <ру |<| U |
обеспечивает при правильном выборе его размеров, положения
в промежутке и потенциала существенное снижение максималь-
ной напряженности и выравнивание поля в промежутке. Па-
раметрами экрана, подлежащими выбору, являются радиус
экрана Ro, радиус трубы тороида г0, координата вдоль оси си-
стемы 2Т и потенциал <ру. Эти параметры определяются из ус-
ловия максимального ограничения напряженности поля в твер-
дом диэлектрике. На рис. 5-55 изображен тороидальный экран
оптимальных размеров и в оптимальном положении. Оптималь-
241
Рис. 5-55. Распределение напряженности поля вдоль изоляционного вала при
отсутствии (кривая 1) и наличии (кривая 2) дополнительного тороидаль-
ного экрана с потенциалом <ру = 0,8 U при /?=500 мм; /?0=274 мм
ное значение потенциала <ру=0,8 U. Максимальная напряжен-
ность поля в промежутке уменьшается в результате введения
экрана с промежуточным потенциалом более, чем на 40%. Ис-
пользование емкостных или омических делителей напряжения
позволяет создать близкое к равномерному распределение по-
тенциала в конструкциях, где без применения таких устройств
неравномерность значительна. Число ступеней деления потен-
циала при этом может быть велико. Принудительное распре-
деление потенциала является весьма мощным средством оп-
тимизации конструкций высокого и сверхвысокого напряжения.
ГЛАВА ШЕСТАЯ
ПРОЕКТИРОВАНИЕ ПРИВОДНЫХ УСТРОЙСТВ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ
6-1. Общие положения
В электрических аппаратах используются ручные, электро-
магнитные, электродвигательные, пружинные, пневматические
и гидравлические (пневмогидравлические) приводы. Привод
осуществляет механические операции и циклы, обеспечивая ра-
ботоспособность электрического аппарата в эксплуатации.
По способу включения и отключения приводы подразделя-
ются на неавтоматические (ручные), где используется
242
только сила оператора, полуавтоматические, когда одна
операция выполняется вручную, а другая — дистанционно (ав-
томатически) от электромагнитного пускового устройства, ав-
томатические, когда все операции осуществляют автома-
тически, без участия оператора.
Привод состоит из источника энергии, силового механизма,
пускового устройства управления и накопителя энергии [87].
Например, в воздушных высоковольтных выключателях источ-
ником энергии является пневмраккумулятор с высоким исход-
ным давлением сжатого воздуха, силовым механизмом — пнев-
моцилиндр, поршень которого через передаточный механизм
связан с подвижными контактами, пусковым устройством уп-
равления— пусковой электромагнитный клапан. Накопите-
лем энергии обычно в таких выключателях служит сжатый
воздух, воздействующий на поршень пневмоцилиндра вместе
с пружинами, которые и обеспечивают возвратное движение
поршня и замыкание контактов. В некоторых конструкциях
аппаратов (например, в элегазовых выключателях) операция
отключения производится пневматическим механизмом и одно-
временно через передаточный механизм происходит завод вклю-
чающих пружин в пружинном накопителе энергии. Следую-
щая операция включения осуществляется пружинным меха-
низмом.
Следовательно, взаимосвязанная работа механизмов и уст-
ройств привода в совокупности обеспечивает выполнение тре-
буемых от аппарата механических характеристик.
Для того чтобы выбрать лучшее техническое решение и оце-
нить его уровень, конструктор при проектировании должен
иметь показатели — критерии оптимизации.
Критерии оптимизации приводов электрических аппаратов
многогранны и противоречивы. К примеру, в силовых быстро-
действующих высоковольтных выключателях привод должен
иметь малое время срабатывания tcp, обеспечивая при этом пе-
ремещение контактных систем со значительной массой. Для
токоограничивающих быстродействующих многоамперных вы-
ключателей привод должен иметь возможно более малые объем
Vn и массу т„. Для таких выключателей требуется обеспечить
минимум отношения управляющего усилия (сигнала управле-
ния) к исходному усилию силового механизма, а также мини-
мум времени ta подготовки привода к работе.
Для приводных электромагнитных механизмов, которые пи-
таются от конденсаторной батареи, важно уменьшить потреб-
ление энергии на одно срабатывание ТС7ЭМ. Для приводов аппа-
ратов массового производства требуется низкая стоимость
изготовления и эксплуатации.
Значимость каждого из перечисленных критериев для раз-
ных аппаратов неодинакова, поэтому конструктор должен вве-
сти систему приоритетов и поставить перед каждым критерием
оптимизации безразмерный весовой множитель Тогда обоб-
243
щенный (глобальный) критерий оптимизации привода электри-
ческого аппарата можно представить в виде
min Фг (xj =	(х*) + й2тп (**) + й3Кп (**) + Vn (xj +
+ WM(xJ+ . . . ,	(6-1)
где x* (хь x2, ...,хп)—совокупность варьируемых параметров.
Остановимся на исходных варьируемых параметрах при про-
ектировании привода. Они прямо или косвенно определяются
требуемыми номинальными характеристиками электрического
аппарата. Так, для воздушного высоковольтного выключателя
согласно ГОСТ 687—78 к таким характеристикам относятся
номинальный ток и напряжение, ток отключения, давление
(избыточное) сжатого воздуха ри и напряжение питания вклю-
чающих и отключающих электромагнитов. Большое значение
для проектирования привода имеют и такие номинальные ха-
рактеристики выключателя, как последовательность операций
(циклы), длительность короткого замыкания (электродинами-
ческая и термическая стойкость к сквозным токам короткого
замыкания), ток включения, уровень изоляции и т. д. Следует
при этом учитывать категорию размещения, климатическое ис-
полнение, а также вид установки аппарата (опорный, подвес-
ной, настенный и т. д.). При этом аппарат и его элементы
должны соответствовать рекомендациям МЭК, стандартам СЭВ
и СССР. Следовательно, требования к аппарату предопреде-
ляют необходимые характеристики привода: быстродействие,
приведенная масса подвижных частей, скорость контактов на
контрольном участке пути, конечные перемещения, противодей-
ствующие усилия, выбор материалов, место привода в аппарате.
Привод электрического аппарата представляет собой слож-
ную систему взаимосвязанных механизмов и устройств, и в на-
стоящее время еще не разработана обобщенная математическая
модель оптимизации из-за множества случайных и неопределен-
ных параметров, сложности описания динамических процессов.
Поэтому далее будем рассматривать отдельно элементы приво-
дов и их частные критерии оптимизации.
Пусковые устройства приводов. Команда на выполнение
аппаратом операции включения или отключения в виде элект-
рического сигнала поступает на пусковое устройство привода
(тиристоры, электромагнитные пневмо- и гидроклапаны и т. д.).
Из всего многообразия пусковых устройств рассмотрим электро-
магнитные защелки. Защелка фиксирует силовое звено при-
вода во взведенном положении (или фиксирует аппарат во
включенном или отключенном состоянии) . Пусковое устройство
(рис. 6-1, а) имеет защелку 2, которая удерживает звено 1,
являющееся элементом приводного силового механизма [9].
Под действием момента Мс на валу силового механизма за-
щелка стремится повернуться по часовой стрелке вокруг оси
01, но упирается в упор 4. Защелка 2 прижимается к упору
244
Рис. 6-1. Пусковые устройства электрических аппаратов (электромагнитные
защелки)
под действием момента Ali = Fd+Alnp, где P=Mcli, Л4пр—мо-
мент, создаваемый пружиной 5; I — длина звена 1. С учетом
трения [9]
Л11 = У7 (fi-|-^тГ/гт.с^?) Н-Л1пр»	(6'2)
где 6— 0,3—2 мм (рис. 6-1, a); kt — приведенный коэффициент
трения в шарнире Оп г — радиус шарнира Оь k't. с— коэффи-
циент трения скольжения между звеном 1 и защелкой 2; R—
радиус защелки, м; Af„p«0,2H-0,8 Н«м.
При поступлении сигнала на пусковой электромагнит ЭМ
якорь последнего приходит в движение и ударным силовым им-
пульсом проворачивает защелку против часовой стрелки. Звено
1 освобождается, и силовой механизм привода приходит в дви-
жение.
Мощность пусковых электромагнитов в аппаратах ограни-
чена, и поэтому одним из способов совершенствования конст-
рукций электромагнитных защелок является достижение мини-
мального момента Mi, необходимого для расцепления при воз-
можно большем моменте Мс на валу силового механизма.
Поэтому примем за критерий оптимизации такого пускового
устройства отношение
min-^l-(/, 6, kt, kt. с, г, R, Мпр).	(6-3)
На нескольких примерах покажем пути совершенствования
электромагнитных защелок [9].
Пример 6-1. Определить момент М,, необходимый для срабатывания за-
щелки (рис. 6-1, а), если момент Мс, приложенный к звену 1, равен 120 Н-м,
коэффициент трения скольжения k't. с=0,2, размеры звеньев /=0,08 м, /? =
= 0,05 м, 6 = 0,002 м, момент, создаваемый пружиной, Мпр=0,5 Н-м, радиус
шарнира г=0,005 м, приведенный коэффициент трения в шарнире О, йт=0,2.
245
Решение. Сила, прижимающая звено 1 к защелке 2, F=Ma!l=
= 120/0,08=1500 Н. По формуле (6-2) получим ЛЬ = 1500-(0,002+0,005-0,2+
+0,2-0,05)+0,5= 20 Н-м.
Момент трения между звеном 1 и защелкой 2 составляет MT=Fk'T. CR~
= 15 Н-м, то есть 75 % момента, необходимого для расцепления.
Рассмотрим более совершенную конструкцию электромаг-
нитной защелки (рис. 6-1, б), где существенно уменьшен мо-
мент трения Мт. Здесь при расцеплении происходит перекаты-
вание (качение) одного звена по другому (трение скольжения
заменено на трение качения). Ролик 2 может быть закреплен
не на защелке, а на удерживаемом звене 1. Если ролик имеет
диаметр <2р=О,О15 м, коэффициент трения качения йк=5-10'5
(сталь по стали, закаленные), диаметр оси ролика 2г=0,005 м
и коэффициент трения скольжения &'т. с = 0,2, то приведенный
коэффициент трения
kn = 2 (kK 4- rk-t. с) Idp = 0,073.
Отсюда момент Л4Ь необходимый для расцепления, согласно
формуле (6-2) равен 10,5 Н-м, т. е. в два раза меньше, чем
для конструкции рис. 6-1, а.
Дальнейшее совершенствование электромагнитных защелок
возможно как по пути оптимизации пускового электромагнита,
схемы его питания, применения электродинамического или ин-
дукционно-динамического механизма, так и модернизации кон-
струкции защелки (использование дополнительных звеньев,
введение дополнительного механизма с грузом и т. д.).
В пневматических и гидравлических приводах в качестве
пусковых устройств используются электромагнитные клапаны
(рис. 6-2). Подвижная часть клапана 1 через шток 2 связана
с электромагнитным механизмом. В полости А рабочая среда
(газ или жидкость) находится под высоким давлением р0. От-
крывание клапана усилием Fa вызывает истечение среды в по-
лость низкого давления ра- После прохождения заданного рас-
стояния 1т с предельной скоростью, обычно /т^0,25 d, обеспе-
чивается торможение тарелки клапана, где d — диаметр
проходного отверстия клапана.
Пусковые клапанные устройства вы-
полняются самоуплотняющимися. Если
для электромагнитных защелок критерий
оптимизации был представлен как
nin Afi/Afc, то для пусковых клапанов
он аналогично формулируется как мини-
мум отношения электромагнитного уси-
лия трогания подвижной части кла-
пана 1 к максимуму расхода рабочей
среды через клапан в секунду. Расход
среды пропорционален сечению проход-
ного отверстия клапана. Для уменьше-
Рис. 6-2. Пусковой кла-
пан электрического ап-
парата
246
ния усилия трогания подвижные части клапана стараются раз-
грузить от лишних нагрузок, создаваемых рабочей средой под
высоким давлением. Например, в конструкции гидроклапана
для гидропривода вакуумного выключателя [11] боковой напор
рабочей среды с давлением р0 = 34 МПа не мешает обеспечить
начало движения подвижной части клапана 1 незначительным
электромагнитным усилием (рис. 6-2). Такая конструкция
клапана с силовым индукционно-динамическим механизмом по-
зволила осуществить открывание проходного отверстия пло-
щадью S = 8-10-4 м2 за время 0,5—0,7 мс (/т = 0,75 см). После-
дующее перемещение используется для торможения, при кото-
ром перемещение тарелки клапана осуществляется в закрытой
полости В. Параметры индукционно-динамического механизма
(ИДМ) следующие: число витков катушки 17, внешний диа-
метр катушки 5,9-10-2 м, максимальный ток в контуре 9000 А.
Силовые механизмы прямо или через передаточные меха-
низмы должны перемещать контактные системы (в некоторых
случаях значительной массы), преодолевать различные силы
сопротивления: электродинамические, трения, отключающих
(включающих) пружин накопителя энергии.
В приводах электрических аппаратов широко используются
ручные, электромагнитные, электродвигательные, пружинные,
пневматические, гидравлические силовые механизмы. Обычно
название привода исходит от названия силового механизма, ко-
торый выполняет наиболее ответственную операцию. Силовые
механизмы следует рассматривать вместе с передаточными ме-
ханизмами. Последние должны иметь значительный механиче-
ский ресурс, простую и надежную конструкцию с малым чис-
лом деталей и подвижных звеньев, а также выдерживать зна-
чительные внешние воздействия (электродинамические усилия,
инерционные перегрузки и т. д.).
Характеристики передаточного механизма определяются
прежде всего его структурой, т. е. его кинематической схемой.
Разработка кинематической схемы (структурный синтез) —
обязательный этап проектирования передаточного механизма.
Когда кинематическая схема выбрана, то в зависимости от
массы и размеров подвижных звеньев, углов поворота, внешних
усилий можно получить различные характеристики механизма.
Задача подбора параметров кинематической схемы для обеспе-
чения заданных внешних характеристик решается в процессе
динамического синтеза механизмов [51]. Пример поиска опти-
мального решения передаточного механизма приведен в гл. 10.
При проектировании силовых и передаточных механизмов
велико значение экспериментальных исследований и натурных
испытаний этих устройств, которые позволяют получить такие
важные данные о работе механизмов в эксплуатации, как дей-
ствительное быстродействие и передаточные отношения, влия-
ние трения и зазоров в шарнирных соединениях, взаимодей-
ствие механизмов (ускоряющих, фиксирующих, противодейст-
247
Рис. 6-3. Пневматические приводные устройства
вующих), гарантированный запас по преодолению внешних сил
сопротивления в процессе выполнения операций включения и
отключения.
Перейдем к рассмотрению вопросов расчета и проектиро-
вания пневматических и гидравлических приводных устройств,
электродинамических и индукционно-динамических механизмов.
6-2. Пневматические приводные устройства
Пневматические приводные устройства (ПУ) используются
в аппаратах низкого напряжения (пневматические реле и кон-
такторы) и аппаратах высокого напряжения (выключатели,
разъединители, короткозамыкатели).
Такие приводные устройства применяются как силовые ме-
ханизмы, непосредственно связанные с контактами, так и в ка-
честве элементов в пусковых и управляющих устройствах пнев-
матических приводов электрических аппаратов. Они просты
в изготовлении, имеют низкую стоимость и удобны в эксплуа-
тации. Наиболее широкое распространение ПУ получили в воз-
душных высоковольтных выключателях. Многолетний опыт
эксплуатации ПУ в таких выключателях позволяет считать их
надежными устройствами, соответствующими современному
уровню высоковольтного аппаратостроения.
Рассмотрим две конструктивные схемы ПУ (рис. 6-3), ши-
роко используемые в электрических аппаратах [9]. Для ПУ
(рис. 6-3, а, односторонний пневмомеханизм) в момент, когда
клапан 1 закрыт, давление в объемах V и Ув равно атмосфер-
ному р = ра = рв- При открывании пускового клапана сжатый
воздух поступает в объем V и поршень 2 перемещается слева
направо, преодолевая усилие возвратной пружины 4. Шток 3
связан с передаточным механизмом или непосредственно с кон-
тактами, тарелкой клапана управления и т. д. Для возврата
ПУ в первоначальное положение закрывается клапан 1 и од-
новременно полость V соединяется с атмосферой через верхний
канал в клапане 1. Под действием пружины, а также внешних
248
Рис. 6-4. Динамические характеристики пневматических приводных устройств
сил поршень 2 возвращается в первоначальное положение. Для
ПУ дифференциального типа (рис. 6-3, б) в исходном положе-
нии все полости ПУ заполнены воздухом под высоким давле-
нием р0. В поршне 2 имеется отверстие малого сечения, благо-
даря которому давления в полостях выравниваются. При сра-
батывании клапана 1 объем Ув сообщается с атмосферой и
поршень под действием давления в полости V перемещается
справа налево. Для возврата поршня в исходное положение
закрывается пусковой клапан 1. Давление с обеих сторон
поршня выравнивается, и под действием пружины 4 поршень
возвращается в первоначальное положение.
Рассмотрим рабочие циклы этих ПУ. При наполнении сжа-
тым воздухом полости V (рис. 6-4, кривая 1) происходит пере-
мещение поршня на ход I (кривая 2) для ПУ, приведенного
на рис. 6-3, а. В течение промежутка времени taM + ti (где
1ЭМ— время срабатывания пускового электромагнитного кла-
пана, /т — время движения воздуха по трубопроводу от пус-
кового клапана до поршня пневмоцилиндра) давление в по-
лости наполнения остается неизменным и равным ра- Далее
давление в полости V увеличивается, и за время трогания GP
оно достигает давления трогания ртр. При этом давлении на-
ступает равновесие активных сил и сил сопротивления, дей-
ствующих на поршень ПУ. На этапе движения, которое осу-
ществляется за время /дв, для быстродействующих ПУ харак-
терно некоторое уменьшение р при перемещении поршня на
ход I. Это связано с увеличением объема наполнения, которое
не компенсируется воздухом, поступающим от пневмоаккуму-
лятора. После окончания перемещения поршня при открытом
входном канале давление в полости V повышается до ро за
время t3. Для ПУ дифференциального типа (см. рис". 6-3, б)
при открытии клапана 1 давление в полости Ув уменьшается
(кривая Г) до давления трогания pTpz (рис. 6-4, б). После
249
этого начинается перемещение поршня (кривая 2') под дейст-
вием активных сил на ход I. После окончания движения
поршня давление в объеме Рв равно р3. Если клапан 1 от-
крыт, то истечение воздуха продолжается и ко времени t3 оно
уменьшается до атмосферного ра-
Следует отметить, что время срабатывания ПУ tcp=trp. с +
+ /дв, под которым понимается время /ср от момента подачи
сигнала на пусковой электромагнит до момента окончания пе-
ремещения поршня на ход I,— важный критерий оптимизации
ПУ электрических аппаратов. Для определения tcv необходимо
найти собственное время срабатывания ПУ /Тр. с = /Эм + + ^тр-
Сложность расчета £тр. с определяется нестационарными пневмо-
механическими процессами в период от момента срабатывания
пускового электромагнита до достижения в полости V (или
Ув) давления р = ртР (или р-Ртр'). Поэтому обычно проводится
экспериментальная проверка теоретических расчетов.
В воздухе, заполняющем объемы электрических аппаратов,
всегда имеется некоторое количество водяного пара. Важной
эксплуатационной характеристикой воздуха является его отно-
сительная влажность В* (в процентах), которая определяется
отношением абсолютной влажности (масса водяного пара
в единице объема) к наибольшему количеству пара при темпе-
ратуре б' в единице объема, дальнейшее увеличение которого
вызывает конденсацию пара.
Согласно правилам технической эксплуатации электрических
станций и сетей, относительная влажность сжатого воздуха при
рабочем давлении имеет жесткие ограничения. При значитель-
ной влажности сжатого воздуха и больших перепадах темпера-
туры окружающей среды часть влаги выпадает на изоляцион-
ных элементах, на металлических и уплотнительных деталях и
соединениях электрических аппаратов. Это приводит к разру-
шению металлических элементов и уплотнительных соедине-
ний, понижению электрической прочности поверхности внутрен-
них изоляторов.
Следовательно, необходимы осушка воздуха и контроль за
влажностью рабочей среды в электрическом аппарате. Распро-
странено два способа осушки: 1) физико-химический (поглоще-
ние влаги с помощью активных адсорбентов типа силикагель,
алюмогель); 2) термодинамический (увеличение объема Vi
предварительно сжатого газа, имеющего высокую относи-
тельную влажность Bi*, до объема V2, когда В2* равна за-
данной) .
Первый способ требует регенерации влагопоглощающего ве-
щества (обычно при помощи подогревателей) и имеет низкую
пропускную способность. Второй способ требует наличия ком-
прессоров высокого давления, редукционных клапанов. Для
второго способа осушки, по зарубежным данным, отношение
давления в последней ступени компрессора к давлению в пнев-
моаккумуляторе должно находиться в пределах 4—7.
250
С учетом указанных мероприятий по осушке воздуха и его
очистке с помощью фильтров в расчетах ПУ принимается воз-
дух сухим и чистым.
В пневмомеханических расчетах ПУ воздух рассматрива-
ется как идеальная среда, движение которой в элементах ПУ
принимается как одномерное и стационарное, без теплооб-
мена с окружающим пространством (адиабатный процесс). Для
определения пневмомеханических характеристик ПУ наиболь-
шее распространение получил энергетический метод расчета,
исходным для которого является первый закон термодинамики
[29, 87]. На основании этого метода и второго закона Ньютона
математическая модель ПУ (см. рис. 6-3, а) может быть пред-
ставлена системой уравнений [87]:
тх = pSj,—pBS2—kzx—kzx—Fz,
р = ^(7?г/ПгТо—pS1x)/[S1(Z1 + x)];
rp__гр Г x . dpi	tnr t
L (fi + x) Pidt	%)
pn= k ( — Rrtnr_ aTB 4- pBS2x)/[S2 (^2 — *)]>
rp __ rp	X	dp^ | /?rTB/7tr. в
B“ BL (Za-*) Ре*# pBS2(/2-x)
(6-4)
(6-4a)
где p, Pb — давление воздуха в рабочей полости V и в объеме
Ув противодавления соответственно; Т, Тв — температура воз-
духа в объемах V и Ув; 5Ь S2— рабочие площади поршня со
стороны полостей V и Ув соответственно; &=1,4 — коэффициент
адиабаты; /?г=287 Дж/(кг-К)—газовая постоянная; Sili =
= V0 — начальный объем рабочей полости; l2S2 = Уво— началь-
ный объем полости противодавления; mr, mT. в — массовые рас-
ходы воздуха через входной канал с эффективным сечением
5эф и выходной канал с эффективным сечением 5в.эф; kcx—
силы сопротивления, пропорциональные перемещению поршня
(например, силы противодействующих пружин); kz х — силы
сопротивления, пропорциональные скорости поршня (например,
силы гидравлического демпфера); Fc — суммарные постоянные
силы сопротивления; kc, kc' — постоянные коэффициенты.
Расход воздуха тт определяется по формуле [29]
шт =
при У>Укр;
при Y < УКР
где У=р/р0; Ро, То —соответственно абсолютное давление и
абсолютная температура сжатого воздуха в резервуаре (ма-
251
гистрали), из которого происходит истечение воздуха; р — аб-
солютное давление воздуха в полости ПУ, в которую происхо-
дит истечение воздуха; S — геометрическое сечение канала (от-
верстия), через которое происходит истечение сжатого воздуха;
kp — коэффициент расхода [29, 87]; УКр=0,528— критическое
отношение давлений в сообщающихся полостях ПУ для воз-
духа; 5эф=kpS.
Сложность происходящих процессов в ПУ и разнообразие
сил, действующих на элементы ПУ, вызывают необходимость
уже на первых этапах расчета определить значимость каждой
составляющей правых частей уравнений (6-4), (6-4а) для про-
ектируемого ПУ.
Рассмотрим, например, влияние сил трения в подвижных
уплотнениях на механические характеристики силовых пневмо-
механизмов. В высоковольтных аппаратах получили распростра-
нение металлические разрезные поршневые кольца, изготовлен-
ные из серого чугуна, бронзы и т. д. Такие уплотнения выгодно
отличаются от резиновых уплотнений- более широким диапазо-
ном рабочих температур, большими сроками службы и допусти-
мой скоростью движения поршня (до 5 м/с). Сила трения для
таких колец определяется по формуле [50]
F = ndnbkr(npK + p),	(6-5)
где d„ — диаметр поршня; b — ширина кольца; п — число ко-
лец; кт — коэффициент трения, равный 0,07—0,15; р — давление
уплотняемой среды; рк=0,84-0,9 МПа — давление кольца на
стенку цилиндра. Для 6т = 0,1, п=2, 6 = 0,4-10-2 м, dn~
= 60'-10—3 м, рк=0,9 МПа, р = 5 МПа по формуле (6-5) соот-
ветственно имеем F«512 Н. Для резиновых подвижных уплот-
нений ПУ общего машиностроения F—(0,034-0,25) p0Sn, где
Sn — площадь поршня [29]. Следовательно, для силовых ПУ
силы трения в уплотнениях значительно меньше активных сил
(к примеру, для одностороннего ПУ Fa< (0,64-0,8) poSa). Однако
в пусковых устройствах силы трения могут значительно влиять
на начальный момент трогания подвижных частей ПУ. Одним
из способов совершенствования подвижных резиновых уплотне-
ний в подобных устройствах является применение полимерных
покрытий на внутренних поверхностях цилиндров и на резино-
вых кольцах. Это позволяет уменьшить коэффициент трения
практически в 2,5 раза, исключить слипаемость резины с ме-
таллом, увеличить допустимые скорости более чем в десять
раз.
Как показывают предварительные расчеты, влияние измене-
ния температуры на механические характеристики ПУ незна-
чительно. В частности, для одностороннего ПУ можно прене-
бречь изменением температуры в полостях ПУ и принять рв =
= ра = const, что существенно упрощает математическую мо-
дель ПУ.
252
Следующим этапом разработки математической модели ПУ
является преобразование исходной системы уравнений, подоб-
ной (6-4), (6-4а) в безразмерный вид [29, 87]. Такое преобра-
зование позволяет уменьшить число переменных параметров и
рассматривать задачу относительно обобщенных безразмерных
параметров, что повышает эффективность поиска оптимальных
решений.
Критерий оптимизации ПУ. За критерий оптимизации ПУ
примем время срабатывания ПУ /Ср,- которое должно быть пре-
дельно уменьшено. Будем рассматривать типичные ПУ, опи-
раясь на их математические модели. В качестве функциональ-
ных ограничений примем различные режимы работы ПУ, ха-
рактерные для приводов электрических аппаратов. В качестве
варьируемых параметров будем использовать: давление пита-
ния (давление в пневмоаккумуляторе) ро, температуру окружа-
ющей среды То, массу подвижных частей ПУ т, ход поршня I,
суммарное противодействующее усилие Fc, площади поршня Si
и S2, эффективные площади проходных сечений каналов 5гЭф.
Поэтому окончательно критерий оптимизации имеет вид
min/cp(Po> Tg, tn, I, Fс, Si, S2, 51эф).	(6-6)
Рассмотрим поиск оптимальных решений при проектирова-
нии ПУ.
Расчет ПУ. Из многочисленных конструкций ПУ выделим
наиболее распространенные: односторонний пневмомеханизм,
ПУ с автоторможением.
Односторонние пневмомеханизмы. Они широко
применяются в электрических аппаратах как силовые меха-
низмы, как элементы в пусковых устройствах. На основании
математической модели такого пневмоустройства [29, 87] крите-
рий оптимизации представим в виде
min Ср (П*, F*, S*),	(6-7)
где
fcP=/сР а/А; п*=p°s^ а / 2№з •;
V ml	(k-l)F3cl
•S* = S2/Si; F* = F cUpgSi).
Зависимости /cp* = f(-f’*“I) при разных /7* (рис. 6-5) спра-
ведливы для S* = l, Zi/Z = 0,l-b-0,25, Ро = 2 МПа (сплошные кри-
вые), Ро = 4 МПа (пунктирные кривые). Штрихпунктирная кри-
вая tcp* = f(F„~1) соответствует случаю предельного быстродей-
’ ствия ПУ (равноускоренное движение массы т при мгновенном
приложении усилия p0Si). Минимум зависимости 7Р* =
= f(7'*~1) при П* = const характеризует оптимальную совокуп-
ность исходных параметров для обеспечения быстродействия
253
Рис. 6-5. Зависимость /*ор от кон-
структивных параметров ПУ
(минимальное время от мо-
мента мгновенного открытия
входного канала сечением
5Эф = ^Р5 до прохождения
поршнем расстояния I). Для
кривых 2*cp=f(F*-1) при /7* =
= const характерно увеличение
/*Ср влево от оптимума, что
связано с перегрузкой ПУ
в связи с уменьшением пло-
щади 5ь Возрастание вправо
объясняется увеличением 5Ь
а следовательно, и объема ра-
бочей полости V, что не ком-
пенсируется расходом газа
через входной канал в про-
цессе срабатывания одностороннего ПУ. Пользуясь кривыми
t*cp=f (F*-1) при /7* = const, можно определить оптимальную на-
грузку F*, при которой не допускается перегрузка или недо-
грузка ПУ. Как следует из рис. 6-5, эта зона для р0 = 2-г-4 МПа
лежит в пределах 3<F*-1<4.
Пример 6-2. Определить время срабатывания одностороннего пневмоме-
ханизма, если ход поршня 2=0,03 м, масса подвижных частей т = 3 кг, дав-
ление в пневмоаккумуляторе ро=2О-1О5 Па, площадь поршня Si =
= 314-10~‘ м2, эффективное сечение входного канала 5Эф=3,5-10_‘ м2, тем-
пература воздуха То=293 К, противодействующее усилие Fc = 104 Н.
Решение. Находим обобщенные параметры:
2- 10е-3,5-10~4	/	2-1,4 3-293-287
104 V (1,4—1)3-10-2-Ю4
f_1==^14U0ZM0:108==
* ю4
По кривым рис. 6-5 для П. = 5, F.-1 = 6 находим /Ср* = 1,4, тогда время
срабатывания 2ср=4,2-10~3 с.
В воздушных высоковольтных выключателях широко ис-
пользуются прямоходовые клапаны в качестве клапанов дутье-
вых и управления (рис. 6-6). По принципу действия такой кла-
пан подобен одностороннему пневмоприводу. Действительно,
если рассматривать противодействующее усилие Fc~p0SK +
+ pa(S2—5К), где 5К=0,25л (dK2—dm2) —площадь сечения дутье-
вого отверстия; dK—диаметр выхлопного отверстия дутьевого
клапана; dm — диаметр што-
ка, а р05к>Ра52—paSK, то
pj ._*^эф . / 2fe7^rTlрЩ
* «Г V (fe-l)Po-SJ ’
Рис. 6-6. Прямоходовой клапан
254
Эм ПК
Рис. 6-7. Система клапанов воздушного высоковольтного выключателя
Рис. 6-8. Пневматическое приводное устройство с автоторможением
Поэтому при анализе прямоходовых клапанов можно вос-
пользоваться зависимостями tcp* = f(n*, F*~l), приведенными
на рис. 6-5.
Диаметр dK определяется необходимым расходом воздуха
через сопла дугогасительной камеры. Для мощных высоко-
вольтных выключателей dK = 80-?150 мм, и поэтому для быст-
рого открывания клапана необходим мощный электромагнит.
Однако в высоковольтных воздушных выключателях пусковые
клапаны ПК (рис. 6-7) имеют электромагнитные приводы, ог-
раниченные по мощности (150—250 Вт), и проходные каналы
диаметром 3—5 мм при р0 = 2ч-4 МПа. Поэтому обычно ис-
пользуется система клапанов (рис. 6-7), где промежуточный
клапан 2 при открывании соединяет пневмоаккумулятор через
канал большего сечения Зщ, с рабочей полостью дутьевого кла-
пана 1 и обеспечивает высокое быстродействие последнего.
При расчете системы клапанов, когда SK, клапана 1 и размеры
проходного канала в пусковом клапане заданы, вначале опре-
деляются оптимальные размеры дутьевого клапана по кривым
^cp* = f(/7*, 71*-1), а затем рассчитывается промежуточный.
ПУ с автоторможением. Для ПУ с автоторможением
(рис. 6-8) при Зпр. эф = Зв.эф = 0 в исходном положении р=рв —
= 0,1 МПа. При подаче сжатого воздуха в объем V поршень 1
движется вправо и сжимает воздух в объеме VB=S2(^2—х), что
обеспечивает увеличение давления рв и торможение поршня.
На основании математической модели подобных ПУ [46, 78]
критерий оптимизации представим в виде
min /*р (К, F*, З‘ф, S*), -	(6-9)
где
^ср ^срЗЭф л /	RrT0 /(Sil), V « — 1 ,	^Пр. эф Л	'; оэф —	-  -; p0(fe-l)S3/	хэф	Л= = — p0Si о	S2 3* = — •
255
Таблица 6-1
р0- 10’ Па	^макс	/* ср
5	1	2,5
10	0,115	1,25
20	0,025	0,75
30	0,01	0,5
40	0,005	0,45
В качестве функциональных ог-
раничений примем требование обес-
печения эффективного торможения
поршня в конце пути (при х=1,
х~0) и минимизации радиальных
размеров ПУ, что сводится к по-
иску больших K(KooSrs), удовле-
творяющих критерию (6-9). Если
принять ро= 1 МПа, то, как показы-
вают расчеты [46], большее значе-
ние К равно Кмакс = 0,115 и ему
соответствует (*ср=1,25. Данные для ПУ при других исходных
давлениях в пневмоаккумуляторе р0 приведены в табл. 6-1.
Принимая во внимание, что 26Дг/(&—1)~2- 103,
]^2kRr/(k—1)«45, перепишем исходные обобщенные пара-
метры в виде
Кмакс = 2- 103-
(6-10)
С = 45-^*- V То 
ISi
(6-11)
Использовать данные табл. 6-1 можно при Е* = 04-0,25,
5эф* = 0, 5* = 0,94-1,1, Zi//=0,14-0,25, /2Д= 1,1 н-1,25 (см.
рис. 6-8).
Пример 6-3. Определить диаметр входного канала и время срабатывания
ПУ с автоторможением (см. рис. 6-8) при SB. эф=5пр. эф=0. Масса подвиж-
ных частей привода и аппарата т=50 кг, ход поршня /=0,1 м, абсолютное
давление воздуха в пневмоаккумуляторе ро=ЗО-1О5 Па, температура воздуха
?’о = 293К, площадь поршня Si=78,5-10-4 м2, коэффициент расхода /гр=0,4.
Решение. При давлении ро=ЗО-1О5 Па имеем Кмакс=0,01 и f*cP=0,5
(см. табл. 6-1). Далее по формуле (6-10) находим площадь эффективного
проходного сечения канала
$эф —
^1^максРр^
2 1O3«To
,5-10—4)3 -0,01 -30- 10ь 0,1
0,7-10-5 М2.
210®-50-293
Следовательно, площадь сечения входного канала 5=5эф/Лр = 0,7Х
XЮ-5/0,4= 1,75-10~s м2. Отсюда диаметр входного канала d«5 мм. По фор-
муле (6-11) определяем время срабатывания ПУ

хр.=_______._____= °’5 0-1-78-5-10-4- = 0,0728 с.
45/Т;5эф	45.17,1-0,7.10-
Резкое уменьшение параметра /(макс (см. табл. 6-1) с уве-
личением ро показывает, что возможности регулирования та-
256
кого механизма падают при возрастании давления р0. Наблю-
даются высокие отрицательные ускорения на конечном этапе
движения, поэтому небольшие отклонения в исходных пара-
метрах могут вызвать нарушение требуемых механических ха-
рактеристик ПУ.
От этих недостатков свободны конструкции ПУ при «Пр. эФ=#
#=0 или если имеется трубопровод, соединяющий объемы V и
Ув. В таком ПУ при открывании пускового клапана происхо-
дит одновременное наполнение камер V и VB. Меняя соотно-
шение 5Эф* = 5пр. Эф/5Эф, можно регулировать механические ха-
рактеристики пневмомеханизма и одновременно обеспечивать
эффективное торможение.
Рассмотрим оптимизацию таких ПУ согласно критерию
(6-9)'. Поиск возможных /Смаке, «эф* и фиксирование tcv* для
таких ПУ осуществлялось с целью обеспечения предельного
быстродействия с торможением в конце хода при х=/, х=0 [78].
На рис 6-9 представлены зависимости К.'№№С («эф*, /ср*) при
различных исходных давлениях р0 для расчета режима пре-
дельного быстродействия ПУ. При расчетах [46] на ЭВМ ис-
пользовалось фиксированное значение /Смаке, которое опреде-
лялось по формуле (6-10) для Ро = 5-105 Па:
/Смаке = 0,004^- («эф/Si)2.	(6-12)
011
Используя уравнения (6-11),	(6-12) и зависимости
5эф* (/ср*), /Смаке (/ср*), можно приближенно определить время
срабатывания /СР ПУ и эффективную площадь сечения канала
«Пр. эф, если задано т„, I, «ь «Эф, Ро и То.
Для многих силовых пневмомеханизмов аппаратов не тре-
буется предельного быстродействия, а требуется стабильная
скоростная характеристика без резких динамических перегру-
зок на кинематическую цепь. Такие механизмы используются
прежде всего в высоковольтных разъединителях, заземлителях,
выключателях нагрузки, в силовых выключателях и т. д. В этих
конструкциях аппаратов можно успешно использовать пневмо-
механизмы с автоторможением, обеспечивающие режим плав-
ного движения (кривая скорости х(/) имеет симметричные
участки разгона и торможения и на большей части хода х=
= const). Эти функциональные ограничения увеличивают время
срабатывания ПУ. На рис. 6-10 представлены зависимости
Д'макс, «*(/ср*) при различных исходных давлениях ро (штрих-
пунктирными линиями показана на рис. 6-10 последователь-
ность поиска /СР*, «Эф* при известных /С'маКс, Ро)-
Пример 6-4. Определить время срабатывания /с₽ и эффективную пло-
щадь сечения канала 5Пр. эф для ПУ (см. рис. 6-8) в двух режимах его ра-
боты. Масса поршня и соединенных с ним подвижных частей т=50 кг, ход
поршня /=р,15 м, площадь поршня Si = 2,16-10-2 м2, эффективная площадь
входного канала 5Эф = 1,8-10-4 м2, давление воздуха в магистрали р0=2МПа
и температура воздуха То = 293 К, 5в.эф=0.
9 Заказ № 412
257
Рис. 6-10. Зависимости параметров К'макс (сплошные линии) и 5*Эф (штриховые линии) от /*ср для ПУ с автоторможе-
нием при различных исходных давлениях р0 в пневмоаккумуляторе (режим плавного движения)
Рис. 6-9. Зависимости параметров /(макс (сплошные линии) и 5*Эф (штриховые линии) от ^*ср для ПУ с автоторможе-
нием при различных исходных давлениях р0 в пневмоаккумуляторе (режим предельного быстродействия)
По формуле (6-12) находим
0,004-293-50	/ 1,8-Ю-4 V
макс 2,16-10-2-0,15	V 2,16-10-2 )
1. Режим предельного быстродействия. По кривой К'макс(/*ср), приве-
денной на рис. 6-9, для полученного значения /('макс = 1,26 определяем Z*cp,
равное 1,6. Далее по кривой S*^(Z*cp) при Z*cp=l,6 находим значение
5*Эф=0,5. Тогда из формулы (6-11) определяем время срабатывания привода
fcp= 1,6-0,15-2,16-10-2/17,1-1,8-10-<-45 = 37,6-10-3 с.
Эффективная площадь сечения канала
Snp эф = 0,5-1,8-10~4 = 0,9-10-4 м2.
Принимая коэффициент расхода &Р=0,6, находим площадь сечения ка-
нала SnP=Snp. Эф//гР= 1,5-10 4 м2.
2. Режим плавного движения. По кривой К'макс((*ср), приведенной на
рис. 6-10, для полученного значения К'макс = 1,26 определяем /*ср==2. Далее
по кривой 5*эф(^*ср) при Z*CP = 2 находим 5*Эф=0,95. По формуле (6-11)
определяем время срабатывания
Zcp = 2-0,15-2,16-10-2/17,1-1,8-10-4-45 = 47,2-Ю-з с.
Затем находим площадь сечения канала 5пр.эф=0,95-1,8-10-4=1,71Х
Х10-4 м2.
В том случае, когда заданы т, I, tcp, ро, а требуется определить 5Эф,
Snp. эф, Si, расчет производится методом последовательных приближений.
Сначала задаем значения 5Эф/5] и по формуле (6-11) для каждого случая
подсчитываем Z*cp. Результаты записываем в таблицу. Затем по кривым,
приведенным на рис. 6-9, 6-10, при известном р0 определяем /Смаке и 5*Эф
для каждого значения Z*cp. После этого, пользуясь формулой (6-12), нахо-
дим значения Si для принятых отношений Хэф/Si. Подставляя полученные
значения Si в формулу (6-11), находим 5Эф и Snp. эф=5*Эф-5Эф.
Получив значения Si, 5Эф, Snp. эф, по конструктивным соображениям вы-
бираем площади поршня и каналов.
В заключение следует отметить, что результаты приближен-
ных расчетов ПУ следует корректировать по ГОСТ и некото-
рым соотношениям, рекомендуемым для ПУ общего машино-
строения. Аналогично при выборе и расчете трубопроводов до-
пустимых радиусов их изгиба, а также при расчете допусков
и посадок для пневмо- и гидроэлемеитов следует пользоваться
рекомендациями справочников по машиностроению [3]. Необхо-
димо в полной мере использовать и богатый опыт конструкто-
ров, накопленный на отечественных заводах по проектирова-
нию и изготовлению ПУ различного назначения.
6-3. Гидравлические приводные устройства
Гидравлические приводные устройства (ГУ), в которых
в качестве источника энергии используются пневмогидроакку-
муляторы с номинальным давлением р0 = 25-1-35 МПа, явля-
ются наиболее мощными, энергоемкими приводными устройст-
вами для электрических аппаратов. От других приводных ме-
ханизмов, имеющих такую же выходную энергию, они выгодно
9*
259
Рис. 6-11. Приводное гидравлическое
устройство для вакуумного высоко-
вольтного выключателя
отличаются малым объ-
емом и массой, гибким ре-
гулированием динамиче-
ских характеристик.
Недостатки ГУ связаны
с высокой стоимостью изго-
товления (специализиро-
ванное производство), с вы-
сокими требованиями к тех-
нологии, обработке и
подбору материалов элемен-
тов ГУ, к качеству сборки,
к свойствам жидкости и
контролю за ней в процессе
эксплуатации. Поэтому ГУ
применяют в наиболее от-
ветственных силовых вы-
ключателях (например, эле-
газовых, вакуумных высоковольтных), для которых использо-
вание других силовых приводных устройств при определенных
номинальных параметрах не эффективно.
Рассмотрим силовое ГУ для вакуумного высоковольтного
выключателя (рис. 6-11), в котором четыре вакуумные дугога-
сительные камеры соединены со штоком 1 ГУ с помощью изо-
ляционных стеклопластиковых штанг [11]. В исходном положе-
нии (контакты замкнуты) в полостях ГУ высокое давление
Ро=34 Mna = const. Пневмогидроаккумулятор 2 связан с по-
лостью над поршнем коротким каналом большого сечения,
а с полостью под поршнем — каналом с большим значением
lid, где I — длина канала; d — внутренний диаметр канала.
Командный сигнал на отключение подается на тиристор схемы
питания ИДМ клапана ПК (рис. 6-2). После открывания кла-
пана давление под поршнем быстро падает. Благодаря исте-
чению жидкости в полость низкого давления 4 происходит дви-
жение поршня (подвижных частей приводного устройства)
вниз. После прохождения с большой скоростью контрольного
хода система тормозится «по пути»: тормозная втулка 3 на
штоке входит в канал Д и постепенно перекрывает его, тем
самым обеспечивается повышение давления в полости С и тор-
можение поршня. В нижнем положении шток 1 удерживается
электромагнитной защелкой. Поступление жидкости в полость
С по каналу длиной I не влияет на динамику (разгон поршня)
ГУ, так как благодаря большему значению lid объемный рас-
ход жидкости при нестационарном процессе истечения (при
резком уменьшении давления в полости С) составляет только
несколько процентов от установившегося значения [11]. В ста-
дии торможения более высокое давление рв противодействует
поступлению жидкости из пневмогидроаккумулятора по ка-
налу I. При подаче команды на включение аппарата, которая
260
поступает на электромагнит защелки, она срабатывает и ос-
вобождает шток 1. Движение штока 1 вверх определяется
поступлением жидкости через канал I. Отметим, что процесс
включения всегда может быть прекращен после открытия кла-
пана ПК с возвратом системы в отключенное положение (в кон-
струкции реализовано свободное расцепление для привода).
Благодаря большим сечениям проходных отверстий и малой
длине каналов сведено к минимуму влияние инерции жидкости
на процессы в ГУ при отключении. Удалось стабилизировать
механические характеристики ГУ при изменении рабочих тем-
ператур от +55 °C до —34 °C (изменение кинематической
вязкости т]к от 17- IO-6 м2/с до 200- 10-6 м2/с) и обеспечить вы-
сокое быстродействие. Для сравнения следует отметить, что
при обратном ходе поршня ГУ на включение аппарата, когда
жидкость поступила через канал I, время включения выключа-
теля изменялось от 60 мс (т]к=17- 10~6 м2/с) до 90 мс (т]к=
= 200- 10—6 м2/с) при p0 = const [11]. При отключении вакуум-
ного выключателя такой разброс недопустим.
Основной причиной неполадок и аварий в ГУ является из-
менение свойств рабочей среды (жидкости), которое прямо
или косвенно связано с. подбором материалов и обработкой
элементов ГУ, очисткой жидкости, режимами работы ГУ в экс-
плуатации (следующей по аварийности причиной неполадок
являются уплотнения). Поэтому остановимся на свойствах
жидкости.
Согласно ГОСТ 17411—81 для каждого ГУ должны быть
известны рекомендуемые рабочие жидкости, пределы измене-
ния кинематической вязкости и температуры, класс чистоты
жидкости, рекомендуемые фильтры в системе, климатическое
исполнение. Гидравлическое приводное устройство должно
быть оборудовано устройствами для очистки жидкости в про-
цессе эксплуатации и предохранения гидросистемы от загряз-
нений.
В табл. 6-2 рассмотрены свойства двух типов масел для ГУ
[45]: всесезонное масло ВМТЗ (ТУ 38101479—74) и масло авиа-
ционное АМГ-10 (ГОСТ 6794—75).
Подбор материалов для изготовления элементов ГУ прово-
дится с учетом совместимости их с жидкостью [3]. Высокие
требования предъявляются к чистоте внутренних поверхностей
поршня, штока. Чистота жидкости непосредственно связана
с загрязнениями технологическими (не удаленные при изготов-
лении остатки механической обработки, притирочных паст) и
эксплуатационными (продукты изнашивания деталей, частички
стали, бронзы, резины и т. д.). Изменение вязкости и модуля
упругости жидкости связано со старением масла, наличием
воздуха. Воздух в жидкости является причиной коррозии ме-
талла, окисления самой жидкости, пенообразования масла и
кавитационных явлений, поэтому его количество должно быть
предельна уменьшено.
261
Таблица 6-2
Характеристика масла	вмгз	АМГ-10
Плотность у при 6 = 20 °C, кг/м3 Вязкость кинематическая* т]кХ 10+6 м2/с Температура застывания 93, °C Температура вспышки &в, °C Начальный модуль упругости масла Еж, МПа	844 10/2100 —60 135 1740	835 10/950 —70 92 1680
* В числителе — при 0'=50 °C, в знаменателе—
при Ц = —40 °C.
Критерий оптимизации ГУ. В приближенных расчетах ГУ
отдельно рассматриваются этапы разгона и торможения
поршня ГУ. Поэтому и для оценки выбранных конструктивных
решений также будем отдельно рассматривать два критерия
оптимизации: быстродействие (время разгона поршня /р ГУ)
и эффективное торможение в ГУ.
В качестве варьируемых параметров будем использовать
давление в пневмогидроаккумуляторе р0, массу подвижных ча-
стей ГУ т, ход поршня /р, суммарное противодействующее уси-
лие Fc, рабочие площади поршня ГУ Si, S2, геометрические
площади сечений входных и выходных каналов Si, коэффици-
енты сопротивления гидроэлементов g»i, приведенные массы
жидкости к площади поршня ГУ Окончательно запишем
критерий оптимизации ГУ в виде
min/р (Ро, I?’	(6-13)
Под эффективным торможением поршня в ГУ понимают
минимальный путь торможения 1Т в совокупности с минималь-
ными перегрузками на кинематическую цепь привода и жид-
кость (должны быть малыми кавитационные явления), а также
минимум рабочей площади поршня при заданной кинетической
энергии подвижных частей ГУ. Такое разнообразие требований
к ГУ при торможении затрудняет выбор единого критерия. По-
этому ограничимся общими рекомендациями по расчету равно-
замедленного движения поршня на этапе торможения ГУ.
Кратко рассмотрим методы расчета гидроэлементов и ди-
намических процессов в ГУ.
Расчет гидросопротивлений и динамических процессов в ГУ.
В приближенных расчетах ГУ жидкость рассматривается как
несжимаемая рабочая среда. Уравнение движения (6-4). спра-
ведливо и для ГУ, где р и рв — давления жидкости в рабочей
полости и в полости С соответственно (см. рис. 6-11). Харак-
262
терной особенностью ГУ (по сравнению с ПУ) являются зна-
чительные потери давления в гидросопротивлениях и на пре-
одоление инерции жидкости. Поэтому давления р и ръ согласно
уравнению Бернулли для стационарного одномерного напор-
ного течения несжимаемой жидкости при пренебрежении раз-
ностью кинетических энергий жидкости в рассматриваемых се-
чениях ГУ, отнесенных к единице объема жидкости, следует
записать так [87]:
Р — Ро АРм Ap-гр Ари.н,
, .	, .	. .	(6-14)
Рв = Ра + Лрм. с + Лртр. с + Ари. с,
где р0 — давление жидкости в пневмогидроаккумуляторе;
Дрм(Дрм.с), Дртр(Дртр.с)—потери давления в местных гидро-
сопротивлениях и по длине трубопровода соответственно для
напорной (сливной) гидроцепи; Дри. н(Дри. с) — потери давле-
ния на преодоление инерции жидкости для напорной (слив-
ной) гидроцепи; р& — давление в отстойнике 4 ГУ (см.
рис. 6-11).
Потери давления в гидросопротивлениях
=	(6-15)
где у — плотность жидкости; g)K — коэффициент сопротивления
жидкости; v — скорость жидкости в гидроэлементе.
Из уравнения неразрывности следует on5i = UiSi = const;
wnS2 = PiSiC = const, где Vi, Si(vic, S,c)—скорость жидкости и
площадь проходного сечения i-ro сопротивления напорной
(сливной) гидроцепи; vB— скорость поршня.
Для местных гидросопротивлений (отверстия, изгибы тру-
бопроводов, обратные клапаны) данные для определения коэф-
фициента сопротивления можно найти в справочниках по гид-
росопротивлениям [36]. Для таких местных гидросопротивле-
ний, как дроссели, распределители, фильтры, по паспортным
данным известны потери давления Арн при номинальном рас-
ходе жидкости Гж. н. Тогда коэффициент сопротивления при
турбулентном течении [92]
Вж = 2 ApHSK/(Уж. ну)»	(6-16)
где SK — условное проходное сечение гидроэлемента.
Потери давления на преодоление инерции жидкости Ари и
приведенная масса жидкости тж8 к рабочей площади поршня
S рассчитываются по формулам
Ари = /пж5йп/5; mxS = yS2 £	,	(6-17)
i Si
где li, Si — длина и сечение i-ro гидросопротивления. Для тру-
бопроводов lit Si определяются как длина и площадь внутрен-
него сечения трубопровода, а для местного гидросопротивле-
ния (клапана, дросселя) под Ц и Si понимают эквивалентную
263
длину /э трубопровода и площадь сечения проходного отвер-
стия.
Эквивалентная длина трубопровода, потери давления в ко-
тором равны потерям в клапане, /Экв. к=Вж^к/Хж где Хж~ 0,025-4
4-0,04 (при турбулентном течении). Коэффициент сопротивле-
ния g!K определяется экспериментально или для стандартной
гидроаппаратуры приближенно — по формуле (6-16).
Совершенствование методов расчета динамических харак-
теристик ГУ связано с учетом реальных свойств жидкости, не-
стационарных гидромеханических процессов в ГУ.
Расчет ГУ. Рассмотрим ГУ (см. рис. 6-11) при выполнении
операции отключения. Так как одним из требований к ГУ
является быстродействие, то каналы напорной и сливной гидро-
цепей подобраны так, что можно пренебречь потерями давле-
ния Ари. е, кр-гр в этих гидросопротивлениях (трубопроводы
имеют большое сечение и малы по длине). Рассмотрим лишь
пусковой клапан ПК, коэффициент сопротивления которого
равен £ж. Так как при открывании клапана течение жидкости
через переменное сечение отверстия клапана турбулентно и
расчет ведется приближенно, примем g>K = const. Учитывая эти
допущения, уравнения (6-14) можно записать в виде
рв = Арм. с = £жу51ип/(25к); Р = Ро,	(6-18)
где SK — площадь сечения проходного отверстия клапана ПК-
При подстановке значений р и рв в уравнение (6-4а) по-
лучим
/пип = Ро51-Гс-у5^^ж/ (2S*)J	(6-19)
После двухкратного интегрирования имеем
х = — Infch/FA — Y	(6-20)
&i \	mJ
Время перемещения поршня ГУ на ход х=/р
/р = — т  Arch Гехр (Л1,	(6-21)
/KY L А т Л
где Fa = poSi~Fc-, Й1 = у5ж523/(25к2).
Результаты расчета времени разгона tp по уравнению (6-21)
при перемещении поршня ГУ на /р=16-10-3 м (с учетом вре-
мени срабатывания пускового клапана ПК, равного 0,7 мс, и
коэффициента сопротивления клапана £ж = 1 =const) при раз-
ном давлении в пневмогидроаккумуляторе ро хорошо согла-
суются с экспериментом (рис. 6-12). Параметры клапана ПК
даны на стр. 247. При расчете массы т учитывались суммар-
ная масса подвижных частей четырех вакуумных выключате-
лей, контакты которых приводились в движение одним сило-
вым ГУ, и масса стеклопластиковых тяг как 0,5 /пт.
264
Формулы (6-20), (6-21)
являются в значительной
мере приближенными.
Здесь, в частности, не учи-
тываются реальные свой-
ства рабочей среды (изме-
нения Е-,к, температуры,
а следовательно, и вязкости
жидкости), динамические
характеристики клапана,
изменения приведенных
масс И усилий сопротивле- Рис. 6-12. время разгона поршня ГУ
ния по ходу поршня и т. д.	при отключении
Все ЭТИ факторы уточни- сплошные кривые — теория, о — эксперимент
ются при дальнейших эксперимен-
тальных и теоретических исследова-
ниях.
Наиболее ответственным этапом
в динамике ГУ является торможение.
В высокоскоростных ГУ электрических
аппаратов используется торможение
«по пути», когда по ходу поршня тор-
мозной хвостовик на поршне ГУ (рис.
6-13) или тормозная втулка на штоке
(см. рис. 6-11) уменьшают площадь
проходного сечения окна в тормозном
устройстве. Местное гидравлическое
Рис. 6-13. Схема торможе-
ния «по пути» в ГУ
сопротивление увеличивается, и в. ре-
зультате повышения давления жидко-
сти в объеме сжатия скорость поршня уменьшается. Изменение
площади сечения щели Sx(x) на этапе торможения вызывает
увеличение потерь давления Арм. с. Согласно формуле (6-18)
Арм. с =	(х).
(6-22)
Перейдем в уравнении (6-19) к переменной х и предполо-
жим, что необходимо демпфировать только кинетическую энер-
гию подвижных частей ГУ: 1Гк=0,5 ти2по, где ипо — скорость
поршня перед этапом торможения. Тогда уравнение (6-19)
примет вид
ах
(6-23)
Определим зависимость Sx(x), при которой поршень ГУ
(подвижная приведенная масса т) на этапе торможения бу-
дет иметь постоянное отрицательное ускорение и скорость
265
поршня уменьшится ОТ Уп = Упо(х = О) ДО Цп = Уп. к~0 (х = /т)
[30]. По условию задачи имеем
vndvn/dx=—а = const	(6-24)
при х = 0, Хп=Хпо. Решая уравнение (6-24), получим ип2 =
= Опо2—2ах и при х = /т имеем ип = Уп. к = 0 и a=yno2/2ZT. Далее
получим
u2/u2n0=l-x/ZT.	(6-25)
Определим ип через параметры гидроустройства. Из урав-
нения (6-23) получим
mvndvaldx = —/nvno/2/т = — ^YVnSi/ZSx (х),	(6-26)
отсюда
(%/fno)2 = + mS2x (x)/ZT^YSi	(6-27)
и окончательно
5х(х) = 3|/т5жу(1—х//т)/т.	(6-28
Время торможения
'т	1Т	_______ „.
ty= j" dx/v„ = v„o f dx/У 1—x/lT =—- •	(6-29)
о	b	»„o
При расчете тормозного устройства максимальное давление
в полости сжатия выбирается равным (1,54-2) р0. Для гидро-
амортизаторов, с начальным давлением жидкости равным ат-
мосферному, максимальное давление ртах принимается не бо-
лее 10—12 МПа. Если в приближенных расчетах не учитывать
изменение активных сил и сил сопротивления на этапе тормо-
жения, то минимальный путь торможения ZT можно определить
из соотношения 0,5tnva02^pmaxS2lr. После определения профи-
лированного участка хвостовика (втулки) длиной ZT рекомен-
дуется [30] выполнить цилиндрическую часть тормозного хво-
стовика (втулки) длиной Zn=24-5 мм, а начальный участок
закруглить Zx~10% 1т (см. рис. 6-13). Для надежного удержа-
ния поршня в конце этапа торможения вводится конечный га-
рантированный зазор площадью SXK (при x = ZT), которая на-
ходится по уравнению (6-22) при Арм. с = РтаХ.
Обычно допустимая конечная скорость поршня для оценки
SXK выбирается оп. к=0,14-0,5 м/с. Примеры расчетов подоб-
ных тормозных гидроустройств приведены в [30].
6-4. Электродинамические приводные механизмы
Электродинамические приводы целесообразно использовать
в быстродействующих электрических аппаратах, так как они
имеют малое время срабатывания. Основу электродинамиче-
266
Рис. 6-14. Электродинамический механизм с «мягкой» катушкой (а), с двумя
(б) и тремя (в) «жесткими» катушками
ского привода составляет электродинамический механизм
(ЭДМ) [87]. Он может быть выполнен либо в виде одной «мяг-
кой» катушки, изменяющей свою геометрию в процессе сраба-
тывания, либо в в'иде двух и более «жестких» катушек, изме-
няющих взаимное расположение относительно друг друга при
срабатывании (рис. 6-14). Для обеспечения высокого быстро-
действия по катушкам ЭДМ пропускают большой ток. При
этом, если в электродинамическом приводе используется «мяг-
кая» катушка, то на ее противоположные стороны действует
сила Рэ, перемещающая стороны катушки (рис. 6-14, а). При
использовании в приводе «жестких» катушек по ним пропус-
кают ток такого направления, чтобы вызвать перемещение по-
движной катушки в нужном направлении. При указанном на
рис. 6-14, б, в направлении токов катушка 2 испытывает силу
отталкивания от неподвижной катушки 1. Неподвижные ка-
тушки 1 и 4 (рис. 6-14, в) могут быть как ускоряющими, так
и тормозящими. Например, если при срабатывании ЭДМ ка-
тушка 2 прошла путь, необходимый для срабатывания уст-
ройства, перемещаемого штоком 3, то с этого момента по
267
Рис. 6-15. Электродинамический привод с пневматическим подхватом
команды (а) и его пневматическая схема (б)
неподвижной катушке 4 может быть пропущен импульс тока та-
кого направления, чтобы создать тормозящую силу и вызвать
снижение скорости до нуля. При возврате катушки 2 и всего
устройства в исходное положение неподвижная катушка 4 яв-
ляется ускоряющей, а катушка 1 — тормозящей. Так как боль-
шие токи в ЭДМ могут вызвать значительный нагрев кату-
шек, то с целью уменьшения нагрева по катушкам пропускают
кратковременные токи. Проще всего это достигается путем
разряда на катушки предварительно заряженного конденса-
тора С через коммутирующий элемент S (рис. 6-14,6). В ка-
честве коммутирующего элемента могут быть применены
управляемые разрядники или тиристоры. Кратковременное про-
текание тока в течение 0,5—5 мс снижает потребление приво-
дом энергии и облегчает условия работы коммутирующего
элемента. Однако недостатком привода с импульсным протека-
нием тока по катушкам является необходимость создания при-
водных механизмов импульсного действия без подхвата, либо
с подхватом команды (рис. 6-15). При разряде конденсатора С
на катушку 6 электродинамическое усилие вызывает переме-
щение ее верхней части. Совместно с катушкой движутся
планка 5, поршень 4 и пусковой клапан 1. Поднявшийся кла-
пан открывает доступ сжатому воздуху в пневматическую
268
схему выключателя и одновременно в ка-
нал 2, по которому воздух поступает в по-
лость под поршнем 4. Сжатый воздух
удерживает поршень 4 и клапан 1 в под-
нятом положении (т. е. осуществляет под-
хват команды) до тех пор, пока не будет
перекрыт канал 2 или выпускное отвер-
стие 3. При прекращении подачи воздуха
под поршень 4 давление под ним начинает
падать либо из-за утечек, либо из-за вы-
пуска воздуха в атмосферу. После этого,
клапан и поршень под воздействием пру-
Рис. 6-16. Схема пи-
тания ЭДМ
жины возвращаются в исходное положение.
Если же перекрывается выпускное отверстие 3, то давление
над поршнем 4 из-за утечки воздуха (например, через дрос-
сели) сравнивается с давлением под поршнем. После этого
клапан 1 под действием пружины возвращается в исходное
положение.
Схемы электропитания ЭДМ. Основой большого числа схем
питания ЭДМ является емкостный накопитель энергии С
(рис. 6-16), подключаемый с помощью коммутирующего уст-
ройства (обычно тиристора У 7) к одной или нескольким по-
следовательно соединенным катушкам ЭДМ, имеющим со-
вместно с паразитной индуктивностью контура эквивалентную
индуктивность L и активное сопротивление R. Катушки ЭДМ
могут быть зашунтированы диодом V2. Резистор Ro ограни-
чивает ток в цепи управления тиристора. Если диод V2 отсут-
ствует, то при 1/]/ LC >R/(2L) разряд конденсатора колебатель-
ный (рис. 6-17, а). Как видно из осциллограммы, ток через
Рис. 6-17. Осциллограммы, характеризующие работу ЭДМ, приведенного на
рис. 6-16: а — без диода; б — с диодом
269
Рис. 6-18. Схема питания электродина-
мических приводов, обеспечивающих
работу в циклах БАПВ
6-17, б). В этом случае энергия
тиристор протекает в те-
чение одного полупериода.
Затем тиристор закрыва-
ется. При этом на конденса-
торе остается напряжение.
Следовательно, энергия, за-
пасенная в конденсаторе,
оказывается израсходован-
ной не полностью. Кроме
того, смена полярности на-
пряжения на конденсаторе
может неблагоприятно ска-
заться на его работе. Для
оксидных конденсаторов
смена полярности вообще
недопустима. При уста-
новке в схему диода V2 ха-
рактер разряда конденса-
тора изменяется (рис.
конденсатора используется
полнее, напряжение на его обкладках после включения диода
в работу остается близким к нулю. Кроме того, уменьшается
нагрузка, испытываемая тиристором, так как интеграл f ividt
при наличии шунтирующего диода много меньше, чем без
него.
Если ЭДМ используется в качестве пускового органа элек-
трического аппарата, то он должен обеспечивать работу аппа-
рата во всех возможных циклах автоматического повторного
включения (АПВ) или быстродействующего АПВ (БАПВ).
Питание ЭДМ по схеме, отвечающей указанным требованиям
(рис. 6-18), может производиться от источника небольшой
мощности постоянного или переменного тока. После заряда
конденсаторов С2 и СЗ питание может отсутствовать в течение
довольно большого промежутка времени (до 3—5 мин), что
определяется токами утечки тиристоров V2 и V4 и саморазря-
дом конденсаторов. За время отсутствия напряжения конден-
саторы не успевают заметно разрядиться и могут обеспечить
дважды нормальное срабатывание привода. В режиме ожида-
ния команды конденсаторы заряжены до максимального вход-
ного напряжения. Якорь Я двухпозиционного высокочувстви-
тельного поляризованного реле (например, типа РПС-4) за-
нимает одно из двух возможных положений. При этом ко
вторичной обмотке импульсного трансформатора ИТ подключен
управляющий электрод тиристора V2. или V4. При равенстве на-
пряжений на обкладках конденсаторов С2 и СЗ через токоог-
раничивающий резистор R5 и обмотку реле ток не проходит.
Для пуска привода необходимо замкнуть кнопку S. В этом
случае по первичной обмотке ИТ проходит импульс тока, за-
ряжающий конденсатор С1. Со вторичной обмотки ИТ импульс
270
Рис. 6-19. Приспособление, повышаю-
щее механическую износостойкость
«мягкой» катушки
тока поступает на управ-
ляющий электрод тири-
стора V4, который откры-
вается и подключает к ка-
тушке L ЭДМ конденсатор
СЗ. Последний разряжается
и вызывает срабатывание
привода. Конденсатор С2
остается заряженным, так
как его разряду на катушку
ЭДМ препятствует диод
VI. После разряда СЗ ти-
ристор V4 закрывается: че-
рез него проходит ток, ог-
раниченный резистором R2,
не превышающий удерживающего тока. Конденсатор СЗ начи-
нает заряжаться от сети. При этом из-за разности потенциа-
лов на выводах конденсаторов С2 и СЗ по обмотке реле про-
текает ток, вызывая перебрасывание якоря Я к управляющему
электроду тиристора V2. Ток срабатывания реле РПС-4 (пас-
порт РС4520350) составляет 25—70 мкА, и поэтому практиче-
ски не вызывает разряда конденсатора С2. Время срабатыва-
ния реле составляет 2—3 мс. Схема считается готовой к сле-
дующему срабатыванию ЭДМ после разряда конденсатора С1
на резистор R1. Время разряда этого конденсатора определя-
ется постоянной времени PiCj и может быть выбрано так,
чтобы обеспечить готовность схемы к следующему срабатыва-
нию ЭДМ в любом цикле быстродействующего автоматического
повторного включения. Резисторы R3—R6 служат для повыше-
ния помехоустойчивости схемы питания.
Надежность электродинамических приводов определяется
механической стойкостью связей, подводящих ток к подвиж-
ным катушкам ЭДМ или износостойкостью «мягкой» катушки,
а также надежностью схем питания ЭДМ. Для повышения ме-
ханической износостойкости связи изготавливают из большого
количества тонких гибких проводников, например, используют
провода типа ПЩ или ПЩС, а «мягкие» катушки изготавли-
вают из тонкой гибкой ленты. Например, для «мягкой» ка-
тушки пригодна медная лента толщиной 0,05—0,12 мм. В ка-
честве изолирующей ленты между витками катушек может
использоваться лавсановая лента, обладающая высокими меха-
ническими свойствами. Если катушка изготовлена из относи-
тельно толстой медной ленты (толщиной 0,12 мм) и имеет
форму, изображенную на рис. 6-14, а, то ее механическая из-
носостойкость определяется числом срабатываний 1500—2000.
Затем происходит излом ленты в углах катушки. С целью по-
вышения механической износостойкости следует увеличить ра-
диус закругления ленты в углах катушки. Это легко осущест-
вляется установкой в углах катушки круглых вкладышей 1
271
(рис. 6-19). А для того, чтобы вкладыши были плотно при-
жаты, с наружной поверхности катушки устанавливаются
планки 2. Вкладыши и планки стягиваются с помощью винтов
3. Такое несложное приспособление повышает износостойкость
катушки до 17 000—20 000 срабатываний.
6-5. Надежность схем питания электродинамических
и индукционно-динамических приводов
Надежность схем питания определяется правильным выполнением тех или
иных функций установленных в ней элементов. Отказ схемы питания означает
либо самопроизвольное срабатывание индукционно-динамического (ИДМ)
(см. § 6-8) или электродинамического механизмов (ЭДМ), либо их несраба-
тывание при поступлении команды.
Схемы питания ИДМ практически не отличаются от схем питания ЭДМ.
Так как ИДМ часто применяют в достаточно мощных пусковых устройствах,
то в качестве коммутирующих элементов в схемах питания таких ИДМ на-
ряду с тиристорами используются управляемые трехэлектродные разрядники.
Они необходимы н при колебательном разряде конденсатора. Кроме того, на-
пряжение на емкостном накопителе энергии (ЕНЭ) таких ИДМ может быть
до 10 кВ. В схемах питания менее надежными являются тиристоры, поскольку
к ним постоянно приложено однополярное Напряжение, велики скорости нара-
стания тока, коммутируемого тиристорами, и токов, протекающих по тиристо-
рам (большой f i2d/). Тиристоры в схемах питания ЭДМ и ИДМ прак-
тически все время находятся в режиме ожидания команды на открывание,
которая может появиться в любой момент времени. Известно, что полупро-
водниковые структуры типа р—п—р—п, подобные структурам тиристоров,
хуже работают при постоянно приложенном напряжении одной полярности,
чем при переменном напряжении. Поэтому при выборе тиристоров для схем
питания рекомендуется их рабочее напряжение устанавливать на 10—20 %
ниже, чем номинальное для тиристоров.
В схемах питания ЭДМ и ИДМ силовые тиристоры коммутируют токи,
имеющие обычно -большие скорости нарастания di[dt, которые при малых ин-
дуктивностях катушек ЭДМ и ИДМ особенно высоки. Известно, что при
больших di]dt наблюдается так называемое шнурование тока, протекающего
через полупроводниковую пластину тиристора. Пока ток не распределился по
пластине, большая плотность тока может вызвать локальный перегрев пла-
стины и ее разрушение. Для уменьшения неблагоприятного влияния больших
difdt используют различные способы. Во-первых, могут применяться специаль-
ные типы тиристоров, допускающие протекание токов с большими dijdt (на-
пример, типа ТИ, ТЧ, ТД, ТБ и др.). Во-вторых, допустимо искусственное
снижение di]dt в начальный момент коммутации, например, включением по-
следовательно с тиристором дополнительной индуктивности, выполненной на
насыщающемся магнитопроводе. Пока ток через тиристор не проходит, маг-
нитопровод не насыщен и дополнительная индуктивность относительно велика.
Поэтому в начальный момент коммутации из-за большой индуктивности ско-
рость нарастания тока невелика. Благодаря этому ток успевает равномерно
распределиться по сечению полупроводниковой пластины тиристора, что устра-
няет ее локальный нагрев. Этот процесс длится несколько микросекунд. За
это время практически полностью насыщается магнитопровод, и индуктивность
резко уменьшается, не влияя далее на общую картину изменения тока.
Третий путь уменьшения влияния большой производной тока difdt — ра-
циональное формирование управляющего импульса тиристора. Известно, что
с увеличением управляющего тока (форма импульса прямоугольная) рост
температуры полупроводниковой пластины тиристора в месте первоначального
протекания тока через р—п—р—п структуру при лавинном росте тока через
пластину значительно уменьшается.
272
Одновременное применение дополни-
тельной насыщающейся индуктивности н
большого (до 5—10 А) импульса управле-
ния с прямоугольным фронтом длительно-
стью 20—40 мкс позволяет значительно по-
высить стойкость тиристоров к высоким
dildt и тем самым сделать более надежной
их работу.
Кроме сказанного, с целью повышения
Рис. 6-20. Схема соединений
тиристоров для повышения на-
дежности
надежности схем питания применяется ре-
зервирование тиристоров (рис. 6-20). Па-
раллельное соединение тиристоров служит
средством защиты от обрывов в цепи и та-
ких отказов, когда приборы не включа-
ются. Последовательное соединение тири-
сторов служит средством защиты от коротких замыканий и ложных включе-
ний. Вероятность безотказной работы соединенных подобным образом ти-
ристоров может быть рассчитана следующим образом. Вероятность безотказ-
ной работы по замыканиям двух параллельно включенных тиристоров предо-
ставляет собой вероятность безотказной работы по замыканиям Р3. гр одной
группы: Рз.гр = Р2з, где Рз— вероятность безотказной работы по замыканиям
одного тиристора, а вероятность безотказной работы по обрывам Ро. гр для
группы Р0.гр=1—(1—Ро)2, где Ро — вероятность безотказной работы тири-
стора по обрывам.
Для двух последовательно включенных групп тиристоров результирую-
щая вероятность безотказной работы рассчитывается по формуле
Рх = Pl гр[1 - (1 - Рз. гр)2] = ^3 (2 - Ро)2 (2 - Р3)2.	(6-30)
Если, например, вероятность безотказной работы в течение времени Т
для тиристора составляет по обрывам Ро =0,9800 и по замыканиям Р3 = 0,9500,
то в течение этого же времени вероятность безотказной работы тиристоров,
соединенных по схеме на рис. 6-20 согласно формуле (6-30), составляет Pj =
= 0,9942.
Приведенная на рис. 6-21 схема питания ЭДМ повышенной надежности
с резервированием тиристоров является развитием схемы, приведенной на
рис. 6-18, и отличается от последней, кроме резервирования тиристоров, вве-
дением схем их запуска. Схемы запуска состоят из элементов С2, R2, ИТ1,
V2, R3 и СЗ, R17, ЙТ2, V12, R18. Резисторы R5, R8, RI 1, R15 представляют
собой делители напряжения и нужны для принудительного равномерного рас-
пределения напряжения между последовательно включенными тиристорами.
При замыкании S (параллельно могут быть установлены контакты реле авто-
матики, защиты, синхронизирующие контакты) конденсатор С5 емкостью
0,5—1 мкФ разряжается на обмотку импульсного трансформатора ИТЗ. Им-
пульс тока вторичной обмотки ИТЗ открывает маломощные тиристоры V2,
V12 в зависимости от того, в каком положении находится якорь Я поляризо-
ванного реле РПС. При открывании, например, управляющего тиристора V12
по обмотке ИТ2 проходит зарядный ток конденсатора СЗ. Это приводит
к тому, что по управляющим переходам силовых тиристоров V8—VII проте-
кает импульс тока, открывающий какие-либо два последовательно соединен-
ных тиристора. С этого момента силовой конденсатор С4 разряжается на ка-
тушку ЭДМ, вызывая срабатывание привода.
6-6. Расчет параметров электродинамических механизмов
Расчет заключается в определении активного сопротивления
RK катушек, их индуктивности LK или взаимной индуктивности
М и производных dLYJdx или dMjdx, участвующих в расчете
электродинамических усилий (э.д.у.).
273
Рис. 6-21. Схема электропитания привода повышенной надежности
Активное сопротивление зависит от длины /к металлической
ленты, ее толщины b и ширины а. Для «мягкой» катушки (см.
рис. 6-14, а) длина первого, второго, i-ro витка будет соответ-
ственно /j=2D 4- 2л (Апр/2 + b+А); /2=2П4-2л(Апр/2-1-2Ь-]-2А);
lt = 2D + 2n(Anp/2 + ifo 4-iA), где D — расстояние между центрами,
вокруг которых происходит изгиб витков ленты; Апр — толщина
прокладки, устанавливаемой для крепления катушки; А — тол-
щина изоляции между соседними витками. Суммирование по
всем N виткам дает длину металлической ленты
N 
/к = У. = [2D Ч- яАпр ft (Ь A) (N 4* 1)] N.
i=i
После этого легко определяется активное сопротивление при
постоянном токе
RK = рэ/к/(а&) = р [2D + ftAnp + ft (b + A) (W ф- 1)] N/(ab), (6-31)
где рэ — удельное электрическое сопротивление ленты. При пе-
ременном токе сопротивление RK увеличивается из-за вытесне-
ния тока на края ленты. Увеличение RK тем больше, чем выше
частота тока, чем больше ширина катушки а и расстояние
между серединами сторон катушки /о- Точный расчет активного
сопротивления при переменном токе связан с расчетом плотно-
сти тока в витках катушки по уравнениям Максвелла. Этот рас-
чет достаточно сложен и представляет собой самостоятельную
задачу. Отметим лишь, что на реальных для ЭДМ частотах
100—500 Гц сопротивление RK при переменном токе больше, чем
при постоянном, на 5—10 %. Паразитное сопротивление Ra кон-
тура, включающее в себя сопротивление подводящих проводни-
ков, конденсаторов, коммутирующих приборов и контактных сое-
динений, сравнимо с сопротивлением катушки. Поэтому и без
учета увеличения сопротивления на переменном токе погреш-
ность расчета тока в катушке незначительна. В дальнейшем
будем оценивать сопротивление катушки по его значению /?к
при постоянном токе.
Для круглых жестких катушек (см. рис. 6-14, б, в) сопротив-
ление может быть рассчитано по формуле, полученной анало-
гично формуле (6-31):
RK = 2лрэ [г + (Ь + А) (W + 1)] N/(ab),	(6-32)
где г — радиус каркаса, на который производится намотка.
Расчет индуктивности катушек при постоянном токе может
быть произведен так называемым методом массивного витка [42],
который заключается в следующем. Катушка заменяется одним
массивным витком, совпадающим по размерам со всей катуш-
кой, и рассчитывается его индуктивность £м. в- Затем, умножив
индуктивность массивного витка на квадрат числа витков ка-
тушки, найдем полную индуктивность катушки
LK=LM. Л2.
275
Рис. 6-22. Кривые для определения индуктивности шин
Если катушка выполнена по рис. 6-14, а, то для расчета ин-
дуктивности массивного витка он заменяется двумя параллель-
ными шинами, имеющими те же поперечные размеры, что и сто-
роны массивного витка, и длину /м. в. Этот размер определяется
по формуле
^м/в= D + Апр + h—х,	(6-33)
где h= (b+A)N— толщина шины; х — ход подвижной части ка-
тушки при срабатывании ЭДМ. При х = 0 равенство (6-33) оче-
видно (см. рис. 6-14, а). Если же х^О, то исходим из того, что
периметр катушки остается неизменным. Поэтому, если к раз-
меру /о добавляется х, то размер E) + Anp + /i должен умень-
шаться на значение х. Определив /м. в, индуктивность шин и при-
равненную к ней индуктивность массивного витка, находим по
формуле
ЕШ = ЕМ. в = £//м. в,	(6-34)
где L' — индуктивность единицы длины двух параллельных шин
(рис. 6-22).
Таким образом, с учетом (6-33) и (6-34) индуктивность ка-
тушки
LK = L'/M/B№.	(6-35)
Индуктивность круговых катушек прямоугольного сечения
(см. рис. 6-14, в) при постоянном токе рассчитывается по фор-
муле [42]
LK = |i0№ (с?х + d2) kL/(8n),	(6-36)
где N — число витков катушки; d\ и d.% — наружный и внутрен-
ний диаметры катушки; kL — множитель, значение которого
можно определить по кривым рис. 6-23.
276
Катушки могут быть соединены между собой согласно или
встречно. В этом случае результирующая индуктивность для
двух последовательно включенных катушек для согласного и
встречного соединения рассчитывается соответственно по фор-
мулам
1согл = 2](£к + М); LBCTp = 2 (LK — М),
где М — взаимная индуктивность катушек (ее расчет приво-
дится ниже).
Индуктивность катушек при переменном токе с ростом ча-
стоты колебаний тока уменьшается за счет вытеснения тока на
277
края катушки или к зазору между катушками. Однако в рабо-
чем диапазоне частот это уменьшение относительно невелико и
им можно пренебречь.
Пример. Рассчитать индуктивность катушки (см. рис. 6-14, а). Известно
число витков N=37, ширина медной ленты а=0,022 м и ее толщина Ь =
= 0,12-10~3 м, толщина межвитковой изоляции Л=4-10-5 м, толщина про-
кладки ЛпР= 1-10-3 м, размер £> = 0,1 м, ход х=0.
Для определения индуктивности единицы длины шин, заменяющих мас-
сивный виток, рассчитывается параметр кривой h/a (см. рис. 6-22) и
^о/(^-Ьй):
h = (b + Л) N = (1,2 10—4 + 4-10—Б) 37 = 5,92-10~3 м;
Л/а = 5,92-10—3/22-10—3 = 0,27;
/0/(/г + а) = (Дпр + h + x)/(h + а) = (1  10"» + 5,92-10"» + 0)/(5,92 • 10~3 +
+ 22-10-3) = 0,25.
По кривым рис. 6-22 определяется £/=1,9-10~7 Гн/м. По формуле (6-33)
рассчитывается длина /м. в шин, заменяющих виток:
1«. в = D + Дпр + h — х = 0,1 + 1 • 10-3 + 5,92 10~3 — 0 = 0,107 м.
Индуктивность катушки £к находится по формуле (6-35):
£к = £м.в№ = £'/м.в№= 1,97-10-’-0,107-372 = 27,8-10-в Гн.
Для расчета электродинамических усилий, возникающих при
протекании тока по катушке (см. рис. 6-14, а), необходимо знать
производную индуктивности по ходу dL^./dx. Тогда сила F3
может быть найдена по формуле [89]
F3 = (i2/2)’(d£K/dx)	(6-37)
Определение dLKfdx может быть произведено графическим
способом по зависимости LK(x). Для этого задают значения хода
х: хо, Xi, Х2, ..., хп и, используя изложенный выше способ, рас-
считывают значения LK, соответствующие этим значениям хода.
Затем строится график LK(x), по которому с помощью графиче-
ского дифференцирования находятся значения dLK/dx.
Расчет э.д.у. F3 для ЭДМ с круглыми «жесткими» катуш-
ками (см. рис. 6-14, б, в) производится по формуле
F3 = i1i2(dM/dx),	(6-38)
где г’1, (г — токи в катушках (при последовательном соединении
ii = i2); dMIdx — производная взаимной индуктивности М кату-
шек, между которыми определяется электродинамическое уси-
лие. Расчет М может быть произведен по формуле [42]
Л4 = ^2Л4м.в,	(6-39)
где Л^2 — число витков каждой катушки; Л4М. в — взаимная^
индуктивность двух массивных колец, совпадающих по разме-
278
рам с реальными катушками. Расчет Мм. в со-
осных витков прямоугольного поперечного сече-
ния может быть произведен различными спосо-
бами [42]: методом эквивалентных круговых
контуров, методом разложения в ряд Тейлора,
методом, основанным на теореме о четырех
прямоугольниках. Поясним метод ряда Тейлора.
Поперечные сечения массивных витков разби-
ваются на элементарные круговые контуры, про-
ходящие по серединам сторон каждого сечения
и в центре сечений витков (рис. 6-24). Затем
рассчитываются взаимные индуктивности от-
дельных контуров M.Q\, Mq2, Mqs, Mqi, МР5,
Мр6, МР7, МР&, MPQ по формуле [64]:
Мц= ЦоКОГ [(2/k—k) K(k)—2E (k)/k], (6-40)
Рис. 6-24. К
расчету взаим-
ной индуктив-
ности методом
ряда Тейлора
где Ri, Rj — радиусы контуров, для которых
рассчитывается взаимная индуктивность; K(k),
E(k)— полные эллиптические интегралы пер-
вого и второго рода с модулем k=V4RiR//[(Ri +
+/?/)24-Л2]; h — расстояние между плоскостями,
в которых расположены контуры. Заметим, что при изменении
расстояния между катушками значения h изменяются. Эллип-
тические интегралы находятся либо из таблиц, либо рассчиты-
ваются с погрешностью, не превышающей 3-10—5, по аппрокси-
мирующим формулам:
/С = «о 4~ GiWti 4- n2//^i + (^о +	4- /^2/Hj) In (I//721),	(6-41)
где m, = 1—F; а0= 1,3862944;	= 0,1119723; а2 = 0,0725296; Ьо=
= 0,5; &1 = 0,1213478; Ь2=0,0288729;
£=14- аутх 4- а2т2 4- (Ami 4- Ь2т2') In (l/mx),	(6-42)
где /П1=1—fe2; ai = 0,4630151; а2 = 0,1077812; ^=0,2452727; b2 =
= 0,0412496.
После того как рассчитаны взаимные индуктивности конту-
ров, находится взаимная индуктивность массивных витков
Л4М. в = (/Wqx 4- Mq2 4~ 7Wq3 4- Мд44--Мр54-Л4р64-Л4р74-Л1р8—2MPq)/6,
(6-43)
а затем по формуле (6-39) определяется взаимная индуктив-
ность катушек ЭДМ или катушки и диска ИДМ.
Значения производной взаимной индуктивности по ходу
dM!dx находятся аналогично производной dL^/dx: строится гра-
фик зависимости от хода х взаимной индуктивности Л1(х),
а затем графическим дифференцированием определяются зна-
чения dM/dx.
279
грамма электродинамической силы
и хода ЭДМ
шек ЭДМ, ширину ленты, из
Методика выбора емкостного
накопителя энергии и геометри-
ческих размеров катушек ЭДМ.
При проектировании привода
ЭДМ считаются заданными зна-
чение максимального хода хк
подвижных элементов привода,
сила противодействия FMex(x),
которую они создают на своем
пути х, масса тм деталей, участ-
вующих в движении, и напряже-
ние питания ЭДМ U. По этим
данным и по заданному времени
срабатывания привода tCp необ-
ходимо выбрать емкость конден-
сатора С, число витков У кату-
которой изготовляются катушки,
и размеры катушек.
Обратимся к типичной осциллограмме электродинамической
силы F3 и хода х ЭДМ при срабатывании (рис. 6-25). Для уп-
рощения дальнейших расчетов заменим кривую реальной силы
F3 полусинусоидой F=F3max sincot, где t — текущее время; <о =
= л/^ср’, Fз max — максимальное значение силы, ' совпадающее
с максимальным значением реальной силы F3. В этом случае за-
висимость хода х от времени t\ = t—tTp может быть найдена из
уравнения движения для ^>0:
m'a(d2x/dt2) == F3max sin [и (tTp -Hi)]—Fwex(x),	(6-44)
где m— суммарная подвижная масса, состоящая из тм и по-
движной массы катушки тк; tTp— время трогания, зависящее от
силы противодействия FMex (0) при х = 0. Пусть FKex (x) = FMex =
= const, причем в качестве Faex может быть принята максималь-
ная сила, определяемая механической характеристикой. Тогда
решение уравнения движения примет вид
Ft2	Ft
x(/i) = [-Fsmax/(rn®2)]sin(co(tTp + t1))--+ x
2m	men
X cos (cotTp) + —rnax- sin (cotTp).	(6-45)
ma>2
Время трогания tTP находится из формулы (6-44) при t] = 0:
tTp = J- arcsi n fMex = arcsin -Mex •	(6-46)
®	tamax Л	famax
Заметим, что sinco/тр—FMex/F3 max, cos (otTp— у F3maX F^xIF3max>
С учетом этого при ti = tCp—tTp, т. e. в момент достижения хо-
дом х конечного значения хк, по формуле (6-45) можно найти
— F	\/р2 — F2	F мех /2
v — мех I/ ___________f \2 I у 1 5 max мех /	,,	, к . ------Гср.
Лк	'.‘ср 4тр2 “г	1ср (/ср гтр^ “г п2т
Zm	эх tn
280
Отсюда с учетом (6-46) находим
где через П обозначено соотношение исходных данных:
П = хкт / (FMex^p) •	(6-48)
В массу m = mM + mK входит подвижная масса катушки тк,
которая на данном этапе проектирования неизвестна. Поэтому
ее следует задать произвольно, ориентируясь на реальный ди-
апазон подвижных масс катушек: тк = 0,05-4-0,5 кг.
Постоянная П, рассчитанная по формуле (6-47), быстро
уменьшается с ростом отношения Fwex/F3m3x (табл. 6-3). Рас-
считав по исходным данным для проектирования значение П и
пользуясь табл. 6-3, можно определить отношение FM/F3 max. Это
отношение позволяет рассчитать /тр по формуле (6-46) и одно-
временно найти Максимальную силу F3 max, которую должен раз-
вивать ЭДМ, чтобы обеспечить перемещение массы т на рас-
стояние хк за время /ср при наличии противодействующего уси-
лия /уех- Теперь может быть рассчитана механическая работа
Дмех, которую совершает ЭДМ при срабатывании:
А мех = тПк/2 + FaexxK,	(6-49)
где ик — конечная скорость в момент срабатывания, которая на-
ходится дифференцированием хода х [см. формулу (6-45)]
При tl = tcp—tip'.
Пк ~ ^ср max И- д/Тэтах Дмех )/(Я/И) Fмех (^ср	1TL-
(6-50)
Таблица 6-3
f*Mex Fэ max	0,01	0,02	0,03	0,04	0,05	0,06	0,07	0,08	0,09	0,1
п	31,0	15,5	10,0	7,50	6,00	5,00	3,75	3,25	2,80	2,60
7*мех max	0,1	0,2	0,3	0,4	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9	1
п	2,60	1,13	0,60	0,35	0,20	0,15	0,07	—	—	—
281
Коэффициент полезного действия ЭДМ ц обычно 2—12 %.
Задавая т], можно рассчитать энергию, которую должен иметь
емкостный накопитель энергии (ЕНЭ):
^с = Дмех/т].	(6-51)
По энергии Wc и напряжению питания U рассчитываем не-
обходимую емкость ЕНЭ
C = 2Wc!U2.	(6-52)
Если ЭДМ питается от сети переменного тока u={7msin(ot
то в качестве напряжения U принимается Um.
На этом этапе проектирования следует выбрать тип конден-,
саторов, составляющих ЕНЭ, место их установки и коммутирую-
щее устройство. При этом необходимо учитывать допустимый
диапазон рабочих температур конденсаторов, гарантируемый
срок службы, удельные характеристики, определяющие объем
и массу ЕНЭ, допустимый ток разряда (или сопротивление на-
грузки), номинальные напряжение и емкость. Выбрав тип кон-
денсаторов, их число и место установки (оно определяет длину
соединительных проводников между ЕНЭ и ЭДМ), а также тип
коммутирующего прибора (например, тиристор), следует опреде-
лить паразитные параметры контура Ln, Rn-
После того, как выбрана емкость С, можно определить ин-
дуктивность L и активное сопротивление R силового контура
ЭДМ. По ним находят затем геометрические размеры катушки
ЭДМ. Для этого допустим, что процесс разряда конденсатора
на катушку (катушки) ЭДМ протекает так же, как и в после-
довательно соединенных R, L, С элементах, не изменяющих свои
параметры. Проанализируем переходный процесс в этой цепи.
Зависимость тока от времени i(t) определяется решением урав-
нения
L(d2i/dt2) + R(di/dt) + iC-1 = O; i(0) = 0; i'(Q)=--U/L. (6-53)
Для колебательного разряда ю0>бо, где w0=l/J^LC; б0 =
= 7?/(2L), имеем
i = 1тё~^ (соо/со ) sin со7;	(6-54)
ДЛЯ (Оо = 6о
i = /mcoo^“v;	(6-55)
ДЛЯ (ОоСбо
i = Gm®oe~6<// д/бо—coo)sh д/бо— Mo t- (6-56)
В этих уравнениях	C/L —амплитуда тока в цепи
с /?=0;со = д/соо—бо. Введем безразмерный параметр р=бо/соо=
= LC /(2L) и обозначим /* отношение текущего времени t к
четверти периода То колебаний тока при R — 0:
t* = MIT0 = 4/соо/(2л) = 2tl (л /LC ),	(6-57)
a i* — отношение текущего тока i к току Im(i* = i/Iт).
282
Тогда	b0t=(R/2L)t =
= pnt*/2 и <o'/ = nt* ]/1—p2/2.
Учитывая это, уравнения
(6-54) — (6-56) могут быть
преобразованы:
при (о0>бо, что соответ-
ствует р< 1,
ехр(-лГр/2)
I -- ---- ~	/\
Ki-р2
л<* а/ 1 — р2
X sin-----; (6-58)
Рис. 6-26. Зависимость относительного
тока i* от относительного времени t*
при различных значениях параметра р
при wo = бо, что соответ-
ствует р = 1,
i* = (Zm/2)n/*exp( — nt*p!2)\ 	(6-59)
при (Оо<6о, что соответствует р>1,
Зависимость i* = f(t*) при различных значениях р представ-
лена на рис. 6-26. Найдем зависимость от аргумента р макси-
мальных значений относительного тока i* и относительного вре-
мени t*, при котором ток максимален. Для этого возьмем произ-
водную от i* по t* в формулах (6-58) — (6-60), приравняем нулю
и определим t*(p):
При tt>o^>6o
{р) = JL arcsinVIHgL .	(6-61)
л 1/1—р2
при (О0<60
t* (р) = 21n (p + WriLL .	(6-62)
л "|/р2 — 1
Подставляя формулу (6-61) в (6-58) и (6-62) в (6-60), на-
ходим
i*(p) = exp(— parcsinj/l — р2)/(/1— р2 (р<1); (6-63)
i* (р) = (р + У р2—1 ) ₽/Vp2-1	(р>1)-	(6-64)
Зависимости t*(p) и i*(p), построенные по формулам
(6-61) — (6-64), представлены на рис. 6-27. Значения /* = 1 и
283
Рис. 6-27. Зависимости i*=/i(p), i*2~fi(p),
Чз(р)
i*=l при p—>0 найдены путем вычисления пределов в формулах
(6-61) и (6-63) соответственно, а 7* = 2/л = 0,6366 и i* = e-1 =
= 0,3679 — вычислением пределов при р->1.
Дальнейший путь определения параметров контура следую-
щий. Задавая значение р, по кривой t*(p) на рис. 6-27 находим
значение t*. Затем, приняв в формуле (6-57) 7 = 7ср/2, легко оп-
ределить индуктивность контура
L = /?p/(fn]/C)2,	(6-65)
а по уравнению р = 6о/соо= R/(2]/L)> в котором теперь из-
вестны р, С и L, можно определить сопротивление контура
R = 2pVL /УС.	(6-66)
Далее, вычитая из найденных L и R паразитные индуктив-
ность Лп и сопротивление Rn контура, найдем индуктивность LK
и сопротивление RK катушки ЭДМ. По LK и RK, рассчитанным
заранее (по изложенной выше методике) как функции аргу-
ментов N, a, D (см. рис. 6-14), определяют аргументы N, a, D.
Для ЭДМ, изготовленного из круглых последовательно-
встречно соединенных катушек вычитание из значений L и R па-
разитных Ln и Rn дает эквивалентную индуктивность Лэкв =
= 2(АК—7И) и эквивалентное сопротивление ЛЭкв = 2/?к. По по-
строенным зависимостям /?Экв(М а) и L3KB(N, а) при заданном
внутреннем диаметре катушек d2 (обычно <7г= (3-4-10) • хк) и
найденных значениях L3KB и R3KB определяются число витков N,
ширина ленты а и наружный диаметр катушек di = 2M(6 + A) +
+ d2.
Затем производится проверка правильности выбора значения
параметра р. Для этого по найденным N, a, D (N, a, d[) рассчи-
тывается значение производной dLKldx в формуле (6-37)
\dM/dx— в (6-38)], определяется по кривой i*(p) (рис. 6-27)
для выбранного р максимальный ток 1Макс в (6-37) или (6-38) и
производится расчет максимальной силы F3. Если при сопостав-
284
лении силы F3 с силой F3max, найденной по табл. 6-3, окажется,
что F3<F3max, то следует задать новое значение параметра р и
расчет повторить. Если же F3^-F3max, то это означает, что па-
раметры ЭДМ. подобраны верно, и может быть проведен пове-
рочный расчет. Если при любых значениях р сила F3 не дости-
гает значения F3 тах, то это означает, что принятое напряжение
питания U ЕНЭ недостаточно и его следует увеличить при со-
хранении рассчитанной ранее по формуле (6-51) энергии кон-
денсатора или задать новое значение КПД в формуле (6-51),
т. е. увеличить энергию ЕНЭ.
Пример. Определить емкость ЕНЭ и геометрические размеры катушки
ЭДМ, выполненной по рис. 6-14,а, если ход привода хк = 6-10-3 м; масса
привода /Им =0,3 кг; противодействующее усилие Емех = 300 Н; питание — от
сети переменного тока напряжением 220 В. Привод должен иметь время сра-
батывания /сР=1,5 мс.
1.	Задаем подвижную массу катушки mK=0,1 кг и по формуле (6-48)
рассчитываем 
^ = ^к(«м + М/(Гмех^р) = 6-Ю-3(0,3 + 0,1)/[300.(1,5.10-3)2 * * 5 6 7] = 3,55.
2.	По значению П (см. табл. 6-3) определяем F мех/^э шах — 0,08. Отсюда
Еа тах = ЕМех/0,08=300/0,08=3750 Н.
3.	По формуле (6-46) рассчитаем время трогания £тр:
4р = (<cpM)arcsin (Емех/Еэтах) = (1.5-10-3/3,14) arcsin (0,08) = 3,82 -10—5 с.
4.	Определяем конечную скорость vK по формуле (6-50):
пт	т
1,5-10-3 (375О + V37502 — 3002 )	300 (1,5-10~ 3 — 3,82  10~5) _
~~	(0,3 4-0,1) • 3,14	0,34-0,1	“
= 7,84. м/с.
5. Рассчитываем механическую работу ЭДМ Л мех по (6-49):
Лмех = "®к/2 + fMex*K = <0.3 + 0,1) - 7,842/2 + 300-6-10~3 = 14,1 Дж.
6. Задавая КПД ЭДМ т] = 0,05, находим энергию ЕНЭ:
WC = Амех1т] = 14,1/0,05 = 282 Дж .
7. Максимальное напряжение U на обкладках заряженного ЕНЭ при пи-
тании от сети переменного тока напряжением 220 В составляет 311 В. Прини-
мая П=310В, по формуле (6-52) находим емкость ЕНЭ:
С = 21Ec/172 = 2-282/3102 = 5,87-IO”3 ф>
Выбираем конденсаторы типа К50-17 на номинальное напряжение 400 В,
емкость Ск = 500 мкФ. Эти конденсаторы работают в интервале рабочих тем-
ператур от —10 до +50 °C. Гарантированный срок службы составляет
105 циклов. Масса одного конденсатора 0,12 кг, диаметр 28 мм, высота
105 мм, допустимый ток разряда одного конденсатора около 800 А.
По емкости С рассчитаем число конденсаторов в ЕНЭ:
пк = С/Ск = 5,87  10-8/500 • IO-6 = 11,74.
285
Рис. 6-28. Зависимость сопротивления катушки от числа витков и ширины
ленты
Принимаем пк = 12. Таким образом, для дальнейших расчетов имеем С=
= Скпк = 500-10-6-12=6-10-3 Ф; 1^0=288,3 Дж; допустимый ток разряда
/доп=9600 А. Принимаем также паразитные индуктивность контура Ьп —
= 2-10~6 Гн и активное сопротивление контура, включающее в себя и сопро-
тивление коммутирующего прибора (тиристора) /?п=0,07 Ом.
8.	Задаем р=0,5. По рис. 6-27 определяем <*=0,77. Используя формулу
(6-65), находим
Т = <*р/(<‘<С)2 =
= (1,5-10-3)2/(0,77-3,14 /б-10-3 = 64,08-10-6 Гн,
а по формуле (6-66) определяем
7? = 2р1Л./Кс = 2-0,5 ]/ 64,08-10-6 /Кб-10-3 = 1,033-10-1 Ом.
9.	Определяем индуктивность LK и активное сопротивление RK катушки
ЭДМ:
LK = L — Ln = 64,08-10-6 — 2-10-6 = 62,08-IO-6 Гн ;
RK = R — Rn = 0,1033 — 0,07 = 0,033 Ом.
10.	Выбираем материал катушки — медь (рэ= 1,75-10-8 Ом-м); толщину
ленты 6=0,1 мм; толщину изоляции Л = 40 мкм; толщину прокладки ЛПр =
= 1 мм.
В ЭДМ отношение конечного хода хк к размеру D обычно составляет
xK/D=0,034-0,1. Задавая это отношение, равным 0,06, получаем £>=хк/0,06=
=6-10~3/0,06=0,1 м. Сопротивление катушки RK рассчитывается по формуле
(6-31). Для удобства определения числа витков катушки N и ширины ленты а
на рис. 6-28 приведена зависимость /?К(М а), построенная по формуле
(6-31), а на рис. 6-29 — зависимость индуктивности катушки LK(N, а), по-
строенная по формуле (6-35). Зависимости построены для а= (94-25) • 10-3 м.
По кривым рис. 6-28 для RK = 0,033 Ом определяется диапазон измене-
ния числа витков катушки N = 84-21, а по кривым рис. 6-29 для LK =
= 62,08-10-6 Г находим N=434- 55. Как видно, диапазоны изменений числа
витков не перекрываются. Следовательно, принятое значение р неверно и сле-
дует задать новое. В табл. 6-4 приведены несколько значений р и соответ-
ствующие им индуктивности, активные сопротивления катушки, диапазоны
числа витков. Там же приведены такие значения N и а, которые удовлетво-
ряют одновременно значениям RK и LK (последний столбец).
286
Рис. 6-29. Зависимость индуктивности
ных значениях
1— £к<100 мкГн;
катушки от числа витков при различ-
ширины ленты
2 — £к>100 мкГн
Зависимость индуктивности катушки LK от W и а может быть аппрокси-
мирована выражением
£к = f.i (a) Nh «°>,	(6-67)
где Л(а) = 1,974-10~8—1,307-10~8а+2,647-10-’а2, Гн; Ыа) =2,145+26,614а—
—589,385а2.
В этом случае если из формулы (6-31) по RK найти а и подставить его
в (6-67), то получается уравнение относительно одной неизвестной N (число
витков). Это уравнение можно, например, решить графическим способом. За-
метим, что кривыми рис. 6-29 можно пользоваться для расчета индуктивно-
сти катушки, имеющей размер D, отличный от найденного £>=0,1 м. Так как
£к зависит от длины массивного витка ZM. в, то при новых значениях D и со-
ответственно новых Z„. в индуктивность £к. нов находится по формуле
£К. НОВ — £rZm. в. нов/^м. в>	(6-68)
где £к — индуктивность, найденная по кривым рис. 6-29 или по формуле
(6-67).
287
Таблица 6-4
Ва- риант Г	р	t*	L, мкГн	мкГн		R, Ом	«к- Ом	N («к)	Параметры катушки	
									N	а, мм^
1	0,5	0,77	64,08	62,08	43—55	0,1033	0,033	8—21	—	— •
2	0,6	0,74	69,38	67,38	44—58	0,1290	0,059	15—40	—	—
• 3	0,7	0,71	75,37	73,37	45—60	0,1569	0,083	21—55	—	—
4	0,8	0,685	80,97	78,97	47—62	0,1859	0,116	29—71	54	18
5	0,9	0,66	87,22	85,22	48—64	0,2170	0,147	34—87	53	15
6	1,0	0,635	94,23	92,23	50—67	0,2510	0,181	42—104	52	12
По найденным значениям N, a, D рассчитывают несколько значений Лк
при различных значениях хода х. После этого строится зависимость LK(x) и
графическим способом определяется производная dLKfdx. На рис. 6-30 при-
ведены полученные таким способом зависимости производной dL,K!dx от У
и а. Эти зависимости хорошо аппроксимируются выражением
dLKldx = f3 (а) АЛ (а),	(6-69)
где /з(а) = 1,958-10~5—8,097-10-4а + 1,008• 10~2а2, Гн/м; fi(a) = 1,57+ 8,457а—
—101,32а2.
Заметим, что для определения производной dLKfdx при других значениях
D можно воспользоваться формулой (6-68):
dLK нов d f ,	^М. В. ИОВ \ dLK 1м. В. НОВ , г DhoB — D
—	I к	- I —.............  -р	L, к ------- t
dx dx I i I dx I	/2
\	м. в /	‘м. в	m. в
(6-70)
где /м.в.нов определяется по формуле (6-33).
По кривым рис. 6-30 и по найденным параметрам катушки определяем:
для варианта 4 (табл. 6-4) dLK!dx=7• 10~3 Гн/м; для варианта 5—dLKldx =
=7,4-10-3 Гн/м, для варианта 6 — dLK/dx=7,8-10-3 Гн/м. По кривым рис. 6-27
для соответствующих значений р находим I* . Учитывая, что 1=1*1 т, где
по формуле (6-37) рассчитываем максимальную силу, разви-
ваемую катушкой:
F3 = i*W(dLK/dx)/(2L).
Результаты расчетов сведены в табл. 6-5.
Таблица 6-5
Вариант	р	i«9	L, Гн	dLyJdx, Ги/м	F3, Н	Параметры катушки	
						N	а, мм
4	0,8	0,175	80,97-10-»	7,0-10-3	4362	54	18
5	0,9	0,150	87,22-10-»	7,4-10-3	3669	53	15
6	1,0	0,115	94,23-10-»	7,8-10-3	2744	52	12
288
Рис. 6-30. Зависимость производной индуктивности катушки по ходу от
числа витков при различных значениях ширины ленты
1 — dLK/dx<lO мГн/м; 2 — dLK/dx>lO мГн/м
Наибольшую силу развивает катушка по варианту 4 (табл. 6-5). Сравни-
вая силу Fa с силой Fs max, найденной в п. 2 (см. стр. 285), видим, что по
варианту 4 можно обеспечить время срабатывания <ср=?1,5 мс при условии,
что подвижная масса катушки тк не больше 0,1 кг [была задана в п. 1] (см.
стр. 285). Более того, теперь может быть уточнена подвижная масса и для
варианта 5. Если она меньше 0,1 кг, то катушка по этому варианту, по-види-
мому, также сможет обеспечить /Ср = 1,5 мс. Далее должен быть проведен
поверочный расчет [87], который позволит уточнить и время срабатывания
и КПД привода.
По изложенной в этом параграфе методике выбирается ЭДМ
привода с параметрами, обеспечивающими выполнение началь-
ных требований к ЭДМ. Однако эти параметры могут иметь не
оптимальные значения. На данном этапе проектирования при-
вода следует оптимизировать параметры ЭДМ в соответствии
с выбранными критериями оптимизации. Выбор критерия связан
с назначением привода. Допустим, что в результате расчета
Ю Заказ № 412
289
параметров найдены число витков (размеры) катушки ЭДМ,
емкость ЕНЭ и напряжение заряда ЕНЭ, обеспечивающие тре-
буемое время срабатывания. Но при этом перед конструктором
стоит задача- при выбранном типе конденсаторов минимизиро-
вать объем, занимаемый ЕНЭ. В этом случае критерием опти-
мизации (частным) может служить емкость ЕНЭ.
В другом случае, если ЭДМ питается от источника энергии
ограниченной мощности, возникает задача проектирования та-
кого ЭДМ, который потребляет минимальное количество энер-
гии при сохранении-заданного времени срабатывания. В этом
случае критерием оптимизации служит энергия, запасаемая
в ЕНЭ.
Наконец, если ЭДМ должен обеспечить минимальное время
срабатывания при заданной энергии, запасаемой в ЕНЭ, то кри-
терием оптимизации служит время срабатывания. При оптими-
зации на изменяемые параметры ЭДМ могут накладываться ог-
раничения, определяемые конструктором. Например, при проек-
тировании ЭДМ в качестве ограничений могут быть приняты
минимальные и максимальные размеры катушек, число витков,
напряжение на ЕНЭ. Оптимизация параметров достаточно тру-
доемкий процесс, и поэтому его целесообразно производить
с привлечением ЭВМ.
6-7. Методы автоматического проектирования
оптимальных электродинамических механизмов
При поиске оптимального варианта следует прежде всего ус-
тановить критерий оптимизации. Это может быть как частный,
так и обобщенный критерий, объединяющий несколько частных.
Для многих видов электрических аппаратов основным является
требование минимального времени срабатывания ЭДМ при до-
статочно высокой надежности безотказной работы. Последняя
достигается как специальными мероприятиями, повышающими
механическую износостойкость, так и схемными решениями блока
питания и коммутирующего узла. Минимизация времени сраба-
тывания достигается соответствующим подбором значений тех
параметров ЭДМ, которые определяют время срабатывания. Та-
кими параметрами в ЭДМ являются: число витков, ширина, тол-
щина и материал металлической и изоляционной лент катушки,
геометрические размеры D, Дпр или внутренний диаметр кату-
шек (см. рис. 6-14), емкость ЕНЭ при постоянной его энергии.
При увеличении числа витков N возрастают индуктивность LK,
активное сопротивление RK, -подвижная масса тк катушки и ем-
кость С, что затягивает нарастание тока, уменьшает его ампли-
туду (соответственно и э.д.у.) и, следовательно, так же как и
рост массы тк, способствует увеличению времени срабатывания.
С другой стороны, при увеличении числа витков возрастает зна-
чение производной dLK/dx, что способствует увеличению э.д.у.
Еэ = (t2/2) (dLijdx) и, следовательно, уменьшению времени сра-
290
Рис. 6-31. Электрическая (а) и механическая (б) схемы замещения ЭДМ
батывания. Если же число витков уменьшить, то растет ампли-
туда тока и уменьшается подвижная масса, а это способствует
уменьшению времени срабатывания. Однако с уменьшением N
уменьшается и dL^dx, что влечет за собой увеличение времени
срабатывания. Следует учесть также, что максимальное значе-
ние тока ограничено паразитными параметрами контура Лпи/?п.
Кроме того, с ростом частоты колебаний тока растет активное
сопротивление катушки из-за поверхностного эффекта.
Учитывая сказанное, можно утверждать, что существует оп-
тимальный вариант катушки ЭДМ, обеспечивающий минималь-
ное время срабатывания. Установив критерий оптимизации, сле-
дует определить независимые оптимизируемые переменные и
допустимые диапазоны их изменения. При этом независимые
переменные могут быть выбраны однозначно исходя из специ-
фических, технологических и конструктивных требований. На-
пример, на заводе-изготовителе имеются ленты только одной
толщины: медная толщиной b и изоляционная — Д. Поэтому эти,
в общем случае независимые переменные, а также удельное
электрическое сопротивление и плотность лент принимаются од-
нозначно и не оптимизируются. После того, как определены оп-
тимизируемые переменные, необходимо разработать математи-
ческую модель, связывающую их с выходным параметром —
временем срабатывания ЭДМ.
В математической модели ЭДМ (см. рис. 6-14, а) оптимизи-
руемыми параметрами являются число витков N, ширина мед-
ной ленты а, геометрический размер D и емкость ЕНЭ при за-
данной постоянной энергии Wc.
Для определения времени срабатывания требуется рассчи-
тать зависимость хода подвижных частей ЭДМ от времени x(t).
От начала процесса, т. е. от момента подключения конденсатора
к катушке до окончания хода х(1)=хл, проходит время, равное
времени срабатывания ^ср,
Поэтому при изменении оптимизируемых параметров каж-
дый раз необходимо определять время jfcp, рассчитывая динами-
ческие характеристики ЭДМ. Для их расчета воспользуемся
электрической и механической схемами замещения ЭДМ
(рис. 6-31),
10!
291.
Индуктивность катушки LK(N, а) при фиксированной тол-
щине медной (Ь), изоляционной (А) лент и прокладки (Дпр),
при фиксированном (базовом) размере Da определяется по фор-
муле (6-67) и принимается за базовую — L&. Тогда индуктив-
ность катушки Лк (N, a, D, х) для произвольного значения D и
нулевого хода х может быть найдена с использованием фор-
мулы (6-68):
Лк (N, a, D, 0) = LelMi в//б = fi (я) N1" ’[Л^-|~Дпр“Ь(^“ЬА)Л/]/[Л)бЧ-
+ Дпр + (& + Д)А].	(6-71)
Так как при x = D (0,034-0,1) зависимость индуктивности ка-
тушки от хода практически линейна (производная dLKfdx не за-
висит от хода), то можно принять
Lv. = (N, a, D, x) = LK(N, a, D, 0) + (dLK/dx) х. (6-72)
В этом уравнении dL^dx определяется следующим образом.
Принимая зависимость dLs/dxfN, а), определяемую по формуле
(6-69), за базовую, найдем производную dLKldx(N, a, D) по фор-
муле (6-70):
а, Л>) = -^~ р+ДпР + (Ь + Д)^ +L х
dx	dx D6 + ДПР + Ф + A) N
х--------.	(6-73)
[D6+ Дпр + ф + AW
Индуктивность контура разряда конденсатора (рис. 6-31, а)
Л = Лп + Лк(М, a, D, х).	(6-74)
Активное сопротивление катушки при постоянном токе
RK(N, a, D) определяется по формуле (6-31). Для учета поверх-
ностного эффекта при протекании переменного тока воспользу-
емся эмпирической зависимостью
RK(N, a, D, C) = RK^(N, a, D) (1 +0,03va),	(6-75)
где v = 1/(2лрЛС) — частота колебаний тока в контуре.
После этого найдем активное сопротивление контура
R = Rn + RK(N, a, D, С).	(6-76)
За подвижную массу катушки тк. ПоДв(М a, D) с достаточ-
ной точностью можно принять половину массы катушки:
Шк. подв (yab -Ьунз^изА) ZK/2,	(6-77)
где ZK — длина ленты, из которой изготовлена катушка, опреде-
ляется по формуле /к = [2Л) + лДпр + л (&+А) (Л7-+- 1)]Л7; у, уИз —
292
плотность металлической и изоляционной лент соответственно;
<*№ = 0 + 0,002 — ширина изоляционной ленты, м (эта ширина на
2 мм больше, чем ширина металлической ленты). Полная дви-
жущаяся масса определяется суммированием:
/?* =/Им+"	подв (Л\ О, И),	(6-78)
где тм — заданная подвижная масса приводного устройства.
Зависимость механической силы Дкех от хода х для расчета
динамических характеристик считается заданной. Она определя-
ется конструкцией приводного устройства. Допустим, что в про-
ектируемом приводе
FMex (х) = Fo + спрх,	(6-79)
где спр — жесткость пружины.
По электрической схеме замещения можно составить уравне-
ния для расчета переходных процессов (рис. 6-31,а):
dWIdt + Ш + ис = Ъ\ V (0) = 0,	(6-80)
4f = [Ln + LK(M a, D, х)]г; г(0) = 0;	(6-81)
ducldt = HC-, uc(O) = Uco = ^/2Wc/C.	(6-82)
Из механической схемы замещения (рис. 6-31, б) следует:
dv/dt = (F3—FMex(x))/tn; о(0) = 0;	(6-83)
dx/dt = v, х (0) = 0;	(6-84)
F, = (ia/2)(dLK/dx).	(6-85)
Уравнения (6-83), (6-84) решаются только при F3>FMex (0)
и х=0 или при 0<х<хк.
Уравнения (6-67), (6-69), (6-71) — (6-85) представляют собой
математическую модель работы ЭДМ. Они связывают исходные
данные для проектирования привода хк, тм, FMex(x), Wc и оп-
тимизируемые переменные N, a, D, С с временем срабатывания.
Таким образом, время срабатывания +р (N, a, D, С), определяе-
мое математической моделью, является неявной функцией N, а,
D, С. Минимум этой функции достигается при определенных
(оптимальных) значениях переменных. Поиск оптимальных зна-
чений переменных функции ^ср (N, a, D, С) в ЭДМ представляет
собой задачу минимизации функции с ограничениями, наложен-
ными на переменные.
Существуют различные автоматические способы поиска экстремума
функции, основанные на применении классических математических методов:
принципа максимума; теории линейного и нелинейного дискретного програм-
мирования; градиентных методов; специальных методов. Рассмотрим здесь
градиентный метод наискорейшего спуска. Сущность его в следующем.
Пусть независимые переменные N, a, D, С являются компонентами xt, х2,
х3, совокупности неизвестных х* и функция /Ср(**) достаточно гладкая.
Тогда алгоритм поиска минимума функции /ср(х*) можно представить сле-
дующей последовательностью расчетов.
293
1.	Задается начальное значение х»° совокупности х„. Компоненты х;°
могут быть приняты произвольно в диапазонах допустимых значений, на-
пример, в их серединах.
2.	По разработанной математической модели рассчитывается время сра-
батывания Аср, и оно запоминается.
3.	Задается малое приращение первой независимой переменной Axb рас-
считывается	и соответственно время срабатывания Ар. Затем
вычисляется частная производная dtp^dx^ по формуле
которая запоминается, и восстанавливается значение независимой перемен-
ной x1° = Xi1—Д%|. Аналогично задаем малое приращение второй, третьей
и т. д, независимым переменным и каждый раз производим расчет частных
производных dt^ldxi. Их значения запоминаются. Заметим, что dt^/dxi
представляют собой компоненты градиента функции Ар (х„).
4.	Находятся новые значения независимых переменных х^ по формуле
Xil = Xi° — ki(dtcpfdxi), где k, — ускоряющий множитель. Отметим, что при-
ращения Ах,- в п. 3 были положительными. Если значения dtpp/dXi при этом
в п. 3 оказались отрицательными, т. е. Ар«°ср при приращении каждой
независимой переменной, то формула в п. 4 дает новые значения х^>х^.
Иными словами, изменяются значения независимых переменных в таком на-
правлении (в направлении антнградиента функции АР(х*)), которое при-
водит к уменьшению времени срабатывания.
5.	Производится проверка не выходят ли независимые переменные за
пределы своего допустимого диапазона изменений. Если некоторые перемен-
ные выходят за пределы допустимого диапазона, то им присваивается зна-
чение той границы, за которую переменная вышла. Затем новые значения
х»1 посылаются в ячейку памяти х»°.
6.	Рассчитывается время срабатывания Ар(х.°) по новым значениям ар-
гументов и также запоминается.
7.	Определяется приращение времени срабатывания по формуле ААр =
= АР— Ар°, а Ар посылается в ячейку памяти Ар°. Если ААр<0, то запо-
минаются значения переменных в ячейках памяти х* опт (оптимальные).
8.	Проверяется условие окончания поиска оптимальных переменных.
Таким условием может быть, например, то обстоятельство, что ]ААр| не
превосходит заданной погрешности е. Чтобы исключить элемент случайности,
дополнительно может быть задано требование неоднократного выполнения
условия |ДАр|^е. При выполнении этих условий оптимизация прекраща-
ется, и выводятся на печать х» овт, иначе выполняется следующий шаг.
9.	Если ААр<0, то следует перейти к п. 4, в противном случае — к п. 3.
В качестве примера ниже приведены исходные данные для проектиро-
вания ЭДМ, а в табл. 6-6 представлены результаты поиска оптимальных
Таблица 6-6
Диапазон изменения переменной				^0. кН	Оптимальное значение переменной				Расчетные значения при оптимальных переменных		
N	а, мм	D, мм	С, Ф		N	а, мм	D, мм	С, мФ	иС0' в	Zcp’ МС	Т|, %
10—150	9—25	100—200	6—20	0,3	43	18,8	100	6	310	1,504	4,08
10—150	9—25	100—200	6—20	1,5	61	20,6	100	6	310	2,184	4,46
10—150	9—25	60—200	1—20	0,3	52	15,8	96	1	759	1,06	5,81
10—150	9—25	60—200	1—20	1,5	59	16,4	114	1	759	1,293	6,06
10—150	9—25	60—200	0,001—2	0,3	58	11,4	130	0,15	1958	1,002	5,77
294
значений независимых переменных. Исходные данные, принятые при опти-
мизации: = 0,006 м; тм = 0,3 кг; IFC=288,3 Дж; ГМех(х) =F0+ 104х; Ь =
= 1-10~4 м; Д = 4-10~5 м; Лпр = 0,001 м; рэ=1,75-10~8 Ом • м; /?п = 0,07 Ом;
Ln = 2-10 6 Гн; 7 = 8900 кг/м3; 7из=Ю00 кг/м3.
6-8. Индукционно-динамические приводные механизмы
Эти приводные механизмы, так же как и ЭДМ, являются
быстродействующими. Основное их достоинство в том, что под-
вижный элемент 2 (диск) не связан с катушкой-индуктором 1
(рис. 6-32). В связи с этим механическая износостойкость ин-
дукционно-динамических механизмов (ИДМ) может быть
весьма высокой. Источником энергии ИДМ служит, как пра-
вило, емкостный накопитель энергии (ЕНЭ).
В быстродействующих электрических аппаратах ИДМ может
воздействовать как на пусковые устройства, так и непосред-
ственно на силовые контакты. Например, на рис. 6-33 подвиж-
Рис. 6-33. ИДМ в низковольтных
быстродействующих выключателях
295
Рис. 6-34. ИДМ
в качестве при-
вода контактов
ная система состоит из диска 5, скобы 6 и
уравновешивающего груза 8. Подвижная си-
стема в исходном положении удерживается
пружиной 4, прижимающей диск 5 к изоля-
ционной прокладке 7, закрывающей катушку-
индуктор 1. Катушка установлена в стенке
2 выключателя. При срабатывании ИДМ
диск проходит путь х и сбивает защелку 3,
удерживающую пружину включения во взве-
денном положении.
В высоковольтных аппаратах ИДМ может
приводить в движение силовые контакты
(рис. 6-34). Катушка-индуктор 3 закреплена
в корпусе 2. При разряде на нее ЕНЭ фланец 4 подвижного
контакта отталкивается от катушки и подвижный контакт от-
ходит от неподвижного 1. Так как контакты находятся в среде
сжатого газа, то сразу же при размыкании контактов через Их
полости 5 начинается дутье, способствующее гашению дуги.
. Расчет параметров ИДМ производится в соответствии со схе-
мой замещения. Если используется двухконтурная электриче-
ская схема замещения (рис. 6-35, а), то необходимо рассчитать
активные сопротивления катушки Ri и диска /?2, индуктивности
катушки Li и диска L2, взаимную индуктивность катушки и
диска М(х), зависящую от хода диска, и производную dMjdx.
Если расчет ведется по одноконтурной схеме (рис. 6-35, б), то
рассчитываются эквивалентные активное сопротивление /?Экв,
индуктивность Ьэкв (х), зависящая от хода диска х, и производ-
ная dL3KB/dx.
Расчет параметров производится последовательными при-
ближениями при допущениях: а) линии тока в диске представ-
ляют собой концентрические окружности; б) плотность тока
в диске постоянна и отлична от нуля только в той области, ко-
торая лежит напротив витков катушки. Например, если наруж-
ный диаметр диска больше наружного диаметра катушки, то
в части диска, расположенной за пределами диаметра катушки,
плотность тока принимается равной нулю. С учетом этих допу-
щений рассчитываются индуктивность диска Ь2 (рис. 6-36) и ка-
тушки Li при постоянном токе, например, по формуле (6-36).
Затем находится взаимная индуктивность М при нулевом ходе
диска. После этого определяется первое приближение эквива-
Рис. 6-35. Двухконтурная (а) и одноконтурная (б) схемы замещения ИДМ
296
лентной индуктивности L3KB в предположе-
нии, что активное сопротивление диска
равно нулю-
L3KB = Li—Af2/L2.	(6-86)
Это позволяет найти угловую частоту
колебаний тока <о= I/VLskbC , а по ней и
эквивалентную глубину проникновения
поля в диск и катушку по формуле
бэкв; = ]/2рЭ1/((»И;)	(7 = 1, 2),	(6-87)
Рис. 6-36. Расчет-
где p.i, рэг — магнитная проницаемость и	иые области диска
удельное электрическое сопротивление ка-	и катушки ИДМ
тушки (t=l) и диска (t=2). Далее, учи-
тывая, что ток в диске стягивается к зазору между катушкой
и диском, и полагая, что он протекает только в слое 6ЭКв2
(рис. 6-36), рассчитывается новое значение индуктивности
диска по формуле (6-36). Заметим, что если катушка на-
мотана лентой шириной ai и ai>63KBi, то следует также рас-
считывать и новое значение индуктивности катушки Lt, заме-
нив размер «1 на бэквь Соответственно рассчитывается новое
значение взаимной индуктивности М, а затем и dMfdx.
Активное сопротивление катушки может быть рассчитано по
формуле (6-32), причем, если а1>6Эквь то а.\ заменяется на бэквр
Сопротивление диска находится следующим образом. Если вы-
делить на радиусе г элемент dr высотой 6ЭКв2 (рис. 6-36), то его
проводимость ^У=6Экв2^/(2л;рэ2/') • Сопротивление диска нахо-
дится как величина, обратная полной проводимости:
Гх
JL = J/С Оэкв2 & __ 2ЛРэ2
Y J 2прэаг 6ЭКВ2 In (di/d2)
r2
(6-88)
Для одноконтурной схемы замещения (рис. 6-35, б) R3KB и
Аэкв можно рассчитать исходя из найденных значений Lb R2,
L2 следующим образом. Положим, что в схеме на рис. 6-35, а
вместо конденсатора подключен источник синусоидального на-
пряжения и. Тогда запишем в символической форме уравнения
равенства напряжений:
/®Л (Lx + Ln) + /®М/2 + Д (7?! -|- Rn) — l);
j со/2L2 Ц- /юЛ1/j -|- I2R2 — О,
где о)= l/]/L3KBC; L3KB— первое приближенное значение экива-
лентной индуктивности [см. формулу (6-86)]. Из этих уравнений
найдем ток Ц. Выделяя затем из полного сопротивления Z =
297
= и/Ц активную и реактивную составляющие, определяем экви-
валентные сопротивление и индуктивность:
Яэкв =	+ <o2A42R2/(R2 +	(6-89)
£ЭКв = Z-x- «2M2L2/(r1 + (o2L22).	(6-90)
Изложенным выше способом рассчитываются значения
Lskb(x) при разных значениях хода диска, а затем определяются
графически производные dZ,3KB/dx.
Методика выбора ЕНЭ и геометрических размеров катушки
и диска ИДМ. Если использовать одноконтурную схему замеще-
ния (см. рис. 6-35, б), то расчет емкости не отличается от рас-
чета емкости ЕНЭ для ЭДМ. Исходными данными, каки в ЭДМ,
являются конечный ход хк, масса тк, противодействующая сила
ЕМех, напряжение U и требуемое время срабатывания Ер- Расчет
ведется последовательно по (6-48), табл. 6-3, (6-50), (6-49),
(6-51), (6-52). Значение КПД в формуле (6-51) для ИДМ
можно принять равным 2—15%. Задавая параметр р =
= R}!LC/(2L). по рис. 6-27 находим относительное время макси-
мума тока /*, затем по формуле (6-65) индуктивность всего кон-
тура L, а по (6-66) — активное сопротивление контура R. Затем,
вычитая паразитные параметры Ln и Rn, определяются эквива-
лентные параметры:
Z-ЭКВ ~ L-Ln‘1 RsKB — R Rn-	(6-91)
По L3kb и Rskb находятся геометрические размеры катушки и
диска. Методика их определения может быть следующая. Запи-
шем параметры L3KB(N, и R3kb(M Oi) как функции двух не-
зависимых переменных, ширины проводника катушки а1
(рис. 6-36) и числа ее витков N. Для этого предварительно не-
обходимо задать параметры исходя из конструктивных сообра-
жений, а остальные записать как функции аргументов и N.
Сначала выбирают материал катушки и диска. Допустим, что
для катушки это медь (удельное сопротивление рэх, плотность
Yi), для диска — дюралюминий (рэ2, уг). Выбор материала диска
обусловливается следующими обстоятельствами. Если масса
диска составляет десять и менее процентов от массы подвижных
частей механизма, то может быть применена медь. В этом слу-
чае малое удельное сопротивление материала диска позволяет
получить в нем значительные токи и, следовательно, большие
э.д.у., а увеличение подвижной массы за счет массы диска при
этом мало сказывается на времени срабатывания. Если мате-
риал диска — дюралюминий, то ток в диске меньше, чем в пер-
вом случае, однако и масса движущихся деталей может быть су-
щественно снижена за счет меньшей плотности материала диска.
При этом можно уменьшить время срабатывания Ер ИДМ.
После выбора материала выбирается толщина лент металла
b и изоляции А катушки (рис. 6-36). Для ИДМ обычно Ь—
298
=0,2-4-3 мм, А = 40-4-500 мкм. Далее следует установить началь-
ный зазор х0 между катушкой и диском. Этот зазор образован
изоляцией витков катушки и начальным смещением диска.
С целью повышения КПД ИДМ этот зазор по возможности сле-
дует уменьшать. В ИДМ обычно х0 = О,24-2 мм. После этого вы-
бирается внутренний диаметр катушки и диска d2 из соотноше-
ния xK/d2 = 0,14-0,3. Выбор этого диаметра может быть продик-
тован и конструктивными соображениями.
Для последующего вывода зависимостей /?Экв(М a-i) и
£экв(Л^, Ц)) принимаем, что наружные диаметры катушки и
диска одинаковые, а размеры и а2 совпадают соответственно
с эквивалентными глубинами проникновения поля 6Экв1 и 6экв2
в металл катушки и диска. Выразим входящие в формулы (6-89)
и (6-90) величины Ri, а, М, R2, L2, Ц через аргументы сц и N.
Для расчета сопротивления катушки Ri воспользуемся форму-
лой (6-32), где вместо г следует подставлять d2/2. Для угловой
частоты и из формулы (6-87) следует
4(«i) = 2p31/(poai).	(6-92)
Тогда из (6-87):
а2 (ах) = ]/2рэ2/[(о (аД р0) = /рэ2/рЭ1 	(6-93)
Диаметр d\ (см. рис. 6-36) для катушки и диска, зная число
витков Л/, можно рассчитать по формуле
di(W) = d2 + 2(6 + A)W-	(6-94)
Таким образом, все исходные размеры di, d2, а{, а2, х0 для
расчета взаимной индуктивности M(N, ai) определены. Ее рас-
чет может быть проведен методом ряда Тейлора по формулам
(6-39) — (6-43), в которых У2=1, Активное сопротивление диска
R2 находится по (6-88), где 6Экв2 =	= ах Vрэ2/рЭ1, а dj = (Д (А)
[см. формулы (6-93) и (6-94)]:
Т?2(М, а1) = 2лрэ2/{а1уЛрэ2/рэ1 1п[14-2(6-|-Д) Nld2}}-	(6-95)
Индуктивность диска Ь2 определяется по формуле (6-36).
При этом M2=l, a di(N) = d2 + 2(b + ^)N-.
L2(N, a1)=p0[2d2 + 2(& + A)y)feL/(8Tt). (6-96)
Множитель kL находится по кривым рис. 6-23 в зависимости
от аргументов — -—— = (b -|- A) N![d2 + (b + А) А] и ——— =
____________	41	414“ 42
=	)/"рэ2/рэ1 /[2d2 4- (6 4~ A) N]-
Индуктивность катушки L] определяется по формуле (6-36):
Lx (A, a1)=ii0Ni[2di + 2(b + ^)N]kL/(8a),	(6-97)
где kL зависит от аргументов
-^— = ^/№4- (Ь + А) М].
di + «2
%—^---=(b + b)N\d2 4- (b + А)У]
Таким образом, зависимости /?ЭКВ(М aj) и L3KB(N, а}), рас-
считанные по формулам (6-89), (6-90), могут быть представ-
лены в виде графиков, подобных графикам, представленным на
рис. 6-28 и 6-29.
Если теперь отложить по осям ординат значения эквивалент-
ных параметров ИДМ /?экв и L3KB, найденных по (6-91), то по
ним можно найти ширину cti ленты катушки и ее число витков N.
Далее по формуле (6-93) рассчитывается толщина диска а2, а по
(6-94) его наружный диаметр d\. После этого производится рас-
чет значения производной dL3KBldx путем построения зависимо-
сти L3KB(x) для найденных размеров катушки и диска и ее гра-
фическим дифференцированием. Затем следует проверить пра-
вильность выбора значения параметра р. Для этого по кривым
рис. 6-27 определяется /* и, следовательно, imax и рассчитыва-
ется электродинамическое усилие по формуле
Т'э = G*max/2) (бДэкв/(Д).
Если это значение превосходит значение Еэ тах, найденное
ранее по табл. 6-3, то параметры ИДМ выбраны правильно.
Если при любых р сила Еэ не достигает значения F3max> то сле-
дует либо увеличить энергию 1Ес, либо напряжение Uco при том
же значении 1Ес-
После проектного расчета может быть выполнен поверочный
расчет [87] и произведена оптимизация.
Для оптимизации с помощью ЭВМ необходимо выбрать кри-
терий и разработать математическую модель, связывающую
оптимизируемые параметры ИДМ и этот критерий. Подобно оп-
тимизации параметров ЭДМ, в качестве критерия могут быть
приняты частные критерии, например, минимум емкости ЕНЭ,
минимум энергии ЕНЭ, минимум времени срабатывания при по-
стоянной энергии ЕНЭ или обобщенные критерии, составленные
из частных. В общем случае оптимизации подлежат все незави-
симые переменные, определяющие габариты и электромеханиче-
ские параметры ИДМ. При этом на оптимизируемые перемен-
ные могут быть наложены ограничения. Например, размеры про-
водника и изолирующая лента, из которых изготавливается
катушка, могут иметь определенные фиксированные значения
или же их размеры могут принимать дискретные значения.
Точно так же емкость ЕНЭ может меняться только дискретно.
Чаще всего оптимизацию ИДМ проводят с целью достиже-
ния минимума времени срабатывания при фиксированной энер-
гии ЕНЭ или минимизируют габариты ЕНЭ при сохранении вре-
мени срабатывания ИДМ. При этом оптимизируют, как пра-
вило, внутренний и наружный диаметр катушки и диска, число
витков катушки и высоту катушки и диска.
ГЛАВА СЕДЬМАЯ
СИСТЕМЫ УПРАВЛЕНИЯ
ВЫСОКОВОЛЬТНЫМИ ЭЛЕКТРИЧЕСКИМИ АППАРАТАМИ
7-1. Назначение систем управления
Система управления электрическими аппаратами представ-
ляет собой совокупность элементов, которая обеспечивает пере-
дачу управляющего (командного) сигнала на включение или от-
ключение аппарата с потенциала земли к элементам, имеющим
высокий потенциал. В аппаратах напряжением до 35 кВ, а в эле-
газовых— до 110 кВ, система управления как самостоятельный
функциональный узел не выделяется. Она входит в приводные
механизмы. В аппаратах более высокого напряжения, когда рас-
стояние между элементами, имеющими потенциал земли и высо-
кий потенциал, составляет один метр и более, оказывается воз-
можным выделить систему управления. Система управления
(СУ) состоит из передающего устройства, канала передачи и
приемного устройства.
В СУ высоковольтными выключателями используется не-
сколько способов передачи командного импульса: механический;
пневматический; пневмомеханический; пневмогидравлический;
пневмосветовой или оптико-электронный.
В СУ с механической передачей команды все основные под-
вижные элементы аппарата механически соединены с одним об-
щим приводом. Передающее и приемное устройства представ-
ляют собой систему металлических рычагов и тяг, связанных
с изоляционной тягой, передающей команды на высокий по-
тенциал.
В пневматической СУ передающее и приемное устройства —
это пневматические клапаны, а канал передачи — воздуховод,
наполняемый сжатым воздухом или освобождаемый от него.
В пневмомеханической СУ пусковым устройством является
поршень, перемещаемый сжатым воздухом, каналом передачи
служит изоляционная тяга, приемным устройством — либо пнев-
матический клапан, либо непосредственно контакты аппарата,
связанные с изоляционной тягой системой рычагов.
В пневмогидравлической СУ приемное и передающее устрой-
ства являются пневматическими элементами, а в качестве ка-
нала передачи используется изоляционный трубопровод, запол-
ненный изоляционной жидкостью. Рабочими жидкостями могут
быть минеральные масла, спирто-глицериновые смеси или крем-
нийорганические жидкости.
В пневмосветовой или просто световой, так же как и в оп-
тико-электронной СУ (ОЭСУ), передающим устройством слу-
жит генератор излучающих импульсов (в световой СУ — види-
мых импульсов, в ОЭСУ — невидимых, лежащих в ближней
301
инфракрасной области спектра). Каналом передачи служит изо-
ляционный световод, приемным устройством — специальный фо-
Топриемник. Приемное устройство в качестве исполнительного
механизма может Иметь маломощный быстродействующий элек-
тромагнит, связанный с пневматическим клапаном, или силовой
индукционно-динамический механизм, воздействующий непо-
средственно на контакты аппарата.
Электрические аппараты высокого напряжения часто изго-
тавливают из последовательно соединенных однотипных моду-
лей. Чем выше рабочее напряжение аппарата, тем больше моду-
лей он содержит. При включении или отключении таких аппара-
тов СУ должна обеспечивать синхронное движение подвижных
элементов всех модулей.
Время включения или отключения аппарата определяется
суммой времени срабатывания отдельных звеньев СУ. Для вы-
соковольтных выключателей время отключения является одной
из важных его характеристик. Под временем отключения пони-
мают время, прошедшее от момента подачи командного им-
пульса до момента погасания дуги отключения. Современные
высоковольтные выключатели имеют время отключения 0,01 —
0,12 с, что определяется в значительной степени типом СУ, при-
меняемой в выключателе. Система управления должна обеспе-
чивать стабильность времени срабатывания аппарата в течение
всего срока службы и при любых допустимых воздействиях ок-
ружающей среды.
Для аппаратов наружной установки, в том числе и элегазо-
вых напряжением 500 кВ и выше расстояния между элементами
аппарата, имеющими высокий потенциал и потенциал земли, до-
стигают 5 м и более. При таких расстояниях время передачи
командного импульса по каналу передачи может составлять
значительную часть собственного времени отключения аппарата
(например, для пневматических СУ— 15—20%, для пневмоме-
ханических— 5—10 %, для световых и оптико-электронных —
доли процента).
Выбор СУ при проектировании высоковольтного аппарата
зависит от многих факторов. Если аппарат наружной установки
и длина канала передачи команды не превосходит 1—1,5 м, то
возможно применение механической, пневматической, пневмо-
гидравлической и пневмомеханической систем управления. Если
канал передачи команды имеет значительную длину (1—5 м),
то целесообразно применять пневмомеханическую СУ. При этом
не исключается сложная регулировка СУ с целью обеспечения
одновременности размыкания контактов, модулей выключателя
при различной температуре окружающей среды в процессе экс-
плуатации. При длине канала передачи более 5 м и соблюдении
требования быстродействия выключателя целесообразно приме-
нять световые и оптико-электронные СУ, которые обеспечивают
одновременное (без разброса) поступление команд на все мо-
дули выключателя.
302
В настоящее время стоимость пневматических, механических,
пневмогидравлических СУ примерно одинакова и несколько
ниже стоимости световых и оптико-электронных СУ. Однако
экономическая эффективность различных типов СУ определя-
ется в основном временем отключения выключателем повреж-
денного участка ЛЭП. При уменьшении времени отключения
выключателя в результате применения световой СУ или ОЭСУ
значительно снижается народнохозяйственный ущерб от аварий
на ЛЭП, который во много раз превосходит затраты на изготов-
ление световой СУ или ОЭСУ.
Если проектируется аппарат для установки в герметичном
распределительном устройстве, например элегазовом, то выде-
лить отдельно систему управления аппарата достаточно сложно.
Расстояние между заземленными и имеющими высокий по-
тенциал частями аппарата составляет около 1 м (для напряже-
ний 750 кВ и выше). Поэтому целесообразно применять быстро-
действующие приводные механизмы с передачей команды на
высокий потенциал с помощью изоляционной тяги.
Ниже рассмотрены современные пневматические, пневмоме-
ханические, световые и оптико-электронные СУ.
7-2. Пневматические системы управления
Пневматическая схема выключателя ВВБ-750 (рис. 7-1) позволяет управ-
лять двумя модулями, расположенными один над другим на одной опорной
колонке выключателя. На рис. 7-1 контакты выключателя показаны в разомк-
нутом положении. Точками заштрихованы воздухопроводы и объемы, посто-
янно находящиеся под давлением (как во включенном, так н в отключен-
ном состоянии), так как онн соединены непосредственно с резервуаром сжа-
того воздуха.
Крестиками заштрихованы воздухопроводы, в которых при отключен-
ном положении находится сжатый воздух и по которым воздух выходит в ат-
мосферу по команде «Включение» (В).
При поступлении команды якорь электромагнита включения (ЭВ) от-
крывает клапан 15 н соединяет объем над поршнем 17 с атмосферой. Под
действием разности давлений поршень 17 перемещается вверх и открывает
выход в атмосферу воздуха из объема справа от поршня 19. Одновременно
прекращается поступление воздуха из резервуара 21. Поршень 19 передви-
гается вправо, открывая выход, в атмосферу воздуха из воздухопровода 9.
При этом поршень 20 закрывает доступ воздуха из резервуара в воздухо-
провод 9, и поршень 6 опускается вниз, открывая выход в атмосферу воз-
духа из объемов под поршнем 5 н справа от поршня 4. При этом поршень
5 опускается, а поршень 4 передвигается вправо, открывая выход воздуха из
воздухопровода 10 в атмосферу. Поршень 12 перемещается вправо, откры-
вая выход в атмосферу воздуха из объема справа-от поршня 13 и объема
под поршнем 11. Под действием разности давлений поршень клапана 7 опу-
скается вниз. Подвижный контакт 2 замыкается с неподвижным контак-
том 1. Аналогично процесс идет и в верхнем баке.
По команде «Отключение» (О) электромагнит отключения (ЭО) откры-
вает клапан 16. Воздух из резервуара поступает в объем 14 над поршнем
17 и опускает его, перекрывая выход воздуха в атмосферу. Одновременно
опускается поршень 18, который открывает путь воздуху из резервуара 21
в объем справа от поршня 19. Поршень 19 перемещается и закрывает вы-
ход воздуха в атмосферу из воздухопровода 9. Одновременно перемещается
влево поршень 20 и воздух из резервуара заполняет воздухопровод 9 и
303
304
объем под поршнем 6. Поршни 5 и 6 перемещаются вверх, а поршни 3, 4
влево, закрывая выход воздуха в атмосферу. Сжатый воздух наполняет
воздухопровод 10 и объем справа от поршня 12, вызывая его перемещение
влево и закрывая выход воздуха в атмосферу. Одновременно тарелка кла-
пана 11 движется вверх совместно с кольцевым клап.аном 8 и поршнем 7.
Тем самым достигается размыкание контактов 1 и 2 и энергичное воздушное
дутье благодаря выходу в атмосферу воздуха из бака через отверстие под
клапаном 8. Возникшая в результате размыкания контактов электрическая
дуга переводится с основной части контактов на вспомогательную, а затем
гасится воздухом.
Постепенно, благодаря щели в тарелке 11 давление над и под ней
уравнивается и тарелка 11 совместно с кольцевым клапаном 8 возвраща-
ется в исходное положение, прекращая воздушное дутье.
Из приведенного описания работы пневматической системы
управления следует, что время включения и собственное время
отключения выключателей складывается из времени срабаты-
вания электромагнита управления и клапанов, а также из вре-
мени, затраченного на опоражнивание или наполнение воздухо-
проводов. Передача команды с потенциала земли на высокий
потенциал производится по воздухопроводу 9, длина которого
зависит от класса напряжения ЛЭП.
Время передачи команды по воздухопроводу 9 при отключе-
нии выключателя определяется следующим образом. Допустим,
что поршень 20 мгновенно открывается и воздух из резервуара
21 поступает в воздухопровод 9. В этом случае давление под
поршнем 6 будет нарастать от атмосферного ра до давления
трогания ртр. Поршень 6 жестко связан с поршнем 5, вместе
они образуют тарельчатый клапан прямого действия. Обычно
давление трогания таких клапанов
ртр = (0,25-4-0,3) ро,	(7-1)
где ро — давление в резервуаре 21.
В начальной стадии заполнения воздуховода 9 сжатым воз-
духом при малом паразитном объеме клапана 6 по длине возду-
ховода устанавливается давление [5]
Р1 = Ра[1 +	(7-2)
граница которого распространяется со сверхзвуковой скоростью
Ух = Унх (k 1)/4 + д/[t>Hi (k + 1)/4]2 о3 ,	(7-3)
где Ун1 — скорость нестационарного потока, входящего в возду-
хопровод; &=1,4 — показатель адиабаты; v3 = ^kRT0— скорость
звука в воздухе; R— газовая постоянная, равная для воздуха
287 м2/(с2-К); То — температура воздуха в резервуаре и возду-
хопроводе, К. Между давлением ро в резервуаре 21 и скоростью
Уш существует однозначная зависимость:
Ра (1 >095 0,2аН1/^з)7^7
Ро 1 + 0,84 фнх.М2 + (1,4vH1/v3)	+ 1'
по которой при известных ра и р0 методом подстановки можно
определить скорость цнЬ
305
Время, через которое граница столба сжатого воздуха с дав-
лением pi достигает поршня 6, определяется по формуле
/пн=//Уь	(7-5)
где I — длина воздухопровода 9, м.
Обычно для повышения быстродействия клапанов соблюда-
ется условие ртР<Р1. В этом случае перемещение поршня 6
происходит под действием силы, равной л(Р1—pTp)di2/4 (t/i —
диаметр поршня б). Время полного перемещения /пр поршня 6
определяется двумя взаимосвязанными процессами: ростом
давления, приводящего в движение поршень, и увеличением
объема в результате перемещения поршня. Это время (в се-
кундах) ориентировочно определяется по формуле [10]
/np= 15,47 3/xVm/(ppdid2p/T) ,	(7-6)
где х — перемещение поршня; цР— коэффициент расхода воз-
духа; dt, d2 — диаметр поршня 6 и поперечного сечения возду-
ховода 9 соответственно; т — масса подвижных частей, кг;
V= Vn + 3,9- 105di2x; Vn — паразитный объем клапана; p—pi—
—ртр; Т — температура окружающей среды.
По формулам (7-2)—(7-6) ориентировочно можно рассчи-
тать время срабатывания и остальных элементов пневматиче-
ской схемы выключателя, а затем подсчитать полное время
передачи команды при отключении выключателя. Из рассмотре-
ния выражений (7-2)—(7-6) можно сделать следующие вы-
воды:
1) с изменением температуры окружающей среды Т меня-
ются /пн, /пр и, следовательно, меняется время передачи ко-
манды / = /пн + ^пр (с повышением Т время / уменьшается, с по-
нижением Т — увеличивается);
2) время / значительно увеличивается с ростом длины воз-
духопровода; предельное минимальное значение / (при /пр^-0)
ограничено величиной /пн.
Для примера произведем расчет /пн по формуле (7-5) с учетом (7-3) и
(7-4) для воздухопровода 9 выключателя ВВБ-750 длиной 1=9 м. При Т=
= 295 К, Ро=2,1 МПа, ра = 0,1 МПа имеем /пн = 12,5 • 10-3 с. Это время со-
ставляет для выключателя 15—20 % полного времени отключения.
Оценим время срабатывания * отдельных узлов пневматической схемы
выключателя ВВБ-750, пользуясь осциллограммой отключения, приведенной на
рис. 7-2. Время срабатывания электромагнита отключения 12,5 мс. Время
срабатывания промежуточного клапана 17—6 мс. Время открытия клапана
19 в шкафу управления составляет 5 мс, время наполнения воздухопро-
вода 9—13 мс, время срабатывания клапана 6, улавливающего импульс
управления,— 4 мс. Время открытия клапана 4, распределяющего импульс
* Серия воздушных выключателей с металлическими гасительными ка-
мерами на напряжение ПО—750 кВ, 2000 А/Ю. И. Вишневский, Л. К. Грей-
нер, А. И. Добрусин н пр.— В кн.: Высоковольтное аппаратостроение.— Л.;
Энергия, 1969.
306
Рис. 7-2. Осциллограмма отклю-
чения выключателя ВВБ-750
1 — ток в электромагните отключения;
2 — ход управляющего клапана в шка-
фу управления; 3 — ход промежуточ-
ного клапана, улавливающего импульс
управления; 4 — ход клапана, распре-
деляющего управляющий импульс на
верхнюю и нижнюю камеры; 5 — ход
управляющего клапана верхней камеры;
6 — ход траверсы нижней камеры; 7 —
ход траверсы верхней камеры; Л, t2 —
моменты размыкания главных контак-
тов нижней н верхней' камер соответ-
ственно; 1з, ti — моменты размыкания
вспомогательных контактов нижней и
верхней камер соответственно
управления на нижнюю и верхнюю дугогасительные камеры,— 5,5 мс. Время
наполнения воздухопровода 10, передающего управляющий импульс на ниж-
нюю и верхнюю камеры,— 3 мс. Время срабатывания промежуточного кла-
пана 12 верхней камеры — 4 мс. Время срабатывания дутьевого клапана
8—10 мс.
Из осциллограммы видно, что неодновременность размыкания главных
контактов нижней и верхней камеры составляет около 4 мс.
Суммируя время срабатывания отдельных -Элементов пневматической
схемы, можно получить время отключения выключателя (64 мс) без учета
времени горения дуги. Основное время затрачивается на срабатывание элек-
тромагнита отключения ЭО, наполнение воздухопровода 9 и срабатывание
дутьевого клапана 8 (см. рис. 7-1). Таким образом, уменьшая время пере-
дачи команды на высокий потенциал, время срабатывания электромагнита
отключения и промежуточных элементов, можно добиться значительного
уменьшения суммарного времени отключения выключателя.
Одним из возможных путей уменьшения времени отключе-
ния является применение пневмомеханической СУ.
7-3. Пневмомеханические системы управления
Примером такой СУ может служить система управления,
изображенная на рис. 7-3.
При отключении командный импульс подается на электромагнит отклю-
чения ЭО, который освобождает механическую защелку 1. В результате кла-
пан 2 под действием сжатого воздуха, находящегося справа от него, откры-
вается и в конце своего хода перекрывает отверстие 4, соединяющее
с атмосферой объем под поршнем 6. Сжатый воздух заполняет объем под
поршнем 6, и давление с обеих его сторон (сверху н снизу) становится оди-
наковым. Поршень 6 соединен тонкой изоляционной тягой 8 с поршнем 10.
Пространство над верхним поршнем 10 соединяется с атмосферой через канал
И. Пока под поршнем 6 было атмосферное давление, система поршень 6 —
тяга 8—поршень 10—тарелка 12 находилась в крайнем нижнем положении,
которое фиксировалось положением тарелки 12 на седле клапана.
Когда давление с обеих сторон поршня 6 сравнивается, исчезает сила,
удерживающая систему поршень 6 — тяга 8 — поршень 10 — тарелка 12
в крайнем нижнем положении (площадь поршня 6 больше площади поршня
10 и тарелки 12), и эта система под действием давления сжатого воздуха
на поршень 10 и тарелку 12 поднимается вверх, увлекая за собой тягу 8
и поршень 6. При перемещении тарелки 12 вверх открывается выход сжа-
того воздуха, находящегося слева от поршня 13 с полым подвижным кон-
тактом 14, в атмосферу. Тогда поршень 13 под действием воздуха, находя-
307
Рис. 7-3. Система управления с пневмомеханической передачей команды
щегося справа от него, перемещается справа налево, вследствие чего проис-
ходит размыкание подвижного контакта 14 с неподвижным 15, и между
ними возникает дуга. Дуга гасится струей сжатого воздуха, выходящего из
вспомогательного резервуара 18 через внутренние полости контактов 15 и
17 в атмосферу.
После открытия пускового клапана 2 сжатый воздух по трубке 3 по-
ступает в пространство слева от поршня отсечки 5, который был отжат
влево открывшимся клапаном 2. Под действием сжатого воздуха и пружины
поршень отсечки передвигается слева направо, закрывает клапан 2 и ставит
его на защелку 1. Площадь поршня 5 больше площади клапана 2. Время
перемещения поршня отсечки 5 и закрытия клапана 2 может регулироваться
дросселем.
При закрытии клапана 2 открывается отверстие 4, и давление под порш-
нем 6 понижается до атмосферного. Тогда поршень 6 опускается, увлекая
за собой тягу 8, поршень 10 и тарелку 12. Тарелка 12 прижимается к седлу
и закрывает выход воздуха из пространства слева от поршня 13. Давление
в этом пространстве повышается, и поршень 13 под действием пружины 16
передвигается вправо, смыкая подвижный 14 и неподвижный 15 контакты.
Время нахождения контактов в разомкнутом положении регулируется вре-
менем срабатывания поршня отсечки 5.
Внутренняя полость опорных изоляторов 9 и вспомогательный резер-
вуар 18 постоянно заполнены сжатым воздухом, поступающим из основного
резервуара по трубе 7.
При открытии клапана 2 сжатый воздух из трубки 3 по трубке 37 по-
ступает в пневматический привод 34, и передвигая поршень последнего, по-
ворачивает рычаг 31 против хода часовой стрелки. С рычагом 31 соединен
полый золотник 30, который не позволяет сжатому воздуху из канала 29 по-
пасть в пространство под поршнем 27. При повороте рычага 31 золотник 30
перемещается справа налево, открывая доступ сжатому воздуху из канала 29
через отверстие 28 в пространство под поршнем 27. Одновременно левый
конец золотника 30 упирается в уплотнение 35. При этом давление с обеих
сторон поршня 27 выравнивается, и поршень 27 вместе с тарелкой 23 под-
308
нимается вверх. Тарелка 23 закрывает отверстие 24. Тогда сжатый воздух из
трубы 26, соединенной с основным резервуаром, через полый опорный изо-
лятор 25 поступает в отделитель. Под действием сжатого воздуха подвиж-
ный контакт 21 вместе с поршнем 20 перемещается справа налево, размыкая
подвижный контакт 21 с неподвижным контактом 22. Дуга, возникшая между
ними, гасится струей сжатого воздуха, выходящей наружу через подвижный
контакт. Выход сжатого воздуха через подвижный контакт прекратится,
когда торец последнего дойдет до крайнего левого положения и прижмется
к уплотнению 19.
После срабатывания поршня отсечки 5 и открытия отверстия 4 сжатый
воздух вытекает наружу из трубок 3 и 37, а также нз объемов клапана 5
и пневматического привода 34. Помимо того, что рычаг 31 передвигает зо-
лотник 30, он заводит пружинный привод 33 и ставит его на защелку 36.
На этом процесс отключения заканчивается.
Включение осуществляется подачей командного импульса на электро-
магнит включения ЭВ, который, срабатывая, освобождает защелку 36, удер-
живающую пружинный привод 33. После освобождения пружинный привод
своим штоком 32 поворачивает рычаг 31 по ходу часовой стрелки, а следо-
вательно, передвигает золотник 30 слева направо. Открывается выход
сжатому воздуху из-под поршня 27 в атмосферу и одновременно перекрыва-
ется канал 29. Давление под поршнем 27 уменьшается, и он вместе с тарел-
кой 23 опускается. Тарелка 23 при этом перекрывает отверстие, соединяю-
щее трубу 26 с опорным изолятором 25, и одновременно открывает выход
сжатому воздуху, находящемуся в опорном изоляторе 25 н в отделителе,
в атмосферу через отверстие 24. Давление в отделителе уменьшается, и по-
движный контакт под действием пружины 20 передвигается вправо и смы-
кается с неподвижным контактом 22. На этом процесс включения заканчи-
вается.
Для определения времени /тр передачи команды с потенци-
ала земли на высокий потенциал заменим реальную систему,
состоящую из поршней 6, 10, тарелки 12 и тяги 8, расчетной
схемой (рис. 7-4). Будем считать, что на нижнем конце (х = 1)
тяги сосредоточена масса т2 поршня 6
и действует сила F2, удерживающая всю
систему в нижнем положении.
Допустим, что по команде сила F2
мгновенно уменьшается до нуля. С этого
момента масса т2 приходит в движение
под воздействием упругих сил растяну-
той тяги. Верхний конец (х = 0) тяги
придет в движение только в тот момент,
когда удерживающие его силы снизятся
до значения, не превышающего Fj. При-
мем за начало координат для каждого
сечения тяги на расстоянии х от ее на-
чала ту точку, в которой это сечение на-
ходилось бы, если бы тяга не была на-
груженной. Тогда смещение 6 любого
сечения тяги представляет собой функ-
цию двух переменных 6(х, t). Начальное
смещение 6(х, 0) для нагруженной тяги
находится следующим образом. Напря-
жение оМех(х, 0) в любом сечении (при
/ = 0) равно отношению силы F2 + F'2 +
Рис. 7-4. Расчетная мо-
дель для определения
времени прохождения
сигнала вдоль изолиро-
ванной тяги
309
+ FT—Sxyg, растягивающей тягу, к площади S поперечного се-
чения тяги, где F'2=igm2; FT = gm+, т-?— масса тяги; у— плот-
ность материала тяги; g — ускорение силы тяжести
О мех (Х, 0) = ( F2 + F'2 + Ft — Sxyg)/S.
С другой стороны, согласно закону Гука
Смех (х, 0) = Еуе (х, 0) = Еуд8 (х, 0)/дх,
где Еу — модуль упругости материала тяги; ъ = д8/дх— относи-
тельное удлинение сечения тяги вдоль оси х. Приравнивая пра-
вые части двух последних равенств, получаем
с дб (х, 0)	Fs
Еу——У^х,
дх	8
где FS=F2 + F2'+FT.
Интегрируя это равенство по х, находим
6 (х, 0) = Fsx/(EyS) ygx2/(2Ey).	(7-7)
Это уравнение позволяет найти начальное смещение любого
сечения тяги, в том числе и х=1, т. е. полное растяжение тяги.
С момента спадания силы F2 до нуля начинается Переходный
процесс, который определяет время, в течение которого сила,
удерживающая сечение х = 0, т. е. верхний конец тяги, умень-
шается до значения Fb Выведем уравнение для расчета этого
процесса.
На элементарный объем тяги Sdx (рис. 7-4) в сечении х
действует сила омех(х, t)S, а в сечении x + dx— сила [оМех(х, / ) +
ЗстМех (х, 0 ^Х1 s. Кроме того, в сечении x + dx действует еще
дх J
сила тяжести элементарного объема ygSdx. Эти силы ускоряют
массу ySdx элементарного объема:
у Sdx д^(х' =омех (х, t) S + ^мех (x’-f)- Sdx+ygSdx-G^ (х, t) S.
dt2	дх
Учитывая, что по закону Гука оМСх(х, t) = Eyd$(x, t)/dx,
после подстановки в предыдущее равенство получаем
d26(x, t)/dt2 = (Ey/у) (д26 (х, t)/dx2) + g.	(7-8)
Для определения времени Gp, в течение которого усилие,
удерживающее сечение х = 0 на упорах, спадает до Fb необхо-
димо решить уравнение (7-8) относительно EySd6(0, t)/dx. Ре-
шение должно при этом удовлетворять начальным условиям
(7-7) и условию
56(х,0)/^ = 0,	(7-9)
означающему, что скорость любого сечения в нулевой момент
времени равна нулю, а также граничным условиям:
310
при х=0 и
6(0, /) = 0;
(7-10)
при х = 1 и 0</<оо
m2(d26(/, t)/d?)=—EyS(d8(l, t)/dx)+F2.	(7-11)
Условие (7-11) получено исходя из следующего. На массу
т2 в направлении оси х действует сила тяжести F2', а в проти-
воположном направлении — сила <тМех(/, t)S или с учетом за-
кона Гука сила EySd8(l, t)/dx. Суммарная сила вызывает ус-
корение д26(/, t)/dt2 массы т2.
Решение (7-8) с указанными начальными и граничными ус-
ловиями при 0<У<37 для 6(х, t) имеет вид
____	(7-12)
где F2 = F2 + F2' + FT; у3 = У Еу!у —скорость звука в материале
тяги; T=l/v3— время прохождения волны возмущения по всей
тяге; 1 (arg) — единичная функция аргумента, такая, что
l(arg) = 0, если arg<0 и 1 (arg) = l, если arg>0.
Из формулы (7-12) дифференцированием 6(х, t) по х можно
найти д8(х, t)/dx. Подставляя затем в полученное выражение
х = 0 и умножая результат на EyS, получаем выражение для
расчета силы F(t) = EySd8(0, t)/dx, прижимающей верхнее
сечение тяги к упорам:
F

, еслиО</<Т;
F(0 =
F2—2F2[1 — exp
(t—Т)£у5\1 еслиТ<г<Зт/7'13)
m2w3 7 J
Принимая F(/Tp) = Fi, из формулы (7-13) находится время
трогания trp верхнего конца тяги:
Тгр = Т + (m2u3/(EyS)) In-------------— при /тр<ЗТ, (7-14)
где и3 = УЕу/у; T = Uv3.
Из выражения (7-14) видно, как влияют на время трогания,
т. е. время прохождения команды на высокий потенциал, пара-
метры материала тяги и ее длина, масса т2 поршня на нижнем
конце, силы F\ и F2, действующие на верхний и нижний концы
тяги.
311
Для примера рассчитаем время трогания для выключателя, имеющего
стеклопластиковую тягу длиной /=10 м. Диаметр тяги rfT = 0,01 м, плотность
материала тяги у=1850 кг/м3, модуль упругости £’у = 3-1010 Н/м2, масса
поршня на нижнем конце т2=1 кг, сила /-’1 = 500 Н, сила /2=1000 Н.
Скорость звука в материале тяги
v3 = V= Уз-Ю10/1850 = 4027 м/с.
Время прохождения импульса возмущения вдоль тяги
Т = llv3 = 10/4027 = 2,48-10 ~3 с.
Площадь сечения тяги S=nd2T/4=3,14(l  10~2)2/4 = 7,85-10 5 м2. Сила
fT=y/5g=1850-10-7,85-10-5-9,81 =14,25 Н.
Согласно (7-14) время трогания
*тР = Т + [m2v3/(£yS) ] In {2/[ 1 + (Ft — m2g-FT)/F2]} = 2,48-10~3 +
' + [1 -4027/(3-1010-7,85-10-5) ] In {2/[l + (500- 1,0-9,81 — 14,25)/1000] } =
= 3-10-3c.
После трогания верхнего клапана 10 и тарелки 12 (см.
рис. 7-3) проходит время /пр, необходимое для перемещения та-
релки 12 на расстояние хк, обеспечивающее достаточное отвер-
стие для выхода сжатого воздуха. Точный расчет этого времени
с учетом распределенной массы тяги, имеющихся волновых
процессов, переменных сил Л и F2 достаточно сложен. Для
приближенной оценки времени /пр можно воспользоваться сле-
дующей упрощенной расчетной моделью. Допустим, что массы
тяги тт, нижнего поршня т2 и верхних элементов т< сосредо-
точены и составляют т = тт + т2 + Ш1. На эту массу с момента
трогания действует только одна ускоряющая сила Л. В этом
случае движение массы т равноускоренное, и время /пр нахо-
дится по известному выражению /пр = У2тхк1Рг 
Для определения времени, прошедшего от момента подачи
команды на отключение до момента полного расхождения кон-
тактов, следует просуммировать время /тр, 4Р, время срабаты-
вания электромагнита отключения и время срабатывания пнев-
матических элементов СУ. Наибольшее время при выполнении
операции О затрачивается на срабатывание отключающего
электромагнита и промежуточных клапанов. Время срабатыва-
ния этих элементов СУ можно найти по методике, изложенной
в гл. 6 и в работе [87].
Пневмомеханические СУ позволяют получать время отклю-
чения высоковольтных аппаратов напряжением до 750 кВ, не
превышающее 40 мс. Однако с ростом напряжения до 1,2—
1,8 МВ получить такое или меньшее время отключения значи-
тельно сложнее. Это объясняется тем, что увеличивается число
промежуточных звеньев и длина изоляционной тяги, что, в свою
очередь, вносит дополнительное время задержки при передаче
командного сигнала к контактам выключателя.
Уменьшение времени отключения с ростом номинального
напряжения может быть обеспечено при использовании свето-
вых и оптико-электронных СУ,
312
7-4. Световые и оптико-электронные системы управления.
Способы электропитания приемных устройств
В связи с ростом напряжения ЛЭП до 1,2—1,8 МВ и, сле-
довательно, увеличением габаритов выключателей, рассмотрен-
ные выше СУ не смогут обеспечить малое время срабатывания
выключателей. Поэтому все большее внимание уделяется све-
товым СУ (ССУ) и оптико-электронным (ОЭСУ).
Световая система управления и ОЭСУ состоят из следую-
щих основных элементов: генератор командных импульсов (све-
товых или в ближней инфракрасной области), посылающий ко-
манду включения или отключения аппарата и находящийся на
заземленных частях аппарата; световод, предназначенный для
передачи командного импульса к элементам, имеющим потен-
циал ЛЭП; приемное устройство, воспринимающее сигнал и
преобразующее его в электрический пусковой импульс; силовой
исполнительный механизм, приводящий в движение пусковой
клапан, расположенный вблизи контактов, или сами контакты
выключателя. Из сказанного ясно, что приемное устройство
(ПУ), находящееся на элементах выключателя с высоким по-
тенциалом, недоступно обслуживающему персоналу, не имеет
электрической связи с заземленными элементами, и осмотр его
возможен только при осмотре или ремонте выключателя. Для
питания ПУ энергия может быть запасена в аккумуляторе, ко-
торый помещен совместно с ПУ, либо может непрерывно по-
ступать к ПУ с земли. В первом случае аккумулированной
энергии должно быть достаточно, чтобы обеспечить работу ПУ
в течение межремонтного срока, составляющего один-два года.
В связи с этим весьма актуальным является вопрос энергопо-
требления ПУ, которое по возможности сводится к минимуму.
По второму способу энергия непрерывно поступает с земли
к ПУ. Принципиально возможны различные способы передачи
энергии на высокий потенциал. В качестве носителя энергии
может служить сжатый воздух, применяемый в настоящее
время во всех выключателях на сверхвысокие напряжения, изо-
ляционный столб масла, циркулирующий по замкнутому
контуру от земли к ПУ и обратно; стеклопластиковый изоляци-
онный стержень, вращающийся вокруг своей оси или вибрирую-
щий; возможно применение специального изолирующего транс-
форматора или, наконец, возможна передача энергии постоян-
ным мощным световым излучением.
Любой из перечисленных здесь способов непрерывной пере-
дачи энергии к ПУ для питания его усилителя и исполнитель-
ного механизма при реализации встречает значительные труд-
ности и недостаточно надежен в эксплуатации. На первый
взгляд кажется, что проще всего применить изолирующий
трансформатор. Однако наличие трансформатора усложняет
конструкцию аппарата и требует дополнительных мер по повы-
шению помехоустойчивости приемного устройства. Кроме того,
313
при разработке новых типов аппаратов напряжением до 1800 кВ
потребовалось бы значительное усиление изоляции трансформа-
тора, что создало бы дополнительные трудности, связанные
с применением ССУ или ОЭСУ, и повлекло бы за собой сниже-
ние надежности аппарата с одновременным повышением его
габаритов и стоимости.
В качестве световода в системе управления может быть ис-
пользована внутренняя полость фарфорового изолятора, стекло-
волоконный светопровод, стеклопластиковая изоляционная
труба со специальным внутренним покрытием или же сплошные
стержни из изоляционного прозрачного материала, например,
обычного или органического стекла.
Так как оптический канал системы подвержен воздействиям
окружающей среды (колебания температуры, повышенная
влажность), то возможна конденсация влаги на его элементах,
что может привести к снижению электрической прочности изо-
ляционной конструкции выключателя и уменьшению коэффи-
циента передачи светового потока к фотоприемнику. Для уст-
ранения этого явления в оптический канал от магистрали сжа-
того воздуха непрерывно поступает небольшое количество
воздуха, осуществляющего слабую продувку. Световая система
управления и ОЭСУ могут применяться в выключателях лю-
бого класса напряжения. Время передачи команды с помощью
света (излучения) практически не зависит от длины пути, по
которому проходит командный импульс в отличие от всех дру-
гих систем управления, применяемых в настоящее время.
Ниже рассмотрены схемы световых и оптико-электронных
СУ высоковольтными аппаратами с различными способами
обеспечения энергией приемных устройств и их исполнительных
механизмов.
СУ с передачей электропитания от заземленных частей аппарата. В вы-
ключателе, в котором питание ПУ и исполнительного механизма осущест-
вляется с потенциала земли переменным током через каскад изолирующих
трансформаторов 1, имеется встроенный измерительный трансформатор
тока 10 (рис. 7-5). Информация о токе в ЛЭП передается блоком оптиче-
ского излучения. Питание блока осуществляется от того же изолирующего
трансформатора 1.
Металлический бак со сжатым газом и изоляционными фарфоровыми
покрышками располагается на двух опорных изоляторах 2.
В левой и правой фарфоровых покрышках 3 помещены контактные
системы, соединенные последовательно токопроводом 9. На нем размещен
трансформатор тока 10, имеющий кольцевой сердечник из электротехниче-
ской стали. Ток вторичной обмотки трансформатора, пропорциональный току
в ЛЭП, поступает в модулятор 11. На выходе модулятора образуется мо-
дулированный током электрический сигнал, который подается в электронный
передатчик 12. Передатчик преобразует модулированный электрический сиг-
нал в световой, несущий информацию о токе в ЛЭП. Этот сигнал принимает
приемник 15, находящийся под потенциалом земли, и преобразует его в элек-
трический сигнал, который подается на вход демодулятора 16. К выходу
демодулятора подключены усилители 17, с выхода которых информация
о токе в ЛЭП может быть передана к устройствам релейной защиты и ав-
томатики.
314
Рис. 7-5. Выключатель с ССУ и встроенным измерительным трансформато-
ром тока (питание ПУ осуществляется через изолирующий трансформатор)
Команда на отключение выключателя подается в передающее устройство
18. В нем вырабатывается световой импульс, поступающий по изоляцион-
ному световоду 14 к приемному устройству 13. Питание ПУ 13 и его ис-
полнительного механизма осуществляется через каскад изолирующих транс-
форматоров 1.
Исполнительный механизм — индукционно-динамический, состоящий из
катушки 5, магнитно-связанного с ней фланца 6, подвижного контакта 4 и
силового коденсатора 7. Включение конденсатора на катушку 5 осуществля-
ется поджогом управляемого разрядника 8 от приемного устройства 13
в момент поступления светового командного сигнала. Обычно в индукцион-
но-динамических механизмах, приводящих в действие подвижные контакты
высоковольтных аппаратов, для создания больших импульсных сил конден-
сатор заряжают до напряжения 3—10 кВ. Такое напряжение в рассматривае-
мой конструкции имеется на последней ступени каскада изолирующих транс-
форматоров 1. Для питания модулятора 11 и электронного передатчика 12
315
Рис. 7-6. СУ с передачей энергии к ПУ циркулирующим
маслом
такое высокое напряжение не требуется. Поэтому модулятор и передатчик
питаются от более низкого напряжения, снимаемого с первичной обмотки
последнего трансформатора в каскаде изолирующих трансформаторов 1.
Способ питания ПУ, применяемый в выключателе, представленном на
рис. 7-5, наряду с такими достоинствами, как возможность быстрого заряда
силового конденсатора после его разряда, работоспособность при изменении
температуры окружающей среды в широких пределах, отсутствие каких-либо
движущихся частей, имеет и недостатки. К ним можно отнести снижение
надежности выключателя из-за вероятности пробоя изоляции трансформато-
ров каскада 1, значительные дополнительные средства, затрачиваемые на из-
готовление каскада трансформаторов, необходимость установки в приемном
устройстве 13, модуляторе 11 и передатчике 12 специальных средств защиты
от электромагнитных помех, проникающих по проводам питания от транс-
форматора.
В рассмотренных ниже световых системах управления энергия для пи-
тания приемных устройств и их исполнительных механизмов передается от
заземленных частей. Общее в этих ССУ — передача механической энергии
к деталям с высоким потенциалом движущейся изоляционной средой, а за-
тем преобразование механической энергии в электрическую.
В качестве носителя энергии может использоваться циркулирующее по
замкнутому контуру изоляционное масло (рис. 7-6). При включении элек-
тродвигателя 17 начинает работать насос 18, заставляя циркулировать масло
по специальным изоляционным трубам 19. На стороне высокого потенциала
масло приводит во вращение гидротурбину 1, с валом которой жестко свя-
зан электрогенератор 2, вырабатывающий переменное напряжение. Это напря-
жение преобразуется трансформатором 3, а затем выпрямляется мостовым
выпрямителем 5. Через диоды 4 и 6 выпрямленное напряжение поступает на
обкладки конденсаторов 8 и 7, на которых накапливается заряд, необхо-
димый для приведения в действие исполнительных механизмов. При поступ-
лении в передающее устройство 16 или 15 командного сигнала последнее
срабатывает и посылает световой импульс по световоду 13 или 14 соответ-
316
ственно. Если подается команда на отключение выключателя, то срабатывает
передающее устройство 5 и импульс света открывает фототиристор 9. При
этом конденсатор 7 разряжается через фототиристор на обмотку исполни-
тельного механизма 11. В рассматриваемой схеме исполнительный механизм
представляет собой индукционно-динамический механизм, совмещенный
с клапаном отключения. После срабатывания этого клапана сжатый воздух
начинает поступать в пневмосистему выключателя, вызывает размыкание
контактов и открывает дутьевой клапан.
Для включения выключателя команда подается в передающее устрой-
ство 16. Сигнал, пройдя по световоду 13, попадает на фототиристор 10.
Конденсатор 8 разряжается на обмотку индукционно-динамического меха-
низма 12, совмещенного с клапаном включения. С этого момента начинается
процесс включения выключателя.
Запирание фототиристора в ССУ происходит тогда, когда конденсатор
разрядился, а пульсирующее напряжение, подаваемое с выпрямителя 5, сни-
зилось до нуля. Диоды 4 и 6 нужны для того, чтобы при разряде одного из
конденсаторов на свой исполнительный механизм препятствовать разряду
в этот момент второго конденсатора на этот же механизм.
Рассмотренная ССУ может применяться на коммутационных аппаратах,
устанавливаемых на линиях электропередачи любого класса. При увеличе-
нии изоляционного расстояния между высоким потенциалом и заземленными
деталями потребуется лишь увеличить длину изоляционных труб 19 и све-
товодов 13 и 14. Такие изменения осуществить не сложно, и дополнитель-
ные затраты на них оказываются небольшими.
Недостатком системы питания с гидропередачей энергии являются боль-
шие потери, вызванные непрерывной работой электродвигателя 17, насоса
18, гидротурбины 1 и электрогенератора 2. Кроме того, с увеличением длины
труб 19 значительно возрастает гидравлическое сопротивление движению
масла. Особенно увеличиваются потери при снижении температуры окру-
жающей среды и увеличении при этом вязкости масла. Наличие большого
числа движущихся элементов снижает надежность ССУ.
Более экономичной и надежной является система управления с переда-
чей энергии для электропитания приемного устройства сжатым воздухом.
Для обеспечения нормальной работы такого выключателя к нему подводится
от компрессора сжатый воздух. Воздух подается в пневмосистему выклю-
чателя, являясь изолирующей и дугогасящей средой, он используется для
продувки тех полостей опорной изоляции, где может конденсироваться влага.
Этот же воздух используется для обеспечения электроэнергией приемного
устройства ССУ. Передатчик командных импульсов располагается на зазем-
ленных элементах выключателя, а приемное устройство — на стороне высо-
кого напряжения. Оно включает в себя электрогенератор, вращаемый воз-
душной турбиной.
Воздух для вращения воздушной турбины может подаваться либо из
пневмосистемы выключателя, находящейся непосредственно под высоким по-
тенциалом, либо по отдельному изолированному воздухопроводу с земли.
При подаче воздуха с земли на ней удобно располагать специальные регу-
лирующие воздушные вентили, связанные с системой автоматики, управ-
ляющей работой выключателя. Кроме того, появляется возможность добав-
лять в воздух вещество, не снижающее электрическую прочность столба
воздуха, но препятствующее обледенению воздушной турбины. СУ имеет
лишь одну механически подвижную деталь — ротор генератора с приводным
механизмом. Поэтому надежность такой системы значительно выше, чем,
например, представленной на рис. 7-6.
При передаче энергии к приемному устройству с земли специальным
изоляционным стержнем (рис. 7-7) питание приемного устройства (ПУ) и
исполнительного механизма каждого модуля производится от конденсатор-
ной батареи 3, подзаряд которой осуществляется через выпрямительный
мост 4 от генератора переменного тока. На земле установлен электродви-
гатель 5, с помощью шатунного механизма 6 сообщающий изоляционному
стержню 1 возвратно-поступательное движение с частотой 50 Гц. На
конце стержня, находящегося под высоким потенциалом, закреплены
317
Рис. 7-7. Передача энергии к ПУ изоляционным вибрирующим стержнем
Рис. 7-8. СУ с передачей энергии от ЛЭП и от заземленных элементов
постоянные магниты 2, движущиеся относительно неподвижной обмотки с ча-
стотой 50 Гц. Напряжение, возбуждаемое в обмотке, выпрямляется и обес-
печивает питанием ПУ модуля.
Передача энергии таким способом не экономична. Большая часть мощ-
ности, подведенной к питающему электродвигателю 5, расходуется на по-
крытие энергии, необходимой для того, чтобы с частотой 50 Гц ускорять
колеблющиеся массы механизма 6, стержня 1 и постоянных магнитов 2.
СУ с передачей питания от заземленных частей и с отбором энергии от
токоведущих элементов. При наличии тока в ЛЭП питание приемного уст-
ройства производится от трансформатора (рис. 7-8). Токопровод ЛЭП явля-
ется его первичной обмоткой. В качестве резервного источника предусмотрен
генератор, находящийся под высоким потенциалом и приводимый во враще-
ние с земли изоляционным стержнем. При отключении тока главный контакт
5 выключателя приводится в движение с помощью индукционно-динамиче-
ского исполнительного механизма 4. Импульсный ток, вызывающий сраба-
тывание механизма, протекает по катушке в результате разряда на нее кон-
денсатора 7 через тиристор 3. Тиристор отпирается после поступления
управляющего сигнала в передатчик 1, который вырабатывает световой им-
пульс и посылает его по изоляционному волоконному светопроводу в при-
емник команд 2.
Напряжение для заряда конденсатора 7 поступает из преобразователя
9, питающегося от трансформатора 8. В случае когда ток в первичной об-
мотке трансформатора становится слишком малым для обеспечения необ-
ходимого для конденсатора 7 напряжения или отсутствует совсем, начинает
318
Рис. 7-9. ССУ с автономными источ-
никами питания
работать блокирующее устройство 6.
Оно по второму волоконному свето-
проводу посылает сигналы с высо-
кого потенциала к приемнику 14,
установленному на заземленных эле-
ментах аппарата. Из этого прием-
ника один сигнал поступает в цепь
защиты и управления аппаратом,
а второй к пускателю 13, включаю-
щему питание электродвигателя 12.
Электродвигатель с помощью изоля-
ционного стержня 11 начинает вра-
щать генератор 10, имеющий высокий
потенциал. Последний вырабатывает
ток и через преобразователь 9 заря-
жает конденсатор 7. Таким образом,
конденсатор всегда заряжен до пол-
ного рабочего напряжения, и испол-
нительный механизм готов к работе.
Время отключения выключателя
с такой системой управления меньше
3 мс.
ССУ с автономными источниками
питания. Для питания приемных уст-
ройств (ПУ) и исполнительных ме-
ханизмов таких ССУ применяются
автономные источники питания, рас-
полагаемые совместно с ПУ на дета-
лях аппарата, имеющих высокий по-
тенциал. В качестве источников пи-
тания могут применяться аккумуля-
торы, сухие гальванические элементы
одноразового пользования, топлив-
ные элементы, термоэлектрические
генераторы, атомные батареи и др.
Так как источники питания обычно конструктивно объединены с ПУ и
исполнительным механизмом, то оказывается легко расположить такое ПУ
на выключателях любого класса напряжения. Особенно удобно применять
ССУ с автономными источниками питания на многомодульных аппаратах,
в которых система питания ПУ с передачей энергии от заземленных частей
или комбинированным способом оказывается сложной и недостаточно на-
дежной. Единственным препятствием к применению ССУ с автономными ис-
точниками питания на аппаратах любого класса напряжения является лишь
снижение мощности командного светового импульса с увеличением расстоя-
ния между излучателем и приемником при постоянной мощности излучения
передатчика. При этом нужно обеспечить ту мощность излучения, которая
вызовет срабатывание самого удаленного ПУ. Однако этот недостаток при-
сущ световым системам управления с любым видом электропитания ПУ.
Недостатком ССУ с автономными источниками питания является необ-
ходимость смены источников при полном расходе запасенного в них электри-
чества или применение дополнительных схем, подзаряжающих источники
питания ПУ. В первом случае емкость источника должна быть такой, чтобы
с гарантией обеспечить питание ПУ и исполнительного механизма в течение
межремонтного срока. В период ремонта или профилактики аппарата произ-
водится замена старых источников на новые. Во втором случае подзаря-
жаемые источники должны снабжать энергией ПУ во время отсутствия, под-
заряда. Автономные источники должны быть работоспособными в диапазоне
рабочих температур от —50 до +60 °C окружающей среды и иметь высо-
кую надежность.
Световая система управления с автономными источниками питания при-
емных устройств удобна тем, что позволяет легко управлять отдельными
319
модулями выключателя. Изображенные на рис. 7-9 модули 1 могут обра-
зовывать полюс выключателя или быть его частью.
При поступлении команды на отключение (О) или включение (В) вы-
ключателя (от релейной защиты или оператора) замыкается ключ 6. Гене-
ратор световых импульсов 5 вырабатывает импульс, который проходит по
световоду 4 и попадает на светочувствительный элемент 3 приемника 2.
Приемник усиливает сигнал и подает его на обмотку электромагнита ЭМ,
открывающего клапан, что ведет к отключению или включению выключа-
теля. Автономные источники питания расположены совместно с приемником
2. В качестве световода 4 можно использовать внутреннюю глазурованную
полость фарфорового изолятора, световолоконный светопровод, стеклопла-
стиковую трубу со специальным внутренним покрытием или сплошные
стержни из изоляционного материала, пропускающего ту длину волн излу-
чения, которая воспринимается чувствительным элементом 3.
В приведенном варианте ССУ для посылки команд В и О использу-
ется один генератор световых импульсов. Если электромагнит находится
в положении, соответствующем положению О выключателя, то ближайший
световой импульс переведет ЭМ в положение В. Если же выключатель на-
ходится в положении В, то световой импульс переведет ЭМ и соответственно
выключатель в положение О. Для этой цели электромагнит ЭМ выполняется
с двухпозиционной настройкой так, чтобы в одном и другом положении не
расходовать электроэнергию, запасенную в автономных источниках. Приме-
ром такого электромагнита может служить электромагнит, выполненный
с защелкой, или силовой двухпозиционный поляризованный электромагнит.
Последний потребляет незначительное количество энергии в момент сраба-
тывания и имеет время срабатывания в 3—4 раза меньше, чем втяжные
быстродействующие электромагниты.
Однако схема ССУ с поочередной посылкой команд В и О по одному
каналу может быть не всегда удобна в эксплуатации. Поэтому делается
разделение команд. Оно может осуществляться с помощью дополнительных
генераторов, световода и светочувствительного элемента. Тогда по одному
световоду передается команда В, по другому — О. Кроме того, применя-
ются различные формы кодирования команд В и О. В этом случае обе
команды могут передаваться по одному световоду.
7-5. Системы управления синхронизированными выключателями
Одним из перспективных направлений в области аппарато-
строения является дальнейшее развитие синхронных выключа-
телей, т. е. выключателей, размыкание контактов которых про-
исходит в момент перехода тока через нуль (практически за
несколько микросекунд перед переходом тока через нуль). При
этом контакты разводятся с такой скоростью, что напряжение,
восстанавливающееся на контактах, не в состоянии вызвать
пробой межконтактного промежутка в следующий полупериод.
При поступлении команды на отключение выключателя
(рис. 7-10,а) замыкается контакт 1. Однако отключение вы-
ключателя не происходит, так как синхронизирующее устрой-
ство 2 не пропустит дальше командный импульс до определен-
ного момента времени перед переходом тока через нуль. Для
этого синхронизирующее устройство соединено с трансформато-
ром тока 3, включенным последовательно с контактами 4 и 6.
Из синхронизирующего устройства командный импульс посту-
пает в передающее устройство 16, где вызывает вспышку им-
пульсной лампы. Световой поток импульсной лампы по свето-
воду 13 поступает к приемному устройству И, где преобразу-
320
Рис. 7-10. СУ синхронного выключателя (а) и процессы при его отключе-
нии (б)
1 — команда на отключение; 2 — последовательность синхронизирующих импульсов; 3 —
командный импульс на отключение; i ~~ ток в контактах выключателя; х — ход контак-
тов; u—напряжение на разомкнутых контактах; fo —время отключения выключателя;
t — длительность горения дуги
ется в электрический импульс, вызывающий пробой разрядника
8. При этом конденсатор 9 разряжается на катушки 5 и 7. Ток
в цепи, состоящей из конденсатора 9 и катушек 5 и 7, быстро
увеличивается. Этот ток индуцирует во фланце подвижного кон-
такта ток обратного направления, что вызывает появление
силы, стремящейся отделить подвижные контакты 4 и 6 соот-
ветственно от катушек 5 и 7. Перемещение подвижных контак-
тов происходит за время, меньшее одного полупериода. Дуга,
возникшая между контактами, гасится струей сжатого воздуха
к моменту перехода тока через нуль. Так как ток мал, то по-
вторного зажигания не наступает.
Заряд конденсатора 9 производится от источника 15 через
трансформаторы 12 и 14. Диод 10 препятствует разряду конден-
сатора на обмотку трансформатора 12.
Время отключения синхронного выключателя с момента по-
ступления команды до полного погасания дуги при каждом от-
ключении различно, так как генератор синхронизирующих им-
пульсов задерживает команду и не пропускает ее в генератор
световых импульсов до определенного момента времени перед
переходом тока в линии через нуль (рис. 7-10, б). Время сра-
батывания с момента поступления команды в генератор 16
(рис. 7-10, а) до окончания движения контактов 4 и 6 склады-
вается из времени срабатывания генератора 16, времени про-
хождения светового импульса по каналу 13, времени срабаты-
вания приемного устройства и поджога разрядника 8 и времени
движения контактов.
Время срабатывания генератора 16 исчисляется двумя-тремя
десятками микросекунд. Время Прохождения светового им-
11 Заказ № 412
321
Рис. 7-11. Типичная осциллограмма про-
цессов при отключении синхронного выклю-
чателя
пульса от генератора
к приемнику исчисляется
десятками наносекунд,
а время срабатывания по-
лупроводниковых элемен-
тов приемного устройства
и разрядника 8 также
мало и составляет 20—
50 мкс.
Время движения кон-
такта 6 зависит от силы,
возникающей между его
фланцем и катушкой 7:
F — i1ii(dM/dx), (7-15)
где й — ток в катушке;
й — ток во фланце кон-
такта 6- М — взаимная
индуктивность катушки и фланца; х— ход контакта.
Основные изменения тока й в катушке 7, силы F, действую-
щей на фланец контакта 6, и скорости v контакта 6 происходят
при малых перемещениях х контакта (рис. 7-11). Поэтому при
расчете токов й и i2 в формуле (7-15) можно принять, что фла-
нец по отношению к катушке остается неподвижным. Для
этого случая система катушка—фланец может быть представ-
лена двумя эквивалентными контурами (см. рис. 6-35, а), для
которых с момента замыкания ключа S (соответствует прово-
дящему состоянию разрядника) можно написать
t
L^i(dii/dt)-j- + М (di2/dt)-}- f i-jdt/C = Uco; /х(0) — 0; ._ „
о	('Но)
L2 {di2ldt) -f- T?2i2 -f- M (diildt) = 0; i2 (0) = 0,
где Lsi = Ln + ^i; Ln — паразитная индуктивность первого кон-
тура, включающая в себя индуктивность подводящих проводов,
индуктивность конденсатора и коммутирующего устройства;
Li, Ь2— индуктивность катушки и диска; R^i — Rn + Ri', Rn — па-
разитное сопротивление первого контура; Ri, R2 — сопротивле-
ния катушки и диска; М — взаимная индуктивность катушки и
диска. Параметры контуров индукционно-динамических приво-
дов высоковольтных аппаратов обычно таковы, что разряд кон-
денсатора колебательный. Для этого случая запишем реше-
ние
(7-16):
гх (/) = 1ге~а* sin (bt—₽х) + 72еР1/; i2(0 = —7S [e~at cos (bt —
-p2)_e-^ cos ₽2]-It (e-^-ep^,
где
<7coV(aa —a)2 + fr3  J l/co^ + Pi)
/-экв61/(Р1 + «)2+62	2 /-ЭКВ [ (Pi + a)2 + 621 ’
322
I Uc<M\/a*+b*	.
^-ЭКВ^-2&”|/(Р1 -|-a)2-|-
; =.__________t/coAl
^ЭКВ^-2 [ (Pl + °)2 + Ь2]
b3KB = Lgi—M2IL2- 62 = Т?2/Ьг\ a = (flj-]-Pj)/2;
& = Уb1 + a(2p1—a); Pi = arctg(&/(c—a))—arctg (&/(62—a));
p2 = arctg (&/(c—-a)) —arctg (a/&); ax = (LS162 + Z?Si)/L3KB;
&i = (J?2iC62 -|- 1)/(L3KBC); Cj = 62/(L3KBC);
c= — Pi,
Pi — действительный корень (pi<0) характеристического урав-
нения p3 + aip2 + bip + cj = 0. Заметим, что так как разряд кон-
денсатора колебательный, то остальные два корня характери-
стического уравнения комплексно-сопряженные. Подставляя
найденные токи в формулу (7-15), получаем выражение для
силы F(t), действующей на фланец.
Для определения времени движения контакта на пути хк не-
обходимо решить уравнение движения. Обычно в быстродей-
ствующих индукционно-динамических приводах сила F(t) много
больше механических сил сопротивления движению FMex. По-
этому без большой погрешности можно пренебречь силой FMex и
считать, что электромагнитная сила F(t) уравновешивается
только силой, необходимой для ускорения подвижных масс т.
В этом случае уравнение движения имеет вид
т (d2x/dt2) = F(t)-, х(0) = 0; dxidt (0) = 0.
Решение этого уравнения:
t t
x(t)= l-^F(t)dtdt,
о о
где F(t) определяется по формуле (7-15). Это решение позво-
ляет путем подбора или графически найти время /к такое, что
х=хк.
Время движения контакта /к в синхронных выключателях
составляет 0,5—1 мс (см. рис. 7-11 и 7-10, б). Это позволяет
начать размыкание контактов за 1,5—2 мс до перехода тока
в контактах через нуль. При этом значение коммутируемого
тока оказывается много меньше максимального, что облегчает
процесс гашения дуги в выключателе.
11*
323
7-6. Передающие устройства ССУ и ОЭСУ
В качестве источников излучения, используемых в передаю-
щих устройствах, могут применяться импульсные газоразряд-
ные лампы, полупроводниковые светодиоды, лазеры и др. Наи-
более широко в ССУ применяются полупроводниковые излу-
чающие диоды и импульсные газоразрядные лампы. Полупро-
водниковые светодиоды как видимой, так и невидимой ближ-
ней инфракрасной частей спектра излучения, в нормальных ре-
жимах работы применяются редко из-за их небольшой мощно-
сти излучения, составляющей десятые доли ватта. Применение
таких излучателей требует использования достаточно чувстви-
тельных приемных устройств, содержащих усилители. При этом
снижается надежность всего канала передачи команды.
Импульсные газоразрядные лампы (ИЛ)—это приборы,
с помощью которых получают кратковременные световые
вспышки малой и очень большой мощности. Они могут рабо-
тать как в режиме одиночных световых импульсов, так и в ре-
жиме многократного повторения с частотой следования, дохо-
дящей до нескольких килогерц. ИЛ состоят из прозрачного
баллона (стекло, кварц), выполненного в виде трубки, спирали,
шара, наполненного инертным газом (аргон, ксенон, криптон
и др.). В баллон вмонтированы два электрода, к которым под-
водится напряжение. Для получения излучения лампы газ в ней
ионизируется и между электродами под действием приложен-
ного напряжения возникает дуговой разряд. Этот дуговой раз-
ряд и является источником светового импульса. Мощность из-
лучения ИЛ высока (до десятков киловатт), а длительность
излучения колеблется в зависимости от параметров схемы пи-
тания в пределах 1—200 мкс. Для ССУ предпочтение отдается
импульсным ксеноновым лампам и тем из них, которые имеют
относительно низкое рабочее напряжение (120—600 В). Такие
ИЛ могут работать непосредственно от оперативного напряже-
ния, подаваемого в шкаф управления аппаратом.
Рабочее напряжение, подаваемое на ИЛ, должно быть
больше напряжения зажигания U3 и меньше напряжения само-
пробоя Uc данного типа ИЛ. Напряжением зажигания U3 ИЛ
называется напряжение, достаточное для развития и поддер-
жания дугового разряда между электродами ИЛ, если газ
в лампе каким-либо способом ионизирован. Иначе говоря, это
наименьшее рабочее напряжение, при котором ИЛ может ра-
ботать. Напряжением самопробоя Uc называется напряжение,
которое вызывает дуговой разряд в лампе без предваритель-
ной ионизации газа в ней.
У некоторых ИЛ (например, ИФК-20, ИФК-50, ИФК-120,
ИСШ-15) для управления лампой (ее поджига) служит специ-
альный управляющий электрод.
Полупроводниковые излучающие диоды — светодиоды в пе-
редающих устройствах ОЭСУ работают в импульсных режимах.
324
Поэтому их рабочий ток может превышать номинальный ток
длительного режима в десятки раз. При этом мощность излу-
чения повышается также в десятки раз и может достигать 2—
3 Вт при длительности импульса (по основанию) 10—20 мкс.
Ниже рассмотрены два типичных варианта генераторов из-
лучающих импульсов, входящих в передающие устройства ССУ
и ОЭСУ. Для ССУ генератором излучающих импульсов (ГИИ)
служит генератор световых импульсов (ГСИ), выполненный на
импульсных лампах, а для ОЭСУ — на полупроводниковых све-
тодиодах.
Питание ГСИ производится от низкого оперативного напря-
жения (обычно 110 или 220 В постоянного тока), подаваемого
в шкаф управления выключателем. Поэтому импульсные ксено-
новые лампы с низким рабочим напряжением предпочтительнее
для установки в генератор. Эти лампы имеют относительно низ-
кое напряжение зажигания, большую яркость, большой срок
службы при номинальной нагрузке и остаются работоспособ-
ными при понижении температуры вплоть до температуры сжи-
жения ксенона.
Для посылки командных импульсов на включение (В) или
отключение (О) выключателя могут использоваться два одно-
типных ГСИ: один для включения, второй для отключения.
В этом случае каждая команда (В или О) проходит к прием-
ному устройству по своему оптическому каналу или световоду.
Учитывая, что при работе выключателя команды В и О череду-
ются, для управления может использоваться один ГСИ. В этом
случае требуется также один оптический канал или один све-
товод.
ГСИ должен оставаться работоспособным при любых циклах
быстродействующего автоматического повторного включения
(БАПВ) выключателя. ГОСТ 687—78 устанавливает следующие
циклы БАПВ для быстродействующих воздушных выключателей:
1. О —/ — ВО —20с —ВО; 2. О — t — ВО — 180с — ВО; 3. О —
— 180с — ВО—180с — ВО, где /=0,3 с.
Если один и тот же ГСИ используется для посылки команд-
ных импульсов на включение (В) и отключение (О) выключа-
теля, то наиболее тяжелым режимом работы для генератора бу-
дет обеспечение посылок команд по первому циклу БАПВ.
В этом цикле (в конце его) импульсная лампа должна излучать
в небольшой промежуток времени последовательно четыре све-
товых импульса.
Время между двумя соседними командами В и О складыва-
ется из времени включения выключателя и времени срабатыва-
ния релейной защиты, посылающей команду на О, если про-
изошло неуспешное включение выключателя. Затем следует вы-
держка /р = 20 с и снова генератор посылает два импульса. При
повышении быстродействия выключателей и применении полу-
проводниковой релейной защиты время между командами В и
О может быть доведено до 60—80 мс. Пусть с запасом
325
Рис. 7-12. Схема генератора световых импульсов
Рис. 7-13. Схема для расчета переходных процессов в ГСИ
/в = 0,25 с. Тогда за цикл ВО — ts — ВО, т. е. в течение 0,37 с
лампа должна излучать четыре раза. Такой режим работы мо-
жет обеспечить генератор, подключенный к сети постоянного
или переменного напряжения (рис. 7-12).
В режиме ожидания команды силовой конденсатор С1 заряжен от ис-
точника питания U через диод VI и токоограничивающий резистор R1. При
поступлении команды «пуск» тиристор открывается. Пока газ в импульсной
лампе не ионизирован, она ток не проводит. Поэтому в начале процесса ток
проходит по первичной обмотке поджигающего трансформатора Т. Этот ток
определяется емкостью конденсатора С2 и эквивалентной индуктивностью
трансформатора, приведенной к первичной обмотке. Во вторичной повышаю-
щей обмотке наводится высоковольтный импульс, поджигающий импульс-
ную лампу ИЛ. Газ в ИЛ ионизируется, она шунтирует цепочку С2, Т
своим малым внутренним активным сопротивлением и на нее разряжается
конденсатор С1, создавая импульс света. По окончании разряда конденса-
тора С1 газ в лампе деионизируется, так как по- ней протекает малый ток,
ограниченный сопротивлением резистора R1, и лампа переходит в состояние
с высоким внутренним сопротивлением. С этого момента начинается заряд
конденсатора С1 от сети через резистор R1. Схема генератора готова к сле-
дующему срабатыванию тогда, когда С1 зарядится, а С2 разрядится. Раз-
ряд конденсатора С2 осуществляется через резистор R2.
Для того чтобы не перегружать ИЛ при последовательном
четырехкратном ее срабатывании в течение малого отрезка вре-
мени в цикле БАПВ, следует правильно выбрать емкость кон-
денсатора С1. Считая, что энергия, запасенная в конденсаторе,
выделяется в ИЛ, и учитывая число вспышек А=4 за время t,
получаем условие выбора ИЛ:
W^n>NC(kU^/2,
где С — емкость питающего лампу конденсатора, Ф; k — коэф-
фициент, учитывающий возможные колебания оперативного на-
пряжения U (обычно k= 1,15); И^доп — энергия одной вспышки,
допустимая для данного типа ИЛ, Дж. Из этого условия на-
ходим
C^2W^n/(Nk2U2).
(7-17)
326
Для расчета тока в ИЛ и потока излучения при вспышке
схема ГСИ (см. рис. 7-12) может быть представлена схемой
замещения (рис. 7-13).
В момент вспышки сопротивление /?л ИЛ можно считать по-
стоянным (оно задается паспортными данными ИЛ). После
поджига ИЛ ток в ней определяется выражением [43]
G = иЦЪ + 7?л) + MRt exp (-at) sh (bt)/(LKb (Z?x + R„)), (7-18)
где b = l/a2-l/(LKCx) ;a=[/?«+7?17?л/(7?i+7?л)]/(2LK); M = Uco-
—URnKRi+Ra); Ri — зарядное сопротивление, соответствую-
щее сопротивлению R\ на рис. 7-12; /?л— сопротивление горя-
щей лампы; Ci— емкость питающего конденсатора; RK — ак-
тивное сопротивление проводов и конденсатора в разрядном
контуре; LK — индуктивность разрядного контура, состоящая из
индуктивности соединительных проводов, индуктивности лампы,
соединений и внутренней индуктивности конденсатора Сь
Обычно считается [37], что интенсивность излучения им-
пульсной лампы изменяется соответственно изменению тока
в ней. Это дает возможность оценить влияние емкости конден-
сатора С1 (см. рис. 7-12) на световые характеристики лампы.
Для этого приравняем производную по времени от 1л к нулю
и найдем из полученного выражения
t = tmax = In ((а + b)l(a-b) )/(2b).	(7-19)
Подставив формулу (7-19) в (7-18), получим выражение
для максимального значения тока и, следовательно, светового
потока лампы в зависимости от емкости конденсатора С1:
_ U . MRj______________	( а « а-|-6\
ЛтаХ“ Я1 + Ял+ иЬ(7?1+1?л) еХр	a-bj Х
xsh(|ln^-),	(7-20)
\2 а~Ь/
где b=f(Ci) зависит от емкости
По полученному выражению может быть рассчитан «лщах
и подобрана оптимальная емкость конденсатора С1 в ГСИ.
Ток в лампе и, следовательно, амплитуда потока излучения с ростом
емкости до 80—100 мкФ возрастают быстро, а затем—незначительно
(рис. 7-14). Поэтому иецелесообразио использовать в ГСИ конденсатор С1
с емкостью большей, чем 80—100 мкФ.
Сопротивление резистора R1 (см. рис. 7-12) определяется
током погасания /ПоГ ИЛ. Кроме того, это сопротивление опре-
деляет время заряда конденсатора С1 после погасания ИЛ.
Если напряжение питания U схемы генератора и сопротив-
ление резистора R1 таковы, что при t-+oo ток гл в лампе, най-
денный по выражению (7-18), больше тока 7ПОГ погасания ИЛ,
327
Рис. 7-14. Зависимость максимального значения тока в ИЛ типа ИФК-120
от емкости питающего конденсатора. Штриховые кривые — расчет по фор-
муле (7-20), сплошные — эксперимент
то она не погаснет. Из этого следует, что для нормальной ра-
боты ГСИ необходимо выполнение неравенства
I пог	+ т?л),
где k3 — коэффициент запаса (для надежного погасания может
быть принят 1,5—2); k — коэффициент, учитывающий колеба-
ния оперативного напряжения U. Из этого выражения опреде-
ляется минимально допустимое сопротивление зарядного рези-
стора R1:
Ri=k3kU/In0T—Rn-	(7-21)
После погасания ИЛ начинается заряд конденсатора С1
(см. рис. 7-12) от сети. Зарядный ток и напряжение на конден-
саторе определяются выражениями
г'зар= (t/ ^ост) exp [ t/(RlCi)]/Ri,	22)
Wc = U “г (t/ост—t/) exp (—tl(RiC-i)),
где Uoct — остаточное напряжение на электродах ИЛ при ее по-
гасании. Полагая, что заряд конденсатора заканчивается при
«с = 0,95/7, из формулы (7-22) с учетом (7-21) может быть оп-
ределена максимально допустимая емкость С1 при заданном
времени заряда /Зар:
Сх<[ (7?л—k3kUHnot) In (0,05С7/(t/— t/ост)) J-^sap.	(7-23)
Как отмечалось ранее, время Д/ между двумя соседними
командами В и О в цикле БАПВ может быть 60—80 мс. При
использовании одного генератора, посылающего команды В и
О, время Д/ включает в себя время tV2 включения тиристора
V2 (см. рис. 7-12), время горения лампы /гор и время /зар за-
328
ряда конденсатора Cl после погасания лампы. С учетом ска-
занного наибольшее время /Зар может быть найдено по формуле
^зар =	(^у2 Ч" Аор) •
Время включения тиристора tV2 составляет единицы микро-
секунд, а /гор может быть найдено из формулы (7-18) при
/л=/пог, где /пог — ток погасания ИЛ.
Расчет показывает, что, например, при /Пог=1,3 A, Ci =
= 10 мкФ имеем /гор=50 мкс. Временем /У2 + /гор по сравнению
с временем At можно пренебречь. Следовательно, /зар = А/, и
можно определить максимально допустимую емкость конденса-
тора С1 по формуле (7-23) из условия успешной его подготовки
к следующему срабатыванию, которая далее сравнивается
с емкостью С1, рассчитанной по (7-17). В ГСИ устанавливается
конденсатор с меньшей емкостью из этих двух сравниваемых.
Емкость конденсатора С2 (см. рис. 7-12) подбирается экспе-
риментально. Обычно она составляет от 0,2 до 1 мкФ. Мини-
мальное значение емкости С2 должно быть таким, чтобы после
поджога ИЛ ток в ней успел достигнуть значения удерживаю-
щего тока тиристора V2, а конденсатор С2 полностью еще не
зарядился.
Генераторы излучающих импульсов (ГИИ) с ИЛ использу-
ются в СУ тогда, когда в качестве оптического канала для
передачи командного импульса на высокий потенциал применя-
ются полые или монолитные стержневые световоды. Эти свето-
воды имеют относительно большие размеры поперечного сече-
ния и допускают простые способы сопряжения с ИЛ, имеющими
также относительно большие размеры. При применении в СУ
высоковольтных стекловолоконных световодов, имеющих малые
размеры поперечных сечений (диаметр 1,5—3 мм), появляется
возможность устанавливать несколько таких световодов. Это не-
обходимо для передачи из зоны высокого потенциала дополни-
тельной информации о положении контактов выключателя.
Кроме того, в этом случае легко осуществляется передача
команд В и О по разным световодам к разным приемным
устройствам от разных ГИИ.
В таких ГИИ (рис. 7-15) в качестве излучателей применя-
ются светодиоды. В режиме ожидания команды конденсатор С
заряжен до напряжения стабилизации стабилитрона V2. Тири-
стор V3 заперт. При поступлении команды «пуск» открывается
тиристор V3 и конденсатор С через токоограничивающий рези-
стор R2 разряжается на светодиод V4, вызывая его излучение.
Как только разрядный ток снизится до значения, меньшего
удерживающего тока тиристора, последний закрывается. С этого
момента через диод VI и резистор R1 происходит заряд конден-
сатора С от сети. ГИИ в цикле БАПВ посылает одну и ту же
команду с интервалом не менее 0,25 с. При длительности им-
пульса излучения (тока через светодиод) 10 мкс скважность
32,
Рис. 7-15. Схема ГИИ с полупроводии
ковым излучателем
импульсов излучения со-
ставляет 25 000. При такой
скважности для светодио-
дов импульсы можно счи-
тать единичными. В этом
случае допускается значи-
тельная перегрузка свето-
диодов по току. Например,
для наиболее мощных арсе-
нид-галлиевых светодиодов
типа АЛ-107Б номинальный длительный ток 7н = 0,1 А.
Допустимая перегрузка р — 1Щ зависит от длительности им-
пульса тока:
^н,	мкс .............. 1000	500	200	100	50	25	10
р	.................. 2,3	3	4	4,8	8	14	37
Порядок выбора элементов генератора следующий. Задаем
длительность импульса /и тока через светодиод и напряжение
стабилизации UCi стабилитрона V2 (рис. 7-15). Зная длитель-
ность импульса, находим перегрузку р и ток в импульсе 1 = 1„р.
По току I и напряжению стабилизации определяем сопротивле-
ние резистора /?2 = ^ст/А Так как конденсатор С разряжается
практически только на активное сопротивление, то длительность
разряда, т. е. длительность импульса /и, определяется по выра-
жению /и = 3,5т, где т = /?2С — постоянная времени контура раз-
ряда. Отсюда С = /и/(3,5/?2)-
Заметим, что при £7Ст = 70-е-120 В сопротивление резистора
/?2 много больше сопротивлений светодиода V4 и открытого ти-
ристора V3. Поэтому сопротивления этих элементов в расчете
не учитываются. На резисторе R1 в длительном режиме работы
падает напряжение UR1 = U—UCi. В связи с этим сопротивление
резистора подбирается таким, чтобы ограничить ток IV2, про-
текающий по стабилитрону V2 в длительном режиме Iv2 =
= Uri/Ri, и обеспечить заряд конденсатора С за время не более
0,25 с, т. е. в течение интервала между однотипными командами
в цикле БАПВ.
7-7. Каналы передачи командного сигнала ССУ и ОЭСУ
В качестве каналов передачи командного сигнала в ССУ и
ОЭСУ могут использоваться линзовые и отражательные опти-
ческие системы, полые изоляционные световоды, а также све-
товоды из стеклянных волокон и сплошных оптически прозрач-
ных изоляционных стержней.
Линзовая оптическая система в простейшем случае состоит
из двух линз, помещенных во внутреннюю полость фарфорового
изолятора или какой-либо другой изоляционной трубы, рассчи-
танной на рабочее напряжение высоковольтного аппарата. Необ-
330
Таблица 7-1
	lid	Светопропускание k	 при fe0Tp, равном		
		0,80	0,95	0,99
30	10	0,420	0,800	0,960
	100	0,008	0,170	0,660
60	10	0,210	0,630	0,910
	100	0,002	0,060	0,450
90	10	0,140	0,490	0,860
	100	0,0016	0,040	0,320
при отражениях лучей, проходящих
ходимо учитывать, что
уже при напряжениях
330 кВ могут быть нару-
шения юстировки оптиче-
ской системы из-за прило-
жения к верхней части
аппарата изгибающих на-
грузок, обусловленных
ветровым давлением, тя-
жением проводов, что
в конечном итоге может
привести к смещению
приемника по отношению
к потоку излучения.
Светопропускание по-
лых световодов постоян-
ного сечения с прямыми
торцами зависит от потерь
по световоду. В общем случае коэффициент отражения зави-
сит от материала отражающей поверхности, оптических свойств
поверхностного слоя и угла падения луча на отраженную по-
верхность. Полые световоды при большой длине I и малом диа-
метре d менее эффективны, чем прозрачные. В табл. 7-1 при-
ведены некоторые данные о светопропускании полых свето-
водов.
Апертурным углом срл световода называется угол падения
луча на воображаемый торец полого световода, соответствую-
щий предельному углу полного отражения зеркала световода.
Синус апертурного угла называется численной апертурой све-
товода.
Как видно из табл. 7-1, для того, чтобы полый световод имел
светопропускание &сп = 0,66 при апертуре <рл = 30° и коэффици-
енте единичного отражения йотр = 0,99, его диаметр d должен
быть 0,1 м при длине 1= 10 м.
Стекловолоконные гибкие световоды выпускаются промыш-
ленностью для различных технических целей. Однако непосред-
ственное их применение в ССУ и ОЭСУ невозможно, так как
гибкая оболочка, скрепляющая волокна, не рассчитана для ра-
боты при больших напряженностях электрического поля.
В связи с этим применение гибких волоконных световодов воз-
можно только после изготовления оболочки, способной работать
в электрических полях с высокими градиентами. Такие обо-
лочки могут быть как мягкими, так и жесткими.
Под волоконным световодом понимается как отдельное во-
локно, так и система определенным образом уложенных воло-
кон, концы которых закреплены, а торцы отполированы. Каж-
дое волокно имеет сердечник, сделанный из стекла или пласт-
массы с показателем преломления п\, и оболочку из стекла
с показателем преломления п^, причем всегда Это требо-
331
Рис. 7-16. Ход лучей в стеклянном волокне
вание следует из физического принципа работы световода, ос-
нованного на явлении полного внутреннего отражения света на
границе двух сред с различными значениями показателей пре-
ломления. Ход лучей в волокне изображен на рис. 7-16. Учи-
тывая, что диаметр волокна в 10—100 раз больше длины волны
передаваемого излучения, анализ явлений, происходящих в во-
локне, можно производить, пользуясь законами геометрической
оптики.
Из-за многократных отражений путь L луча в волокне зна-
чительно больше длины волокна /:
L — //cos фо = I эесфо.	(7-24)
Число отражений луча т от внутренней поверхности во-
локна в зависимости от его длины I и предельного угла паде-
ния лучей на торец определяется уравнением
т = lll^illd) tgq?0 = (//</) tg arcsin -у/ n2 —(7-25)
где d— диаметр волокна; li — расстояние между двумя сосед-
ними отражениями.
Коэффициент пропускания для волоконного световода с уче-
том коэффициентов отражения fe0Tp от поверхности воздух — то-
рец и йотр. в от стенок волокна может быть найден из выра-
жения
fecn«=(l — &отр)2(1— ^отр. в)%>ехр(—xL),	(7-26)
где L и т находятся по формулам (7-24) и (7-25) соответ-
ственно; х — коэффициент поглощения материалом волокна;
ka — коэффициент заполнения световода (обычно й3 = 0,7ч-0,8).
7-8. Приемные устройства ССУ и ОЭСУ
Наиболее подходящими фотоприемниками для приемных уст-
ройств ССУ и ОЭСУ являются фотодиоды, фототранзисторы и
фототиристоры. Такие фотоприемники, как фоторезисторы и ва-
332
Рис. 7-17. Фотодиодный (а) и фотовентильный (б) режимы работы ФД
куумные вентильные фотоэлементы, являются элементами либо
весьма инерционными (фоторезисторы, вентильные фотоэле-
менты, фотоумножители), либо требуют дополнительных пи-
тающих устройств (вакуумные фотоэлементы, фотоумножи-
тели).
Фотодиод (ФД) включается в схемы как с внешним источ-
ником питания (рис. 7-17, а), так и без него (рис. 7-17, б).
В фотодиодном режиме работы можно получать большие
сигналы по напряжению. Однако в этом режиме ФД обладают
значительным уровнем шумов, который увеличивается с увели-
чением напряжения и постоянной засветки. Кроме того, при ко-
лебаниях окружающей температуры изменяется темновой ток.
Поэтому в некоторых случаях целесообразно использовать фо-
товентильный режим работы ФД, дающий возможность реги-
стрировать малые сигналы. В вентильном режиме темновой ток
отсутствует, шумы значительно меньше, а ФД является источ-
ником энергии при его освещении.
Фототок 1ф фотодиода — это приращение тока в цепи ФД при
воздействии на него излучения. При малых освещенностях фо-
тоток определяется потоком, падающим на светочувствительную
поверхность фотодиода:
/ф = $;Фпр,	(7-27)
где ФВр световой поток, лм или Вт; St — Интегральная (токо-
вая) чувствительность фотодиода, А/лм или A/Вт соответ-
ственно.
Максимум спектральной чувствительности кремниевых ФД
соответствует длине волны Х=0,85-ь0,9 мкм, германиевых —
Х= 1,4ч-1,6 мкм.
Часто ФД работает при наличии постоянной засветки, в то
время как требуется фиксировать переменный световой сигнал.
В этом случае полезный сигнал ФД зависит от уровня за-
светки. Чтобы свести к минимуму ее влияние, ФД включают
в схему так, чтобы сигнал по постоянному току был замкнут
накоротко (рис. 7-18). Так, например, если использовать ФД
типа ФД-3 при холостом ходе, т. е. когда влияние засветки
333
Рис. 7-18. Схемы включения ФД, устраняющие влияние постоянной засветки:
а — трансформаторная схема включения ФД; б — шунтирование ФД дрос-
селем
наиболее сильно, то при темновом токе /т=1,71 мкА, S< =
= 20 мА/лм и засветке, создающей ток /ф = 85 мкА (примерно
2200 лк), полезный сигнал уменьшается в 50 раз. При вклю-
чении ФД по рис. 7-18, а и той же засветке сигнал уменьшается
всего на 8%. Эти 8 % можно отнести к потерям за счет не-
идеального короткого замыкания по постоянному току и вслед-
ствие некоторого уменьшения чувствительности ФД.
Фототранзисторы (ФТ), как и ФД, являются полупроводни-
ковыми преобразователями лучистой энергии и обладают свой-
ствами усиления фототока при воздействии энергии лучистого
излучения и, так же как обычные транзисторы, могут быть
включены по трем схемам. На рис. 7-19, а и 7-19, б изображено
такое же включение р—«-перехода, как и включение ФД в фо-
тодиодном режиме работы. Схема на рис. 7-19, в является схе-
мой включения ФТ со свободной базой ФТ, включенный по
рис. 7-19, отличается от ФД только большей интегральной чув-
ствительностью. Спектральная чувствительность ФТ, изготов-
ленных из тех же материалов, что и ФД, аналогична спектраль-
ным характеристикам ФД.
Наиболее перспективными приемниками излучения для при-
менения в ССУ и ОЭСУ являются фототиристоры (ТФ). Фото-
тиристоры обладают значительными преимуществами по срав-
нению с фоторезисторами, фотодиодами и фототранзисторами,
а именно повышенными номинальными значениями токов, ра-
бочих напряжений, коммутируемых мощностей.
Рнс. 7-19. Схемы включения фототранзисторов
334
Рис. 7-20. Схемы ПУ нй фототиристоре с двумя (а) и одним (б) источни-
ками питания
Приемные устройства (ПУ) для ССУ и ОЭСУ практически
одинаковы. Отличие их может заключаться в том, что ПУ для
ОЭСУ имеет более высокую чуствительность, так как генератор
излучающих импульсов, выполненный на светодиодах, посы-
лает сигнал меньшей мощности, чем ИЛ в ГСИ.
Ниже рассмотрены типичные ПУ с автономными источниками питания,
обеспечивающими любой цикл БАПВ и работу ПУ в течение не менее года
без замены источников питания.
Наиболее простыми схемами ПУ, но требующими достаточно мощных
командных сигналов, являются схемы, выполненные на фототиристорах
(рис. 7-20). Поляризованный электромагнит (ПЭМ) является силовым бы-
стродействующим исполнительным механизмом [87], управляющим работой
выключателя на высоком потенциале. В варианте схемы ПУ с однообмоточ-
ным ПЭМ (рис. 7-20, а) команда на различные фототиристоры может по-
ступать от различных ГИИ, один из которых посылает команды на отключе-
ние выключателя, другой — на включение. Если в передающем устройстве
используется один генератор, поочередно посылающий команды В и О, то
командный импульс, поступающий на фототиристоры (ТФ), открывает их.
Однако остается открытым только VI, так как по нему течет ток разряда
конденсатора С1 и источника G1 на электромагнит. Фототиристор V2 от-
крытым остаться ие может, так как по нему протекает ток, ограниченный
резистором R2. Этот ток меньше удерживающего тока для V2. После сра-
батывания ПЭМ переключающий контакт 5 размыкает верхнюю и замыкает
нижнюю пару контактов. В результате этого VI закрывается, а цепь раз-
ряда конденсатора С2 иа ПЭМ подготавливается к следующему срабатыва-
нию. ПЭМ имеет одну обмотку и перебрасывает якорь в направлеиин, за-
висящем от полярности тока, протекающего по обмотке. Конденсаторы С1
и С2 являются накопителями энергии. Оии шунтируют источники питания
G1 и G2 соответственно. Это необходимо, так как источники (например, типа
100 АМГЦ-у-2,1) обычно имеют большое внутреннее сопротивление, которое
ограничивает ток источника, и значение этого тока оказывается недоста-
точным, чтобы вызвать срабатывание ПЭМ. При использовании однообмо-
точного ПЭМ в схеме ПУ необходимо иметь два источника питания.
При применений двухобмоточиого ПЭМ схема ПУ может быть выпол-
нена по рис. 7-20, б. В этом случае можно обойтись одним источником пита-
ния G. Для успешной работы такой схемы ПУ в циклах БАПВ в каждом
335
конденсаторе должно быть запасено количество электричества, необходимое
для двух срабатываний, а источник G должен успевать заряжать конденса-
торы за время не более чем 180 с.
Схемы ПУ на ТФ имеют относительно большие токи утечки и требуют
более мощных командных импульсов, чем схемы с применением ФД и уси-
лительной части ПУ.
Схема иа рис. 7-21 при отсутствий постоянной засветки фотодиода от-
личается весьма малыми токами утечки и высокой чувствительностью к ко-
мандному импульсу излучения. При попадании излучения на ФД VI по-
является фототок, протекающий по управляющему переходу тиристора V2
и первичной обмотке импульсного трансформатора ИТ. Пройти по обмотке
дросселя L фототок не может, так как фототок является быстроменяющимся
и дроссель для него представляет большое индуктивное сопротивление. Фо-
тоток вызывает открывание тиристора V2, в результате чего через конден-
сатор С2 и первичную обмотку импульсного трансформатора протекает за-
рядный ток С2. Так как резистор R1 ограничивает ток через тиристор V2
д.0 значения меньшего, чем удерживающий ток, то тиристор закрывается.
С этого момента конденсатор С2 разряжается на резистор R1, подготавли-
вая схему к приему следующей команды. Импульс тока, прошедший по пер-
вичной обмотке ИТ, трансформируется и поступает на управляющие пере-
ходы тиристоров V3 и V4 в силовой части схемы ПУ. Силовая часть ра-
ботает аналогично ПУ на рис. 7-20, а. Ток утечки, определяющий расход
энергии источника G1, складывается из токов утечкн конденсаторов С1, ти-
ристора V2 и фотодиода VI. С повышением температуры окружающей среды
до плюс 60 °C этот ток может вырасти по сравнению с током утечки при
комнатной температуре в 2—3 раза. Однако даже в этом случае его зна-
чение не превышает 10—20 мкА. Ток утечки тиристоров V3 и V4 меньше,
чем ток утечкн фототиристоров с аналогичными параметрами. Это объясня-
ется тем, что управляющие переходы тиристоров V3 и V4 закорочены со-
ответствующими обмотками импульсного трансформатора ИТ. Напряжение
источников питания составляет: G1 от 10 до 20 В; G2 и G3 от 200 до
300 В.
Если в СУ применяется стекловолоконный световод с ко-
эффициентом пропускания kcn [см. формулу (7-26)], то на фото-
приемник в ПУ поступает сигнал
®пр = ФиСТ^СП,
где Фис» — потек излучения источника.
336
Рис. 7-22. Быстродействующий силовой
поляризованный электромагнит
В этом случае ток фотодиода
может быть найден по формуле
(7-27). В (7-27) интегральная чув-
ствительность St определяет чувст-
вительность фотоприемника к по-
стоянному сигналу излучения.
В ССУ и ОЭСУ командный им-
пульс является быстроменяющимся
сигналом. Если считать время от
начала нарастания тока в ИЛ или
в световоде до максимума за чет-
верть периода колебания,то можно
говорить о некоторой эквивалент-
ной частоте тока и потока излучения <о. В этом случае ток ФД
будет [43]:
1'фд = ®npS</V 1 +(«0Тф)в,
(7-28)
где св — угловая частота эквивалентных синусоидальных коле-
баний тока в источнике излучения; — постоянная времени
фотоприемника.
Вычислив ток фотоприемника, следует установить, доста-
точно ли этого тока, например, для открывания тиристора V2
на рис. 7-21 или требуется применять дополнительные каскады
усиления в ПУ, либо увеличивать мощность источника излуче-
ния в ГИИ.
В СУ с автономными источниками питания в ПУ в целях
экономии энергии источников потребление энергии на каждое
срабатывание должно быть минимальным. Наибольшее количе-
ство электричества источников расходуется на работу силового
исполнительного механизма и на покрытие токов утечки тири-
сторов, конденсаторов и т. д. В связи с этим токи утечки эле-
ментов ПУ должны быть минимальными, а исполнительный ме-
ханизм должен иметь повышенный КПД.
Наибольшим КПД из электромагнитных механизмов обла-
дают поляризованные электромагниты (рис. 7-22). Их целесо-
образно применять в ССУ и ОЭСУ с автономными источниками
питания.
Поляризующий магнитный поток постоянного магнита 8 проходит по
верхнему основанию 1, якорю 4, П-образной шихтованной магнитной системе
5 и нижнему основанию 7. Для срабатывания поляризованных электромаг-
нитов (ПЭМ) по катушкам 6 пропускают ток, вызывающий перебрасывание
поляризующего потока постоянного магнита с правой части П-образной
магнитной системы па левую. В результате этого якорь 4 поворачивается
вокруг оси, достигает левой части П-образной магнитной системы 5 и оста-
ется там, удерживаемый поляризующим потоком. При перемещении якоря
337
происходит открывание пускового клапана (иа рис. 7-22 не изображен) и
одиовремеиио перебрасывание мостиков вспомогательных контактов 3, пре-
рывающих ток в катушках 6. Для уменьшения времени срабатывания ПЭМ
при вращении якоря по часовой стрелке установлена ускоряющая пружина
2, воздействующая через боек иа якорь.
Для того чтобы ток по катушкам 6 в момент срабатывания
ПЭМ протекал в течейие всего периода движения якоря, уста-
навливаются вспомогательные контакты с перескоком, например,
типа БКМ. Ток в обмотке ПЭМ создается разрядом кон-
денсаторов С4 (или СЗ) (см. рис. 7-21), имеющих малое внут-
реннее активное сопротивление. Якорь ПЭМ перемещает пуско-
вой клапан на расстояние х и преодолевает при этом силу FMex.
Масса клапана и якоря т. Работа, совершаемая ПЭМ за одну
операцию,
IFi = FMexx + f тх dx.	(7-29)
b
Энергия, отдаваемая конденсатором за одно срабатывание
с учетом КПД т]эм электромагнита
Wc=(FMexx + $ mxdx)h]3M.	(7-30)
о
С другой стороны, энергия, запасенная в конденсаторе,
= С4{/2/2,	(7-31)
где С4— емкость конденсатора С4 (или СЗ); U — напряжение
источника G2 (или G3).
Приравнивая энергии Wc согласно формулам (7-30) и (7-31),
найдем необходимую емкость С4:
С4 = k32 (FMexx + f тх dx)/(n]3HU2),	(7-32)
о
где k3— коэффициент запаса, учитывающий расход энергии при
погасании дуги в момент обрыва тока в обмотке ПЭМ (k3 =
= 1,1-1,3).
Так как в ПЭМ установлена ускоряющая пружина 2
(рис. 7-22), то тяговое усилие, развиваемое якорем, остается
примерно на одном уровне на всем пути х перемещения кла-
пана. В этом случае можно считать ускорение х клапана также
постоянным, и выражение (7-32) для определения емкости
конденсатора упрощается:
С4 = k32x (FMex + тх )/(i%Mt/2).	(7-33)
Учитывая, что в цикле БАПВ за время 60—80 мс каждый
конденсатор практически без подзаряда должен обеспечить
двукратное срабатывание ПЭМ, емкость конденсатора, найден-
ная по формуле (7-33), должна быть удвоена.
338
Для определения тока утечки конденсатора 1С получены эм-
пирические формулы [62], позволяющие найти максимальный
ток утечки по истечении 5 мин с момента подачи на конденса-
тор напряжения. В схеме ПУ конденсаторы СЗ и С4 находятся
под напряжением непрерывно и поэтому их ток утечки значи-
тельно меньше вычисленного по этим формулам. Так, например,
ток утечки четырех параллельно соединенных конденсаторов
К50-И8 500 мкФX400 В при напряжении 300 В и температуре
20 °C, рассчитанный по эмпирическим формулам, равен 60 мА,
а измеренный у нескольких таких групп после 5—10 суток вы-
держки под напряжением 300 В составил 10—15 мкА при той
же температуре. Поэтому ток утечки конденсаторов в ПУ сле-
дует определять экспериментально.
Энергия источника G2 расходуется на N срабатываний
электромагнита, токи утечки конденсатора С4 и тиристора V3 и
саморазряд G2.' Если считать, что запасенное количество элек-
тричества в конденсаторе С4 полностью расходуется на сраба-
тывание ЭМ, то с учетом формулы (7-33) на N срабатываний
потребуется количество электричества
Q3 = Nk32x (FMex + тх )/(Пэм^) •
При заряде конденсатора на внутреннем сопротивлении ис-
точника выделится энергия, равная запасенной в конденсаторе.
Поэтому часть количества электричества, требующаяся для
обеспечения работы ЭМ, составит
<2э = INksX (Емех + тх)/(Пэм^).
Ток утечки закрытого тиристора /т примерно равен обрат-
ному току обычного кремниевого диода и может быть найден
по формулам, приведенным в работе [49]. Расчет показывает,
что при [7 = 300 В, 7 = 290 А ток /т~2 мкА. Полагая, что тем-
пература за весь период работы t остается постоянной и что
токи утечки /т и 1с известны, находим необходимое количество
электричества (в ампер-часах) Q3 источника G2 (или G3) (см.
рис. 7-21):
Qg2 = 4NkaX (Емех + /ИХ)/(3600т]эм[7) “Ь (7т + Ic)t Qc. р,
где qc. р — заряд, израсходованный источником на саморазряд.
Саморазряд источников, устанавливаемых в ПУ, должен
быть небольшим. Например, батареи типа 100АМЦГ-у-2,1 при
среднегодовой температуре Т= 104-20 °C за год теряют 20—
30 % запасенного в них количества электричества.
Расчет параметров элементов усилительной части ПУ (см.
рис. 7-21) может быть произведен следующим образом. Допу-
стим, что тиристоры V3 и V4 выбраны. Их ток управления 1У
339
известен. Тогда конденсатор С2 должен пропустить такое ко-
личество электричества, которого хватит для создания тока уп-
равления /у в течение времени ty для двух тиристоров: q = 2Iyty.
С другой стороны, заряд конденсатора С2 за одно срабатыва-
ние составляет q — C2u,	и — напряжение, до которого заря-
жен конденсатор С1 (напряжение источника G1). Приравнивая
правые части этих равенств, находим емкость С2:
C2 — 2IYty/u.
Обычно емкость С2=1^-3 мкФ.
Емкость конденсатора С1 должна быть в 4—10 раз больше,
чем емкость С2. Это необходимо для обеспечения четырехкрат-
ного срабатывания ПУ в наиболее тяжелой части цикла БАПВ.
Напряжение источника G1 составляет 10—15 В. Тиристор
V2 выбирается маломощным. Он коммутирует относительно не-
большие токи (2—6 А). Дроссель L имеет небольшое активное
сопротивление (0,1—0,5 Ом) и служит для закорачивания по
постоянному току управляющего перехода тиристора V2
с целью уменьшения токов утечки. Его индуктивность 50—
100 мкГ.
Резистор R1 обеспечивает быстрый (за 30—40 мс) разряд
конденсатора С2. Импульсный трансформатор выбирается из
готовых. Он должен обеспечивать пропускание импульсов тока
2—4 А в течение 5—15 мкс.
Для шунтирования источника G1 применяются металлобу-
мажные или пленочные конденсаторы. Ток утечки при среднего-
довой температуре 7 = 25 °C и напряжении и=15 В для ука-
занных типов конденсаторов Ic~ 1 • 10~7 А.
Для определения Qgi учтем, что ПУ срабатывает N раз в те-
чение времени t, а источник G1 имеет саморазряд <?c. роь
Qgi ~	(/с+Л + ^уца) )/3600 + ?с. рсь
где /уТ п ток утечки фотодиода.
ГЛАВА ВОСЬМАЯ
ПРОЕКТИРОВАНИЕ ПОЛУПРОВОДНИКОВЫХ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ
8-1. Особенности полупроводниковых аппаратов
и предъявляемые к ним требования
Производство электрических аппаратов на основе силовых
полупроводниковых приборов (СПП) представляет собой одно
из развивающихся направлений в электроаппаратостроении.
Присущие им особенности и функциональные возможности
обусловлены характеристиками и свойствами освоенных про-
340
мышленностью сильноточных кремниевых вентилей: диодов, пе-
реключателей, тиристоров, ограничителей напряжения.
Наиболее важное свойство полупроводниковых аппаратов —
это способность бездуговой коммутации электрических цепей,
которая исключает множество нежелательных явлений, харак-
терных для контактных аппаратов (механический износ контак-
тов, их вибрация, обгорание и сваривание, повышенный шум,
выброс раскаленных газов).
К другим особенностям полупроводниковых коммутирующих
устройств следует отнести: практически мгновенную готовность
к срабатыванию, повышенное быстродействие, частоту включе-
ний и коммутационный ресурс; способность сохранять стабиль-
ность характеристик в сложных климатических условиях и при
воздействии механических факторов; способность осуществлять
регулирование напряжения и тока при фазовом управлении
в цепях переменного тока; низкие эксплуатационные расходы и
низкое потребление энергии на управление.
Перечисленные факторы обусловили интенсивное внедрение
полупроводниковых аппаратов в самые разнообразные отрасли
, промышленности, несмотря на относительную их сложность и
высокую стоимость. В качестве контакторов, пускателей и пе-
реключателей эти аппараты нашли широкое применение во
взрыво- и пожароопасных производствах, в автоматизирован-
ных системах управления энергоснабжением, в системах бес-
перебойного питания ответственных потребителей. Тиристорные
устройства с принудительной коммутацией тока применяются
как аппараты защиты в цепях переменного и постоянного тока.
Обладая сверхбыстродействием при отключении (0,001—
0,002 с), они способны осуществлять глубокое ограничение тока
короткого замыкания.
Особый тип аппаратов представляет собой комбинирован-
' ные контактно-полупроводниковые коммутирующие устройства.
; Силовые полупроводниковые приборы (СПП) в них подсоеди-
няются параллельно размыкаемым контактам и шунтируют
1 межконтактный промежуток при изменении аппаратом комму-
тационного положения. Длительность горения дуги при этом
сокращается в десятки раз, что позволяет значительно Повы-
( сить износостойкость контактного аппарата. Область примене-
ния таких устройств — контакторы, выключатели нагрузки пере-
менного тока высокого напряжения.
Таким образом, на основе СПП может быть выполнено
большинство аппаратов, аналогичных по функциональному на-
; значению электромеханическим электрическим аппаратам. Не-
’ смотря на ряд отмеченных выше особенностей, они могут быть
классифицированы по тем же признакам, что и контактные ап-
параты (см. гл. 1). Как и все другие аппараты, они должны
> удовлетворять общим требованиям. Вместе с тем при проекти-
ровании полупроводниковых аппаратов необходимо учитывать
и специфические требования, обусловленные характеристиками
341
Рис. 8-1. Структурная схема
СПП. Так как СПП чувствительны
к перегрузкам по току и даже незна-
чительным превышениям предельных
параметров по напряжению, то в схе-
мах аппаратов должна быть собствен-
ная быстродействующая защита от
сверхтоков и перенапряжений.
Для силовых блоков на базе ти-
ристоров, кроме того, необходимо ог-
раничивать скорость нарастания на-
пряжения в прямом направлении до
допустимых значений (в соответствии
с группой по dujdt приборов); огра-
тиристорного аппарата ничивать скорости нарастания тока
при включении (в соответствии
с группой по di/dty, формировать управляющие сигналы с оп-
тимальными параметрами и синхронизировать их поступ-
ление на входы тиристоров с переходом тока в нагрузке через
нуль.
Выполнение перечисленных требований позволяет реализо-
вать преимущества полупроводниковых аппаратов и обеспечить
высокий уровень надежности их при общем сроке службы около
10 лет. Число коммутационных циклов при этом может быть до-
ведено до 107.
8-2. Структурная схема полупроводникового аппарата.
Задачи проектирования
Принципиальная схема и конструктивное исполнение полу-
проводникового аппарата определяются его назначением, предъ-
являемыми требованиями и условиями работы. При том широ-
ком применении, которое нашли бесконтактные устройства,
существует большое многообразие вариантов их исполнения,
отличающихся по сложности и по принципу действия. Тем не
менее все они могут быть представлены обобщенной структур-
ной схемой, которая показывает необходимое число функцио-
нальных блоков и их взаимодействие.
На рис. 8-1 приведена структурная схема полупроводнико-
вого аппарата переменного тока в однополюсном исполнении.
Она включает в себя четыре функционально законченных узла.
Силовой блок 1 с элементами защиты от перенапряжений
(ДС-цепочка) является основой коммутирующего устройства,
его исполнительным органом. Он может быть выполнен на базе
только тиристоров или с использованием диодов. При проекти-
ровании аппарата на напряжение и ток, превышающие предель-
ные параметры единичных приборов, требуется их групповое
соединение: параллельное, последовательное или смешанное.
При этом должны приниматься специальные меры, устраняю-
щие неравномерность распределения тока и напряжения по от-
дельным приборам, которая обусловлена неидентичностью их
342
вольт-амперных характеристик в прямом и обратном направ-
лениях.
Блок управления 2 содержит устройства, которые осуществ-
ляют селекцию и запоминание команд, поступающих от орга-
нов управления или защиты, формируют управляющие им-
пульсы с заданными параметрами, синхронизируют поступление
этих импульсов на входы тиристоров с моментом перехода тока
в нагрузке через нуль. Схема блока управления значительно ус-
ложняется, если аппарат, кроме функции коммутирования це-
пей, должен осуществлять регулирование напряжения и тока.
В этом случае схема дополняется устройством фазового управ-
• ления, обеспечивающим сдвиг импульсов управления на задан-
ный угол по отношению к нулю тока.
Блок датчиков режима работы аппарата 3 содержит изме-
рительные устройства тока и напряжения, реле защиты различ-
ного назначения, схему выработки логических команд и сигна-
; лизацию коммутационного положения аппарата.
Блок принудительной коммутации 4 включает в себя кон-
денсаторную батарею, схему ее заряда и коммутирующие ти-
[ ристоры. В аппаратах переменного тока этот блок содержится
* только при условии использования их в качестве аппаратов за-
щиты (автоматических выключателей).
Структурная схема полупроводникового аппарата постоян-
, ного тока отличается от приведенной на рис. 8-1 исполнением
силового блока (однооперационные тиристоры включаются
в одном направлении) и введением блока принудительной ком-
мутации в состав силового блока. .
> Задачи и порядок проектирования полупроводниковых аппа-
‘ ратов в основном согласуются с задачами проектирования кон-
' тактных аппаратов, сформулированными в § 1-3, так как оба
[ типа аппаратов в целом или их основные части (блоки) пред-
t назначены для выполнения одних и тех же функций. Однако
| принципиальные различия в механизме действия и в элемент-
, ной базе электрических схем вносят некоторые изменения в про-
• ектирование полупроводниковых аппаратов. Изменяется, по су-
' ществу, и само содержание проекта. Это относится прежде всего
; к силовому блоку аппарата. Поэтому последующий материал
будет сконцентрирован на этом блоке.
Базовым элементом электрической схемы силового блока яв-
ляется тиристор, который по совокупности присущих ему харак-
? теристик и параметров можно рассматривать как аналог ком-
мутирующего устройства контактного аппарата. Это определяет
одну из главных задач проектирования силового блока: необ-
ходимо из широкой номенклатуры выпускаемых промышленно-
стью СПП выбрать прибор, электрические и эксплуатационные
характеристики которого наиболее полно могут удовлетворить
требованиям технического задания на проектирование аппарата.
Сравнение тиристоров производится по следующим основным
параметрам [93]: предельному допустимому току в длительном
343
режиме работы /п; току рабочей /р.п и аварийной /а.п пере-
грузки в кратковременных режимах работы; максимальному
допустимому аварийному току /уд длительностью 10 мс; макси-
мальному допустимому мгновенному значению напряжения, при-
кладываемому к прибору в обратном и прямом (закрытом) на-
правлениях 17п; максимальной допустимой скорости нарастания
прямого тока при включении [di/dt]Kp-, максимальной допустимой
скорости приложения напряжения в прямом направлении
[du/dt]KV-, времени выключения £в; термоциклоустойчивости;
стоимости.
Надо иметь в виду, что многие параметры, в том числе и
параметры по току, соответствуют вполне определенному клас-
сификационному режиму работы. Поэтому при применении ти-
ристоров или диодов в других режимах работы, отличных от
классификационных, паспортные значения параметров могут ис-
пользоваться только как ориентировочные данные.
Задачами проектирования силового блока являются: выбор
варианта исполнения принципиальной схемы; поверочный рас-
чет нагрузочной способности тиристора в длительном режиме
работы; выбор способа и интенсивности охлаждения; расчет до-
пустимой перегрузки тиристора в аварийных режимах работы
(с учетом времени действия защиты и предварительной на-
грузки током); определение максимальной возможной скоро-
сти нарастания тока в цепи тиристора при его включении; оп-
ределение максимального возможного напряжения на тирис-
торе и скорости его нарастания; выбор и расчет элементов
защиты; расчет элементов контура принудительной коммута-
ции; компоновка элементов схемы.
По результатам расчетов на любом из этапов может быть
принято решение о целесообразности замены предварительно
выбранного тиристора на прибор другого типоразмера из той
же серии или выбора прибора из новой серии. При этом все
поверочные расчеты повторяются в указанной последователь-
ности.
В общем случае силовой блок может содержать несколько
параллельно и последовательно соединенных приборов. В до-
полнение к уже рассмотренным задачам проектирования при
групповом соединении тиристоров необходимо провести рас-
четы, позволяющие определить минимальное возможное число
тиристоров в параллельных цепях, минимальное возможное
число последовательно соединенных тиристоров, оптимальные
параметры защитных /?С-цепей.
8-3. Выбор принципиальной схемы силового блока
аппаратов переменного тока
Силовая часть аппарата переменного тока может быть вы-
полнена по схеме со встречно-параллельно включенными тири-
сторами (см. рис. 8-1), на основе симистора (рис. 8-2, а) и
344
Рис. 8-2. Схемы силовых блоков
полупроводниковых аппаратов пе-
ременного тока
факторам приведенных на
в различных сочетаниях тиристо-
ров и неуправляемых вентилей
(рис. 8-2, б и в). В каждом конк-
ретном случае при выборе вари-
анта схемы должны учитываться
следующие факторы: параметры
по напряжению и току разраба-
тываемого аппарата; число ис-
пользуемых приборов; нагрузоч-
ная способность в длительном
режиме и устойчивость к пере-
грузкам по току; степень сложно-
сти управления тиристорами;
требования к массе и габаритам;
стоимость.
Сравнение по перечисленным
рис. 8-1 и 8-2 силовых блоков показывает, что наибольшими
преимуществами обладает схема с встречно-параллельно вклю-
ченными тиристорами. Такая, схема содержит меньше приборов,
отличается меньшими габаритами, массой, потерями энергии и
 стоимостью. По сравнению с симисторами тиристоры имеют
более высокие параметры по току и напряжению, способны вы-
держивать значительно большие перегрузки по току. Тиристоры
таблеточной конструкции обладают более высокой термоцикло-
стойкостью. Поэтому схему с использованием симисторов
можно рекомендовать для коммутации токов, не превышающих
классификационное значение тока единичного прибора, т. е.
когда не требуется групповое их соединение. Отметим, что при-
менение симисторов требует более простой системы управле-
ния — с одним выходным каналом.
Схемы, изображенные на рис. 8-2,6, в, иллюстрируют воз-
можность проектирования коммутирующих устройств перемен-
ного тока с применением диодов. Обе эти схемы отличаются
простотой управления, но имеют недостатки, обусловленные
применением большого числа приборов. По габаритам, техни-
ческим характеристикам и экономическим показателям выпол-
ненные по этим схемам устройства уступают коммутирующим
устройствам, выполненным по рис. 8-1 и 8-2, а. Тем не менее они
широко применяются в устройствах автоматики и релейной за-
щиты, где коммутируемая мощность измеряется сотнями ватт.
В частности, они могут быть использованы в качестве выход-
ных устройств формирователей импульсов для управления ти-
ристорными блоками более мощных устройств.
8-4. Задачи и методы расчета тепловых режимов работы
силового блока
Целью теплового расчета силового блока является опреде-
ление типа прибора (или необходимого числа параллельно со-
единенных приборов), который по своим нагрузочным и пере-
345
грузочным характеристикам по току удовлетворяет заданию на
проектирование аппарата. Как уже отмечалось выше (см. § 8-3),
этому расчету предшествует составление принципиальной схемы
силового блока и ориентировочный выбор типа тиристора по
паспортным характеристикам. При необходимости в парал-
лельном соединении тиристоров или диодов предварительно оп-
ределяется нагрузка на один прибор. Для любых режимов ра-
боты аппарата по току она может быть определена по зависи-
мости
71(/) = /в(/)Ш/6п,
(8-D
где /(/) и /в (0 —полный ток в нагрузке и ток через один по-
лупроводниковый вентиль соответственно; 6П— коэффициент
пересчета тока нагрузки на один прибор; N — число парал-
лельно соединенных приборов; kt — коэффициент, учитывающий
неравномерность распределения тока по параллельно соединен-
ным приборам (6j=l при N=l; l<6i^l,2 при N>2). Для
рассмотренных схем силовых блоков значения коэффициентов
приведены в табл. 8-1.
Последующий расчет допустимой нагрузки на один прибор
сводится к определению температуры нагрева р—«-структуры,
которая является основным критерием нагрузочной способности
тиристора или диода. При любых режимах нагрузки она не
должна превышать максимального допустимого значения для
заданного типа прибора.
Для установившихся режимов работы стандартами регла-
ментируется максимальная допустимая рабочая температура
структуры (НО—190 °C). Термин «рабочая температура» опре-
деляет усредненную по площади структуры и во времени (за
период) температуру, определенную по одному из зависящих
от температуры параметров.
Для нестационарных режимов работы (импульсная нагрузка
или кратковременные рабочие и аварийные перегрузки) темпе-
Таблица 8-1
Принципиальная схема блока	Коэффициент формы тока через тиристор &ф	Коэффициент пересчета	Среднее значе- ние тока через тиристор ср	Угол проводимо- сти р
Рис. 8-1	л/2	У~2~/л	/HV*2 /л	л
Рис. 8-2, а	л/2 V~2	2]/Г/л	1И2УТ/п	2л
Рис. 8-2, б	л/2 У'~2~	2]/~2 /л	/H2V 2 /л	2л
Рис. 8-2, в	л/2	V 2 In	IBV~2~/n	Л
Примечание. /и — действующее значение тока в нагрузке.
346
ратура р—«-структуры также является главным критерием на-
грузочной способности полупроводникового прибора. Однако
в этом случае в качестве максимальной допустимой темпера-
туры принимается ее мгновенное значение. Эта температура
определяет допустимую энергию, выделяемую в структуре, при
которой не происходит необратимых процессов. Для каждого
типа прибора конкретное значение максимальной допустимой
мгновенной температуры является функцией длительности воз-
действия тока, параметров СПП, напряжения, прикладывае-
мого непосредственно после прохождения тока перегрузки и
скорости его нарастания. Очевидно, что в этом случае различ-
ным режимам токовой нагрузки будут соответствовать и раз-
личные критические температуры, которые, как и при длитель-
ной работе СПП при неизменном токе, определяются экспери-
ментально по характеристикам и параметрам, зависящим от
температуры. При импульсных воздействиях тока в пределах
одного полупериода промышленной частоты, которые являются
характерными для коммутационных аппаратов, максимальная
допустимая мгновенная температура структуры СПП состав-
ляет 300—500 °C [13, 68, 71].
Отмеченные отличия в принятых критериях нагрузочной спо-
собности для установившихся и неустановившихся режимов ра-
боты СПП обусловливают применение разных методов расчета
их теплового режима.
Расчет нагрузочной способности СПП в длительном режиме
работы. В этом режиме взаимосвязь температуры в структуре
прибора с электрическими потерями мощности и условиями ох-
лаждения выражается уравнением
ТР-„ = Тс + ДР2Дт,	(8-2)
где Тр.п — температура полупроводниковой структуры; Тс —
температура окружающей среды; Рт — установившееся тепло-
вое сопротивление прибора с охладителем; АРх— средняя мощ-
ность общих потерь в р—«-структуре.
Для прямоугольных импульсов тока или импульсов, являю-
щихся частью полусинусоиды
2л	2л
AP2=^=U( pdt — -^— \ uidt.
21 2л J 2л J
о	о
Здесь и — падение напряжения на приборе, определяемое
по его вольт-амперной характеристике; i — ток через прибор.
Выражение для APS учитывает все виды потерь, возникаю-
щих в структуре в соответствии с изменением ее проводимости.
Условно АР х можно разделить на основные АР0Сн и дополни-
тельные АРдоп потери мощности: ДРх = АР0Сн + АРДОП. Первые
обусловлены падением напряжения на приборе при протекании
рабочего тока и при нормальных эксплуатационных режимах
347
работы составляют 95—98 % суммарных потерь. Дополни-
тельные потери мощности включают в себя следующие состав-
ляющие: АРдоп^АРпрЧ”АРобрН-АРвкл4-АРвыклЧ*АРу, где АРпр
и А-Робр — потери, связанные с прохождением токов утечки
в прямом запертом (для тиристоров) состоянии и в обратном
направлении; ДРВКл и АРдыкл— коммутационные потери при
включении и выключении прибора соответственно; ДРУ— по-
тери в цепи управления. Для диодов АРдоп=АРобр+АРвыкл.
Вклад ДРдоп в общие потери зависит от условий работы
СПП. Так, коммутационные потери, расчет которых прибли-
женно можно произвести по формуле
л р _AD I AD ~	. СДбр^выкл. о
аг к — ат' вкл -f- а/' Выкл~ ——--1-—----— >
4,6	4,4
где /о — максимальное значение обратного тока; /Вкл — время
включения; /выкл. о — время восстановления запирающей спо-
собности в обратном направлении, значительно возрастают при
увеличении рабочей частоты f свыше 200 Гц [24]. Потери ДРПр
и ДРобР также увеличиваются при работе приборов в предель-
ных режимах по току и напряжению.
Одновременный учет всех составляющих потерь мощности
необходим, если каждая из них оказывает заметное влияние на
нагрев структуры. Например, все виды потерь должны учиты-
ваться в режиме работы тиристора на индуктивную нагрузку
при повышенных частотах и максимальном допустимом напря-
жении.
Для теплового расчета приборов, работающих в условиях,
близких к классификационным, обычно достаточным является
учет лишь основных электрических потерь. В этом случае для
аналитического расчета потерь можно использовать приводи-
мые в справочниках параметры спрямленной вольт-амперной
характеристики прибора Uo и Рд:
т
&PS « АРОСИ = у J (t/о + ЯдО idt
о
или для периодического режима
«+₽ «+₽
А Роси = -т- t (^о + ^дО ida>t = Uq —— f
2л J	2л J
а	а
= UqIср -[- Дд&ф/ср>
f i2dat =
(8-3)
где ^ф = ///ср-—коэффициент формы тока, равный отношению
действующего и среднего значений тока тиристора (см.
табл. 8-1); а и р — угол задержки включения и угол проводи-
мости тиристора соответственно; Uo — напряжение отсечки;
Рд — динамическое сопротивление прибора.
348
Из совместного решения уравнений (8-2) и (8-3) определя-
ется предельная допустимая мощность потерь:
и соответствующий
средний ток через
[ДРосВ] = ([Тр-л]—Тс)/7?т
этой мощности максимальный допустимый
тиристор:
Полученный результат следует сопоставить с расчетным то-
ком на один прибор, определяемым выражением (8-1),
[Icp]>IB= IlNkjkn.
Равенство этих токов или небольшое (5—10%) превышение
[/СР] над /в свидетельствует о правильности предварительного
выбора базового СПП. Если [/ср] оказывается меньше /в, не-
обходимо увеличить число параллельно соединенных приборов
или выбрать прибор с большей нагрузочной способностью. Це-
лесообразность принятия того или иного решения определяется
экономическими соображениями и требованиями к массе и
габаритам.
Недопустимым является и значительное (более чем на 10 %)
недоиспользование СПП по току. При большом числе прибо-
ров в силовом блоке это приводит к резкому снижению основ-
ного показателя технической эффективности разрабатывае-
мого устройства — удельной мощности, определяемой выраже-
нием Р* = Р/М, где Р — проходящая мощность или ток; М —
объем, масса или стоимость аппарата. Мероприятия, направ-
ленные на увеличение нагрузки на СПП, должны быть обрат-
ными указанным для случая [/Ср]</В- Возможным вариантом
является снижение интенсивности охлаждения блока. В обоих
случаях оптимального использования СПП по току добива-
ются проведением поверочных расчетов при изменении любого
из влияющих факторов, т. е. применением метода последова-
тельных приближений.
Следует подчеркнуть, что при предельном использовании
нагрузочных характеристик СПП и, следовательно, силового
блока в длительном режиме работы по току любые перегрузки,
в том числе и рабочие, не допускаются. Если такие перегрузки
предусматриваются заданием на проектирование аппарата, не-
обходимо обеспечить запас по нагреву приборов, который вы-
является при расчете нестационарных токовых нагрузок.
Расчет допустимой нагрузки при кратковременных и по-
вторно-кратковременных токовых воздействиях. При нестацио-
нарных токовых нагрузках тепловой расчет по усредненной
мощности недопустим. В этих режимах, а также при произволь-
349
Рис. 8-3. К расчету нагрева полупро-
водниковых приборов методом супер-
позиции: а — аппроксимация p=f(t)
ступенчатой функцией p*=f(t); б —
преобразование функции p*=f(t);
в — зависимость ДО=/'(/)
ступенчатой функцией Pt* — f(
ной форме тока тепловое со-
стояние прибора определяется
переходным тепловым сопро-
тивлением гт, зависящим от
длительности воздействия им-
пульса мощности:
^р-п = Тс + гтРтах,	(8-5)
где Ртах — максимальное зна-
чение выделяющейся в им-
пульсе мощности; й'р-п —
мгновенная температура полу-
проводниковой структуры.
При известных Тс и гт
(приводятся в справочных
материалах) для расчета не-
обходимо знать кривую изме-
нения мощности потерь во
времени. В большинстве слу-
чаев из-за сложности анали-
тического представления р =
— ut она определяется экспе-
риментально. Последующий
расчет Тр-п основан на при-
менении графоаналитического
метода, называемого также
методом суперпозиции (рис.
8-3). Аппроксимация p = f(t)
позволяет рассматривать на-
грев прибора как суммарный результат воздействия отдельных
прямоугольных импульсов мощности, т. е.
№р.п (ti)= £ (Р*—pLi)rT[n-(i-i)],	(8-6)
i=l
где А6'р-и(/г) —превышение температуры структуры над темпе-
ратурой окружающей среды в момент времени /и; pi* и pi-* —
рассеиваемые мощности соответственно на i-м и (i—1)-м уча-
стках; гт[гац_1)] — переходное тепловое сопротивление в момент
времени tn—h-i.
Уравнение (8-6) можно записать в более удобном для рас-
четов виде:
п
&&р-п (tn) = 52 Pi (Гт [ч— (ч—О ] Гт (ч—») ) >
1=1
(8-7)
где rT(n-j) — переходное тепловое сопротивление в момент вре-
мени tn--ti.
350
Аналогично производится расчет температуры и при воздей-
ствии различных последовательностей импульсов тока. Причем
для некоторых наиболее простых случаев использование ме-
тода суперпозиции позволяет получить приближенные решения,
исключающие последовательное (от импульса к импульсу) оп-
ределение температуры. Так, для бесконечной последователь-
ности прямоугольных импульсов мощности с амплитудой Ри
длительностью £и и паузой между импульсами tn максималь-
ная температура при квазиустановившемся режиме определя-
ется формулой [89]
0р-Л = Тс + РЯГ-^+( 1—^-Уп-Гтз + Гтз!.
L *ц \ *ц /	J
где время цикла /ц=^и + ^п; Гм, гТ2 и гт3 — переходные тепло-
вые сопротивления, соответствующие моментам времени (^ц4~
^и), Лд и ^п.
Во всех неустановившихся режимах работы последователь-
ность выбора оптимальной нагрузки на СПП не отличается от
описанной выше. Если режим перегрузки возникает непосред-
ственно после длительной работы приборов под нагрузкой, то
тепловое состояние их определяется уравнёнием
'О'р-п — Т р.п 4~ А'б'р.п.
В этом случае расчет силового блока целесообразно начи-
нать, задавая возможные токовые перегрузки. Затем, исполь-
зуя метод последовательных приближений, уточняют необхо-
димое число СПП поверочными расчетами нагрева р—«-струк-
туры в обоих режимах нагрузки.
8-5. Расчет элементов звщиты тиристоров от перенапряжений
Присущие тиристорным устройствам коммутационные пере-
напряжения обусловлены резким восстановлением сопротивле-
ния и емкости р—«-перехода при выключении СПП. При ком-
мутации аварийных токов с амплитудой 5—7 кА обратный
ток тиристора достигает 10—20 А (при f = 50 Гц). Быстрое пре-
рывание такого тока в цепях с индуктивной нагрузкой может
вызвать появление перенапряжений, в пять-десять раз превы-
шающих амплитуду напряжения сети. Очевидно, что для обес-
печения нормальной работы тиристорного блока необходимо
принимать меры для ограничения этих перенапряжений. Прак-
тически это можно осуществить включением параллельно тири-
сторам цепочки из двух встречно соединенных лавинных дио-
дов, нелинейных сопротивлений или демпфирующих /?С-цепочек.
Первые два способа позволяют обеспечить эффективное ог-
раничение переходных перенапряжений или вообще исключить
цх при минимальных дополнительных потерях энергии. Однако
при встречно-параллельном соединении тиристоров (основной
351
L
Рис. 8-4. Эквивалентная
схема для расчета ком-
мутационных процессов
ному режиму работы
вариант исполнения силовых блоков ком-
мутирующих аппаратов) важным явля-
ется не только ограничение максималь-
ного значения перенапряжения, но и
скорости его нарастания. Это объясняет-
ся тем, что восстанавливающееся при
коммутации напряжение прикладывает-
ся к непроводящему тиристору в прямом
направлении. Высокая скорость нараста-
ния напряжения может привести к пере-
ключению этого тиристора в проводящее
состояние и, следовательно, к аварии-
схемы (неотключению). Последний фак-
тор обусловливает необходимость применения для защиты ти-
ристорного блока демпфирующих 7?С-цепей, которые позволяют
в определенной мере решить обе проблемы.
Емкость конденсатора, необходимая для снижения перена-
пряжений до заданного уровня, определяется при расчете про-
текающих в схеме коммутационных процессов. В силовом блоке
с одним тиристором (рис. 8-4) сопротивление г соответствует
установившемуся сопротивлению тиристора в обратном направ-
лении. Активным сопротивлением нагрузки и собственной емко-
стью тиристора Сб при составлении расчетной схемы пренебре-
гают, так как они малы по сравнению с сопротивлением и емко-
стью защитной цепочки. Имитация восстановления запирающей
способности тиристора осуществляется размыканием контакта
S в момент времени, соответствующий достижению обратным
током максимального значения. При составлении уравнений,
описывающих процессы в схеме, принимают, что обратный ток
снижается до нуля мгновенно, а переменное напряжение сети
заменяют постоянным напряжением, равным мгновенному зна-
чению синусоидального напряжения в момент перехода тока
через нуль. Такая замена допустима, так как продолжитель-
ность коммутационных процессов не превышает 150 мкс; за это
время синусоидальное напряжение не успевает заметно изме-
ниться.
С учетом принятых допущений уравнения цепи (рис. 8-4)
после размыкания ключа 3 в операторной форме имеют вид:
Lp7(p)-Lp70 + r7(p) = 77;
гЛ(р) = 4-72(р)+Л(р)7?;
Ср
I (р) = А'(р) + А (р)>
(8-8)
где I, h и h — токи в нагрузке, тиристоре и защитной цепочке
соответственно; 70 = ]/2QB| —di/dt | —амплитуда обратного тока;
QB — заряд восстановления; |—di/dt |— скорость уменьшения
тока При Подходе его к нулю.
352
Решение уравнений (8-8) относительно Л(р) записывается
в виде
Л(Р)
CLRIqP* + (UCR — LI0) p-'rU
R'CL p*
_ L + CRr	r I
R’CL P + R'CL J
(8-9)
где R' = R + r.
В зависимости от соотношения параметров R, L и С пере-
ходный процесс может быть как апериодическим, так и колеба-
тельным. Для колебательного режима, при котором достигается
наилучшее ограничение перенапряжений, оригинал изображе-
ния (8-9) после преобразований принимает вид
U
h
R
L + R'
1—RC& \ .	,, . R
------ I Sin (n't Н-COS (П
R'C J	R'
——sin (n't---L cos coV] ,
где	6= (L + CRr)/2R'LC — коэффициент	затухания; (n'=
— V (r/R'LC)*—62—собственная угловая частота колебаний.
Соответственно восстанавливающееся напряжение на тири-
сторе определяется уравнением
ы = iif= t7 + /</ехР (—6^) А + t/rexp (—6t)B,	(8-11)
где А и В — выражения в квадратных скобках уравнения (8-10).
Численное решение уравнения (8-11) проводится для раз-
личных параметров нагрузки и защитной цепочки в промежутке
времени 0<^л/ю', т. е. в пределах первого полупериода ко-
лебаний восстанавливающегося напряжения. В качестве при-
мера на рис. 8-5 приведены зависимости коэффициента пере-
напряжений от параметров контура коммутации при отключе-
нии тиристором ТД-320 номинальных, токов (1т= 1200 А).
По результатам расчетов выбираются параметры R и С
демпфирующей цепочки, обеспечивающие
минимальные перенапряжения. При этом
учитываются следующие факторы: огра-
ничение скорости нарастания напряже-
ния до допустимых для данного типа ти-
ристора значений; приемлемость габа-
ритных размеров.
Рис. 8-5. Зависимость
перенапряжений на ти-
ристоре от параметров
RC-цепи при £=10~2Гн
1 _с=о,5• io-6Ф; 2—С=1Х
Х10-»Ф; 3 — С-2-10~“Ф
8-6. Расчет элементов контура
принудительной коммутации тиристоров
Принудительная коммутация (выклю-
чение) тиристоров является основой ра-
боты полупроводниковых аппаратов
12 Заказ № 412
353
Рис. 8-6. Схема выключателя постоянного
боты (б)
тока (а) и диаграмма ее ра
постоянного тока и средством повышения быстродействия при
отключении аппаратов переменного тока. Варианты построения
схем принудительной коммутации и методика их расчета рас-
смотрены в [60]. Здесь отметим, что практически в электриче-
ских аппаратах применяются только конденсаторные схемы ком-
мутации. По структуре, определяющей соединение элементов
коммутирующего контура и подключение его к запираемым ти-
ристорам, узлы принудительной коммутации в аппаратах пере-
менного тока и в аппаратах постоянного тока имеют существен-
ные отличия. Однако принцип их работы, задачи и методы рас-
чета элементов коммутирующего контура являются общими.
Поэтому основные задачи проектирования узла принудительной
коммутации рассмотрены ниже на примере простой схемы вы-
ключателя постоянного тока (рис. 8-6).
В этой схеме подключение нагрузки к сети осуществляется
тиристором VI при кратковременном замыкании кнопки «Пуск».
После снятия управляющего сигнала тиристор VI остается
включенным неограниченно долго, если ток в анодной цепи его
/а не снижается до значения, меньшего тока удержания. Для
выключения тиристора и, следовательно, размыкания цепи не-
обходимо прибегать к искусственным мерам, обеспечивающим
выполнение следующих условий-; снижение тока в тиристоре до
значений /а</УДерж (практически до /а = 0), поддержание об-
ратного напряжения на тиристоре в течение времени, доста-
точного для его выключения.
В схеме (рис. 8-6, а) эти условия реализуются с помощью
коммутирующего контура, состоящего из предварительно заря-
женного конденсатора Ск и тиристора V2. При указанной по-
лярности заряда конденсатора Ск включение тиристора V2
приводит к тому, что к запираемому тиристору прикладывается
обратное напряжение.
Для выключения тиристора VI необходимо, чтобы схемное
время tc, показанное на графике изменения напряжения Uvt =
354
= f(t) (рис. 8-6,6) было больше времени выключения тири-
стора. В противном случае он может вновь перейти в проводя-
щее состояние под воздействием прямого напряжения, которое
появляется при перезарядке конденсатора.
Минимальную емкость конденсатора, обеспечивающую тре-
буемое время tc, можно определить из анализа коммутацион-
ных процессов, происходящих в схеме непосредственно после
включения тиристора V2 [89]. Предполагая, что запирающая
способность тиристора VI в обратном направлении восстанав-
ливается мгновенно, уравнение разрядки конденсатора после
включения тиристора V2 при активной нагрузке запишем в виде
V = — -$idt + iR„,	(8-12)
где U — напряжение источника питания; i — ток через последо-
вательно соединенные Ru, Ск, V2. Решение уравнения (8-12)
известно:
1=^ехр(-</ЯнСк).
АН
Напряжение на конденсаторе Ск, являющееся одновременно
и напряжением на тиристоре VI, находится интегрированием
полученного выражения:
ис = -~\idt + uc(G) = U[\—2^(—HRnCK)].	(8-13)
Ск oJ
В момент времени t=tc (рис. 8-6,6) напряжение на тири-
сторе VI равно нулю и, следовательно, из формулы (8-13)
имеем ехр (—£с//?нСк) =0,5. Прологарифмировав это выражение,
можно определить соотношение между емкостью конденсатора
Ск и схемным временем
4 = 0,69ЯнСк.
Учитывая, что U=RhIk, последнее уравнение можно пере-
писать:
^c = 0,69t7CK//K.
Надежное выключение тиристора VI, имеющего время вос-
становления управляемости, равное /Выкл, обеспечивается при
^с^^выкл^выкл, где ^выкл — время выключения тиристора;
&выкл = 1,5 -ч- 2 — коэффициент, учитывающий изменение ^выкл
при несовпадении температуры р—n-структуры, коммутируе-
мого тока, обратного напряжения и скорости приложения пря-
мого напряжения с классификационными значениями. Следо-
12:
355
(8-14)
tc определя-
напряжение
при подста-
Отсюда при
(8-16)
(8-16) полу-
вательно, минимальная емкость коммутирующего конденсатора
должна удовлетворять условию
1»45&выкл/
выкл^ к
Ск> ~
Если нагрузка активно-индуктивная, то для обеспечения раз-
ряда энергии, запасенной в индуктивности к моменту прерыва-
ния тока, она должна шунтироваться диодом V, как это пока-
зано на рис. 8-6, а пунктиром. В этом случае Ск рассчитывается
при условии, что ток нагрузки в течение всего интервала ком-
мутации остается неизменным. Конденсатор Ск при этом будет
разряжаться с постоянной скоростью и напряжение на нем из-
меняется согласно уравнению
uc=~U + ^^Kdt=~U + -^-t.
(j	Ск
Как и при активной нагрузке, схемное время
ется промежутком времени, за который обратное
на тиристоре снижается до нуля. Следовательно,
новке в (8-15) tc вместо t имеем Щс1Ск—U = 0.
Л:Лзыкл&выкл определяем емкость конденсатора:
Ск Iвыкл^выкл/С .
Следует подчеркнуть, что выражения (8-14) и
чены без учета индуктивностей и активных сопротивлений,
которыми обладают элементы контура, в том числе и соедини-
тельные проводники. Эти сопротивления ограничивают макси-
мальное значение тока в коммутирующем контуре и скорость
его нарастания. Однако, если аппарат предназначен для от-
ключения аварийных токов, собственная индуктивность элемен-
тов контура является недостаточной для ограничения difdt до
значений, выдерживаемых тиристорами. В этом случае необхо-
димо последовательно с коммутирующим тиристором включать
дополнительно реактор с индуктивностью LK (на рис. 8-6, а это
соответствует переведению переключателя S в положение 2).
Параметры элементов контура коммутации при шунтировании
силового тиристора VI обратно включенным диодом определя-
ются выражениями
Ск = 0,89	; LK = 0,427Ск (-^-Y,
U Со	\ Lk /
где Uco — напряжение предварительного заряда конденсатора.
Максимальная скорость нарастания тока в коммутирующем кон-
туре, которая обусловливает выбор группы тиристора V2 по
di/dt, определяется формулой dildt= Uco/\OKLK.
Кратковременный режим нагрузки тиристоров в коммутиру-
ющем контуре позволяет производить их выбор по допустимому
току рабочей перегрузки согласно методике, рассмотренной
в § 8-5.
(8-15)
356
8-7. Надежность полупроводниковых аппаратов
Надежность полупроводниковых аппаратов, как и других ти-
пов аппаратов, обусловливается их безотказностью, сохраняемо-
стью и долговечностью. Каждое из этих свойств характеризует
качество аппарата при помощи различных показателей надежно-
сти (см. § 11-1), учитывающих особенности назначения и экс-
плуатации аппаратов. Выбор того или иного показателя надеж-
ности оказывает существенное влияние на схемное и конструк-
тивное исполнение аппарата, его стоимость. Поэтому оценка
надежности должна производиться на стадии проектирования
аппарата.
Наиболее общим показателем надежности силовых блоков
полупроводниковых аппаратов, так же как и основных комп-
лектующих элементов (СПП), является вероятность безотказ-
ной работы
Р (t) = exp
где к—интенсивность отказов силового блока, определяемая
отношением числа отказов N в единицу времени к числу ис-
правно работающих изделий N* в течение данного отрезка
времени t:
N
N*t
Этот показатель определяет вероятность исправной работы
аппарата при определенных эксплуатационных условиях работы
в течение заданного интервала времени. Если не учитывать от-
казы, происходящие из-за неисправностей в системах управле-
ния (их следует рассматривать отдельно), то надежность ра-
боты силовых блоков в основном характеризуется интенсивно-
стью отказов СПП.
В настоящее время в справочных данных вероятность безот-
казной работы приводится для каждого типа СПП (0,9—0,99
на 10 000 ч). Но надо иметь в виду, что эти значения получены
на основе статистической обработки результатов ресурсных ис-
пытаний контрольных партий приборов при классификационных
условиях их работы. При любом отклонении от этих условий
интенсивность отказов изменяется. Учитывая многообразие
различных режимов эксплуатации и видов отказов СПП,
можно сказать, что опытное определение для каждого ча-
стного режима не представляется возможным. Поэтому предла-
гается определять интенсивность отказов в следующем порядке.
На основании изучения информации об отказах выявляются
несколько базовых режимов работы СПП, в каждом из кото-
рых наблюдается только один из видов отказа: потеря запи-
рающей способности в прямом (или обратном) направлении;
увеличение тока утечки сверх допустимого значения; снижение
357
Рис. 8-7. Средняя нара-
ботка до отказа комму-
тирующих устройств
в зависимости от числа
включений за один час
сторов в характерном
напряжения переключения ниже допу-
стимого значения. Для каждого базового
режима устанавливается определенный
уровень параметров нагрузки и такой
режим принимается за нормированный.
Для нормированного режима проводятся
ресурсные испытания, на основании ко-
торых получают исходные данные по
надежности и устанавливают влияние
различных факторов нагрузки на интен-
сивность отказов. Используя метод су-
перпозиции функций распределения ин-
тенсивности отказов в базовых режимах,
производят оценку количественных ха-
рактеристик надежности полупроводни-
ковых приборов и силового блока в це-
лом для любых, сколь угодно сложных
режимов работы.
Исследования различных типов тири-
для электрических аппаратов цикличе-
ском режиме нагрузки показывают, что распределение числа
циклов наработки приборов удовлетворительно согласуется
с логарифмически нормальным распределением [4]. Плотность
распределения отказов f(t) и вероятность безотказной работы
P(t) при этом имеют вид:
Р (0 = 0,5 + Фо
(8-17)
где х и о — соответственно среднее и среднее квадратическое
отклонения, определяющие распределение значений In t в вы-
борке; Фо — функция Лапласа; t — время работы.
Решение уравнений (8-17) показывает, что у тиристоров
таблеточной конструкции (типа Т-320, Т-500) наработка до от-
каза составляет 105—107 циклов нагрузки током. Это позволяет
создавать полупроводниковые аппараты повышенной надежно-
сти. Особенно явно выраженными преимущества их становятся
при повышенной частоте включений, что видно из сравнения
наработки на отказ у контакторов переменного тока серии КТ
и тиристорных контакторов ПТУ, приведенного на рис. 8-7. Опыт
эсплуатации и расчеты показывают, что при 100 и более вклю-
чениях за 1 ч полупроводниковые аппараты имеют явные пре-
имущества перед контактными аналогами.
358
ГЛАВА ДЕВЯТАЯ
ВЫСОКОВОЛЬТНЫЕ ИЗМЕРИТЕЛЬНЫЕ АППАРАТЫ.
ВЫСОКОВОЛЬТНЫЕ ИЗМЕРИТЕЛЬНЫЕ
ТРАНСФОРМАТОРЫ ТОКА [ВИТТ]
9-1. Общая характеристика ВИТТ
Трансформатором тока называется измерительный аппарат,
служащий для преобразования тока, первичная обмотка кото-
рого включена в цепь последовательно, а вторичная обмотка,
будучи замкнута на некоторую цепь (вторичную цепь), отдает
в нее ток, пропорциональный первичному току.
Высоковольтный измерительный трансформатор тока
(ВИТТ) является основным измерительным устройством в элект-
роэнергетике и отличается от применяемых в низковольтной
технике сильных токов уровнем изоляции между первичной и
вторичной обмотками. В ВИТТ первичная обмотка изолиро-
 вана от вторичной на полное рабочее напряжение. Вторичная
' обмотка в эксплуатации имеет потенциал, близкий к потенци-
алу земли, так как один конец этой обмотки обычно заземлен.
Во вторичную цепь в качестве нагрузки включаются измери-
тельные приборы (амперметры, датчики и другие аналогичные
приборы). С помощью ВИТТ можно измерять и учитывать ток
высокого напряжения приборами низкого напряжения, доступ-
ными для непосредственного наблюдения персонала, и свести
измерение любого первичного тока к измерению некоторого
стандартного вторичного тока, например 5 и 1 А.
Основные назначения ВИТТ следующие:
изолировать обслуживающий персонал и приборы от потен-
циала сети, в которой производится измерение;
измерять или учитывать любые токи стандартными прибо-
рами.
Все трансформаторы тока в высоковольтном аппаратострое-
нии выполняют функции:
измерения и учета тока в электрических цепях — измери-
тельные трансформаторы;
защиты электрических цепей от сверхтоков или других на-
рушений токового режима — защитные трансформаторы тока.
Одной из важнейших характеристик трансформатора тока
является его точность, определяемая погрешностью коэффици-
ента трансформации, а также угловая погрешность. Класс точ-
ности определяется по наибольшей допустимой погрешности
ВИТТ при номинальном токе, выраженной в процентах. ГОСТ
устанавливает пять классов точности: 0,2; 0,5; 1,0; 3; 10. Для
каждого класса указываются максимальные значения погреш-
ностей по току и по углу как при токах, равных 100—120 % /н,
так и при 20 и 10 % 1Н-
359
Рис. 9-1. Трансфор-
матор тока
ВИТТ отличаются от силовых ТТ сле-
дующими признаками:
1.	ВИТТ работают в условиях, близких
к короткому замыканию, так как сопро-
тивление во вторичной цепи у него весьма
мало. Этот режим работы является для
ВИТТ нормальным режимом работы, в то
время как для силового трансформатора
тока режим работы в коротком замыкании
является аварийным режимом.
2.	Индукция в ВИТТ непостоянна и оп-
ределяется измеряемым током ' и выбран-
ным режимом работы трансформатора,
в то время как в силовом трансформаторе
тока индукция постоянна.
3.	Ток во вторичной обмотке ВИТТ в известных пределах
не зависит от нагрузочного сопротивления во вторичной цепи
Z02 и в основном изменяется в соответствии с изменением пер-
вичного тока. В противоположность этому в силовых трансфор-
маторах первичный ток изменяется в зависимости от нагрузки
вторичной обмотки.
4.	ВИТТ — это измерительный аппарат, в котором, как во
всяком трансформаторе, происходит преобразование электриче-
ской энергии и выделяется мощность. Однако не это является
главной целью аппарата; выдача информации — вот главная за-
дача ВИТТ.
Поэтому основное в трансформаторе тока, как в измери-
тельном аппарате,— это его точность и постоянство коэффици-
ента трансформации в различных режимах работы, минималь-
ные погрешности, отсутствие искажений формы кривой тока.
Эти условия выполняются, если намагничивающий ток транс-
форматора относительно мал, а рабочая индукция — низка.
В общем случае ТТ имеет первичную обмотку с числом вит-
ков Wi, вторичную обмотку с числом витков w2 и сердечник —
магнитопровод из трансформаторной стали (рис. 9-1).
Первичная обмотка включается последовательно в главную
цепь высокого напряжения, по которой проходит измеряемый
ток Л, а вторичная обмотка замыкается на полезную нагрузку
Z2, например, измерительный прибор (амперметр Л) или реле.
Первичную обмотку вместе с главной цепью называют пер-
вичной цепью, а вторичную обмотку вместе с включенной
на нее нагрузкой и соединительными проводами называют
вторичной цепью.
Из принципиальной схемы ТТ видно, что электрической
связи между обмотками нет, но, так как обе обмотки намотаны
на один и тот же магнитопровод, они являются магнитосвязан-
ными.
При прохождении первичного тока по первичной обмотке
в магнитопроводе ТТ создается переменный магнитный поток
360
Ф1, изменяющийся с той же частотой, что и ток Л. Поток Ф]
индуцирует во вторичной обмотке w2 ЭДС Е2, которая при
замкнутой вторичной цепи образует в ней ток /2. Этот ток
имеет направление, противоположное направлению первичного
тока Ц (согласно закону Ленца). Ток /2 создает в магнитопро-
воде переменный магнитный поток Ф2, который направ-
лен навстречу магнитному потоку Фь В результате магнитный
поток Фь вызванный первичным током Ц, уменьшается. Как
следствие взаимодействия магнитных потоков Ф] и Ф2 в маг-
нитопроводе устанавливается результирующий магнитный поток
Фо = Ф1—Фг- Поток Фо составляет несколько процентов магнит-
ного потока Фг, посредством Фо осуществляется передача энер-
гии в процессе преобразования тока.
При отсутствии потерь энергии магнитодвижущие силы Л
и F2 должны быть численно равны, но направлены в противо-
положные стороны.
F1=— F2 или — I2w2.	(9-1)
Это возможно только в идеальном ТТ.
Из формулы (9-1) следует
_л_=_^_=П)
I2 Wi
т. е. токи в обмотках идеального трансформатора тока обратно
пропорциональны числу витков, а отношение первичного тока
ко вторичному (или числа витков вторичной обмотки к числу
витков первичной обмотки) называется коэффициентом транс-
формации идеального трансформатора тока.
В реальных ТТ преобразование тока сопровождается поте-
рями энергии, расходуемой на нагрев и перемагничивание маг-
цитопровода, а также на нагрев провода во вторичной обмотке
и цепи. Эти потери энергии нарушают установленное выше
равенство и поэтому для реального ТТ справедливо равенство
Fi = Fa + Fo,
где Fo — МД С намагничивания, вызывающая прохождение маг-
нитного потока Фо по магнитопроводу.
В связи с изложенным равенство (9-1) примет вид
Kw1 = I2w2 + IoW1,
где /о — ток намагничивания, создающий в магнитопроводе маг-
нитный поток Фо и являющийся частью первичного тока Ц,
а именно /о =(14-3) %/j и, следовательно, им можно пренеб-
речь. Тогда
Ii = I2n.
Возможно приведение первичного тока Д к первичной или
вторичной обмотке, т. е. Д'=Щп. Аналогично приведенный ток
намагничивания 1о' = 1о1п. Тогда
11 — Ы- 1о.	(9-2)
361
Рис. 9-2. Векторная диаграмма ТТ
В этом случае приведения ВИТТ заменяется эквивалентным
ВИТТ с коэффициентом трансформации, равным единице.
Из равенства (9-2) следует, что часть тока 7/ идет на на-
магничивание магнитопровода, а другая — разветвляется по
двум параллельным цепям: по цепи нагрузки и цепи намагни-
чивания.
Для определения зависимости между Fi, F2 и Fo, их фазо-
вого сдвига и анализа погрешностей необходимо построить
векторную диаграмму.
Первичный и вторичный токи могут очень сильно разли-
чаться, но их магнитодвижущие силы должны быть почти оди-
наковыми. Первичный ток Zi создает магнитодвижущую силу
F] (рис. 9-2). Эта магнитодвижущая сила уравновешивается
магнитодвижущей силой вторичной обмотки F2 и геометрически
складывающимся с ними вектором намагничивания Fo магни-
топровода (вектор АВ). Проходя через включенные во вторич-
ную обмотку измерительные приборы, вторичный ток /2 создает
в них активное Ua и реактивное Uv' падение напряжения. Их
геометрическая сумма дает напряжение Uz на вторичных за-
жимах ТТ. Добавив к напряжению падение напряжения во
вторичной обмотке Ua"+Up", получим ЭДС вторичной обмотки.
Поток Фо опережает Е2 на 90°. Для создания этого потока
необходимы реактивная Fop и активная FOa составляющие МДС.
Последнее необходимо из-за активных потерь в сердечнике ТТ
и его первичной обмотке. Их сумма дает Fo.
9*2. Зависимость погрешностей
от расчетно-конструктивных параметров ВИТТ
Из векторной диаграммы реального ТТ можно получить вы-
ражение для его погрешностей.
Рассматривая треугольник ОАС, можно записать
0Л = Л=/1№1 = -^-,
cos о
т. е. вектор первичной МДС повернут относительно вектора
вторичной МДС на некоторый угол б.
362
По абсолютному значению F1>F2 и соответственно
>/2^2 и	~ •
Токовая погрешность определяется как разность между дей-
ствительным вторичным током 12 и приведенным ко вторичной
цепи током 1/=11/пи, отнесенная к приведенному первичному
току:
„ А-----AM II
с, г  --------,
1 ЛМн
где пн — номинальный коэффициент трансформации ТТ.
Токовая погрешность, соответствующая номинальным пара-
метрам, называется номинальной токовой погрешностью
и выражается формулой
„	^1н
Ь/н —	-	,
' 1н
где Лн — номинальный первичный ток ТТ, А; /2 — действитель-
ный вторичный ток ТТ, А.
Из треугольника АВС следует, что /ВАС=ф+а, так что
BC = F0 sin (ф + а), т. е. номинальная токовая погрешность е/н
находится, если обе части этого выражения разделить на Ft:
e,H = -^-sin(if + a).	(9-3)
Fi
Угловая погрешность ВИТТ, представляемая углом между
вектором первичного тока и повернутым на 180° вектором вто-
ричного тока, определяется также из векторной диаграммы:
6 ж sin 6 = | AC |/F1= cos (ф + a).
Fi
Рассмотрим, как влияет изменение параметров ТТ на е{ и
6. Основными расчетно-конструктивными параметрами ТТ яв-
ляются: магнитодвижущая сила Ft, F2, средняя длина магнит-
ного потока магнитопровода /м, площадь сечения сердечника
магнитопровода SM, сопротивление вторичной цепи Z2.
Кроме того, необходимо учесть, что задача решается при-
ближенно, так как известно аналитическое выражение только
для начального участка кривой намагничивания, описываемого
приближенно формулой
F0 = kBkm.
Исследования показывают, что коэффициент k' зависит от
сорта стали, а показатель k для обычно применяемых сортов
остается практически неизменным. В предварительных расче-
тах принимают ^' = 0,82; & = 0,6. Отсюда /7о = О,82Вт0’6, и,
363
учитывая среднюю длину силовой линии магнитного потока
в магнитопроводе трансформатора, получим
fo = O,82-B°m6/M.
Так как £'2 = /2-Z2=h/2h22, а Вт = E2J^,^^w2S, то выражение
для токовой погрешности примет вид
6/н
33,8/Л6/ЬН2
sin (ф+ а).
(9-4)

I Лн )
Для угловой погрешности, проводя аналогичные преобразо-
вания, переводя погрешность из радиан в минуты, выражая Fo
и Ft через основные физические параметры и расчетно-конст-
руктивные данные, имеем:
6 =
119 332LZS’6/1’2
----о- м 2 2Н------COS (ф-фа).
Н  M0,6f l.6so,6
(9-5)
н
Формулы (9-3) — (9-5) наглядно показывают влияние рас-
четно-конструктивных параметров и физических величин на
токовую и угловую погрешности ТТ.
Рассмотрим влияние этих параметров на погрешности ТТ:
1.	Влияние первичного тока Ц. Наиболее эффективным сред-
ством повышения точности ТТ и снижения его погрешности
является увеличение первичной МДС Ft = ItWi. Но так
как /1 при расчете ТТ является величиной заданной, то
увеличение Ft может быть достигнуто только путем увеличения
числа витков Wi, что вызовет увеличение расхода дорогостоя-
щей меди. Поэтому при проектировании с целью экономии сле-
дует добиваться требуемых характеристик ТТ при возможно
меньшем числе витков, применяя для этого другие способы
уменьшения погрешностей.
2.	Влияние вторичного тока 12. Уменьшение вторичного тока
/2 при неизменных остальных параметрах ТТ уменьшает и вто-
ричную ЭДС Е2. Соответственно уменьшается индукция Вт.
Для поддержания уменьшенного значения Вт необходима мень-
шая МДС намагничивания Ео, т. е. с уменьшением вторичного
тока 12 уменьшаются погрешности ТТ, и наоборот, с увеличе-
нием 12 погрешности увеличиваются.
3.	Увеличение площади сечения сердечника SM. Конструк-
тивно это является наиболее простым методом снижения по-
грешностей, однако его эффективность невелика, хотя этот
способ и используют чаще всего. В одновитковых конструкциях
этот способ практически единственный, так как невозможно из-
менять Ft.
364
4.	Влияние вторичной нагрузки Z2. Увеличение Z2 вызовет
увеличение F2(-^2 = ^2-^2) и угла а. Увеличение £2 приведет к воз-
растанию Вт, а вместе с ней и к повышению Fo, т. е. токовая
и угловая погрешности возрастают, а точность ТТ — понижа-
ется.
5.	Влияние средней длины магнитной силовой линии. Из
формулы (9-4) видно, что погрешности ТТ изменяются пропор-
ционально /м. Следовательно, уменьшение /м является спосо-
бом уменьшения погрешностей. Но при проектировании ТТ не-
обходимо учитывать, что /м конструктивно связана с общей
площадью сечения первичной обмотки и толщиной изоляции
между первичной и вторичной обмотками. Эти конструктивные
параметры определяют размеры окна сердечника, т. е. длину
магнитной силовой линии. Уменьшению средней длины сило-
вой линии /м способствует применение изоляции повышенного
качества и меньшей толщины, например, бумажно-масляной
конденсаторного типа вместо бумажно-масляной.
6.	Влияние магнитных свойств материала магнитопровода.
Это влияние значительно, так ’как от марки магнитопровода
зависят удельная МДС намагничивания и угол потерь.
Чтобы проверить, укладываются ли действительные погреш-
ности проектируемого трансформатора тока в заданные пре-
делы, производят расчет токовой и угловой погрешностей в двух
случаях:
а)	для малых токов (0,1 или 0,5 /н) при максимальной на-
грузке получают наибольшее абсолютное значение отрицатель-
ных токовых погрешностей;
б)	для больших токов (1,2 /н) при минимальной допустимой
вторичной нагрузке получают наименьшее абсолютное значение
отрицательных токовых погрешностей.
При этом в случае п. а пользуются кривыми намагничива-
ния для худших сортов данной марки трансформаторной стали
при максимальной расчетной вторичной нагрузке.
В случае п. б при расчете погрешностей тока следует брать
кривые намагничивания лучших сортов данной марки стали
при минимальной допустимой нагрузке.
Кратности тока, при которых производят поверочные рас-
четы погрешностей, соответствуют крайним пределам, для ко-
торых нормируются погрешности. Например, для класса точ-
ности 0,2 следует выбирать кратность тока 10 и 120 % номи-
нального тока, для класса 5 — 50 и 120 %.
Следует обратить внимание на то, что вторичная нагрузка
не может быть принята ниже нормированной.
9-3. Расчет погрешностей
При расчете погрешностей ВИТТ основными, заданными для
конструктора параметрами являются: номинальный первичный
ток /1Н, номинальный вторичный ток /2н; номинальное напря-
жение Un, номинальная вторичная нагрузка Z2H.
365
Номинальное число вторичных витков определяется по ко-
эффициенту трансформации /гн = Лн//2н=®2н/®1 и расчетной маг-
нитодвижущей силе =	Отсюда получаем
Если в проектируемой конструкции первичная обмотка
имеет один виток —• стержень, шина, т. е. имеем одновитковый
ВИТТ, то число вторичных витков
®2н — ^1н/^2н-
Необходимая индукция определяется из уравнения
Е2 = 4,44да2®ВтЗ,	(9-6)
где S — площадь сечения сердечника магнитопровода; ы — ча-
стота переменного тока; Вт—амплитудное значение индукции.
Отсюда получим выражение для индукции
Задавая определенное число витков и зная £2=^2^, не-
обходимую для поддержания данного тока во вторичной цепи,
подбираем такое сечение сердечника S, чтобы индукция Вт
равнялась 0,05—0,08 Тл при 100 % Лн-
После предварительного определения погрешностей по фор-
муле (9-4) величины Вт и S устанавливаются более точно ис-
ходя из предельных значений для данного класса ВИТТ,
а также исходя из требований наименьших габаритов и массы
и используя данные обмоток и сердечников существующих
ВИТТ. Используя ранее изложенную методику, определяют по-
грешности ВИТТ при различных режимах работы. Далее вы-
бирают тип и размеры сердечника. Если b — ширина сечения
сердечника, h — его высота, т]— коэффициент заполнения
сталью, то истинная площадь сечения сердечника будет равна
5м = &/гт]. Обычно в практике проектирования принимают т] =
= 0,8—0,85. Длина магнитной силовой линии (средняя) для
кольцевых сердечников
/ср = л-Рн + Рв) ,	(9-8)
где £>н и DB — соответственно наружный и внутренний диаметры
сердечника.
Для сердечника некольцевой формы графически изобра-
жают среднюю магнитную силовую линию, придерживаясь се-
редины сечения сердечника, а затем измеряют ее длину. С этой
целью выполняется эскиз сечения сердечника (в масштабе)
с указанием расположения проводников вторичной обмотки,
изолирующих прокладок, изоляции между рядами обмотки и
затем измеряется средняя длина витка.
366
Активное сопротивление вторичной обмотки
0,02/сро;2н	_ ___ 0,034/СрШ2н
ГО ----------------- • Г а  -----------------
s2	s2
где 0,02 и 0,034 — удельное сопротивление меди и алюминия
(с учетом нагрева) соответственно; S2— площадь сечения про-
вода вторичной обмотки.
Внутреннее индуктивное сопротивление вторичной обмотки
х2 = Е2//2. Дальнейший расчет производится для двух случаев:
а) при 100 % вторичной нагрузки Z2H и 5 % первичного
тока (для худших сортов стали);
б) при 25 °/о вторичной нагрузки Z2h и 120 % первичного
тока (для лучших сортов стали).
Для классов точности 3, 5, 10 Z2 = 0,5Z2h.
Для этих случаев, принимая cos<p = 0,8, определяются со-
ответственно активное и индуктивное сопротивление нагрузки и
всей вторичной цепи:
Т?2 = ^2 cos <р2 = 0,8Z2; Х2 = Z2 sin <р2 = 0,6Z2;
Д02=г2-Д т?2; Xo2=x2-fx2.
Далее рассчитывается погрешность при 5 % Еп (п. «а») и
при 120 % Лн (п. «б»), а также определяется E2=Z02/2, где
Z02 —общее сопротивление вторичной цепи. При частоте пере-
менного тока со = 50 Гц по формуле (9-6) находят
Вт = 4>510~8 E2 = kE2.
После этого выбирается сорт стали.
По типовым кривым намагничивания для расчетных значе-
ний индукции находят соответствующие значения магнитодви-
жущей силы Fo и Гр
По формуле (9-4) определяется токовая погрешность.
Если полученная погрешность не соответствует нормиро-
ванным для данного класса пределам, то уменьшается число
витков вторичной обмотки. Если полученные погрешности не
удовлетворяют заданным значениям, то необходимо произве-
сти изменение конструктивных параметров ТТ.
Используя приведенную методику, можно рассчитать и мно-
гоступенчатый (каскадный) ТТ. Следует учитывать при этом,
что погрешности каскадного ТТ складываются из погрешно-
стей его ступеней, а погрешность верхней ступени ТТ зависит
от полного сопротивления всех обмоток нижней ступени с их
вторичными нагрузками.
367
9-4. Общая характеристика
воздушных трансформаторов тока
Воздушный трансформатор тока
(ВТТ), или «пояс Роговского»,
представляет собой катушку, ин-
дуктивно связанную с контуром
измеряемого тока. Катушка выпол-
няется обычно в виде тора из не-
магнитного материала, плотно об-
мотанного вторичной обмоткой,
а в качестве первичной служит то-
коведущая шина, пропущенная
сквозь тор. В обмотке индуцируется
ЭДС, пропорциональная производ-
ной тока. На выходе ВТТ включа-
Рис. 9-3. Воздушный транс- ется интегрирующая цепочка, пре-
форматор тока	образующая сигнал на выходе
в сигнал, пропорциональный изме-
ряемому току (рис. 9-3).
Вторичная обмотка обычно выполняется однослойной, имеет
круглое или квадратное сечение. Ее индуктивность
,	__ ЦоЛ2 (£> — d)2 (D - 1/D2 — d2 )
^ВТТ —----------------------------
2d2
z“np
и взаимная индуктивность с контуром измеряемого тока
м рол (D — d) (D — V£>2 — d2)
Швтт---------------------------
(9-9)
(9-10)
2d2
z“np
где D — наружный диаметр катушки; d — внутренний диаметр
катушки; dnp — диаметр провода.
Напряжение во вторичной обмотке, определяемое измеряе-
мым током:
ДВТТ = М<ДЖ
Основное требование, предъявляемое к ВТТ, заключается
в том, что выходной сигнал должен быть точно пропорциона-
лен измеряемому току и не должен зависеть от токов в посто-
ронних токоведущих системах.
При переменном токе ВТТ удобно характеризовать коэффи-
циентом преобразования kM, равным ЭДС, возникающей во вто-
ричной обмотке при протекании по первичной единицы тока:
J7 ауЛ4втт/ = /гм/,
где w — число витков.
368
Отсюда коэффициент преобразования
/гм = илЛ4втт.	(9-11)
Если сечение тора имеет форму прямоугольника, то взаим-
ная индуктивность Мвтт первичной обмотки wt и вторичной
обмотки да2 определяется выражением
Мвтт = —одаЛ In — •	(9-12)
2л	d
Для одновиткового ВТТ проходного типа (u>i = l)
Мвтт = -^о>2/гк1п-—,	(9-13)
2л	d
где h — толщина обмотки.
Индуктивность вторичной обмотки
LBTT = -d^w22hln~.	(9-14)
2л	d
Равенства (9-12) — (9-14) можно привести к виду, более
удобному для использования и связанному с конструктивными
параметрами ВТТ, подставив R = rcp + b/2, г — гср=Ь/2, где гср —
радиус средней линии 1ср тора; b — ширина витка обмотки.
9-5. Расчет основных параметров и элементов
конструкции ВИТТ
По условию работы коэффициент взаимной индуктивности
обмотки тороида с любым контуром, не проходящим через окно
тора, равен нулю. Это может иметь место в идеальном ВТТ,
когда вторичная обмотка равномерно распределена по каркасу.
В действительности провод обмотки имеет изоляцию, вследст-
вие чего между витками обмотки появляются зазоры. Схема
взаимодействия ВТТ и проводника с током представлена на
рис. 9-4.
Ось провода, по которому протекает посторонний ток /, рас-
положена параллельно оси тороида и отстоит на расстоянии а.
Внешний поток, охватывающий обмотку тора,
=	У—,	(9-15)
2л	d
1
где 1г — высота тора.
Полезный поток, созданный измеряемым током,
ф = Швтт = -^-и>2/11п —.	(9-16)
2л	d
369
Рис. 9-5. Схема измерения с ВТТ
Погрешность от влияния постороннего
тока
Рис. 9-4. Схема вза-	6/вн = фвн2/ф.	(9-17)
имодействия провод-
ника с током и ВТТ Для конструктивной схемы, представ-
ленной на рис. 9-4, влияние электромагнит-
ных наводок от посторонних токов исче-
зает при да2>24. ЭДС, индуцированная в обмотке посторон-
ним током, при этом будет на много порядков меньше, чем ин-
дуцированная измеряемым током.
Индуцированная в катушке ЭДС слабо зависит от положе-
ния провода с током внутри трансформатора. Лишь при прибли-
жении провода с измеряемым током к краю катушки на рас-
стояния, соизмеримые с диаметром обмотки катушки, взаимная
индуктивность несколько меняется, но не имеет существен-
ного значения, так как коэффициент трансформации ВТТ из-
меняется незначительно, что всегда учитывается при калибровке
трансформатора.
Поскольку вся вторичная обмотка ВТТ создает виток, охва-
тывающий токопровод с измеряемым током, внешние попереч-
ные поля могут создать паразитную ЭДС во вторичной цепи.
Для компенсации внешних поперечных полей при проектирова-
нии ВТТ предусматривается обратный виток.
Приближенный расчет характеристик и параметров ВТТ.
Для приведенной схемы измерения (рис. 9-5) ее параметры
должны обеспечивать заданную временную погрешность, не
превышающую допустимой. Чтобы переходный процесс во вто-
ричной цепи не оказывал существенного влияния на точность
измерений, его ограничивают во времени. Тогда напряжение
UAB пропорционально производной тока короткого замыкания,
а напряжение, появляющееся на емкости С, пропорционально
току к. з. Допустимая точность измерения получается при по-
стоянной интегрирования (рис. 9-5):
т= с
R1R2
/?1 + Я2
> 1-
Обычно принимают Rz^Ri, так как в противном случае
уменьшается как т, так и выходное напряжение Uc-
370
Погрешность, обусловленная фазовым сдвигом <р, определя-
ется параметрами ВТТ и емкостью соединительного кабеля
6 = tg6---, Где Тд==-------------(9-18)
1 -р (сот/,)2	1 Ч /^втт/d
Эта погрешность уменьшается с уменьшением Z-втт и Ск,
а также с увеличением 7?втт. Однако наиболее целесообразно
уменьшать <р за счет уменьшения Твтт, так как изменение
других конструктивных параметров схемы вызывает уменьше-
ние напряжения.
Анализ показывает, что основное влияние на точность из-
мерения производной тока (напряжение Uab) оказывает угло-
вая погрешность еф. Если параметры схемы рассчитаны и вы-
браны такими, что обеспечивается малая временная погреш-
ность, то и амплитудная погрешность мала (<0,5 %) и ею
можно пренебречь.
Расчет и определение параметров схемы измерения и кон-
струкции ВТТ рекомендуется производить в следующем по-
рядке.
Задается допустимая временная погрешность тф. Опреде-
ляется Ск=Ск' + СВтт- Емкость Ск' соединительной линии за-
висит от длины I и марки соединительного кабеля и известна
для каждого конкретного случая. Емкость вторичной обмотки
ВТТ Свтт принимается равной Ск'. В дальнейшем СВТт уточ-
няется, а расчет корректируется. Далее определяется тф/Ск.
После этого задается отношение /?втт /0,5 D и определяется
D/2 и Ri. Затем определяется Евтт = (£>/2)2Ск. Задается значе-
ние kM исходя из значений измеряемых токов и возможности
осциллографирования с необходимой точностью. Определяется
Мвтт- Зная Мвтт и Lbtt, определяется w2Wi и по задан-
ному Wi (чаще tO] = l) находится w2.
Исходя из конструктивных соображений определяется тол-
щина обмотки тора h, внутренний сЦЧ и наружный £>/2 ради-
усы. Для обеспечения нечувствительности к внешним магнит-
ным полям выбирается отношение P/d^l,2.
Важным является конструктивное выполнение интегрирую-
щей цепочки. Элементы этой части схемы должны обладать
минимальной индуктивностью с контуром измеряемого тока
(интегрирующую цепочку удаляют на 1—2 м от проводов с из-
меряемым током). Более радикальным средством является эк-
ранирование интегрирующей цепочки и соединений.
Коэффициент трансформации ВТТ зависит от многих фак-
торов, которые обычно рассчитываются приближенно. Поэтому
изготовленный ВТТ градуируется путем сравнения сигнала на
выходе осциллографа с расчетным током при точно известных
параметрах установки.
С ВТТ с интегрирующей цепочкой RC снимается высокое на-
пряжение ВТТ (около 104—105 В), поэтому изоляция катушки,
371
выводов и резисторов /? должна быть рассчитана так, чтобы
отсутствовали пробои и разряды. Эта проблема устраняется
при изготовлении обмотки ВТТ из провода высокого сопротив-
ления. Сопротивление обмотки тора /?втт при этом является
интегрирующим сопротивлением. Высокое напряжение, индуци-
руемое первичным током, распределяется по виткам вторичной
обмотки. Напряжение, приложенное к межвитковой изоляции,
не превышает 10 В. Коэффициент преобразования йм ВТТ
в этом случае увеличивается, что дает возможность более точно
измерять малые токи.
Конструктивно ВТТ могут выполняться так же, как и обыч-
ные ТТ со стальным сердечником. Наиболее распространенная
конструкция ВТТ — одновитковая проходного типа. При этом
ВТТ укрепляется непосредственно на токопроводе с измеряе-
мым током. В качестве основной изоляции при измерении тока
высокого напряжения используется проходной изолятор (ввод)
и на нем располагается встроенный ВТТ.
Вторичная обмотка ВТТ, расположенная на немагнитном
каркасе, создает виток, охватывающий токопровод, поэтому для
компенсации внешних поперечных полей необходимо проложить
обратный виток из листовой фольги. Для устранения попада-
ния токов утечки по изоляции ВТТ во вторичную обмотку, вы-
зывающих погрешности измерения, между высоковольтным то-
копроводом и обмоткой помещается электростатический экран,
который заземляется.
В тех случаях, когда измеряемые токи невелики и требуют
измерение di/dt с малыми угловыми погрешностями, может
быть применен ВТТ с многовитковой первичной обмоткой. Это
позволяет при том же k№ уменьшить число витков вторичной
обмотки и ее индуктивность.
9-6. Общая характеристика оптико-электронных
трансформаторов тока (ОЭТТ) и конструктивные схемы
Современные высоковольтные электроэнергетические уста-
новки, устройства и линии электропередачи предъявляют к их
защитной, измерительной и контролирующей аппаратуре осо-
бые требования к быстродействию, надежности и возможности
получения информации об измеряемом параметре с высокой
степенью точности.
Существующие электромагнитные трансформаторы тока и
напряжения из-за индуктивной связи между обмотками не мо-
гут полностью отвечать предъявляемым требованиям, особенно
при измерениях импульсного тока в аварийных и переходных
режимах при рабочем напряжении 750 кВ и более.
Поиски новых решений привели к созданию так называе-
мых оптико-электронных методов измерения, основанных на
использовании оптической связи между первичным и вторичным
преобразователями измерительной системы.
372
По сравнению с магнитной, электрической, тепловой и дру-
гими связями оптическая связь имеет преимущества, так как
она обеспечивает полную электрическую развязку первичной
и вторичной электрических цепей, высокую разрешающую спо-
собность измерительного устройства по частоте, высокую точ-
ность и. помехоустойчивость, естественную изоляцию между
звеньями, связанными световым лучом.
Физическую основу оптико-электронных методов измерения
составляют процессы пребразования измеряемого (входного)
электрического сигнала в световой и светового сигнала в вы-
ходной электрический сигнал. Схемы преобразования отлича-
ются друг от друга способом воздействия измеряемого пара-
метра на свойства светового луча (способом модуляции) и,
как следствие этого, разным конструктивным выполнением.
Известны два. вида оптико-электронных методов: методы,
основанные на различных способах внутренней модуляции из-
лучения, и методы, основанные на разных способах внешней
модуляции излучения.
Под внутренней модуляцией понимается воздействие изме-
ряемого параметра на излучение в самом источнике света,
под внешней — воздействие измеряемого параметра на излуче-
ние вне источника света.
Воздействие на излучение источника света может быть раз-
личным, что определяет вид модуляции излучения источника.
Возможно непосредственное воздействие током, пропорциональ-
ным измеряемому, т. е. модуляция по амплитуде; воздействие
импульсами тока, частота следования которых пропорциональна
измеряемому току, — частотно-импульсная модуляция; время-
импульсная, частотная и другие виды модуляции. Воздействие
определяет конструкцию и принципиальные схемы устройств и
аппаратов, а также выходные характеристики.
Особенностью устройств и аппаратов с внутренней модуля-
цией является наличие первичного датчика, связывающего цепь
измеряемого параметра с цепью источника излучения. В каче-
стве первичного датчика можно использовать шунт, трансфор-
матор тока в режиме, близком к короткому замыканию воздуш-
ного трансформатора тока, и др.
Внешняя модуляция света может осуществляться измене-
нием прозрачности специального элемента оптической си-
стемы— модулятора света. К модуляторам света с управляемой
прозрачностью относятся утройства, в которых используется
связь электрических и магнитных свойств некоторых веществ
с их оптическими свойствами. В таких измерительных устрой-
ствах используют модуляторы, основанные на магнито-опти-
ческом эффекте Фарадея.
При внешней модуляции в отличие от внутренней осуществ-
ляется прямое воздействие измеряемого первичного тока на
модулятор света, что исключает необходимость иметь первич-
ный датчик.
373
9-7. ОЭП с внешней модуляцией светового потока
на основе магнито-оптического эффекта Фарадея
Устройство с внешней модуляцией светового потока (рис.
9-6) содержит источник света, первичный преобразователь
(устройство для наложения информации на световой поток)
и вторичный преобразователь световых сигналов в электриче-
ские (фотоприемник). Структурные схемы конкретных устройств
могут отличаться друг от друга пространственным расположе-
нием элементов и их отдельных составляющих. Источник излу-
чения света и фотоприемник целесообразно объединять кон-
структивно в один приемно-передающий блок. На стороне
высокого напряжения располагается модулятор света, выпол-
няющий функцию первичного преобразователя исследуемого
параметра в световые сигналы, в котором реализуется магнито-
оптический эффект Фарадея. Оптическая связь между назем-
ной аппаратурой и модулятором может осуществляться как по
открытому каналу, так и по специальному световоду, в зависи-
мости от назначения и условий работы ОЭТТ.
Магнито-оптический эффект Фарадея заключается в том,
что некоторые вещества обладают способностью поворачивать
плоскость поляризации проходящего поляризованного луча
света при воздействии на них магнитного поля, создаваемого
измеряемым током. Угол <р, на который поворачивается плос-
кость поляризации, пропорционален составляющей напряжен-
ности Н магнитного поля и длине пути I, проходимому светом
в веществе, <р = Ве/Я. Константа Be называется постоянной
Верде и зависит от оптических свойств вещества и длины
волны света. Практическое использование этой зависимости
сводится к созданию так называемой ячейки Фарадея, являю-
щейся первичным преобразователем.
Принцип действия ОЭТТ, основанного на использований
ячейки Фарадея в качестве первичного преобразователя (дат-
чика) тока, сводится к следующему (рис. 9-7): свет от источ-
Рис. 9-6. Структурная схема ОЭТТФ
374
ника параллель..ым пучком по-
ступает на сторону высокого на-
пряжения, где с помощью призм
внутреннего отражения (Л1 и
Л2) поворачйвается в обратном
направлении и проходит последо-
вательно через поляризатор П и
первичную ячейку Фарадея Я1,
содержащую кристалл тяжелого
флинта, с намотанной на него
обмоткой измеряемого тока, рас-
положенной на стороне высокого
напряжения ВН. Под действием
магнитного поля, создаваемого
обмоткой с измеряемым током,
плоскость поляризации поляри-
зованного луча света поворачива-
ется на угол <р, пропорциональ-
ный измеряемому току I. Далее
луч проходит через вторичную
ячейку Я2 с намотанной на нее
вторичной обмоткой в направле-
нии, противоположном первич-
ной, таким образом, чтобы ее
МДС равнялась первичной МДС.
Рис. 9-7. Принципиальная схема
ОЭТТФ
Вторичный ток направлен так, что он компенсирует поворот
плоскости поляризации луча света Я1. Метод работы ОЭТТ
заключается в постоянном приведении плоскости поляризации
света в исходное положение с помощью второй ячейки Я2, рас-
положенной на стороне низкого напряжения (НН). Анализатор
А контролирует разницу между первичной и вторичной МДС,
которая проявляется в изменении силы света, получаемой фо-
топриемником V. Это изменение действует непосредственно на
вход усилителя, создающего вторичный ток. Разность в МДС
вызывает немедленное изменение вторичного тока, стремящееся
ее ликвидировать, т. е. соблюдается условие равновесия Fi =
=f2.
Таким образом, ОЭТТ на основе эффекта Фарадея представ-
ляет собой электромагнитный трансформатор без потерь в ма-
териале магнитопровода. Погрешность измерения не зависит
от измеряемого тока Ц.
Если применить дифференциальную схему включения фото-
приемников, то на коэффициент трансформации (передаточную
функцию) не влияют такие факторы, как изменение интенсив-
ности светового потока, нестабильность фотоприемников и уси-
лителя и др.
При отсутствии измеряемого тока (Л = 0) световой поток
за анализатором, т. е. поступающий на фотоприемник, Фл =
= Фпсоз2а, где а — угол между плоскостями поляризации поля-
375
ризатора и анализатора, который принимается, как правило,
равным 45°.
Последним равенством характеризуется амплитудная моду-
ляция линейно-поляризованного света магнитным полем, соз-
данным измеряемым током Ц.
9-8. Расчет модуляционной, амплитудно-частотной характеристик
и основных конструктивных элементов ОЭТТ
Рассмотрим принципиальную схему и конструкцию ОЭТТ
на основе эффекта Фарадея (ОЭТТФ), частично исключающую
воздействие на трансформатор внешнего магнитного поля
помехи Вп и позволяющую осуществить измерение постоянного,
переменного и импульсного тока в установках и линиях элек-
тропередачи любого напряжения (рис. 9-8).
Луч света от источника света (ИС) и коллимирующего
устройства (2 и 2') поступает с помощью поворотных призм-
зеркал (3 и 3') на поляризаторы (4 и 4'). Далее линейно-поля-
ризованный луч пропус-
кается через оптически
активное вещество (5 и
5Л) — флинты и поступает
на анализаторы (6 и 6')
и фотоприемники (7 и
7'), включенные по диф-
ференциальной схеме.
Сигнал подается на экран
осциллографа или изме-
рительный прибор.
ОЭТТФ, выполненный по
схеме рис. 9-8, имеет оп-
тическую симметрию, сле-
довательно, с каждого
фотоприемника поступает
сигнал, пропорциональ-
ный измеряемому току.
Магнитное поле, соз-
данное измеряемым то-
ком, направлено в ячей-
ках Фарадея в противо-
положные стороны. При
этом в одной из них угол
поворота плоскости поля-
ризации <р положитель-
ный, а в другой — отри-
Рис. 9-8. Свето-оптическая
схема ОЭТТФ
376
цательный. Следовательно, сигналы на выходе фотоприемников
ФД1 и ФД2 не только пропорциональны амплитуде измеряе-
мого тока и равны друг другу, но и сдвинуты по фазе на 180°.
При дифференциальном включении фотоприемников на их об-
щей нагрузке — входной цепи усилителя — сигналы складыва-
ются.
Фотоприемники образуют часть дифференциальной фото-
чувствительной схемы, содержащей два равных резистора R1
и R2. Их сопротивления подбираются так, что при отсутствии
тока 7] в линии напряжение t7BX усилителя равно разности
падения напряжений на резисторах R1 и R2, т. е. СУ] — [72 = 0.
При наличии тока Ц в линии фотоприемники 7 и Т фикси-
руют потоки разной интенсивности и через резисторы R1 и R2
проходят токи, пропорциональные этим потокам. В результате
П1=Н=Н2, а напряжение 77вх на входе усилителя пропорционально
току 7] в линии.
Таким образом, если преобразователи имеют линейные ха-
рактеристики, то на осциллографе получаем точную картину
тока, измеряемого в линии или устройстве.
Расчет модуляционной характеристики ОЭТТ на основе
эффекта Фарадея. Так как схема оптической системы (рис.
9-8) симметрична, то при расчете модуляционной характерис-
тики рассмотрим прохождение светового потока (носителя
информации о явлении) по одному плечу, а затем распростра-
ним результаты на всю систему в целом. Световой поток, по-
ступающий на поворотное зеркало 31,
®31 =	-----------<Г*поЛф0)	(9-19)
5д D +
о»
где 7?з—проекция площади 31 на вертикальную или горизон-
тальную плоскость; Зд— площадь диафрагмы; d0 — эквивалент-
ный диаметр источника света; I — расстояние между линзой Л1
и зеркалом 37; b — фокусное расстояние линзы; йПог — коэффи-
циент поглощения среды; ф0 — световой поток, прошедший
диафрагму.
Световой поток, отраженный от 31,
Ч>31 -	-------(1 -fe)!®0,	(9-20)
* d+4-'-
bo
где kc — коэффициент потерь светового потока на отражение.
Световой поток за поляризатором П1
Ф„, = 0,5	-------2-------г*"'" ('> +'•> (1 —&)* Ф,. (9-21)
” D+^ft + z.)
bo
377
За анализатором Al световой поток
фл, = 0,5	--------------------(' +'>> (1 —fe)e cos2 (а + ф) Ф„
bo
(9-22)
где а — угол между плоскостями поляризации поляризатора и
анализатора; <р — угол поворота плоскости поляризации под
действием магнитного поля, направленного по оси луча. После
прохождения фокусирующей линзы световой поток поступает
на фотоприемник ФД1, тогда
Ф1 = О,5Фо —-------—-------e“fenorIs (1 —/ге)8 cos2 (а + ср) =
S« D + ^lt
bo
= fex®0 cos2 (a + cp),	(9-23)
где fei, Zs—постоянные для данной схемы коэффициенты, ха-
рактеризующие геометрические размеры оптической системы и
равные
fex = 0,5	------------(1 _£c)8;
r\ 1	. f
— Zi + Z3 + Z6.
Выражение для Ф] получено при а и fec = const для всех
элементов. При а = 45° и одновременном действии напряжен-
ности поля помехи Нп и рабочего магнитного поля
Ф1 = /?1Ф0со82Г-^ + -^-Л(/®) + ВегЯп1, (9-24)
L 4 2ла2	J
где Фо — световой поток источника света; Be — постоянная
Верде; Z — длина хода луча во флинте ФЛ1\ d, rr и г2 — гео-
метрические размеры ячейки Фарадея.
Для правого плеча системы, производя аналогичные преоб-
разования, имеем
Ф2 = й1Ф0 cos2 Г 4- —45" 0'®) + Be 1Нп 1,	(9-25)
L 4 2nd2	J
где
fej = 0,5	---------------------e“fenor (‘2+г4+гв) (1 —&с)в.
5д d + -^-(12 + 14+ lt)
Модуляционная характеристика ОЭТТФ для случая, когда
изменение потока, падающего на фотоприемник, выражено
в относительных единицах, приведена на рис. 9-9. При этом
378
модуляционные характеристики правого и левого плеч системы
слились в одну:
Ф1
®П1
= -^- = Ь(а+Ф).
ФП2
Если же построить модуляционные характеристики в отно-
сительных единицах по выражениям для Ф] и Ф2, то они со-
впадут при условии ki = ki'. Это в реальных условиях осущест-
вить просто, так как такие характеристики определяются мно-
гими регулируемыми параметрами, однако эти же обстоятель-
ства обусловливают и сложность реализации равенства k\ и k\
при длительной эксплуатации ОЭТТФ.
При наблюдается сжатие Фь а при ki>ki' — растяже-
ние Ф2.
Из анализа модуляционной характеристики можно устано-
вить следующие ее зависимости от расчетно-конструктивных
параметров ОЭТТФ:
трансформатор не изменяет выходного параметра при на-
ложении внешнего магнитного поля помехи Нп на рабочее
магнитное поле лишь в том случае, если измерение Ц, равного
/max, осуществляется на линейном участке. В противном слу-
чае наблюдается резкий рост погрешностей и появление выс-
ших гармоник в выходном сигнале;
напряженность магнитного поля помехи Нп может . быть
переменной во времени и пространстве, и это не сказывается
на работе аппарата при условии, что поле равновеликое в зоне
обеих ячеек;
если вектор Яп больше некоторого критического значения
Нп по модулю и занимает такое положение в пространстве, ко-
торое приводит к резкому росту погрешностей, то необходимо
ориентировать трансформатор так, чтобы вектор Нп был орто-
гонален направлению хода луча в' рабочем веществе модулято-
ров ФЛ1 и ФЛ2\
379
если один из коэффициентов ki или к/, характеризующий
геометрические размеры светооптической системы ОЭТТФ,
меняется по каким-либо причинам, а другой при этом остается
неизменным, то выходной параметр также изменяется пропор-
ционально изменению этих коэффициентов;
при дифференциальном включении фотодиодов суммарный
сигнал, снимаемый с их нагрузочных резисторов и R2, равен
сумме сигналов каждого фотоприемника.
Расчет амплитудно-частотной характеристики ОЭТТФ. Рас-
смотрим преобразование светового потока фотоприемниками
в электрические сигналы и дальнейшее их усиление, отметив
предварительно, что до сих пор преобразование измеряемого
тока было частотно-независимым.
При рассмотрении фотоприемника как звена измеритель-
ного устройства интегральную чувствительность можно опреде-
лить коэффициентом, усиления /г2. Тогда амплитудно-частотная
и фазо-частотная характеристики фотодиодов имеют вид
А(ю)‘=(ю)=”arctgют’
где т — постоянная времени фотоприемника.
Для упрощения математических преобразований пренебре-
гаем гармоническими составляющими фототоков выше первого
порядка. Для приведенной схемы ОЭТТФ можно составить
уравнение, используя метод узловых напряжений:
л- Ui (4-+и х (4—+/®свх) 4- и2 (+
\ А1	/	\ ЛВХ	/	\ АВХ
~Т / соСвх) = 0;
Л + (—-----h /®Свх')— Uз (—-h /—
\ АвХ	'	V ЛдХ	/
— ^2	—h /юСфг) — 0,
где Свх, Rbx — входная емкость и резистор усилителя соответст-
венно; Ri и R2— нагрузочные резисторы фотодиодов; СФ1 и
Сф2 — междуэлектродные емкости фотоприемников.
Отсюда при дифференциальном включении фотоприемников
суммарное входное напряжение усилителя
Пвх (/со) =
=___________________Я4(Ф2-Ф!)	___________________
[Г ~ + /® (Сф + евх)1 Г—	+-~-+ /юСвх’1 R2— 11(1 + /и2т2)
I.L К	J L ЛвХ A	J	)
(9-26)
где Ф1 и Фг — световой поток, поступающий на фотоприем-
ники; R = Ri = R2', Сф=2Сф1 — Сф2'
380
Выходной ток усилителя (пренебрегая его инерционностью)
определим из соотношения
№) =	fey,
AH
где ky — коэффициент усиления усилителя.
При выполнении условия передачи сигнала без искажений
комплексные спектральные плотности токов связаны между со-
бой соотношением
п
где t3 — время задержки импульса тока.
Тогда комплексная передаточная функция ОЭТТФ
G (jo) =	=
+тт+'юСвх 1 r2~ 4 (1+/“2т2) д<₽
__ (L /\_______________J L лвх_Л________J______J__________
JlU
(9-27)
где k — коэффициент преобразования, связывающий измеряе-
мый ток с напряженностью магнитного поля.
Анализируя это выражение, возможно определить те кон-
структивные параметры, изменяя которые можно получить
наименьшую мгновенную погрешность измерений. Величины Сф
и Свх следует максимально уменьшать, a R и /?вх— увеличи-
вать. Необходимо учитывать, то параллельно Свх включена ем-
кость экранированного кабеля Ск, которая при длинном кабеле
может достигать больших значений (СК^>СЗХ). Если емкость
кабеля сильно влияет на G(/со), то необходимо с резисторов
R1 и R2 подать сигнал на эмиттерный повторитель, имеющий
малое входное сопротивление.
Если в результате проектирования окажется, что погреш-
ность измерения б больше допустимой, то частоту элементов,
входящих в канал преобразования информации, необходимо
увеличивать, чтобы улучшить воспроизведение формы импульса
тока, а следовательно, уменьшить б до допустимых пределов.
Эти характеристики, расчет и выбор параметров справед-
ливы для ОЭТТФ на любые кДассы напряжений.
9-9. ОЭТТ с внутренней модуляцией потока излучения
ОЭТТ с амплитудной модуляцией (ОЭТТА). В качестве ис-
точника света в ОЭТТ наиболее употребительными являются
арсенид-галлиевые полусферические светодиоды, дающие ин-
381
фракрасное излучение длиной волны 0,9 мкм и работающие
в непрерывном режиме. Они обладают достаточным световым
потоком и имеют стабильные во времени характеристики.
В ОЭТТ с внутренней модуляцией потока излучения воздейст-
вие на источник света осуществляется непосредственно током,
пропорциональным измеряемому, т. е. происходит модуляция
по амплитуде. Схемы ОЭТТА, обладая достоинствами (быстро-
действие, простота), требуют специальных мер для компенса-
ции температурной нестабильности светодиода и фотоприем-
ника (фотодиода).
Наиболее приемлема передача по оптическому каналу ин-
формации об измеряемом токе совместно с калибрующим сиг-
налом. Калибрующий сигнал должен отличаться временным,
частотным или другим признаком от рабочего сигнала во всем
диапазоне его измерения. Если при каких-то внешних условиях
установлен на выходе ОЭТТА рабочий сигнал требуемого
уровня, то изменения условий внешней среды (например, тем-
пературы) окажут одинаковое воздействие на коэффициент
трансформации рабочего и калибрующего сигналов. Калиб-
рующий сигнал и соответственно параметр, воздействующий на
изменение коэффициента усиления усилителя, изменяются так,
чтобы выходной рабочий сигнал ОЭТТА остался неизменным
при неизменном /ь Структурная схема ОЭТТА с калибрующим
сигналом представлена на рис. 9-10. В качестве первичного из-
мерительного преобразователя используется обычный электро-
магнитный трансформатор тока (для измерений тока до 1,2 /н)
или малоиндуктивные шунты и воздушные трансформаторы
тока— в каналах релейной защиты, когда ток меняется в ши-
роком диапазоне.
Напряжение, снимаемое с шунта, в общем случае равно
г7ш(р) = /1(р)2ш(р),	(9-28)
где 71 (р)—измеряемый импульс тока в операторной форме;
Zni(p) =7?ш4-рэ7-ш—полное сопротивление шунта в оператор-
ной форме; 7?ш и Lm — активное сопротивление и индуктивность
шунта.
Ток, проходящий через светодиод, определяется выраже-
нием
7С (р) = иш (р)-------------.	(9-29)
(1 + РТС) К^экв !
Здесь Тс — постоянная времени светодиода; 7?i и /?2— рези-
сторы, предназначенные для изменения коэффициента усиления
усилителя передающего блока; R3KB t — эквивалентное сопро-
тивление светодиода и резистора, включенного для стабилиза-
ции режима.
382
Рис. 9-10. Структурная схема ОЭТТФ
Световой поток, падающий на торец световода, являющийся
оптическим каналом связи, определится выражением
Ф1 (р) = b [/с (рэ)-/0-/см] e~krT,	(9-30)
где b — коэффициент, зависящий от конструктивных параметров
светодиода и условий сопряжения его с торцом светодиода;
/о—ток отсечки светодиода; /см — ток смещения светодиода;
kr — коэффициент, характеризующий скорость изменения све-
тового потока с изменением температуры окружающей среды
на 1 К-
Световой поток Ф2(р), выходящий из световода и посту-
пающий на фотоприемник, найдем из уравнения
Ф2 (р) = (1 - Астр)2	(Р)-	(9-31)
где Дотр — коэффициент потерь на отражение от торцов свето-
вода; kNOtP — общий коэффициент внутренних отражений с чис-
лом отражений N; ДФ—потери света в световоде.
383
Ток фотодиода для любой температуры окружающей среды
Iфд (Р) = егФ2 (р) + /Т1 ехр ---------+
\	1 2	1 1 /
(9-32)
Цфд________
Вфд Вфд
7х
гфд ехр
2
и	7i72 t /72	,j
где Вфд =----—— In——— параметр температурной чувст-
7а — 7i /Т1
вительности; Т\ =—293 К; Т2— любая другая температура;
/Т1 — темновой ток фотодиода; гфд—дифференциальное сопро-
тивление фотодиода при Т\, U-рд— обратное напряжение на
фотодиоде; ет — погрешности от температуры.
Входное напряжение усилителя
^вх (р) = 1фд (р) ZBX (р),
где Zbx(p)—полное сопротивление входной цепи усилителя
в операторной форме.
Ток на выходе усилителя
/2(p) = f/вх (р)/7?ЭКВ 2,
где /?Экв2 — сопротивление нагрузки усилителя.
Передаточная функция ОЭТТА
G(P)
/а(р)
Ti (р)
Таким образом, зная параметры импульса и элементов
схемы ОЭТТА, можно определить форму импульса и погреш-
ность на выходе трансформатора, а используя приведенные
уравнения, имеем возможность рассчитывать параметры ОЭТТА
с целью достижения необходимой точности измерения.
ОЭТТ с частотно-импульсной (ОЭТТЧ) и кодоимпульсной
модуляцией (ОЭТТК). В ОЭТТЧ число импульсов, проходящих
в единицу времени, различно и зависит от модулирующего (из-
меряемого) сигнала. Частотно-импульсные модуляторы пред-
ставляют собой управляемые по частоте мультивибраторы,
имеющие на выходе формирователи импульсов строго опреде-
ленной длительности или генераторы импульсов с частотой сле-
дования, изменяющейся пропорционально Ц.
Промышленные образцы ОЭТТЧ типа «Тразер» были раз-
работаны в 1967 г. в США. Структурная схема ОЭТТЧ пока-
зана на рис. 9-11.
384
Рис. 9-11. Схема
ОЭТТЧ
образом: при про-
Первичный преобразователь 1 представ-
ляет собой электромагнитный трансформа-
тор тока с тороидальным магнитопроводом,
расположенный на стороне высокого на-
пряжения. Здесь же находится быстро на-
сыщающийся трансформатор тока 2, пред-
назначенный совместно с трансформатором
напряжения 3 для питания кодирующего
блока 4. При работе установки с нагруз-
кой кодирующий блок получает питание
только от трансформатора тока 2, а при
отсутствии тока в установке — еще и от
трансформатора напряжения. Этим обеспе-
чивается универсальность питания, коди-
рующего устройства, его готовность к мгно-
венному действию, повышенная надеж-
ность аппарата. Первичная обмотка
трансформатора напряжения включается
через высокоомный делитель напряжения 5.
В кодирующем блоке информация об
измеряемом токе преобразуется в световой
поток лазерного диода, который по свето-
воду 6 в опорной изоляционной конструк-
ции 7 передается в приемный блок 8, где
он преобразуется в электрический сигнал,
который управляет работой релейной за-
щиты или регистрирующего прибора 9.
Работа ОЭТТК происходит следующим
Хождении импульса тока первичный преобразователь (шунт)
через усилитель передает на кодирующее устройство напря-
жение, пропорциональное измеряемому току. Сравнивающее
устройство производит сравнение двух напряжений — входного
и эталонного — с учетом их знака. При разности потенциалов
на входах, меньшей порога срабатывания сравнивающего
устройства, каналы измерения закрыты. При возрастании вход-
ного напряжения до порогового значения сравнивающее устрой-
ство вырабатывает импульс, который идет по оптическому ка-
налу в приемный блок. Сдвиг счетчика на один разряд ведет
к скачкообразному изменению опорного напряжения на
выходе цифроаналогового преобразователя. Преобразователи
преобразуют световые импульсы в электрические, которые
управляют счетчиком импульсов декодирующего устройства.
На выходе цифроаналогового преобразователя получается
напряжение или ток, по форме аналогичный измеряемому.
9-10. Расчет и конструирование измерительных шунтов
Для исследований и испытаний электрических аппаратов
высокого напряжения часто необходимо регистрировать форму
импульса тока, а также измерять его максимальное значение.
13 Заказ № 412
385
Рис. 9-12. Схема измерительной цепи с шунтом
Это производится с помощью осциллографов, на вход которых
подается сигнал, пропорциональный измеряемому току. Сигнал
снимается со специальных датчиков, непосредственно связан-
ных с контуром измеряемого тока. Этими датчиками являются
низкоомные активные сопротивления — шунты.
Шунт состоит из проводника, включаемого в токопровод
с измеряемым током, что является токовой цепью и измери-
тельной цепи, к выводам которой подсоединяется измеритель-
ный прибор. Конструкция шунта выполняется такой, чтобы на-
пряжение на выводах цепи напряжения в некотором постоян-
ном масштабе соответствовало бы току в токовой цепи- При
конструировании шунтов для измерения изменяющихся во вре-
мени токов необходимо учитывать изменение сопротивления
токовой цепи шунта при проявлении поверхностного эффекта,
место подключения и способ расположения цепи измерения.
Конструктивно шунты подразделяются на петлевые, цилинд-
рические и дисковые. Петлевой шунт представляет собой одну
или несколько соединенных параллельно пластин или прово-
лок, сложенных бифилярно. При бифилярном расположении
проводников индуктивность шунта снижается.
Цилиндрические шунты выполняются из тонкостенных труб,
материал которых имеет высокое удельное сопротивление, что
обеспечивает снижение влияния поверхностного эффекта.
Уменьшая толщину стенки и увеличивая диаметр трубы,
можно получить заданное сечение трубы и достигнуть практи-
чески равномерного распределения тока соответственно более
высокой точности измерения.
Дисковые шунты применяются, главным образом, при изме-
рении импульсов тока длительностью до 10-9 с и конструктивно
являются составной частью шунта тока коаксиального или ка-
бельного типа. Шунт, представляющий собой тонкий проводя-
щий диск, размещается между внутренним и наружным коак-
сиальным цилиндрами.
Выбор и расчет основных конструктивных элементов изме-
рительного шунта и схемы измерения. Измерительная часть
схемы содержит помимо шунта измерительный кабель с согла-
386
сующими резисторами в начале и конце кабеля (рис. 9-12).
В начале кабеля резистор включается последовательно между
жилой кабеля и шунтом, в конце кабеля — между жилой и обо-
лочкой кабеля.
Сопротивление шунта обычно много меньше волнового со-
противления кабеля, поэтому сопротивления включаемых рези-
сторов выбираются равными волновому, и вследствие этого на
осциллографе фиксируется сигнал в два раза меньше снимае-
мого с шунта.
Включенная в схеме измерения индуктивность L учитывает
взаимную индуктивность измерительной части схемы и контура
измеряемого тока, а также индуктивность, обусловленную маг-
нитным полем шунта, т. е. L=LB3+L3a, где LB3 — взаимная ин-
дуктивность измерительной цепи и контура измеряемого тока;
Авн — внутренняя индуктивность шунта.
Наличие индуктивности L в схеме вызывает искажение
формы измеряемого тока. Это искажение оценивают реакцией
на прямоугольный импульс тока. Для шунта время реакции
ip — LIR.m,
где L и Rm — индуктивность в схеме измерения и активное со-
противление шунта.
Для цилиндрических и дисковых шунтов при соответствую-
щем экранировании измерительной части схемы индуктивность
может отсутствовать. Для петлевого шунта даже при экрани-
ровании индуктивность остается и ее оценивают по известным
выражениям при заданных размерах шунта:
для шунта, выполненного из бифилярного круглого провода
длиной I, радиусом г и при расстоянии между осями прово-
дов d:
LB3 = ~2гГ (1п v + 0-25);	(9-33)
для шунта, выполненного из шины шириной h и толщиной
b при расстоянии между шинами, меньшем Ь:
LB3 =	In (1 + -А-Д,	(9-34)
эт \ h + Ь )
где ро—магнитная проницаемость.
Соответственно постоянная времени этих шунтов
r=J|4(in4+0’25);	(9-35)
т =	In f П-----—'J,	(9-36)
рэя Ч h + b J	V
где рэ — удельное сопротивление шунта, выполненного из не-
магнитного материала.
13*
387
Для определения влияния внутренней индуктивности шунта
LBH на погрешность измерений рассмотрим1 два случая: уста-
новившийся режим и режим проникновения электромагнитного
поля в материал шунта.
В установившемся режиме плотность тока в шунте можно
принять пропорциональной измеряемому току, а неравномер-
ность его распределения по сечению является функцией, зави-
сящей от частоты измеряемого тока, магнитной проницаемости,
удельного сопротивления и размера поперечного сечения
шунта. Отсюда следует, что применение материалов с большим
удельным сопротивлением способствует более равномерному
распределению тока по сечению шунта. Кроме того, предпо-
лагается, что сопротивление шунта линейно возрастает с рос-
том тока. Однако с увеличением тока и соответственно нагрева
удельное сопротивление материала изменяется, т. е. прояв-
ляются нелинейные свойства материала шунта, что сказывается
на погрешности измерения. Материалы с большим удельным
сопротивлением имеют низкий температурный коэффициент
сопротивления, что обеспечивает независимость сопротивления
шунта от температуры, т. е. от тока в рабочем диапазоне тем-
ператур.
Наиболее употребительными материалами для изготовления
токовой цепи шунта являются манганин, константан и нихром.
Несмотря на сравнительно большое содержание в них никеля
(до 61 %), эти материалы не ферромагниты и для них ц0=1-
Однако их магнитные свойства могут проявиться при испыта-
ниях электрических аппаратов в условиях низких температур.
Большое удельное сопротивление, кроме того, позволяет
создать шунт малого радиуса.
При равномерном распределении плотности тока по сече-
нию индуктивность Лвн круглого проводника не зависит от его
диаметра:
Z.BH = Цд//8л,
где I — длина токовой цепи.
Установлено, что в этом случае Лвн можно пренебречь, так
как постоянная времени шунта т^0,35/и и погрешность изме-
рения минимальна.
При определении Лвн трубчатого шунта при равномерном
распределении плотности тока по сечению необходимо учиты-
вать глубину проникновения поля в материал шунта:
г   ,цо^ (^4 — 4fe2 —|- 3 —|- 4 In fe)	,Q
где k — отношение наружного радиуса трубы к внутреннему.
Предельная постоянная времени цилиндрического шунта
__ 0»5Црс?вн (dH ^вн)	 4fe2 —|— 3 —4 In fe)	,g 2g,
~	4рэ(*а— l)a	’	’
388
Для трубчатого шунта с тонкой стенкой также можно пре-
небречь влиянием внутренней индуктивности, если толщина
стенки меньше глубины проникновения поля.
Режим проникновения электромагнитного поля в материал
характеризуется постоянной времени
т= р0&2/рэл2,
где b — толщина стенки шунта.
Чтобы электромагнитное поле не влияло на погрешность
шунта, параметры последнего необходимо выбирать так, чтобы
время проникновения было бы на порядок меньше длительно-
сти фронта измеряемого импульса тока, т. е. тш в предельном
случае принимается равной времени проникновения поля. Если
выбирать толщину стенки меньше глубины проникновения поля,
то влиянием процесса проникновения поля можно пренебречь.
Учитывая эти обстоятельства, выбирается толщина токоведу-
щих элементов шунта. Их сечение определяется термической и
электродинамической стойкостью, а длина — требуемым сопро-
тивлением.
Конструкция выводов цепи напряжения должна исключить
образование контуров, в которых могут наводиться паразитные
ЭДС, сравнимые с измеряемым сигналом. Шунт должен зазем-
ляться в одной точке, расположенной на токовом выводе, так
как при протекании быстро изменяющихся токов могут возник-
нуть значительные напряжения (до нескольких киловольт).
Таким образом, погрешность шунта зависит от влияния кон-
структивного исполнения токовой цепи шунта, места подключе-
ния и способа расположения цепи напряжения. Наименьшую
погрешность измерений имеют трубчатые (тонкостенные или
коаксиальные) шунты, однако выбор той или иной конструкции
зависит от конкретных требований и от материала, из которого
изготовлен шунт.
Приближенный метод расчета измерительного шунта.
1.	Определяется сопротивление шунта постоянному току.
Rq = иш
mini I mln,
где Ummin — минимальное напряжение, подаваемое на реги-
стрирующий прибор; /min — минимальное значение измеряемого
тока.
2.	Определяется площадь сечения шунта исходя из условий
электротермической стойкости (процесс нагрева считаем адиа-
батическим, т. е. без отвода теплоты за счет излучения, тепло-
проводности или конвекции):
S = Ia t ,
V су Л &
где с — удельная теплоемкость; у — плотность; рэ — удельное
сопротивление материала токовой цепи; Дй— превышение тем-
389
пературы токовой цепи над температурой среды; t — время
прохождения тока.
3.	Определяется длина токовой цепи шунта:
/ = /?05/рэ-
4.	Определяется поперечный размер сечения исходя из за-
данной возможной скорости изменения тока во времени и за-
данной точности измерений.
5.	Определяется предпочтительный вариант конструкции
шунта с учетом действия магнитного поля помехи. Если шунт
работает в магнитном поле помехи от прилежащих участков
контура силовой цепи, следует применить шунт трубчатого
сечения с симметричным расположением цепи напряжения или
коаксиальный шунт. Если шунт предназначен для измерений
в цепи импульсного генератора тока, то его индуктивность дол-
жна быть минимальной для обеспечения наименьшей погрешно-
сти. В этом случае наилучшие результаты дает коаксиальный
шунт, индуктивность которого меньше, чем у трубчатого шунта.
6.	Определяется жесткость выбранной конструкции из усло-
вий обеспечения электродинамической стойкости. Для трубча-
того цилиндрического шунта предельно допустимый ток
/пред = 10,85 Л /-А------------+	>	(9 39)
V !-«2	^н(^ + 2йвн)
где Еу — модуль Юнга; п — отношение Пуассона; dH, dsn —
наружный и внутренний диаметры цилиндра токовой цепи
шунта.
Для трубчатого пластинчатого шунта предельный допусти-
мый ток
/пред= 2,42-10* д/етдопЛ4а	°’5	+	,	(9-40)
где сГдоп — максимальная допустимая нагрузка при растяже-
нии; Ма—момент сопротивления при растяжении; N — число
пластин. Если по результатам расчета /пред получается меньше
заданного, необходимо в конструкции шунта предусмотреть
распорки между пластинами, что увеличит жесткость конструк-
ции, или изменить геометрические размеры шунта.
9-11. Измерительные трансформаторы напряжения
Измерительные трансформаторы напряжения (ТН) пред-
назначены для измерения напряжения в цепях автоматики,
сигнализации, релейной защиты линий электропередачи и вы-
соковольтных электротехнических установок. Трансформаторы
напряжения различаются по числу обмоток (двух- и трехобмо-
390
точные); числу фаз (одно- и трехфазные); классу точности
(т. е. по допустимым значениям погрешностей); способу охлаж-
дения (масляное, естественное воздушное); роду установки
(для внутренней или наружной установки). Трансформаторы
напряжения преобразуют высокое напряжение в низкое напря-
жение стандартной величины, удобное для измерений. Обычно
в качестве номинального вторичного напряжения принимают
напряжение 100 В или ЮО/УЗ. Это позволяет применять для
измерения любого напряжения одни и те же стандартные при-
боры. Реле защиты, реагирующие на напряжение, изготовля-
ются также на это же напряжение независимо от напряжения
электрической цепи.
Первичная обмотка TH изолируется от вторичной соответст-
венно классам напряжения установки. Для безопасности обслу-
живания один конец вторичной обмотки обязательно зазем-
ляется- Поэтому TH изолирует вторичную обмотку, а, следо-
вательно измерительные приборы и реле, от цепи высокого
напряжения и делает безопасным их обслуживание.
Однофазные TH могут иметь либо один, либо два ввода
первичной (ВН) обмотки, изоляция которых соответствует пол-
ному рабочему напряжению. В зависимости от этого TH назы-
ваются однополюсными или двухполюсными. Трехфазные TH
выполняются трехстержневыми и пятистержневыми.
В трансформаторах часто применяется литая изоляция. TH
с литой изоляцией полностью или частично (одни обмотки) за-
литы компаундной массой или эпоксидной смолой. Такие TH
при внутренней установке имеют меньшую массу и габариты и
не требуют ухода при эксплуатации; этим они выгодно отли-
чаются от масляных TH.
В масляных TH для изоляции обмоток от заземленных час-
тей и предохранения обмоток от увлажнения применяют масля-
ное заполнение. В отличие от силовых к измерительным TH
не предъявляются требования высокой термической и электро-
динамической стойкости, так как вторичные токи их очень малы
и даже при коротком замыкании во вторичной цепи не прояв-
ляются термическое и электродинамическое воздействия тока.
Кроме того, последовательно с TH обычно включаются токо-
ограничивающие резисторы или предохранители.
Первичная обмотка 2 однофазного TH присоединена к цепи
высокого напряжения через предохранители П1, 172 (рис. 9-13).
Вторичная обмотка 3 питает нагрузку (обмотки измерительных
приборов или реле защиты) через предохранители 773, П4. Пре-
дохранители ПЗ, П4 служат для защиты TH от коротких замы-
каний в цепи вторичной нагрузки. Предохранители П1, 172
устанавливаются на высоковольтной стороне трансформатора
и служат для защиты сети от короткого замыкания в транс-
форматоре. Вследствие высокого сопротивления TH при воз-
никновении короткого замыкания во вторичной цепи ток
в первичной цепи мал (несколько ампер) и недостаточен для
391
Рис. 9-13. Однофазный двухобмоточ-
ный TH
срабатывания предохраните-
лей П1, П2. Для облегчения
отключения устанавливают
токоограничивающие предохра-
нители пкт или стреляющие.
Основными параметрами
TH являются: номинальное на-
пряжение трансформатора,
равное номинальному напря-
жению первичной обмотки, но-
минальный коэффициент
трансформации — отношение
номинального первичного на-
пряжения к номинальному вто-
ричному напряжению, номи-
нальная вторичная нагрузка,
погрешность напряжения и угловая погрешность.
Требования к погрешности TH аналогичны требованиям
к погрешности ТТ. Для TH промышленного назначения, уста-
навливаемых в сетях, подстанциях и распределительных
устройствах, установлены три класса точности: 0,5; 1; 3. Спе-
циальные требования к точности при перегрузках большой
кратности к TH не предъявляются, так как такие перегрузки
могут появиться только при аварии в самом трансформаторе
или в питаемых им цепях.
Трансформатор напряжения в отличие от силового транс-
форматора работает в условиях, близких к режиму холостого
хода. Их номинальная мощность намного меньше предельной,
определяемой нагреванием. Номинальная мощность TH зависит
от класса точности. Чем выше класс точности TH (т. е. чем
меньше его погрешности), тем меньше номинальная мощность.
TH согласно ГОСТ 15161—76 должны удовлетворять задан-
ным классам точности при следующих условиях:
1)	изменение мощности, отдаваемой вторичной обмоткой,
должно быть в пределах от 0,25 ( Р„ до fY Рв,
\ С1н /	\	)
где — напряжение сети (колебания этого напряжения со-
ставляют ±10%); [71н — номинальное напряжение трансфор-
матора; Рн—номинальная мощность трансформатора;
2)	коэффициент мощности нагрузки должен быть рав-
ным 0,8;
3)	частота 50 Гц.
Трансформатор напряжения имеет максимальную мощность,
которую он может отдавать длительно без превышения пре-
дельной допустимой температуры обмоток. Класс точности
при этом не нормируется.
Если у силовых трансформаторов при холостом ходе паде-
нием напряжения пренебрегают и при определении коэффици-
ента трансформации полагают, что
392
п =
uln
wi ~ Ех
W2 Е2
U2a
то у TH падение напряжения надо учитывать, так как погреш-
ности, зависящие от падения напряжения в первичной обмотке
при холостом ходе, бывают соизмеримы с погрешностями при
нагрузке, что может вывести трансформатор из заданного
класса точности.
Зависимость погрешностей от режимов работы TH. Для
определения зависимости погрешностей от режимов работы
трансформатора напряжения рассмотрим процессы, происхо-
дящие при холостом ходе и при нагрузке.
Режим холостого хода трансформатора.
У идеального TH при холостом ходе по первичной обмотке
проходит ток, создающий намагничивающую силу, необходи-
мую для образования магнитного потока. Ф, сцепленного
с обеими обмотками трансформатора. Намагничивающий ток
1т должен совпадать по направлению с потоком Ф (рис.
9-14, а).
Реальный TH имеет потери как в магнитопроводе, так и
в обмотке. Ток холостого хода состоит из реактивной состав-
ляющей (намагничивающий ток /р) и активной составляющей
/а, вызываемой потерями холостого хода. Вектор тока холо-
стого хода /о является геометрической суммой векторов /р и
/а (рис. 9-14, б).
Ток, холостого хода /о, проходящий по первичной обмотке,
вызывает в ней активное падение напряжения [Деи, равное
I&y (где Г\ — активное сопротивление первичной обмотки), и соз-
дает поток рассеяния Фр, который вызывает в первичной обмотке
ЭДС рассеяния £poi. Взятая с обратным знаком ЭДС ДРо1
называется индуктивным падением напряжения и обозначается
через t/poi, т. е. —£poi = t/Poi- Так как ЭДС Epoi отстает по фазе
от потока ФР и, следовательно, от тока /0 на 90°, то, как пока-
зано на векторной диаграмме рис. 9-15, а, вектор C7poi должен
опережать вектор тока /0 на 90°. Вектор [Дое имеет одинаковое
направление с вектором тока 10.
Рис. 9-14. Векторная диаграмма TH в режиме холостого хода
393
Рис. 9-15. Векторная диаграмма реального ТН
Расчет погрешностей при холостом ходе.
Погрешность напряжения еио можно найти, используя вектор-
ную диаграмму холостого хода:
8у о = (—Eoi—
Ввиду малого угла до между векторами U\ и —Е01 можно
считать, что вектор t7t равен своей проекции на ось ординат.
Тогда погрешность напряжения
буо= —(t/aoisina+t/poicosayt/i,
где UaOi и t/poi — активное и индуктивное падения напряжения
в первичной обмотке (проценты от первичного напряжения
t7i); а — угол между вектором тока холостого хода /о и его
реактивной составляющей /р (угол магнитного запаздывания).
Преобразуем Ua01 и C/Poi:
и.01=иа1-^
'1
77	__ ТТ
01— ир1^~
' 1
/х sin а
^Pi-T^-
Ijcos а
где Haj и Upi — активное и индуктивное падения напряжения
в первичной обмотке при номинальной нагрузке соответственно;
/а*, /р* — отношение активной и реактивной составляющих тока
холостого хода к номинальному току соответственно.
394
Подставив t7aOi и Uvoi в формулу, получим
еуо=-(^1/: + Пр1/;Ж.	(9-41)
Угловая погрешность при холостом ходе — угол ёо между
векторами Ui и —EOt (рис. 9-15, а). Ввиду малого значения
угла 6о можно считать, что tg 6о~6о.
Исходя из векторной диаграммы можно записать
6q = A (t/a 01 cos ct— Up oi sin ct) = A (t/a i/p HPi/a), (9-42)
л 360-60	, o
где A=—-------- мин/рад- Заметим, что угловая погрешность
считается положительной, если £i опережает U\.
Режим нагрузки TH. При включении нагрузки в пер-
вичной и вторичной обмотках TH возникают нагрузочные токи,
которые вызывают в них соответствующие падения напряжения.
При этом в первичной обмотке эти падения напряжения сум-
мируются (геометрически) с падением напряжения, вызывае-
мым током холостого хода (рис. 9-15, б).
Так как вторичный ток 12' индуктивной нагрузки вызывает
во вторичной обмотке активное и индуктивное падения напря-
жения {/^2, С/'рг, вторичная ЭДС Е% должна компенсировать,
кроме вторичного напряжения, эти падения напряжения. От-
сюда следует, что вторичное напряжение на вводах вторичной
обмотки меньше ЭДС на величину падений напряжений, т. е.
U 2 = Е2— и а2— U р2.
Первичный ток //, возникающий в первичной обмотке, вы-
зывает в ней активное и индуктивное падения напряжения Ual
и Upi. Эти напряжения, сложенные (геометрически) с паде-
ниями напряжения при холостом ходе UaOl и £7poi, должны
компенсироваться первичным напряжением Ult т. е.
Ui — —£1 + t/a 01 + Up oi-}- Ua 1 + Up 1.
На основании векторных диаграмм могут быть получены
формулы для расчета погрешностей трансформатора напря-
жения.
Расчет погрешностей при нагрузке. Погреш-
ность напряжения еун, вызываемая нагрузкой,
еу я= — (С7а cos ф2 + t/p sin ф2)/{^1,	(9-43)
где t/a=[/al + C/a2; Up= C7pi+ I/p2— суммарное активное и ин-
дуктивное падение напряжения в первичной и вторичной об-
мотках соответственно; cos<p2 — коэффициент мощности на-
грузки.
Угловая погрешность
бн = 34,4 (С/а sin ф2—t/p cos ф2).	(9-44)
395
Полная погрешность напряжения и полная угловая погреш-
ность при нагрузке определяются как сумма погрешностей при
холостом ходе и при нагрузке TH:
su = ен о + su н’,
(9-45)
.	б — бо + бн-
Значения погрешностей, вызываемых нагрузкой, пропорцио-
нальны падениям напряжения, а следовательно, и току на-
грузки. Поэтому зависимости погрешностей от нагрузки прак-
тически являются линейными.
Приближенный метод расчета погрешностей TH. Расчет
погрешностей является основой расчета TH и производится
после электромагнитного расчета, выполненного для трансфор-
матора аналогично расчету обычного силового понижающего
трансформатора-
Особенностью проектирования TH является то, что нагру-
зочные характеристики трансформатора определяются для мощ-
ности, соответствующей классу точности 0,5, при этом плотно-
сти тока в обмотке выбирают около 0,2—0,3 А/мм2. Для пер-
вичной обмотки это значение берется еще меньше, чтобы
механическая прочность провода не была слишком мала.
Обычно выбирают провод диаметром более 0,2 мм.
Для расчета погрешностей TH необходимо знать длину
средней линии магнитного потока в сердечнике магнитопро-
вода /с и в ярме /я, требуемую для определения намагничиваю-
щих сил и их активных составляющих; площадь сечения
стержня Sc и ярма SH; значения магнитной индукции в сече-
ниях стержня и ярма; активные и реактивные падения напря-
жения для первичной (Ual и t/Pi) и суммарно для обеих (Ua и
Up) обмоток. Реактивное падение напряжения Upl первичной
обмотки условно принимается равным половине общего
(7pi=L/p/2. Потери рассчитываются для температуры, равной
+ 50°С. Кроме того, необходимо знать намагничивающую силу
F2, соответствующую току вторичной обмотки 12 для класса
точности 0,5.
В соответствии с требованием ГОСТ 1516—76 погрешности
рассчитываются для первичного напряжения, равного 0,9 и
1,1 £/1Н, для мощностей, соответствующих классам точности 0,5; 1;
3, и при коэффициенте мощности нагрузки cos <р2= 0,8.
Расчет погрешностей однофазного TH реко-
мендуется производить в следующем порядке:
1.	Определяется длина средней линии магнитного потока
в магнитопроводе отдельно для стержня и для ярма. Длина
средней линии в стержне 1С принимается равной высоте окна Н.
Длина средней линии в ярме зависит от размеров магнитопро-
вода.
396
2.	Определяется число зазоров (стыков) N между пласти-
нами магнитопровода. Для броневого магнитопровода число
стыков стержня 2VC=1, а для сечения ярма Мя = 3.
3.	Определяется полная намагничивающая сила Fm и ее
активная составляющая Еа для магнитных индукций, соответ-
ствующих 0,9 С7Н и 1,1 UH:
Fm~H т с^с Дtn я^я 4“ Д<Дст. с + ^Fct. я;
= Да. с^с“Ь Да. я^я,
где Нтс и Дтя — напряженность магнитного поля в стержне
и в ярме соответственно; FCt.c, Гст.я— намагничивающая сила
на один стык пластин стержня и ярма; Да. с, Да. я — активная
составляющая напряженности магнитного поля в стержне и
ярме. Значения Д берутся по кривым намагничивания электро-
технической стали в зависимости от индукции.
4.	Определяются ip и ia тока холостого хода, отнесенные
к номинальному току для класса точности 0,5:
iP = Fm/F2U; iz = FJF2U.
Погрешность напряжения его и угловая погрешность д0
от тока холостого хода определяются по формулам (9-41),
(9-42).
Погрешность напряжения егн и угловая погрешность дн от
номинального тока нагрузки определяются по формулам (9-43)
и (9-44).
Находится полная погрешность напряжения ev и угловая
погрешность 6 при номинальной нагрузке как суммарные по-
грешности от тока холостого хода и от тока нагрузки:
е£/= ъио + еун! б = 604-6н.
В соответствии с требованиями ГОСТ 1516.1—76 для класса
точности 0,5 необходимо вычислить погрешности при нагрузке,
составляющей 0,25 Ua. Значения погрешностей для нагрузки,
равной 0,25 ия, и для номинальных нагрузок, соответствующих
классам точности 1 и 3, находят, изменяя найденные выше
значения еГ7н и <5н пропорционально нагрузке. Погрешности
напряжения епн отрицательны и могут выйти за пределы до-
пусков для соответствующих классов точности. В связи с этим
необходимо ввести коррекцию погрешности напряжения еук.
Значение еик выбирается численно равным среднему из вычис-
ленных значений еи для класса точности 0,5, и это значение
берут с положительным знаком.
Определяется полная погрешность напряжения еи, равная
алгебраической сумме трех погрешностей Еи=его + е!7н + ес/к-
Полученные результаты расчета заносятся в таблицу. Зна-
чения погрешностей не должны выходить за пределы допусков
соответствующих классов точности. Если полученные погреш-
397
Рис. 9-16. Сое-
динение обмо-
ток ТН
точно.
мости не удовлетворяют классу точности ТН,
то необходимо произвести изменение конструк-
тивных параметров ТН.
Расчет погрешностей трехфазного ТН произ-
водится аналогично расчету погрешностей одно-
фазного ТН.
Коррекция п о гр еш н о ст е й ТН. Коррек-
цией напряжения называется преднамеренное
изменение коэффициента трансформации в сто-
рону повышения вторичного напряжения. Из
формулы (9-42) видно, что погрешность напря-
жения всегда отрицательна. Введение коррек-
ции дает возможность за счет использования
положительных значений погрешностей умень-
шить их абсолютные значения.
Коррекцию выполняют таким образом, чтобы при холостом
ходе трансформатор имел бы некоторую положительную по-
грешность (в пределах класса точности), т. е. увеличивают
вторичное напряжение. Однако же в практике обычно не уве-
личивают число витков во вторичной обмотке, а уменьшают их
на первичной, что позволяет осуществить коррекцию более
Число уменьшаемых витков при коррекции wK определяется
по формуле
WK = &Uk.
Применение коррекции напряжения (уменьшение числа вит-
ков) позволяет получить экономию материала проводов.
Кроме коррекции напряжения, требуется коррекция и угло-
вой погрешности, которая может быть осуществлена в трех-
фазных ТН.
Первичная обмотка трехфазных ТН обычно соединяется
в звезду. Для осуществления угловой коррекции ёк соединение
в нулевую точку производится посредством дополнительных
компенсационных обмоток, расположенных на соседних фазах
и включаемых последовательно с основными ветвями звезды
(рис. 9-16).
Расчет корректирующих витков начинается с определения
числа витков компенсационной обмотки а»кп- Затем определяют
число витков на которое следует уменьшить w основной
ветви каждой фазы первичной обмотки для получения необхо-
димого значения гук коррекции напряжения:
wK = w zUk sin 30°щкп = w sUk +	wKn.	(9-46)
Если угловые погрешности по расчету получаются положи-
тельными, то угловая коррекция 6К должна быть отрицатель-
ной. Для перемены знака коррекции необходимо изменить по-
следовательность .соединений в схеме.
398
9-12. Расчет и конструирование делителей напряжения
Делители напряжения это измерительные электрические
аппараты, преобразующие измеряемое высокое напряжение
в напряжение, удобное для измерения. Это преобразование
напряжения характеризуется коэффициентом деления п. Дели-
тель напряжения (ДН) содержит высоковольтное плечо и
низковольтное (часть делителя, к которой подсоединяется изме-
рительный прибор).
Основное требование, предъявляемое к ДН, состоит в том,
чтобы напряжение на низковольтном плече ДН повторяло
измеряемое высокое напряжение и не зависело от частоты и
величины измеряемого напряжения и чтобы исключалось влия-
ние электростатических и электромагнитных полей, короны,
утечки по изоляции. Это возможно при точном подобии части
схемы, находящейся под высоким напряжением, и измеритель-
ного плеча. Однако наличие на стороне высокого напряжения
распределенных емкостей соединительного провода, а на стороне
низкого напряжения — емкостей измерительного кабеля приво-
дит к тому, что обе части схемы не подобны. Задачей проекти-
рования ДН является выбор параметров аппарата, при которых
отклонение коэффициента деления от номинального значения и
фазовые погрешности находятся в допустимых пределах.
Передаточные свойства измерительной схемы определяются
амплитудно-частотной и фазово-частотной характеристиками.
Амплитудно-частотная характеристика определяет зависимость
амплитуды напряжения на выходе схемы от частоты при задан-
ном напряжении на входе; фазово-частотная характеристика —
фазовый угол между напряжениями на входе и выходе в зави-
симости от частоты.
Рассмотрим вопросы проектирования омического, емкостного
и емкостно-омического ДН.
Омические делители напряжения. Омический делитель на-
пряжения состоит из двух последовательно соединенных рези-
сторов и Т?2 (рис. 9-17, а), при этом Ri>R2. Коэффициентом
деления называют отношение напряжения Ur(t), подлежащего
измерению, к измеряемому сигналу, снимаемому с низковольт-
ного плеча ДН R2.
n = . (9.47)
и 2 (0	т?2	'	’
При высоких частотах емкостное сопротивление низковольт-
ного плеча ДН (Ск) оказывает заметное влияние на передаточ-
ное отношение:
.	/0.481
1 + itoRzCtu
399
Рис. 9-17. Схема омического делителя напряжения
Чтобы передаточное отношение не зависело от частоты,
параллельно высоковольтному плечу ДН подключается емкость
Сь При проектировании ДН эту емкость подбирают так, чтобы
при высоких частотах выполнялось соотношение /?iCj = /?2CM.
Выходное напряжение в этом случае в любой момент времени
пропорционально изменению входного напряжения. Низковольт-
ный резистор Д2 выбирают с учетом волнового сопротивления
соединительного кабеля (от делителя к осциллографу). При
конструировании принимают Д2 = (50-*-150) Ом. Погонное со-
противление жилы соединительного кабеля составляет 10—
100 Ом/м.
Качество ДН в области высоких частот определяется реак-
цией на прямоугольный импульс — формы импульса на выходе
ДН при скачкообразном изменении напряжения на входе. Все
многообразие форм реакции на прямоугольный импульс можно
свести к двум характерным для ДН зависимостям:
t/2= — t/x[l— ехр(—t/х)];	(9-49а)
п
U2 =— СДсоз <о/[1—ехр(—Их)].	(9-496)
Реакция на прямоугольный импульс характеризуется сгла-
живанием фронта прямоугольного импульса [формула (9-49а)]
и затухающими колебаниями [формула (9-496)]. Параметры
х и со определяются графически из снятой осциллограммы
реакции на прямоугольный импульс. Это позволяет выбрать
параметры ДН, используя упрощенные схемы замещения и при-
ближенные выражения для х и со. Постоянная времени х в за-
висимости от соотношения параметров схемы может быть
представлена в уравнениях (9-49а, б) зависимостями
=	Т2 = Д1С3/6, Tg ДвЫХ'^Ск,
где Ск — емкость кабеля; ДВых = Д2-
400
При 7?! = (0,4-ь2,5) кОм достигаемое минимальное время ре-
акции для ДН на напряжения 105— 106 В составило менее
IO-8 с.
При R2>RK включать резистор R2 нужно в начале или конце
кабеля. Постоянная времени т3=/?2Ск- При длине кабеля
больше 10 м и R2m 100 Ом имеем т3=10~7 с. В этом случае
улучшить передаточные свойства измерительного плеча воз-
можно за счет уменьшения R2, т. е. увеличивая п — коэффи-
циент деления, или за счет применения осциллографа с боль-
шим усилением.
При R2<Rk необходимо согласование измерительного ка-
беля, т. е. включение дополнительного резистора. Однако этого
может оказаться недостаточно, так как согласующие резисторы
имеют конечную индуктивность и являются частотно-зависи-
мыми.
При R2, равном половине волнового сопротивления кабеля,
достигаются наилучшие результаты. При выполнении омиче-
ских делителей на высокие напряжения используются рези-
сторы R\ с большими линейными размерами, при этом следует
учитывать распределение емкости по отношению к земле (рис.
9-17, б).
Емкость делителя предполагают распределенной по его
длине и вводят в схему замещения в виде сосредоточенной ем-
кости, равной 2/3 общей емкости делителя С3, включенной
в плечо высокого напряжения. Плечо низкого напряжения в за-
висимости от соотношения R2 и сопротивления измерительного
кабеля может содержать согласующие резисторы.
Индуктивность L делителя и соединительных элементов
зависит от конструктивного выполнения схемы и в предвари-
тельных расчетах может быть принята прямо пропорциональ-
ной длине делителя. Коэффициент пропорциональности равен
10"5 Гн/м.
Емкость С3 может быть рассчитана как емкость проводя-
щего цилиндра, имеющего высоту и диаметр делителя. Она
зависит от отношения высоты делителя к диаметру и состав-
ляет 15—20 пФ на метр высоты делителя. В действительности
емкость С3 в верхней части ДН получается,меньше, чем в ниж-
ней. При прямоугольной волне напряжения емкости по отно-
шению к земле заряжаются. Необходимый для этого зарядный
ток больше в верхней части делителя, что является причиной
нелинейного, частотно-зависимого распределения напряжения
вдоль делителя. Чтобы уменьшить вредное влияние С3 при
измерении быстро изменяющихся напряжений, распределение
электрических полей в емкостных и активных частях делителя
должно быть идентичным. Этого можно достичь в емкостно-
омических или регулируемых омических делителях напряжения.
Неравномерность распределения напряжения вдоль сопро-
тивления Ri может быть устранена включением конденсаторов
параллельно омическим элементам делителя.
401
Нелинейность распределения напряжения U\ тем больше,
чем меньше отношение CJC3. Идеальная характеристика пере-
дачи получается, когда Ci/C3->oo. Однако реально использо-
вать такой ДН невозможно из-за его большого влияния на из-
меряемый объект. Практически достаточно, чтобы выполнялось
соотношение Ci/C3>3. Это означает, что делитель напряже-
ния, состоящий из десяти ступеней, при емкости по отношению
к земле С3 = 10 пФ должен иметь общую параллельную емкость
3000 пФ. Следует учитывать то обстоятельство, что высоко-
вольтные конденсаторы емкостью 3000 пФ и более имеют ин-
дуктивность, которой нельзя пренебречь.
Для согласования измерительного кабеля с делителем необ-
ходимо, чтобы сопротивление резистора R% было бы равно
.волновому, либо чтобы вместо резистора Д2 использовались
два резистора, включенных в конце и начале кабеля и имею-
щих суммарное сопротивление, равное волновому сопротивлению
кабеля. При такой схеме должно соблюдаться условие: 7?iC1==
= R‘2,C'2.
У емкостно-омических делителей напряжения постоянные
времени высоковольтного и низковольтного плеча должны быть
одинаковы, что достигается введением корректировочного кон-
денсатора емкостью несколько микрофарад параллельно низко-
вольтному плечу. Конструктивно конденсаторы С1 целесооб-
разно располагать коаксиально вокруг активных сопротивле-
ний, что обеспечивает хорошую экранировку. Для улучшения
характеристик делителя в области высоких частот применяют
последовательное соединение резисторов и конденсаторов.
В этом случае реакция на прямоугольный импульс представ-
ляет собой затухающий импульс. Постоянная времени в таком
режиме	Резисторы R{ конструктивно целесообразно
распределить между отдельными конденсаторами. Следует учи-
тывать, что элементы делителя Д2 и Сч (низковольтное плечо)
имеют конечные индуктивности. Отношение общей индуктивно-
сти ДН к индуктивности низковольтного плеча в идеальном
ДН в области высоких частот должно быть равно коэффици-
енту деления:
п = Ci + fo = R1 + R2 =L.	(9.5O)
Сг	R%	Li
Если условие (9-50) соблюдается, то реакция на прямоуголь-
ный импульс минимальна. Практически это осуществить трудно,
так как ДН обычно имеют большой коэффициент деления и
поэтому сложно выполнить низковольтное плечо с малой индук-
тивностью.
Емкостные делители напряжения. Коэффициент деления ем-
костного делителя напряжения (ЕДН) не зависит от частоты
измеряемого напряжения, поэтому он представляет собой
идеальный делитель для измерений импульсных напряжений.
402
Реакция ЕДН на прямо-
угольный импульс описы-
вается уравнением (9-49).
Схема замещения
ЕДН (рис. 9-18) содер-
жит индуктивность дели-
теля и соединительных
проводов L, паразитную
емкость относительно
земли С3. Низковольтное
плечо содержит конденса- Рис- 9-18. Схема емкостного ДН
тор С2, согласующий ре-
зистор 7?к, конденсатор
кабеля Ск и резистор нагрузки (осциллографа) RH.
Емкость С3 не вносит искажений в форму импульса напря-
жения, однако оказывает влияние на коэффициент деления:
4- ск
С1
n= 1 -)
Сз Г । _i_ Cg 4~ ск \
3Ci v 2Ci )'
Емкость конденсатора Ci выбирается намного больше С3
с целью добиться минимального влияния изменения емкости
конденсатора С3. Как правило, конденсаторы Ci собираются из
импульсных конденсаторов с малой индуктивностью и результи-
рующей емкостью около 10~10 Ф.
Индуктивность L для оценочных расчетов может быть при-
нята прямо пропорциональной длине делителя с коэффициентом
пропорциональности 10-6—10-5 Гн/м. Эта индуктивность со-
вместно с емкостью делителя образует колебательный контур,
декремент затуханий колебаний в котором определяется соот-
ношением сопротивления R и критического сопротивления, рав-
ного a;2prLCi. У ЕДН критическое сопротивление составляет
несколько сотен ом.
Постоянная времени%—2L/R, период колебаний Т ~ 2л]/£Сь
По т и Т можно оценить искажение измеряемого прямоуголь-
ного импульса, используя и уравнения (9-49).
В области низких частот делитель имеет погрешности, вы-
званные разрядом емкости (Сг+Ск) через резистор нагрузки
Rn (контур RC). В результате «нулевая» линия на экране
осциллографа смещается после воздействия импульса. Поэтому
значения С2 и Ск выбираются такими, чтобы тс было много
больше полной длительности измеряемого импульса.
Емкостный делитель напряжения с минимальной индуктив-
ностью находит широкое применение в наносекундной импульс-
ной технике, а для измерений постоянных и медленно меняю-
щихся напряжений применяют омические или емкостно-омиче-
ские ДН, так как у ЕДН конденсаторы обладают сопротивле-
нием утечки и в этом случае распределение напряжения проис-
403
ходит не по емкостям, а по сопротивлениям утечки. Кроме того,
ЕДН соединяется с источником напряжения проводником, ин-
дуктивность которого, образуя с емкостью делителя колеба-
тельный контур, приводит к колебательному характеру пере-
даточной функции делителя.
При напряжениях до 20—30 кВ малую индуктивность под-
водящих проводов обеспечивают применением коаксиальных
соединений. В этом случае собственная частота колебательного
контура оказывается выше предельной частоты осциллографа и
поэтому не искажает измерений. При очень высоких напряже-
ниях присоединение коаксиальных проводов невозможно, при
этом используют демпфирующие резисторы, что, однако отри-
цательно влияет на время нарастания переходной функции и
коэффициент деления.
При проектировании емкостных делителей для очень высоких
напряжений (до 3 МВ и выше), конденсаторы С\ которых
нужно рассматривать как линию задержки, необходимо учиты-
вать возникающие дополнительные волновые колебания, кото-
рые нельзя ликвидировать сосредоточенным демпфирующим
резистором на входе делителя. Удовлетворительные результаты
дает равномерное распределение по высоковольтному плечу
делителя демпфирующих резисторов.
Для изготовления демпфированных ЕДН применяют кон-
структивные элементы — бифилярные или ленточные резисторы,
конденсаторы с плоскими торцевыми контактами, имеющими
малую собственную индуктивность. Кроме того, общая индук-
тивность делителя уменьшается при рациональном конструи-
ровании элементов и их соединений. Так, демпфирующие
резисторы между каждыми двумя последовательными конденса-
торами составляют из нескольких параллельно соединенных рези-
сторов. Подключение ЕДН к электронно-лучевому осциллографу
производится коаксиальным кабелем. Чтобы возникающие на
конце разомкнутого кабеля отражения не приводили к коле-
баниям напряжения, кабель со стороны входа замыкается на
волновое сопротивление.
При быстро изменяющихся напряжениях измеряемый сиг-
йал U2, возникающий на низковольтном плече делителя, делится
в отношении 1 :2, так как напряжение подается на последова-
тельно соединенные резисторы, включенные со стороны входа
кабеля, и волновое сопротивление последнего. Поступающая
в кабель подающая волна Uz№ на его конце отражается
с удвоением напряжения, так что на пластинах осциллографа
устанавливается первоначальное значение напряжения U2-
Поскольку для отраженной волны низковольтная емкость С2
эквивалентна в данном случае короткому замыканию, отраже-
ние волны от начала кабеля не происходит и остается справед-
ливым выражение для коэффициента деления:
п — (Сх -ф С2)/С1.
404
После двойного отражения волны по кабелю его емкость
Ск подключается параллельно конденсатору С2, вследствие
чего при медленно изменяющихся процессах и низких частотах
получается завышенный коэффициент деления:
л = ~Ь ~Ь С*
Ci
При небольших длинах кабеля (СК<СС2) разница в значе-
ниях п несущественна. При больших длинах кабеля или сравни-
тельно малых емкостях С2 погрешность измерений можно лик-
видировать, используя схему согласованного подключения.
ГЛАВА ДЕСЯТАЯ
ПРОБЛЕМЫ ОПТИМИЗАЦИИ
ПРИ ПРОЕКТИРОВАНИИ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ
10-1. Проблемы и методы поиска новых технических решений
Разрабатывает ли конструктор новый аппарат или модер-
низирует известную конструкцию, проектирует дугогасительное
устройство, привод или отдельный узел, деталь, принятое кон-
структором решение (частное или общее) должно быть луч-
шим — оптимальным. Однако, чтобы дать такое заключение, не-
обходимо иметь показатели для оценки предпочтительности
выбранного решения — критерии оптимизации.
В центре внимания при выборе технических решений дол-
жны быть народнохозяйственные задачи, т. е. достижение
в итоге высоких технико-экономических показателей при ис-
пользовании данного элемента, аппарата (объекта усовершен-
ствования) в народном хозяйстве.
Поиск наилучшего решения среди многочисленных возмож-
ных— сложная, противоречивая проблема. Рассмотрим некото-
рые из них: поиск новых технических решений, элементы при-
кладной теории оптимизации, некоторые прикладные задачи
оптимизации при проектировании электрических аппаратов,
элементы систем автоматизированного проектирования (диалог
«конструктор — ЭВМ», автоматизированное рабочее место кон-
структора) .
Изложенный в предыдущих главах материал также посвя-
щен оптимизации конкретных процессов, элементов и устройств
электрических аппаратов, определению критериев оптимиза-
ции (например, быстродействие, малые габариты механизмов
и т. д.). Эти вопросы рассмотрены с учетом традиций в проек-
тировании электрических аппаратов, а также современной
405
теории и практики электроаппаратостроения. Поэтому материал
этой главы не исключает изложенное выше, а лишь дополняет
его, раскрывает возможные пути совершенствования методов
проектирования.
Поиск новых технических решений. В настоящее время раз-
работано несколько десятков методов поиска технических ре-
шений, в основе которых заложены идеи организации и управ-
ления мыслительной деятельностью конструктора. Они при-
званы направить мышление конструктора на поиск новых идей,
комбинаций, которые при несистематических исследованиях
не рассматриваются.
Например, в методе «морфологическая матрица», разра-
ботанном Ф. Цвикки (США), предлагается систематическое ис-
следование всех вариантов системы (устройства), вытекающих
из закономерностей строения (морфологии) рассматриваемого
объекта [59]. Метод заключается в построении «-мерного про-
странства характеристик (параметров), так называемого мор-
фологического ящика, и поиске наилучшего элемента (кубика)
этого ящика. Причем культивируется беспристрастный подход
(без предварительной оценки ценности каждого решения) до
тех пор, пока не будут получены все решения. Далее по соот-
ветствующим критериям определяется функциональная цен-
ность всех полученных решений и выбирается лучшее.
В методе «алгоритм решения изобретательских задач»
Г. С. Альтшуллера (СССР) весь процесс поиска разбивается
на последовательные этапы, где предполагается изучение изве-
стных технических решений, преодоление привычных представ-
лений об объекте, тесная взаимосвязь на каждом этапе про-
фессиональных знаний, логики и интуиции [59].
Недостаточное использование этих методов в современном
проектировании объясняется значительным объемом подгото-
вительной работы по сбору технической информации, требова-
нием высокой профессиональной квалификации конструктора,
занимающегося поиском и принимающего решение, недостаточ-
ным уровнем автоматизации проектирования. В процессе ин-
тенсификации решения важных для народного хозяйства тех-
нических задач, широкого внедрения автоматизированных
систем проектирования значимость методов поиска новых техни-
ческих решений будет возрастать.
Как при модернизации- электрического аппарата получить
лучшее техническое решение (частное или общее)? Опытный
конструктор использует несколько приемов (правил) для по-
вышения вероятности успеха при поиске новых решений. После
анализа большого числа конструкторско-изобретательских за-
дач А. И. Половинкин выделил более 800 таких эвристических
приемов поиска (краткое описание правил), не повторяющих
друг друга [59]. Отметим, к примеру, такие приемы, как
«вместо жестких объемных конструкций использовать гибкие
оболочки и пленки», «применить известный объект для другого
406
назначения», «изменить или поменять функциональное назна-
чение элементов объекта» и т. д. Применительно к электриче-
ским аппаратам можно отметить, например, решения использо-
вать эластичные камеры для элегазовых дугогасительных
устройств или индукционно-динамический механизм в жидко-
металлическом короткозамыкателе, в котором ускоряется
не традиционный немагнитный диск, связанный с контактами,
а жидкий металл, обеспечивающий замыкание неподвижных
контактов [см., например, а. с. № 708428, 851528 (СССР)].
Для эффективного и результативного поиска решений и вы-
бора наилучшего конструктор должен иметь полную информа-
цию о патентах, о требованиях, предъявляемых к решениям
(ГОСТ, нормали, технические данные о различных материалах,
изделиях), о недостатках существующих решений (данные об
эксплуатации, результаты испытаний) и т. д. Следовательно,
сбор, обработка и анализ технической информации—обязатель-
ный процесс при поиске новых технических решений.
В настоящее время разработаны и действуют системы обра-
ботки патентных материалов. В таких автоматизированных ин-
формационно-поисковых системах осуществляется, в частности,
итерационный поиск рациональных технических решений по
требованию конструктора. Далее выявляются существенные
недостатки у отобранных прототипов согласно техническому
заданию, проводится поиск лучшего конструктивного решения
с широким привлечением фонда эвристических приемов. В за-
ключение проводится оптимизация по соответствующим кри-
териям. Разработаны системы поиска технической информа-
ции, поиска оптимальных технических решений (например,
система «Пионер» института кибернетики АН УССР), основан-
ные на широком использовании ЭВМ. Такие системы обычно
рассматриваются как подсистемы автоматизированного проек-
тирования.
Постановка задачи поиска оптимальных технических реше-
ний. Чем больше параметров, функциональных зависимостей,
критериев, критериальных зависимостей учитываются в про-
цессе проектирования электрического аппарата, тем меньше
грубых ошибок, выше качество проектирования. Однако в этих
множествах данных трудно выбрать правильную стратегию и
тактику, к тому же многие важные характеристики (или пара-
метры) носят неопределенный, а в некоторых случаях и слу-
чайный характер, часто нет и достоверной математической
модели объекта.
Поэтому первоочередная проблема перед конструктором —
постановка задачи поиска [77]: полное и четкое
описание цели (объекта усовершенствования) критериями,
математическое описание модели объекта, разумное ограниче-
ние исходных параметров, анализ функциональных характерис-
стик объекта и выбор ограничений, анализ неопределенных и
случайных параметров и т. д. Важным при постановке задачи
407
поиска является построение хода решения, прогноз результата
решения, оценка его достоверности. Однако в практике в этом
противоречивом, многогранном процессе постановки задачи
всегда присутствуют риск и компромисс, степень влияния кото-
рых на субъективное решение определяется профессиональ-
ными знаниями, опытом конструктора, уровнем автоматизации
проектирования.
Когда задача поиска оптимального решения сформулиро-
вана и имеется ее математическое описание, следует выбрать
алгоритм (метод) оптимизации. В настоящее время имеется
большое число монографий, учебников, статей по численным
методам оптимизации. Поэтому при выборе метода оптимиза-
ции целесообразен диалог (а лучше совместная работа) с мате-
матиком-программистом, специалистом по нелинейному програм-
мированию и оптимизации для того, чтобы этап выбора алго-
ритма и реализации задачи на ЭВМ сделать предельно
эффективным. Тем не менее, некоторые сведения из теории оп-
тимизации необходимы конструктору. Поэтому кратко рассмот-
рим элементы прикладной теории оптимизации применительно
к решению многопараметрических, многокритериальных техниче-
ских задач.
10-2. Элементы прикладной теории оптимизации
В математике задача оптимизации — это поиск экстремума
(максимума или минимума) функции цели. При решении техни-
ческих задач широко используются такие методы оптимизации,
как методы дифференциального исчисления, вариационного ис-
числения, математического программирования. Выбор того или
иного метода определяется постановкой и содержанием задачи,
математической моделью изучаемого объекта, устройства или
процесса. Рассмотрим, как формулируются задачи оптимиза-
ции, а также некоторые особенности алгоритмов.
Постановка задачи оптимизации. В прикладных методах
оптимизации оперируют такими понятиями, как параметры,
ограничения (параметрические, функциональные, крите-
риальные), критерии оптимизации (в технической ли-
тературе встречаются и такие термины, как критерий качества,
показатель качества, критерий эффективности). К примеру, при
постановке задачи оптимизации конструкции электромагнита
конструктор принимает в качестве переменных параметров хь
х2,.--,хп линейные размеры, площади, объемы катушки и маг-
нитопровода, исходные массы подвижных частей механизма,
число витков катушки и т. д. Для эти параметров конструктор
задает диапазоны их изменения, т. е. параметрические ограни-
чения в виде
(/=1, 2, . . . , и),	(Ю-1)
где xj*, х,**— границы вариации параметров. Обозначим набор
408
этих параметров как х*(хь Хг, ..., хп). Ограничения выделяют
в пространстве параметров «-мерный объем л.
Допустим, что в техническом задании указано об ограниче-
нии суммарной массы электромагнита и индукции насыщения
магнитопровода, которые являются функциями исходных пара-
метров. Следовательно, имеются функциональные ограничения,
которые в общем виде можно представить так:
Г;<ГДх)<гГ (fe= 1, 2, .... о. (10-2)
где IV, ГУ* — границы вариации функционала Гй(х*). Пред-
положим, что проектируемый электромагнит при заданной
тяговой силе должен иметь минимальную массу цветных ме-
таллов тц(х^) и минимальное потребление мощности в стати-
ческом режиме работы Рэм. Задача оптимизации сводится
к поиску глобального критерия оптимизации:
ФДФДхД, Ф2(х*))-*ппп.
Возможно наличие и критериальных ограничений. Например,
Ф1('х*)^Ф1**(х*), где Ф1**(х.)— верхняя граница допустимых
значений Ф^х*). Предположим, что согласно исходным данным
и математической модели электромагнита функциональные и
критериальные ограничения вырезают малый объем р из куба
параметров л. Следовательно, задача поиска формулируется
так:
min ФДФДхД Фа(х*))-	(Ю-З)
х * £ Р
Обязательным для решения поставленной задачи является
наличие подпрограммы, позволяющей для любого конкретного
набора исходных параметров х* рассчитать проектируемый
электромагнит и вычислить необходимые характеристики, функ-
ционалы П(х*) и критерии Ф/х*), где'число критериев у=1, 2.
Если представить критерий как функцию одного параметра
(одномерный поиск), то это будет кривая Ф(х*) на плоскости.
Для двух переменных параметров хь х2 критерий Ф(хь х2)
представляет собой поверхность в пространстве трех измерений
(см. рис. 1-3). При дальнейшем увеличении параметров поверх-
ности, описываемые критериями, не поддаются обычным сред-
ствам изображения [77].
Перейдем теперь к анализу пространства критериев.
В у-мерном пространстве критериев каждому набору Ф/х*),
Ф2(х*), ..., ФДхД соответствует точка &*ЯФ1(х*), Ф2(х*), ...,
Фт(х*)]. Естественно, имеется взаимное соответствие между
х*,- (в пространстве параметров) и (в пространстве крите-
риев).
Выделим в ограниченном пространстве параметров р мно-
жество точек х*/опт, при которых конструктор имеет наилучшие
409
решения по значениям критериев, и обозначим эту область
через е.
В пространстве критериев, соответствующих всем x*/i=p и
x*ionTes, представим эти области множества как р и е.
Множество е называется множеством Парето, или
множеством паретовских точек [77].
Значения критериев, принадлежащих области е, — лучшие
для оптимизации рассматриваемого объекта (или процесса) и,
следовательно, используются конструктором при выборе окон-
чательного решения (определение окончательной х* опт).
Следует отметить, что области (3 и е (соответственно Р и е)
согласно математическим моделям объектов (процессов) могут
представлять собой отдельные не связанные области или об-
ласти с пустотами, что значительно затрудняет поиск оптималь-
ных параметров.
Рассмотрим способы описания глобального критерия Фг.
Из теории полезности можно записать
фг = афх (х*) + (1 - а) Ф2 (хД	(10-4)
где ае(0,1).
Часто конструктор пользуется переводом критерия в функ-
циональные ограничения. В некоторых практических многокри-
териальных задачах конструктор вводит систему предпочтений
и ставит в соответствие каждому Ф? (х*) некоторый безразмер-
ный весовой множитель kv. В результате этого появляется гло-
бальный критерий в виде линейной комбинации исходных
функций:
Фг = /г1Ф1(х#) + /г2Ф2(х#)+ . . . +kk<Dk(x*).	(10-5)
Например, глобальный критерий оптимизации для проекти-
руемого электромагнита можно представить в виде [64]:
= k-gn k^Pэм -|- к<Д,	(10-6)
где т, Рт, Ц — масса, потребляемая мощность и стоимость
электромагнита.
Алгоритмы решения задач оптимизации. Рассмотрим струк-
турную схему поиска оптимальных решений электрического ап-
парата (рис. 10-1). Конструктору необходимо усовершенство-
вать, например, элемент, узел, устройство электрического
аппарата. Он определяет исходные параметры электрического ап-
парата, выходные характеристики для анализа, математическую
модель, критерии оптимизации и условия окончания расчета. При
заданных исходных параметрах объекта оптимизации рассчиты-
410
ваются его характерис-
тики по математической
модели. Выходные харак-
теристики и вычисленные
значения критериев пере-
даются в блок анализа
характеристик. В блоке
анализа осуществляется
проверка характеристик
электрического аппарата
на их принадлежность к
области допустимых зна-
чений и на экстремум.
Условиями завершения
расчета могут быть вы-
полнение заданного чис-
ла шагов, точность полу-
Рис. 10-1. Структурная схема поиска оп-
тимальных решений при проектировании
электрических аппаратов
чения экстремума крите-
рия и др. Если это условие (или условия) не выполняется, то
программа переходит к процедуре оптимизации, которая фор-
мирует по определенному алгоритму новую совокупность па-
раметров для оптимизации аппарата. Итерационные циклы
продолжаются до тех пор, пока не будет выполнено условие
окончания расчета.
Остановимся кратко на алгоритмах и путях их совершен-
ствования. Стандартные алгоритмы поиска х*опт, при кото-
ром Ф(х„) достигает экстремума, представляют собой проце-
дуру последовательного улучшения решения (переход от одного
решения к лучшему решению). Алгоритм поиска определяет,
какие надо сделать операции из точки чтобы получить более
предпочтительную x*z+i и так далее до х*ОпТ. При этом ведется
постоянный контроль за выполнением ограничений в каждой
точке согласно условиям поставленной задачи. Поэтому
в стандартных подпрограммах оптимизации, которые позволяют
выполнить минимизацию функционала, процесс вычислений со-
стоит из трех основных этапов: определение направления
спуска, одномерный поиск в этом направлении и управление
итерационным процессом [56].
Совершенствование численных методов оптимизации идет по
пути создания алгоритмов, в которых поиск экстремума функ-
ционала осуществляется наиболее быстро с минимальными за-
тратами. Наиболее распространенными методами, для которых
существуют стандартные подпрограммы, являются градиентные
методы и методы случайного поиска. Недостатком градиентных
методов является необходимость вычисления градиента функ-
ционала исходного критериального выражения, что трудоемко
и не всегда возможно. Метод сопряженного градиента требует
вычисления уже второй производной (условие двойного диффе-
ренцирования). Такие вычисления должны производиться на
411
каждом шаге процедуры. Специального рассмотрения требует
вопрос об устойчивости получаемого решения.
При решении многопараметрических, многокритериальных
задач со сложным математическим описанием широкие возмож-
ности имеют методы случайного поиска. Одной из разновидно-
стей случайного поиска является ЛПХ-последовательности, с по-
мощью которых осуществляется зондирование пространства
параметров и в качестве пробных точек х*ь х*2, ..., х*п выби-
раются независимые случайные точки, равномерно распределен-
ные в n-мерном объеме параметров. ЛПХ -последовательности
применяются для решения задач многокритериальной оптимиза-
ции [77]. Перед выбором точек зондирования проводится пла-
нирование расчета на ЭВМ (машинного эксперимента) с целью
уменьшения числа пробных точек. Поэтому выбор х*ц(1= 1, 2,...,
N — число экспериментов в серии, /=1, 2,..., п — размерность
объема параметров) предопределен и находится по соответст-
вующей расчетной процедуре-
Однако этот метод не всегда позволяет определить безуслов-
ный экстремум при заданном числе пробных точек, поэтому
конструктор в диалоге «конструктор — ЭВМ» выбирает крите-
рии и соответственно исходные параметры для проектирования
(см. § 10-4).
Если интерес представляет более точное исследование об-
ласти Парето на ЭВМ без диалога, то этот метод дополняется
одним из методов безусловной оптимизации (методы прямого
поиска, штрафных функций и т. д.). Далее с использованием
статистических методов проводится анализ результатов (распре-
деление экстремумов в множестве Парето).
Оптимальное управление. Электрический аппарат — сложная
автоматическая система дискретного действия. Вопросы управ-
ления элементами, устройствами в этой системе, отдельными
динамическими процессами — важные задачи при проектирова-
нии. В электрических аппаратах рассматриваются такие про-
блемы управления, как быстродействие, минимум потребления
электроэнергии при срабатывании или энергии, предварительно
запасенной в аккумуляторах пружинных, пневматических, гид-
равлических приводов. К задачам управления следует отнести:
поиск механизмов аппарата, обеспечивающих требуемые (за-
данные) механические характеристики движения контактных
систем для оптимизации процесса дугогашения (синтез меха-
низмов), оптимизацию расхода дугогасительной среды (газа,
масла) в процессе дугогашения, синхронное управление элек-
трическими аппаратами и т. д.
Задача оптимального управления по быстродействию, на-
пример, может быть представлена как поиск такого усилия F(t)
(входного параметра), прикладываемого к массет, при котором
переход тела из положения xQ(t) в положение x-,(t) будет про-
исходить за минимальное время. Отсюда критерий оптимизации
понимается как некоторый интегральный функционал J:
412
л
minJ = j’ f(x, F(t))dt.	(10-7)
io
Очевидно, что для решения задачи надо знать математиче-
скую модель объекта, связывающую входные и выходные пара-
метры.
В электрических аппаратах рассматриваются и задачи о пе-
реходе объекта (или процесса) из точки х0 в точку xi не за
минимум времени, а с минимумом использованной энергии,
работы, теплоты и т. д. В таких случаях также определяется
управление F, приводящее к минимизации интегрального функ-
ционала J. Подобные задачи решаются методами вариацион-
ного исчисления.
Рассмотрим одну типичную задачу нелинейного программи-
рования с ограничениями, которая также имеет прямое отноше-
ние к управлению электрическими аппаратами: синтез механиз-
мов электрических аппаратов, когда механизм проектируется
по известной (заданной) характеристике звена (точки звена).
В таких случаях рассматривается минимизация максимальной
ошибки (анализируется минимаксный критерий) на ограничен-
ном интервале между требуемой характеристикой механизма <ртр
и фактической его характеристикой <р. Обычно такой минимакс-
ный критерий представляет собой сумму квадратичных ошибок:
N
min J = £ (фтр—ф)1	(Ю-8)
1=1
где N—число положений механизма, рассматриваемых в задан-
ном интервале. При постановке таких задач заданы математи-
ческая модель механизма, ограничения по параметрам и функ-
циям (масса, размеры звеньев, прикладываемые усилия, мо-
менты на звеньях и т. д.). Подобные задачи синтеза могут
встречаться и в других задачах, например, при проектировании
электрической схемы испытательной установки,- когда схема
должна гарантировать, в частности, кривую восстанавливающе-
гося напряжения на контактах U(t) согласно заданной (требуе-
мой) кривой UtV(t) с минимальной квадратичной ошибкой.
Часто конструктор при проектировании имеет значительное
число неопределенных и случайных параметров. Если матема-
тическая модель объекта (или устройства) известна, то прово-
дится приближенный поиск области обобщенных параметров
(совокупности основных исходных данных). Исходные данные
в этой области должны гарантировать получение требуемых
характеристик. Примеры такого поиска приведены в § 6-2.
Разработка новых электрических аппаратов и модернизация
существующих невозможна без систематических эксперимен-
тальных исследований, многоцелевых натурных испытаний.
Поэтому исключительную важность приобретают вопросы опти-
мизации экспериментальных исследований [2].
413
10-3. Примеры поиска оптимальных решений
Рассмотрим несколько примеров поиски оптимальных реше-
ний для отдельных элементов электрических аппаратов. Боль-
шее внимание будем уделять постановке задачи оптимизации
и анализу конечных результатов поиска. Примеры поиска рас-
сматриваются в следующей последовательности: постановка
задачи поиска, критерии оптимизации, переменные параметры,
ограничения (параметрические, функциональные), математиче-
ская модель, результаты поиска.
Пример 10-1. Электромагнит в статическом режиме работы. Электро-
магнитные механизмы постоянного тока — наиболее распространенные при-
водные устройства электрических аппаратов низкого напряжения. Разнооб-
разны конструкции электромагнитных механизмов, а также режимы их
работы в эксплуатации. Рассмотрим поиск оптимальных параметров электро-
магнита (рис. 10-2), который в рабочем (включенном) состоянии должен
обеспечить заданное электромагнитное усилие Fao=9,8 Н при известном
конечном зазоре 6o=O,45-lO-2 м и минимальной массе активных материа-
лов (сталь и медь) [54].
Критерий оптимизации. В качестве критерия оптимизации принимается
сумма массы стали тСт(х.) и меди тм(х„) электромагнита, которые явля-
ются функционалами исходных параметров и конструктивных размеров про-
ектируемого электромагнита.
Переменные параметры — n=AK/d<. и Р=/7к/Лк, где Нк — высота об-
мотки катушки; dc— диаметр сердечника; Ак — ширина обмотки (рис. 10-2).
Ограничения параметрические — 0,25<п<0,8; 0,15<(3<10.
Ограничения функциональные. Требуется, чтобы диаметр обмоточного
провода находился в пределах 0,1<ап<1 мм (с учетом сортамента), а на-
сыщение стали магиитопровода не превышало 1,2 Тл. Последнее функцио-
нальное ограничение позволяет упростить задачу: можно пренебречь паде-
нием магнитодвижущей силы в стали магнитопровода и потоками выпучи-
вания в рабочих зазорах.
Математическая модель. Электромагнит — сложное электромеханическое
устройство, у которого тяговые характеристики определяются параметрами
сети питания, свойствами ферромагнитных материалов, конструктивными па-
раметрами, типом устройства и т. д. Для построения математической модели
и описания ограничений через минимальное число переменных (в данном
случае через п и |3) воспользуемся методом М. А. Любчика [54].
Рис. 10-2. Электромагнит
постоянного тока
В этом методе размеры электромаг-
нита (магиитопровода, катушки) принима-
ются пропорциональными определяющему
размеру электромагнита х0 (в данном слу-
чае x0 = dc/6o): линейные размеры /, = йгх0,
поверхностей Sk=ksx20, объемов Vf=
= kvx30, где ki, ks, kv—коэффициенты
пропорциональности. Данные для расчета
электромагнита представляются так: прово-
димость рабочего воздушного зазора ge=
= (goS/6)e2, производная проводимости
dge/d6= (goS/б2)е2е, средняя индукция в
рабочем зазоре Вс = (n0iwl8)et,, превыше-
ние температуры катушки над окружаю-
щим пространством АФ= (t27?&-1TS п) 89,
где S — сечение полюса электромагнита,
Цо — магнитная проницаемость вакуума,
414
Гн/м; i — ток в катушке, A; w — число витков катушки; 6—рабочий зазор,
м; kt—коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К); Sn— поверхность охлаждения
катушки, м2; R — сопротивление катушки, Ом. В круглых скобках записаны
известные приближенные формулы для расчета проводимости рабочего воз-
душного зазора, его производной, средней индукции в рабочем зазоре и пре-
вышения температуры катушки над температурой окружающего пространства
для электромагнитов. Конкретные значения для проектируемого электромаг-
нита уточняются введением корректирующих функций е2, e2j, ej, . Эти
функции вводятся как постоянные коэффициенты, выраженные через пара-
метры проектируемого электромагнита.
Окончательно критериальная зависимость имеет вид [54]:
min (тст + ти) =	(и, 0, fe2).	(10-9)
Функциональные ограничения
0,1 мм<х®'4/2(п, 0, й3)<1 мм;
xofs(n, 0, kt) < 1,2 Тл,
где Xo=d0/6o=/:4(n, 0, ks); kt, kz, k3, k4 — постоянные коэффициенты, опре-
деляемые из исходных постоянных параметров. Такими параметрами явля-
ются, в частности, допустимая температура нагрева при длительной работе,
коэффициент заполнения катушки медью, допустимое изменение превыше-
ния температуры, допустимое отклонение по напряжению в процессе работы
электромагнита, коэффициент запаса по требуемой тяговой силе, номиналь-
ное напряжение питания, удельная теплоотдача с поверхности катушки (бо-
лее подробно см. [54]).
Результаты поиска. Решение этой задачи нелинейного программирования
показало, что имеется минимум (тСт + тм), когда 0,47<п<0,63; 6<0<8,2.
Далее из конструктивных соображений выбирается «опт =0,5, 0ОПт=7 и на-
ходится диаметр сердечника электромагнита
= б0хо = So “’j/	(1,2 + попт)/[0^пХпт (1.14+ попт)] . (10-10)
При известном dc определяется ширина катушки Ак=Попт^с и высота
катушки //к = 0оптАк и далее все размеры и параметры, необходимые для
проектирования электромагнита.
Пример 10-2. Дугогасительиое устройство токоограничивающего ав-
томата низкого напряжения. Рассмотрим задачу модернизации дугогаситель-
иого устройства автомата переменного тока. Известно, что, чем выше на-
пряжение на дуге t/д после вхождения ее в металлическую решетку (при со-
ответствующих ограничениях по основным параметрам и габаритам), тем
лучше спроектировано дугогасительное устройство автомата низкого напря-
жения, так как с увеличением сопротивления дуги уменьшается угол фазо-
вого сдвига между напряжением источника и тока дуги, а следовательно,
улучшаются условия гашения дуги.
Критерий оптимизации — максимальное значение напряжения на дуге
{7Д после вхождения дуги в металлическую решетку [84, 85]:
max б/д=/,([/э, п)+/2(/дтах, Ртах, п, в),	(10-11)
где fi — функция приэлектродного падения напряжения Ua и числа пла-
стин п-, /г — функция падения напряжения на дугах в отдельных разрывах
решетки, которая зависит от ртах — максимального давления в камере;
- д max — максимального ограниченного тока дуги, А; 6 — расстояния между
пластинами решетки.
Переменные параметры — п, 6, S, где S — площадь выходных отверстий
дугогасительной камеры.
415
Ограничения параметрические заданы, т. е. известны пределы измене-
ния переменных параметров.
Ограничения функциональные — давление в дугогасительной камере.
Ртах<Рдоп, где Pmaz(T, /д, t/д, 5, V); рДОп — максимально допустимое
давление в камере; V — объем камеры; Т — температура1 газа в камере.
В качестве второго функционального ограничения принимается, что время
горения дуги /я не должно превышать заданное /ДОп(/д</д0п).
Математическая модель. Напряжение на дуге в автомате зависит от
геометрии дугогасительной решетки, динамики отключения, дуговых, сете-
вых и газокинетических процессов. На основании результатов эксперимен-
тальных и теоретических исследований была построена математическая мо-
дель автомата в процессе отключения [84]. В модели учтены следующие
факторы: влияние на ток дуги /я, а следовательно, и на №я=1я(1)ия(Г) и
Ртах процесса размыкания контактов (стадии: жидкометаллнческого мо-
стика, движения дуги по контактам и дугогасительным рогам, вхождения
в решетку, движения дуги в решетке); влияние энергии дуги на термогазо-
динамические процессы в дугогасительной камере; размеры контактной си-
стемы и параметры отключаемой цепи (номинальные напряжения Ua и ток
/н, а также /к.з, costp); истечение газа через отверстия площадью S из ду-
гогасительной камеры; процесс размыкания контактов с учетом механиче-
ских и электродинамических усилий и подвижных масс; движение дуги под
действием собственного магнитного поля автомата с учетом влияния поля
вблизи стальных пластин.
Результаты поиска. Для решения этой задачи нелинейного программи-
рования был использован метод Бокса [85]. Итерационные циклы заканчи-
ваются, когда на г-й итерации получаем max ия(х„) —Un т,х(л. опт), где
опт («опт, бопт, SonT) — оптимальная совокупность исходных параметров.
Далее определяются конструктивные размеры отдельных элементов дугога-
сительной камеры автомата. Так, по формуле И. С. Таева, минимальная
длина пластин
„ зг---------
Z=l,7362onT j//„max /д.	(10-12)
Объем стали пластин решетки, необходимый для отвода теплоты от
дуги, Иот=й1Т'д^/(сстТстА7’), где й=0,9— доля энергии дуги, отводимой пла-
стинами; — энергия дуги; сст—удельная теплоемкость материала пла-
стин; уСт — плотность материала пластин; АТ— разность между допусти-
мой температурой пластин Т и температурой окружающего воздуха Га.
Для стальных пластин СстУстА7’= 1200 • 106 Вт • с/см3. Далее по размерам
контактов можно найти ширину пластин, объем воздуха в дугогасительной
камере, габариты и массу всего токоограничивающего автомата. Структур-
ная схема алгоритма и числовые результаты поиска даны в работах [84, 85].
Пример 10-3. Разъединитель элегазового комплектного распределитель-
ного устройства высокого напряжения [16]. Привод разъединителя в отече-
ственных и зарубежных конструкциях размещен вне герметичной оболочки
и перемещение контактной системы осуществляется с помощью изолирую-
щего вала. На рис. 5-54 показан узел разъединителя, где высоковольтный
электрод 6 с потенциалом U соединен изолирующим валом привода 8 с элек-
тродом нулевого потенциала 10, причем вся система размещена в заземлен-
ной соосной цилиндрической оболочке 1. Электродвигательный привод разъ-
единителя вращает вал 8, что вызывает поступательное движение подвиж-
ного контакта. Предварительные исследования электрического поля
проводились при отсутствии дополнительного экрана. Ввиду того, что вблизи
оси системы продольная составляющая поля значительно превосходит ради-
альную, поляризационные заряды на поверхности диэлектрика не учитыва-
лись. Выполненные расчеты показали, что для первоначально разработанной
конструкции (см. рис. 5-55, кривая 7) характерна значительная неравномер-
ность распределения напряженности электрического поля как вдоль поверх-
ности изолирующего вала, так н в газовом промежутке между экранами. Наи-
большее действующее значение напряженности на поверхности диэлектрика
416
более чем в два раза превышало среднее значение напряженности в газовом
промежутке. Так как длительная допустимая напряженность для изолирую-
щих материалов ниже длительной допустимой напряженности в газовом
промежутке, была поставлена задача минимизации максимальной напряжен-
ности на диэлектрике (минимаксная задача). Для выравнивания распреде-
ления напряженности поля вдоль диэлектрика и снижения максимальной
напряженности на нем было принято решение установить в промежутке до-
полнительный экран с принудительным потенциалом, несколько меньшим по-
тенциала высоковольтного электрода (0,75—0,85) U.
Определим параметры дополнительного экрана (см. рис. 5-55), при ко-
торых распределение напряженности электрического поля вдоль поверхности
изолирующего вала разъединителя более равномерное.
Критерий оптимизации — минимум максимального значения продольной
составляющей Ez как функционал параметров тороидального экрана (см.
рис. 5-55):
min Ег макс (^0- гт> %. Фу).	(10-13)
где Ra—радиус тороида; zT— осевая координата; г0 — радиус сечения то-
роида; <ру — потенциал на тороиде.
Переменные параметры — R„, zT< r0, <ру.
Ограничения параметрические заданы, т. е. известны пределы варьиро-
вания параметров Ro, zT, ro, <pv.
Математическая модель. Заряженные поверхности электродов разбива-
лись на различное число кольцевых участков. Каждый участок замещался
эквивалентным тороидом. Картина распределения электрического поля вдоль
оси z может быть получена наложением полей каждого из тороидов. Заряды
тороидов qj определяются из решения системы уравнений Максвелла [2].
Далее прн определении продольной составляющей электрического поля
учитываются координаты эквивалентных тороидов ii точек в междуэлектрод-
ном пространстве [16].
Результаты поиска. Алгоритм поиска оптимального значения любого из
переменных параметров строился в соответствии с методом «золотого се-
чения». После нахождения частного минимума по выбранному параметру
цикл поиска повторялся для следующего и так далее до тех пор, пока зна-
чения всех неизвестных в двух последующих приближениях не совпадали
с погрешностью менее 1 %.
Расчеты показали, что в результате установки дополнительного экрана
максимальная напряженность в промежутке значительно уменьшена (см.
рис. 5-55, кривая 2). Видно, что при потенциале дополнительного экрана <ру =
= 0,8 U напряженность снижена более чем на 40%.
Существенное снижение максимальной напряженности в междуэлектрод-
ном промежутке позволяет значительно уменьшить габариты, массу разъеди-
нителя. В частности, были выполнены расчеты для выбора оптимальных раз-
меров дополнительного экрана при различных радиусах оболочки R\>Ri>
>Я3. Итерационные циклы выполнялись относительно каждого из четырех
параметров Ra, Zi, г0 и <ру. При радиусе оболочки Rs оптимальные значения
радиуса экрана Ro, как правило, получались больше, чем это можно допу-
стить по условию максимальной напряженности на стороне экрана, обращен-
ной к оболочке. По этой причине при радиусе оболочки Ri расчеты выпол-
нялись лишь относительно трех параметров ro, zT и сру при различных зна-
чениях радиуса экрана /?о. Как показали расчеты, поле вблизи оси враще-
ния в основном определяют параметры zT и <ру.
Пример 10-4. Передаточный механизм (рис. 10-3). В таком механизме
вращательное движение кривошипа Е через шатун /2 передается ползуну П,
который совершает возвратно-поступательное движение. Задача оптимизации
механизма — определить параметры Ц и h передаточного механизма (рис.
10-3), чтобы закон движения х(<р) ползуна П, связанного с контактами элек-
трического аппарата, был бы максимально приближен к xT = l+cos<p, где
Фб [0, л/2] [98].
14 Заказ № 412
417
Рис. 10-3. Кривошипно-шатун-
ный передаточный механизм
Критерий оптимизации. Подбор звень-
ев /1 и 1г должен обеспечить минимизацию
интегрального функционала:
я/2
min J = min J (хт — х)2 dtp, (10-14)
0
где х — действительный закон движения
ползуна; хт— требуемый закон движения
ползуна.
Переменные параметры — длина криво-
шипа If и шатуна 1г.
Ограничения параметрические — 0,2<Zi<10; 0,2</г<10.
Ограничения функциональные —
Математическая модель. Из теории машин и механизмов известно, что
для такого кривошипно-шатунного механизма справедливо соотношение
х = /; cos <р + Д/ sin2 ф .
Задача сводится к минимизации J по 1\ и /г:
Я/2
J =	(1 + C°S2 ф — cos Ф — д/^2 — s'n2 ф ) ^ф-
0
(10-15)
Результаты поиска. Заданный закон движения ползуна будет обеспечи-
ваться при Zi = 0,75 и /2=1,25 (при расчете использовался метод случайного
поиска).
Пример 10-5. Электромагнит. Динамический режим.- Рассмотрим задачу
поиска параметров втяжного электромагнита постоянного тока с питанием
от предварительно заряженной конденсаторной батареи емкостью С с на-
чальным напряжением Uco. Электромагнит выполняет полезную работу, пре-
одолевая противодействующее уси-
лие Fc [53].
Задача оптимизации — определить
параметры втяжного электромагнита,
у которого потребление электроэнер-
гии при срабатывании, расход массы
медн и стали в конструкции, конечная
скорость якоря при ударе об упор
в конце движения имеют минимальные
значения. Электромагнит должен иметь
время срабатывания не более 0,25 с и
быть ограничен по размерам и по теп-
ловому воздействию на катушку.
Критерии оптимизации: min®2(x^) =
^СР
= С ucidt', штФДх.) =тм(х») + тст(х»)
б
min Ф3 = 0,5 т(х»)ок2(0, где ис, i — на-
пряжение и ток в динамическом ре-
жиме; т — приведенная к якорю масса
подвижных частей электромагнита; и,< —
конечная скорость якоря; т:л, тет —
масса меди и стали в электромагните
соответственно.
Рис. 10-4. Электромагнит с пита-
нием от конденсаторной батареи
418
Переменные параметры — Uco, dc, Ак, Нк, SH, ф, 6П, С (рис. 10-4).
Ограничения параметрические заданы.
Ограничения функциональные — время срабатывания tcp должно быть
менее 0,25 с (Г1 =/Ср(х») <0,25 с), тепловое воздействие на катушку в пе-
(	А
, риод включения не более 1,7 А2-с |Г2 = j i2dt<l,7 А2 с ) > размеры
\ о	/
электромагнита dH(x») =Г3^8 • 10-2 м, Нн(х») =Г4^8 • 10-2 м (рис. 10-4).
Математическая модель. Для расчета динамических характеристик элек-
тромагнита с учетом корректирующих функций, переменных и постоянных
параметров принимается система уравнений:
= х = о = <?2;
7г = v = [Кэм С?, *) — Fc]/m = /2 [х,, у*, е», q (0);
(10-16)
<7з =	= uQ — Ri (W, х) = Л'[х», у*, е*, q (t)];
qt — ис = — iRV, x)/C = fi[xt, у*, e*, q(t)]
с начальными условиями <7ю = 0, <7го = 0, <7зо = Ч’'о(6о), qio=UCo, где под те-
кущими координатами понимается совокупность <7(Q=-jx=d0 — 6(0, ЧДО,
uc(0); 6о=1О мм; Д’ — потокосцепление; у»(цо, Fc, 60, ...)—совокупность
постоянных параметров; е»(е2, е2б, 8ь)—совокупность корректирующих
функций (см. пример 10-1). В расчете учитывались свойства ферромагнит-
ных материалов (кривые намагничивания). Дополнительно через перемен-
ные параметры выражались масса подвижных частей, приведенных к якорю
т(х»), сопротивление обмотки R(xt), площадь сечения якоря 5я(х*). Ис-
пользуя метод конечных разностей, при фиксированной х» для (й+1)-го шага
систему уравнений (10-16) можно записать
41 (М-1) ~ ^1* + ^2k^',
(fe-H) — Q Ik + ft	(( = 2,3,4).
Критерии оптимизации и ограничения определяются так:
ф1 = тем(х*) + "гст(х*): Ф2 =	(<71*. <7зй)д^
Ф3--0,5m (х*) Г, = SA7;
^2 = г1(‘71А> 73k) Г3 —<7н(х«);	^4 = ^н(х*)>
где — шаг по времени. Результаты решения задачи на ЭВМ ЕС-1022 с ис-
пользованием стандартных подпрограмм из математического обеспечения ЕС
приведены в табл. 10-1 [53].
Если анализировать минимизацию частных критериев Ф1 min или Ф2 min,
Фз mm, то, как следует из табл. 10-1, улучшение одного критерия (напри-
мер, Ф1 min = 0,99 кг) приводит к ухудшению другого (например, Фзтш =
= 32,2 Дж). Поэтому интерес представляет поиск глобального критерия
Фг(Ф1(х«), Ф2(х«), Ф3(х.)). Сначала для критериев Ф, и Ф2 находится множе-
ство Парето. Согласно уравнению (10-4) определяются совокупности опти-
мальных параметров как аргументы глобального критерия:
х* (а) — arg min [аФ2 (х*) + (1 — а) (х*)].
14*
419
Частные критерии		Параметры						
		"Со’ В	dc’ ММ	Лк, ММ	а 5:	вП’ ММ	СО s	
Фу = min Фу при у=1, 2, 3,	Фг min	106	30,6	11,6	26,6	0,1	0,85	
	Ф2 m in	105,7	31,9	18,0	49,6	0,1	8,4	
	Ф3 min	111,9	31,0	15,5	29,0	0,1	4,8	
min Фг при а = 0,8		105,8	31,1	17,7	46,3	0,1	8,5	
Далее выбирается х» опт, при которой критерий Ф3, в свою очередь, до-
стигает минимума (в данном случае при а = 0,8 получено Фз min = 0,17 Дж),
что и принимается за оптимальное решение задачи min Фг (см. табл. 10-1,
нижняя строка).
10-4. Диалог «Конструктор—ЭВМ»
В творческом процессе проектирования любого объекта последовательно
рассматриваются варианты решений, проводится выбор лучших (оптималь-
ных) вариантов. Такие итерационные циклы имеются на любой стадии про-
ектирования электрического аппарата или его элемента (рис. 10-5).
Неопределенность в выбо-
ре параметров, функциональ-
ных и параметрических огра-
ничений — обычная ситуация,
с которой сталкивается конст-
руктор. В ряде случаев нет и
математической модели объек-
та (нли элемента, процесса)
усовершенствования, и конст-
руктор пользуется эмпириче-
скими данными, результатами
испытаний, эксплуатации по-
добных объектов. Приведенные
выше (см. § 10-3) примеры и
их результаты интересны для
конструктора в процессе при-
нятия решения, но на многие
важные вопросы конструктор
не получил достаточной ин-
формации для проектирования.
Между тем полученные
мальные решения для
сматриваемого объекта
процесса) в сущности
мальны до тех пор, пока
знания и опыт не позволяют
найти еще лучшее решение,
чем прежде. Очевидно и то,
что рассмотренных выше задач
в повседневной практике кон-
структора может быть множе-
ство.
Рис. 10-5. Итерации при проектировании
электрических аппаратов
опти-
рас-
(или
опти-
наши
420
Т аблица 10-1
			Ограничения				Критерии		
	<₽. рад	С, мкФ	Гр мс	г2, А2-с	Г3, мм	Гр мм	Ф„ кг	Фа- Дж	Ф., Дж
	0,35	1140	5,2	1,44	64,4	46,9	0,99	5,99	32,20
	0,39	1190	12,6	0,36	78,0	67,6	2,15	5,50	0,80
	0,40	1200	18,3	1,01	71,9	46,5	1,27	7,47	8,6-10-“
	0,39	1200	11,2	0,41	76,1	63,8	1,93	5,53	0,17
Конструктору нужен надежный помощник, эрудированный консультант,
имеющий многоцелевую систему поиска необходимой информации, тогда
влияние этих неопределенностей в процессе принятия решений будет суще-
ственно уменьшено. В современном проектировании эти функции отведены
ЭВМ. Создание на их базе автоматизированных подсистем проектирования,
диалоговых комплексов, информационно-поисковых систем в конечном итоге
позволит повысить качество проектирования электрических аппаратов и со-
кратить сроки и затраты на их проведение.
Некоторые особенности САПР электрических аппаратов изложены
в гл. 1, поэтому в качестве примера рассмотрим кратко САПР электромаг-
нитных механизмов постоянного тока [65].
Такой комплекс позволяет проводить поиск оптимальных технических
решений при проектировании электромагнитных механизмов постоянного тока
(как в автоматическом, так и в диалоговом режиме), а также выполнять
чертежи технических и рабочих проектов электромагнитов различных кон-
струкций. По запросу конструктора на алфавитно-цифровое печатающее
устройство (АЦПУ) или экран дисплея выдается любая справочная инфор-
мация, которая хранится в информационном обеспечении комплекса. Инфор-
мационное обеспечение, в частности, имеет данные о характеристиках мате-
риалов для магнитопроводов, об обмоточных проводах и т. п. В качестве
критериев оптимизации при проектировании электромагнитных механизмов
используются: минимальная стоимость устройства в эксплуатации, мини-
мальное потребление мощности в стационарном режиме, максимальное от-
ношение тягового усилия к массе механизма и т. п. Программное обеспече-
ние оснащено пакетами прикладных программ по расчету магнитных цепей
и магнитных полей электромагнитов, электромагнитных усилий, тепловых и
динамических процессов в механизмах, технико-экономических показателей.
Автоматизированное рабочее место конструктора (терминальный комп-
лекс) (рис. 10-6) [27]. В комплекс
графический дисплеи (ГД), коди-
ровщик графической информации,
координатный графопостроитель
(ГП), устройство ввода и вывода
информации (УВВ), внешнее за-
поминающее устройство (ВЗУ).
Мини-ЭВМ через устройство со-
пряжения (УС) связана с цент-
ральной ЭВМ (рис. 10-6). Мини-
ЭВМ (стационарные малогабарит-
ные вычислительные машины)
совместно разрабатываются и вы-
входят мини-ЭВМ, а также цифровой и
Рис. 10-6. Структурная схема терми
пального комплекса
пускаются странами — членами
СЭВ. В настоящее время выпус-
каются мини-ЭВМ СМ-3, СМ-4.
421
Графические дисплеи (устройства отображения графической информации)
предназначены для внесения конструктором необходимых изменений в конст-
рукции объекта (чертеж, таблица), на его графическое изображение, получае-
мое на электронно-лучевой трубке с запоминанием. Изменение может быть
внесено с помощью системы «световое перо» или с клавиатуры (ручной
ввод). Для вывода из ЭВМ графической информации используются графо-
построители. Они предназначены для построения чертежей, принципиальных
и функциональных схем объекта, регистрации данных испытаний (эксперимен-
тов). Алфавитно-цифровое печатающее устройство используется для вывода
из ЭВМ текстовой информации, графиков, таблиц. Автоматическое устройство
ввода графической информациии (УВГИ) используется для автоматического
определения значений координат точек элементов чертежа.
Организация диалога. Рассмотрим как частный случай организацию
диалога «конструктор — ЭВМ» при решении многокритериальных, многопа-
раметрических технических задач с использованием ЛПт-последовательности
[77]. В § 10-2 отмечались особенности этого метода случайного поиска.
Весь диалоговый режим разбивается на три этапа. Первый этап—со-
ставление таблицы машинного эксперимента (выполняется ЭВМ без участия
конструктора). По алгоритму поиска выбирается точка. х*| и при условии
выполнения функциональных ограничений в этой точке ЭВМ наход.ит все
критерии. Для других пробных точек равномерно распределенной последо-
вательности х.1, х.2, .. ., х,п этот цикл повторяется. Конструктор вызывает
результат на дисплей терминала, где на экране в виде таблиц выводятся
результаты машинного эксперимента. Второй этап — назначение критериаль-
ных ограничений выполняется конструктором, который отбирает несколько
лучших вариантов по каждому критерию или фиксирует отдельные критерии
(переводит их в разряд постоянных функциональных ограничений). Это де-
лается с пульта дисплея. Третий этап — проверка совместимости критери-
альных ограничений (выполняется ЭВМ без конструктора). В процессе рас-
чета проверяется, есть ли такие для которых выполняются критериаль-
ные ограничения с учетом параметрических и функциональных ограничений.
Если таких точек нет, то рекомендуется расширить ограничения (в зависимо-
сти от предъявляемых требований к объекту) или увеличить число пробных
точек на первом этапе и повторять диалог до тех пор, пока не будет по-
лучен желаемый результат [77].
ГЛАВА ОДИННАДЦАТАЯ
НАДЕЖНОСТЬ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ
11-1. Инженерные задачи надежности
электрических аппаратов
Практические задачи, связанные с проблемой надежности
электрических аппаратов, можно сформулировать следующим
образом:
1.	Статистическая оценка и анализ надежности. В электро-
энергетических системах и на электроустановках потребителей
ведется учет аварий и отказов электрических аппаратов. Доку-
менты этого первичного учета являются источниками информа-
ции о надежности оборудования и установок за прошедшие
годы.
422
Разработка методик сбора и обработки статистических дан-
ных ведется головными организациями соответствующих отрас-
лей с целью оценки показателей надежности, количественного
и качественного анализа причин отказов оборудования. Сбор
информации по отдельным видам аппаратов ведут службы на-
дежности предприятий-изготовителей, отделы надежности на-
учно-исследовательских институтов и научно-производственных
объединений. Результаты оценки и анализа надежности аппа-
ратов. используются службами надежности для решения задач
прогнозирования и нормирования надежности, проектировщи-
ками электроустановок Для решения задач расчета, обеспече-
ния оптимизации, эксплуатационными организациями для пла-
нирования ремонтных работ и работ по реконструкции электро-
установок.
2.	Нормирование надежности изделий предусматривается
ГОСТ 23642—79 и ГОСТ 13216—74 в форме задания основных
и дополнительных показателей надежности. Установление зна-
чений показателей надежности, нормируемых для данного вида
или типа аппаратов, является комплексной технико-экономиче-
ской задачей, решаемой с применением опыта специалистов-экс-
пертов и на основе использования результатов эксплуатации
и (или) испытаний.
3.	Прогнозирование надежности аппаратов в ходе проекти-
рования и разработки является одной из задач службы надеж-
ности завода-изготовителя. Сравнение результатов прогнозиро-
вания с заданным или нормированным показателем надежно-
сти дает основание для принятия решения об утверждении
проекта или о запуске в производство серии изделий после испы-
таний головного или опытного образца. Прогнозирование на-
дежности до сих пор осуществляется на экспертной основе [31].
4.	Задачи нормирования и прогнозирования надежности элек-
троэнергетических установок обусловливают необходимость
решения задачи расчета и анализа надежности. Используя за-
данные (из нормативов или прогноза) показатели надежности
элементов, необходимо определить надежность установки с уче-
том известных связей между ее элементами, действиями уст-
ройств управления и персонала.
Анализ- надежности установок выполняется с целью опреде-
ления оптимальной структуры, а также с целью оценки степени
влияния различных факторов (внешних и внутренних) на на-
дежность установки (факторный анализ). Анализ надежности
применяется в основном при проектировании. Его применение
в эксплуатации позволит осуществлять мероприятия по ослаб-
лению действия отдельных факторов при возникновении боль-
шой опасности отказов, не дожидаясь их реализации.
5)	Обеспечение надежности аппаратов является практиче-
ской задачей служб надежности заводов-изготовителей и служб
эксплуатации предприятий. Контрольные и определительные
испытания на надежность и типовые испытания выполняются
423
заводами-изготовителями, приемосдаточные испытания, реви-
зии, осмотры, плановые и внеплановые текущие и капитальные
ремонты осуществляются в основном службами и персоналом
энергосистем и энергоцехов потребителей.
Перечисленные мероприятия по обеспечению надежности
довольно четко регламентированы ГОСТ по надежности и ГОСТ
на соответствующее оборудование и его испытания.
Обеспечение надежности аппаратов является также одной
из задач проектировщиков, которые должны сконструировать
аппарат с надежностью, не хуже заданной или нормативной,
и служб эксплуатации, которые призваны организовать обслу-
живание и ремонт таким образом, чтобы получить надежность
не хуже проектной.
Вопросы обеспечения надежности решаются с использова-
нием методов теории надежности, теории вероятностей и мате-
матической статистики, созданием избыточной структуры, за-
пасов прочности и стойкости материалов (деталей), системы
технического обслуживания и ремонтов (ГОСТ 28.001—83).
11-2. Терминология и показатели надежности
электрических аппаратов
Надежность по ГОСТ 27.002—83 определяется как свойство
объекта сохранять во времени в установленных пределах зна-
чения всех параметров, характеризующих способность выполнять
требуемые функции в заданных режимах и условиях использо-
вания, технического обслуживания, ремонтов, хранения и транс-
портирования. Под объектом в ГОСТ подразумевается техниче-
ский объект, надежность которого рассматривается в каждом
конкретном случае на этапах разработки требований, проекти-
рования, производства, применения, ремонта, исследований
и испытаний на надежность.
Таким образом, определение надежности по ГОСТ 27.002—83
в полной мере относится только к одному конкретному реально
существующему объекту, который испытан на надежность или
находится в эксплуатации.
Говоря о надежности, обычно имеют в виду какой-либо кон-
кретный объект, конкретное множество объектов определенного
класса и вообще любой объект определенного класса.
Класс объектов может включать в себя один или несколько
объектов, обладающих определенными признаками. Основные
классы объектов, рассматриваемых в теории надежности: изде-
лие, элементы и система.
Изделие — объект определенного назначения, рассматривае-
мый с точки зрения удовлетворения требованиям приемки на
заводе-изготовителе или на месте установки в соответствии
с ГОСТ, ТУ и ТЗ.
Элемент — объект определенного назначения, рассматривае-
мый в его взаимодействии с другими объектами и окружающей
средой в процессе выполнения заданных функций.
424
Система — совокупность элементов различного назначения,
обеспечивающая выполнение заданных функций.
Структура и взаимодействие элементов системы определяют
ее класс. Уверенность в воспроизводимости свойства надежно-
сти в каждом объекте определенного класса основывается на
умозаключении об одинаковости структуры и элементов и мо-
жет быть подтверждена практически при проверке гипотез об
однородности выборок наблюдений по большому числу объектов.
Неуверенность в воспроизводимости свойства надежности
в каждом объекте обусловливается случайностями реализации
наборов элементов структуры системы данного класса и невоз-
можностью подтверждения свойств каждого элемента реального
объекта.
Надежность является сложным свойством, которое в зави-
симости от назначения объекта и условий его применения со-
стоит из сочетаний свойств безотказности, долговечности, ре-
монтопригодности и сохраняемости, определения которых да-
ются ГОСТ 27.002—83.
Безотказность — свойство объектов непрерывно сохранять
работоспособное состояние в течение некоторого времени или
некоторой наработки (наработка — продолжительность или
объем работы объекта). Для характеристики безотказности ис-
пользуются показатели: вероятность безотказной работы в те-
чение заданной наработки P(t); средняя наработка на отказ t
и до первого отказа Л; интенсивность отказов h(t); параметр
потока отказов a(t) и средний параметр потока отказов или
частота отказов Л, (ГОСТ 27.002—83).
Долговечность — свойство объекта сохранять работоспособ-
ность до наступления предельного состояния при установленной
системе технического обслуживания и ремонта. Показателями
долговечности служат: средний ресурс tRK.n до капитального
ремонта; 6гСр до среднего ремонта; назначенный ресурс tRli, срок
службы /к.сл (ГОСТ 27.002—83). Ресурсом называется наработка
до определенного состояния.
Ремонтопригодность — свойство объекта, заключающееся
в приспособленности к предупреждению и обнаружению причин
возникновения отказов и поддержанию и восстановлению ра-
ботоспособного состояния путем проведения технического об-
служивания и ремонтов. Показателями ремонтопригодности
являются вероятность восстановления работоспособного со-
стояния за заданное время F(t) и среднее время восстановле-
ния tB.
Сохраняемость — свойство объекта сохранять показатели
безотказности, долговечности и ремонтопригодности в течение
и после хранения и транспортирования. Показателем сохраняе-
мости является средний срок сохраняемости.
В показателях надежности время исчисляется в часах или
годах.
425
Значения технических и физических параметров, характери-
зующих способность выполнять требуемые функции, указыва-
ются в ГОСТ, ТУ и ТЗ (например, ГОСТ 687—78 для выклю-
чателей высокого напряжения).
Задание функций для аппаратов предполагает точное уста-
новление программы действий. Одни из заданных функций дол-
жны выполняться постоянно в течение определенного периода
эксплуатации, другие — эпизодически, при возникновении ка-
кого-либо изменения в режиме работы по команде персонала
или автоматики.
Постоянными функциями для электрических аппаратов яв-
ляются следующие: поддерживание нормального состояния (без
перегрева и коррозии) контактов и токоведущих частей, сохра-
нение изоляции на допустимом уровне, поддержание заданных
параметров режима работы и т. п.
Применительно к высоковольтным выключателям заданные
функции состоят в поддержании в разомкнутом или замкнутом
состоянии токоведущих цепей, в обеспечении уровня фазной и
междуфазной изоляции, во включении и отключении цепей
в режимах нормальной работы и при коротких замыканиях.
Безотказная работа электрического аппарата в зависимости
от его назначения может требоваться в течение заданного про-
межутка времени между плановыми ремонтами, в течение опре-
деленного сезона года, в период прохождения максимума или
минимума нагрузки, в момент коммутации.
Для коммутационной аппаратуры, устройств релейной за-
щиты, автоматики, защитных разрядников надежная работа
требуется в пределах заданной наработки, измеряемой числом
срабатываний или циклов. При постоянном среднем числе за-
явок на срабатывание в единицу времени допустимо наработку
измерять только в единицах времени.
Согласно ГОСТ 27.002—83 состояние объекта, при котором
он способен выполнять заданные функции с параметрами, уста-
новленными требованиями технической документации, называ-
ется работоспособностью. Нарушение работоспособности явля-
ется отказом. Отказы оборудования разделяются на полные и
частичные. При полной утрате работоспособности .(полном от-
казе) оборудование надо выводить из работы в ремонт. При
частичной утрате работоспособности (частичном отказе) обору-
дование может выполнять часть заданных функций какое-то
ограниченное время. Отказы оборудования и установок вызы-
ваются их повреждениями и неисправностями. Под повреждени-
ями понимают разрушение, поломку деталей, нарушение цело-
сти электрических и магнитных цепей, порчу изоляции; под не-
исправностями— ошибки при сборке, обслуживании, недосмотр
персонала, неправильную регулировку без порчи и разру-
шения.
Отказом в работе (отказ функционирования) называют от-
каз, выявившийся в момент выполнения заданной функции.
426
а дефектом — отказ, обнаруженный при наладке, профилактиче-
ском осмотре или плановом ремонте. .
В соответствии с ГОСТ 23.642—79 для характеристики на-
дежности электрических аппаратов используются, кроме ресурсов
механической стойкости и дугогасительной способности (ГОСТ
687—78), периодичность капитальных и средних ремонтов (Тк.кап,
бсср), коэффициенты готовности Л'г и оперативной готовно-
сти Ко.г, а также наработки на отказ частоты отказов Л.,
среднее время восстановления ts. Комплексный показатели на-
дежности Кг и Ко.г имеют смысл вероятностей и рассчитываются
согласно ГОСТ 20738—75.
Электрические аппараты являются сложным объектом — си-
стемой, состоящей из подсистем, проектирование которых рас-
сматривалось в гл. 2-9. Отказы аппаратов определяются отка-
зами этих подсистем, причем возможны отказы в работе
следующего вида [31]: короткое замыкание при отсутствии ком-
мутаций; короткое замыкание при оперативных переключениях;
отказ в отключении короткого замыкания; отказ во включении;
отказ в отключении; самопроизвольное отключение; другие виды
отказов без короткого замыкания, обнаруживаемые при ос-
мотрах.
Причинами отказов могут быть физические процессы старе-
ния и износа, развивающиеся в конструкции аппаратов, внеш-
ние воздействия нерасчетного вида, а также низкое качество
изготовления, монтажа,, обслуживания и ремонтов. Обзор этих
причин, их распределение по подсистемам, а также анализ воз-
можностей повышения надежности по данным эксплуатации
и литературным источникам приводится ниже. Оценки показа-
телей надежности электрических аппаратов даются в специаль-
ной литературе по надежности [31].
Формулы для расчета надежности сложных объектов, со-
стоящих из отдельных элементов, с учетом технического об-
служивания и восстановления приводятся в ГОСТ 20237—74.
11-3. Эксплуатационная оценка надежности
электрических аппаратов
Согласно статистическим данным основная часть отказов
коммутационной аппаратуры происходит во время ее рабочих
операций; около одной четверти отказов происходит, при отклю-
чении токов короткого замыкания. Более половины всех отказов
высоковольтных аппаратов (в первую очередь, выключателей)
обусловлено разрушением их узлов и деталей, плохой обработ-
кой поверхностей, дефектами фарфоровых изоляторов и стекло-
эпоксидных труб, выпадением крепежных и заеданием подвиж-
ных деталей. Отказы аппаратуры из-за тепловых повреждений
в значительной мере также обусловлены механическими причи-
нами. Перегрев и сварка контактных соединений и ножей разъ-
единителей и неотключение выключателей возникают вследствие
427
ослабления натяжения крепежных или застревания подвижных
деталей в промежуточном положении, что объясняется некачест-
венной регулировкой на заводах-изготовителях или при ремонте
аппаратуры. Существенная часть отказов обусловлена разру-
шением опорно-стержневой изоляции. Наибольшее число отка-
зов наблюдается в течение первых трех-пяти лет эксплуатации
и связано с наличием заводских дефектов и приработкой дета-
лей и механизмов.
Высоковольтные выключатели. В настоящее время распро-
странена конструкция выключателя по модульному принципу.
При этом модуль представляет собой часть полюса выключа-
теля, имеющую законченное конструктивное оформление и рас-
считанную на определенное напряжение, ток и коммутационную
способность. Будучи установлен один или же в соединении с дру-
гими такими же модулями, он образует полюс или элемент по-
люса выключателя.
Модульная конструкция выключателей при повышении
числа модулей существенно повышает ремонтопригодность, так
как время замены отказавшего модуля может составлять три-
четыре часа. Вместе с тем, поскольку все узлы выключателя
взаимосвязаны, любой отказ модуля приводит к отказу всего
выключателя. Поэтому вероятность безотказной работы падает
экспоненциально с увеличением числа модулей.
Обширный статистический материал, представленный на
сессиях CIGRE, показал, что 69 % больших отказов происходит
по механическим причинам, 11 % — по электрическим и 20 % —
по прочим причинам. По другим данным процент отказов по
механическим причинам достигает 80 %. Ввиду этого на сессиях
CIGRE в начале 70-х годов предлагалось для повышения меха-
нической износостойкости выключателей увеличить число цик-
лов (ВО) с 1000 операций при испытаниях, предусмотренных
нормами МЭК, до 10 000. Однако в настоящее время пришли
к выводу, что чрезмерное повышение числа циклов (ВО) под-
тверждает только высокую механическую надежность испыты-
ваемого образца, но не гарантирует такую же надежность вы-
ключателей аналогичного выпуска. Статистический анализ по-
казал, что, например, в ФРГ меньше 30 % отказов обусловлено
дефектами конструкции, а более 70 %—технологическими.
В США это соотношение равно 1:1. Поэтому можно ограничить
число циклов ВО двумя тысячами, в том числе 100 циклов при
наивысшей и наинизшей температуре окружающей среды. По-
следнее весьма существенно, так как коэффициент трения в кон-
тактах при повышении в них температуры до 300 °C возрастает
в пять раз.
ГОСТ 687—78 на высоковольтные выключатели предусмат-
ривает механическую износостойкость выключателей, равную
1000 циклам ВО. Испытания выключателя на механический ре-
сурс проводятся после освоения их производства. Испытывать
можно как весь выключатель, так и его полюс или элемент
428
полюса. При испытаниях выполняют 4N циклов ВО (без тока
в главной цепи) для выключателей с А<2000 циклов или 2N
циклов при Д/ = 2000 (N— нормированный ресурс). Испытания
на коммутационную стойкость предусматривают отключение
в условиях неудаленного короткого замыкания — шесть раз,
с током отключения 0,6 /0Ном — шесть раз и с током /Оном — три
раза. Этим стандартом установлены следующие требования
к надежности выключателей. Среднее время до списания не
менее 25 лет. Средний срок службы до среднего ремонта не ме-
нее трех лет, а для выключателей с государственным Знаком
качества — четыре года.	'
Воздушные выключатели. Все типы воздушных выключате-
лей характеризуются сложной конструкцией как самого выклю-
чателя, так и его привода. Это обусловливает относительно вы-
сокую повреждаемость выключателей при оперативных комму-
тациях, объясняемую механическими повреждениями. Распреде-
ление отказов воздушных выключателей следующее: детали
контактной системы —• 12,5 %, фарфор — 8,5 %, отделитель —9 %,
перекрытие опорной изоляции—13 %, разрушение изоляции —
4 %, отказы привода и цепей управления — 27,5 %, опорная
изоляция привода—14 %, прочие—11,5%. Для выключателей
НО—750 кВ наиболее характерны повреждения механических
деталей (болты, шплинты, тяги, пружины и клапаны, армиро-
ванные резиной). Недостаточно надежны полиуретановые уп-
лотнения пусковых клапанов и прокладки эластичного крепле-
ния изоляторных колонок; наблюдаются дефекты дутьевых
клапанов и сигнально-блокировочных контактов. При низких тем-
пературах появляется утечка сжатого воздуха через уплотнения
вводов. Наблюдается заедание подвижных контактов гаситель-
ных камер и отделителей, дефекты сварных швов гасительных
камер. Отказы возникают в узлах запирающих устройств. Ча-
стая причина отказов — перекрытие изоляции всех видов.
Основные пути повышения надежности воздушных выключа-
телей— исключение фарфоровых деталей, работающих под дав-
лением, и вообще отказ от использования фарфора для систем
управления. С этой целью осуществляется переход на стекло-
пластиковую изоляцию. Необходимо повысить стабильность
свойств высоковольтной изоляции и ускорить разработку совре-
менных ее видов. Для новых типов выключателей следует обес-
печить возможность двойного АПВ (четыре отключения подряд).
Следует усовершенствовать узлы соединения управляющей ко-
лонки с дугогасительными камерами.
Необходимо уменьшить вероятность повреждения контактов.
Такие повреждения возникают в результате оплавления кон-
тактных поверхностей и сваривания контактов, обусловленного
высокой температурой в межконтактном пространстве. Макси-
мальное сокращение времени горения дуги и успешное ее гаше-
ние обеспечивает надежную эксплуатацию. Следует широко ис-
пользовать оптико-электронные трансформаторы и лазерную
429
технику Для обеспечения высокого быстродействия и надежно-
сти включения.
Рост предельных токов отключения воздушных выключате-
лей (до 60 кА) приводит к весьма сложной конструкции камер
с большим числом деталей. Кроме того, возникает проблема
использования, высокого давления сжатого воздуха (до 50—
70) • 105 Па, что, в свою очередь, усложняет конструкцию вы-
ключателя и требует создания высоконадежных уплотнений.
В силу этого к выключателям на 1150 и 1800 кВ предъявля-
ются повышенные требования по надежности из-за увеличения
числа последовательных разрывов и введения дополнительных
устройств для снижения коммутационных перенапряжений.
Уже разработанный выключатель на 1150 кВ имеет ресурс,
равный десяти операциям ВО без осмотра и ремонта при
100 % тока к. з. По механическому ресурсу этот выключатель
обеспечивает 1000 операций ВО без токовой нагрузки.
Масляные выключатели. Распределение отказов масляных
выключателей: перекрытие изоляции — 25 % (внешней — 8,5 %,
внутренней—16,5 %), пониженная дугостойкость при отключе-
нии токов к. з. или включении на к. з.— 12,5 %, повреждения
механических деталей — 5 %, контактные системы — 7,5 %, цепи
управления — 5%, дефекты уплотнений—10 °/о, передаточный
механизм—12 %., поломка тяг — 8 %, прочее—10 %. К числу
наиболее характерных повреждений относятся: деформация
пружин верхнего подвижного контакта, излом траверс и штанг
или заклинивания запорного устройства и т. д. Повреждения
вводов в значительной мере обусловлены их загрязнениями,
которые необходимо устранять своевременной очисткой.
У некоторых выключателей наблюдаются отказы из-за вы-
хлопа и поджога газов при отключении предельных токов к. з.
Часто наблюдается растрескивание фарфора. Наличие конден-
сата в баковых выключателях может при низких температурах
привести к образованию и всплытию льда и внутрибаковому
перекрытию. Применяемые в настоящее время выключатели
уже морально устарели (МГ-110, ВМК-НО) и нуждаются в за-
мене маломасляными выключателями. Для повышения надеж-
ности во всех конструкциях масляных выключателей необходимо
совершенствовать систему подогрева масла, повысить качество
уплотнений и сварочных работ. Необходимо тщательно соблю-
дать сроки ремонта и-профилактики, обеспечивать своевремен-
ную доливку масла и контроль tg д. Наконец, принципиальным
недостатком масляных выключателей является использование
большого количества нефтяных масел, вследствие чего за рубе-
жом от их дальнейшего применения в настоящее время отказы-
ваются.
Элегазовые выключатели. Высокая надежность элегазовых
выключателей обусловлена сравнительно небольшим числом раз-
рывов, малой продолжительностью горения дуги. Особо следует
отметить небольшой износ контактов, надежность которых мало
430
изменяется после большого числа отключений полного тока к. з.
- Это позволяет существенно повысить интервал между ревизи-
ями элегазовых выключателей. По данным фирмы «Вестингауз»
за 10 лет эксплуатации 2500 модулей не было ни одной замены
контактов. В настоящее время, хотя и разрабатываются элега-
зовые выключатели, не требующие обслуживания в течение
25 лет, но отмечается, что они достигают уровня уже не эконо-
мичного совершенства. Материалы, применяемые в таком вы-
ключателе для уплотнения и смазки, не должны стареть в тече-
ние 25—30 лет. Поэтому в качестве компромиссного решения
создаются выключатели, имеющие интервалы между обслужи-
ваниями около восьми лет. Ревизия таких выключателей произ-
водится один раз в три года вместо ежегодной. Наиболее пер-
спективными типами привода автодутьевых элегазовых выклю-
чателей являются гидравлические и пневматические, характери-
зуемые высокой надежностью и стабильностью характеристик.
Механические испытания показали, что пневмогидравлический
выключатель не только обеспечивает 10 000 операций срабаты-
вания, но выключатель с теми же деталями мог бы еще без-
отказно работать в течение десяти лет;
Высокой надежностью отличаются автопневматические вы-
ключатели с графитовыми соплами (вместо медно-вольфрамо-
вых). На графитовых соплах под действием дуги образуется
газ CF4, который в малом количестве практически не влияет на
работу выключателя. Если дуга горит на металле, то образуется
металлический порошок, который при отключении больших то-
ков засоряет полость камеры. Повышение надежности элегазо-
вых выключателей возможно при решении двух задач. Необхо-
димо, чтобы шарниры и направляющие части работали бы со
смазками, допускающими сравнительно большое число опера-
ций. Следует также обеспечить отсутствие утечки элегаза, что
связано с весьма высокими требованиями к плотности оболочек,
сварных швов и уплотнений. Существенные преимущества эле-
газовых выключателей позволяют заменить ими в ближайшие
годы выключатели других типов. Это, конечно, возможно в той
области, где применение элегаза технико-экономически оправ-
дано. Например, в области больших токов отключения (выше
80—100 кА) более перспективны воздушные выключатели, то
же относится к выключателям, эксплуатируемым в условиях
низких температур или при необходимости обеспечения высо-
кого быстродействия.
Повышение надежности выключателей. Для обеспечения вы-
сокой надежности выключателей всех типов необходимо су-
щественно улучшить технологию их изготовления. Повышение
культуры и стабильности технологических процессов позволит
снизить избыточные коэффициенты запаса, а также уменьшить
массу и габариты современных выключателей.
Эффективными мерами улучшения технологии, в частности,
следует признать обкатку материала роликами, нанесение
431
поверхностного слоя, создание напряжений и применение про-
грессивных методов формообразования. Вместе с тем высокий
уровень надежности выключателей может быть достигнут путем
обеспечения:
контроля качества исходных материалов, комплектующих
изделий и отдельных элементов;
проведения испытаний целых узлов и контрольной сборки
на заводе-изготовителе, а также тщательной проверки качества
монтажных операций при сборке, эксплуатирующим организа-
циям не следует оставлять в работе выключатели с дефектами,
а также не предусматривать на месте монтажа ревизию узлов,
собранных на заводе;
организации сдаточных испытаний на месте установки, по-
зволяющих выявить повреждения при транспортировке, а также
правильность сборки и монтажа;
тщательного соблюдения правил эксплуатации; это требует
установления жестких сроков и объема осмотра, профилактиче-
ских работ и ремонтов.
Вместе с тем чрезмерно частые ревизии могут привести
к повышению повреждаемости выключателей.
Следует заметить, что такое повышение требований к кон-
тролю качества всех элементов выключателя потребует наличия
контрольно-измерительной аппаратуры, которая позволит со-
брать достаточно полную информацию о значениях контроли-
руемых параметров. С этой целью необходимо разработать ме-
тодику такого контроля с использованием современной автома-
тической аппаратуры для диагностических и профилактических
испытаний как в начале эксплуатации, так и в ходе ее.
Причины отказов отделителей распределяются следующим
образом; обледенение шарнирных соединителей—15 %,поломка
изоляторов—15 %, отказы привода — 40 %, перекрытие изоля-
ции— 8 %, дефекты контактных соединений —6 %, ошибки пер-
сонала— 10 %, прочие — 6 %.
Распределение отказов короткозамыкателей: поломка изоля-
торов—-35%, отказ привода и цепей управления — 20 %, де-
формация выключающей пружины — 5 %, замерзание смазки —
5 %, гололед — 5 %, прочие — 30 %. Для отделителей и коротко-
замыкателей характерны частые отказы элементов привода
(пружина, рычаг), внутреннее замыкание в катушке и др. На-
блюдаются повреждения в зимний период, обусловленные за-
мерзанием смазки и гололедом.
На длительность аварийного режима в сети существенно
влияет время включения короткозамыкателя и выключения от-
делителя. Обеспечение надежной блокировки возможно, когда
время выключения короткозамыкателей на 35 и ПО кВ будет
меньше 0,15 с, на 220 кВ — меньше 0,2 с, на 330 кВ — 0,25 с.
Время отключения отделителя определяет длительность бес-
токовой паузы. Это время в зависимости от класса напряжения
должно быть таким же, как и короткозамыкателей. Повышение
432
быстродействия уменьшает длительность аварии. Основными
недостатками современных отделителей и короткозамыкателей
являются их большая масса и габариты. Следует перейти
к конструированию аппаратов таких типов на различных кон-
структивных основах. Практически неудобно наличие трех при-
водов в отделителях ОД-150 и ОД-220. Повышение быстродей-
ствия и надежности возможно при перспективных разработках
газонаполненных отделителей и лазерных короткозамыкателей.
Разъединители. Распределение отказов разъединителей: раз-
рушение опорной изоляцйи — 38 %, перекрытие изоляции — 22%,
ошибки персонала— 14 % (отключение под нагрузкой или вклю-
чение на закоротку), дефекты контактных соединений — 8,5%,
дефекты привода и пружин — 5 %, прочие— 12,5 %.
Для современных разъединителей характерны весьма частые
разрушения опорных изоляторов, из которых до 3/4 случаев
происходит во время операции переключения. Перекрытие опор-
ных изоляторов обусловлено дефектами изготовления (чаще
всего перетяги, недотяги), попаданием животных и птиц, за-
грязнением изоляторов уносами химических предприятий и не-
благоприятными погодными условиями. Отказы контактных
систем обусловлены некачественной регулировкой, ослаблением
прижимных пружин и коррозией контактов.
Принципиальными недостатками современных разъединителей
следует считать недостаточное быстродействие, обусловленное
значительной массой подвижных частей и затрудненностью их
действия при морозе и гололеде. Тенденция к увеличению тя-
жения провода приводит к повышению повреждаемости разъ-
единителей. Операции на разъединителях недостаточно автома-
тизированы и зачастую требуют больших- ручных усилий.
По ГОСТ 689—69 запас механической прочности колонок изо-
ляторов разъединителей должен быть более 1,5, а для наруж-
ных установок более 2,5. Изоляторы при их хранении более
года должны испытываться на изгиб усилием 70 % от разру-
шающего. Разъединитель должен также выдерживать от 1000
до 2000 циклов ВО (в зависимости от 7Ном и UHOm) приводом
или штангой ручного управления. Гарантийный срок эксплуата-
ции— два года.
Трансформаторы тока и напряжения. Примерное распределе-
ние отказов трансформаторов тока 35—750 кВ: перекрытие изо-
ляции при атмосферных и коммутационных перенапряжениях —
18 %, неудовлетворительная эксплуатация—18%, нарушение
контактных соединений — 4 %, механические повреждения —
14 %, старение изоляции—18 %, прочие — 28 %. Типичные от-
казы, наблюдаемые при их эксплуатации: разрушение фарфо-
ровых покрышек с последующим загоранием масла, пробой
главной изоляции вследствие недостаточного крепления актив-
ной части, ослабление болтовых соединений внутри линейных
контактов первичной обмотки. Иногда отказы наблюдаются
уже через один — три месяца после профилактического ремонта.
433
Следует отметить сравнительно быстрое возрастание tg б масла;
через четыре года эксплуатации tg 6 при 70 °C достигает 10—
20 %. Электродинамические воздействия приводят к образова-
нию трещин в изоляции. Для повышения надежности трансфор-
маторов тока следует использовать масла с повышенными элек-
трическими параметрами, а также обеспечить более тщатель-
ный контроль этих параметров, включая хроматографический
анализ (не реже одного раза в три года). Необходимо обору-
довать трансформаторы тока устройством контроля изоляции
под рабочим напряжением. Следует повысить качество уплотне-
ний. По ГОСТ 7746—78 срок службы трансформаторов тока до
списания установлен 25 лет.
Распределение отказов трансформаторов напряжения: пере-
крытие изоляции при атмосферных и внутренних перенапряже-
ниях— 48 %, перекрытие внешней изоляции при загрязнениях
и увлажнениях — 6 %, старение изоляции — 6 %, дефекты вит-
ковой изоляции — 9 %, неудовлетворительная эксплуатация —
9%, механические повреждения — 4 %, прочее—18 %. Основ-
ная причина отказов трансформаторов напряжения — перена-
пряжения. В целом следует признать, что повреждения транс-
форматоров напряжения сравнительно немногочисленны и не
определяются дефектами их изготовления. По ГОСТ 1983—77
P(t) при наработке 8800 ч для класса напряжений от 10 кВ
и выше должна составить не менее 0,99. Гарантийный срок экс-
плуатации— три года с момента ввода в эксплуатацию.
Комплектные распределительные устройства. Распределение
отказов КРУ: грозовые и коммутационные перенапряжения —
12 %, перекрытие изоляции—15 %, дефекты комплектующего
оборудования — 5 %, дефекты изготовления — 9 %, увлажнение
изоляции—Ю %, дефекты кабельной защиты — 8%, ошибки
в эксплуатации—10 %, дефекты втычных контактов и контак-
тов ошиновки — 7 %, загрязнение изоляции — 4 %, неустанов-
ленные причины — 20 %.
Специалисты отмечают необходимость тщательной заделки
шкафов во избежание проникновения в них птиц и животных.
Следует установить клапаны разгрузки по давлению с конеч-
ными выключателями, срабатывающими при возникновении
в КРУ дуги короткого замыкания. Необходимо улучшить креп-
ление втычных контактов к токоведущей шине. В шкафах дол-
жен быть обеспечен постоянный обогрев секционных выключате-
лей и покрытие всей изоляции гидрофобной пастой. Значительно
более высокой надежностью должны обладать комплектные
распределительные устройства с элегазовой изоляцией (ГРУ).
Площадь ячейки ГРУ зачастую составляет всего 10 % пло-
щади ячейки, собранной из традиционных аппаратов, что
практически делает целесообразным их использование при от-
сутствии необходимых для ОРУ площадей. Надежность ГРУ
может быть, например, охарактеризована тем, что фирма «Си-
менс» выпускает для ГРУ выключатели, допускающие без
434
смены контактов десять отключений номинального тока отклю-
чения или 3000 отключений номинального тока, межремонтный
срок— 10 лет.
Другие коммутационные аппараты (разъединители, заземли-
тели) рассчитаны на 1500 операций, их осмотр производится
раз в десять лет. Если утечка элегаза менее 1 % в год, то его
дополнение осуществляется один раз в пять лет (без необходи-
мости снятия напряжения).
11-4. Обеспечение надежности при разработке
и производстве электрических аппаратов
Группа или бюро надежности предприятия несет ответствен-
ность и принимает непосредственное участие в следующих меро-
приятиях: оценка надежности выпускаемых изделий; распреде-
ление требований к надежности конструкции; пересмотр кон-
струкций по надежности; контроль конструкции; пересмотр
технического задания, материалов, технологических процессов
с учетом их влияния на надежность; контроль поставщиков;
планирование, проведение и анализ испытаний на надежность;
накопление запаса сведений о надежности изделий; сбор и об-
работка донесений об отказах и рекламаций; разработка мате-
матического и статистического аппарата для выполнения пере-
численных мероприятий; распространение знаний о надежности
среди рабочих и ИТР предприятия; внутризаводская координа-
ция деятельности, направленной на повышение надежности и
бездефектное изготовление продукции.
В тех случаях, когда рассматриваемая конструкция не удов-
летворяет требованиям надежности (что проверяется расчетом)-,
следует искать другой вариант конструкции, в котором будут
отсутствовать элементы с низкой надежностью, или будут
меньше нагрузки, или будет меньше число элементов, или это
будет совершенно новая конструкция. Расчет надежности ста-
рого и новых вариантов позволяет выявить те слабые места, на
которые следует обратить внимание при последовательном со-
вершенствовании конструкции.
При пересмотре конструкции необходимо также учитывать
требования легкости и простоты технического обслуживания и
ремонта, стойкости к внешним атмосферным и механическим
воздействиям при транспортировке и эксплуатации.
Контроль производства (конструкции) и пересмотр техниче-
ского задания, материалов и технологических процессов. На-
значение этого класса мероприятий состоит в том, чтобы обеспе-
чить в процессе производства выпуск продукции, удовлетворя-
ющей требованиям надежности, повышение надежности в связи
с появлением более совершенных деталей, материалов и техно-
логических процессов. Проведение этих мероприятий выпол-
няется в контакте с конструкторскими отделами и технологами
предприятия и поставщиков.
435
Контроль поставщиков. Поставка комплектующих изделий
должна сопровождаться документами, подтверждающими уро-
вень их надежности, или определительными испытаниями.
Группа надежности должна просмотреть все заказы на комп-
лектующие изделия, чтобы убедиться в том, что требования на-
дежности не слишком завышают стоимость изделий. При необ-
ходимости следует осуществлять приемочный контроль или от-
браковку.
Накопление запаса сведений о надежности изделий. Эти ме-
роприятия связаны как со сбором публикаций исследователь-
ских организаций, так и со сбором и обработкой донесений об
отказах, опросных листов и рекламаций. Вся информация о на-
дежности изделий, узлов и деталей должна храниться в карто-
теке и быть легко доступной для использования.
Внутризаводская координация. Поскольку с надежностью
изделий связано большое число подразделений предприятия
(руководство, конструкторские отделы, испытательные станции
и стенды, производственные цехи, технологические отделы, от-
делы технического контроля, отделы сбыта и снабжения), не-
обходимо осуществлять строгий надзор за их деятельностью
в ходе выполнения перечисленных выше мероприятий. Коорди-
нация деятельности подразделений осуществляется группой на-
дежности. Методы обеспечения координации должны гаранти-
ровать действенное участие группы во всех видах деятельности
подразделений. Официальной формой координации должна яв-
ляться подпись представителя группы надежности на всех до-
кументах и чертежах, относящихся к выпуску и разработке
изделий.
11-5. Прогнозирование надежности и стратегия
профилактического обслуживания
воздушных выключателей
Математическая модель отказов высоковольтного выключа-
теля. Высоковольтный выключатель является одним из самых
ответственных элементов коммутационных узлов энергосистем.
Надежность его работы при отключении токов коротких замы-
каний во многом определяет протекание системных аварий по
намеченному алгоритму локализации отказов и восстановления
нормального режима. С помощью типовых стендовых испыта-
ний невозможно непосредственно оценить вероятность безотказ-
ной работы выключателя, так как на испытания ставится всего
лишь головной образец, а испытательные центры не могут дли-
тельно испытывать выключатель в условиях, близких к реальной
эксплуатации. Возможно прогнозирование надежной работы
выключателя с помощью математической модели отказов, учи-
тывающей начальные отказы, внезапные отказы и отказы из-за
сработки ресурса дугогасительным устройством.
436
Вероятность отсутствия начальных и внезапных отказов оце-
нивается по данным многолетней статистики выключателей
аналогичных типов. Ресурс и степень его сработки при комму-
тациях различных токов к. з. на присоединении, где установлен
выключатель, могут быть ойределены при стендовых испыта-
ниях. Безотказность выключателя зависит от ожидаемой интен-
сивности коммутаций и располагаемого ресурса к началу рас-
сматриваемого периода работы. Вероятность безотказной ра-
боты также зависит от степени сработки ресурса при каждой
коммутации.
Вероятность безотказной работы за время t высоковольтного
выключателя
Р(0 = РоЛ(0^2(0,	(11-1)
где Ро — вероятность отсутствия начальных отказов; P\(t) —
вероятность отсутствия внезапных отказов; Р2(0— вероятность
отсутствия отказов из-за износа дугогасительного устройства.
Вероятность отказа в самом начале эксплуатации из-за де-
фектов монтажа и изготовления по данным статистики энерго-
систем находится в пределах 0,001—0,006 и является довольно
стабильной. Следовательно, при прогнозировании надежности
новых типов выключателей можно ориентироваться на довольно
высокое значение Ро = 0,99-ь0,994.
Вероятность отсутствия внезапных отказов изменяется во
времени по экспоненциальному закону с параметром X:
Р!(/) = ехр( — М).	(Н-2)
Интенсивность отказов X может быть определена с доста-
точной точностью только при наличии опыта эксплуатации
аналогичной аппаратуры. Интенсивность внезапных •отказов
зависит от большого числа самых разнообразных причин.
По мере совершенствования производства и усовершенствова-
ния аппаратуры в ходе эксплуатации устраняется часть причин,
вызывающих внезапные отказы. Однако полное предотвращение
этих отказов невозможно, так как каждый новый внезапный
отказ вызывается новым комплексом причин, который почти
никогда не повторяется.
У выключателей, установленных на присоединениях воздуш-
ной линии, сработка ресурса происходит неравномерно. Воз-
можны короткие замыкания на различном удалении от места
установки выключателя, а также резкие увеличения интенсив-
ности коротких замыканий во время грозы. В зависимости от
удаленности точки короткого замыкания, от тока к. з. при его
отключении, скорости восстановления напряжения находится
величина срабатываемого при этом отключении ресурса.
Так, выключатели серии ВВБ могут отключить 20 коротких
замыканий с током от 60 до 30 % предельного или 10 коротких
замыканий с током 100 % предельного или 4 близких коротких
замыкания с высокой частотой восстанавливающегося напря-
437
Рис.
11-1. Зависимости P2(t) для разных условий сработки ресурса
жения. Для того чтобы учесть возможность воздействия любых
комбинаций этих видов короткого замыкания во времени, ис-
пользуется модель неравномерного износа [31] с X/ при /=1, 2
и 3, где Xi — частота коротких замыканий с 60—30 % номиналь-
ного тока; А2— частота коротких замыканий с предельным то-
ком для данного типа выключателя; Хз— частота неудаленных
коротких замыканий.
Начальный ресурс выключателей по результатам типовых
испытаний 7Vo = 2O. Располагаемый ресурс после отключения
коротких замыканий с током к. з. менее 60 % предельного,
N2 коротких замыканий с током, близким к предельному, и N->
веудаленных коротких замыканий определится в соответствии
с моделью:
N = N0—2N2—5Na.	(11-3)
В работе [31] получена формула для любого
N—l	N—l—ak
5	2	N— I—5k—21
P2(0 = exp(-ai-a2-a3) У	У	У	(IM)
/ j / j . / j iv.i'.mi
fe=0	1=0 .	tn=0
где u.[ = 7.tl; a2 = 'K2t> aa = rKat.
На рис. 11-1 даны кривые Pz(t), построенные по фор-
муле (П-4) (сплошные линии) для следующих вариантов соче-
таний Ль Х2 и Х3:
линия слабо защищенная, достаточно длинная: М=8; Х2 = 0,1;
Х3=1 1/год в среднем или 1/мес при грозе или гололеде (рис.
11-1, а);
линия хорошо защищенная с малым током к. з,: M = 2; Х2 =
= 0,02; Х3 = 0,2 1/год в среднем или 1/мес при грозе или гололеде
(рис. 11-1, б).
•138
Штриховыми линиями показаны аналогичные зависимости
в случае применения модели равномерного износа [31]. Анализи-
руя эти кривые, можно заметить, что учет неравномерности сра-
ботки ресурса необходим. В противном случае необоснованно
завышается расчетная вероятность безотказной работы.
Стратегия профилактики воздушных выключателей В В Б.
Полученная с помощью математической модели (Н-З), (11-4)
зависимость Рг(1) позволяет прогнозировать надежность работы
выключателя при сработке ресурса для любых реальных условий
эксплуатации и назначать профилактические ремонты с восста-
новлением дугогасительной способности, поддерживая заданную
вероятность безотказной работы.
Пример 1. Выключатель ВВБ, установленный на линии сред-
ней длины с Ai = 8; Х2 = 0,1; Лз=1 1/год, при полностью несрабо-
танном ресурсе N = N0 = 2f) к началу межремонтного периода t =
= 1 год будет иметь при Ро = О,996 и Хо = О,О1
Р (t) = Роехр ( — 1 • 0,01) Р2 (/) = 0,996-0,990-1,000 = 0,986.
Если бы его ресурс снизился до N= 15, то P(t) =0,996 • 0,990 X
X 0,614 = 0,605.
Считается необходимым иметь для выключателей вероят-
ность безотказной работы 0,99—0,95, следовательно, снижение
ресурса до А=15 недопустимо, как недопустимо и увеличение
межремонтного периода.
Предположим теперь, что к началу грозового сезона выклю-
чатель имеет ресурс А=15. В грозовом сезоне среднемесячные
значения Xi = 2; Z2 = 0,02; Х3 = 0,2. Значения Р2(Т) получим по
формуле (11-4):
t, мес	....	0,25	0,5	1,0	2,0
Р2(0	....	1,00	1,00	0,992	0,97
Очевидно, что если нет возможности провести очередной вос-
становительный ремонт до грозового периода, то пройти его без
отказа вполне возможно, так как вероятность достаточно вы-
сока.
Если бы ресурс был равен всего десяти (N = 10), то значе-
ния Р2(О были бы следующие:
t, мес .... 0,25 0,5	1,0	2,0
Р2 (0	.... 0,99 0,986 0,960 0,805
В этом случае безусловно необходим внеплановый (или пла-
новый, если близок его срок) восстановительный ремонт до на-
чала грозового сезона. После ремонта Pz(t) будет иметь прием-
лемые значения (N = No = 2O)
t, мес	....	0,25	0,5	1,0	2,0
Ps(0	- • • •	1,00	1,00	1,00	1,00
439
Пример 2. Выключатель с начальным ресурсом устанавли-
вается на линии с параметрами Xi = 16, Х2 = 0,02, Z,3=l. Необхо-
димо обеспечить'значение вероятности Pz(t) = 0,95. Вероятность
Pz(t)>Q,93 наблюдается при £<0,5 года, следовательно, первый
восстановительный ремонт надо произвести не позже, чем через
полгода после начала эксплуатации.
Предположим теперь, что к началу грозового сезона выклю-
чатель пришел с ресурсом А = 15. В грозовом сезоне среднеме-
сячные значения Xi = 4; Л,2=0,02; ^3 = 0,4. Значения Р2(£) по-
лучим по формуле (11-4):
t, мес .... 0,25 0,5	1	2
Р, (£)	.... 1,00 1,00 0,983 0,576
В этом случае безусловно необходим внеплановый восста-
новительный ремонт до начала грозового сезона. После ремонта
(№, = 20):
t, мес .... 0,25 0,5	1	2
Р2(£)	.... 1,00 1,00 1,00 0,84
По окончании грозового сезона (два месяца), в течение ко-
торого происходит в среднем 2-4 отключений к. з. с током,
меньшим 60 % предельного 2 • 0,4 отключений неудаленных к. з.,
ресурс N = 20—2 • 4—2 • 0,4 • 5=8.
Вероятность Pz(t)>0,95 при таком значении ресурса обеспе-
чивается при £<0,125 года, следовательно, необходим восстано-
вительный ремонт в течение ближайшего месяца после оконча-
ния грозового сезона.
Примерз. Выключатель с начальным ресурсом Л£0=20 уста-
навливается на линии со среднегодовыми значениями Xi = 8;
Л,2 = 0,1; Хз=1 и со среднемесячными значениями М = 2; Х2 = 0,02
и Хз = 0,2 в грозовой период. Необходимо обеспечить, чтобы про-
стой выключателя в плановых и аварийных ремонтах не превы-
шал времени аварийного простоя линии.
Учитывая тот факт, что 10 % коротких замыканий на линиях
заканчивается неуспешным АПВ и отключением линии, матема-
тическое ожидание числа отключений линии в год составит
0,1 (8 + 0,1 + 1)~ 1.
Пусть среднее время восстановления при устойчивом повреждении ли-
нии данного типа 6 ч. Учитывая трудоемкость текущих ремонтов, имеем
возможность провести один ремонт в течение двух лет, с тем чтобы простой
в ремонте не превышал 12 ч. Вероятность при Pz(t)=2 года равна по фор-
муле (11-4) единице, т. е. ремонт можно проводить и реже.
В течение грозового периода при t = 2 мес для заданных условий имеем
Р2(t) =0,978. Математическое ожидание числа аварий с выключателем из-за
сработки ресурса в грозу и из-за внезапных отказов при Ло = О,О1 за рас-
сматриваемые два года будет равно а=2 • 0,01 +2(1—0,978) =0,064, т. е.
в условиях данного примера аварийными ремонтами выключателя можно
пренебречь.
Рассмотренные примеры показывают, что стратегию профи-
лактики можно свести к трем основным решениям:
440
1)	при больших значениях Xj(X.j> 10):
внеочередные ремонты из-за сработки ресурса, капитальные
ремонты по мере общего износа;
2)	при средних значениях X/(l<Xi< 10):
текущие и капитальные ремонты по мере общего износа обо-
рудования, внеочередные ремонты перед началом и по оконча-
нии грозового и гололедного периода;
3)	при малых значениях Xj (Xi< 1):
капитальные и текущие ремонты по мере общего износа обо-
рудования.
Периодичность текущих и капитальных ремонтов, как и не-
обходимость внеочередных ремонтов, определяется заданным
уровнем вероятности безотказной работы.
В настоящее время текущие ремонты выключателей ВВБ
планируются каждый год, а капитальные один раз в три-четыре
года. Внеочередные ремонты назначаются после отключения
выключателем четырех-шести коротких замыканий с отсрочкой
начала ремонта на один-два месяца в случае холодной погоды.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Александров Г. Н. Сверхвысокие напряжения.— Л.: Энергия, 1973.—
184 с.
2.	Александров Г. Н., Иванов В. Л. Изоляция электрических аппаратов
высокого напряжения.— Л.: Энергоатомиздат, 1984.— 208 с.
3.	Анурьев В. И. Справочник конструктора-машиностроителя.— М.: Маши-
ностроение, 1982. Т. 1 — 729 с.; Т. 2 — 584 с.; Т. 3 — 576 с.
4.	Афанасьев А. И. К вопросу выбора закона распределения отказов при
расчете надежности тиристорных устройств РПН.— Надежность и контроль
качества, 1980, № 7, с. 18—22.
5.	Афанасьев В. В. Воздушные выключатели.— М.— Л.: Энергия, 1964.—
304 с.
6.	Афанасьев В. В. Конструкции выключающих аппаратов высокого на-
пряжения,—Л.: Энергия, 1969 —640 с.
7.	Афанасьев В. В., Якунин Э. Н. Разъединители.— Л.: Энергия, 1979.—
216 с.
8.	Афанасьев В. В., Вишневский Ю. И. Воздушные выключатели.— Л.:
Энергоиздат, 1981.— 348 с.
9.	Афанасьев В. В., Якунин Э. Н. Приводы к выключателям и разъедини-
телям высокого напряжения.— Л.: Энергоатомиздат, 1982 — 224 с.
10.	Афанасьев В. В., Адоньев Н. М., Карпенко Л. Н. Электрические ап-
параты высокого напряжения (атлас конструкций).—Л/. Энергия, 1977.—.
184 с.
11.	Баркаи Ф. Новый быстродействующий гидропривод. Конструкция, ана-
лиз и результаты испытаний. Конструирование и технология машиностроения,
1980, т. 102, № 1, с. 1—13.
12.	Белкин Г. С. Влияние теплофизических свойств материала контактов
па величину электрической эрозии.— Электричество, 1979, № 2, с. 56—58.
13.	Блихер А. Физика тиристоров: Пер. с англ. Под ред. И. В. Грехова.—
Л.: Энергоиздат, 1981.— 264 с.
441
14.	Болотин И. П., Эйдель Л. 3. Измерения в режимах короткого замы-
кания.— Л.: Энергия, 1973.— 192 с.
15.	Борисов В. В. Дуговые и эрозионные процессы на электродах дуго-
гасительного устройства с магнитным дутьем в элегазе. — Труды 28-го Меж-
дународного коллоквиума.— Ильменау. 1983, с. 231—234.
16.	Бории В. Н., Ярмаркин М. К. Расчет и оптимизация электрического
поля разъединителя высокого напряжения в элегазе.— Л.: Труды ЛПИ имени
М. И. Калинина, 1980, № 371, с. 82—87.
17.	Борисов В. В., Кукеков Г. А. Влияние характера дуговых процессов
при магнитном дутье в элегазе на дугостойкость контактных материалов.—
Труды ЛПИ имени М. И. Калинина.— 1980, № 369, с. 80—83.
18.	Борисов В. В., Янова Т. В. Дуговые и эрозионные процессы в дугога-
сительном устройстве с газовым дутьем через пористые электроды.— Труды
ЛПИ имени М. И. Калинина.— 1983, № 392, с. 72'—76.
19.	Брон О. Б. Электрические аппараты с водяным охлаждением.— Л.:
Энергия, 1967.— 264 с.
20.	Брон О. Б., Сушков Л. К. Потоки плазмы в электрической дуге вы-
ключающих аппаратов.— Л,: Энергия, 1975.— 212 с.
21.	Вакуумные дуги; Пер. с англ. Под ред. Дж. Лафферти.— М.: Мир,
1982,—428 с.
22.	Вакуумные коммутационные аппараты за рубежом.— М.: Информэлек-
тро, 1982,—81 с.
23.	Вентцель Е. С. Теория вероятностей.— М.: Издательство физико-мате-
матической литературы, 1961.— 564 с.
24.	Вишневский А. И., Руденко В. С., Платонов А. В. Силовые ионные и
полупроводниковые приборы.— М.: Высшая школа, 1975.— 343 с.
25.	Влияние структуры контактного материала на ток среза в вакуумных
выключателях/Г. С. Белкин, М. Е. Данилов, И. А. Лукацкая, В. В. Перов.—
Электричество, 1975, № 10, с. 60—62.
26.	Выключатели высокого напряження/Под ред. Н. В, Шилина.— Энергия,
1980 — 121 с.
27.	Гайфуллин Э. Ш., Климов В. Е. Применение ЭВМ в автоматизирован-
ном проектировании: Учебное пособие.— МЭН, 1980.— 100 с.
28..	Гашение дуги переменного тока дутьем через газопроницаемые элек-
троды/Г. Е. Агафонов, В. К. Крижанский, В. К. Тарасов, Т. В. Янова.— Элек-
тричество, 1981, № 4, с. 51—53.
29.	Герц Е. В., Крейниц Г. В. Расчет пневмоприводов: Справочное посо-
бие.— М.: Машиностроение, 1975.— 272 с.
30.	Горский А. И. Расчет машин и механизмов автоматических линий ли-
тейного производства.— М.: Машиностроение, 1978, с. 551.
31.	Гук Ю. Б. Основы надежности электрических установок.— Л.: ЛГУ,
1976,— 192 с.
32.	Дымков А. М. Трансформаторы напряжения.— М.: Энергия, 1975.—
204 с.
33.	Загоровскнй Е. Н. Некоторые вопросы проектирования многоамперных
шинопроводов. Труды БПИ. Энергетика и электротехника, вып. 61.— Минск:
Издательство Академии наук Белорусской ССР, 1957—202 с.
34.	Залесский A. .М,, Кукеков Г. А. Тепловые расчеты электрических ап-
паратов.— Л.: Энергия, 1967.— 380 с.
35.	Ивоботенко Б. А., Ильинский Н. Ф., Копылов И. П. Планирование экс-
перимента в электротехнике. — М.: Энергия, 1975,— 185 с.
36.	Идельчик И. Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям.— М.:
Машиностроение, 1975,— 559 с.
37.	Импульсные источники света/И, С. Маршак, А. С. Дойников, В. П.
Жильцов и др.; Под ред. И. С. Маршака.— М.: Энергия, 1978.— 447 с.
38.	Исаченко В. П., Осипова В. А., Сукомел А. С. Теплопередача.— М.:
Энергия, 1975.— 487 с.
39.	Исследование работы контактов в дугогасительных устройствах высо-
кого напряжения с продольным дутьем в элегазе/В, В.. Борисов, Г. А. Кукеков,
В. А. Соснин, В. К. Тарасов.— Электротехническая промышленность. Аппараты
высокого напряжения, 1978, вып. 10, с. 5—8.
442
40.	К вопросу физического моделирования процессов дугогашения в вы-
ключателях с газовым дутьем/Г. А. Кукеков, Г. С. Каплан и др.— Электроме-
ханика, 1980, № 3, с. 232—236.
41.	Каплан В. В., Нашатырь В. М. Коммутационные испытания высоко-
вольтных аппаратов.— Л.: Энергия, 1969.— 192 с.
42	Калантаров П. Л., Цейтлин Л. А. Расчет индуктивностей.— Л.: Энергия,
1970,—415 с.
43.	Карпенко Л. Н. Световые системы управления высоковольтными ап-
паратами.— Л.: Энергия, 1977.— 167 с.
44.	Ким Е. Н., Омельченко В. Т., Харин С. Н. Математические модели
тепловых процессов в электрических контактах.— Наука, 1977.— 236 с.
45.	Кондаков Л. А. Рабочие жидкости и уплотнения гидравлических сис-
тем.— М.: Машиностроение, 1982.— 217 с.
46.	Крейнин Г. В., Солнцева К. С., Тонконогов Е. Н. Выбор параметров
быстродействующих пневмоприводов.— Электротехническая промышленность.
Аппараты высокого напряжения, трансформаторы, силовые конденсаторы, 1980,
вьш. 1 (105), с. 14—15.
47.	Кужекнн И. П. Испытательные установки и измерения на высоком на-
пряжении.— М.: Энергия, 1973.— НО с
48.	Кукеков Г. А. Выключатели переменного высокого напряжения.— Л.:
Энергия, 1972.— 338 с.
49.	Кукеков Г. А., Васерина К. Н., Лунин В. П. Полупроводниковые элек-
трические аппараты: Учебное пособие.— Л.: ЛПИ имени М. И. Калинина,
1981.— 48 с.
50.	Кукушкин А. П. Гидравлические и пневматические системы автоматиза-
ции технологических процессов,— Л.: ЛПИ имени М. И. Калинина, 1975.—
133 с.
51.	Левитская О. Н., Левитский Н. И. Курс теории механизмов и машин:
Учебник.— М.: Высшая школа. 1978.— 269 с.
52.	Лисовский Г. С., Хейфиц М. Э. Главные схемы и электротехническое
оборудование подстанций 35—750 кВ.— М.: Энергия, 1977.— 4б4 с.
53.	Любчнк М. А. К задаче синтеза электромагнитных механизмов конеч-
ного действия.— Известия вузов, Электромеханика, 1982, № 7.— 827 с.
54.	Любчик М. А. Оптимальное проектирование силовых электромагнитных
механизмов.— М.: Энергия, 1974.— 392 с.
55.	Мартыненко О. Г., Соковишин Ю. А. Свободно-конвективный теплооб-
мен: Справочник/Под ред. Р. И. Солоухина.— Минск: Наука и техника, 1982.—
400 с.
56.	Математическое обеспечение ЕС ЭВМ.— Минск.: Институт математики
АН БССР, 1978, вып. 17,— 114 с.
57.	Материалы для контактов вакуумных дугогасительных камер, обеспе-
чивающие низкий уровень среза тока/Р. П. Горбач, Г. В. Левченко, О. К. Тео-
дорович и др.— Электричество, 1973, № 6, с. 57—78.
58.	Методика определения экономической эффективности капитальных вло-
жений.— Экономическая газета, 1981, № 2, 3.
59.	Методы поиска новых технических решений/Под ред. А.. И. Половин-
кина.— Йошкар-Ола: 1976.— 113 с.
60.	Могилевский Г. В., Райнин В. Е., Гребенник В. И. Полупроводниковые
аппараты защиты.— М.: Энергия, 1980.— 168 с.
61.	Намитоков К. К. Электроэрозионные явления.— М.: Энергия, 1978.—
456 с.
62.	Незнайко А. П. Новые типы конденсаторов.— Л.: Энергия, 1970.—
470 с-
63.	Нейман Л. Р., Демирчян К. С. Теоретические основы электротехники.—
Л.: Энергия, 1967.— Т. 1 — 522 с; Т. 2 — 407 с.
64.	Никитенко А. Г. Автоматизированное проектирование электрических
аппаратов.— М.: Высшая школа, 1983.— 192 с.
65.	Никитенко А. Г., Лобов Б. Н., Бахвалов Ю. А. Автоматизация проек-
тирования электромагнитных механизмов постоянного тока.— Известия вузов.
Электромеханика, 1979, № 4, с. 310—317.
443
66.	Половко А. М., Маликов И. М. Сборник задач по теории надежности,—
' М.: Советское радио, 1972.— 407 с.
67.	Полтев А. И. Конструкция и расчет элегазовых аппаратов высокого
напряжения.— Л.: Энергия, 1979.— 239 с.
68.	Поскробко А. А., Братолюбов В. Б. Бесконтактные коммутирующие и
регулирующие полупроводниковые'устройства на переменном токе.— М.: Энер-
гия, 1978.— 192 с.
69.	Проектирование линий электропередачи сверхвысокого напряжения/
Г. Н. Александров, В. В. Ершевич, С. В. Крылов и др.; Под ред. Г. Н. Алек-
сандрова, Л. Л. Петерсона.— Л.-. Энергоатомиздат, 1983.— 368 с.
70.	Применение несимметричного продольного дутья в газовых выключа-
телях/С. Л. Буянтуев, Ю. И. Вишневский, Г. С. Каплан, Г А. Кукеков.— Элек-
тротехника, 1979, № 12, с. 31—34.
71.	Рабинерсон А. А., Ашкинази Г. А. Режимы нагрузки силовых полу-
проводниковых приборов.— М.: Энергия, 1976.— 296 с.
72.	Раховский В. И. Физические основы коммутации электрического тока
в вакууме.— М.: Наука.— 536 с.
73.	Розанов М. Н. Надежность электроэнергетических систем.— М.: Энер-
гия, 1974.— 175 с.
74.	Рябннин И. А. Основы теории и расчета надежности судовых электро-
энергетических систем.— Л.: Судостроение, 1967.— 362 с.
75.	Сахаров В. П. Проектирование электрических аппаратов.— М.: Энер-
гия, 1971.— 554 с.
76.	Серия воздушных выключателей с металлическими гасительными ка-
мерами на напряжение 110—750 кВ, 2000 А/ Ю. И. Вишневский, Л. К. Грей-
нер, А. И. Добрусин и др.— Л.: Энергия, 1969.— 359 с.
77.	Соболь И. М,, Статннков Р. Б. Выбор оптимальных параметров в за-
дачах со многими критериями.— М.: Наука, 1981.— НО с.
78.	Солнцева К. С. Выбор параметров быстродействующего привода при
высоком давлении питания.— В кн.: Пневматика и гидравлика.— М_: Машино-
строение, 1980, вып. 8, с. 115—121.
79.	Справочник по проектированию энергетических систем/Под ред. С. С.
Рокотяна и И. М. Шапиро.— М.: Энергия, 1977.— 287 с.
80.	Сысоев М. И., Яковлев В. В. Внутренняя изоляция воздухонаполненных
аппаратов при повышенных давлениях.— Электротехника, 1970, № 3, с. 27—30.
81.	Таев И. С. Электрические аппараты —М.: Энергия, 1977, 272 с.
82.	Таев И. С. Электрические контакты и дугогасительные устройства ап-
паратов низкого напряжения.— М.: Энергия, 1973.— 424 с.
83.	Таев И. С., Головенкин В. А. Проблема создания бездуговых контакт-
ных аппаратов управления.— Электротехническая промышленность. Аппараты
низкого напряжения, 1971, вып. 5, с. 6—8.
84.	Таев И. С., Горшков Ю. Е., Попова Е. П. Методика оптимизационного
расчета основных параметров дугогасительной камеры автоматического выклю-
чателя.— Известия вузов. Электромеханика, 1981, № 10, с. 1165—1171.
85.	Таев И. С., Пархоменко С. В., Горшков Ю. Е. Математическая модель
для расчета на ЭВМ дуговых процессов в автоматических выключателях.—
Известия вузов. Электромеханика, 1980, № 3, с. 308—315.
у/ 86. Теория и конструкции выключателей/Под ред, Ч. X. Флершейма,—Л.:
Энергоиздат, 1982.— 496 с.
87.	Теория электрических аппаратов: Учебник/Под ред. Г. И. Александро-
ва.— М.: Высшая школа, 1985.— 312 с.
88.	Трансформаторы тока/В. В. Афанасьев, Н. М. Адоньев, Л. Н. Желалис
и др.— Л.: Энергия, 1980.— 355 с.
89.	Управляемые полупроводниковые вентили/Ф. Джентри. Ф. Гутцвиллер,
Н. Голопьяк, Э. Застров: Пер. с англ.— М.: Мир.: 1967.— 455 с.
90.	Химмельблау Д. Прикладное нелинейное программирование: Пер. с
англ.— М.: Мир, 1975,—534 с.
91.	Холявский Г. Б. Расчет электродинамических усилий в электрических
аппаратах.— Л.: Энергия, 1971,— 156 с.
92.	Цуханова Е. А. Динамический синтез дроссельных управляющих уст-
ройств гидроприводов.— М,: Наука, 1978.— 254 с.
444
93.	Чебовский О. Г., Моисеев Л. Г., Сахаров Ю. В. Силовые полупровод-
никовые приборы: Справочник.— М.: Энергия, 1975.— 511 с.
94.	Чунихин А. А. Электрические аппараты.— М.: Энергия, 1975.— 648 с.
95.	Шваб А. Измерения на высоком напряжении.— М.: Энергия, 1973.—
257 с.
96.	Шилин Н. В. Методика расчета газодинамических процессов в масля-
ных выключателях. — Известия вузов, Электромеханика, 1980, № 3, 249—
280 с.
97,	Шор Я. Б., Кузьмин Ф. И. Таблицы для анализа и контроля на-
дежности.— М.: Советское радио, 1968.'—286 с.
98.	Шуп Т. Решение инженерных задач на ЭВМ: Пер. с англ.— М.: Мир,
1982,—238 с.
99.	Электрическая часть электростанций/Под ред. С. В. Усова.— Л.: Энер-
гия, 1977.— 566 с.
100.	Электрическая эрозия сильноточных контактов и электродов/Г. В. Бут-
кевич, Г. С. Белкин, И. А. Ведешенков, М. А. Жаворонков. — М.: Энергия,
1978—254 с.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие........................................................ 3
ГЛАВА ПЕРВАЯ. ОБЩИЕ ВОПРОСЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ЭЛЕКТРИЧЕ-
СКИХ АППАРАТОВ.................................... 5
1-1. Аппараты и условия их работы............................—
1-2. Основные принципы проектирования электрических аппаратов 17
1-3. Этапы проектирования . ................................21
1-4. Сущность единой системы конструкторской документации . . 24
ГЛАВА ВТОРАЯ. ТОКОВЕДУЩИЕ СИСТЕМЫ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРА-
ТОВ .......................................... ...	27
2-1. Общая характеристика токоведущих систем и задачи их проек-
тирования ................................................—
2-2. Выбор сечения элементов токоведущих систем электрических
аппаратов................................................30
2-3. Тепловой расчет элементов токоведущих систем...........34
2-4. Добавочные потери в токоведущих системах...............45
2-5. Электродинамические усилия в токоведущих системах .... 53
2-6. Конструктивное исполнение и нагрузочные характеристики ап-
паратов на большие номинальные токи......................59
ГЛАВА ТРЕТЬЯ. КОНТАКТНЫЕ СИСТЕМЫ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ 65
3-1. Конструктивные особенности и принципы проектирования кон-
тактных систем современных крммутационных аппаратов ... —
3-2. Расчет и выбор оптимальных параметров н конструктивных
форм коммутирующих контактов.............................73
3-3. Ресурс коммутирующих контактов.........................82
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ. ДУГОГАСИТЕЛЬНЫЕ УСТРОЙСТВА........................98
4-1. Основные функциональные свойства, классификация, основные
требования .............................................. —
4-2. Задачи расчета дугогасителей н исходные данные.........100
4-3. Газодинамические характеристики систем продольного газового
дутья дугогасителей воздушных н элегазовых выключателей . 102
4-4. Определение основных геометрических параметров систем про-
дольного газового дутья . ..............................107
4-5. Приближенный расчет электрической прочности межконтактного
промежутка при гашении дуги в дугогасителе с продольным воз-
445
душным дутьем и определение номинального напряжения дуго-
гасителя ..................................................114
4-6. Конструкции дугогасителей с продольным газовым дутьем . .123
4-7. Выбор числа дугогасительных разрывов выключателя высокого
напряжения.................................................128
4-8. Конструкции и элементы расчета дугогасительных устройств мас-
ляных выключателей.........................................134
4-9. Приближенный расчет восстанавливающейся электрической
прочности межконтактного промежутка в дугогасительной ка-
мере масляного выключателя.................................147
4-10. Элементы расчета и конструкций дугогасительных устройств
узкощелевого типа с магнитным гашением	дуги.........149
4-11. Вакуумные дугогасительные устройства.....................154
ГЛАВА ПЯТАЯ. ИЗОЛЯЦИОННЫЕ КОНСТРУКЦИИ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АП-
ПАРАТОВ ........................................................... 161
5-1. Требования к изоляции низковольтных аппаратов...............—
5-2. Конструктивное выполнение наружной изоляции высоковольт-
ных аппаратов..............................................164
5-3. Применение экранов в конструкциях аппаратов открытого ис-
 полнения....................................................170
5-4. Выравнивание распределения напряжения и напряженности поля
вдоль изоляционных конструкций аппаратов с помощью торо-
идальных экранов...........................................189
5-5. Способы повышения электрической прочности изоляционных
конструкций аппаратов высших классов напряжения .... 198
5-6. Оптимизация изоляционных конструкций аппаратов высокого на-
пряжения ..................................................205
5-7. Особенности проектирования внутренней газовой изоляции элек-
трических аппаратов . . . . . .............................208
5-8. Экранирование токоведущих элементов ГРУ . ................229
ГЛАВА ШЕСТАЯ. ПРОЕКТИРОВАНИЕ ПРИВОДНЫХ УСТРОЙСТВ ЭЛЕКТ-
РИЧЕСКИХ АППАРАТОВ................................242
6-1. Общие положения........................................... —
6-2. Пневматические приводные устройства......................248
6-3. Гидравлические приводные устройства......................259
6-4. Электродинамические приводные механизмы..................266
6-5. Надежность схем питания электродинамических и индукционно-
динамических приводов.....................................272
6-6. Расчет параметров электродинамических механизмов .... 273
6-7. Методы автоматического проектирования оптимальных электро-
динамических механизмов...................................290
6-8. Индукционно-динамические приводные механизмы.............295
ГЛАВА СЕДЬМАЯ. СИСТЕМЫ УПРАВЛЕНИЯ ВЫСОКОВОЛЬТНЫМИ ЭЛЕК-
ТРИЧЕСКИМИ АППАРАТАМИ .	 301
7-1. Назначение систем управления .............................—
7-2. Пневматические системы управления.......................303
7-3. Пневмомеханические системы управления...................307
7-4, Световые и оптико-электронные системы управления. Способы
электропитания приемных устройств........................313
7-5. Системы управления синхронизированными выключателями . . 320
7-6. Передающие устройства ССУ и ОЭСУ.......................324
7-7. Каналы передачи командного сигнала ССУ и ОЭСУ .... 332
7-8. Приемные устройства ССУ и ОЭСУ..........................332
446
ГЛАВА ВОСЬМАЯ. ПРОЕКТИРОВАНИЕ ПОЛУПРОВОДНИКОВЫХ ЭЛЕК-
ТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ...............................................340
8-1. Особенности полупроводниковых аппаратов и предъявляемые
к ним требования...........................................—
8-2. Структурная схема полупроводникового аппарата. Задачи про-
ектирования  ............................................342
8-3. Выбор принципиальной схемы силового блока аппаратов пере-
менного тока.............................................344
8-4. Задачи и методы расчета тепловых режимов работы силового
блока....................................................345
8-5. Расчет элементов защиты тиристоров от перенапряжений . . . 351
8-6. Расчет элементов контура принудительной коммутации тиристо-
ров .................................................... 353
8-7. Надежность полупроводниковых аппаратов....................357
ГЛАВА ДЕВЯТАЯ. ВЫСОКОВОЛЬТНЫЕ ИЗМЕРИТЕЛЬНЫЕ АППАРАТЫ.
ВЫСОКОВОЛЬТНЫЕ ИЗМЕРИТЕЛЬНЫЕ ТРАНСФОР-
МАТОРЫ ТОКА (ВИТТ).............................................359
9-1. Общая	характеристика ВИТТ.............................—
9-2. Зависимость погрешностей от расчетно-конструктивных пара-
метров	ВИТТ.............................362
9-3. Расчет	погрешностей . ....................................365
9-4. Общая	характеристика воздушных	трансформаторов	тока	.	.	368
9-5. Расчет	основных параметров и элементов	конструкции	ВИТТ	369
9-6. Общая характеристика оптико-электронных трансформаторов
тока (ОЭТТ) и конструктивные схемы.......................372
9-7. ОЭТТ с внешней модуляцией светового потока на основе маг-
нито-оптического эффекта Фарадея.........................374
9-8. Расчет модуляционной, амплитудно-частотной характеристик и
основных конструктивных элементов ОЭТТ.................  376
9-9. ОЭТТ с внутренней модуляцией потока излучения.............381
9-10. Расчет и конструирование измерительных шунтов............385
9-11. Измерительные трансформаторы напряжения..................390
9-12. Расчет и конструирование делителей напряжения............399
ГЛАВА ДЕСЯТАЯ. ПРОБЛЕМЫ ОПТИМИЗАЦИИ ПРИ ПРОЕКТИРОВАНИИ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ...........................................405
10-1. Проблемы и методы поиска новых технических решений . . —
10-2. Элементы прикладной теории оптимизации ................. 408
10-3. Примеры поиска оптимальных решений.......................414
10-4. Диалог «Конструктор — ЭВМ»...............................420
ГЛАВА ОДИННАДЦАТАЯ. НАДЕЖНОСТЬ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ 422
11-1. Инженерные задачи надежности электрических аппаратов . . —
11-2. Терминология и показатели надежности электрических аппара-
тов ......................................................424
11-3. Эксплуатационная оценка надежности электрических аппаратов 427
11-4. Обеспечение надежности при разработке и производстве элек-
трических аппаратов........................................435
11-5. Прогнозирование надежности и стратегия профилактического
обслуживания воздушных выключателей........................436
Список литературы..............................................441
ГЕОРГИЙ НИКОЛАЕВИЧ АЛЕКСАНДРОВ
ВАЛЕНТИН ВЕНИАМИНОВИЧ БОРИСОВ
ГЕРМАН СОЛОМОНОВИЧ КАПЛАН
ГЕОРГИЙ АЛЕКСАНДРОВИЧ КУКЕКОВ
ЛЕОНИД НИКОЛАЕВИЧ КАРПЕНКО
ВЛАДИМИР ЕВГЕНЬЕВИЧ КУЗНЕЦОВ
ВЯЧЕСЛАВ ПЕТРОВИЧ ЛУНИН
МИХАИЛ БОРИСОВИЧ МОИСЕЕВ
АЛЕКСАНДР ЗАХАРОВИЧ ПИРЯТИНСКИЙ
ВЛАДИМИР АЛЕКСЕЕВИЧ СОСНИН
ЕВГЕНИЙ НИКОЛАЕВИЧ ТОНКОНОГОВ
ЮРИЙ АЛЕКСАНДРОВИЧ ФИЛИППОВ
МИХАИЛ КИРИЛЛОВИЧ ЯРМАРКИН
ПРОЕКТИРОВАНИЕ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ
Редактор С. П. Левкович
Художественный редактор Д. Р. Стеванович
Технический редактор А. Г. Рябкина
Корректор Н. Б. Чухутина
ИБ № 661
Сдано в набор 13,03.85. Подписано в печать 16.07.85. М-26528. Формат 60Х90‘/1б. Бумага
книжно-журнальная. Гарнитура литературная. Высокая печать. Усл. печ. л. 28. Усл.
кр.-отт. 28. Уч.-изд. л. 32,21. Тираж 11 800 экз. Заказ № 412. Цена 1 р. 40 к.
Ленинградское отделение Энергоатомиздата.
191041, Ленинград, Марсово поле, 1.
Ленинградская типография № 4 ордена Трудового Красного Знамени Ленинградского
объединения «Техническая книга» нм. Евгении Соколовой Союзполнграфпрома при Го-
сударственном комитете СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли.
191126, Ленинград, Социалистическая ул., 14.