Справочник по электрическим аппаратам высокого напряжения - Афанасьев В.В., Адоньев Н.М., Бортник И.М.

Автор: Афанасьев В.В. Адоньев Н.М. Бортник И.М.

Теги: электротехника электрические машины и аппараты электронно-и аппаратостроение электроустановки электрические аппараты высоковольтное оборудование

Год: 1987

Похожие

Электрические аппараты высокого напряжения с элегазовой изоляцией

Конструкции и расчет элегазовых аппаратов высокого напряжения

Электрические и электронные аппараты

Электрические и электронные аппараты. Часть 2

Текст

СПРАВОЧНИК
ПО ЭЛЕКТРИЧЕСКИМ
АППАРАТАМ
ВЫСОКОГО
НАПРЯЖЕНИЯ
ЭНЕРГОАТОМИЗДАТ
ПРЕДИСЛОВИЕ
XXVII съезд КПСС утвердил величественную программу раз-
вития и интенсификации народного хозяйства нашей страны на
ближайшие 15 лет (до 2000 г.). За этот сравнительно короткий про-
межуток времени объем промышленной продукции в СССР дол-
жен удвоиться- Большая роль в решении указанной задачи при-
надлежит электротехнической промышленности и ее подотрасли —
электроап паратостроеи ию.
Электрические аппараты являются важнейшими элементами
электротехнических, и энергетических установок. Их номенкла-
тура и число типоисполнений очень обширны. Электрические аппа-
раты разделяются на две большие группы, а именно на аппараты
низкого напряжения, предназначенные для работы в электриче-
ских сетях с номинальным напряжением до 1000 В, и на аппараты
высокого напряжения, предназначенные для работы в сетях с но-
минальным напряжением более 1000 В. Номинальное напряжение
определяет габариты аппаратов, принципиальное устройство и
конструктивную схему аппарата. Сходными элементами в аппа-
ратах низкого и высокого напряжения являются токоведущие и
контактные части (конечно, оии существенно различаются между
собой по размерам). Крайне обширная номенклатура электриче-
ских аппаратов не позволяет в одном справочнике рассмотреть
все вопросы, относящиеся к аппаратам высокого и низкого напря-
жения. Поэтому обоснованным является выпуск трех справочни-
ков: по аппаратам высокого напряжения, по аппаратам низкого
напряжения (намечается к изданию) и по токоведущим и контакт-
ным частям электрических аппаратов низкого и высокого напря-
жения. Последний справочник должен выйти вслед за настоящей
книгой.
В справочнике по электрическим аппаратам высокого напря-
жения приведены основные сведения об устройстве и принципе
действия этих аппаратов, их габаритные размеры н методика рас-
чета отдельных элементов. Поскольку вопросы изоляции являются
общими для всех аппаратов, то они выделены в отдельную главу,
так же как и вопросы гашения дуги в коммутационных аппаратах.
В конце каждой главы приведены ссылки на литературу, отно-
сящуюся к материалу данной главы.
1* 3
ББК 31.264.2
УДК 621.316.54.027.3
Н. М. Адоньев, В. В. Афанасьев, It. М. Бортник, Ю. И. Вишневский,
Э. Б Кренгауз, В. Н. Лапаев, А. И. Полтев, Э. Н. Якунин
Рецензенты О. Б. Брон и В. К. Тарасов
Справочник по электрическим аппаратам высокого на-
С74 пряжения/Н- М. Адоньев, В. В. Афанасьев, И. М. Борт-
ник и др.; Под ред. В. В. Афанасьева. — Лл Энергоатом-
издат. Ленингр. отд-иие, 1987. — 544 с.: ил.
Рассматриваются все виды аппаратов высокого напряжения (коммутацион-
ные, защитные и измерительные). Приводятся методы расчета и конструирования
основных элементов высоковольтных аппаратов. Даны установочные чертежи
аппаратов высокого напряжения и их технические характеристики.
Для инженерно-технических работников, занятых проектированием, иссле-
дованием, производством, монтажом и э высокого напря-
жения, может быть лолевЯ^ДОЧ ^фелида^а-телей и с удентов вузов и учаашхся
техникумов. I Вйо№»те*в
_ 2302030000—102 ,лп I >ра,лс»; ББК 31.264.2
С ~05Г(01)=87- И9-86 I
I хг. А*, пмоонв
НИКОЛАЙ МИХАЙЛОВИЧ АДОНЬЕВ
ВАСИЛИЙ ВЛАДИМИРОВИЧ АФАНАСЬЕВ
ИВАН МИХАЙЛОВИЧ БОРТНИК
ЮРИЙ ИОСИФОВИЧ ВИШНЕВСКИЙ
ЭММА БОРИСОВНА КРЕНГАУЗ
ВИКТОР НИКОЛАЕВИЧ ЛАПАЕВ
АЛЕКСАНДР ИВАНОВИЧ ПОЛТЕВ
ЭДУАРД НИКОЛАЕВИЧ ЯКУНИН
СПРАВОЧНИК ПО ЭЛЕКТРИЧЕСКИМ АППАРАТАМ
ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
Редактор Ю- В. Долгополова
Художественный редактор Д. Р. Степанович
Технический редактор А. Г. Рябкина
Корректор Н. А. Быкова
Переплет художника Г. В. Смирнова
ИБ № 1090
Сдано в набор 25.06.86. Подписано в печать 05.11.86. М-33118.
Формат 60X90l/je. Бумага книжно-журнальная. Гарнитура литературная»
Печать высокая. Усл. печ. л. 34. Усл. кр.-отт. 34,5. Уч.-изд. л. 37,18.
Тираж 30 000 экз. Заказ 166. Цена 2 р. 20 к.
Ленинградское отделение Энергоатоыиэдата.
19 Ю65, Ленинград, Марсово иоле, 1.
Ленинградская типография № 6 ордена Трудового Красного Знамени
Ленинградского объединения «Техническая книга» им. Евгении Соколовой
Союзполиграфпрома при Государственном комитете СССР
по делам издательств, полиграфии к книжной торговли.
193144, Ленинград, ул. Моисеенко, 10.
© Энергоатомиздат, 1987
Авторы выражают глубокую признательность и благодарность
д. т. н. преф. О. Б. Брону и инж. В. К. Тарасову, взявшим
на себя нелегкую задачу рецензирования рукописи, а также
инж. Г. Е. Агафонову, И. Б. Болотину, В. В. Каплану, С. М- Кри-
жанскому, Г. Т. Мессерману, Ф. Б. Тихомирову, Л. Я. Яновскому
и Л. 3. Эйделю, просмотревшим отдельные главы и сделавшим
ценные замечания по их содержанию.
Отзывы о книге, замечания и пожелания просьба направлять
по адресу: 191065, Ленинград, Марсово поле, 1, Ленинградское
отделение Энергоатомиздата.
Авторы
ПРИНЯТЫЕ В КНИГЕ СОКРАЩЕНИЯ
АВН — аппарат высокого напряже-
ния
Вк — выключатель
В В — выключатель воздушный
ВМ — выключатель масляный
ВЭ — выключатель элегазовый
ВЭм — выключатель электромагнит»
ный
ВВк — выключатель вакуумный
ДУ — дугогасительное устройство
НК — изоляционная конструкция
ПО — изолятор опорный
ИГ1 — изолятор проходной
ПС — изолятор стержневой
ИВ1 — изолятор штыревой
КРУЭ — комплексное распредели-
тельное устройство с элега-
зовой изоляцией
Кз — короткозамыкатель
Од — отделитель
ОПН — ограничитель перенапряже-
ний
Пд — привод
ПВН — переходное восстанавлива-
ющееся напряжение
Рд — разъединитель
Рк — разрядник
ВР — вентильный разрядник
ТР — трубчатый разрядник
ТТ — трансформатор тока
ТПТ — трансформатор постоянного
тока
TH — трансформатор напряжения
ТПН — трансформатор постоянного
напряжения
ШР — шунтирующий резистор
ГЛАВА ПЕРВАЯ
ОСНОВНЫЕ СВЕДЕНИЯ ОБ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ
АППАРАТАХ И УСЛОВИЯХ ИХ РАБОТЫ
1-1. НАЗНАЧЕНИЕ И КЛАССИФИКАЦИЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ
АППАРАТОВ
Электрическим аппаратом высокого напряжения (АВН) назы-
вается электротехническое устройство, предназначенное в зависи-
мости от предъявляемых к нему требований для управления элек-
трическими установками и цепями, для защиты их или контроля.
Электрические аппараты в соответствии с выполняемыми ими
функциями подразделяются на:
1. Коммутационные аппараты, предназначенные для размы-
кания и замыкания электрической цепи; в зависимости от назна-
чения они разделяются на подгруппы:
а) аппараты для коммутации (отключения и включения) элек-
трической цепи, находящейся только под напряжением, т. е.
в условиях, когда по иен не проходит ток (разъединители,
отдел ител и);
б) аппараты для заземления отдельных участков электрической
цепи (заземлители);
в) аппараты только для замыкания цепи под нагрузкой (к о -
роткозамыкатели);
г) аппараты для коммутации электрической цепи с отключе-
нием тока, не превышающего номинальный ток аппарата (в ы -
ключатели нагрузки);
д) аппараты только для отключения электрической цепи при
токах перегрузки и токах к. з. (п р е д о х р а н и т е л и);
е) аппараты для коммутации электрической цепи при нормаль-
ном и аварийном режимах ее работы (выключатели),
2. Ограничивающие аппараты, предназначенные для ограни-
чения тока к. з. (реакторы и токоограничиваю-
щие предохранители) или же для ограничения пере-
напряжений (разрядники и ограничители пере-
напряжений).
3. Аппараты, предназначенные для питания измерительных
Цепей, цепей релейной защиты, автоматики и сигнализации и для
изоляции их от высокого напряжения (трансформаторы
т ° к а и напряжения).
Для более ясного представления о назначении высоковольтных
аппаратов рассмотрим однолинейную схему районной электриче-
ской станции и повышающей подстанции при ней (рис. 1-1). Элек-
5
Рис. 1-1. Принципиальная схема электростанции
6
трическая энергия, вырабатываемая генераторами G1 и G2y посту-
пает на сборные шины распределительного устройства генератор-
ного напряжения, с которых производится ее распределение
между потребителями. Для повышения надежности электроснаб-
жения потребителей при авариях или ремонте сборных шин рас-
пределительное устройство имеет двойную систему шин. Одна
система шин является рабочей, другая — резервной. Обычно в ра-
боте находится одна система шин, и лишь при авариях или ре-
монте нагрузка переводится на другую.
Рабочая система шин разделена на две секции. Обе секции
соединяются между собой через реактор L и последовательно
включенный с ним секционный выключатель ВЗ. Шинный реактор
и секционный выключатель присоединены к сборным шинам через
разъединители Р5, Р6, Р7 и Р8. Нормально, т. е. при работе гене-
раторов на рабочую систему шин, разъединители Р6 и Р8 вклю-
чены, а разъединители Р5 и Р7 отключены.
Секционный выключатель ВЗ предназначен:
а) для мгновенного автоматического разъединения секций шин
при коротком замыкании на одной из них (другая секция благо-
даря этому остается в работе);
б) для включения генераторов на параллельную работу, если
секции сборных шин до этого работали раздельно;
в) для разрыва тока в цепи шинного реактора при выводе его
или одной из секций в ремонт; прн этом, кроме выключателя, от-
ключаются разъединители Р5, Р6, Р7 и Р8. Эти четыре разъеди-
нителя позволяют присоединять шинный реактор как к секциям
рабочей системы шин. так и к резервной системе шин.
Каждый генератор присоединяется к обеим системам сборных
шин посредством выключателя Bl (В2) и развилки с двумя разъ-
единителями. Так как в работе находится только одна система
шин, в данном случае рабочая, то разъединители Р2 и Р4 вклю-
чены, а разъединители Р1 и РЗ отключены. Линии потребителей
электроэнергии генераторного напряжения присоединяются
к обеим системам шин посредством выключателей В4, В5, В6 и В7
и развилок с двумя разъединителями, например Р9, РЮ и т. д.
На отходящих линиях генераторного напряжения установлены
реакторы L, которые ограничивают ток короткого замыкания на
этих линиях. За реакторами установлены разъединители.
Для перевода нагрузки с каждой из секций рабочей системы
шин на резервную между ними установлены шиносоединительные
(междушинные) выключатели В8 и В9. С обеих сторон шиносоеди-
нительного выключателя установлены разъединители. Когда
генераторы работают на одну систему шин, разъединители шино-
соединительных выключателей В8 и В9 включены, а сами выклю-
чатели В8 и В9 отключены. Для перевода нагрузки с какой-либо
ИЗ секций рабочей системы шин на резервную включается соответ-
ствующий выключатель, тем самым резервная система шин ставил/-
под напряжение. Затем у генераторов и линий, подключение
,/
к этой секции, включают разъединители резервной системы шин,
например Р1 и Р9, и отключают разъединители рабочей системы,
например Р2 и Р10.
Шиносоединительный выключатель служит не только для
перевода нагрузки с одной системы шин на другую, но и для за-
мены генераторного выключателя или выключателя любой линии
при повреждении или ремонте последнего. Так, если вышел из
сгроя выключатель В5,то отключают разъединитель РЮ, а вместо
выключателя устанавливают перемычку. Затем включают разъеди-
нитель Р9 и шиносоединительный выключатель В8. Таким обра-
зом, линия, у которой поврежден выключатель, присоединяется
к рабочей системе шии через шиносоединительный выключатель
и резервные шины.
Разъединители с обеих сторон шиносоединительного выклю-
чателя необходимы для его осмотра и ремонта без прекращения
электроснабжения потребителей, подключенных к секциям сбор-
ных шин.
Через выключатели ВЮ и ВЦ и соответствующие им развилки
разъединителей к шинам распределительного устройства станции
подключены трансформаторы, повышающие генераторное напря-
жение в данном случае от 10 до 40,5 кВ для передачи энергии
близким потребителям (в радиусе до 40 км) и до 126 кВ — для
передачи энергии дальним потребителям. Со стороны высшего
напряжения трансформаторы подключены к шинам подстанций
через выключатели и разъединители. Линии, отходящие от шии
каждой из подстанций, также подключаются к шинам подстанций
через выключатели и разъединители.
Разъединители могут иметь дополнительные ножи (Р116) для
закорачивания и заземления отключаемых на ремонт линий, чем
предотвращается появление на линии опасных потенциалов,
обусловленных ошибочными включениями, статическими заря-
дами и т. д. Приводы главных (Р11а} и заземляющих {Р116) ножей
механически сблокированы между собой так, что включение зазем-
ляющих ножей возможно только при отключенных главных ножах
разъединителя; включение же главных ножей при включенных
заземляющих ножах невозможно.
К линии Л4 присоединены две трансформаторные подстанции
Т1 и Т2. Присоединение подстанций произведено посредством от-
делителей 0д1 и Од2 и короткозамыкателей Кз1 и Кз2.
Трансформаторы тока ТТ и трансформаторы напряжения TH
обеспечивают питание цепей измерительных приборов, реле и уст-
ройств автоматики. Предохранители Пр защищают цепь тока от
к. з. внутри TH. Разрядники (вентильные РВ и трубчатые
РТ) защищают изоляцию аппаратов и линии от перенапря-
жений.
По климатическому исполнению и категории размещения АВН
классифицируются ГОСТ 15150—69 и ГОСТ 15543—70 следующим
образ. I.
8
Но климатическому исполнению АВН разделяются на аппа-
раты, предназначенные для эксплуатации в макроклиматических
районах:
На суше, реках и озерах
С умеренным климатом . . .У (N)
С умеренным и холодным . УХЛ (NF)
С влажным тропическим . . ТВ (TH)
С сухим тропическим ... ТС (ТА)
Обшетропическое исполнение
С сухим и влажным тропическим климатом . . ............... Т (Т)
Общеклиматическое исполнение
С любым климатом на суше, кроме очень холодного ............. О (U)
С морским климатом
С умеренно-холодным морским ................-................. М (М)
С тропическим морским, в том числе и для судов каботажного пла-
вания ....................................................... ТМ (МТ)
Как с умеренно-холодным морским, так и с тропическим морским,
в том числе для судов неограниченного района плавания . . ОМ (MU)
Всеклиматическое исполнение
Во всех районах на суше и море, кроме районов с очень холодным
климатом . . .... ... В (W)
Латинские буквы, стоящие в скобках, соответствуют обозначе-
ниям климатических районов, принятым в странах СЭВ.
Аппараты в исполнении У и УХЛ могут эксплуатироваться
в теплой и жаркой зонах СССР по ГОСТ 15150—69, в которых
температура воздуха (средний из ежегодных температурных мак-
симумов) выше 40 °C или сочетание температуры, равной 20 °C
и выше, с относительной влажностью, равной 80 % н выше, на-
блюдается более 12 ч в сутки непрерывно в течение двух месяцев
в году.
Если аппарат разработан для эксплуатации в районах с холод-
ным климатом и экономически нецелесообразно использовать его
вие пределов этого района, вместо обозначения УХЛ применяется
обозначение ХЛ.
По месту установки аппарата в эксплуатации АВН подразде-
ляются на пять укрупненных категорий размещения *.
Категория 1 — на открытом воздухе.
Категория 2 — под навесом или в помещениях, где
колебания температуры и влажности воздуха несущественно от-
личаются от колебаний их на открытом воздухе и имеется сравни-
тельно свободный доступ наружного воздуха, например в палатках,
* Аппараты категории размещения 1 называются аппаратами наружной
установки, а категорий 3—5 — аппаратами внутренней установки. Аппарац
категории размещения 2 занимают промежуточное положение.
кузовах, прицепах, металлических помещениях без теплоизоля-
ции, в оболочке комплектного изделия категории I (отсутствие пря-
мого солнечного излучения и атмосферных осадков).
Категория 3 — в закрытых помещениях (объемах) с есте-
ственной вентиляцией без искусственно регулируемых климати-
ческих условий, где колебания температуры и влажности воздуха
и воздействие песка и пыли существенно меньше, чем на открытом
воздухе, например в металлических помещениях с теплоизоляцией,
каменных, бетонных и деревянных помещениях (существенное
уменьшение воздействия солнечной радиации, ветра, атмосферных
воздействий, отсутствие росы).
Категория 4 — в помещениях (объемах) с искусственно
регулируемыми климатическими условиями, например в закрытых
отапливаемых или охлаждаемых и вентилируемых производствен-
ных или других помещениях, в том числе и хорошо вентилируемых
подземных (отсутствие прямого солнечного излучения, атмосфер-
ных осадков, ветра, песка и пыли, наружного воздуха, отсутствие
или уменьшение рассеянного солнечного излучения и конденса-
ции влаги).
Категория 5 — в помещениях (объемах) с повышенной
влажностью, например в неотапливаемых и невентилируемых под-
земных помещениях, в том числе в шахтах, подвалах, почве, в су-
довых, корабельных и других помещениях, в которых возможно
длительное присутствие воды или частая конденсация влаги на
стенах и потолке.
Кроме укрупненных категорий размещения имеются дополни-
тельные.
Категория 1.1 — до эксплуатации в помещениях кате-
гории 4, а работа как в условиях категории 4, так и в других усло-
виях, в том числе и на открытом воздухе.
Категория 2.1 — встроенные элементы внутри комплект-
ных изделий категорий 1, 1.1, 2, конструкция которых исключает
конденсацию влаги на встроенных элементах.
Категория 3,1 — в нерегулярно отапливаемых помеще-
ниях (объемах).
Категория 4.1 — в помещениях с кондиционирован-
ным или частично кондиционированным воздухом.
Категория 4.2 — в лабораториях, капитальных жилых
и других помещениях подобного типа.
Категория 5.1 — встроенные элементы внутри комплект-
ных изделий категории 5, конструкция которых исключает кон-
денсацию влаги на встроенных элементах.
Сочетание климатического исполнения и категории размещения
называется видом климатического исполнения (например, УЗ,
ХЛ1 и 1 д,). Символы, обозначающие вид климатического испол-
нения, включаются в обозначение типа изделия, например, разъ-
единитель типа РНД наружной установки на 35 кВ, 2000 А в ис-
полнении У обозначается РНД-35/2000У1.
10
Аппараты климатического исполнения У4, ХЛ4, У4.1, ХЛ4.1,
У4.2, ХЛ4.2, Т4, Т4.1, Т4.2, ТС2.1 не изготовляются. Вместо них
следует применять вид климатического исполнения УХЛ4,
УХЛ4.1, УХЛ4.2, ТС2, ВЗ и В3.1.
Интенсивность дождя составляет для АВН исполнений У, ХЛ,
ТС 3 мм/мии, а для АВН исполнений ТВ, Т, О, М, ТМ, ОМ и В
5 мм/мин. Под интенсивностью дождя понимается высота слоя воды
(в миллиметрах), образующегося в горизонтально расположенном
водосборнике за одну минуту от равномерно падающего под углом
45° к горизонтали дождя капельной структуры. Удельное электри-
ческое сопротивление воды составляет 100 ± 10 Ом-м при 20 °C.
1-2. НОМИНАЛЬНЫЕ ПАРАМЕТРЫ АВН
Каждый электрический аппарат переменного тока имеет те
или иные номинальные параметры, которые могут быть общими
для АВН всех видов или присущими только одному либо некото-
рым из них. Общими номинальными параметрами для всех АВН
являются номинальное напряжение и номинальная частота.
Номинальным напряжением 1/ном называется самое высокое
из стандартных напряжений (линейное), при котором должен
работать аппарат. Кроме того, аппарат должен неограниченно
долго работать и при напряжении, превышающем номинальное
на 5—20 %. Это напряжение называется наибольшим рабочим
напряжением (/н.р.
По терминологии МЭК номинальное напряжение соответствует
действующему значению наибольшего рабочего напряжения си-
стемы, для которой предназначен аппарат. Номинальному напря-
жению по МЭК в СССР соответствует наибольшее рабочее напря-
жение или напряжение, незначительно отличающееся от него
(табл. 1-1).
Таблица 1-1. Номинальные t/HOM и наибольшие рабочие £7Н р
напряжения (кВ)
По ГОСТ 1516.1—76 По МЭК ^ном По ГОСТ 1516.1—76 По МЭК ^ном
^НОМ р Ьцом ^н. р
3 3,6 3,6 но 126 123
6 7,2 7,2 — 145
10 12 12 150 172 170
15 17,5 17,5 220 252 245
20 24 24 300
24 26,5 -— 330 363 362
27 30 36 _— 420
35 40,5 40,5 500 525 525
'—- .— 52 750 785 765
— — 72,5 1150 1200 1200
— — 100
11
Из шкалы номинальных напряжений в стандартах на выклю-
чатели и ТТ исключено номинальное напряжение 3 кВ. При необ-
ходимости замены АВН на это напряжение в РУ следует приме-
нять выключатели и ТТ на номинальное напряжение 6 кВ. Аппа-
раты на 1/ном — 15 кВ предназначены для электрических сетей
с номинальным напряжением 15 кВ и для цепей генераторов и син-
хронных компенсаторов на номинальное напряжение 13,8 и
15,75 кВ. Аппараты на 1/ном = 20 кВ должны использоваться и
в цепях генераторов и синхронных компенсаторов на номиналь-
ное напряжение 18 кВ. Номинальное напряжение 27 кВ предназ-
начено только для аппаратов, устанавливаемых в цепях Генерато-
ров н синхронных компенсаторов и на железнодорожном транс-
порте.
Номинальная частота fnOM — это промышленная частота тока,
для которой спроектирован аппарат. В Европе это частота 50 Гц,
а в США, Канаде и некоторых странах Юго-Восточной Азии —
60 Гц.
Номинальный ток 7НОМ — это действующее значение тока,
который аппарат должен длительно пропускать без повреждений
при номинальной частоте с температурой различных частей, не
превышающей значений, установленных ГОСТ 8024—84.
В СССР принята шкала номинальных токов (ГОСТ 6827—76)
в диапазоне 0,00001 А до 250 000 А, соответствующая рекоменда-
ции СЭВ PC 857—67 и публикации МЭК 56-2 1971 г. Из этой боль-
шой шкалы в АВН используются следующие значения токов *:
1. В выключателях и разъединителях 200, 400, 630, 800, 1000,
1250, 1600, 2000, 2500, 3150, 4000, 5000, 6300, 8000, 10 000, 11 200,
12 500. 14 000, 16 000, 18 000, 20 000, 22 400, 25 000, 28 000,
31 500 А.
2. В трансформаторах тока: номинальные первичные токи 1, 5,
10, 15, 20, 30, 40, 50, 75, 80, 100, 150, 200, 300, 400, 500, 600, 750,
800, 1000, 1200, 1500, 2000, 3000, 4000, 5000, 6000, 8000, 10 000,
12 000, 14 000, 16 000, 18 000, 20 000, 25 000,28 000, 30 000, 32000,
35 000, 40 000 А; номинальные вторичные токи 1 и 5 А.
Трансформаторы тока, рассчитанные на номинальный и пер-
вичный ток 15, 30, 75, 150, 300, 600,750, 1200, 1500, 3000 и 6000 А.
должны выдерживать неограниченно длительное время наиболь-
ший рабочий первичный ток, равный соответственно 16, 32, 80,
160, 320, 630, 800, 1250, 1600, 3200 и 6300 А. В остальных случаях
наибольший первичный ток равен номинальному первичному
току.
3. В предохранителях 2; 2,5; 3,2; 5; 6,3; 8; 10; 16; 20; 25; 31,5;
40; 50; 63; 80; 100; 125; 160; 200; 250; 315; 400; 630; 800; 1000 А.
Токи более 200 А относятся к токоограничивающим предохрани-
телям.
* Токи 11 200, 14 000, 18 000, 22 400, 28 000 к 35 000 А в новых конструк-
циях применять не рекомендуется.
12
Рис. 1-2. Периодическая и апериодическая составляющие тока к. з.
АА' и ОВ' — огибающие кривой тока; СС' — кривая смещения нулевой линии (аперио-
дическая составляющая); ЕЕ' — момент размыкания Дугогасительных контактов (воз-
никновения дуги); / — действующее значение периодической составляющей тока отклю-
чения, отнесенное к моменту ЕЕ'; i'a — апериодическая составляющая тока отключения
в момент EE'i х'о — ток отключения в момент ЕЕ'
Ток отключения — это наибольший ток к. з., который выклю-
чатель способен отключить в заданных условиях в цепи с возвра-
щающимся напряжением промышленной частоты, соответствую-
щим наибольшему рабочему напряжению выключателя, и с задан-
ным переходным восстанавливающимся напряжением, равным
номинальному.
При к. з. в цепи переменного тока возникает сложный переход-
ный процесс, в результате которого проходящий по ней ток за время
около 0,01 с резко возрастает от мгновенного значения тока на-
грузки (отрезок Оа) до значения ip (рис. 1-2), определяемого мощ-
ностью цепи и ее сопротивлением и называемого ударным током
к. з. Затем ток к. з. ipf постепенно уменьшается от значения гр
до значения тЛ2/<х>. Ток к. з. в любой момент времени может
быть разложен на две составляющие: периодическую (симметрич-
ную) tn и апериодическую (постоянную) ia.
Периодическая составляющая изменяется с частотой 50 Гц по
синусоиде с постепенно уменьшающейся (затухающей) во времени
амплитудой, а затем переходит в установившийся ток к. з. Изме-
нение периодической составляющей обусловливается изменениями
магнитного поля генератора, происходящими при к. з. Продолжи-
тельность затухания периодической составляющей, а следова-
13
тельно, и продолжительность переходного режима составляет не-
сколько секунд.
Апериодическая составляющая также постепенно уменьшается
(затухает), и это уменьшение происходит тем быстрее, чем больше
активное и меньше индуктивное сопротивление цепи. Время за-
тухания апериодической составляющей не превышает секунды.
Применяются два определения тока отключения:
а) полный ток отключения /0, равный арифметической сумме
апериодической составляющей i8 и амплитуды периодической со-
ставляющей j/2/d в момент размыкания дугогасительных кон-
тактов, т. е. io — + 4»
б) номинальный ток отключения /о. ном» численно равный дей-
ствующему значению периодической составляющей /п в момент
размыкания дугогасительных контактов.
Номинальные токи отключения, принятые ГОСТ 687—78 и
МЭК, приведены в табл. 1-2.
Ток отключения характеризуется нормированным процентным
содержанием апериодической составляющей рн = 100ia/(p^2/n),
представляющим собой отношение апериодической составляющей
(га) к амплитуде периодической составляющей номиналь-
ного тока отключения Вк в момент размыкания дугогасительных
контактов.
Величина рн существенно зависит от места к, з. и от наимень-
шего возможного для данного выключателя времени тКе8 между
возникновением к. з. и размыканием дугогасительных контактов.
При определении рн для выключателей на t/H0M < 220 кВ время
г«.в принимается равным собственному времени отключения вы-
ключателя £0, с плюс полупериод номинальной частоты (для
50 Гц это 0,01 с, что примерно равно времени срабатывания релей-
ной защиты). По согласованию с заказчиком при определении тКв s
Таблица 1'2. Ряд номинальных токов отключения (кА)
По ГОСТ 687—78 По мэк По ГОСТ 687—78 По мэк По ГОСТ 687—78 По МЭК
2,5 25 25 90*
3,2 31.5 31,5 100 100
4 —- 35,5* .— 112*
5 - 40 40 125
6,3 6,3 45* — 140*
8 8 50 50 160 Не нор-
10 10 56* ——► 180 мирова-
12,5 12,5 63 63 200 но
16 16 71* _ . 224*
20 20 80 80 250
* Допускается в технически обоснованных случаях.
К
к /о. с может быть прибавлено время, большее 0,01 с. Приводим
значения рн, установленные ГОСТ 687—78:
тк 8, мс . . . 0 5 10 15 20 25 30 40 50 60 70 80 90
0н, % .... 100 95 81,4 71,4 65,4 57,1 51,4 40 31,4 25,7 20 16,5 14,3
Для выключателей на 1/ном 330 кВ, а также для отдельных
типов выключателей на 17ном < 220 кВ, например размещаемых
вблизи генераторов, значение устанавливается по согласова-
нию с заказчиком, но не менее приведенного выше значения.
Стойкость аппарата при сквозных (т. е. проходящих через
аппарат) токах к. з. характеризуется его способностью противо-
стоять механическим и тепловым воздействиям, возникающим при
прохождении этих токов через аппарат. Различают электродина-
мическую (динамическую) и термическую стойкость аппарата.
Электродинамическая стойкость характе-
ризуется: а) максимальным значением тока к. з. /д, которое аппа-
рат выдерживает во включенном положении без повреждений, пре-
пятствующих его дальнейшей исправной работе, и б) начальным
действующим значением периодической составляющей /н. п 1/н.п
определяется делением на 2 j/2 отрезка DD' (в масштабе токов)
между огибающими кривой тока, как показано на рис. 1-2 ], рав-
ным /о. ном. Ток /д характеризует способность АВН противо-
стоять механическим воздействиям тока к. з.
По ГОСТ 687—78 и МЭК для Вк между /л и /о. ном обязательно
соотношение
4 = 1,8 /2"/0. нои « 2,5/о. КОТ1. (1-1)
Термическая стойкость характеризуется наибольшим действу-
ющим значением тока к. з. /т< за время fK. й, которое аппарат вы-
держивает без нагрева токоведущих частей до температур, пре-
вышающих допустимые при токе к. з., и без повреждений, пре-
пятствующих его дальнейшей исправной работе.
Время /к.в составляет:
а) для разъединителей и отделителей на 1/ном до 35 кВ включи-
тельно — 4 с, на 110—220 кВ — 3 с;
б) для разъединителей на 330 кВ и более — I с;
в) для отдельно устанавливаемых заземлителей и заземляющих
ножей, пристроенных к Рд и Од, — 1с;
г) для выключателей и трансформаторов тока на 1/пом до
220 кВ включительно — 1 или 3 с, на 330 кВ и более — 1 или 2 с.
В выключателях должно быть
3^ 7О. НОМ* (1'2)
В АВН допускается длительность тока превышающая
tK. а, но при уменьшении тока It по сравнению с согласно
формуле
А = VtK. jt. (1 -3)
15
Таблица ТЗ. Координация номинального напряжения 7ZH0M,
номинального тока /|ШМ и номинального юна
отключения /о_ Н0Л1 для выключателей
^НОМ’ кВ 10- ном- кА Люм- ^НОЫ’ кВ А. пом- кА Агом- &
6 20 40 630; 1 000; 1 600 2 000; 3 200 1 1 ПО 31,5 40 50 63 1 1 600;2 000 2 000 2 000; 3 150; 4 000 3 150; 4 000
10 10 20 31,5 40 63 400 630; 1 000; 1 600; 2 000 630; 1 000; 1 600; 3 150 3 150; 4 000; 5 000 5 000
150 25 31,5 40 2 000 2 000; 3 150 2 000; 3 150
15 31,5 12 000; 30 000 220 25 31,5 40 50 63 1000; 1250; 2 000 1 600;2 000;3 150 2 000; 3 150 3 150 4 000
20 90 100 160 200 300 6 300; 11 200; 16 000 8 000; 12 500 12 500; 20 000 10 000; 16000; 16 000; 40 000: 50 000
330 31,5 40 50 63 2 000 2 000; 3 150 3 150 3 150; 4 000
24 160 200 300 8 500; 20 000 16000; 20 000; 25 000 40 000; 50 000
500 31,5 40 50 63 80 2 000 2 000; 3150 3 150; 4 000 3 150; 4 000 4 000
35 12,5 16 25 31,5 40 50 630 1000; 1250 I 000; I 250 2 000 2 000; 3150 2 000; 3 150
750 40 50 63 3 200; 4 000 4 000 4 000
НО 20 25 630; 1 000 1 250; 2 000 1150 40 50 3 200; 4 000 3 200; 4 000
Координация 47ИОМ> /1ЮМ и /о,иом для выключателей при-
ведена в табл. 1-3.
В АВН на одни и те же Оном и Jo. пом (Вк, Рд, Од, Кз и ТТ)
значения тока /д и тока 7TZ должны быть одинаковы. Для Рд, Од,
Кз и ТТ токи /д и /тг следует выбирать по табл. 1-3 с учетом фор-
мул (1-1) и (1-3).
1-3. УСЛОВИЯ РАБОТЫ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ
Требования, предъявляемые в АВН, определяются самыми
разнообразными факторами, воздействию которых аппарат под-
вергается во время эксплуатации.
16
Электрические воздействия. АВН постоянно находятся под
воздействием рабочего напряжения и должны его выдерживать.
В отдельных случаях АВН подвергаются воздействию перенапря-
жений как колебательного характера (коммутационных), так и им-
пульсных (грозовых). На металлических частях АВН, находя-
щихся под напряжением, может возникать корона. При перена-
пряжениях на поверхности изоляции могут появляться сколь-
зящие разряды.
Механические воздействия обусловливаются как механиче-
скими силами, возникающими при рабочем оперировании АВН
(Вк, Од, Рд, Кз), так и силами внутреннего давления, возникаю-
щими во многих АВН (Вк, Пр, РТ) при их работе. Значительные
механические воздействия возникают при прохождении через
АВН токов к. з, вследствие электродинамических сил, а также
при вибрации и тряске, которым аппарат подвергается во время
работы и транспортировки. И, наконец, к механическим воздей-
ствиям следует отнести тяжение подводящих проводов гибкой оши-
новки и нагрузку от трубчатой ошиновки, а также нагрузку,
создаваемую действием ветра и гололеда.
Тепловые воздействия вызываются нагреванием частей АВН
(кроме некоторых типов разрядников, короткозамыкателей и за-
землителей) при прохождении через аппарат рабочего тока. Прн
к. з. нагрев АВН кратковременно возрастает пропорционально
квадрату тока. Электрическая дуга, сопровождающая разряд по
поверхности изоляции, вызывает внезапный местный ее нагрев и
оплавление металлических частей, которых касается дуга. Дуга,
возникающая прн отключении тока АВН, вызывает оплавление
их контактов.
Атмосферные воздействия обусловливаются температурой,
давлением и влажностью воздуха, а также дождем, туманом, ро-
сой, пылью и др. Кроме того, АВН наружной установки в южных
и тропических районах подвергаются сильному нагреванию лу-
чами солнца, а также резким перепадам температуры (быстрое
нагревание лучами восходящего солнца после холодной ночи,
охлаждение нагретых солнцем поверхностей выпавшим дождем
или градом) и, наконец, воздействию появляющейся на ннх гриб-
ковой плесени. К атмосферным воздействиям относится и загряз-
нение поверхности изоляторов пылью, уносами химических и ме-
таллургических предприятий, тепловых электростанций, а также
морской туман и солевые отложения в прибрежных морских райо-
нах.
Воздействие времени проявляется в механическом износе тру-
щихся частей, в старении изоляции и коррозии металлических
частей.
Не всегда вышеперечисленные факторы действуют одновре-
менно. Можно отметить две характерные разновидности условий
работы АВН, отличающиеся между собой по воздействию внешних
факторов: работы аппаратов в закрытых - помстпепнях (внут-
1 Библиотека I
| ipanwexo гл-мт^нм- |
| uoexot-o 1
fl
ренняя установка) и на открытом воздухе (наружная уста-
новка).
Высота установки (над уровнем моря) электрических аппара-
тов на номинальное напряжение до 500 кВ включительно не должна
превышать 1000 м, а АВН на номинальное напряжение 750—
1150 кВ — 500 м. Если АВН на {7Н0М 500 кВ предназначаются
для установки на высоте от 1000 до 3500 м, а АВН на 750—•
1150 кВ — на высоте от 500 до 3500 м, то испытательные напря-
жения АВН должны быть увеличены (см. § 3-2).
Климатические условия, в которых должны работать электри-
ческие аппараты, приведены в § 1-1. Если АВН предназначаются
для работы при верхней рабочей температуре окружающего воз-
духа выше 45 °C, то испытательные напряжения АВН должны
быть увеличены (см. § 3-2), а номинальные токи уменьшены.
Сетевые условия. Электрические аппараты на с 35 кВ
предназначаются для работы в электрических сетях как с изоли-
рованной, так и с заземленной нейтралью.
Электрические аппараты на (7Н0М ;> 110 кВ, кроме вентиль-
ных разрядников, предназначаются для работы в сетях с зазем-
ленной нейтралью (коэффициент замыкания на землю * k3,3 не
более 1,4).
Разрядники на 1/яоИ =110 кВ предназначаются для сетей:
а) с эффективно заземленной нейтралью (k3.3 < 1,4) и б) с неэф-
фективно заземленной нейтралью 1,73). Разрядники на
{/иом 150 кВ предназначаются для сетей с эффективно зазем-
ленной нейтралью (£3.8 с 1,4). Это условие не распространяется
на напряжение гашения разрядников комбинированного типа при
срабатывании их от коммутационных перенапряжений.
Нагрузка от тяжения подводящих проводов и от ветра, АВН
категории размещения I рассчитываются на нагрузку Ртр, соз-
даваемую от тяжения подводящих проводов в горизонтальном на-
правлении в плоскости расположения присоединительных выво-
дов (табл. 1-4), и одновременно на нагрузку от воздействия ветра.
Механическая нагрузка, воспринимаемая аппаратом, в общем
случае складывается из нагрузок, создаваемых:
1) тяжением подводящих проводов;
2) давлением ветра на поверхность АВН без гололеда;
3) давлением ветра на поверхность АВН при гололеде;
4) электродинамическими силами, возникающими при про-
хождении через АВН тока к. з.;
5) действием привода при включении и отключении АВН;
6) силой тяжести от собственной массы АВН.
* По ГОСТ 1516.1—76'—это отношение напряжения на неповрежденной
фазе в рассматриваемой точке трехфазной электрической сети (обычно в точке
установки АВН) при замыкании на землю одной или двух других фаз к фаз-
ному напряжению рабочей частоты, которое установилось бы в данной точке
при устранении замыкания. В некоторых стандартах применяется термин «коэф-
фициент заземления» й'. Коэффициент k3 3 —
18
Таблица 1-4. Допустимое тяжение подводящего провода
Допустимое тяжение провода, Н, не более
Номинальное напряжение аппарата, кВ Разъединители на номинальные I токи Выключатели и трансформа- торы тока Разрядники
до 1600 А От 2000 А и выше
До 35 500 800 500 300
110 800 1000
150 1000
220 1000 1200
330 —' 1500
500 — 1500 1500 500
750 —- 2000
1150 — 2500
* Тяжение подводящего провода для трансформаторов напряжения
ГОСТ 1983—77 не устанавливает. Оно указывается в информационных
материалах завода-изготовителя.
В зависимости от вида аппарата и категории его размещения
он может воспринимать все вышеперечисленные нагрузки или
только некоторые из них.
Нагрузка Рт.р от тяжения подводящих проводов в горизон-
тальном направлении в плоскости присоединительного вывода
учитывается только в АВН категории размещения 1. Нормиро-
ванные значения Рт.р приведены в табл. 1-4.
Нагрузка Рв.р, создаваемая давлением ветра на поверхность
аппарата, определяется для двух случаев воздействия ветра и го-
лоледа:
а) скорость ветра 40 м'с без гололеда (исключение составляют
РВ и ОПН, для которых расчетная скорость ветра принята 30 м'с,
однако по требованию заказчика завод-изготовитель обязан по-
ставлять эти аппараты, рассчитанные для работы при скорости
ветра 40 м/с);
б) скорость ветра 15 м/с при гололеде с толщиной корки льда
20 мм.
В большинстве случаев нагрузка, создаваемая ветром при ско-
рости 40 м/с без гололеда, превышает нагрузку при скорости ветра
15 м/с с гололедом. Кроме того, в ряде АВН (например, в ТТ, TH,
РВ, Вк и др.) при их работе происходит выделение теплоты и голо-
ЛеД на них не образуется. Однако при монтаже и ремонте таких
аппаратов они могут покрываться коркой льда.
При определении нагрузки от воздействия ветра следует вы-
бирать наиболее неблагоприятное направление его для АВН.
19
Рис. 1-3. К определению нагрузки от ветра, воспринимаемой АВН
Так как отдельные факторы вызывают нагружение опорной изоля-
ции в разных направлениях различными усилиями, то в тех слу-
чаях, когда направление действия определяющей нагрузки неоче-
видно, ветровую нагрузку приходится рассматривать как дейст-
вующую поочередно в нескольких направлениях. Обычно в АВН,
симметричных относительно вертикальной оси, направление ветра
принимается совпадающим с направлением тяжения подводящих
проводов, а в АВН, несимметричных относительно вертикальной
оси, рассматриваются два взаимно перпендикулярных направле-
ния (в плоскости, совпадающей с направлением тяжения подводя-
щих проводов, и в плоскости, перпендикулярной к ней).
При определении ветровой нагрузки, воспринимаемой АВН,
его проекция на плоскость, перпендикулярную направлению
ветра, разбивается на ряд простых фигур площадью S2, S3,...»
Sn (площадь диаметрального сечения для тел вращения и площадь
плоской поверхности), соответствующих цилиндрическим, кони-
ческим и плоским конструктивным элементам аппарата (рис. 1-3, а).
Если элемент АВН расположен под углом а к направлению
ветра, как, например, цилиндр с площадью диаметрального сече-
ния S4, то площадь его расчетной проекции на направление ветра
будет S4 == sin а. При определении расчетной поверхности изо-
лятора, имеющего ребра, вводится понятие эквивалентного диа-
метра
Пэ = Пн4-ДРп, (1-4)
где DK - наружный диаметр тела изолятора, см; ДПп — уве-
личение расчетного диаметра изолятора, вызванное наличием
20
ребер, см; ЛРП выбирается в зависимости от отношения вылета
ребра /1р к расстоянию между ребрами 1р (см. рис. 1-3, а):
4р//р • • - Менее 0,6 0,6—1,0 Более 1,0
.... 0,5 Лр Лр 1>5/гр
Если изолятор имеет форму усеченного конуса, то за Dtl при-
нимается средний диаметр тела изолятора Dcp (рис. 1-3, б).
При гололеде площади SA, S2, S3, Sn увеличиваются на
4—8 % для аппаратов до 35 кВ и на 6—10 % для аппаратов на
ПО кВ и выше.
Ветровая нагрузка распределена равномерно по площади эле-
мента, а ее равнодействующая приложена в центре тяжести пло-
щади проекции данного элемента на плоскость, перпендикуляр-
ную направлению ветра. Определение ветровой нагрузки (в нью-
тонах), воспринимаемой аппаратом от давления ветра на его
поверхность (см. рис. 1-3) и приведенной к выводу 1 для присоеди-
нения подводящих проводов, производится по формуле
А, р — 0,613г2Лв. н^пер^д^ —~ р kaZS2

+ &ап$п ~f—
1в
(Ь5)
где v — скорость ветра, м/с; 5Х, S2, ..., Sn — площади проекций
конструктивных элементов на плоскость, перпендикулярную на-
правлению ветра, м2; &а1, kaz, ka3, .... kan — аэродинамические
коэффициенты соответствующих элементов; /в — расстояние от
фундамента до вывода аппарата / (на рис. 1-3 /в = /5 для левой
фигуры и 1В = для правой фигуры); /г, Z2, .... 1п — расстояния
от фундамента до центра тяжести площадей SA, S2, .., Sn, м.
Аэродинамический коэффициент ka определяется по рис. 1-4
в зависимости от числа Рейнольдса, вычисляемого по формуле
Re = 6,9-10Wa; (1-6)
Рис. 1-4. График для определения коэффициента 4а
21
здесь v — скорость ветра, м/с; Z?e — эквивалентный диаметр кон-
структивного элемента, м.
При определении D9 изолятора с ребрами следует пользоваться
формулой (Ь4). Эквивалентный диаметр других конструктивных
элементов (кожух, колпак, экранодержатель), имеющих цилин-
дрическую форму, равен их наружному диаметру. За £>э плоского
элемента принимается ширина этого элемента, перпендикулярная
к направлению ветра. В экранирующих кольцах за £?э прини-
мается наружный диаметр трубы, из которой они согнуты, а по-
верхность экрана принимается равной 1,5 D9D'n, где — на-
ружный диаметр экрана. Коэффициент 1,5 учитывает экранирую-
щее действие одной половины экрана на другую.
Коэффициент kB,R в формуле (1-5) — поправочный, учитывает
возрастание скоростных напоров ветра для высот более 10 м. При
высоте АВН вместе с фундаментом до 10 м и Лв.н = 1, а при вы-
соте от 10 до 20 м /?в н — 1,35. Для промежуточных высот значе-
ние Лв. н определяется линейной интерполяцией; ппер—коэф-
фициент перегрузки; для высоких АВН, при расчете которых
ветровая нагрузка имеет решающее значение, ипер = 1,3: £д =
= 1 + 0,7|т — коэффициент, учитывающий динамическое воз-
действие пульсаций, вызванных порывами ветра; m = 0,35 —
коэффициент пульсаций скоростного напора; | — коэффициент
динамичности, зависящий от периода собственных колебаний изо-
ляционной колонки Тс.к (покрышки, опорные изоляторы). При-
водим значения В в зависимости от Тс.к:
Тс к, с ... Не более 0,25 0,25—0,5 0,5—1
........ О 1,2 1,5
Период собственных колебаний изоляционной колонки 7С. к =
— 1,79 где Мл — масса аппарата, кг; Н — высота
аппарата, м; Е ~ 6,5- 1010 Па — модуль упругости фарфора; J —
момент инерции изолятора в опасном сечении, м4; для полого
изолятора J = 0,05 (Он — Ов); для сплошного изолятора J =
== 0,050
Ветровая нагрузка может создать не только изгибающий мо-
мент. При несимметричной конфигурации аппарата относительно
его вертикальной оси ветровая нагрузка создает и скручивающий
момент.
В коммутационных аппаратах, имеющих наружные подвижные
контактные части, ветровую нагрузку следует определять как во
включенном, так и в отключенном положении.
Нагрузка Рэц (в ньютонах) на полюс многополюсного АВН,
создаваемая электродинамическими силами при прохождении
через аппарат тока к. з. гд, будет
ю-’вдф.с.2(;1,+1ш)/о, (1-7)
где /к — длина токоведущего контура АВН, см; /щ — расстояние
от токоведущего контура АВН до оси первой шинной опоры, см;
22
___________________
----„ |< Z]
1 p„' p p
’flA.p T-P
Рис. 1-5. Определение наибольшей изгибающей нагрузки
а — расстояние между осями соседних полюсов аппарата, см;
Кф. о — коэффициент формы поперечного сечения токоведущих
частей; в АВН категории размещения 1 Кф. с = I, а для других
категорий с — 1,02. В аппаратах с жестким присоединением
ошиновки /щ = 100 см, а с гибкой ошиновкой = 0.
Сила Рзд приложена посредине расстояния /к 4- 4п* После
приведения ее к выводу аппарата она будет обозначаться Рэд.р.
Нагрузка от привода. При оперировании коммутационным
АВН в его звеньях возникают механические силы РПДГ создавае-
мые приводом. Определение Jprw.p рассмотрено в работе [21].
Расчетная нагрузка. Все силы, действующие на аппарат, при-
водятся к одной точке по его высоте, например к выводу аппарата,
путем их геометрического сложения (рис. 1-5). Нагрузки Рд^р
и Рпп..р не совпадают по времени действия, а нагрузка Рср возни-
кает только в АВН наружной установки.
Наибольшая расчетная изгибающая нагрузка (в ньютонах),
приведенная к выводу аппарата, составит в соответствии с рис. 1-5:
рис. а
Ркв. р —у/ Рт. р 4~ (Рэр., р 4 Рв. р)2 ; (1-8а)
рис. б
Рнб. р — у/ Рэд. р 4~ (Рт. р Рь. рУ ; (1-8б)
рис. в
Рнб. Р = / Р&. Р 4~ (Р1. р~У РПД. р) j (1.8в)
рис. г
Рнб. Р = Рв. р 4" ^ТЩ. р 4* Рч. р* (1-8г)
Под действием наибольшей расчетной нагрузки Рнб.р в опас-
ном сечении изоляционной конструкции (колонки) возникают
изгибающие напряжения
°изг — Ркс. pl-n/W, (1“9)
где — расстояние от точки приложения силы Р«б. р Д° опасного
сечения, м; W — момент сопротивления в опасном сечении, м3;
Для полого изолятора 1F == 0,1 (ЗД — D£)/£)H; для сплошного
изолятора W = 0,1Йн-
В соответствии с представлениями сопротивления материалов
при изгибе одна половина поперечного сечения испытывает рас-
23
тяжение, а другая — сжатие. Наибольшими эти нагрузки будут
б точках, удаленных от центра сечения. Фарфор как хрупкий ма-
териал не подчиняется закону Гука и практически не имеет зоны
пластической деформации. У фарфора разрушающее напряжение
на изгиб значительно меньше, чем иа сжатие. Учет напряжений,
создаваемых в опасном сечении массой аппарата 7Иа, позволяет
несколько уменьшить растягивающие напряжения и увеличить
сжимающие. Напряжение (в паскалях), создаваемое в опасном
сечении массой аппарата, oCMUM = 9,817Wa/So. с, где So. с—•
площадь опасного сечения, м2. Напряжения, действующие в диа-
метральных точках сечения, для сечения со сжатыми волокнами
будут ос5К — оиаг -J- Оов.м, а для сечения с растянутыми волок-
нами орас = ouar — oCiK м. Здесь оизг определяется по формуле
(1-9).
Эмпирически установлено, что разрушающая нагрузка для
фарфора нелинейно зависит от наибольшего диаметра изолятора,
толщины его стенок, числа и конфигурации ребер, конструкции
концевых частей, вида и материала арматуры, рецептуры приме-
няемого материала, технологии изготовления фарфора (причем
сказывается как качество материала, так и режимы резания,
сушки и обжига) и подвержена большому статистическому раз-
бросу. Поэтому при расчете фарфоровых изоляционных конструк-
ций принимается коэффициент запаса Кзап = 2,5.
Под действием наибольшей расчетной нагрузки Рнб. р аппарат
стремится опрокинуться. Но этому препятствует момент, созда-
ваемый массой аппарата, /Иа/0, и момент, создаваемый фундамент-
ными болтами, £Рб/б. Тогда внутренний диаметр резьбы болта
(в метрах) при числе болтов пб и допускаемом напряжении мате-
риала болта при растяжении |ораст] будет
= V 1,2/ (РПб.р 1Ъ — 9,8Мй/о)/(/б^б (^раст!)* (Г 19)
ГЛАВА ВТОРАЯ
ЭЛЕКТРИЧЕСКАЯ ДУГА ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
И ЕЕ ГАШЕНИЕ
2-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ ОБ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ДУГЕ
Отключение электрических цепей коммутационными аппаратами
сопровождается возникновением и последующим гашением элек-
трической дуги. Процесс гашения дуги чрезвычайно труден, так
как всякая электрическая цепь обладает индуктивностью L и
емкостью С (емкость проводов, токоведущих частей и пр.). Когда
по такой цепи проходит ток /, то в ее индуктивности запасается
24
(
электромагнитная энергия W9M = 0,5/2£. Если при размыкании
цепи переменного тока ток принудительно прерывается ранее есте-
ственного перехода его через нуль, например при значении гобр,
то освобождается запасенная в ней электромагнитная энергия
№эм = 0,51/'обр- Эта энергия не может мгновенно исчезнуть, а бу-
дет плавно, без скачков уменьшаться, переходя в другой вид
энергии, например в энергию электростатического поля 1^э0 =
= 0.5С172, и расходоваться на заряд емкости С и нагрев провод-
ников. При этом напряжение на емкости, равное U = I V LICt
может оказаться очень большим. Например, если в цепи НО кВ
произойдет принудительное прерывание тока при его значении
tofip = 1000 А и при L = 0,022 Гн и С = 4-10~9 Ф, то напряжение
на емкости будет J7 = 1000 0,022/(4.10у) ~ 2,3- 10s кВ. Это
напряжение вызовет пробой изоляции и нарушение работы цепи.
В действительности не вся электромагнитная энергия, запасен-
ная в индуктивности, переходит в электростатическую. Часть
электромагнитной энергии переходит в тепловую энергию, и
результирующее напряжение на индуктивности будет меньше
того, что следует из примера, приведенного выше.
Для успешного отключения цепи постоянного тока без сущест-
венного повышения напряжения электромагнитная энергия, запа-
сенная в ней, должна быть рассеяна в дугогасительном (коммути-
рующем) устройстве аппарата. В коммутирующих аппаратах таким
элементом является электрическая дуга, возникающая при их
отключении.Электромагнитяая энергия цепи преобразуется в дуге
в тепловую энергию, которая в процессе отключения рассеивается
в окружающую среду. Таким образом, дуга и окружающая ее
среда являются энергопоглотнтельным элементом аппарата.
Количество электромагнитной энергии, запасенное в цепи пере-
менного тока, кроме как от 7 и L, зависит еще и от момента пре-
рывания тока (в начале полупериода, в середине или близко
к концу) и может составлять несколько сотен или тысяч джоулей.
В конце каждого пол у пер иода ток становится равным нулю. Если
контакты аппарата мгновенно развести на необходимое расстоя-
ние непосредственно при прохождении тока через нуль, то дуга
на контактах не возникает. Такое отключение называется идеаль-
ным — синхронным (синхронизированным) отключением
цепей переменного тока [54, 88). Мгновенное отключение прак-
тически невозможно осуществить. Поэтому под синхронным от-
ключением понимают отключение, производимое непосредственно
перед переходом тока через нуль, например за 1 мс. При таком
времени ток, проходящий через дугу, будет составлять всего .лишь
0,1—0,05 своей амплитуды. Энергия, выделяющаяся при этом
в дуге, будет в 20—100 раз меньше энергии, которая выделилась бы
при отключении амплитудного тока. Хотя принцип синхронного
отключения является весьма прогрессивным, однако при создании
выключателей высокого напряжения он пока еще не получил
25
сколько-нибудь широкого практического применений из-за боль-
шой сложности и недостаточной надежности таких аппаратов.
Плазма. Электрическая дуга является одним из видов разряда
в газах или парах, который характеризуется большой плотностью
тока, катодным падением напряжения порядка минимального
потенциала возбуждения газа, небольшим падением напряжения
в стволе дуги и высокой его температурой. В дуге одновременно
проходят как электрические, так и тепловые процессы. Тепловые
процессы в дуге и теплообмен между дугой и окружающей средой
играют очень большую роль и накладывают свой отпечаток на
электрические процессы в дуге. Электрическая дуга визуально
представляет собой светящийся канал, заполненный плазмон.
Плазмой называется газ, в котором значительная часть атомов н
молекул ионизирована и плотность электронов п3 и положитель-
ных ионов пи, т. е. число их в единице объема, настолько велика,
что даже небольшое изменение пэ по отношению к пп оказывается
невозможным из-за сильных электрических полей, возникающих
между электронами и ионами при нарушении равенства между
пэ и п1{. Область, занимаемая плазмой, должна значительно пре-
восходить так называемый дебаевский радиус гд ~ 5
где 6Э — температура электронов. Например, при 0Й = 12000 К
и лй - Ю15 1/см3 гд = 1,73-КГ5 см.
При значительном отклонении плотности электронов пэ от
плотности положительных ионов пи в плазме возникает электри-
ческое поле, которое способно выталкивать избыточные заряжен-
ные частицы в ту область, где их меньше. Таким образом, в плазме
не наблюдается разницы между плотностями положительно и отри-
цательно заряженных частиц в условиях их непрерывного возник-
новения и исчезновения. Это свойство называется квазинейтраль-
ностьто. Плазма состоит из электронов, положительных ионов и
нейтральных молекул и атомов, равномерно перемешанных между
собой, но неодинаково нагретых. Из-за различия в средней кине-
тической энергии этих частиц в плазме при низком давлении вме-
сто одной общей температуры следует различать три: электрон-
ную 6а, ионную 6И и атомную 6а. Обычно 6Э > вй > 0а. В плазме
при высоком давлении практически 0Э = 0И ~ ®а-
Отличительное свойство плазмы заключается в том, что траек-
тории движения заряженных частиц в ней отличаются от тех,
какие свойственны обычному тепловому движению, когда при со-
ударении частиц резко изменяется направление их движения.
В плазме изменение траектории движения заряженных частиц
происходит плавно, под воздействием электростатических сил,
возникающих между противоположно заряженными частицами.
Понятие о длине свободного пробега электрона в плазме отли-
чается от обычно принятого — от столкновения до столкновения.
В ней под длиной свободного пробега электрона понимается рас-
стояние, которое электрон проходит до изменения первоначаль-
26
кого направления вектора его 'скорости. Длина свободного про-
бега электрона (в см) связана с давлением газа р (в Па) и темпе-
ратурой газа & (в К) следующим выражением (74
Лэ = 1(П*®/(273р),
где — длина свободного пробега электрона прн 0 = 273 К и
р = Ю5 Па (^ = 4,7-ЮЛ 7,53* ЮЛ 9,9-ЮЛ 3,58-ЮЛ
5,38-10-5 и 4,8* 10-5 см соответственно для N2, Нь Н2, Оь О2 и воз-
духа).
Приближенно длина среднего свободного пробега молекулы
== Ха/(4 l/2), а иона — X/j/2. Хотя ионы имеют те же раз-
меры, что и молекулы, но вследствие наличия у них собствен-
ного электрического поля они движутся быстрее молекул, что
приводит к увеличению свободного пробега иона.
Плазма подразделяется на высокотемпературную (более
50 000 К) и низкотемпературную (менее 50 000 К). В коммутацион-
ных АВН при размыкании ими тока образуется низкотемпера-
турная плазма.
Приводим некоторые физические постоянные газов!
Масса электрона, г . ................ . . . . . 9,1091-10~28
Масса протона, г............................................ . 1,673-10-?4
Число Авогадро (число молекул в 1 моле газа) . . . . 6,0225-102-
Обьем одного моля газа при 10й Па и О °C, № 22 412
Число молекул в I см8 газа при 10® Па и 0 °C. . 2,7* К)*8
Заряд электрона, Кл ................ . - - 1,59- Ю-1Я
Диаметр, см
электрона .............................................. . 3,74- 10~24
молекулы водорода . 2,341-10-8
молекулы азота ............. 3,146-10~8
Газовая постоянная, Дж/(моль-К) . . 8,134
» » ДжДкг-К) . ... . . 287
Постоянная Больцмана, Дж^К ............................. . . 1,36- И)-?3
Электрическая постоянная воздуха (вакуума), Ф/м..............8,85*
Абсолютная магнитная проницаемость воздуха (вакуума), Гн/м . . 12,55- 1(Гг
Свойства плазмы в электрической дуге зависят от давления.
При низких давлениях длина свободного пробега электронов от-
носительно большая и они приобретают в электрическом поле
значительную кинетическую энергию, которая существенно превы-
шает кинетическую энергию положительных ионов и нейтральных
частиц газа. Кинетическая энергия, которой обладает электрон,
характеризуется температурой электронов в плазме. Эта темпера-
тура отличается от температуры плазмы.
Прн низком давлении температура электронов в плазме дости-
гает тысяч и десятков тысяч градусов, в то время как температура
плазмы может составлять всего лишь несколько сотен градусов.
С увеличением давления температура электронов уменьшается,
а температура плазмы повышается. При атмосферном давлении
эти температуры становятся примерно одинаковыми. В соответ-
ствии с этим различают: 1) дугу высокого давления, горящую*
27
в газе при давлении от атмосферного и более; 2) дугу низкого дав-
ления, горящую в газе при давлении, меньшем атмосферного;
3) дугу вакуумную, горящую в газе при давлении, меньшем 0,01 Па.
В плазме непрерывно совершаются процессы возбуждения,
ионизации и деионизации ионов, атомов и молекул.
Возбуждение атома, Упрощенно атом можно представить
в виде ядра, несущего положительный электрический заряд, и
электронов, вращающихся вокруг ядра по определенным орби-
там, радиусы которых различны. На каждой орбите может нахо-
диться один или несколько электронов. Каждый атом имеет опре-
деленную внутреннюю энергию, определяемую числом электронов
и их расположением по орбитам. Энергия атома минимальна,
когда электроны находятся на орбитах, расположенных наиболее
близко к ядру. При определенных условиях электрон может
перейти с одной орбиты на другую. Если электрон переходит с ор-
биты, ближайшей к ядру, на орбиту, более удаленную от него, то
энергия атома увеличивается, н наоборот. Энергия атома при пере-
ходе электрона с одной орбиты на другую может изменяться только
на строго определенное, дискретное значение. Переход элек-
трона на более удаленную орбиту называется возбужде-
нием атома. В возбужденном состоянии атом может оставаться
лишь небольшой промежуток времени (менее Ю'8 с). Затем элек-
трон возвращается в первоначальное положение, выделяя при
этом энергию в виде фотона. Возбужденный атом электрически
нейтрален.
Для возбуждения атома необходимо затратить некоторое коли-
чество энергии, называемой энергией возбуждения, измеряемое
в электрон-вольтах (табл. 2-1), Один электрон-вольт равен энер-
гии, которую необходимо затратить на перемещение одного элек-
трона против сил электрического поля с разностью потенциалов
один вольт (1 эВ = l,6-10“lfl Дж). Часто употребляется термин
«потенциал возбуждения», численно равный энергии возбуждения,
но для простоты измеряемый в вольтах.
Ионизация — процесс возникновения в промежутке между
электродами самостоятельных заряженных частиц (электронов и
положительных ионов). Основными видами ионизации дугового
промежутка АВН являются термоэлектронная и автоэлектрон-
ная эмиссии и ионизация столкновением.
Термоэлектронная эмиссия. Атомы в металле расположены так
близко друг к другу, что орбиты внешних электронов перекры-
ваются и электроны становятся способными перемещаться от од-
ного атома к другому. Узлы кристаллической решетки металла
образованы положительными ионами, создающими электрическое
поле. Потенциал этого поля положительный и не выходит за пре-
делы металла. Внутри кристаллической решетки находятся сво-
бодные электроны, осуществляющие перенос тока и теплоты в ме-
талле. Положительное поле ионов препятствует выходу электро*
нов за пределы металла. Для выхода электронов из металла в ок-
28
Таблица 2-1. Характеристики некоторых газов и паров металлов
Вещество Энергии {потенциал), s'8 Работа выхода эВ
возбуждения диссо- циации ионизации
Алюминий - 6,0 (18,8) 4,25
Вольфрам — 7,87 (17,7) 4,54
Железо — - * 7,86 (16) 4,31
Медь 1,4 __— 7,72 (20,3) 4,4
Никель 1 — 7,61 (18) 4,50
Олово — — 7,33 (14,6) 4,38
Ртуть 4,7 (6,67) — 10,43 (19) 4,53
Серебро — — 7,57(21,5) 4,3
Цинк 4,02 (5.77) — 9,39 (18) 4,24
Азот (атом) — •— 14,55 (29,6) -—
Азот (молекула) 6,3 9,8 15,8 (-) —
Водород (атом) 10,2 — 13,6
Водород (молекула) 7 4,5 15,4 (-) —
Кислород (атом) 7,9 — 13,62 (35) —
Кислород (молекула) 7,9 5,2 12,5 (-) -—
Элегаз 8,2 3,3 15,8 —
Примечание. В скобках приведены вторичные потенциалы воз-
буждения и ионизации.
ружающее пространство необходимо, чтобы они преодолели силу
взаимодействия с полем положительных ионов, т, е. прошли че-
рез потенциальный барьер на поверхности металла. На преодоле-
ние потенциального барьера должна быть затрачена определен-
ная работа, называемая работой выхода, которая зависит
от рода металла и для каждого металла является постоянной ве-
личиной, не зависящей от его температуры (табл. 2-1). Работа вы-
хода уменьшается при наличии на поверхности металла адсорби-
рованной пленки газа, примесей некоторых других металлов,
диффундирующих на поверхность, различных загрязнений и т. п.
При нагреве металла скорости свободных электронов увеличи-
ваются, и если их кинетическая энергия при подходе к поверхно-
сти металла окажется больше работы выхода, то электроны могут
выйти из металла. Чем меньше работа выхода, тем интенсивнее
выход электронов из металла. Попадая в область дуги, такие
электроны увеличивают ее проводимость.
Плотность тока термоэлектронной эмиссии (в А/см2)
Л = Л02ехр(~ 1,16. l(WBbIX/0),
где О — температура металла, К; №вых — работа выхода, эВ;
Л — 604-120 — постоянная; для чистых металлов А = 1004-
4-120 А/(см2. К2).
Предельное значение JT ограничивается температурой кипения
металла. Чем выше температура кипения, тем больше плотность
29
тока термоэлектронной эмиссии. Например, плотность тока при
А — 100 на вольфрамовом электроде при температуре кипения
вольфрама 0 = 5103 К составит 9-104 А/см2, а на медном элек-
троде (® == 2873 К) — всего лишь 1,6 А/см2. Одиако по опытным
данным плотность тока на вольфрамовых электродах составляет
3700 А/см2 и более, а на медных —- 3000 А/см2. Таким образом,
приведенная выше формула справедлива для металлов с высокой
температурой кипения; для металлов же с низкой температурой
кипения (медь, железо) она дает сильно заниженные значения
плотности тока. Более высокую фактическую плотность тока объяс-
няют совместным действием термоэлектронной и автоэлектронной
эмиссий (см. ниже).
Автоэлектронная (электростатическая) эмиссия. Сильное
внешнее электрическое поле у поверхности металла, направлен-
ное против поля, создаваемого потенциальным барьером, способ-
ствует удалению электронов из металла. Под воздействием внеш-
него поля потенциальный барьер на границе металл—воздух
уменьшается как по высоте (высота барьера характеризуется
работой выхода), так и по ширине. Однако электроны, обладаю-
щие энергией, меньшей работы выхода, все же имеют некоторую
вероятность пройти сквозь потенциальный барьер (туннельный
эффект).
Плотность тока автоэлектронной эмиссии (в А/см2)
/а = AiE2 exp (—b/E),
где Е — напряженность внешнего электрического поля у поверх-
ности металла, В/см; и b — постоянные.
Достаточно заметная плотность тока автоэлектронной эмиссии
возникает при напряженности поля Е ж 106Ч-108 В/см. Такая
большая напряженность при размыкании контактов малове-
роятна. Более вероятно, что вырывание электронов из металла
происходит под совместным действием термоэлектронной и авто-
электронной эмиссий (термоавтоэлектронная эмиссия).
Плотность тока при термоавтоэлектронной эмиссии будет
Л. а = Д6гехр [-1.16- Ю1 (Увых - 3,62. КН /£)/©].
Ионизация столкновением — процесс распада атома, находя-
щегося в газе, на положительный ион и электрон в результате столк-
новения атома с быстродвижущимся электроном или же столкно-
вения двух атомов (первичная ионизация). При последующих
столкновениях образовавшегося положительного иона с другим
электроном из этого иона могут быть выбиты еще один или не-
сколько электронов (вторичная ионизация). На ионизацию газа
затрачивается определенная энергия, называемая энергией
(работой или потенциалом) ионизации и измеряемая
в электрон-вольтах (в вольтах). Ее значение см. в табл. 2-1. На
вторичную ионизацию затрачивается значительно большая энер-
гия, чем на первичную. Чем больше энергия ионизации газа, тем
30
труднее поддержание в нем дуги и легче ее гашение при размыка-
нии цепи. Ионизация газа может происходить и в том случае,
когда энергия электрона меньше энергии ионизации, например
при соударении электрона с возбужденным атомом. Такая иони-
зация называется ступенчатой. На ступенчатую иониза-
цию затрачивается энергия, равная разности энергии ионизации
и энергии возбуждения. Приводим ее значения: 8; 5; 15,6 и 15,8 эВ
соответственно для Н2, Оп N2 и SF6. Прнмесь в газе паров металла
значительно увеличивает степень ионизации газа.
Ударная ионизация — процесс ионизации газа, обусловлен-
ный соударением электронов, ускоряемых электрическим полем,
с атомами или ионами. В результате такого соударения в газе
появляются новые ионизированные частицы. Электрическое поле
сильно увеличивает скорость движения электронов по сравнению
с той, какую они имеют прп данной температуре дуги, но без элек-
трического поля. Кроме того, движение электрона не будет хаоти-
ческим, а определится конфигурацией электрического поля. Та-
ким образом, направленное движение накладывается на хаотиче-
ское. Если энергия электронов в момент соударения окажется
меньше энергии ионизации, то ионизация газа практически проис-
ходить не будет (если пренебрегать ступенчатой ионизацией).
С увеличением энергии электронов вероятность ионизации соуда-
рением возрастает, достигая максимума при энергии, равной для
большинства газов приблизительно 100 эВ. При дальнейшем уве-
личении энергии электронов вероятность ударной ионизации по-
степенно уменьшается, так как электроны очень быстро проходят
мимо атомов и процесс ионизации на успевает совершиться.
Термическая диссоциация и ионизация. Частицы газа движутся
с различными скоростями, а значит, и с разными энергиями. Ско-
рость частицы v (в см/с) зависит от ее абсолютной температуры 0
и плотности т (в кг/см3) и определяется из уравнения 0,5mv2 =
= 1,5Л/0, где k — постоянная Больцмана. Скорости частиц соот-
ветствуют максвелловскому распределению частиц по скоростям.
Большинство частиц имеет наиболее вероятную скорость. Однако
некоторые частицы имеют скорость, большую или меньшую, чем
вероятная. При повышеиии температуры газа скорость движения
частиц увеличивается и при какой-то скорости столкновения двух
молекул может закончиться распадом этих молекул на атомы.
Процесс распада молекул при их соударении на атомы называется
диссоциацией. На диссоциацию молекул расходуется
определенное количество энергии (см. табл. 2-1). Эта энергия заби-
рается от газа, и, следовательно, при диссоциации газа его темпе-
ратура понижается. Образовавшиеся при диссоциации нейтраль-
ные атомы диффундируют в окружающую среду и там снова соеди-
няются в молекулы, выделяя тепловую энергию. Таким образом
диссоциация ускоряет перенос тепловой энергии от ствола дуги
в окружающее пространство, как бы увеличивая теплопровод-
ность газа. Степень диссоциации, т. е. отношение числа молекул,
31
Рис. 2-1. Зависимость степени диссоциации х при различных избыточных давле-
ниях и степени ионизации х при атмосферном давлении от температуры для неко-
торых газов и паров металлов
распавшихся на атомы, к общему числу молекул в данном объеме
зависит от температуры и давления газа (рис. 2-1). Она может быть
определена по приведенной ниже формуле (2-1), если в нее вместо
энергии ионизации подставить энергию диссоциации. Для О2 и Н2
при давлении 0,1 МПа диссоциация начинается при 2250 К и за-
канчивается при 6000 К, для N2 — соответственно прн 4000 и
14 000 К, а для SF0 — при 2100 К и 5000 К.
При более высокой температуре столкновение частиц может
закончиться их ионизацией. Термическая ионизация может про-
ходить ступенчато, т. е. сначала молекула или атом при столкнове-
ниях переходят в возбужденное состояние, а уже при последующих
столкновениях происходит их ионизация.
Степень термической ионизации газа хт, т. е. отношение числа
ионизированных частиц к их общему числу, определяется фор-
мулой Саха
УУ- = 6,33. icr7e2-s- 10~5ИЮ< (2-1)
т
где р — давление газа, Па; 0 — температура газа, К; U„ — потен-
циал ионизации, В.
Как следует из (2-1), степень ионизации зависит от давления,
температуры и потенциала ионизации. В воздухе при давлении
0,1 МПа ионизация начинается примерно при 8000 К и заканчи-
вается примерно при 22 000 К (см. рис. 2-1). При повышении дав-
ления степень термической ионизации существенно снижается.
Для примера приводим данные о зависимости степени ионизации
воздуха хт от избыточного давления при температуре 16 000 К:
р, МПа. 0,1 0,2 0,5 1,0 2,0 10
. 0,61 0,47 о,33 0,24 ОД 76 0,082
32
Смесь газов имеет потенциал ионизации, отличный от потен-
циала ионизации входящих в нее газов. Этот потенциал ионизации
называется эффективным (эквивалентным) потенциалом
ионизации смеси газов и определяется формулой
и________е_ 1е (у Ли. ю-6мои..п/0 у
^и.9 — 5040 N у
(2-2)
где Nn — концентрация частиц n-го газа в смеси; N — суммарная
концентрация; 0 — температура смеси, К; Uan — потенциал ио-
низации n-го газа, эВ; — доля л-го газа в объеме смеси.
Из (2-2) следует, что даже небольшое количество паров металла
в смеси газов существенно снижает ее эффективный потенциал
ионизации и, следовательно, увеличивает степень ионизации
смесн. Объемный состав атмосферного воздуха (в %): азот — 78,03;
кислород — 20,99; водород — 0,01; углекислый газ — 0,03,
остальное — инертные газы. Для примера приведем определение
эффективного потенциала ионизации смесн воздуха с 12 % паров
меди при температуре 6000 К. Доля газов в смеси: азот — 0,695;
кислород — 0,185; пары меди — 0,12. Подставляя в (2-2) значе-
ния 1/и для компонентов смеси из табл. 2-1 и их содержание в смеси,
получим

1g (0,695- IO-5040’14’55'0000 + 0,185-10-5040-13,6/5000 _{_
+ 0,12* КП5040,7’72''е0°0) = 8,19 В.
Таким образом, даже небольшая доля паров меди в воздухе
сильно снижает эффективный потенциал ионизации смеси газов.
Причем на понижении эффективного потенциала ионизации не
столько сказывается содержание паров меди, сколько потенциал
ионизации паров металла. Например, если примесь паров меди
в воздухе составит 50 %, то эффективный потенциал ионизации
будет 7,95 В, т. е. немного меньше того, который был при 12 %.
Эффективный потенциал ионизации смеси газов зависит от ее
температуры.
Деионизация дугового промежутка осуществляется путем ре-
комбинации и диффузии.
Рекомбинация (воссоединение) заключается в том, что две про-
тивоположно заряженные частицы, например два иона разных
знаков или положительный ион и электрон, сближаясь, притяги-
ваются друг к другу, образуя нейтральную частицу (атом или Мо-
лекулу). Частицы, соединяющиеся в процессе рекомбинации,
выделяют энергию, равную начальной энергии, затраченной на
ионизацию этих частиц. Эта энергия выделяется в виде энергии
светового кванта, в которую переходят энергия ионизации и кине-
тическая энергия движения электрона. Столкновение электрона
с положительным ионом не всегда приводит к образованию ней-
тральной молекулы (атома). При таком столкновении возможно
2 П/р В. В. Афанасьева
33
и образование возбужденной молекулы. Выделившаяся при ре-
комбинации ионов энергия может перейти не только в энергию из-
лучения, но и в кинетическую энергию. Два нейтральных атома,
образовавшихся при рекомбинации, могут разлететься в противо-
положных направлениях с большими скоростями, т. е. с большей
кинетической энергией.
Выделение энергии не может совершаться мгновенно, а проис-
ходит обычно в течение нескольких наносекунд. Для того чтобы
произошла рекомбинация двух частиц, они должны на протяжении
достаточно длительного времени находиться вблизи друг от друга.
Следовательно, рекомбинация происходит интенсивнее при более
низких температурах, когда скорость движущихся частиц меньше,
чем при повышенных температурах.
Существенное влияние на скорость рекомбинации оказывают
плотность газа, его температура, состояние газа (неподвижен,
в сосчоянии движения) и наличие в зоне дуги нейтральных тел
(плоскостей).
Рекомбинация может происходить на поверхности твердых
материалов или в объеме газов.
Рекомбинация на поверхности происходит
весьма эффективно, так как положительные ионы и электроны,
попадая на поверхность диэлектрика или металла, адсорбируются
ею. В результате они задерживаются поверхностью либо покидают
ее как нейтральные частицы. В неподвижном газе около нейтраль-
ных поверхностей образуется слой нейтрального газа, который
затрудняет проникновение ионов и электронов к этой поверхности.
Если же газ находится в движении, то этот нейтральный слой раз-
рушается и доступ ионов и электронов к поверхности облегчается.
Наличие в зоне дуги изолирующих поверхностей увеличиваем ре-
комбинацию в тысячи и десятки тысяч раз в зависимости от раз-
личных условий и свойств газа. Это явление используется в ДУ
с лабнринтно-щелевой камерой, применяемых в электромагнит-
ных выключателях, где рекомбинация на поверхности является
определяющей.
В ДУ газовых выключателей процесс рекомбинации на поверх-
ности ие является определяющим, так как средняя длина свобод-
ного пробега (порядка 10~5 см и менее) слишком мала, чтобы ионы
в критической зоне канала дуги могли достичь твердой поверх-
ности. В вакуумном ДУ, где средняя длина свободного пробега
электрона достигает нескольких сантиметров, процесс рекомбина-
ции иа поверхности твердого тела является определяющим. В этих
ДУ ионизированные пары металлов, образующиеся при коммута-
ции, деионизируются прн их осаждении на поверхности защитных
экранов и электродов.
Число ионов, адсорбируемых единицей поверхности (1 см2)
диэлектрика в единицу времени (скорость рекомбинации), выра-
жается формулой
= 0,25пиги,
34
где пв —• плотность ионов (т. е. число ионов в 1 см3 объема дуги)
на границе ствола дуги, иои/см8 или 1/см8; va — средняя арифме-
тическая скорость движения ионов, см/с.
Рекомбинация в объеме газов заключается
в том, что положительный и отрицательный ионы (ионная реком-
бинация) или положительный иои и электрон (электронно-ионная
рекомбинация) прн своем тепловом хаотическом движении н при
движении под действием электрического поля сближаются и,
притягиваясь, образуют нейтральные частицы. Сближению двух
ионов разной полярности или иона и электрона способствуют
электрические силы притяжения, действующие между двумя
противоположно заряженными частицами. Вероятность реком-
бинации в пространстве зависит от времени, в течение которого
эти частицы находятся возле друг друга, т. е. от скорости их дви-
жения.
С увеличением кинетической энергии частиц вероятность ре-
комбинации уменьшается. Это значит, что вероятность реком-
бинации уменьшается с увеличением температуры газа.
Вероятность столкновения двух ионов противоположной по-
лярности или положительного иона и электрона будет тем больше,
чем больше тех и других частиц находится в единице объема газа,
т. е. чем больше плотность электронов п& и ионов пн. Поэтому
число столкновений, заканчивающихся рекомбинацией, dn за
время dt (скорость рекомбинации) пропорционально произведению
— dn - ррлэпи dt,
где рр — коэффициент рекомбинации, см8/с; при давлении 105 Па
его можно приближенно определить по формуле рр = 7,6- 10-6 X
X (273/0)3; 0 — температура газа, К-
Знак минус означает, что при рекомбинации уменьшается число
ионизированных частиц в газе. Так как в стволе дуги пв = пн,
то рр = —п„- dn/dt, т. е. скорость рекомбинации пропорцио-
нальна квадрату плотности ионов (электронов).
Коэффициент рекомбинации рр обратно пропорционален тем-
пературе газа в той или иной степени. Единого мнения в литера-
туре о численном значении этой степени нет.
При ионной рекомбинации коэффициент рр имеет значение
порядка 10 е см3/с, а при электронной рр примерно на два по-
рядка меньше, т. е. 10~8 см8/с. Данные о значениях коэффициента
рекомбинации, полученные различными исследователями, суще-
ственно отличаются друг от друга, и к ним нужно подходить осто-
рожно.
Ионная рекомбинация имеет более высокую вероятность, чем
электронно-ионная, вследствие того, что ноны при данной темпе-
ратуре газа движутся значительно медленнее, чем электроны, и
поэтому более длительное время находятся вблизи друг от друга.
Однако в дуге существование отрицательных ионов малове-
2* 35
роятно и, следовательно, этот вид рекомбинации не имеет боль-
шого значения при дуговом разряде.
Электронно-ионная рекомбинация играет преобладающую
роль при дуговом разряде и может осуществляться при непосред-
ственном соударении электрона и положительного иона либо при
тройном соударении В последнем случае электрон сталкивается
с нейтральной частицей, теряет значительную часть своей скоро-
сти, а потом уже захватывается ионом. Единого мнения о том, ка-
кая из этих рекомбинаций имеет преимущественное значение в ду-
говом разряде, не имеется.
Диффузией называется выход заряженных частиц из области
с более высокой их концентрацией в область с меньшей концен-
трацией, т. е. из ствола дуги в окружающее пространство. В стволе
дуги всегда имеется весьма неравномерное распределение плот-
ности тока (следовательно, и плотности заряженных частиц) вдоль
радиуса дуги, поэтому выход электронов и ионов из центральных
частей ствола к его периферии неизбежен.
Диффузия электронов должна была бы проходить быстрее,
чем диффузия ионов, вследствие разницы в скоростях их движе-
ния Однако, если из данного объема дуги уходит некоторое число
электронов, то избыток положительных ионов, оставшихся в этом
объеме, притягивает уходящие электроны и тормозит их движение.
В свою очередь, ионы, притягиваясь к уходящим электронам,
ускоряют свое движение и «догоняют» электроны. Поэтому из
ствола дуги всегда выходит одинаковое число электронов и поло-
жительных ионов. Такой вид диффузии получил название дву-
полярной (амбиполярной) диффузии. Ее интенсивность ха-
рактеризуется коэффициентом диффузии (см2/с), определяемым
формулой
где Ма — молекулярная масса иона; 0 — температура газа в дуге,
К; Х‘э — длина свободного пробега электрона при 0 = 273 К и
р ~ 105 Па.
Подвижностью ионов (электронов) называется отношение ско-
рости их направленного движения, вызванного электрическим
полем, к напряженности этого поля. Единица подвижности —
см2/(В-с). Подвижность нона зависит от его свойств в данном газе,
а электрона — от природы газа. При атмосферном давлении по-
движность положительных и отрицательных ионов может нахо-
диться в интервале oi 1 до 10 см2/(В-с), а электронов — в интер-
вале 10—104 см2/(В*с). В среднем можно считать, что подвижность
электронов в тысячу раз больше подвижности ионов Приведен-
ные здесь значения характеризуют лишь порядок величин и в кон-
кретных случаях могут существенно отличаться от этих значений.
Приближенно подвижность электронов будет
^ = 6,15.10l,^/©/p,
36
где — длина свободного пробега электрона при абсолютном
давлении р ~ 10б Па и © « 273 Л» © —температура электрона, К;
р — абсолютное давление, Па.
Скорость процесса диффузии, т. е. уменьшение числа пар за-
рядов за одну секунду, пропорциональна плотности зарядов и
обратно пропорциональна квадрату диаметра дуги d»:
dn «о
*
где тГ| = dr/(2,32Dp) — постоянная уменьшения плотности заря-
дов в секунду, с; п0 — начальная плотность зарядов, 1/см3; I —
время от начала диффузии, с.
Радиационный захват электрона (образование отрицательно
заряженных ионов) происходит при захвате нейтральной частицей
свободного электрона. Способность атома или молекулы к захвату
дополнительного электрона зависит от устойчивости структурной
оболочки атома. Последняя выражается в электрон-вольтах и
изменяется от нуля для инертных газов, имеющих заполненную
структуру электронной оболочки, до максимального значения,
равного 3,9 эВ для фтора. Приводим некоторые ее значения:
В ... 0,7; О2... 1; О2 ... 2; Вг ... 3,6; С1 ... 3,8; F ... 3,9 эВ.
Наибольшей способностью к захвату электронов обладают
элементы с такими структурами электронных оболочек, которые
при присоединении к ним одного добавочного электрона преобра-
зуются в структуру инертного газа, ближайшего к данному эле-
менту по периодической системе элементов Д. И. Менделеева.
Элементы в повышенной способностью к захвату добавочных элек-
тронов называются электроотрицательными. При
образовании отрицательного нона кинетическая энергия присоеди-
нившегося электрона выделяется в виде фотона. Отрицательные
ионы легче образуются при относительно невысоких температурах,
когда электроны имеют меньшие скорости н, следовательно, в про-
цессе своего перемещения более длительное время находятся
вблизи атома или молекулы. К числу электроотрицательных газов
относится элегаз (SFe), широко применяемый в АВН. При гаше-
нии дуги в элегазе радиационный захват электронов молекулами
элегаза или продуктами его разложения на периферии дуги
сильно способствует деионизации газа, так как подвижность отри-
цательных ионов незначительна.
Размыкание контактов и появление дуги. Отключение цепи
электрическим контактным аппаратом представляет собой про-
цесс изменения сопротивления между двумя контактами от не-
скольких микроом до десятков и сотен мегаом. Схематично про-
цесс размыкания контактов и образования между ними изоля-
ционного промежутка можно представить следующим образом.
При расхождении контактов контактное нажатие между ними по-
степенно снижается и, следовательно, уменьшается фактическая
площадь их соприкосновения, В результате увеличивается плот-
37
Рис. 2-2. Дуговой промежуток
i — область растекания тока; 2 —
плевка на поверхности катода;
3 — газовый слой; 4 — катодная
область; 5 — анодная область
ность тока на ней и ее тем-
пер ату ра. По мере дальней-
шего движения контактов
температура в точке их
соприкосновения возрас-
тает и к моменту их фактического расхождения достигает темпе-
ратуры плавления металла контактов. Когда контакты разой-
дутся на расстояние, измеряемое микрометрами, между ними об-
разуется мостик из жидкого металла, форма которого будет изме-
няться от бочкообразной до формы гиперболоида. По мере расхо-
ждения контактов гиперболоид вытягивается и сечение его седло-
вины уменьшается. Сечение седловины, являющееся наименьшим
сечением мостика, интенсивно разогревается, и температура в нем
достигает температуры кипения металла. Мостнк взрывается, и
между контактами образуется электрическая дуга, горящая в па-
рах металла. По мере расхождения контактов дуга удлиняется.
В коммутационных АВН дуга должна быть погашена возможно
быстрее. Однако условия гашения дуги и внешние воздействия
на нее могут быть весьма разнообразными. В соответствии с этим
принята следующая классификация дуг.
По условиям гашения различают дуги: 1) короткие, гашение
которых обусловливается в основном процессами, происходящими
на электродах; 2) длинные (плазменные), гашение которых обус-
ловливается в основном процессами, происходящими в стволе дуги.
По характеру внешних воздействий на дугу различают: I) ста-
билизированные дуги, горящие в трубе; 2) открытые, свободно
горящие в воздухе; 3) обдуваемые, которые подвергаются воздей-
ствию продольного или поперечного потока газа; 4) щелевые,
горящие в щели, образованной стенками из теплостойкого изоля-
ционного материала.
В дуге можно выделить три области, отличающиеся характе-
ром протекающих в них процессов (рис. 2-2). Непосредственно
к отрицательному электроду — катоду примыкает область ка-
тодного падения напряжения. За ией идет область ствола (столба)
дуги. Наконец, к положительному электроду — аноду прилегает
область анодного падения напряжения. Наиболее важной с точки
зрения гашения дуги в АВН является вторая область — ствол
дуги.
Область катодного падения напряжения сосредоточена на уча-
стке дугового промежутка протяженностью порядка КГ4 —10'5 см,
находящемся непосредственно у поверхности катода. Падение
напряжения на этом промежутке составляет 10—20 В (оно близко
к потенциалу ионизации паров металла катода) в зависимости от
S8
материала катода и при больших токах практически ие зависит от
тока дуги. С увеличением тока и давления окружающего газа ка-
тодное падение напряжения уменьшается. По данным различных
авторов напряженность поля в области катодного падения напря-
жения лежит в пределах 105—107 В/см. Около катода находится
положительный объемный заряд, создаваемый положительными
ионами. Между этим зарядом и катодом создается электрическое
поле, увеличивающее скорость движения электронов, вышедших
из катода. Электроны, выходящие из катода, не образуют около
катодной области отрицательного объемного заряда, так как ско-
рость их во много раз больше скорости ионов.
Часть поверхности катода, на которой горит дуга, называемая
катодным пятном, несколько меньше поперечного сечения ствола
дуги. Таким образом, ствол дуги в месте перехода к катоду сужи-
вается. Если катод подогревать, то сужение ствола дуги умень-
шается и практически может не наблюдаться.
Катодное пятно состоит из ряда площадок, сквозь каждую из
которых протекает определенный ток. Если ток, проходящий
сквозь одну из площадок, превысит некоторое критическое значе-
ние, то она разделится на две или большее число площадок. Таким
образом у поверхности катода образуется несколько параллель-
ных ветвей (струй). Разделение катодного пятна обусловливается
взаимным отталкиванием его частей под действием собственного
магнитного поля дуги.
Катодное пятно склонно к быстрым перемещениям (прерыви-
стым или непрерывным). В некоторых случаях, например, если
катодом служит острие, катодное пятио неподвижно. Скорость
перемещения катодного пятна зависит от металла электрода и
скорости расхождения контактов.
Плотность тока в катодных пятнах и их температура изучены
слабо. По данным различных авторов плотность тока в катодном
пятне на металлических электродах находится в пределах 104—
107 А/см2 (верхние значения относятся к быстро перемещающимся
пятнам). Температура нагрева катодного пятна ограничена темпе-
ратурой плавления (кипения) материала электрода либо оксидной
пленки на нем. Температура плавления металла зависит от давле-
ния среды, в которой он находится, увеличиваясь с ростом давле-
ния.
Катодное пятно бомбардируется положительными ионами, по-
ступающими из ствола дуги. При нейтрализации иона выделяется
энергия в несколько электрон-вольт, которая расходуется на на-
грев катодного пятна до температуры плавления (кипения) мате-
риала катода.
Баланс энергии на поверхности катодного пятна складывается
из энергии, подводимой к нему и отводимой от него. Подводимая
энергия — это кинетическая энергия при ударе ионов о катод,
энергия нейтрализации ионов на катоде, энергия, поступающая
из ствола дуги (посредством теплопроводности, конвекции и из-
39
лучения), и энергия, выделяемая в материале катода проходящим
по нему током. Отводимая энергия — это энергия, затрачиваемая
иа выход электронов с поверхности катода, энергия, уносимая
с потоками плазмы, энергия, затрачиваемая на плавление и испа-
рение материала катода, энергия, затрачиваемая на нагрев зоны
контактирования, и энергия, отводимая в глубь катода посредст-
вом теплопроводности.
Область анодного падения напряжения. В дуговом разряде
анод служит приемником потока электронов, идущего из ствола
дуги. Под действием бомбардировки электронов поверхность
анода разогревается до высоких температур (см. выше) и с нее
вследствие термоэлектронной эмиссии выделяются электроны.
Однако эти электроны под действием электрического поля возвра-
щаются обратно к аноду. На аноде не происходит выделения поло-
жительных ионов, а образовавшиеся вблизи анода положитель-
ные ионы уходят в ствол дуги. Поэтому около анода образуется
избыток электронов, т. е. возникает отрицательный объемный за-
ряд, создающий анодное падение напряжения 5—10 В. Зона анод-
ного падения напряжения по протяженности превосходит область
катодного падения напряжения.
Роль анода в дуговом разряде является пассивной, и даже если
бы анодного падения напряжения не было, существование дуги
было бы возможным.
Поверхность анода, воспринимающая электроны, приходя-
щие из ствола дуги, называется анодным пятном. Плотности тока
на анодном пятие обычно в несколько раз меньше, чем на катодном,
и во многом зависят от условий передачи тепла в глубь анода.
На анодах из металла с хорошей теплопроводностью, например
из меди, плотность тока будет больше. В среднем она лежит в пре-
делах от 10а до 5-104 А/см* в зависимости от материала анода и
значения тока» При переходе ствола дуги к анодному пятну может
иметь место некоторое сужение ствола дуги.
Высокая температура анодного пятна несущественна для обра-
зования и существования дугн (см. выше). Она является лишь
следствием процессов, сопровождающих этот вид дугового раз-
ряда.
Анодное пятно перемещается по поверхности анода скачко-
образно, Создается впечатление, что движущийся ствол дуги,
переместившись на некоторое расстояние от анодного пятна,
касается своим участком поверхности анода и образует новое анод-
ное пятно, после чего прежнее пятно отмирает. При значительных
токах наблюдается существование нескольких анодных пятен.
Баланс энергии на поверхности анода в зоне анодного пятна
складывается из энергии, подводимой к нему, и энергии, отводи-
мой от него Подводимая энергия —• это кинетическая энергия при
ударе электронов о поверхность анода, энергия, освобождающаяся
при нейтрализации электронов на поверхности анода, энергия,
поступающая из ствола дуги (теплопроводностью, конвекцией и
40
излучением), и энергия, выделяемая в материале анода проходя-
щим по нему током. Отводимая энергия — это энергия, уносимая
потоками плазмы, энергия, затрачиваемая на плавление и испа-
рение материала анода, энергия, затрачиваемая на нагрев зоны
контактирования, и энергия, отводимая в глубь анода теплопро-
водностью.
Ствол дуги условно можно рассматривать как цилиндрическую
область сильно ионизированного газа, в котором имеет место почти
точное равенство плотностей положительно и отрицательно заря-
женных частиц. Ствол дуги является каналом, связывающим элек-
троды. Его длина определяется расстоянием между электродами
и другими факторами.
Под влиянием напряжения, приложенного к электродам, по-
ложительные ионы и электроны движутся в стволе дуги в противо-
положных направлениях, образуя ток в дуге. Вследствие значи-
тельно более высокой подвижности электронов (примерно в
в 1000 раз), чем ионов, практически весь ток создается электро-
нами.
При высоких температурах порядка 15 000 К и более в прове-
дении тока начинают принимать все большее участие положитель-
ные иоиы, подвижность которых в этом случае может достигать
20—30 % подвижности электронов. Отсутствие в стволе дуги не-
скомпенсированных объемных зарядов определяет линейный ха-
рактер распределения напряжения в ней. С этой точки зрения
ствол дуги подобен металлическому проводнику. Разница между
ними заключается в том, что проводник имеет определенную гео-
метрическую форму, не зависящую от тока, условий охлаждения
и других факторов, в то время как форма н размеры ствола дуги
сильно зависят от тока, его рода, условий охлаждения, посторон-
них электрических воздействий. Кроме того, проводник всегда
сохраняет свои электрические свойства, а ствол дуги сохраняет
свои свойства только лишь при непрерывном подводе к нему энер-
гии.
Плотность тока в стволе дуги (А/см2)
J = Ееп& (bs ф- Ьи) Eensba,
а проводимость столба дуги (См/см)
о = епэ (b3 -J- bu) ж еп3Ъ3,
где Е — напряженность электрического поля, В/см; е — заряд
электрона, Кл; пэ — плотность электронов (число электронов
в 1 см®), 1/см3; Ьъ — подвижность электронов. см2/(В-с); Ьк —
ПОДВИЖНОСТЬ ИОНОВ, СМ2/(В’С).
Ионизация в стволе дуги поддерживается мощностью, выделя-
ющейся в дуге. Основным видом нонизацин в стволе Дуги является
термическая ионизация. Ударная ионизация может оказать су-
щественное влияние на ионизацию только в самом начале процесса
41
Рис. 2-3. Зависимость теплопроводности X
и электрической проводимости с от темпе-
ратуры 0 для азота (—---) и элега-
за (--------------------) при р = 105 Па
восстановления напряжения. Од-
новременно с ионизацией в стволе
дуги непрерывно происходит и его
деионизация.
Отвод энергии от ствола дуги
при ее гашении должен превы-
шать энергию, выделяемую в дуге
током. В дуге выделяется боль-
шая мощность, равная /В- Так,
например, при токе / = 25 000 А
и напряженности поля £ = 25 В/см мощность, подводимая к 1 см
длины ствола дуги, будет N — IE = 25 000-25 = 625 000 Вт/см.
Отвод энергии от ствола дуги осуществляется тепловым излуче-
нием, теплопроводностью и турбулентной конвекцией.
Тепловым излучением от ствола дуги отводится сравнительно
небольшая часть энергии, выделяющейся в ней. В коротких дугах
и в мощных длинных дугах присутствие в стволе дуги паров ме-
талла электродов несколько увеличивает теплоотвод посредством
излучения.
Теплопроводностью и турбулентной конвекцией отводится ос-
новная часть энергии, выделяющейся в дуге. Передача тепла от
ствола дуги в окружающую среду посредством теплопроводности
в сильной степени зависит от температуры газа. По данным [541,
мощность NT(Вт/см), отводимая с одного сантиметра длины ствола
дуги, составляет для воздуха и для водорода соответственно
2,4 (0/1ООО)2 н 20 (0/1ООО)2.
(2-3)
Из (2-3) следует, что отвод тепла от дуги, горящей в водороде,
в восемь раз больше, чем в воздухе, при одной и той же темпе-
ратуре. Температура в стволе дуги, горящей в водороде, в 1,5—
2 раза больше, чем дуги, горящей в воздухе. При этом мощность,
отдаваемая дугой, горящей в водороде, окажется уже в 30 и более
раз больше, чем у дуги, горящей в воздухе. Поэтому в АВН в ка-
честве дугогасящей среды нашли широкое применение жидкости
и твердые материалы, выделяющие при воздействии дуги водород
(трансформаторное масло, органическое стекло, фибра и др.).
Теплопроводность газа в сильной степени зависит от темпера-
туры (рис. 2-3). Процессы диссоциации, ионизации и деиониза-
ции, происходящие при больших температурах, существенно уве-
личивают теплопроводность. Поэтому в кривых X = f (0) наблю-
даются максимумы теплопроводности. В воздухе (азоте) этот
максимум наблюдается при температуре около 7000 К, а в эле-
газе вследствие более слабых внутримолекулярных связей —
около 2100 К. За максимумом следует крутой спад теплопровод-
42
Таблица 2-2. Роль отдельных видов теплоотдачи от ствола дуги
Величина Дуга, свободно горя- щая в воздухе Дуга, обдуваемая про- дольным потоком воздуха Стабилизи- рованная дуга в водороде
/, А 50 1000 50 1000 5
Е, В/см J0 14,5 36 36 250
d, см 0,5 1,5 0,06 0,47 0,1
Л, Вт/см 500 14 500 1800 36 000 1250
0,0Д 0,14 0,1 0,16 0,1
Nтеил^ 0,15 4 0 0 0 1
Б кон/^ J, А/см3. 0,8 0,8 0,8 0,8 0
250 550 18 000 6000 600
нести вследствие завершения процесса диссоциации, а затем ее
новый подъем- Теплопроводность газа зависит также и от давле-
ния, уменьшаясь с увеличением последнего. Однако характер
кривых остается таким же, как на рис. 2-3, только максимумы
уменьшаются и сдвигаются в сторону больших температур.
Турбулентная конвекция. Отвод тепла конвекцией происходит
так. Холодный газ внедряется во внешнюю зону ствола дуги, на-
гревается, частично подвергается диссоциации и, забирая при
этом энергию диссоциации, выносит ее за пределы ствола дуги.
Ствол дуги испытывает боковые смещения (колебания), обуслов-
ленные электродинамическими силами, возникающими в дуговом
контуре, и газодинамическими явлениями, более тесно соприка-
сается с окружающими слоями газа, отдает им часть своего тепла.
Эффективность теплоотдачи посредством турбулентной кон-
векции увеличивается с повышением теплоемкости газа. Удель-
ная теплоемкость воздуха имеет ярко выраженные максимумы
при температурах 3500, 7000 и 15 000 К и минимумы при 4100 и
9200 К. Первый максимум вызван диссоциацией кислорода, вто-
рой — диссоциацией азота и третий — ионизацией воздуха. У эле-
газа максимумы удельной теплоемкости наступают при темпера-
туре 2100 и 9000 К, а минимум — прн 9500 К. В табл. 2-2 приве-
дены данные разных авторов о роли отдельных видов теплоотдачи
для свободно горящей дуги, дуги, обдуваемой продольным пото-
ком воздуха, н стабилизированной дуги 154]. Напряженность
поля в стволе дуги зависит от тока дуги, теплофизических свойств
газа, в котором горнт дуга, давления газа и от условий ее охла-
ждения.
Баланс энергии в стволе дуги. Энергия, поступающая в ствол
дуги, — это энергия, выделяемая током /д, проходящим по дуге;
энергия, выделяющаяся в стволе прн рекомбинации противопо-
ложно заряженных частиц (она равна энергии, ранее затраченной
на их ионизацию), и энергия, вносимая потоками плазмы с элек-
тродов.
43
Энергия, отводимая из ствола дуги, — это энергия, расходуе-
мая на диссоциацию атомов и молекул; энергия, отводимая от
ствола дуги посредством диффузии, и энергия, отводимая от
ствола дуги посредством теплопроводности, турбулентной кон-
векции и излучения.
Если подводимая энергия равна отводимой или превышает ее,
то баланс энергии в стволе дуги положителен и, следовательно,
обеспечиваются условия стабильного горения дуги. В тех же
случаях, когда отводимая энергия больше подводимой, баланс
энергии в стволе дуги оказывается отрицательным и тем самым
создаются условия для гашения дуги.
Теплота, выделяемая в дуге, распространяется в радиальном
направлении от центра дуги и в аксиальном направлении к элек-
тродам. Часто пренебрегают отводом теплоты к электродам, но
это допустимо не для всех типов ДУ. Вся теплота, выделяемая
в дуге в единицу времени, равняется теплоте, запасаемой дугой,
плюс теплота, отводимая ог дуги в радиальном и аксиальном
направлениях.
Распределение температуры и платности тока по попереч-
ному сечению ствола дуги весьма неравномерно. Температура
имеет максимальное значение на оси дуги и довольно быстро
уменьшается по направлению к наружной поверхности ствола
дуги. Температура определяет степень ионизации газа, от которой
зависит проводимость ствола дуги. Если разделить поперечное
сечение дуги на ряд концентрических слоев равной ширины, то их
проводимость и плотность тока в них будут уменьшаться от центра
дуги к периферии, хотя площадь слоев увеличивается по мере
удаления от центра пропорционально квадрату радиуса Уста-
новлено, что при температуре периферийного кольцевого слоя
дуги 4000 К сквозь него проходит 0,05 % всего тока дуги, а сквозь
слон с температурой 3000 К проходит всего лишь 0,001 % общего
тока. Таким образом, можно считать, что весь ток дуги проходит
сквозь сечение, на границе которого температура равна 4000 К.
Некоторые авторы считают, что эта температура составляет
3000 К Диаметр этого сечения принимают за диаметр ствола дуги.
Диаметр дуги в сильной степени зависит от эквивалентной теп-
лопроводности газа и от условий ее охлаждения, уменьшаясь с по-
вышением интенсивности охлаждения (повышение давления ох-
лаждающего газа, применение газа большой теплопроводности
и т. п.). С уменьшением диаметра дуги повышается плотность тока
в ней (см. табл. 2-2) В современных КА плотность тока в дуге
составляет величину от сотен до нескольких десятков тысяч
ампер на 1 см2.
Потоки плазмы в дуге [40, 441. Круговое магнитное поле,
образованное током дуги, создает радиально направленное уси-
лие сжимающее ствол дуги (пинч-зффект). Под действием этого
усилия в дуге возникает избыточное давление р ~ J/-1Q-7 (Па).
Если поперечное сечение дуги изменяется по ее длине, то в нем
44
изменяется и плотность тока, а как следствие этого, и давление
иа ее оси. Следовательно, вдоль дуги возникают продольные, гра-
диенты давления. Под действием разности давлений из зоны по-
вышенного давления в обе стороны будут выбрасываться потоки
плазмы.
Особенно интенсивные потоки плазмы возникают у поверх-
ности электродов, где происходит уменьшение диаметра дуги,
а следовательно, и увеличение плотности тока. В местах с умень-
шенной площадью сечения повышается и температура плазмы.
Нагретые здесь газы расширяются и устремляются в область
с более низким давлением и температурой.
У опорных точек дуги образуются зоны плавления и испаре-
ния материала электродов, в которых возникают области повы-
шенного давления, и пары материала электродов устремляются
в зону ствола дуги. Таким образом, у поверхности электродов
возникают зоны повышенного давления, вызывающие образование
местных потоков плазмы с поверхности электродов, перпендику-
лярных к ней. Скорость частиц у основания потока плазмы дости-
гает 103—1П4 м/с и уменьшается по мере удаления от электродов.
Скорость распространения фронта потока достигает нескольких
десятков метров в секунду.
Потоки плазмы возникают только при токе, достигающем
определенного значения, называемого критическим, и появляются
с опозданием на 1—2 мс после возникновения дуги. Критический
ток зависит от материала электродов, их полярности, расстояния
между электродами, состояния и физических свойств среды, в ко-
торой находятся электроды. Зависимость критического тока от
материала электродов и от расстояния между ними объясняется
различием в тепловых свойствах паров металла, которые захваты-
ваются потоками плазмы и переносятся в межэлектродный проме-
жуток. Так, например, при расстоянии между медными электро-
дами 20—60 мм критический ток составляет 35—60 А, а для ла-
тунных электродов — 200 А независимо от расстояния между
ними.
В дуге переменного тока потоки плазмы возникают не сразу
после нуля тока, а лишь после того, как ток достигнет своего
критического значения. Их изменения по размерам и форме
следуют за изменением тока с некоторым опозданием из-за того,
что потоки плазмы обладают инерцией. После достижения током
максимума и его последующего уменьшения до нуля изменяются
(с некоторым запаздыванием) и потоки плазмы. В момент про-
хождения тока через нуль потоки плазмы не исчезают, а стано-
вятся меньше по размерам и по яркости. Возникающие во второй
полупериод потоки плазмы достигают больших размеров, чем
в первый полупериод. Например, при отключении тока 420 А
(амплитуда) с напряжением 500 В и частотой 50 Гц длина потока
плазмы составляла в первый полупериод примерно 60 мм, а во
второй — примерно 100 мм. После полного погасания дуги об-
45
Рис. 2-4. Потоки плазмы
ласть, занятая потоками, продолжает светиться еще некоторое
время.
Потоки плазмы имеют более высокую температуру, чем окру-
жающая их часть ствола дуги. На форму, длину и интенсивность
потоков плазмы влияют полярность, материал и форма электро-
дов, Поток, исходящий нз анода, всегда состоит из одной струм,
а катодный поток может иметь несколько выходящих нз него
струй.
Потоки плазмы могут иметь различное направление в зависи-
мости от конструкции контактного узла. Когда поверхности элек-
тродов обращены одна к другой и расположены по одной линии
(рис. 2-4, а), то потоки плазмы, выходящие нз электродов, направ-
лены навстречу друг другу н при небольшом расстоянии между
электродами могут сталкиваться, образуя расширение ствола дуги.
Если поверхность одного из электродов повернута в сторону
(рис. 2-4, б), то потоки плазмы перекрещиваются и пары металла
выбрасываются за пределы ствола дуги. Напряжение на дуге
в этом случае заметно повышается, и условия ее гашения облег-
чаются. Можно так расположить поверхности электродов, чтобы
потоки плазмы не сталкивались друг с другом (рис. 2-4, в). Здесь
потоки плазмы направлены в разные стороны и выбрасываются
за пределы ствола дуги. Путь тока в стволе удлиняется, а напря-
жение на дуге существенно повышается.
На скорость восстановления электрической прочности межэлек-
тродного промежутка после погасания дуги влияет направление
потоков плазмы (встречные, расходящиеся). Поэтому при разра-
ботке ДУ следует по возможности направлять потоки плазмы
таким образом, чтобы они не пересекались и не сталкивались
между собой.
На потоки плазмы, как и на всякий проводник с током, дей-
ствуют электромагнитные силы. Когда дуга горит между двумя
стержневыми электродами 1 и 5 (рис. 2-5, а), из последних исходят
в вертикальном направлении потоки плазмы 2 и 4. Между ними
находится часть дуги 3. Так как в потоках плазмы 2 и 4 направ-
ление тока противоположное, то потоки плазмы 2 и 4 под дей-
46
Рис. 2-5. Взаимодействие потоков плазмы с магнитным полем
ствием электродинамических сил отталкиваются друг от друга,
отклоняясь в стороны от вертикальной оси.
Воздействие внешнего магнитного поля (продольного, попе-
речного и радиального) приводит к перемещению дуги в простран-
стве и к отклонению потоков плазмы, а воздействие собственного
магнитного поля дуги является причиной движения плазмы
в самой дуге и создает внутреннее движение ее частиц [40, 541.
В поперечном магнитном поле (перпендикулярном направле-
нию тока в дуге) с индукцией В дуга 3 (рис. 2-5, б) движется по-
ступательно по параллельным пластинчатым электродам 1 и 5.
Под действием поперечного магнитного поля потоки плазмы 2
и 4 отклоняются по направлению движения дуги и средняя часть
дуги перемещается к концам потоков плазмы, образуя П-образную
петлю. Концы потоков плазмы касаются электродов, образуя но-
вые катодные и анодные пятна, в которых возникают потоки
плазмы, а старые пятна исчезают. Таким образом создается пре-
рывистый режим движения дуги.
В продольном равномерном магнитном поле (направления
магнитного поля и тока совпадают) магнитное, поле не оказывает
влияния на движение заряженных частиц в дуге и они движутся
по силовым линиям электрического поля, не испытывая каких-
либо внешних воздействий. Однако в стволе дуги под действием
двуполярной диффузии возникает движение заряженных частиц
от центра дуги к ее наружной поверхности. Направление движе-
ния этих частиц составляет угол 90е с вектором магнитной индук-
ции, и, следовательно, возникает сила (сила Лоренца), действу-
ющая на заряженные частицы. Под действием силы Лоренца и
силы, вызывающей движение частицы от центра к периферии,
частица будет двигаться по криволинейной траектории. Вращение
ионов и электронов происходит в противоположных направле-
ниях. Масса ионов во много раз больше массы электронов. По-
этому импульс силы (тиЦи), передаваемый ионами нейтральным
атомам, оказывается значительно больше импульса силы, пере-
даваемого электронами, и плазма приходит во вращение, совпа-
дающее по направлению с вращением ионов. Угловая скорость
частиц плазмы неодинакова в различных слоях ствола дуги. Наи-
47
г
I
Рис. 2-6. Срез тока
большее значение она имеет во внутрен-
них слоях ствола и уменьшается по на-
правлению к периферии. Скорость вра-
щательного движения частиц, создаваемая
электрическим полем, складывается со
скоростью их поступательного движения
поц действием магнитного поля. В резуль-
тате частицы будут перемещаться по вин-
товой линии.
В радиальном магнитном поле, перпендикулярном току в дуге,
дуга вращается по окружности в направлении, определяемом
известным правилом левой руки. Центром этой окружности яв-
ляется центр магнитного поля, из которого радиально расходятся
магнитные силовые линии. Кроме того, дуга вращается вокруг
собственной оси. Вращение частиц плазмы вокруг оси дуги и дви-
жение их вдоль линий электрического поля приводит к закручи-
ванию дуги в спираль. При вращении дуги в газе вокруг центра
магнитного поля создается встречный «ветер». На наружной
поверхности дуги (по отношению к центру ее вращения) направ-
ление вращения дуги вокруг собственной оси и направление
этого ветра противоположны, а на внутренней поверхности дуги
эти направления совпадают. Соответственно создаются давления:
на наружной поверхности больше, а на внутренней меньше Под
действием разности этих давлений возникает сила, перемещающая
дугу к центру магнитного поля. Под действием двух сил, направ-
ленных перпендикулярно друг другу, дуга перемещается не по
окружности, а по спирали, приближаясь к центру магнитного
поля.
Срез тока (icp) —внезапное и резкое изменение тока до нуле-
вого значения в процессе отключения выключателя в момент вре-
мени С отличный от момента естественного перехода тока через
нуль (рис. 2-6). Срез тока возникает в результате наложения иа
синусоидальный ток промышленной частоты, проходящий через вы-
ключатель, тока высокочастотных колебаний. Наибольшие мгно-
венные значения высокочастотного тока могут превосходить мгно-
венные значения тока промышленной частоты. При противопо-
ложных направлениях высокочастотного тока и тока промыш-
ленной частоты возможен нулевой суммарный ток и, следова-
тельно, погасание дуги ранее естественного перехода тока через
нуль. В результате в цепи освобождается электромагнитная энер-
гия, пропорциональная квадрату тока среза, которая переходит
в электростатическую энергию. Вследствие этого в цепи могут
возникнуть высокочастотные колебания напряжения ивс с доста-
точно большой амплитудой (7Вс.м.
Высокочастотные колебания обусловлены емкостями н С.,,
расположенными по ту илн другую сторону выключателя, и ин-
48
Рис. 2-7. Вольт-амперные характеристики дуги
дуктивностью LK местного контура, связывающего эти емкости.
Собственная частота колебаний £кС-контура /Ок = (2л Z£1ГС)Л
где С — C1Q/(C1 -J- С2), может составить 5—100 кГц. Резкое
изменение напряжения на дуге, вызываемое интенсивной деиони-
зацией дугового промежутка, особенно при отключении малых
токов, может возбудить в таком контуре высокочастотные колеба-
ния. Возможно, что б некоторых случаях возникновению высоко-
частотных колебаний способствует падающая вольт-амперная
характеристика дуги.
Срез тока может происходить и без наложения высокочас-
тотных колебаний, если прн отключении выключателем индук-
тивных токов до нескольких сотен ампер он шунтирован боль-
шой емкостью.
Вольт-амперная характеристика дуги и == f (t), представля-
ющая собой зависимость падения напряжения на дуге от тока при
постоянной ее длине, является одной из важнейших характеристик
дугового разряда и позволяет определить условия гашения дуги,
мощность, выделяющуюся в стволе дуги, перенапряжения на
дуговом промежутке и т. п. Различают статическую и динамиче-
скую вольт-амперные характеристики дуги.
Статическая вольт-амперная характеристика представляет со-
бой зависимость и = f (Л, свойственную устойчивому горению дуги
постоянной длины при неизменных условиях и весьма медленном
изменении тока, когда каждому его значению соответствуют вполне
определенные диаметр ствола дуги, температура в нем и ее распре-
деление по радиусу, т. е. вполне определенная для данных усло-
вий проводимость (стационарная дуга постоянного тока). Стати-
ческая вольт-амперная характеристика в зависимости от условий,
в которых горит дуга, может быть следующей (рис. 2-7).
1. Падающей, когда напряженке на дуге уменьшается при воз-
растании тока (кривая 4). Это обусловлено тем, что с ростом тока
увеличиваются диаметр ствола дуги и его температура. В резуль-
тате этого проводимость увеличивается настолько, что для про-
ведения все большего тока через дуговой промежуток достаточно
все меньшего напряжения. Кривизна вольт-амперной характери-
49
стики зависит от материала электродов, длины дуги, среды, в ко-
торой горит дуга, интенсивности внешнего воздействия на дугу
и от тока в дуге. С увеличением тока кривая и — f (i) вначале
очень круто спускается вниз, а затем становится почти парал-
лельной оси тока (кривая 2).
2. Падающе-возрастающей, когда сначала с увеличением тока
(при малых его значениях) напряжение на дуге уменьшается,
а при дальнейшем возрастании тока повышается (кривая 3). Это
обусловлено тем, что начиная с некоторого тока увеличивается
теплоотвод с поверхности дуги и для ее поддержания требуется
все большее напряжение.
3. Возрастающей, когда при увеличении тока дуги напряжение
на ней увеличивается (кривая Гр В этом случае сопротивление
дуги остается постоянным или слабо изменяется. Такую характе-
ристику имеет вакуумная дуга.
Если при увеличении тока напряжение на дуге уменьшается,
то обычно считают, что дуга имеет отрицательное сопротивление,
и наоборот, если при увеличении тока напряжение на дуге воз-
растает, дуга имеет положительное сопротивление.
Динамическая вольт-амперная характеристика представляет
собой зависимость и = f (i) при устойчивом горении дуги постоян-
ной длины и неизменных внешних условиях, но при достаточно
быстром изменении тока, когда изменение диаметра ствола дуги
и температуры в нем отстает ог изменения тока, вследствие чего
и проводимость дуги следует за изменением тока с запаздыванием.
Поэтому динамические вольт-амперные характеристики не совпа-
дают со статическими, причем отличие тем больше, чем быстрее
изменяется ток. Так, току 1д на рис. 2-7 соответствует точка А
на статической вольт-амперной характеристике. Прн быстром
увеличении тока от значения iA проводимость дуги в каждый дан-
ный момент будет соответствовать какому-то предыдущему (мень-
шему) току статической характеристики. Поэтому динамическая
характеристика расположится выше статической, притом тем
выше, чем быстрее изменяется ток. При di/dt-^ оо (прямая 5)
можно считать, что за время изменения тока от до 1б термиче-
ское состояние дуги, а значит, н проводимость ее останутся не-
изменными. Следовательно, в это время дуга ведет себя как метал-
лический проводник, падение напряжения на нем равно Ri.
Таким образом, все динамические вольт-амперные характери-
стики 6 будут располагаться между статической характер нети кой 4
и прямой 5, соответствующей di!dt->- оо. Аналогичные явления
наблюдаются и при быстром уменьшении тока от 1б до нуля.
К динамическим характеристикам относятся вольт-амперные ха-
рактеристики дуги в неусгановившемся режиме и устойчиво го-
рящей дуги переменного тока. Последняя показана на рис. 2-8.
Прн промышленной частоте ток изменяется достаточно быстро.
Поэтому на возрастающей ветви синусоиды проводимость дуги
в каждый данный момент будет соответствовать не данному мгно-
50
Рис. 2-8. Вольт-амперная характеристика дуги переменного тока за один период
венному значению тока t\, а некоторому предыдущему (мень-
шему) его значению. На спадающей ветви синусоиды проводимость
дуги прн мгновенном значении тока i2 соответствует предыдущему
(большему) значению тока. Поэтому в момент достижения током
нулевого значения промежуток сохранит некоторую конечную
проводимость, так как в нем сохранится некоторое вполне опре-
деленное количество плазмы.
Количество плазмы, оставшейся в промежутке к моменту пере-
хода тока через нуль, зависит от амплитуды отключаемого тока 1т
и от условий воздействия на дугу среды, в которой она горит.
При большей амплитуде отключаемого тока скорость его измене-
ния при подходе к нулю dildtt=^ = <о/то выше, поэтому к моменту
перехода тока дуги через нуль в промежутке останется большее
количество плазмы, сохранится большая проводимость и, следо-
вательно, большая вероятность возобновления дуги в следующий
полупериод.
При слабом воздействии на дугу среды, в которой она горит,
например при горении дуги в спокойном воздухе, наблюдается
относительно плавное изменение температуры дуги и значи-
тельное отставание момента минимальной температуры от момента
нуля тока (рис. 2-9), т. е. такая дуга обладает большой тепловой
Без дутья eki -С Воздушным дутьем '
Рис. 2-9. Изменение температуры газа в средней части ствола дуги переменного
тока в зависимости от внешних воздействий (длина дуги 10 мм, действующее
значение тока 25 А, продольное воздушное дутье со скоростью 2 м/с)
51
Рис. 2-10. Изменение напряжения дуги в процессе ее гашения
инерцией. Кривая напряжения на дуге по форме незначительно
отличается от кривой тока.
При сильном воздействии на дугу, например в случае горения
дуги в воздушном потоке, температура дуги и ее диаметр почти
синхронно следуют за изменением тока. К моменту перехода тока
через нуль температура дуги существенно уменьшается, а дуга
представляет собой очень тонкую нить, способную разрушиться
за весьма короткий промежуток времени. Кривая напряжения
в этом случае принципиально отличается от кривой тока. В конце
каждого полупериода тока, при подходе его к нулю, напряжение
на дуге возрастает и достигает максимального значения, называе-
мого напряжением гашения дуги
(рис. 2-10); затем напряжение на дуге очень быстро прибли-
жается к нулю и в начале следующего периода тока быстро воз-
растает, изменив полярность (если дуга не погасла), до максималь-
ного значения, называемого напряжением зажига-
ния Г/аа;к. После этого напряжение уменьшается до какого-то
минимального значения, а затем снова начинает увеличиваться
и к концу полупериода тока достигает напряжения гашения. Однако
это напряжение больше напряжения гашения, которое было
в предыдущий полу период, так как за этот полу пер иод расстоя-
ние между контактами увеличилось. Такой процесс изменения
напряжения на дуге повторяется
в последующие моменты прохож-
дения тока через нуль, пока не
произойдет гашение дуги.
Перед переходом тока через
нуль (рис. 2-11) его уменьшение
происходит быстрее, чем по си-
нусоидальному закону; непосред-
ственно после перехода через
нуль ток возрастает сначала мед-
ленно, а затем быстрее. Таким
образом, возникает некоторый
Рис. 2-11. Переход тока через нуль и вос-
становление напряжения на дуговом про-
межутке
52
промежуток времени, в продолжение которого ток близок
к нулю, — так называемая пауза тока. Пауза тока при
разрыве высокоиндуктивной цепи составляет примерно 10*4 с,
а при малоиндуктивной цепи она существенно больше. Переходы
тока через нуль создают благоприятные условия для гашения
дуги. Процессу гашения дуги при переходе тока через нуль
способствует и то, что электромагнитная энергия, запасенная
в цепи, в этот момент равна нулю. Вопрос об окончательном га-
шении дуги решается в короткое время после перехода тока через
нуль в ходе соревнования двух быстропротекающих процессов:
нарастания напряжения на дуговом промежутке нвс и нарастания
условной электрической прочности последнего нэ,п.
Если не учитывать взаимодействия между выключателем и
сетью и наоборот, то первый процесс — изменения напряжения
на дуговом промежутке — определяется параметрами цепи, в ко-
торой установлен выключатель.
Дуга в вакууме существенно отличается от дуги высокого дав-
ления тем, что является дугой, горящей в парах металла электро-
дов. При размыкании контактов и разрушении металлического
мостика между ними образуется облако паров металлов электро-
дов, создающее первичную среду, в которой загорается дуга.
В дальнейшем процесс горения дуги поддерживается поступле-
нием паров металлов в межэлектродный промежуток с катодного
и анодного пятен. Характерной особенностью дуги в вакууме
является то, что дуга сама воспроизводит среду, в которой горит.
Дуга вакуума может существовать в двух разновидностях: рас-
сеянной (диффузной) дуги и сжатой (концентрированной
или контрагированной). Обычно при токах до 8000—10 000 А
дуга горит в рассеянном виде, а при больших токах — в сжатом
виде. Переход от одной разновидности дуги к другой определяется
конфигурацией, размерами н материалом электродов и скоростью
изменения тока.
Рассеянная дуга в вакууме, горящая между двумя дисковыми
электродами, представляет собой множество параллельных дуг,
по каждой из которых в зависимости от материала электродов
проходят токи от нескольких ампер до сотен ампер. Каждая дуга
имеет на отрицательном электроде свое, ярко светящееся катодное
пятно. Катодные пятна непрерывно движутся по поверхности
электродов со скоростями, доходящими до 10 м/с. При отсутствии
внешнего магнитного поля катодные пятна отталкиваются одно
от другого, хаотично перемещаясь по поверхности электрода
и стремясь распространиться на всю его поверхность или на боль-
шую ее часть. При внешнем магнитном поле катодные пятна со-
вершают обратное перемещение, двигаясь в направлении, противо-
положном тому, какое должно было бы иметь место в соответ-
ствии с законом об электромагнитном воздействии проводников
с током (закон Ампера). Такое перемещение катодных пятен,
а следовательно, и отдельных дуг происходит несмотря на то, что
53
отдельные дуги притягиваются друг к другу под действием элек-
тродинамических сил (как параллельные проводники с токами
одного направления).
Непосредственно у катодного пятна расположена зона, в ко-
торой из-за большой плотности тока пары металла электрода
находятся под значительным давлением. В этой зоне происходит
наиболее интенсивная ионизация паров металла, которые под
воздействием высокого давления образуют поток плазмы, выбра-
сываемый из этой зоны в направлении к аноду в виде расходя-
щегося плазменного ствола дуги. Скорость этих потоков зависит
от материала электрода; так, например, при медных электродах
скорость движения потоков плазмы достигает 10® см/с. Количе-
ство металла, выносимое потоками плазмы с электрода, зависит от
материала электрода и составляет для меди 80 мкг/Кл, а для
серебра 35 мкг/Кл.
Плотность тока на катодном пятне колеблется в пределах от
106 до 108 А/см2. Она зависит от тока и длительности горения
дуги и с увеличением последних уменьшается. Вследствие бы-
строго перемещения опорных пятен дуги повреждение электродов
незначительно. В рассеянной дуге происходит деление и исчезно-
вение отдельных катодных пятен.
Ствол в вакуумной дуге не имеет такого четко выраженного
очертания, как в дуге высокого давления. Поэтому правильнее
пользоваться термином «зона плазмы» в вакуумной дуге, а не тер-
мином «ствол дуги». Можно предположить, что эта зона имеет
форму конуса, вершиной которого является катодное пятно,
а основанием анодное пягно. Проводимость зоны плазмы создается
электронами, вырывающимися из катодного пятна и движущимися
к аноду со скоростью порядка 10s см/с В зоне катодного пятна
образуются и положительные ионы, которые под действием им-
пульса силы, полученного ими в этой зоне, попадают в зону
плазмы, движутся к аноду вместе с электронами и нейтрализуют
их заряд вплоть до поверхности анода. Поэтому градиент напря-
жения в зоне плазмы рассеянной дуги при небольших токах
близок к нулю.
Плотность тока в анодном пятне составляет 103—5 104 А/см2,
а температура пятна несколько превосходит температуру кипения
материала анода. Анодное пятно имеет вид пятна ограниченной
яркости (рассеянное свечение). Скорость перемещения анодного
пятна существенно меньше, чем катодного пятна.
Сжатая дуга. При постепенном увеличении тока в вакуумной
дуге число катодных пятен, а следовательно, и дуговых каналов
будет все время возрастать по мере деления катодных пятен надвое.
Увеличение тока сверх определенного для каждого металла зна-
чения изменяет характер дуги. Ее свечение становится более
ярким, отдельные дуги исчезают, и вместо иих возникает одна
мощная дуга с одним катодным пятном, перемещающаяся в пря-
мом направлении под действием электродинамических сил и назы-
54
ваемая сжатой Дугой. Скорость катодного пятна сжатой дуги
меньше скорости катодных пятен рассеянной дуги, что приводит
к существенному увеличению теплового воздействия дуги на элек-
троды. Поэтому в области около опорных пятен дуги может быть
достигнута температура, равная температуре кипения металла
электродов или несколько превосходящая ее. Это приводит к об-
разованию значительного количества паров металла в дуговом
промежутке.
Гашение дуги в вакууме. По мере уменьшения отключаемого
тока в рассеянной дуге сокращается число электродных пятен,
из которых выбрасываются потоки плазмы, и к подходу тока
к нулю действующим останется только одно пятно. Гашение дуги
определяется плотностью паров металла в дуговом промежутке.
Поскольку пары металла выделяются из сильно нагретых пятен
на поверхности электродов, то уменьшение интенсивности этих
паров зависит от скорости охлаждения нагретых пятен. Последняя
характеризуется постоянной времени. В рассеянной дуге площадь
катодного пятна очень небольшая (порядка КН мм2) и постоянная
времени такого пятна меньше 1 мкс. У сильно нагретого катод-
ного пятна сжатой дуги постоянная времени составляет вели-
чину от нескольких сотен микросекунд до нескольких милли-
секунд.
Таким образом, гашение рассеянной дуги оказывается значи-
тельно более легким, чем сжатой дуги, так как в последнем случае
контакты продолжают эм'йтировать пары металла в дуговой про-
межуток.
Картина изменения тока и напряжения на дуговом проме-
жутке при отключении индуктивной цепи иебыстродействующим
выключателем показана на рис. 2-10 и 2-11. В некоторый момент
времени t = 0 контакты выключателя стали расходиться. Между
ними возникла дуга. Напряжение на дуге по мере расхождения
контактов увеличивается. Вследствие интенсивного воздействия
на дугу дугогасительной среды в камере Вк при каждом переходе
тока через нуль имеют место попытки гашения дуги: идет сорев-
нование процессов восстановления напряжения иБС на дуговом
промежутке и его условной электрической прочности «э.п. На-
конец при очередном (в данном случае третьем) переходе тока
через нуль дуга гаснет и на дуговом промежутке восстанавливается
напряжение источника питания По- Но поскольку контакты вы-
ключателя шунтированы некоторой емкостью С, заряжаемой
через индуктивность L, процесс восстановления напряжения на
контактах носит колебательный характер. Более подробно этот
процесс показан на рнс. 2-11. При гш ~ оо незадолго до перехода
тока через нуль имеет место резкий подъем напряжения — пик
гашения Uran} и перезаряд емкости С. Вследствие этого ток /д,
протекающий через дуговой промежуток и равный
iд — i — h — i — С du.idt,
55
из-за ответвления тока 1Л в емкость С будет изменяться не по си-
нусоиде, а более быстро, что несколько облегчает условия гаше-
ния дуги, поскольку энергия, выделяющаяся в промежутке,
в преднулевой период уменьшается.
После перехода тока через нуль напряжение на контактах
выключателя (а следовательно, и на емкости С) стремится восста-
новиться до мгновенного значения £70. Процесс этот при неблаго-
приятных для выключателя условиях — колебательный. Частота
колебаний и скорость нарастания восстанавливающегося напря-
жения определяются параметрами цепи. В некоторых случаях
после перехода тока через нуль в дуговом промежутке протекает
остаточный ток Zoct. Он определяется мгновенными значениями
остаточной проводимости и восстанавливающегося напряжения,
причем остаточная проводимость может оказывать некоторое влия-
ние на характер процесса восстановления напряжения.
В случае успешного гашения дуги остаточный ток быстро зату-
хает вследствие исчезновения проводимости дугового промежутка
и последний приобретает необходимую электрическую прочность.
Этот успешный исход, когда после перехода тока через нуль
электрическая прочность промежутка нарастает быстрее и остается
все время большей, чем восстанавливающееся напряжение на
контактах выключателя, изображен на рис. 2-11 кривой &э. п.
В случае недостаточно быстрого нарастания электрической проч-
ности дугового промежутка (штриховая кривая н?.. п) происходит
повторное зажигание и дуга будет гореть, по крайней мере, весь
следующий полупериод.
Таким образом, при рассмотрении гашения дуги переменного
тока необходимо дать количественную оценку процессу восстанов-
ления напряжения на контактах выключателя и процессу нараста-
ния восстанавливающейся прочности дугового промежутка.
2-2. ПРОЦЕССЫ ВОССТАНОВЛЕНИЯ НАПРЯЖЕНИЯ
НА КОНТАКТАХ ВЫКЛЮЧАТЕЛЯ ПРИ ОТКЛЮЧЕНИИ
ЦЕПЕЙ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
Восстановление напряжения. Перед погасанием дуги напря-
жение между контактами выключателя А н В (рнс. 2-11) равно
напряжению гашения дуги б/гаш, которое, как уже указывалось,
во много раз меньше номинального напряжения Вк. При пере-
ходе тока через нуль дуга гаснет и сопротивление дугового про-
межутка быстро увеличивается (общий ток Z, проходящий в цепи
во время восстановления напряжения между контактами А и Б,
разветвляется на токи Ц и /2). После перехода тока через нуль
на промежутке А—Б стремится восстановиться напряжение,
обусловленное конфигурацией и параметрами цепи (R, L, С)
и постоянными выключателя (сопротивлением его шунтирующих
резисторов, остаточной проводимостью ствола дуги и емкостями).
Это напряжение называется действительным пере-
56
х о д н ы м восстанавливающимся (или просто вос-
станавливающимся) напряжением. Процесс изменения этого на-
пряжения во времени называется восстановлением напряжения
на контактах Вк. Действительное переходное восстанавливающееся
напряжение является суммой напряжения промышленной ча-
стоты в момент перехода тока через нуль и колебаний напряже-
ния, возникающих в цепи при разряде емкости С.
После прохождения тока через нуль на дуговом промежутке Л—
Б стремится восстановиться напряжение промышленной частоты цвз
(действующее значение напряжения промышленной частоты в мо-
мент перехода тока через нуль), называемое в о з в р а щ а -
ю щ и м с я напряжением. Оно не может мгновенно устано-
виться, так как этому препятствует индуктивность и емкость
цепи. Изменение возвращающегося напряжения п83 от нуля
до максимума происходит за четверть периода частоты 50 Гц, т. е.
за 0,005 с или за 5000 мкс. Колебания напряжения, обусловлен-
ные параметрами цепи (R, L и С), достигают своей наибольшей
амплитуды за несколько десятков микросекунд. Это позволяет
считать пвз неизменным в продолжение всего переходного процесса
восстановления напряжения, равным его значению в момент
прохождения тока через нуль, а именно
^вз = 1^2 (7Н. р. фДп. sin ф, (2-4)
где ф — фазовый един г между током и напряжением,... °; t/H. р. ф —
действующее значение наибольшего рабочего фазного напряже-
ния, кВ; — коэффициент, характеризующий условия гаше-
ния первым отключающим полюсом.
При чисто реактивном сопротивлении цепи угол ф близок
к 90° и, следовательно, нвз определяется амплитудой наибольшего
рабочего напряжения (фазного или линейного). При значитель-
ном активном сопротивлении в цепи ф < 90°. Поэтому нвз меньше
амплитуды наибольшего рабочего напряжения цепи.
Коэффициент /Сп.г представляет собой отношение возвраща-
ющегося напряжения полюса, первым гасящего дугу при отклю-
чении трехфазного к. з., к амплитуде фазного наибольшего ра-
бочего напряжения. Он зависит от рода к. з. (однофазное, двух-
фазное, трехфазное), состояния нейтрали системы (заземлена
или нет), места к. з., возможности двойных к. з. и работы Вк
в условиях противофазы напряжений в системе.
В трехфазных системах зависит от вида к. з. [При трех-
фазном к. з. дуга не гаснет одновременно во всех полюсах из-за
сдвига токов по фазе на 120°. Вначале дуга гаснет в одном из
полюсов, после чего отключается двухфазное к. з. (в системах
с изолированной нейтралью) или два однофазных к. з. (в системах
с заземленной нейтралью). Самое большое возвращающееся на-
пряжение прикладывается к полюсу В к, который первым начи-
57
нает гасить дугу. Для Вк до 35 кВ включительно /(п. г = 1,5,
а на НО кВ и выше Ка. г = 1,3.
Высокочастотное напряжение, появляющееся на контактах Вк
после погасания дуги, называется собственным пере-
ходным восстанавливающимся напряжением
(ПВН) в точке цепи (сети), в которой находится выключатель.
Оно характеризует воздействие цепи на Вк и определяется только
постоянными цепи (/?, £, С). Такой процесс проявляется на кон-
тактах идеального выключателя, т. е. Вк, в котором нет шунти-
рующих резисторов и не имеется остаточной проводимости ствола
дуги после перехода тока через нуль.
Собственное ПВН характеризуется: а) частотой собственных
колебаний цепи (в герцах) f0 — 1 /[2л ----Г (т-)2]
или скоростью нарастания восстанавливающегося напряжения
(СВН), б) максимальным возвращающимся напряжением, в) по-
стоянной затухания цепи а, т. е. отношением Rl(2L). Форма
волны ПВН зависит от конфигурации цепи. Длительность восста-
новления собственного ПВН составляет величину от нескольких
микросекунд до нескольких десятков микросекунд.
Жесткость ПВН, определяемая сочетанием параметров цепи Д,
£ и С, характеризуется коэффициентом превышения амплитуды /(а
и характером изменения ПВН при его нарастании от нуля до
максимального значения.
Коэффициент превышения амплитуды /(а = пвс. м/(Кп. г X
X > 2,3 t/H. р) представляет собой отношение максимального
восстанавливающегося напряжения пвс. м (первый пик) к мак-
симальному возвращающемуся напряжению в момент нуля тока
и может быть определен выражением
Ка = 1 Ч-ехр {— \RlL + 1/(Сгш)]-4/4.
Изменение ПВН может происходить с одной, двумя или не-
сколькими частотами.
Одночастотный процесс восстановления напряжения (см.
рис. 2-11) имеет место в цепи с сосредоточенными параметрами Я,
£ и С. Сопротивление цепи R (в омах) соответствует активному
сопротивлению проводов и обмоток аппаратов, трансформаторов
н машин, находящихся в цепи при восстановлении напряжения;
£ (в генри) и С (в фарадах) — соответственно эквивалентные
индуктивность и емкость цепи. Кроме параметров R, L и С в цепи
имеется еопротивлеиие г1П (остаточное сопротивление дуги, сопро-
тивление делителей напряжения и шунтирующих резисторов),
подключенное параллельно дуговому промежутку Вк. После
перехода тока через нуль на дуговом промежутке будет иметь
место переходный режим, при котором в каждый момент времени
напряжение на дуговом промежутке ивс равно напряжению на
58
емкости С и сопротивлении гт. Изменение напряжения ивс во
времени описывается системой уравнений
«вс — j lidt —
О
i
i “ t'i 4~ C-
(2-5)
В зависимости от соотношения между параметрами цепи Rt
г1П, L и С процесс восстановления напряжения может быть либо
периодическим колебательным (пвс к) либо апериодическим
(нво. я) Зависимости пвс. к и цвс.а от времени, полученные
решением уравнения (2-5), будут
и№
«вс. к
у sin сок£ — cos eV
)]=
(2-6)
Г1 Ч-еаг ( —
L ’ \ «к
«вс. а = <43 {1 + 0,5а- у - 1) - е~^ (-^ t + 1) ]},
(2-7)
где а = —— ~7„/; ) — коэффициент затухания; у =
= 1 — ^r^Rlir^R 4- L!C)\ i] = 1 т R/Гщ', °о = l/f^LC — собст-
1i / R , i \2
венная угловая частота цепи; <ок = у -----4чг\Т~~*~ ' г с~) *
л f 1 / R 1 \2 соК . ,.
|/ “^(.т + т^с")---------и Ь)а вещественны; UB3 —
амплитуда возвращающегося напряжения, кВ.
Граница перехода колебательного процесса восстановления
напряжения в апериодический определяется из условия сок = 0,
т. е. при озо = -—т= (-т- 4---yr). Если сопротивление цепи
2 J/ ii ' тшС •
R = 0t то отвечающее этому условию критическое сопротивле-
ние ШР будет гш. кр = 0,5 j/ £/(t]C). Если же сопротивление ШР
отличается от критического, то критическое сопротивление кон-
тура R будет RKp = 2 Уi\L!C. При заданном сопротивлении
цепи R сопротивление гщ. кр = 1/(2С>^ч]о>0 — RLIC}. Следова-
тельно, переход колебательного ПВН в апериодическое можно
осуществить выбором соответствующих значений R и гщ.
Для иллюстрации влияния гш на характер ПВН на рис. 2-12
построены кривые кратности восстанавливающегося напряже-
ния ивс по отношению к действующему значению наибольшего
рабочего фазного напряжения £/н.р.ф для одного конкретного
случая: к. з. со стороны обмотки трансформатора 110 кВ при
/ = 9,2 кА; С = 5,43-10~® Ф; L = 0,031 Гн; R = 854 Ом и зна-
59
Рис. 2-12. Кратность восстанавли-
вающегося напряжения при к. з. ва
трансформатором в вависимости от
гш « времени t
Рис. 2-13. Способы определения
СВН на отключающем промежутке
чениях г1П от бесконечности до 500 Ом. При гш = гш. кр =
= 1000 Ом колебательный процесс переходит в апериодический.
Начальная СВН (т. е. при I = 0) для колебательного и аперио-
дического процессов будет одной и той же, а именно
— и а — Н — и Rr'* — col ——151
at - wB8a w I) — wB3 (R + L _ co/mR +
где lm — амплитуда тока отключения, A; co — угловая промыш-
ленная частота.
Изменение ПВН при переходе от цвс. к к пве. а, т. е. при
критическом режиме, определяется по формуле
щ>с. кр — Uds П -Г* 1^хр (схкрО! (^крТкр^ 01- (2-8)
Значения схкр и укр получаются при подстановке гш. кр
в выражения для а и у, приведенные выше.
СВН соответственно при колебательном и апериодическом
режимах будет
[ ('-•’« + -7^-) Sin wj. + а (у — 1) cos и,/ ] ;
= 0,517^ [ (ох, + _ е-“.') +
+ «(?-
(2-9)
Средняя скорость восстановления напряжения (в В/мкс)
в одночастотном кош уре определяется за четверть периода или за
60
Рис. 2-14. Двухчастотный процесс восстановления напряжения
1 — результирующее напряжение; 2 и 8 — напряжения в первом и втором контурах со«
ответственно
полупериод собственных колебаний цепи Tfl (рис. 2-13). В первом
случае, т. е. при 0,25То,
Во втором случае, т. е. при 0,5То, кроме того, учитывается
и затухание амплитуды £7ВС (в кВ/мкс);
(^wbc У _ ^а^вз_____ гцг fir lfi-6
Из рассмотрения формул (2-5)—(2-8) можно установить влия-
ние параметров цепи Д гф £ и С. Емкость С заряжается через
индуктивность L и сопротивление Я, которое демпфирует процесс
изменения ПВН, поглощая часть энергии. Чем больше емкость С,
тем меньше в данный момент времени напряжение на дуговом
промежутке, т. е. чем больше С, тем меньше СВН. Сопротивле-
ние /-щ и остаточное сопротивление ствола дуги гд как бы частично
разряжают емкость С на себя и тем самым снижают СВН. Это
снижение СВН увеличивается с уменьшением гш (или гд). Индук-
тивность L, с одной стороны, замедляет заряд емкости С и сни-
жает СВН, а с другой — ее увеличение приводит к росту фазо-
вого сдвига между током и напряжением <р и, следовательно,
к росту пвс.
Двухчастотный процесс восстановления напряжения имеет
место при к. з., происходящем в цепи с несколькими индуктив-
ностями и емкостями (рис. 2-14). При восстановлении напряже-
ния на Вк возникают два колебательных процесса, обусловленные
постоянными контуров / (Lu Clf Ki) и II (L2t Cz, R2) с угловыми
частотами w01 = l/y^ EjCj и <oo2 = 1/jAL2C2, Результирующее
ПВН, равное сумме напряжений двух колебательных процессов,
будет
&ес = 1 —* -г ~т~у coso)01Z — -у—— е®2’'cos \,
\ ‘-'1 “Г *-’2 jLj -j- jL.g }
где cq = —/?!/(2£1); а2 = ~^VC^2); 7?х и /?2 — активные сопро-
тивления контуров I и II (т. е. сопротивления обмоток и соеди-
6J
Рис. 2-15- Изменение восстанавливающегося напряжения и восстанавливаю-
щейся прочности дугового промежутка при отключении н. к. з.
нительных шин при соответствующих частотах, вызывающие
затухание колебаний в этих контурах, но практически не влия-
ющие на частоты оС1 и ю02).
Средняя начальная СВН (в В/мкс), получаемая как сумма
скоростей в отдельных контурах, будет
= 4 ,0'6-
Если собственные частоты контуров I и П различаются не-
существенно, то суммирование процессов восстановления напря-
жения производить нельзя, так как ток одного контура проникает
в другой и делает контуры связанными.
При восстановлении напряжения на контактах Вк (рис. 2-14)
во время отключения к. з. непосредственно за выключателем
(т. е. на контакте Б со стороны линии) Я2 = 0, Lz == 0, С2 = 0
и процесс изменения ПВН н СВН будет происходить, как в одно-
частотном контуре, т. е. описываться формулами (2-6)—(2-8).
Восстановление напряжения на контактах Вк (рис. 2-15) при
отключении неудаленных коротких замыканий (н. к. з.), т. е.
коротких замыканий на воздушной линии при сравнительно не-
большом удалении от Вк (/ = 2-=-6 км). В этом случае обычно
создается особо тяжелый режим работы Вк, так как получается
сочетание высокой начальной СВН с большим током отключения.
При токе к. з. амплитуда напряжения источника питания Uo
уравновешивается амплитудными значениями падений напряжений
со стороны источника питания ни и со стороны линии ил. До
момента перехода тока через нуль контакты А н Б имеют один
и тот же потенциал пл, равный амплитуде падения напряжения
на линии:
/coLg » j/^2- ItdLzl,
где / —действующее значения тока к. з., А; со = 2л/н0М — угло-
вая частота, с"1; /НОм — промышленная частота источника, Гц;
Ц— индуктивность 1 км линии на промышленной частоте, Гн;
I—длина линии, км; С2 — индуктивность линии, Гн.
62
После гашения дуги потенциалы на контактах А и Б начи-
нают изменяться. Потенциал контакта А будет повышаться от ил
до Uo в соответствии с уравнением
г/д — {Uq ил) 1 1L ~। £ at cos -j- ил,
где Uo — напряжение источника питания, кВ; а —- Бг —
индуктивность при частоте /ном> Гн; А —демпфирующее сопро-
тивление, Ом; соо = 1/у/LtC — собственная угловая частота кон-
тура источника питания.
Напряжение на контакте Б при отключении к. з. на воздуш-
ной линии будет снижаться от ил до нуля в процессе прохожде-
ния прямых и отраженных волн вдоль участка линии I. По-
скольку I мало, то за интересующий нас отрезок времени волна
успевает совершить несколько пробегов по участку линии. В ре-
зультате этого напряжение на контакте Б будет иметь вид зату-
хающих колебаний треугольной (пилообразной) формы.
Время одного цикла перезаряда участка линии I при собствен-
ных колебаниях соо будет Тй — 4l/v, где v = 300 000 км/с — ско-
рость распространения электромагнитной волны. За время Т0/2
напряжение на контакте Б, если пренебречь затуханием колеба-
ний, изменится от +нл до —ип. Если допустить далее, что напря-
жение на контакте А за время То/2 не успевает измениться, т. е.
остается практически равным ил, то напряжение на промежутке
между контактами Вк, равное разности потенциалов контактов А
и В, спустя время Ть12, равное половине цикла перезаряда линии,
достигнет значения первого пика ПВН, представляющего наиболь-
шую опасность для Вк,
Пвс, м — (иа\ иб)(—То/2 ~ 2нл — 21/ 2 leyL^l.
В промежутке времени 0 < t < То/2 СВН (В/мкс) будет
dt
2|/2
7'0/2
1/2”
Скорость движения электромагнитной волны по линии v =
= l/j/YzG» где Ц и Сг — индуктивность и емкость единицы
длины линии. Тогда СВН
duac/dt = 1/2~ Ao/GG-10~6 = /Г AozB- 106,
где гв = 1/L2/C2 — волновое сопротивление линии, принимаемое
при расчетах равным 450 Ом.
На рис. 2-15 схематически изображен процесс нарастания
условной восстанавливающейся электрической прочности дугового
промежутка пэ.п и восстанавливающегося напряжения пвс для
I — 1; 3 и 6 км. По мере удаления места к. з. от выключателя
частота колебаний ПВН уменьшается, а первый пик его увели-
чивается. С удалением места к. з. восстанавливающаяся проч-
63
ность увеличивается вследствие уменьшения тока к. з. и ускоре-
ния тем самым процессов деионизации дугового промежутка.
При I = 1 км мцС тоже увеличивается, однако размах этих коле-
баний мал. Восстанавливающаяся прочность промежутка щ. п
остается больше нвс, и дуга гаснет. При дальнейшем увеличении
расстояния I (до 3 км) пвс становится больше цэ,п и, следова-
тельно, происходит зажигание дуги. Если I ~ 6 км, то хотя пик
нвс и стал больше, зато значительно ускорилось нарастание иэ. п
и повторного зажигания дуги не произойдет.
Эффективным средством повышения отключающей способ-
ности при чрезмерно высоких начальных скоростях восстанавли-
вающегося напряжения является присоединение шунтирующей
емкости в несколько тысяч пикофарад к линейной стороне выклю-
чателя. В этом случае мвс вместо пилообразной формы приобретает
вид кривой 1 — cos с//, начальное значение diinc'dt существенно
снижается и условия работы выключателя облегчаются.
Восстановление напряжения ва контактах Вк при наличии
в сети длинных линий (в несколько десятков или сотен киломе-
тров). В этом случае можно пренебречь отражением волн от
места к. з. вследствие того, что время возврата отраженных волн
к месту установки Вк может составить несколько сотен микро-
секунд, в течение которых термодинамические процессы в дуговом
промежутке Вк уже полностью закончатся. Некоторое повышение
напряжения на контактах Вк вследствие подхода отраженных
волн к этому времени уже ие может существенно повлиять на
процесс отключения.
Процесс изменения ПВН следует рассмотреть для двух случаев:
а) к. з. произошло в конце длинной линии, присоединенной
к Вк; других линий к шинам подстанции ие подключено; б) к. з.
произошло за Вк на линии, а параллельно этой линии к шинам
подстанции присоединена еще одна или несколько линий.
Если к. з. происходит в конце длинной линии, на расстоянии I
от Вк (рис. 2-16), то начальное напряжение промышленной частоты
1/0 уравновешивается падением напряжения ик на индуктивном
сопротивлении (до выключателя) и ип на индуктивном со-
противлении (о£2 участка линии I (за выключателем). Эти падения
напряжения, если пренебречь сопротивлением и емкостным током
по сравнению с током к. з., будут
Пи = UЕ2) и un /7оЕ2/(Е* -|- E2).
Начальное падение напряжения при /к s будет ип =
«= у/"2/к. ^Lzl. Вследствие волновых процессов потенциал, оста-
ющийся на линии после перехода тока через нуль, начинает сни-
жаться. Снижение потенциала во времени в каждой точке участка
линии I будет происходить по прямой. Время, в течение которого
он станет равным нулю, /2 = Z/o, где 300000 км/с —скорость
распространения электромагнитной волны по воздушной линии.
64
Рис. 2-16. Изменение ПВН на
Вк при к. з. в конце длинной
линии
Рис. 2-17. Изменение ПВН при
к. з. за выключателем, но при
наличии параллельных линий
Потенциал на контакте Б со стороны линии изменяется во
времени по закону
иБ = (1 — ^//).
Потенциал на контакте А (со стороны источника питания),
если предположить обычную одночастотную кривую, будет повы-
шаться от ил до С70 по закону
«а = «л + <4 г V f - (l~eat cos uot).
‘-'l I
Результирующее ПВН на контактах Вк будет (кривая ивс
на рис. 2-16)
«вс = UA— COS + Untvll.
Средняя СВН (В/мкс) на контактах Вк за х/4 периода собствен-
ной частоты колебаний напряжения со стороны линии будет
dunjdt ~ (4fojUu + unvll) • IO-6.
Если же к шинам отключаемой линии присоединена одна нлн
несколько линий, то их волновое сопротивление будет в п раз
меньше (zn = г/п). В процессах восстановления напряжения
волновое сопротивление ведет себя так же, как и активное сопро-
тивление, включенное параллельно выключателю (рис. 2-17).
Уже при одной линии (п — I), включенной параллельно выклю-
чателю, а тем более при п > 1 имеет место неравенство
1/(LC) < 1 (4zX2),
т. е. процесс восстановления напряжения будет апериодическим.
При длине линий I 50 км длина двойного пробега получится
больше 100 км, а время пробега составит /пр ^2/М = 2-50х
X 10с/300 ООО ж 330 мкс. Это то время, за которое отраженная
волна может подойти к выключателю и повысить напряжение на
3 П/р Б. В. Афанасьева 65
между контактом промежутке, как показано на рис. 2-17. Однако,
если длина линии достаточно велика, более 30—50 км, это повы-
шение напряжения на промежутке выключателя произойдет уже
тогда, когда его электрическая прочность практически восста-
новится до уровня холодной прочности (см. следующий параграф).
Следует отметить, что во всех случаях, когда короткое замы-
кание происходит не на зажимах выключателя, а на удалении
от него, ток отключения уменьшается из-за увеличения индуктив-
ного сопротивления иа величину сопротивления уча-
стка линии между Вк и местом к. з.
2-3. ВОССТАНОВЛЕНИЕ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ПРОЧНОСТИ
ДУГОВОГО ПРОМЕЖУТКА ПОСЛЕ ПРОХОЖДЕНИЯ ТОКА
ЧЕРЕЗ НУЛЬ
Этот процесс определяется конструкцией выключателя и его
главного элемента — дугогасительного устройства, свойствами
среды, используемой для гашения дуги, и т. д.
Типичная конструкция такого устройства с двухсторонним
газовым дутьем показана на рис. 2-18. Пространство перед входом
в сопла заполнено газом высокого давления р0. Выхлоп каждого
сопла 3 сообщается с областью низкого давления. Вследствие раз-
ности давлений возникает газовый поток, направленный симме-
трично в обе стороны. Опорные точки дуги /, возникающей при
разведении сопл (контактов), смещаются потоком газа в полость
сопла. Высокая температура ствола дуги обусловливает его боль-
шую проводимость, весьма малую плотность плазмы в нем и, сле-
довательно, высокую ее скорость, достигающую многих тысяч
метров в секунду. Из-за разности скоростей плазмы дуги и холод-
ного газа на границе раздела возникает турбулентность. Вслед-
ствие того что часть энергии, излучаемой дугой, поглощается
холодным газом, окружающим дугу, вокруг нее образуется погра-
ничный газовый слой 2. Этот слой и турбулентность оказывают
существенное влияние на процесс гашения дуги.
Для успешного гашения электрической дуги необходимо, чтобы
после перехода тока через нуль восстанавливающаяся электриче-
ская прочность промежутка росла быстрее и была все время выше
восстанавливающегося напряжения. Для этого необходимо пре-
вратить дуговой промежуток из проводящего в непроводящий
путем быстрого снижения температуры ствола дуги (со скоростью
порядка 109 К/с) в околонулевой
области. Непроводящее состояние
газа, в котором горела дуга, насту-
пит тогда, когда число электронов
в единице объема остаточной плаз-
мы снизится при мерно до 109 1/см8.
Рис. 2-18. Схема охлаждения дуги
66
Электрическая прочность промежутка, восстанавливающаяся
после перехода тока через нуль, определяется процессами распада
плазмы, содержащейся в стволе дуги. Эти процессы начинаются
еще до перехода тока через нуль. Их интенсивность определяется
степенью воздействия среды на ствол дуги. Именно от степени
воздействия гасящей среды на дугу до перехода тока через нуль
зависит количество плазмы, остающейся в промежутке к этому
моменту. От количества же оставшейся плазмы существенным
образом зависит скорость исчезновения проводимости после пере-
хода тока через нуль, т. е. восстановление электрической проч-
ности промежутка.
Процесс отключения цепи условно можно разделить на три
этапа. Первый этап — протекание через дуговой промежуток
большого тока, близкого к амплитуде /то. При этом сопротивление
ствола дуги и напряжение на нем малы. Ток определяется исклю-
чительно напряжением сети. Дуга заполняет значительную
часть сопла, и контакты (сопло) подвергаются наиболее интенсив-
ному разрушающему воздействию со стороны дуги. Воздействие
потока газа на дугу не особенно эффективно. Второй этап — актив-
ное взаимодействие потока газа с дугой — начинается незадолго
до перехода тока через нуль и заканчивается очень быстро после
перехода. Незадолго до перехода тока через нуль сопротивление
дугового промежутка может оказаться настолько большим, что
сеть будет определять не ток в дуге, а напряжение на дуговом
промежутке. Третий этап наступает после прохождения тока
через нуль. Произойдет ли при этом погасание дуги или ее повтор-
ное зажигание, зависит от баланса энергии в стволе дуги в тече-
ние рассматриваемого этапа, длительность которого иногда огра-
ничивается несколькими микросекундами.
При установившемся режиме горения дуги мощность, подво-
димая к стволу дуги, полностью отводится в окружающее про-
странство теплопроводностью, турбулентной конвекцией и излу-
чением. Таким образом, энергетический баланс дуги для устано-
вившегося режима выражается равенством Е/ — No = 0, где 7V0 —
мощность, отводимая от единицы длины ствола дуги.
В неустановившемся режиме при возрастании переменного
тока энтальпия Q в единице длины ствола дуги увеличивается,
а при снижении тока от амплитудного значения — уменьшается,
т. е. dQ/dt — EJ — No. Энтальпия Q включает в себя тепловую
энергию, энергию возбуждения, ионизации и диссоциации газа.
В ряде выключателей гашение дуги происходит в интенсивном
потоке газа, в котором рассеяние энергии осуществляется всеми
видами теплоотвода, причем количественно определить роль каж-
дого из них, как правило, не представляется возможным. Отчасти
это связано со взаимодействием между различными процессами.
Сильный поток газа будет, например, влиять на давление в дуге,
а следовательно, и на потери энергии на излучение. Поток газа
оказывает влияние на форму ствола дуги, а значит, и на распре-
3* 67
деление в нем температуры, с которой связано рассеяние энергии
за счет теплопроводности.
Теоретический анализ, который в общем случае позволял бы
определять влияние того или иного вида рассеяния энергии, свя-
зан с большими трудностями. Пока не представляется возможным
достаточно надежно рассчитать дугогасигельную способность
выключателей. Поэтому окончательные размеры ДУ выбираются
на основании экспериментов.
Для описания динамики дуги вводят различные упрощения,
позволяющие составить дифференциальные уравнения, определя-
ющие динамические характеристики дуги переменного тока. Ниже
приведены модели дуги, предложенные различными авторами.
Модель дуги О. Майра. Ствол дуги имеет цилиндрическую
форму с постоянным радиусом га. Отвод теплоты от ствола дуги
происходит только теплопроводностью с его боковой поверхности.
Отвод теплоты конвекцией и в электроды принимается равным
нулю. Учитывается некоторая часть теплоты, передаваемая тепло-
вым излучением. Не учитывается изменение теплофизических
свойств газа в стволе дуги с его температурой. Температура
в стволе дуги изменяется вдоль радиуса и во времени. Наибольшая
температура на оси ствола, а к поверхности она убывает. Прово-
димость определяется по формуле Саха (2-1), справедливой лишь
для условий термического равновесия в стволе дуги и максвел-
ловского распределения скоростей частиц. Мощность Л/о, рассеи-
ваемая стволом дуги, является постоянной и не зависит ни от
времени, ни от тока. Следовательно, вольт-ампериая характери-
стика дуги будет иметь вид гиперболы. Проводимость дуги изме-
няется экспоненциально в зависимости от запасенной в ней энер-
гии. Эта модель дуги описывается дифференциальным уравнением
[54, 145]
где Яд — сопротивление 1 см длины ствола дуги, Ом; No — мощ-
ность, отводимая от 1 см ствола дуги посредством теплопровод-
ности, Вт; — мощность, подводимая к 1 см ствола дуги из
сети, Вт; Qo — количество теплоты, которое нужно сообщить
1 см ствола дуги или отнять его для того, чтобы сопротивление
ствола дуги изменилось в е — 2,718 раза; оно прямо пропорцио-
нально площади поперечного сечеиия ствола дуги и характеризует
свойства газа; еД — напряженность в стволе дуги, В/см; ia —ток
дуги, А.
При Nq — const, Qo ~ const и заданном законе изменения
тока в дуге во времени in (t) ее сопротивление будет

© J
68
При заданном законе изменения напряженности на дуге во
времени ед (t) ее сопротивление будет
В этих уравнениях Яд0 — сопротивление 1 см ствола дуги
при t — 0 в момент достижения током нулевого значения, Ом;
тд — Qq/Nu — тепловая постоянная времени дуги (находящейся
в заданных и неизменных условиях), равная отношению энтальпии
к мощности, рассеиваемой 1 см длины ствола дуги, с; иначе го-
воря, тд — это время, в течение которого ствол дуги изменяет
свое сопротивление в е — 2,718 раза при прекращении подвода
энергии к ней.
При устойчивом горении дуги ток и напряжение изменяются
медленно и можно считать, что d ~ 0. Тогда ед£д =
и вольт-амперная характеристика будет гиперболой. Уравнение
Майра допускает отключение дуги, так как после перехода тока
через нуль /?д может стать очень большим и, следовательно,
может резко возрасти. При больших /?д ток «д будет очень мал
и отношение ед/д/Л/0 может оказаться меньше единицы. Тогда
производная d (\/Ru)/dt будет отрицательной и сопротивление
будет увеличиваться до окончательного гашения дуги.
Модель дуги А. Касой. Ствол"дуги имеет цилиндрическую форму
с переменным радиусом гд. Плотность тока и температура в по-
перечном сечении ствола дуги являются постоянными, так что
площадь этого сечения пропорциональна току и зависит также
и от времени. В устойчиво горящей дуге плотность тока и гра-
диент напряжения на дуге неизменны. Сопротивление единицы
ствола дуги, удельная отводимая мощность (приходящаяся на
единицу объема) и энтальпия остаются постоянными. Воздушный
поток, охлаждающий дугу, проходит сквозь все ее сечение (мо-
дель дуги Касси составлена применительно к воздушному дутью),
т. е. теплоотвод осуществляется конвекцией. Эта модель дуги
описывается уравнением
Е> (1//?д)_ _1 Г / бд \2 1 |
Кд dt “ J’
где — сопротивление дуги, Ом; ед — напряженность на дуге
в произвольный момент времени, В/см; Епо — градиент напряже-
ния на дуге при устойчивом режиме ее горения, В/см; тд — по-
стоянная времени единичного объема дуги, равная отношению
энергии, запасенной в единичном объеме дуги, к скорости рассея-
ния ее этим объемом.
69
Изменение сопротивления единицы длины ствола 7?д с током in,
проходящим в нем, является только функцией времени [гд =
= 1д (/) ] и определяется уравнением
1
= е”2^
здесь ₽д0 — сопротивление 1 см ствола дуги в начальный
момент, Ом. Если задана функция /в ~ / (/), то может быть най-
дено Яд = Ядо ехр (//Тд).
При обрыве тока цепи воздушным выключателем сопротивле-
ние дуги по мере отвода энергии воздушным потоком будет воз-
растать экспоненциально.
Модель дуги Касси довольно хорошо описывает поведение
дуги в воздушном выключателе при больших значениях тока, но,
по-видимому, неприменима к дуге в области нуля тока.
Модель дуги Косей—Мезона—Брауна представляет попытку
объединить обе рассмотренные выше модели дуги и создать на их
основе единую модель. Эта попытка привела к чрезвычайным
математическим усложнениям, сделавшим модель неприемлемой
для практических целей.
Модель дуги Батлера и Уиттэйкера (1972 г.). Ствол дуги
имеет цилиндрическую форму радиусом гд, на котором электриче-
ская проводимость уменьшается практически до нуля от центра
к поверхности ствола. Теплоотвод происходит только с поверх-
ности ствола дуги. Количество энергии, отводимой с единицы
боковой поверхности, q ~ Qrnt где значения Q и п выбираются
по экспериментальным данным. Модель дуги описывается че-
тырьмя уравнениями, содержащими довольно простые соотноше-
ния между свойствами газа и его температурой- Решение этих
уравнений позволяет иайти распределение температуры в около-
нулевой области и диаметр дуги. Постоянная времени дуги изме-
няется со временем в продолжение всего околонулевого процесса.
Кривая [d (1/Яя)/Ш] = f (ед£д), где ед и £д — иапряженность
и ток в околонулевой области, может иметь пики и провалы.
Такой же характер имеют и экспериментальные зависимости.
В приведенных выше уравнениях, а также в обширной лите-
ратуре о дуге фигурирует понятие «тепловая постоянная времени
дуги», которая фактически ие является постоянной вследствие
нелинейности характеристик дуги, а уменьшение проводимости
дуги не всегда точно подчиняется экспоненциальному закону.
В модели Майра постоянная времени тд ~ Q0/Nn представляет
собой отношение запаса энергии Qo к потерям энергии Мо, причем
и Qo и Nq предполагаются постоянными. В модели Кассн тд —
это отношение близких по значению, изменяющихся во времени
величин. В обоих случаях тд имеет размерность временн и яв-
ляется удобной мерой уменьшения проводимости ствола дуги,
зависящей от его сечения и температуры. Некоторые авторы при-
70
нимают, что постоянная времени соответствует времени от момента
перехода тока через нуль до момента, когда проводимость дугового
промежутка практически равна нулю. Другие авторы вообще
не дают этому понятию четкого определения. Поэтому к термину
«постоянная времени» следует относиться осторожно и правиль-
нее ее называть тепловой псевдопостоянной (квазипостоянной)
времени дуги.
В отечественной литературе опубликован ряд работ по теории
гашения электрической дуги [3, 24, 94, 96, 97, 1011- Изложим
одну из них.
Энергетическая теория гашения дуги в сжатом воздухе
В. В. Каплана рассматривает плазму не как единое целое, но как
состоящую из двух самостоятельных частей: электронного газа
и газа тяжелых частиц (молекул, атомов и ионов). При этом
учитывается теплообмен внутри плазмы между электронами и тя-
желыми частицами. В нестационарной дуге происходит изменение
энергии электронов и энергии тяжелых частиц QT во времени.
Так как ионный ток незначителен по сравнению с электронным
током, то практически вся энергия, поступающая в дугу, воспри-
нимается электронами, которые путем упругих столкновений
передают часть своей энергии тяжелым частицам.
Принято, что энергия электронного газа = kag, а изменение
энергии тяжелых частиц QT = kT dgc, где g — проводимость не-
стационарной дуги, 4 gc — проводимость стационарной дуги,
геометрические размеры плазмы которой такие же, как у неста-
ционарной дуги. Коэффициенты k3 и kv не зависят от проводи-
мости g, но зависят от проводимости gc.
Энергетическая теория дуги с некоторыми допущениями осно-
вывается на трех уравнениях;
dlngc t/c / g____j\.
dt k? \ gc / *
ding _ Г/ V \2 -1 .
dt ~ k3 [\tc/ J di ’
1/2 «1 .
здесь Uc — напряжение на стационарной дуге, у которой геоме-
трические размеры плазмы такие же, как у нестационарной дуги;
U — напряжение на нестационарной дуге.
Значение g(. находится путем аппроксимации полученной из
опыта вольт-амперной характеристики стационарной дуги, где а1?
<х2 и а3 — коэффициенты аппроксимации.
Уравнения, приведенные выше, полностью характеризуют
свойства энергетической модели дуги в районе нуля тока, если
известны зависимости ka и kc от Uc.
Правомерность рассматриваемой модели дуги подтверждена
следующими опытами: через двухразрывный модуль воздушного
71
выключателя пропускался переменный ток промышленной ча-
стоты в несколько десятков килоампер. Одновременно о г колеба-
тельного контура через один из разрывов пропускался ток
10 Гн. К моменту гашения дуги вторым разрывом, через первый
разрыв продолжал протекать ток колебательного контура, кото-
рый к этому времени достигал амплитудного значения около
100 А. При этом переход от быстрого уменьшения тока в дуге со
скоростью примерно 20 А/мкс к практически постоянному току
100 А сопровождался весьма быстрым (в течение нескольких
микросекунд) подъемом напряжения иа дуге с переходом затем
к сравнительно медленному нарастанию напряжения. Первый
подъем напряжения на дуге соответствует установлению энерге-
тического баланса электронного газа (квазисгационарному ре-
жиму без существенного изменения размеров плазмы), а дальней-
шее медленное увеличение напряжения обусловливается умень-
шением объема плазмы.
Электрический пробой, который возможен в области максимума
восстанавливающегося напряжения, наступает после перехода
остаточного тока через нуль. Процессы отключения цепи обуслов-
ливают два типа отказов выключателей, существенно отличаю-
щихся один от другого. Если скорость роста восстанавливающегося
напряжения на дуговом промежутке в первые 2—3 мкс после
прохождения тока дуги через нуль превысит некоторое критиче-
ское значение (duBJdt)Kpt то распадающийся ствол дуги сформи-
руется вновь за счет иагрева его остаточным током. Этот тип отказа
выключателя, характеризуемый положительным балансом энер-
гии в дуге, называется тепловым пробоем.. Он наблюдается при
отключении иеудаленного короткого замыкания. Критическая
скорость роста восстанавливающегося напряжения (приходя-
щаяся иа один разрыв выключателя), при которой еще возможна
успешная работа выключателя, зависит от тока отключения:
= kp'-25(di/dt'frmfl (Lm,Lc), (2-10)
где k — коэффициент, зависящий от свойств газа; р — абсолютное
давление газа в критическом сечении сопла, Па; (Lnp, Lc) —
функция геометрических размеров промежутка и сопла; т =
= 1—1,5.
После успешного прохождения стадии процесса отключения,
на которой возможен тепловой пробой, восстанавливающееся
напряжение нвс может достичь столь большого значения, что
отказ произойдет вследствие электрического пробоя промежутка.
Между тепловым и электрическим пробоем нет резких границ.
Процесс образования электрической прочности качественно
можно рассмотреть следующим образом. Если обозначить темпе-
ратуру, при которой наступает непроводящее состояние предвари-
тельно разогретого дугой газа, через 0О, то процесс восстановления
электрической прочности между контактного промежутка uQ. п
72
Pwc. 2-19. Временная зависимость температурь)
дуги © и восстанавливающейся электриче-
ской прочности и8. D
1 и 4 — элегаз; S и 3 — воздух
формально можно описать следующим
уравнением:
«э. п = (0>
где (Д — электрическая прочность
между контактного промежутка, запол-
ненного потоком холодного газа; 0 (/)—
температура ствола дуги, быстро изме-
няющаяся в процессе ее гашения. В не-
которых случаях эта температура, а следовательно, н проводимость
изменяется по экспоненциальному закону: 0 (/) — 6Н exp X
X (—Z/Тд). Формально параметр тд имеет смысл тепловой псевдо-
постоянной времени дуги, являющейся некоторой функцией ряда
параметров дугогасительного устройства, таких как свойства ду-
гогасительной среды» давление газа, конструкция сопла; 6Н —
начальная температура, т. е. температура ствола дуги в момент
перехода тока через нуль. Для дайной среды при прочих равных
условиях она зависит, во-первых, от количества плазмы (а сле-
довательно, и от отключаемого тока), оставшейся в междукои-
тактном промежутке к моменту перехода тока через нуль, и, во-
вторых, от свойств среды. Так, в элегазе 0Н выше, чем в воздухе.
Однако, вследствие того что параметр тд в элегазе намного ниже,
чем в воздухе, температура ствола дуги в ием, а значит, и электри-
ческая прочность промежутка в элегазе будут изменяться значи-
тельно быстрее (ср. время to и to на рис. 2-19). Псевдопостоянная
времени дуги служит удобной мерой способности среды восстанав-
ливать свою электрическую прочность в между контактном про-
межутке после прохождения тока через нуль.
Электрический пробой дугового промежутка по своей физи-
ческой природе существенно отличается от электрического пробоя
междуконтактного промежутка, заполненного холодным газом.
Пробивное напряжение последнего зависит от распределения элек-
трического поля, характеризуемого коэффициентом использова-
ния поля Г1и.п “ и зависящего от конфигурации элек-
тродов. Поле остается неизменным практически до момента про-
боя. В процессе же гашения дуги наблюдается следующее. К мо-
менту электрического пробоя концентрация электронов в стволе
дуги падает, но в нем остается столб горячего газа, который со-
держит положительные и отрицательные ионы. Если в остаточном
стволе дуги плотность ионов больше, чем 5-1010 см-3, то распре-
деление электрического поля будет определяться законом Ома,
как и при закорачивании промежутка проводником, но в данном
случае проводником с быстро уменьшающейся проводимостью.
Скорость уменьшения этой проводимости в значительной мере
73
определяется скоростью распада пограничного слоя. Однако
постоянная времени изменения состояния этого слоя существенно
больше аналогичного параметра для дуги, и вследствие этого
сохраняется влияние сильноточного этапа на этап электрического
пробоя.
Следует учитывать также и то, что в потоке газа, особенно
турбулентном, плотность потока в различных его точках неодина-
кова. Вследствие этого результирующая электрическая прочность
промежутка будет ниже, чем при статическом состоянии газа.
Наконец, пары контактных материалов (металлов), образовав-
шиеся под действием дуги и поступающие в между контактный
промежуток, существенно увеличивают электрическую проводи-
мость последнего. Это ведет к снижению скорости нарастания
электрической прочности.
Но совершенно очевидно, что электрическая прочность между-
контактного промежутка вследствие уменьшения проводимости
остаточного ствола дуги будет расти тем быстрее, чем выше проч-
ность этого же промежутка, но заполненного стационарным
холодным газом, не загрязненным металлическими парами.
Электрическая прочность междуконтактного промежутка, за-
полненного неподвижным холодным газом,
= РПй. = (Д Р)Кр pf (Дпр)»
где (Е!р)^ — критическая относительная напряженность поля,
при которой выполняется условие пробоя. Для воздуха (£7р)кр =
— 27- КГ5 кВ/(см-Па); для элегаза (Е1р)ку) = 89- 10”е кВ/(см-Па);
f (£пр) — функция геометрических размеров междуконтактного
промежутка.
На основании вышеизложенного, учитывая, что в турбулент-
ном потоке газа, загрязненном металлическими парами, электри-
ческая прочность снижена по сравнению с [7Х, можно написать
п ~ kcpPnf (£цр, Ес)е д// ,
где kCi> — коэффициент, зависящий от свойств дугогасительной
среды; /(£пр, Д)—функция геометрических размеров про-
межутка и сопла; п >1, т>1.
Необходимо отметить следующее. Последнее уравнение спра-
ведливо лишь в интервале времени 0 < t с f0, что наглядно иллю-
стрирует рис. 2-19, на котором дана графическая интерпретация
процесса восстановления электрической прочности междуконтакт-
иого промежутка после перехода тока через нуль. Это в достаточ-
ной мере формализованное выражение, связывающее процесс
восстановления электрической прочности междуконтактного про-
межутка выключателя со свойствами газа, его давлением, кон-
сфукцией ДУ и отключенным током, причем дугогасящие свой-
ства среды отражены в^нем не только коэффициентом £ср, но и
параметром тд, который для элегаза может быть, по крайней
мере, на два порядка меньше, чем для воздуха. Малость пара-
74
метра тд обеспечивает столь быстрый рост последуговой электри-
ческой прочности в элегазовых выключателях, что эти аппараты,
так же как и вакуумные выключатели, обычно не нуждаются
в шунтирующих сопротивлениях, снижающих скорость нараста-
ния восстанавливающегося напряжения.
Использованная литература [3, 6, 7, 24, 39, 40, 43, 44, 50,
52, 54, 74, 76, 82, 87, 92, 94,95,96,97, 101, 102, 104, 113, 114,
115, 116, 119, 120, 129, 143, 145. 146. 147, 148, 161, 162, 163. 1641.
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
ИЗОЛЯЦИОННЫЕ КОНСТРУКЦИИ
3-1. КЛАССИФИКАЦИЯ изоляционных КОНСТРУКЦИЙ,
ОСНОВНЫЕ ОПРЕДЕЛЕНИЯ И НОРМЫ
Классификация. Изоляционная конструкция (ИК) предна-
значена для электрической изоляции токоведущих частей аппарата
от заземленных частей или оттоковедущих частей других полюсов,
а также для поддержания и крепления частей, находящихся под
напряжением.
По конструктивному назначению НК подразделяются на:
1) опорные (рис. 3-1, с, б, г—ж) и подвесные (рис. 3-1, в, з, к),
предназначенные для крепления частей, находящихся под на-
пряжением, и для изоляции их от земли;
2) проходные (рис. 3-1, ж), предназначенные для проведения
токоведущих частей через элементы АВН или РУ, находящиеся
под потенциалом, отличным от потенциала токоведущей части;
3) покрышки (рис. 3-1, н), представляющие собой полые изо-
ляторы, предназначенные для размещения в них частей аппарата
или для поддержания тех или иных элементов аппарата, находя-
щихся под напряжением;
4) тяги и рычаги, предназначенные для передачи движения
от заземленных частей аппарата к его подвижным частям, находя-
щимся под напряжением;
5) воздухопроводы, предназначенные дли подачи сжатого воз-
духа или другого газа в те или иные элементы аппарата, находя-
щиеся под напряжением.
По роду установки ПК подразделяются на И К наружной
установки (рис. 3-1, с) и внутренней установки (рис. 3-1, б).
ПК состоит из изоляционного элемента 2 и закрепленных на
нем (или в нем) металлических частей (арматуры) 1 и <?. Арматура
крепится снаружи изоляционного элемента (внешнее крепление
арматуры, рис. 3-1, а и б) или внутри этого элемента (внутреннее
крепление арматуры, рис. 3-1, а). Сцепление арматуры с телом
75
Рис. 3-1. Типы изоляторов
76
изоляционного элемента осуществляется посредством цементиру-
ющих (склеивающих) веществ (рис. 3-1, а и б) или механическим
способом (рис. 3-1, д). Расстояние haKT между кромками арма-
туры по прямой называется активной высотой ИК (рис. 3-1,6).
При внешнем креплении арматуры полная высота ПК ha больше
ее актигной высоты Лакт на суммарную высоту верхней и ниж-
ней арматуры (рис. 3-1, б), т. е. ha = /гаит + hL + h2. В И К
с внутренним креплением арматуры полная и активная высоты
практически равны. Поэтому применение таких ПК позволяет
существенно уменьшить габариты аппарата.
Колонковые ИК (рис. 3-1, е) состоят из двух (или большего
числа) опорных изоляторов, поставленных один на другой. По-
вышение механической прочности колонковой ИК достигается
установкой рядом двух (рис. 3-1, ж) или трех колонок, образу-
ющих ферму в виде трехгранной призмы или пирамиды
(рис. 3-1, к).
Подвесные ИК (гирлянды) состоят из нескольких подвесных
изоляторов, соединенных один с другим. Они могут быть одиноч-
ными (рис. 3-1, з), двойными (рис. 3-1, и) или V-образными
(рис. 3-1, л.)
Основные определения. Нормальная изоляция — изоляция,
подвергающаяся воздействию грозовых перенапряжений при
обычных мерах грозозащиты.
Облегченная изоляция — изоляция, не подверженная воздей-
ствию грозовых перенапряжений или же подвергающаяся воздей-
ствию грозовых перенапряжений, не превышающих амплитуды
одноминутного испытательного напряжения.
Внутренняя изоляция — изоляция, не подвергающаяся не-
посредственному влиянию атмосферных и других внешних воз-
действий (загрязнению, увлажнению, воздействию насекомых).
Внешняя изоляция— изоляция, подвергающаяся влиянию атмо-
сферных и других внешних воздействий (к ней относятся воздуш-
ные промежутки и поверхности твердой изоляции, находящиеся
в атмосферном воздухе).
Полный разряд — электрический разряд, полностью шунти-
рующий изоляцию между электродами и вызывающий снижение
напряжения между ними практически до нуля.
Разрядное напряжение — напряжение, при котором про-
исходит полный разряд между электродами, находящимися в га-
зовом или жидком диэлектрике.
Пробивное напряжение 1/11Р — напряжение, при котором про-
исходит полный разряд (пробой) сквозь толщу твердого диэлек-
трика. В разрядниках под пробивным напряжением понимается
разрядное напряжение между электродами искрового проме-
жутка.
Напряжение перекрытия — напряжение, при котором
происходит полный разряд по поверхности твердого диэлектрика,
находящегося в газовом или жидком диэлектрике.
Таблица 3-1. Нормированные испытательные напряжения
Испытательное на
грозовой импульс (максимальное
внутренней изоляции
внешней изо
Номиналь-
ное напря-
жение, кВ
между контактами
одного и того же по-
люса с уровнем изоля-
ции между контактами
между контак
го и того
с уровнем
между кон
3
6
10
15
20
24
27
35.
Ш _
150
220
330
500
750
П51Г*-
1150**
ненов ы-
шениым
неповы-
шенным
относитель-
но земли и
относитель-
но земли *
повышен-
ным
Полный срезан- ный ПОЛНЫЙ I срезан- ный , ПОЛНЫЙ срезан- ный полный срезан- ный ПОЛНЫЙ срезан- ный
42 50 42 50 42 50 42 50
57 70 57 70 — — 57 70 57 70
75 90 75 90 — - 75 90 75 90
100 120 100 120 -— » 100 120 100 120
120 150 120 150 — 120 150 120 150
140 175 140 175 — 140 175 140 175
160 200 160 200 — — 160 200 160 200
185 230 185 230 — — 185 230 185 230
ж 550 425 550 , 500 625_, • 460 570 460 57Q
585 760 585 760 675 850 630 785 630 785
835 1090 835 1090 975 1250 900 ИЗО 900 изо
, НОС 1300 — 1300 1500 1150 1350 — —
1500 1800 — — 1500 1800 1600 1950 — ч
2100 2550 2100 2550 — 2100 2550 2100 2550
"2’900 - '290'0 — — — — 2900 — 2900 —
2400 — 2400 -— — — 2400 — 2400 —
общем баке—
1 Для трехполюсных выключателей с расположением полюсов в___
§ Для трехполюсных выключателей — также между соседними полюсами.
8 Для трехполюсных выключателей на напряжения 3—35 кВ — также между
* При организации перенапряжений с кратностью 1,8.
* * То же с кратностью 1,6,
Корона — местная ионизация среды (газа или масла в масло-
наполненных аппаратах), возникающая в областях повышенных
градиентов.
Скользящий разряд — электрический разряд малой мощности
по поверхности диэлектрика, возникающий вследствие частичной
ионизации газообразной или жидкой среды, в которой находится
диэлектрик. Он имеет вид ярко светящихся нитей, часто
разветвленных, быстро перемещающихся (скользящих) по этой
поверхности.
Частичный разряд — электрический разряд малой мощности,
шунтирующий часть изоляции и ие вызывающий значительного
изменения напряжения на электроде.
78
выключателей с нормальной изоляцией
пряжение» кВ
значение) кратковременное промышленной частоты (действующее)
ляции одноминутное 1 при плавном подъеме
тами одно- же полюса внутренней изоляции внешне) изоляции
изоляции
тактами
относитель- между кон-
но земли я между контактами относитель» тактами
Повышен- выключа- одного и того же полю» Но земли одного и
нам телеЙ са выключателей того же
полюса
Ж , ж ,
S ч с К «5 К 5g й> к О. «г S к 5 я « 3 о у 2 л «о 5 к ° и: Ь W- У У J «ж ус 5 о «ж
Е О X г х X Ж X ж И X S к и В к Д О X с X доя е я
- _—. 24 24 24 24 26 20 26 20
— — 32 32 32 32 — 34 26 34 26
ь — — 42 42 42 42 — 45 34 45 34
— 55 55 55 55 —. 60 45 60 45
—. — 65 65 65 65 65 70 55 70 55
1 — 75 75 75 75 — 80 65 80 65
— — 80 80 80 80 ЙИН 90 70 90 70
— —- 95 95 95 95 95 L05 V 28Q 355 85 105 85
525 725 650 200 <230' 200 230 230 215 280' 355" 215
” 8’75 275“ 300 275 300 300 290 ' 1290
1050 1300 400 440 400 440 440 520 425 520 425
1350 1550 500 560 680 750 750 ' 670 550 890 730
1600 (950 700 760 940 1030 1030 900 740 “ 1225 1000
—- — — 950 -— 1400 1400 1050 900 1550 1350
—- — — 1150 — - 2000 2000 1300 — .— —
— — — 1100 — 1725 1725 — — •— —
также между соседними полюсами.
соседними полюсами.
50 %-ное разрядное напряжение — испытательное напряжение,
при котором вероятность полного разряда равна 0,5.
Однородное электрическое поле — поле, в котором напряжен-
ность одна и та же во всех точках поля.
Неоднородное электрическое поле — поле, напряженность ко-
торого имеет различные значения.
Коэффициент использования поля % п — Еср/Е^— это отно-
шение средней напряженности поля Еср к максимальной напря-
женности Ем.
Коэффициент неоднородности (усиления) поляг\к а = EJEcp —
отношение максимальной напряженности Ем к средней напря-
женности Еср.
79
Таблица 3-2. Нормированные испытательные напряжения аппаратов
с элегазовой изоляцией (КРУЭ)
• Испытательное напряжение, кВ
Номи- нальное наиря- Полный грозовой импульс положитель- ной и отрицательной полярности, макси- мйлы!ос значение 1 Коммутационный им- пульс положительной и отрицательной по- лярности. максималь- ное значение * промышленной частоты, одноми- нутное, действую- щее 8
жен не, кВ относи- тельно земли между разомкну- тыми кон- тактами 3 относи- тельно земли между разомкну- тыми кон- тактами ® относи- тельно земли между разомкну- тыми кон- тактами ’
ПО 220 3.30 500 м заином] 2 У вводов ЛЯЦИМ 3 с 550 950 1175 1425 ,ля электрс / грозовом гказанные КРУЭ воз относитель Одного и т 630 1050 1380 1725 эмагнитных Т у импульсу, напряжения о' дух—элегаз но земли под ого же полюс 950 1175 Н! указа пн сносятся к категории дождем. а выключ. 1095 1330 aie нормы ОТНО изоляции в су размещения стеля или ра: 230 395 450 620 сятся так ХОМ состо 1 — такз ^едините 265 460 575 815 же и к сре- янии.адля ке к изо- ля.
Коэффициент импульса ka — отношение наибольшего напря-
жения импульса к амплитуде линейного напряжения промышлен-
ной частоты.
Нормы. Нормированные испытательные напряжения аппаратов
при нормальных атмосферных условиях, т. е. при температуре
воздуха 20 °C, атмосферном давлении 101 300 Па (760 мм рт. ст.)
и абсолютной влажности воздуха 11 г/м3 (относительная влажность
63 %), по ГОСТ 1516.1—76 и ГОСТ 20690—75 приведены
в табл. 3-1—3-8, а по МЭК — в табл. 3-9. Приведенные испыта-
тельные напряжения внешней изоляции относятся к АВН, пред-
назначенным для работы при номинальных климатических фак-
торах по ГОСТ 15543—70 и 15150—69 для климатических испол-
нений У, ХЛ и Т (ТС), категории размещения 1—4. При этом
высота установки над уровнем моря не должна превышать 1000 м,
а верхняя рабочая температура окружающего воздуха — плюс
45 °C для АВН категорий размещения 3 и 4 и для АВН, находя-
щихся внутри КРУ, КТН и экранированных токопроводов.
При установке АВН (кроме вентильных разрядников) на вы-
соте более 1000 м, но не более 3500 м их изоляция должна выдер-
живать испытательные напряжения внешней изоляции грозовых
импульсов, коммутационных импульсов (в сухом состоянии)
и промышленной частоты при плавном подъеме (в сухом состоя-
80
нии), получаемых умножением испытательных напряжений, при-
веденных в табл. 3-1—3-8, на коэффициенг
= 1,1 — lO’Wy.M ’ 1
где Нуы— высота установки аппарата над уровнем моря, м.
Внешняя изоляция АВН, предназначенных для работы на
высоте от 1000 до 3500 м над уровнем моря, должна выдерживать
под дождем испытательные коммутационные импульсы и напря-
жения промышленной частоты при плавном подъеме, получаемые
умножением значений t\Icn, приведенных в табл. 3-1—3-8, на
коэффициент
Км = 1+ 0,75 (Кв - 1). (3-2)
Изоляция АВН категорий размещения 3 и 4, предназначенных
для работы при верхней рабочей температуре окружающего воз-
духа Ф, превышающей 45 °C, должна выдерживать в сухом состоя-
нии испытательные напряжения внешней изоляции грозовых
импульсов, коммутационных импульсов н промышленной частоты,
увеличенные по сравнению с приведенными в табл. 3-1—3-8 на
1 % для каждых 3°С температуры сверх 45 °C. Это увеличение
относится и к внешней изоляции АВН, размещаемых внутри
КРУ, КТП и экранированных токопроводов.
По удельной длине пути утечки /уд по внешней изоляции со-
гласно ГОСТ 9920—75 ИК разделяются на три категории: А (нор-
мальная), Б и В (усиленные). Для сетей с эффективно заземленной
нейтралью /уд принимается для категории А не менее 0,015 м/кВ,
для категории Б — не менее 0,0225 м/кВ и для категории В —
не менее 0,031 м/кВ; для сетей с изолированной нейтралью —
соответственно не менее 0,017 м/кВ; 0,026 и 0,035 м/кВ. Полная
длина пути утечки определяется произведением /уд и наиболь-
шего рабочего напряжения для данного класса изоляции
(табл. 3-10).
Приведенные значения пути утечки не распространяются
на РВ и ОПН (см. гл. 10).
Расчетные разрядные напряжения. Изоляционный промежу-
ток между электродами, расположенными в воздухе при нормаль-
ных условиях, т. е. при атмосферном давлении 101 300 Па
(760 мм рт. ст.), температуре 20 °C и абсолютной влажности 11 г/м3,
должен выдерживать нормированные испытательные напряжения
промышленной частоты при плавном подъеме напряжения, грозовые
и коммутационные импульсы, приведенные в табл. 3-1—3-8.
Расчетные напряжения (разрядные, перекрытия, пробивные)
определяют длину (толщину) изоляционного промежутка, обеспе-
чивающего надежную работу АВН в заданных условиях. Поэтому
расчетные напряжения должны на 5—10 % превышать нормиро-
ванные испытательные напряжения промышленной частоты, ком-
мутационные импульсы (для внешней и внутренней изоляции)
81

Таблица 3-3. Нормированные испытательные напряжения электромагнит
Номиналь- ное напря- жение, кВ Испытательное нап
Грозовой импульс (макси
внутренней изоляции внешней
линейного зажима относительно земли трех, соеди- ненных вместе линей- ных за- жимов * зажима нейтрали * линейно относите
полный срезанный полный срезанный полный
3 44 60 42 42 50 42
6 60 70 57 57 70 57
10 80 90 75 75 90 75
15 108 120 100 100 120 100
20 130 150 105 120 150 120
24 150 175 — 140 170 140
27 170 200 — 160 195 160
35 200 230 140 185 225 185
ПО 480 550 — — — 460
150 660 760 — —• — 630
220 950 1090 — — — 900
330 1200 1300 — — — 1150
500 1675 1800 — — — 1600
750 2100 2550 — — — 2100
1150 2900 — — — — 2900
1150 2400 — — — — 2400
1 Для соединенных в звезду обмоток с полной изоляцией нейтрали при невы 2 То же, при выведенной нейтрали. 3 Для трехфазных трансформаторов напряжения на 3—35 кВ с неполной изо
«2
ных трансформаторов напряжения с нормальной изоляцией
ряжение, нВ мальиое значение) кратковременное промышленной частоты (действующее)
изоляции одноминутное внутренней изоляции при плавном подъеме, внешней изоляции относительно земли
го зажима льно земли зажима нейтрали я относитель- но земли между фазами в сухом состоянии под дождем
срезанный полный срезанный
50 70 90 120 150 175 200 230 570 785 ИЗО 1350 1950 2550 веденной ней лянией нейтр 42 57 75 100 120 140 160 185 грали. али. 50 70 90 120 150 175 200 230 24 32 42 55 65 75 80 95 200 275 400 460 630 950 1150 1100 24 32 42 55 65 75 80 95 26 34 45 60 70 80 90 105 280 355 520 670 900 1050 20 26 34 45 55 65 70 85 215 290 425 550 740 900
83
Таблица 3-4. Нормированные испытательные напряжения
трансформаторов тока с нормальной изоляцией
Номи- нальное напряже- ние, кВ Испытательное напряжение, кВ
Грозовой импульс (максимальное значение} кратковременное промышленной частоты (действующее)
внутренней изоляции внешней изоляции одноминутное вну- тренней изоляции при плавном подъеме, внешней изоляции
пол- ный сре- зан- ный пол- ный сре- зан- ный масля- ных ТТ кроме масля- ных ТТ в сухом состоя- нии под дождем
3 42 50 42 50 24 24 26 20
6 57 70 57 70 32 32 34 26
10 75 90 75 90 42 42 45 34
15 100 120 100 120 55 55 60 45
20 120 150 120 150 65 65 70 55
24 140 175 140 175 75 75 80 65
27 160 200 160 200 80 80 90 70
35 185 230 (85 230 95 95 105 85
ПО 425 550 460 570 200 230 280 215
150 585 760 630 785 275 300 355 290
220 835 1090 900 ИЗО 400 440 520 425
330 1100 1300 1150 1350 500 560 670 550
500 1500 1800 1600 1950 700 760 900 740
750 2100 2550 2100 2550 950 950 1050 900
1150 2900 2900 — 1150 1150 — —-
1150 2400 — 2400 — 1100 1100 — —
Таблица 3-5. Нормированные испытательные напряжения
разъединителей, отделителей, короткозамыкателей, предохранителей,
КРУ, экранированных токопроводов, КТП с нормальной изоляцией
Номи- нальное напря- жение, кВ Испытательное напряжение, кВ
Грозовой импульс (мак- симальное значение) для внешней изоляции кратковременное промышленной частоты (действующее)
относительно земли 1 между контак- тами 2 одноми- нутное внутрен- ней изо- ляции относи- тельно земли 8 при плавном подъеме, внешней изоляции
относительно земли между контак- тами в сухом СОСТОЯ- НИИ
пол- ный срезан- ный ПОЛНЫЙ в сухом состоя- нии а«* под дождем
3 42 50 50 24 26 20 28
6 57 70 65 32 34 26 40
10 75 90 90 42 45 34 53
15 100 120 115 55 60 45 70
20 120 150 140 65 70 55 85
24 140 175 165 75 80 65 100
27 160 200 190 80 90 70 110
35 185 230 220 95 105 85 130
ПО 460 570 570 230 280 215 355
150 630 785 790 300 355 290 460
220 900 ИЗО 1100 440 520 425 675
330 1150 1350 1450 560 670 550 890
500 1600 1950 2050 760 900 740 1225
84
Продолжение табл. 3-5
Поми нальное напря- жение, кВ Испытательное напряжение, кВ
Грозовой импульс (мак- симальное значение) для внешней изоляции кратковременное промышленной частоты (д ейству ющее)
относительно земли 1 между контак- тами 8 одноми- нутное внутрен- ней изо- ляции относи- тельно земли а прн илаином подъеме, внешней изоляции
относительно земли между контак- тами в сухом состоя- нии
в сухом состоя- нии8'4 под дождем
ПОЛ- НЫЙ срезан ный ПОЛНЫЙ
750 2100 2550 1800 950 1050 900 1200
1150 2900 3200 .— 1150 1300 1300 —
1150 2400 — — 1100 — — —
между соседними
1 Для аппаратов трехполюсного исполнения —также
полюсами.
2 Между контактами одного и того же полюса разъединителей, предо-
хранителей при вынутом патроне.
3 Для аппаратов трехполюсного исполнения на напряжения 3—35 кВ—
также между соседними полюсами.
4 Также между контактами одного и того же полюса предохранителей
с патроном, но без плавкой вставки между электродами
Таблица 3-6. Нормированные испытательные напряжения изоляторов
с нормальной изоляцией, испытываемых отдельно (от реакторов и аппаратов)
Номинальное напряжение, кВ Испытательное напряжение, кВ
Грозовой импульс (максимальное значение) для внешней изоляции кратковременное промышленной частоты (действующее)
изоляторов (кроме шин- ных опор) ШИННЫХ опор одноминутное внутренней ИЗОЛЯЦИИ при плавном подъеме, внешней изоляции
пол- ный сре- зан- ный пол- ный сре- зан- ный изоляторов (кроме про- ходных) „1 проходных изоляторов в сухом состоянии под дождем
изоля- торов (кроме ШИННЫХ опор) ШИН- НЫХ опор изоля- торов и шинных опор
3 6 .0 15 20 24 27 35 ПО 150 220 330 500 750 1150 1150 44 60 80 105 125 150 170 195 ,4801 660 950 1200 1600 2100 2900 2400 52 73 100 125 158 185 210 240 600 825 1190 1400 1950 2550 42 57 75 100 120 140 160 185 460 630 900 1150 1600 2900 2400 50 70 90 120 150 175 200 230 570 785 ИЗО 1350 1950 2550 24 32 42 55 65 75 80 95 230 300 440 560 760 950 1150 1100 24 32 42 55 65 75 80 95 265 340 490 630 800 27 36 47 63 75 85 95 lift (295' 375 550 700 900 1050 26 34 45 60 70 80 90 105 280 355 520 670 900 20 26 34 45 55 65 ТО 290 ’ 425 550 740 900
85
Таблица 3-7. Нормированные испытательные кратковременные
напряжения промышленной частоты аппаратов
с облегченной изоляцией
Номиналь- ное напря- жение, кВ Испытательное напряжение. кВ (действующее)
одн ом в н у т ное— ИЗОЛЯЦИИ аппаратов и изоляторов при плавном подъеме — внешней изоляции
в сухом состоянии под дождем — аппаратов ч изоляторов категории раз- мещения 1
аппаратов между контактами одного и того же полюса разъеди- нителей, предохра- нителей при вынутом патроне
3 13 15 18 10
6 21 23 27 18
10 32 35 42 28
15 48 53 62 42
20 65 70 85 55
Таблица 3-8. Нормированные испытательные
коммутационные импульсы*
Номинальное напряжение, кВ Испытательный коммутационный импульс (максимальное значение), кВ
относительно земли в сухом состоянии и под дождем между контактами одного и того же полюса
разъединителей (в сухом состоя- , НИИ) выключателей (в су- хом состоянии и под дождем)
330 950 1250 1250
500 1300 1730 1730
750 _ 1550 1800 2250
1150 2100 2100 3100
1150 1800 1800 2780
* Для внутренней и внешней изоляции.
86
Таблица 3-9. Испытательные напряжения выключателей
по МЭК (публикация 56-2)
(— Номи- нальное напряже- ние, кВ Испытательное напряжение, кВ
промышленной частоты одноми- нутное (действу- ющее значение) Грозовой импульс (максимальное зна- чение) Коммутационный импульс (максималь- ное значение)
относи- тельно земли между разомкну- тыми кон- тактами относи- тельно земли между разомкну- тыми кон- тактами относи- тельно земли между разомкну- тыми кон- тактами
7,2 20 20 60 60 - .
12 28 28 75 75 — —•
17,5 38 38 95 95 -— —
24 50 60 125 125 — —*
36 70 70 170 170 — •
72,5 140 140 325 325 — —
123 185 230 185 230 450 550 450 (550) 550 — —-
145 230 275 230 275 550 650 550 (650) 650 — —
170 275 325 275 325 650 750 650 (750) 750 — —
360 360 950 850 (950)
245 395 395 — 950 (1050) — —
460 460 1050 1050
362 450 520 1255 1380 1255 1380 850 950 950(1095)
420 520 610 1540 1665 1540 1665 950 1050 1050 (1245)
525 620 760 1725 1850 1725 j 1850 1050 1175 1175 (1330)
765 830 1100 2235 2535 2235 2535 1300 1425 1550 (1725)
Примечание. 1. Указанные значения относятся к изоляции
в сухом состоянии, а для выключателей наружной установки— также
и к изоляции под дождем. 2. Значения в скобках относятся к выключате-
лям, у которых по требованию заказчика должна быть обеспечена повы-
шенная электрическая прочность между разомкнутыми контактами.
87
Таблица 3-10, Длина пути утечки /п. у внешней изоляции АВН
Номиналь- ное напря- жение, кВ Категория изоляции Номиналь- ное напря- жение, кВ Категория изоляции
А Б в А Б в
Длина пути утечки, м, ие менее Длина пути утечки, м, ле менее
С изолированной нейтралью С эффективно заземленной нейтралью
3 6 10 15 20 35 0,06 0,12 0,20 0,30 0,40 0,70 0,09 0,18 0,30 0,45 0,62 0,105 0,125 0,25 0,42 0,62 0,84 1,40 ПО 150 220 330 500 750 1,9 2,6 3,8 5,4 8,0 11,8 2,8 3,9 5,7 8,0 11,8 3,9 5,35 7,9 11,2
Примечание. Длина пути утечки изоляции категории Б для АВН на 750 кВ и категории В для АВН на 500 и 750 кВ не нормирована.
и грозовые импульсы (для внешней изоляции), приведенные
в табл. 3-1—3-8. Нормированные испытательные напряженнядля
внешней изоляции относятся к нормальным условиям, т, е.
к атмосферному давлению воздуха 101 300 Па (760 мм рт. ст),
температуре 20 °C, абсолютной влажности 11 г/м3 и высоте уста-
новки над уровнем моря до 1000 м.
Расчетное пробивное напряжение О^асч.пр относится к изоля-
торам, испытываемым отдельно. Оно должно превышать испыта-
тельное напряжение внешней изоляции в сухом состоянии при
плавном подъеме, указанное в табл. 3-1—-3-8, не менее чем в 1,2 раза
для изоляторов с основной жидкой и бумажно-масляной изоляцией
и в 1,6 раза для остальных изоляторов.
При установке АВН на высоте над уровнем моря до 1000 м
расчетные напряжения частоты 50 Гц: а)гвнешней изоляции
в сухом состоянии [7расч и под дождем Црасч.д; б) внутренней
ИЗОЛЯЦИИ Прасч И расчетные напряжения грозовых t/расч. гр
и коммутационных импульсов (7расч ком выбираются идентично:
t/paC4 = (1,05-1,1) 1/суХ;
^расч. д = (Г05 — 1,1) Uдож’
t/расч = (1,05 — 1,1)£Анут»
^РасЧ.гР = (1,05-М,1){/имп; (33)
^расч- ком = (1,05 —1,1) 17ком;
^/расч. пр ~ (Г05 ~ 1,1) UсухАир» ,
где UcyX — нормированное испытательное напряжение внешней
изоляции при плавном подъеме в сухом состоянии; 17дож —
88
нормируемое испытательное напряжение внешней изоляции при
плавном подъеме под дождем; [/внут — нормированное испытатель-
ное напряжение внутренней изоляции (одноминутное); Unt,m —
нормируемое испытательное напряжение грозовых импульсов
(полный импульс); £/ном — нормированное испытательное напря-
жение коммутационного импульса; Кпр 1,2 для изоляторов
с основной жидкой или бумажно-масля ной изоляцией и /Спр э* 1,6
для остальных изоляторов.
При установке АВН на высоте над уровнем моря от 1000 до
3500 м расчетные напряжения будут
УраС,= (1,05 4-1,1)^^:
Uрасч. д = 0>05— 1,1) ИдОж /См;
^ = (1,05 4-1,1)^^;
О/расч- гр = (1>05 4- 1,1)0^имп /Св»
^расч. ком = (1 >05 — 1,1) Пком
^расч.пр ~ (1.05— 1.1) 0^СуХ/*Св^Еф>
(3-4)
где /Св и /См — см. формулы (3-1) и (3-2).
3-2 КОНСТРУКЦИИ ИЗОЛЯТОРОВ
Крепление арматуры на изоляторе с помощью цементирующего
вещества осуществляется заполнением пространства (кольцевого
зазора) между арматурой н изоляционным элементом портланд-
цементным составом, приготовленным нз двух частей портланд-
цемента и одной части наполнителя (мелкий речной песок, отмы-
тый от глинистых веществ, или фарфоровая мука), замешанных
на воде (0,3 части воды). После затвердевания портландцементный
состав сцепляется с поверхностью фарфора и арматуры, прочно
связывая их между собой. Для приготовления состава исполь-
зуется портландцемент по ГОСТ 10178—76 марки не ниже 400*
для армирования менее ответственных изоляторов (например,
опорных изоляторов внутренней установки на 6—10 кВ) и марки
не ниже 500 для ответственных изоляторов (например, опорно-
штыревых и опорно-стержневых изоляторов на 10—220 кВ).
Пределы прочности (в МПа) образцов (размером 40х40х
Х160 мм) нз портландцементного состава после затвердевания
образцов в воде за время, не меньшее 28 сут, при сжатии огС}К и
при статическом изгибе оизг имеют следующие значения:
Марка цемента . .
°иаг • • • • •
400 500
40 50
5,5 6,0
550 600
55 60
6,2 6,5
* Марку цемента определяет предел прочности при изгибе и сжатии образ-
цов, изготовленных по ГОСТ 310.4—81.
89
Таблица 3-11. Размеры рифления, мм
Коэффициент линейного расширения цементного состава cq =
= 10-IO"6.
Продолжительность полного затвердения цементного состава
составляет 28 дней. Ускорение затвердения достигается пропа-
риванием изоляторов в специальных камерах в течение двух суток.
Уплотнение цементного состава после заполнения им зазора между
фарфором и арматурой достигается кратковременной вибрацией
изолятора нли же заполнением зазора между фарфором н арма-
турой цементным составом под давлением 0,2—0,3 МПа.
Для лучшего сцепления портландцементного состава с поверх-
ностью фарфора последняя покрывается фарфоровой крошкой под
глазурь* или на нее наносится рифление (табл. 3-11): шашечное
или канавками. Поверхность, на которую нанесено рифление, не
глазуруется.
Шашечное рифление № 1 применяется для полых изоляторов
наружным диаметром до 120 мм, рифление № 2 — для полых
изоляторов наружным диаметром от 120 до 170 мм и рифление
№ 3 —для полых изоляторов наружным диаметром более 170 мм
и для опорно-стержневых изоляторов (см. рис. 3-1, а).
Рифление канавками № 1 применяется для полых изоляторов
наружным диаметром до 200 мм, а рифление № 2 — для изоля-
торов диаметром более 200 мм. Число канавок составляет от 3
до 5 при диаметре изолятора до 200 мм н от 5 до 8 — при диаметре
изолятора более 200 мм.
Размер рифленой поверхности выбирается кратным шагу
рифления ^Риф- Наружный диаметр изолятора увеличивается
в месте рифления на 2йрПф + (1 — 2) мм.
* Поверхность фарфора до обжига покрывается фарфоровой крошкой с раз*
мером зерна 1,5—3 мм, смешанной с глазурью,
90
Рис. 3-2. Крепление арматуры цементирующим веществом
На поверхности арматуры, соприкасающейся с портландце-
ментным составом, предусматриваются канавки: кольцевые или
в виде отдельных сегментов. Профиль канавки (рис. 3-2) — полу-
круглый, прямоугольный нли трапецеидальный. Глубина ка-
навки 2—6 мм, а ширина 4—12 мм. Расстояние между краями
канавок по высоте арматуры 10—20 мм.
Высота поверхности арматуры определяется' наружным
диаметром тела изолятора Dn и нагрузкой, на которую рассчиты-
вается изолятор. Практически высота арматуры Лар и число кана-
вок принимаются такими:
£>н, мм .......
йар> мм • ••»••
пк>.........» . .
100
20—55
1—2
100—200 200—300 Более 300
35—100 85—160 100—180
2—3 3—4 4—6
Минимальный зазор между фарфором н арматурой составляет
2—5 мм на сторону. Для повышения прочности соединения изо-
лятора и арматуры обе их поверхности (нли одну из ннх) выпол-
няют с конусностью а = 54-6° (рис. 3-2).
Неармированные фарфоровые изоляторы не снижают своей
механической прочности при воздействии многократных циклов
температурных изменений от +50 до —40 °C, а также при длитель-
ном охлаждении до температуры —60 °C. Прн изменении же тем-
пературы армированных фарфоровых изоляторов в месте соедине-
ния фарфора с арматурой возникают дополнительные механиче-
ские напряжения, обусловленные различием в коэффициенте
линейного расширения щ фарфора, металла арматуры и цементи-
рующего состава. Для уменьшения этих напряжений поверхности
фарфора и арматуры, соприкасающиеся с цементирующим соста-
вом, покрываются слоем компенсирующей промазки толщиной 0,2—
0,3 мм (асфальто-битумный лак БТ-99 по ГОСТ 8017—74 или
БТ-577 по ГОСТ 5631—79), что достигается однократным покры-
91
Таблица 3-12. Размеры выступов, мм
тием этих поверхностей. На торцевые поверхности цементного
слоя наносится влагостойкое покрытие, например эмаль ПФ-115
по ГОСТ 6465—76. Цементный шов разрушается под действием
трансформаторного масла. Поэтому цементные швы изоляторов,
находящихся в масле, покрывают специальным маслостонкнм
покрытием.
Механическое крепление арматуры достигается прижатием
арматуры к буртнку (утолщению) на наружной нли внутренней
поверхности изолятора посредством болтов, притягиваемых к опор-
ной поверхности аппарата. Форма и размеры буртиков приведены
в табл. 3-12, где Б = (0,64-0,8) А; В = (14-1,75) A; d = (0,64-
4-0,7) А', rz = 3 мм. С обеих сторон буртика прокладываются
мягкие прокладки (электрокартон, резина н др.).
При механическом креплении арматуры, выполненном по
рис. 3-3, а, два стальных полукольца 3 вкладываются внутрь
кольца 2 после того, как последнее надето на изолятор 1 н распо-
ложено выше буртнка. Таким образом получается составное
кольцо, внутренний диаметр которого D3 меньше наружного диа-
92
A
Рис. 3-3, Разновидности механического крепления арматуры
93
метра буртика изолятора D. Затем составное кольцо опускается
на прокладку, положенную на буртик, и притягивается шпиль-
ками 4 к опорной поверхности 5. При этом буртик изолятора ока-
зывается зажатым между полукольцами 3 и опорной плоскостью 5.
Торец изолятора, коническая поверхность буртика и цилиндри-
ческие поверхности диаметром D и Do шлифуются. Размеры ар-
матуры (мм):
— D 4- А 4- (3 4- 5); D2 = £>г + (6 4- Ю);
D3 = £)o + A + (64- 10); D4 = D2 + d-J-(5 4-I0); ,
+ 2,2d; h = (2,5 4~ 3) d; hx « (0,75 4- 0,80) htl
(3-5)
где A = 0,5 -r 1 мм — допуск на диаметры D и D6.
Ниже на этом же рисунке показаны другие конструкции
колец и полуколец, применяемые при механическом креплении
арматуры.
При креплении по рис. 3-3, б арматурой являются четыре
стальных полукольца 2, положенные попарно друг на друга.
Стыки верхних и нижних полуколец смещены относительно друг
друга на угол 90°. Размеры полукольца (мм):
= 0,5 (Do + А + 3); Т?2 = 0,5 (D + А + d 4- 3);
R3 = + l,25rf; di « (1,054-1,2) d; h - (0,84-1,0) d.
При завертывании гаек буртик изолятора 1 оказывается зажа-
тым между полукольцами 2 и опорной поверхностью 3.
При механическом креплении арматуры по рис. 3-3, в алюми-
ниевые колодки 5 закрепляются винтами 3 на двух стальных полу-
кольцах 4. Полукольца скрепляются между собой двумя сталь-
ными соединительными планками 7. Образованное таким образом
кольцо с колодками накладывается на выступ изолятора 1. Пово-
рачивая каждую колодку 5 вокруг оси винта 3, добиваются со-
прикосновения каждой колодки с поверхностью буртика изоля-
тора. Затем кольцо 4 притягивается шпильками 2 к опорной
поверхности 6. Соединительная планка крепится к полукольцам
теми же винтами 3, что и колодки. Толщина соединительной планки
н полукольца принимается по 8—15 мм в зависимости от диаметра
изолятора. Размеры полукольца, планки н колодок (мм) опреде-
ляются соотношениями:
а = (0,24-0,25) d; = 1% + a; R2 = 0,5 (Do 4- A 4- 10);
Rs = R2 4- d 4- 5; D2 = 2R3 + d~a; h = (104-12) d;
dt = 304-50; d2 = (1,054-1,2) d;
ds — свободное отверстие под вннт 3.
Конструктивные элементы изоляторов. Усадка фарфоровой
массы в процессе сушки н обжига вынуждает формовать изоляторы
несколько больших размеров, чем те, какие они должны иметь
в окончательном виде. Однако заранее точно предугадать усадку
94
Таблица 3-13. Симметричные допуски (мм) на размеры
изоляторов (мм)
Размер изолятора
Размер изолятора
Размер изолятора
От 30 до 40 1,5 Свыше 140 до 155 5,5 Свыше 450 ДО 500 13
Свыше 40 в 50 1,7 В 155 в 170 6,0 в 500 в 600 15
в 50 в 60 2,0 В 170 в 185 6,5 в 600 в 750 17,5
в 60 в 70 2,5 В 185 в 200 7,0 в 800 в 900 19
» 70 в 80 3,0 в 200 » 250 8,0 в 900 в 1000 20
в 80 в 90 3,5 в 250 в 300 9,0 в 1000 в 2000 2%
» 90 в 110 4,0 в 300 в 350 10 в 2000 1,5%
в НО в 125 4,5 в 350 в 400 11
в 125 в 140 5,0 в 400 в 450 12
невозможно. Согласно ГОСТ 13872—68 симметричный допуск (±)
на наиболее ответственные размеры изоляторов, т. е. на размеры,
ограниченные конструктивной длиной и размерами арматуры,
а также на размеры, связанные с электрическими и механическими
характеристиками изоляторов, не должен превышать значений,
приведенных в табл. 3-13.
Рекомендуемые значения толщины стенок полых фарфоровых
изоляторов (размер А) приведены в табл. 3-12.
Форма (очертание) изолятора определяется условиями, в ко-
торых он должен работать. Изоляторы могут быть сплошными
(рис. 3-1, а) или полыми с перемычкой (рнс. 3-1, б), цилиндриче-
скими (рнс. 3-1, е) нли коническими (рис. 3-1, а), с постоянным
(рис. 3-1, е) или переменным (рис. 3-1, а) вылетом ребер.
В изоляторах не должно быть резких переходов от толстого
сечения к тонкому. Все углы следует закруглять. Изоляторы
покрываются белой глазурью, за исключением рифленых поверх-
ностей и торцев. Иногда применяется покрытие изоляторов цвет-
ной глазурью.
Изоляторы внутренней установки имеют ребра в виде симме-
тричных кольцевых выступов треугольного сечения со сглажен-
ными углами (табл. 3-14). Ребра повышают напряжение, прн
котором появляются скользящие разряды. Изоляторы климатиче-
ского нсполнення УХ Л на 6—10 кВ имеют одно ребро (рис. 3-1,6),
изоляторы на 15—20 кВ — два-три ребра, а изоляторы на 35 кВ —
от трех до пяти ребер.
Изоляторы наружной установки имеют ребра зонтообразной
формы с капельницами илн углублениями, препятствующими за-
теканию воды на их ннжнюю поверхность (табл. 3-15). Приме-
няются и другие конфигурации ребер (см. рис. 3-2). Путь утечки
/л.у по поверхности изолятора и напряжение, которое он выдер-
живает поддождем t/дож, зависят от вылета ребра hp (см. рис. 3-2)
и числа ребер п$. Когда /гр становится равным половине расстоя-
95
Таблица 3-14. Форма и размеры ребер фарфоровых изоляторов
внутренней установки, мм
Примечание: /ут — путь утечки по поверхности ребра от точки А
до точки Б; разность /ут—7 соответствует увеличению пути утечки от одного
ребра.
ния между ребрами tp (или большим ее), разряд перестает идти
вдоль поверхности ребер и начинает распространяться по воз-
духу от ребра к ребру. Выдерживаемое под дождем напряжение
перестает увеличиваться. Таким образом, целесообразно выби-
рать йр = 0,5fp. Однако необходимость обеспечить установлен-
ный путь утечки /п.у заставляет увеличивать отношение hp!tp.
При выборе Лр и tp следует учитывать также и технологические
возможности. Приводим вылет ребра рекомендуемый для
изоляторов с наружным диаметром £>н:
£>н, мм ... До 200 200—300 300—800
Др. мм ... . 30—60 40—75 60—130
Число ребер
утечки,
на изоляторе, обеспечивающее заданный путь
— (4i. у ^акт)/(^ут " 4)>
(3-6)
где /п, у — см. в табл. 3-10, см; Лакт —активная высота изоля-
тора, см; /ут и /2 — см. в табл. 3-15, см.
Расстояние между ребрами (в см)
— ^2 Ч~ 1Лакт — (2,5 4- 7,5)]/(ftp 1).
(3’7)
96
Таблица 3-15. Профиль и размеры ребер фарфоровых изоляторов
наружной установки, мм
Лр 1 fi Is /уТ 1 6 fa г п гг Я /уч
30 4 24 34 80 8 25 36 5 10 7 15 81
35 6 26 36 96 9 28 39 5 10 8 15 96
40 6 38 102_ 12 34 44 6 12 8 18 112
50 7 30 41 121 12 38 49 6 12 10 18 132
60 8 34 46 150 15 45 60 7 14 12 24 160
70 9 38 48 160 17 50 65 7 14 12 24 182
75 9 40 50 178 20 55 68 8 16 16 24 195
90 10 45 55 206 23 62 78 8 18 18 26 226
Примечание. Путь утечки /ут — расстояние по внешней по-
верхности ребра между точками А и Б. Наименьшее расстояние между
ребрами равно /g. Разность 1ут — 12 соответствует увеличению пути утечки
от одного ребра.
4 П/р В. В. Афанасьева
97
Таблица 3-16. Изоляторы опорные внутренней
Тип изолятора Рис. 3-4 Реаме
Н
ИО-6-375-1УЗ п 100 25 15
МО-6-375-ПУЗ а 100 20 15
ИОР 6-375УХЛ. Т2 д 100 20 18
ИО-10-375-1 УЗ п 120 20 15
ИО-10-375-II УЗ а 120 20 15
ИО-10-375крУЗ м 190 36 27
ИО-Ю-375овУЗ н 190 36 27
ИОР-10-375 УХЛ, Т2 д 120 20 18
ИОР-10-375 УХЛ, Т2 Р 120 30 30
ИО-Ю-750 УЗ а 120 26 18
ИОР-10-750-ТУХЛ, Т2 е 124 26 18
ИОР-10-750-ПУХЛ, Т2 д 120 26 18
ИО-10-750-1УЗ п 120 45 25
ИО-Ю-750крУЗ м 215 46 38
1Ю-10-750овУЗ н 215 46 38
ИО-10-2000УЗ б 134 25 20
ИОР-Ю-2000УХЛ, Т2 3 134 25 20
ИО-1С-ЗОООУЗ б 154 30 20
ИОР-Ю-ЗОООУХЛ, Т2 в 150 30 20
ИО-Ю-4250квУЗ о 230 65 46
ИО-20-375УЗ а 210 20 18
ИОР-20-375УХЛ, Т2 д 210 20 18
ИОР-20-750У, ТЗ и 206 55 55
ИО-2С-ЗОООУЗ в 206 30 20
ИОР-20-3000УХЛ, Т2 Ж 206 30 20
ИО-20-4250квУЗ о 305 70 46
ИОР-24-750УЗ к 262 45 15
ИО-35-375УЗ г 372 26 18
ИОР-35-375УХЛ, Т2 л 372 26 18
ИО-35-750УЗ г 372 26 18
ИОР-35-750УХЛ, Т2 л 372 26 18
Примечание. Для изоляторов типа ИО-Ю-375ов dA = 12 мм, типа
Число ребер на изоляторе, обеспечивающее требуемое, выдер-
живаемое под дождем напряжение,
Пр = (С/расч. Д - 3,5ад7) М2,65«р#в). (3-8)
где Ор — кратчайшее расстояние между ребрами (см. рнс. 3-2).
Из полученных по формулам (3-6) и (3-8) значений пр прини-
мается большее.
Расстояние Г от нижнего ребра до арматуры при креплении
цементирующим составом лежит в пределах 1,5—8 см (рис. 3-2).
Меныпне значения относятся к изоляторам, у которых заполнение
зазора цементирующим составом возможно с торца изолятора,
а большие значения — к изоляторам, заполнение зазора которых
цементом производится со стороны ребра. В изоляторах с меха-
98
установки (к рис. 3-4)
ры. мм
D Di d di ds Масса, кг
77 60 75 мю M10 1,1
77 60 75 М12 M8 18 — 1,1
76 60 84 Ml 2 M8 18 —- 1,1
82 60 80 Ml 2 M10 —— 1,35
82 60 80 Ml 2 M8 18 1,4
108 62 86 М12 M6 36 MIO 2,3
160 62 86 М10 M6 36 135 2,8
86 62 96 M12 M8 18 —-- 1,7
86 62 96 M12 Ml 2 — —- 1,7
102 80 100 M16 M10 23 — 2,2
115 95 115 Ml 6 M10 23 —- 2,3
112 80 112 M16 MIO 23 — 2,7
102 80 100 M16 M16 — — — 2,7
130 82 108 Ml 6 M10 46 M16 4,7
215 82 108 M16 M10 46 175 5,4
160 110 153 M12 M12 25 40 5,7
165 120 170 M12 Ml 2 25 40 6,4
180 130 180 Ml 2 M12 25 40 5,9
190 147 200 Ml 2 M12 25 40 10,3
210 140 180 Ml 6 M12 46 180 10
110 85 105 Ml 2 MIO 23 " 4,2
140 85 146 M12 MID 23 1 4,2
120 120 160 M24 M24 — “ — 5,7
186 130 186 Ml 6 Ml 2 40 65 12,8
200 130 206 M16 M12 40 65 15,0
255 155 — M16 M12 46 208 12
120 120 160 M30 M12 43 —- 10,5
НО 84 110 Ml 6 M10 23 — 7,1
ПО 84 148 Ml 6 MIO 23 —- 9,0
140 90 140 M16 M10 23 —. 1, 10,5
140 84 148 M16 M10 23 — 11,5
ИО-Ю-750ов d4= 15 мм, типа И0-10-4250кв и И0-20-4250кв d4 = 18 мм.
ни чески м креплением арматуры расстояние V выбирается таким,
чтобы обеспечить удобную сборку и разборку арматуры.
Число ребер, определенное по формуле (3-6) для изоляторов
с изоляцией категорий Б и В, не всегда удается разместить по
высоте изолятора haKT, определенной исходя из £/расч» и ее прихо-
дится существенно увеличивать.
Опорные изоляторы внутренней установки изображены на
рис. 3-4, а наружной установки — на рис. 3-5—3-7. Размеры и
характеристики этих изоляторов приведены в табл. 3-16 и 3-17,
а колонок из этих изоляторов — в табл. 3-18.
Условное обозначение изоляторов: И — изолятор, О — опор-
ный, П — проходной, Н — наружной установки, III — штыре-
вой, С— стержневой; первое число — номинальное напряжение, кВ;
4* 99
Рис. 3-4. Опорные изоляторы
100
Внутренней установки
101
Таблица 3-17. Характеристики изоляторов опорных
наружной установки (к рис. 3-5 — 3-7)
Тип нволятора Длина пути утечки, см Масса, кг Тип изолятора Длина пути утечки, см Масса, кг
Опорно-стержневые,
Опорно-штыревые, ГОСТ 8608—79 ГОСТ 9984—79
ОНШ-6-350 ОНШ-10-500 ОНШ-10-2000 ОНШ-20-Ю00 ОНШ-35-ЮОО ОНШ-35-2000 19 21,5 20,5 62 71 86 2,5 3,7 12,7 25,4 32,6 41,5 ОНС-20-Ю00 ОНС-20-2000 ОНС-35-500 ОНСУ-35-500 ОНС-35-2000 ИОС-110-400 40 40 70 105 70 190 15,5 22,5 16 34,4 43,5 61
ЙОС-110-600 223 71
Опор но-стержневые, ГОСТ 9984—79 КО-110-1250 190 83,2
КО-110-1500 190 106
ОНСУ-10-300 40 8,9 КО-110-2000 190 106
КО-10 (ОНС-10-2000) 20 26 ОНС-110-1600 190 94,3
ОНС-20-500 40 9,0 ОНС-110-2000 190 94,3
Таблица 3-18. Характеристики колонок из опорных изоляторов
Номи- нальное напря- жение, кВ Изоляторы Разру- шающая нагрузка на изгиб, Н, не менее Длина пути утечки, см, не менее Высота, мм Масса, кг
Тип Число их в колонке
Одностоечные колонки
110 ОНШ-35-ЮОО 3 3250 213 1200 98
по ОНШ-35-2000 3 5000 258 1200 124
150 ОНШ-35-2000 4 3400 344 1600 166
220 ОНШ-35-2000 5 2500 430 2000 208
220 КО-110-1250 и ИОС-110-600 2 1350 413 2200 154
220 КО-110-1250 и ОНС-110-2000 2 2000 380 2200 178
330 ОНС-110-2000, КО-110-1250 и ИОС-110-600 3 1330 603 3300 309
Трехстоечпые колонки (треноги)
500 ИОС-110-600 3X4 892 4960 1150
750 ИОС-110-600 3X6 — 1338 7140 1600
1150 КО-110-2000 3X9 — 1710 10 720 3000
Примечание. Колонки на НО—330 кВ выполняются одно-
стоечными из нескольких изоляторов, поставленных один на другой.
Колонки на 500— 1150 кВ выполняются в виде треног, составленных по вы-
соте из нескольких изоляторов. Колонки на 330 кВ и выше имеют экраны
для выравнивания напряжения по высоте колонки и для защиты от короны.
102
Рис. 3*5. Опорно-штыревые изоляторы
103
0НСУ-10-300
ОНСУ~1О~20ОО
0HC~35-5W 0HC-35-1DD0
Рис. 3-6. Опорно-стержневые изоляторы 10—35 кВ
104
Рис. 3-7. Опорно-стержневые изоляторы 110 кВ
DHC-110-2t)0D
второе число — минимальная разрушающая нагрузка на из-
гиб, приложенная к верхнему фланцу изолятора при закреплен-
ном нижнем, кН (рис. 3-5) или даН (кг) (рис. 3-6 и 3-7); далее сле-
дуют буквы: кр — с нижиим круглым фланцем, ов — с овальным
и кв — с квадратным фланцем; У, ХЛ, Т — климатическое испол-
нение; 1, 2 и 3 — категории размещения; I и II — варианты про-
мышленного исполнения; для изоляторов исполнения I числа
375 и 750 даН (кг) соответствуют минимальной разрушающей на-
грузке на разрыв.
Разработана унифицированная серия опорно-стержневых изо-
ляторов на номинальные напряжения НО, 150, 220, 330 и 500 кВ.
Они имеют два исполнения по длине пути утечки, но одинаковую
высоту для одного номинального напряжения. Механическая
прочность на изгиб для изоляторов всех номинальных напряже-
ний: 4, 6, 8 и 12,5 кН. Максимальная высота изоляторов этой
серии в единичном исполнении 1700 мм, что позволяет выполнить
их на напряжение 150 кВ в одном элементе. На напряжения от
220 до 500 кВ комплектуются одиночные колонки из двух или
трех элементов. Верхними элементами во всех колонках являются
изоляторы на 110 или 150 кВ. Последующими элементами в колон-
ках служат нестандартные изоляторы высотой от 880 до 1700 мм
с разрушающим усилием на изгиб от 6,5 до 48 кН. Серия состоит
из 32 типов отдельных изоляторов на ПО и 150 кВ, что позволяет
получить 68 типов изоляционных колонок на 220—500 кВ.
Проходные изоляторы (ПИ) имеют два исполнения: внутрен-
ней установки (оба конца ПИ находятся внутри помещения или
аппарата) по ГОСТ 20454—79 и наружно-внутренней установки
(один конец ПИ находится вне помещения или аппарата) по
ГОСТ 20479—83. С обоих концов ПИ может быть одна и та же
среда (воздух—воздух) или разные среды (воздух—масло или
воздух—элегаз).
Проходные изоляторы (или вводы)* в простейшем виде пред-
ставляют собой цилиндрическое тело из одного диэлектрика илн
нескольких слоев различных диэлектриков, вдоль оси которого
проходит токоведущий стержень; снаружи в средней части тело
охватывается металлическим заземленным фланцем, служащим
для крепления изолятора к корпусу аппарата или к стенам зда-
ний. ПИ может ие иметь токоведущего стержня. В этом случае
его заменяет шина РУ.
В ПИ применяются следующие виды внутренней изоляции,
предотвращающей пробой внутри изолятора между токоведущими
стержнем и фланцем: 1) воздух в комбинации с фарфором; 2) фар-
фор; 3) эпоксидный компаунд; 4) бакелизированная бумага;
5) бакелизированная бумага в сочетании с компаундом; 6) транс-
форматорное масло с бумажными барьерами, покрытыми метал-
* Это ПИ, предназначенные для проведения токоведущих частей аппарата
через его заземленные части.
106
лическими уравнительными обкладками; 7) бумажно-масляная
изоляция в сочетании с металлическими уравнительными обклад-
ками.
При всех видах внутренней изоляции в качестве внешней изо-
ляции ПИ, обеспечивающей необходимое напряжение перекры-
тия по ее поверхности, служат фарфоровые покрышки, предо-
храняющие внутреннюю изоляцию от неблагоприятных внешних
воздействий (пыль, влага, дождь, снег). У изоляторов с масля-
ным и компаундным заполнением полость фарфоровых покрышек
служит, кроме того, резервуаром для масла или компаунда и
размещения в нем внутренней изоляции. Исключение составляют
ПИ из эпоксидного компаунда, которые могут устанавливаться
внутри помещений без фарфоровых покрышек.
Длина внешней изоляции ПИ мало зависит от вида диэлектрика,
примененного для изоляции токоведущего стержня от заземленного
фланца, так как напряжение перекрытия по внешней поверх-
ности диэлектрика определяется главным образом свойствами
окружающей среды и мерами по выравниванию электрического
поля. Диаметр изолятора, наоборот, очень сильно зависит от
свойств диэлектрика.
ПИ с чисто фарфоровой изоляцией нли с комбинацией ее
с воздухом применяются при номинальных напряжениях не
выше 35 кВ, а изоляторы из эпоксидного компаунда — до 35 кВ.
Кроме того, применяются ПИ на напряжение 35 кВ с заполне-
нием полости компаундом (рис. 3-8) или маслом. По длине фарфо-
ровые ПИ на 6—20 кВ имеют один фарфоровый элемент (см.
рис. 3-1, м), а на 35 кВ — один или два элемента (рис. 3-8).
В ПИ максимальная напряженность электрического поля
имеет место на краях среднего заземленного фланца из-за незна-
чительного расстояния между ним и токоведущим стержнем.
Следствием этого является сравнительно незначительное напряже-
ние перекрытия по внешней поверхности ПИ. Повышение напряже-
ния перекрытия достигается увеличением наружного диаметра ПИ
или специальными мерами по более равномерному распределению
напряжения между токоведущим стержнем и фланцем. В ПИ на
напряжения свыше 35 кВ выравнивание напряжения по толще
диэлектрика (радиальное) и по его длине (аксиальное) достигается
разделением его концентрическими цилиндрическими проклад-
ками из фольги на тонкие слои. В результате пространство между
фланцем и токоведущим стержнем представляет собой цепь по-
следовательносоединенных цилиндрических конденсаторов. Такая
изоляция называется конденсаторной. Полное вырав-
нивание напряжения как в радиальном, так и в аксиальном на-
правлении приводит к существенным конструктивным усложне-
ниям и увеличению габаритов ПИ. Поэтому обычно добиваются
полного выравнивания напряжения в аксиальном направлении
н частичного — в радиальном.
В аппаратах применяется конденсаторная изоляция трех видов.
107
внутри фарфоровых покрышек и
Рис. 3-8. Проходной изолятор на
35 кВ
i — верхняя фарфоровая покрышка;
2 — токоведущий стержень; 3 — кабель»
пая бумага; 4 — компаунд; 5 — чугун-
ная втулка; 6 — нижняя фарфоровая
покрышка
Твердая конденсатора ая
изоляция (ТКИ), которая
получается намоткой на то-
коведущий стержень не-
скольких слоев бумаги, по-
крытой с одной стороны ла-
ком, до получения слоя не-
обходимой толщины. Поверх
этого слоя бумаги наклады-
вается металлическая об-
кладка. Затем опять наматы-
вается несколько слоев бу-
маги и снова поверх этого
слоя накладывается металли-
ческая обкладка. Таким об-
разом получают изоляцию
необходимой толщины. После
этого токоведущий стержень
с намотанной на него изо-
ляцией подвергается термо-
обработке, в результате ко-
торой происходит полимери-
зация лака и получается
твердая бумажная конденса-
торная изоляция.
Маслобарьерная конден-
саторная изоляция (МБКИ),
которая образуется установ-
кой между токоведущим
стержнем и заземленным
фланцем нескольких концент-
рических бумажно-бакели-
товых цилиндров разного
диаметра с металлическими
обкладками. Такой комплект
изоляции устанавливается
заполняется трансформаторным
маслом.
Бумажно-масляная конденсаторная изоляция (БМКИ), кото-
рая образуется намоткой на токоведущий стержень (или на от-
дельный бумажно-бакелитовый цилиндр) бумажного покрытия
определенной толщины и наложением на это покрытие металличе-
108
ской обкладки. Затем на обкладку наматывается второй слой бу-
мажного покрытия, а на него — вторая обкладка. Таким образом
происходит намотка всех последующих слоев. Полученная изоля-
ция подвергается сушке и вакуумной пропитке маслом.
Маслонаполненные фарфоровые ПИ применяются в масляных
выключателях на ПО—220 кВ. Они могут быть негерметичными и
герметичными. В негерметичных ПИ масло, находящееся внутри
изолятора, сообщается с атмосферным воздухом через компенсатор
с масляным затвором. В герметичных ПИ масло находится внутри
изолятора под давлением 0,02—0,3 МПа. При изменении тем-
пературы масла увеличение (уменьшение) его объема вызывает
сжатие (расширение) герметичных пустотелых сильфонов, запол-
ненных воздухом, или прогиб специальных мембран.
Внешней изоляцией негерметичного маслонаполненного ПИ
для бакового МВ на ПО кВ, 630—1000 А (рис. 3-9) является фар-
форовая покрышка 5, герметично соединенная посредством ме-
таллической втулки 9 с нижней фарфоровой покрышкой 10, на-
ходящейся в масле. Внутри ПИ проходит токоведущая труба 4,
которая соединяет все основные части ввода (покрышки 5 и 10,
втулку 9 и маслорасширитель 2). Ннжиий конец трубы 4 ввернут
во фланец 11, а на ее верхнем конце закреплен контактный за-
жим 1. Труба 4 проходит сквозь остов с многослойной бумажно-
масляной конденсаторной изоляцией 6, разделенной на отдельные
слои обкладками из фольги. Обкладки выравнивают электрическое
поле в радиальном направлении внутри ввода и вдоль его поверх-
ности. Последняя обкладка присоединяется проводом 18 к вы-
воду 19, который предназначен для измерения емкости и tg 6
изоляции ПИ.
Масло 7, заполняющее ПИ, сообщается с атмосферным возду-
хом через маслорасширитель 2 с гидравлическим затвором 12.
При увеличении объема масла вследствие его нагревания уровень
масла в камере А повышается. Воздух, находящийся в камере?!,
вытесняется в кольцевую камеру В, понижая уровень масла в ней.
Из камеры В масло перетекает в кольцевую камеру Б, повышая
в ней уровень масла. Избыток воздуха, находящегося в камере Б,
вытесняется наружу через дыхательную трубку 13 и отверстие
в поддоне. Уровень масла в ПИ контролируется маслоуказателем 3.
Компенсация температурных изменений длины трубы 4, втулки 9
и обеих фарфоровых покрышек осуществляется спиральными
пружинами 14. Соединение покрышки 5 со втулкой 9 осуще-
ствляется посредством стальных колец 15, сухарей 16 и бол-
тов 17. Снаружи эти детали закрыты кожухом 8. Проба масла
из нижней части ввода берется через сифонную трубку 20, выхо-
дящую сквозь поддон маслорасширителя и закрытую пробкой.
По способу соединения фарфоровых покрышек с металличе-
скими частями различают ПИ с фланцевым и бесфланцевым креп-
лением покрышек. В ПИ с бесфланцевым креплением покрышек
уплотнение между всеми сопрягаемыми деталями изолятора
109
Рис. 3-9 Проходной маслонаполненный изолятор на 110 кВ
110
Таблица 3~19. Характеристики подвесных изоляторов
(ГОСТ 6490—83)
Тип изолятора Рис. 3-10 Размеры, мм Путь утечки ^п. у1 Пробивное на- пряжение в изоляционной среде, кВ, не менее Выдерживаемое на- пряжение, кВ, не менее Масса, кг
^а D одноми- нутное при 50 Гц под дождем импульсное при волне 1,2/50 мкс
+
Изоляторы подвесные из закаленного стекла
ПС40 а 110 175 185 100 30 70 70 1,7
ПС70-Д а 127 255 290 130 40 90 100 3,4
ПС120-А б 146 260 330 130 45 110 115 5,4
ПС210-Б б 170 320 385 130 40 НО 115 8,2
[ ПС160-Б ПСЗОО в 170 280 390 130 35 100 115 8,5
г 175 430 440 130 50 90 90 12
ПСЗОО-Б в 195 320 420 130 50 120 115 11,5
ПС400 г 205 470 455 130 50 90 90 16,0
ПС400-А г 220 390 450 130 55 120 120 15,9
Изоляторы подвесные фарфоровые
ПФ70-В д 134 270 355 130 35 100 НО 4,8
ПФ160-А д 173 280 i 385 130 40 105 105 8,7
ПФ200-А д 194 350 420 125 44 130 135 12,8
Изоляторы подвесные для районов с загрязненной атмосферой
ПФГ70-Б е 125 270 375 130 40 115 НО 4,7
ПФГ70-А 130 270 400 130 40 120 120 5,2
ПСГ160 3 166 375 495 130 50 120 120 11,0
достигается при помощи компенсирующих спиральных пружин 13,
размещенных вокруг токоведущей трубы 4 и затягиваемых с по-
мощью специальных гаек.
Герметичный ПИ отличается от рассмотренного выше тем, что
в его маслорасширителе установлено несколько сильфонов, из-
меняющих свой объем при повышении или понижении темпера-
туры масла.
Подвесной изолятор (рис. 3-10) состоит из фарфоровой или
стеклянной детали 2, на головке которой закреплена цементно-
песчаным составом оцинкованная шапка 1 из ковкого чугуна.
В полости подвесного изолятора закреплен оцинкованный сталь-
ной стержень 3. Из отдельных изоляторов собираются гирлянды
требуемой длины. На рис. 3-10 представлены конструкции отече-
ственных подвесных изоляторов, а в табл. 3-19 — их характери-
стики. При маркировке изоляторов буквы и цифры означают:
П __ подвесной, С — стеклянный, Ф — фарфоровый, Г — для
районов с загрязненной атмосферой, число (40, 70, 120 и др.) —
минимальная электромеханическая нагрузка, кН, последняя
буква (А, Б, В и Д) — вариант конструкции изолятора.
111
Рис. 3-10. Подвесные изочяторы
3-3. ОСОБЕННОСТИ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ПРОЧНОСТИ
ПРОМЕЖУТКОВ В ГАЗОВОЙ СРЕДЕ
Начальная ионизация газа. В объеме газа, находящегося
между электродами, всегда имеется некоторое количество сво-
бодных электронов (правда, весьма ничтожное), образовавшихся
под действием тех или иных внешних ионизаторов, например
космического излучения. При повышении напряженности поля
между электродами увеличивается энергия свободных электронов.
При движении электрона вдоль линий поля и его столкновении
с молекулой (атомом) в зависимости от энергии электрона может
произойти:
1. Захват электрона молекулой газа и поглощение избыточной
энергии электрона колебательной системой молекулы без возбу-
ждения последней.
2. Диссоциация молекулы газа за счет кинетической энергии
электрона, если она превышает энергию диссоциации газа (см.
табл. 2-1). Электрон, потерявший свою энергию, может ока-
заться присоединенным к одному из атомов, образовавшихся
в результате распада молекулы, или остается свободным.
3. Возбуждение молекулы (атома), если кинетическая энергия
электрона превышает энергию возбуждения молекулы илн атома
(см. табл. 2-1).
112
4. Ионизация молекулы (атома), если кинетическая энергия
электрона превышает энергию ионизации (см. табл. 2-1). Вновь
образующиеся свободные электроны называются первичными.
Интенсивность их образования характеризуется коэффициентом
первичной ионизации а3, равным числу электронов, освобожден-
ных одним электроном на единице пути.
В первом и частично во втором случае происходит уменьшение
числа свободных электронов в объеме газа. Интенсивность этого
процесса характеризуется коэффициентом захвата (присоедине-
ния) электронов т]э. Величина, обратная численно равна
средней длине пробега электрона до присоединения к одной из
молекул газа.
Возбуждение молекул оказывает существенное влияние на
процесс формирования электрического разряда в газовой среде,
поскольку возврат возбужденных молекул в нормальное состояние
сопровождается излучением фотонов (см. § 2-1). Энергия фотонов,
равная произведению постоянной Планка и частоты излучення,
может оказаться больше работы выхода электронов с электрода
(см. табл. 2-1). При этом с поверхности электродов под действием
фотонов выделится дополнительное количество свободных элек-
тронов (фотоэффект с поверхности металла). Кроме того, если энер-
гия фотона превосходит энергию ионизации молекулы (особенно
возбужденной молекулы) газа, то при поглощении этого фотона
молекулой газа происходит выделение из молекулы свободного
электрона (фотоионизация газа собственным излучением), что
является еще одним источником свободных электронов в объеме
газа. Свободные электроны, появляющиеся в газе под действием
фотонов, называются вторичными электронами.
Часть излучення возбужденных молекул поглощается газом и
характеризуется коэффициентом поглощения рп. Последний уве-
личивается с повышением плотности и влажности газа.
Таким образом, при приложении напряжения к электродам
в промежутке между ними происходит образование новых свобод-
ных электронов, поглощение свободных электронов и излучение
возбужденных молекул. Интенсивность этих процессов зависит от
коэффициентов аэ, и ро. Если аэ больше т]э, то в промежутке
между электродами быстро увеличивается число движущихся
свободных электронов, получившее название лавины электронов.
Коэффициенты ионизации многих газов аэ незначительно
различаются между собой (см. табл. 2-1), в то время как коэффи-
циенты захвата различаются весьма сильно. Чем больше
разность <хэ — т]э, тем больше возникает свободных электронов
и тем при меньшей напряженности поля Еа начинается непрерыв-
ное увеличение числа электронов в газе. Так, например, для
сухого воздуха отношение начальной напряженности к относи-
тельной плотности воздуха Ев/уг = 23,6 кВ/см. Для азота т]э = О,
так как молекулы азота не могут присоединять к себе электроны.
Поэтому увеличение числа свободных электронов в азоте проис-
113
ходит при EJyr, меньших 23,6 кВ/см, хотя <хэ для азота меньше,
чем для воздуха. В элегазе коэффициент t]3 имеет существенно
большее значение, чем в воздухе. Это увеличивает начальную
напряженность в элегазе до уровня, при котором Ен!уг =
— 89 кВ/см, т. е. электрическая прочность элегаза оказывается
примерно в четыре раза большей, чем воздуха.
Самостоятельный разряд в газах, т. е. такой разряд, который
поддерживается в газе без постороннего ионизатора лишь за счет
напряжения, приложенного к электродам, возможен только при
таком напряжении, при котором ионизация осуществляется как
первичными, так и вторичными электронами.
Интенсивность ионизации газа характеризуют следующие коэф-
фициенты: аэ/р — коэффициент первичной ионизации, равный
числу электронов, образуемых в газе одним электроном на единице
пути в направлении электрического поля при единичном давлении
газа, 1/(м-Па); аэфф/р = (аэ — т]э)/р — эффективный коэффициент
первичной ионизации, равный разности первичного коэффициента
ионизации аэ и коэффициента захвата электронов т]э, соответ-
ствующего числу свободных электронов, захваченных молекулами
газа с образованием отрицательных ионов при продвижении
электронов на единицу пути в направлении электрического поля
при единичном давлении газа, 1/(м-Па); уэфф— эффективный
коэффициент вторичной ионизации, равный числу вторичных
электронов, образованных на поверхности электродов или в объеме
газа, в расчете на одни эффективный первичный электрон.
При аэфф > 0 происходит быстрое увеличение числа электронов
в начальной лавине разряда в соответствии с уравнением
х
In NeH = J аЭфф dx до значения Neli та 108. При указанном
о
числе электронов происходит настолько сильное искажение элек-
трического поля в начальной лавине, вызванное остающимся
вблизи электродов положительным объемным зарядом, что по-
следующие лавины электронов движутся в том же направлении,
что и начальная лавина, с образованием стримера.
Для оценки количественных соотношений, определяющих на-
чало самостоятельного разряда (стримера), на рис. 3-11 приведены
зависимости <хзфф1р от Е1р для воздуха, азота и элегаза.
Развитие стримера в воздухе и азоте существенно отличается
от развития стримера в элегазе вследствие значительного различия
в эффективном коэффициенте вторичной ионизации уйфф и в ко-
эффициенте захвата электронов т]э. В азоте, воздухе и элегазе уьфф
составляет примерно 6-Ю"1, 2 10-3 и 6-10г6 см-х соответ-
ственно.
Коэффициент захвата электронов т)э для азота равен нулю,
для воздуха — примерно 4 см-1 и для элегаза — примерно 800 см-1.
Поэтому в азоте в инициировании вторичных лавин участвует
каждый десятый электрон; в воздухе вследствие захвата электро-
114
Рис. 3-12. Кривая закона
Пашена
нов участвуют два электрона нз тысячи, а в элегазе — только один
из 105—10е электронов, освобожденных с катода.
Коэффициент поглощения рд для азота равен 2,5 см-1, для
воздуха 3,3 см-1 и для элегаза 6 см-1.
В однородном поле произведение относительной плотности
газа и расстояния между электродами, при котором самостоятель-
ный разряд начинает развиваться в стримерной форме, суще-
ственно различно для вышеупомянутых газов и составляет при-
мерно 6,2 см для азота; 2,1 см для воздуха и 1 см для элегаза,
т. е. при одном и том же значении ут1 число электронов в началь-
ных лавинах самостоятельного разряда в этих газах сильно раз-
личается. При увеличении давления газа влияние фотоэффекта
6 катода на производство вторичных лавин уменьшается, а роль
фотоионизации увеличивается.
В сильнонеоднородных полях в качестве обобщенного критерия
подобия используется произведение угД£, где At— протяженность
зоны ионизации. Значение (угА/)Кр мало отличается от значения
(ТгОкр Для однородного поля.
Закон подобия для промежутков с однородным полем. Теоре-
тически установлено и экспериментально подтверждено, что раз-
рядное напряжение газового промежутка в однородном поле 1/рМ8
при неизменной температуре является функцией произведения
давления р и расстояния между электродами /, т. е. [7pas = f (pl).
Это закон Пашена (рис. 3-12). Прн одновременном изменении тем-
перат уры и давления закон Пашена справедлив для произведения
относительной плотности воздуха и расстояния между электро-
дами /, т. е. £/Раз — f (Уг1)- Кривая, изображающая закон Пашена,
имеет минимум (точка а). Для воздуха этот минимум соответ-
ствует 1/раз = 350 В при pl = 7-10-6 МПа-см, а для элегаза —
Прав — 500 В при pl = 3,5-10-в МПа-см. Для всех типов АВН
область применения газовой изоляции при атмосферном и более
высоком давлении лежит справа от точки а. Для этой ветви кри-
вой закон Пашена характеризуется выражением
в (3-9)
115
Таблица 3-20. Отклонения
от закона Пашена
в однородном поле
pl. МПа- см Разрядное напряжение, кВ, при дав- лении, МПа
0,36 0.75 1,39
0,71 180 175 160
1,42 370 345 320
2,84 — 705 635
где А и В — коэффициенты, характе-
ризующие свойства газа.
Однако начиная с некоторого мо-
мента (точка б на кривой рис. 3-12)
£/раз в сжатых газах изменяется не но
кривой бв, а отклоняется от нее, изме-
няясь по кривой бг, т. е. становится
существенно меньше ожидаемого по
формуле (3-9) или по рис. 3-12 при
заданном значении pl. Это отклонение
начинает наблюдаться сдавления свыше
0,5 МПа и при напряженности элек-
трического поля более 100 кВ/см.
В табл. 3-20 приведены значения Upaa
при различных давлениях, но прн pl ==*const. Такое отклонение
в значительной степени обусловливается увеличением влияния
состояния поверхности и материала электрода на развитие раз-
ряда.
Прп значениях р1> расположенных левее точки а (рис. 3-12),
также наблюдаются отклонения от закона Пашена, но в большую
сторону. Теоретически при уменьшении pl для каждого газа
должен был бы наблюдаться беспредельный рост Upa3. В действи-
тельности увеличение £7раз ограничивается явлением вакуумного
разряда, так как при увеличении напряжения начинается интен-
сивная автоэлектронная эмиссия с катода.
В слабонеоднородном поле развитие разряда практически про-
исходит так же, как в однородном поле.
В сильнонеоднородном поле самостоятельный разряд возни-
кает только в области высокой напряженности поля вблизи элек-
трода с малым радиусом кривизны. В зависимости от плотности
газа и радиуса кривизны электрода г0 основную роль в образова-
нии вторичных электронов играет фотоэффект с поверхности ка-
тода (при <; 4) либо фотоионизация (при угг0 4). С уве-
личением yzr0 роль фотоионизации быстро возрастает вследствие
увеличения числа фотонов, поглощаемых в газе, либо вследствие
удлинения лавин (при увеличеинн г0 напряженность поля вблизи
электрода спадает медленнее и длина лавин увеличивается),
либо из-за увеличения плотности газа.
Факторы, влияющие на электрическую прочность промежут-
ков, находящихся в газовой среде. Электрическая прочность
таких промежутков подвержена разбросу и существенно зависит
от материала, площади и чистоты обработки электродов, а также
от давления, степени очистки и рода газа. Перечне ленные выше
факторы снижают электрическую прочность промежутка по сравне-
нию с рассчитанной согласно закону подобия (3-9). Это снижение
все более увеличивается с повышением давления газа. Кроме того,
от этих же факторов зависят статистические отклонения разрядных
напряжений от среднего значения и вид функции распределения
116
Рис. 3-13. Зависимость средней разрядной,
напряженности от отношения общей пло-
щади поверхности плоского электрода S
к его напряженной площади <$и при р =
= 0.7 МПа
1 — нормальный закон распределения; 2 —
двойной показательный закон; 3 — логариф-
мический закон
вероятностей пробивных напря-
жений а также вольт секундные
характеристики.
Напряженной площадью {по-
верхностью) электродов называется
часть площади электрода, на ко-
торой напряженность электриче-
ского поля превышает 90 % ее
максимального значения. Эта пло-
Ркс. 3-14. Зависимость сред-
ней по числу опытов разряд-
ной напряженности сжатого
воздуха от избыточного дав-
ления
1 и 2 — постоянное напряжение,
предварительная очистка каме-
ры, электроды из нержавеющей
стали и алюминия соответ-
ственно; 3 и 4 — соответствен-
но импульсное напряжение
(1,5/40 мкс, максимальное зна-
чение) и напряжение 50 Гц (ам-
плитуда), значения Е соответст-
вуют 5 %-ной вероятности раз-
ряда, сетчато-войлочный фильтр,
предварительная очистка ка-
меры, латунные электроды, шли-
фованные наждачной бумагой;
5 — то же, что и 4, но без филь-
тра
щадь мало сказывается на разрядном напряжении промежутка при
абсолютном давлении до 0,5 МПа и напряженности поля не более
10 kEVmm. Однако при повышении давления газа и напряженности
поля разрядные градиенты существенно уменьшаются с увеличе-
нием напряженной площади электродов (рис. 3-13),
Поскольку напряженная поверхность определяет разрядное
напряжение промежутка, то для ее нахождения следует произ-
вести расчет распределения напряженности электрического поля
по поверхности наиболее напряженного электрода тем или иным
способом [90]. Например, в системе двух концентрических элек-
тродов с радиусами г и R наибольшая напряженность будет на
поверхности внутреннего электрода (радиусом г) Е =
= U/[г ]п (R/r)}. В этом случае напряженная н полная поверх-
ности будут одинаковы.
Чистота обработки поверхности электродов. Неровности на
поверхности электродов, остающиеся после механической обра-
ботки, приводят к снижению разрядного напряжения. Состояние
поверхности характеризуется коэффициентом шероховатости
— ^нУг г
(3-10)
117
Таблица 3-21. Коэффициенты тн и п где и п — коэффициенты, характеризующие чистоту обра-
Способ обработки электродов ти п ботки поверхности электродов (табл. 3-21); уг — относитель- ная плотность газа. Коэффициент kw входит мно- жителем в формулы, опреде- ляющие разрядное напряжение и разрядную напряженность (см. ниже). Напряженные в электриче-
Обдирка Пескоструйная обра- ботка Шлифование Полирование 0,80 0,88 0,91 0,94 0,79 0,85 0,89 0,96
ском отношении поверхности
электродов АВН согласно ГОСТ 2789—73 обрабатываются по
классу чистоты не ниже шестого.
Разрядное напряжение промежутка может быть существенно
повышено (вплоть до почти полного исключения разброса раз-
рядных напряжений) путем нанесения иа электроды диэлектриче-
ского покрытия (табл. 3-22). Электрические характеристики таких
промежутков практически не меняются даже при небольших
повреждениях изоляционного покрытия. Конечно, такое покрытие
может быть нанесено только на электроды, не подвергающиеся
механическому и дуговому воздействию.
Материал электродов практически начинает сказываться на
разрядном напряжении при давлениях свыше 1 МПа. Материалы,
Таблица 3-22. Материалы для покрытий электродов
Марка материала, состав । в массовых частях Адгезия к А1. г/см Удельное Сопро- тивление, Ом- см Относи- тельная диэлек- триче- ская прони- цаемость Элек- триче- ская проч- ность, кВ/см
Пресс-порошки ПЭ и П-4020 800 3-1о16 2,5 115
Эпоксид Э-44 (100 м. ч.); дицианди- амид (3,2); поливинилбутираль ЛА(3); красная окись железа (50) 1200 5,6.10й 3,7 4,8
Эпоксид Э-44 (100 м. ч.); дицианди- амид (3,2); поливинилбутираль ЛА (3); двуокись титана (50) 1200 2,6»101а 5,0 58
Поливинилбутираль ЛА (100 м. ч.); фтальамид (5); барит (11,3); ру- тил (3,7) — ЫО15 4,4 20
Поливинилбутираль ЛА (80 м. ч.); фтальамид (5); барит (13); свинцо- вый кроноранж (2) — 1,1-1015 1,3 39
118
наиболее широко применяемые для электродов при одинаковой
их конфигурации и одном и том же размере промежутка, можно
в порядке возрастания разрядного напряжения расположить
в следующий ряд: алюминий, медь, никель, латунь и сталь. Мень-
шее разрядное напряжение промежутка с электродами из алю-
миния объясняется малой работой выхода электронов. Сравнение
средней разрядной напряженности Е в сжатом воздухе для элек-
тродов из стали и алюминия приведено на рис. 3-14 (кривые 1
и 2). Приводим отношение средней разрядной напряженности при
алюминиевых электродах Еал к средней разрядной напряженности
при стальных электродах Ест в зависимости от избыточного давле-
ния р для одного и того же изоляционного промежутка:
р, МПа........... 0,5 0,75 1,0 1,25 1,5 1,75 2,0 2,25 2,5
ЕВЛ/Е(У1 • • • • 0,934 0,854 0.814 0,802 0,791 0,765 0,741 0,727 0,704
Очистка сжатого газа от механических примесей является
весьма эффективным средством повышения его электрической
прочности. Из сравнения кривых 4 и 5 на рис. 3-14 видно, что при
давлении 1 МПа очистка сжатого воздуха увеличивает его элек-
трическую прочность на 20 %, а при давлении 2 МПа это увеличе-
ние составляет уже примерно 70 %. Таким образом, эффективность
очистки воздуха резко увеличивается с повышением его давления.
В указанных случаях очистка воздуха осуществлялась сетчато-
войлочным фильтром, установленным на входе в испытательную
камеру, тщательной очисткой всех полостей камеры с помощью
пылесоса, многократной продувкой камеры.
Влажность воздуха оказывает заметное влияние на разрядное
напряжение только при разрядных промежутках менее 20 см
и неоднородном поле. При этом Праз повышается по мере увеличе-
ния абсолютной влажности В однородном поле влажность на
С7раз практически не влияет, если точка росы ниже температуры
в промежутке.
Влияние температуры воздуха на разрядное напряжение про-
межутка между двумя симметричными полыми медными электро-
дами диаметром 70/40 мм при атмосферном давлении, из которых
один подвергался нагреву, приведено в табл. 3-23. Как видно нз
таблицы разрядное напряжение промежутка при повышении тем-
пературы одного из электродов от 20 до 500 °C снижается в 2,6 раза
при длине промежутка 5,7 мм и в 2 раза при длине промежутка
30 мм.
Коэффициент импульса при одном и том же диэлектрике,
но электродах различной конфигурации характеризует главным
образом степень неоднородности поля, а при электродах одной
и той же конфигурации, но различных диэлектриках — свойства
диэлектриков. В однородном поле = 1 и, следовательно, им-
пульсное разрядное напряжение равно амплитуде разрядного
напряжения промышленной частоты. В неоднородном поле ka
больше единицы и повышается о увеличением степени неоднород-
119
Таблица 3-23. Зависимость разрядного напряжения £7ряз
(действующее значение) воздуха при атмосферном давлении
от температуры электродов т% и расстояния между ними I
1, мм Значение Ораз, кВ, при ф , °C
20 100 200 300 400 500
5,7 10 30 40 11,3 13,7 35 43 8,7 11,9 29,2 38 6,9 9,5 23,8 33 5,6 8,3 20 30 4,5 8,1 18,8 26,8 4,3 7,5 18 23,8
ности поля. Для шаровых электродов kn = 1,034-1,15, для иголь-
чатых электродов ka — 1,454-2 и более. С повышением давления
воздуха kn увеличивается.
Разброс разрядных напряжений является статистическим фак-
тором. Причины этого разброса еще недостаточно изучены. Суще-
ственное влияние на разброс разрядных напряжений оказывает
пыль, волокна и другие загрязняющие частицы, попадающие
в изоляционные промежутки и на поверхность электродов в про-
цессе изготовления и сборки аппарата, а также заносимые газом
при заполнении аппарата. Разброс разрядных напряжений уве-
личивается с повышением давления газа.
Разрядное напряжение зависит от качества газа н его давления,
от размеров поверхности электродов и напряженности поля в ее
отдельных точках. Многочисленными исследованиями установ-
лено, что разрядное напряжение является величиной случайной
и характеризуется средиеквадратическим отклонением (о0, %)
и функцией распределения вероятностей разрядных напряжений.
Среднеквадратическое отклонение о0 зависит от давления газа
и характера электрического поля. Например, в сжатом воздухе
при избыточном давлении р (в паскалях) среднеквадратическое
отклонение будет:
для слабонеоднородного плоскопараллельного поля
<т0 = 7,8 (1 - 0,7684/е2,Б5'|0~в₽); (3-11)
для сильнонеоднородного плоскопараллельного поля
о0 = 9 (1 - 0,7457/е2>551^в₽); (3-11а)
для слабонеоднородного коаксиально-цилиндрического поля
13(1 - 0,7/^’7-ю-еР)< (342)
Для определения вероятности разряда при относительно не-
больших значениях о0 (до 3—5 %) можно пользоваться функцией
распределения по нормальному закону Гн, а при больших значе-
ниях сг0 (до 4—10 %) лучше подходит функция распределения по
двойному экспоненциальному закону F,,. Значения функций
120
Таблица 3-24. Зависимость и от Fn и
Рн> Рэ гн % 0 —4 — 10 0,0002 —3,5 —8,5 0,001 —3,10 —5,36 0,005 —2,575 —4,125 0,01 —2,331 —3,595
Тн, рэ 0,02 0,05 0,10 0,15 0,5
—2,054 -1,646 — 1,281 — 1,035 0
Z3 —3,041 —2,315 — 1,750 — 1,420 —0,45
и F0 выражены в долях единицы (от 0 до 0,5) или в процентах
(от 0 до 50) и соответствуют той или иной вероятности разряда.
Задаваясь необходимой вероятностью разряда, по табл. 3-24
находят соответствующее значение аргумента zn или аэ, которое
входит в формулы, приведенные в § 3-4.
Искровая тренировка электродов. При давлении газа до
0,5 МПа его разрядное напряжение практически не зависит от
числа предшествующих разрядов между этими электродами при
условии, что энергия разряда недостаточна для существенного
повреждения их поверхности. Однако при более высоком давлении
газа, когда напряженность электрического поля между электро-
дами достигает примерно 100 кВ/см, разрядное напряжение про-
межутка может повышаться с увеличением числа последователь-
ных разрядов до тех пор, пока не достигнет некоторого постоянного
значения. Этот эффект называется искровой тренировкой электро-
дов предварительными разрядами, причем первоначальное раз-
рядное напряжение новых электродов может оказаться в два-три
раза меньше того, какое можно достичь после 100 и более предва-
рительных разрядов. Число предварительных разрядов, необхо-
димое для достижения тренированного состояния электродов,
в каждом данном газе зависит от материала электродов и возра-
стает с увеличением давления и площади электродов. Для сталь-
ных электродов число предварительных разрядов может дости-
гать нескольких сотен, а для алюминиевых — нескольких де-
сятков.
3-4. ЭЛЕКТРИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ИЗОЛЯЦИОННЫХ ПРОМЕЖУТКОВ
В ВОЗДУХЕ
При атмосферном давлении расчет изоляционных промежутков
в воздухе выполняется по принятым расчетным разрядным на-
пряжениям t/расч» ^расч. гр И ^расч. ком [СМ. формулы (3-3) И
(3-4)1.
При напряжении частоты 50 Гц длина изоляционного проме-
жутка I (в сантиметрах) определяется по соответствующему зна-
чению t/расч (действующее, кВ) согласно следующим эмпириче-
ским формулам»
121
1. Для промежутка игла—игла или игла—заземленная пло-
скость при /7расч < 40 кВ (/ < 9 см)
1 = 12,78 - /163,27 - 3,71/р.е, ; 1 „ J3
£/расч = — 0.016 + 6,911 - 0,27!2. J '
2. Для промежутка игла—заземленная плоскость при 1/расч
от 40 до 380 кВ (/ от 9 до 100 см)
/ = 0,285£7раСч — 2,85; J
1/расч = 3,51 И- Ю. J }
3. Для промежутка между двумя иглами при 1/расч: от 40 до
380 кВ (Z от 9 до 100 см)
I = 0,27£/_асч - 2,7; )
^, = 3,71+10. I <315>
4. Для промежутка стержень—заземленный стержень (при
высоте заземленного стержня над плоскостью /х Ss 1,5/, где I —
расстояние между электродами) при 1/расч от 380 до 2300 кВ
(/ от 100 до 900 см)
I = (10,56 - / 109,1 - 46,567-lO-’t/paeJ. № 1
и рас, = 2343 - 21.747 (10,56 - 0, OU)2. J ’ 1
5. Для промежутка стержень—плоскость, кольцо горизонталь-
ное—плоскость, кольцо вертикальное—плоскость и шар—пло-
скость при /7расч от 380 до 2000 кВ (/ от 100 до 900 см)
1 = (9,133 - к 90,528 - 62,667 • 10-3Урасч)-102: 1
Прям = 1444,6-15,96 (9,133 - 0,ОН)2. J ’ ’
Разрядное напряжение воздушного промежутка стержень—
заземленная плоскость длиной более 200 см можно определить по
формуле
1,„.-.сч= 402,13/1^90/?In <3’18)
6. Для промежутка I между двумя горизонтально расположен-
ными экранирующими кольцами, находящимися на расстоянии L
от земли:
а) при 1/L 1 и 1/расч от 700 до 1100 кВ (I от 200 до 700 см)
1 - (8,046 - /62,023 — 35,395-10“3!/расч)-102;1
С/раСч= 75,4-; 4,478/— 2,783-10“3/2; I ’ '
б) при 1/L == 1,5 и Uрасч от 725 до 900 кВ (/ от 200 до 900 см)
1 = (8,873 - /75,93 — 39,68-10"31/раи) • 102; 1
6"рас, = - 70,5 + 4.47! - 2,52- 10~312; j ' '
122
в) при HL = 2 и L/расч от 800 до 1700 (/ от 200 до 600 см)
I = (7,87 - /60,216 - 32,8-) 102; 1
Ур««= — 52 + 4,8/— 3,05-Ю-2/2; ) *' '
г) при UL = 2 и 0/расч от 1700 до 2500 кВ (Z от 600 до 1600 см)
I = (195,3 - /44823-3,9065/pacJ-lO2 + 600; ]
t/pac,= 110,12 + 1,03/ -2,56- 10-Е/2. (
7. Для промежутка I = rv—гв (в см) между двумя концентри-
ческими цилиндрами или сферами (гн — наружный радиус вну-
треннего цилиндра и гв — внутренний радиус наружного ци-
линдра)
Цэасч == Ера8Гв 1П , (3-23)
где Ера3 — разрядная напряженность на внутреннем цилиндре
(по радиусу гв)> кВ/см;
при угГв < 4 Ераз = 3,17у, 4- 8,7/гв;
при Vb > 4 Ера8 = 25,5уг 4- 38/гв.
При полных грозовых импульсах положительной (4) и отри-
цательной (—) полярности полного импульса 1,5/40 мкс длина
изоляционного промежутка I (в сантиметрах) определяется по
расчетному разрядному напряжению Ерасч.гр 1см. формулы (3-3)
и (3-4)] посредством кривых (рис. 3-15) или по эмпирическим фор-
мулам:
1. Для промежутка стержень—заземленная плоскость
а) при положительной полярности импульса для Ерасч гр от
230 до 5300 кВ (I от 40 до 1000 см)
/ = 0,188 (ЕраСч. гр - 180) + 30; |
гр = 5,32/+ 20,4; J (3’2)
б) при отрицательной полярности импульса
для Ерасп.гр от 400 до 1600 кВ (Z от 40 до 200 см)
/ = 0,138((7рас, Рр — 400) + 34; 1
t'pae,, ГР = 7,25/ + 153,6; } (3’25)
для t/pac.rp ОТ 1600 до 5200 кВ (I от 200 до 800 см)
1 = (4/раеч. гр — 400)/6; 1
1/раеч-гр = 6Z-}-400. ) (3'26)
2. Для промежутка стержень—заземленный стержень и
кольцо—КОЛЬЦО
123
а) при положительной полярности импульса для 1/расч.гр от
290 до 4500 кВ (/ от 40 до 800 см)
I = 0,18({/1>ас,гр -290)+ 40; 1
//рве* п> = 5,5/—67,8; /
б) при отрицательной полярности импульса
для 47расч. гр от 340 до 2000 кВ (I от 40 до 300 см)
I = 0,156(1/раоч.гр - 338) + 40; 1
^расч. гр - 6,41/4-81,6; J
для (/расч.гр от 2000 до 4700 кВ (I от 300 до 800 см)
I = 0,186 (£/расч. рр - 2000) + 300; 1
^расч. гР ~ 5,376/+ 387. J
(3-27)
(3-28)
(3-29)
При коммутационных импульсах длина изоляционного про-
межутка определяется по расчетному разрядному напряжению
(/расч. ком (СМ. формулы (3-3) и (3-4)1 с помощью кривых рис. 3-16
только для АВН на 1/„ом 330 кВ. Нормированные значения
коммутационных импульсов приведены в табл. 3-8, а параметры
импульсов — в ГОСТ 1516.2—76, разд. 3. Для внешней и вну-
тренней изоляции трансформаторов тока и напряжения, аппара-
тов и изоляторов применяется апериодический импульс
250/2500 мкс, а для изоляции
между контактами газонапол-
ненных выключателей— колеба-
тельный импульс '4000/7500 мкс.
Рис. 3-15. Импульсные разрядные на-
пряжения в воздухе при атмосферном
давлении при положительной (+) и
отрицательной (—) полярности полно-
го импульса 1,5/40 мкс
Рис. 3-16. Зависимость 50 % -вых раз-
рядных напряжений воздушных про-
межутков при атмосферном давлении
и коммутационных импульсах
(2700/4600—4250/7250 мкс)
положительной полярности от длины
промежутка
Электроды: экранирующее кольцо — экра-
нирующее кольцо, UL — 2 (кривая Т).
UL = 1,5 (кривая 2); (/£,== 1 (кривая 3);
экранирующее кольцо — заземленная пло-
скость (кривая 4)
124
Рис. 3-17. Зависимость амплитуды разрядных напряжений частоты 50 Гц между
электродами различной конфигурации £7раз от расстояния между ними / и избы-
точного давления воздуха р
Расчетной длиной изоляционного промежутка (т. е. принятой
в конструкции аппарата) будет большее из значений, полученных
при определении ее по напряжению промышленной частоты,
по грозовым и по коммутационным импульсам. При этом следует
помнить, что при длине воздушного промежутка более 300 см его
электрическая прочность будет зависеть не только от длины про-
межутка, но и от конструкции экранов. Поэтому определение
длины такого промежутка по приведенной выше методике носит
предварительный характер.
При повышенном давлении разрядное напряжение проме-
жутка Праз в воздухе сильно зависит от характера поля между
электродами (рис. 3-17). В однородном поле t/pS3 значительно
больше, чем в неоднородном поле (рис. 3-18). Напряжение 17газ
в сжатом воздухе между двумя иглами или между иглой и пло-
скостью при переменном напряжении, а также при положитель-
ной полярности иглы (постоянное напряжение) всегда ниже, чем
при отрицательной, и своеобразно зависит от давления
При положительной полярности иглы Праз повышается с ро-
стом давления, достигая относительного максимума при давлении
0,6 МПа, после чего резко уменьшается и, перейдя через минимум
при 0,75—0,8 МПа, снова начинает воз-
растать. При расстояниях между электро-
дами, превышающих 1 см, этот рост
происходит практически по линейному
закону.
При напряжении частоты 50 Гц за-
висимость разрядного напряжения Пра8
(действующее значение, кВ) от избыточ-
ного давления воздуха р (в паскалях)
Рис. 3-18. Разрядное напряжение t/pas (действующее
значение) в однородном поле, образованном пло-
скими электродами, при различном избыточном дав-
лении воздуха р и расстоянии I между электродами
125
н длины промежутка I (в сантиметрах) между электродами игла-
плоскость при давлениях от 8-105 Па и выше достаточно точно
описывается уравнением
Пра8 = 28,37/о,з 2,34/0’2 (р - 8* Ю5). 10-\ (3-30)
Переход от игольчатых электродов к шаровым, даже неболь-
шого диаметра резко повышает разрядное напряжение в сжатом
воздухе (см. рис. 3-17)
Зависимости среднего (по числу опытов) разрядного напряже-
ния t/cp (действующие значения) от избыточного давления воз-
духа р (в паскалях) и длины промежутка I (в сантиметрах) для
реальных форм электродов имеют вид:
I. Для промежутков между электродами торцевыми со слегка
закругленными краями диаметром 76 mmj
а) гладкие электроды
при р до 8-105 Па и I до 3 см
(/ср = 0,271/°’6р0’5; (3-31)
при р до 8 • 105 Па и I более 3 см
С/ер = 0Л22/°.2р0.5; (3-32)
при р более 8-105 Па и I от 3 см и более
С/ср = 0,0256/° V’7; (3-33)
б) оплавленные электроды при р от 3-105 Па и выше и I от
2 см и более
Ucp = 0,0283/° Зрс’63- (3-34)
Разрядное напряжение €/раа зависит не только от расстояния
между электродами, ко и от расстояния от них до стенок фар-
форового изолятора, в котором они расположены (табл. 3-25).
2. Для промежутков между концентрическими цилиндрами
с радиусами внутренней гв и наружной ra оболочек (в сантиметрах)
^ср = £ ср^в 1п (гн/гв), (3-35)
где
Еср = 16,5МД1 +0,62/(y?’Vrs)l
—действующее значение напряженности, кВ/см; km — см. формулу
(З-Ю).
3. Для промежутков между сферическими или близкими к ним
поверхностями радиусами jRj и
(^ср = ^ср^/Чн. п, (3-36)
здесь
£ср- 16.5МД1 -I- 0,76/(Тг^°‘38)];
R = + R?) — средний радиус сферических поверх-
ностей; т]н. п — коэффициент неоднородности поля.
126
Таблица 3-25. Разрядные напряжения tZpa3 промышленной
частоты (действующие) между торцевыми электродами,
находящимися в фарфоровом цилиндре, кВ
Расстояние между элек- тродами, см Расстояние от электрода до фарфорового цилиндра, см Значение £/раз, кВ, при избыточном давлении, МПа
0,4 0,2 1,2 1,6 2,0
1,0 30 50 70 80 90
0,8 1,35 35 55 75 90 105
1,75 35 55 80 95 115
1,0 35 90 115 130 150
1,8 1,35 60 95 125 145 170
1,75 60 105 145 175 205
1,0 70 115 145 170 190
2,8 1,35 80 125 160 190 215
1,75 80 135 180 225 260
1,0 95 150 190 220 250
5,8 1,35 100 155 200 240 270
1,75 115 190 255 310 —
1.0 115 170 215 260 300
9,8 1,35 120 175 220 265 305
1,75 140 220 290
4. Для промежутков между параллельными цилиндрами
одного радиуса г (см), расположенных на расстоянии I (см) между
их осями,
при I <z ЗОг
_£срГ^1п[4-+|/(^)2_.
Vcp----------------VT==------------—, (3-37)
при I 5г 20г
11 _ fcPrln(Z/r) , °
-----Т+~2г1~* С3’38)
где Еср = 18&шТг (1 + 0,57/-/%г).
При полных грозовых импульсах £/раз в сжатом воздухе су-
щественно больше, чем в воздухе при атмосферном давлении
(рис. 3-19).
Определение длины простейших изоляционных промежутков
может быть проведено по эмпирическим формулам (3-30)—(3-38),
экспериментальным кривым (рнс. 3-17—3-19) и обобщенным зави-
симостям напряженности поля, соответствующей 1 %- и 5 %-ной
вероятности разряда, приведенным ниже.
127
г
МПа 1f0 Ofi 0}6 Op 0}2 0 0f2 Op Df6 Ofd Ifi 1,2 Mia
Рис. 3-19. Зависимость разрядного напряжения полного грозового импульса 1/раз
от избыточного давления воздуха р при разном расстоянии между электродами
Обобщенные зависимости представляют собой зависимость
допустимой напряженности Ем. доп (максимальные значения)
при 1 %-ной вероятности разряда при частоте 50 Гц и импульсах
от абсолютного давления воздуха р (в паскалях) независимо от
вида промежутка. При хорошей очистке сжатого воздуха обобщен-
ные кривые для стальных и латунных электродов с напряженной
поверхностью около 6 см2 достаточно точно описываются фор-
мулами:
при абсолютном давлении до 12,5-105 Па
Ем. дот = 170(1 -е-’-П. (3-39)
при абсолютном давлении свыше 12,510’ Па
ЕМ.ДОП= 182(1-1,2в-₽"-с). (3-Я
Расчетное напряжение t/pac., (действующее значение) при
длине промежутка I (в сантиметрах) и коэффициенте запаса
К3ап = 1,054-1,1 будет
при 1 %-иой вероятности разряда
О^расч 1 в/0 — АзапЕм. доп //(/2 Ч„. „); (3-41)
при 5 %-ной вероятности разряда
i j ЕзапЕм# дОП (1 Н- °/с°о)
Ырасч5«/0— j/Vn /1
Г 2 *1н. Пу + г\ о/0°о)
(3-42)
Коэффициенты неоднородности поля т)н. п для электродов раз-
личной формы приведены па рис. 3-20, а аргументы г— в табл. 3-24
в зависимости от принятого закона распределения вероятностей
пробивных напряжений FH или F3; средне квадратическое откло-
нение — см. формулы (3-11), (3-12).
Как уже говорилось, для определения вероятности разряда
при <т4), не превышающем 3—5 %, можно пользоваться функцией
распределения по нормальному закону Ffi, а при ос от 5 до 10 %
128
г/р
Рис. 3-20. Коэффициенты неоднородности поля цн. п между различными электро-
дами
/ — шар — шар при Д/г = 1 (потенциалы шаров относительно земли Щ = 0,51/; и2 =
=* —0,51/); 2 — шар — шар при R/r = 3; 3 — шар — шар при Д/г = 1 (один шар за*
землей, а на другой подано полное напряжение); 4 — шар — плоскость, R/r = оо; 5 —
шаровой конденсатор; 6 — цилиндр в цилиндре; 7 — цилиндр -» плоскость, R/r ~ оо;
8 — параллельные и перекрещивающиеся под прямым углом цилиндры при R/r = 10;
9 ~ то же при R/r = 3; 10 — тоже при R/r = 1; 11 — электрод с закругленными края*
МИ — ПЛОСКОСТЬ
лучше подходит функция распределения по двойному экспонен-
циальному закону F&. Значения функций Fn и Fa выражены
в долях единицы (от 0 до 0,5) или в процентах (от 0 до 50) и соот-
ветствуют той или иной вероятности разряда. Задаваясь необхо-
димой вероятностью разряда, по табл. 3-24 находят соответствую-
щее значение аргумента zH или z8, которое входит в формулы,
приведенные в настоящем параграфе.
Необходимое изоляционное расстояние (в сантиметрах) при
напряжении частоты 50 Гц и 1 %-ной вероятности разряда будет
Uрасч 1 о/д'Цн. п 2 /£м. доп*
прн 5 %-ной вероятности разряда
। _ ^’расч 5 р/р 0 + о/п°о)'»1н, п
f М. доп (1 + *5 %°о)
5 п/р в. в. Афанасьева
(3-43)
(3-44)
129
(3-45)
(3-46)
При полных грозовых импульсах
Грасч. гр^н. п
ГМ. досними
где &Имп = 1 Ч- 0,0727- 10-fi р; р — абсолютное давление газа, Па.
Определение длины единичного изоляционного промежутка
в дугогасительном устройстве воздушного выключателя, постоянно
заполненного сжатым воздухом, производится по формулам!
при напряжении частоты 50 Гц
__ Орасч 1 л
Гм. доппр
где (7расч !% — расчетное напряжение внутренней изоляции, кВ
[в формуле (3-4) это «р — число изоляционных проме-
жутков (разрывов); kn — коэффициент неравномерности
деления напряжения по отдельным промежуткам;
при грозовых импульсах
Орасч. гр^нЛл-л
-Гм. доп^р^имп
при коммутационных импульсах
[ = [^расч. кюм&нЦн.п/С^-м. доп^р^имп)»
где i/расч.гр и Црасч. ком— соответственно расчетные
распре-
(3-47)
(3-48)
напряже-
ния грозового и коммутационного импульса (максимальные зна-
чения), кВ [см. формулу (3-3)].
Разрядное напряжение сжатого воздуха находящегося в дви-
жении, существенно меньше, чем покоящегося сжатого воздуха
(рис. 3-21). Кривая 1 характеризует разрядное напряжение воз-
духа, находящегося в покое при избыточном давлении 0,47 МПа,
когда выход воздуха из контактов закрыт. Кривая 3 — разрядное
напряжение при тех же условиях, но при истечении воздуха че-
рез полые контакты по схеме /, а кривая 2 — при истечении воз-
духа через полые контакты, один из которых имеет суженный
канал (схема II). В последнем случае избыточное давление состав-
ляло 0,98 МПа. Иногда внезапное, но не обязательно повторяю-
щееся снижение разрядного напряжения наблюдается через не-
сколько десятков микросекунд после начала движения потока
(рис. 3-22, кривая в). Снижение электрической прочности дви-
жущегося воздуха обусловлено изменением плотности потока
за счет изменяющейся скорости и давления в выходном отверстии
контактов, а также завихрениями погока и отраженными от сте-
нок каналов скачками уплотнений.
Напряжение перекрытия С7пер по поверхности изоляционных
материалов в сжатом воздухе зависит как от длины промежутка,
так и от давления воздуха, вида материала, наличия ребер (гофров)
на его поверхности (рис. 3-23). При длине промежутка более
200 мм на кривых разрядных напряжений появляются пики. Для
130
Рис. 3-21. Электрическая прочность Ераз и разрядное напряжение (Jpa3 (дей-
ствующие значения) сжатого воздуха, находящегося в движении, при различ-
ных I
каждой длины промежутка существует некоторое предельное
разрядное напряжение, которое при дальнейшем увеличении давле-
ния остается практически постоянным. Напряжение перекрытия
по поверхности, имеющей ребра (гофры), больше чем по гладкой
поверхности. По поверхности фарфора l/uep в 1,5—2 раза больше,
чем по поверхности текстолита.
Влажность сжатого воздуха мало сказывается на разрядном
напряжении t/pa8 в промежутке между электродами. Одиако она
существенно влияет на £/пер по по-
верхности изолятора во влажном
сжатом воздухе. При значитель-
ном увлажнений поверхности
Рис. 3-23. Зависимость напряжения
перекрытия частоты 50 Гц Unep
(действующее значение) по поверх-
ности фарфоровых изоляторов от
избыточного давления р и длины
промежутка I
Рис. 3-22. Разрядное напряжение
сжатого воздуха
Кривая а — при отсутствии потока;
б при однородном потоке; е — при
сильнонеоднородном потоке
5*
131

изолятора поверхностная пленка влаги обусловливает возникно-
вение токов утечки за счет разогрева пленки, местами неравно-
мерного; из-за неизбежного загрязнения образуются зоны низкой
проводимости, между которыми возникает коронный разряд.
В условиях повышенного содержания в сжатом воздухе азота
его взаимодействие с коронным разрядом приводит к образованию
оксидов азота, которые, взаимодействуя с влагой, образуют
азотную и азотистую кислоты. В результате увеличивается по-
верхностная проводимость.
При пониженном давлении (в вакууме) столкновения между
заряженными частицами и частицами остаточного газа редки.
Однако практически в вакуумных устройствах всегда имеется
какое-то число частиц газа, появляющихся, во-первых, за счет
выделения газа, адсорбированного ранее-электродами и изолирую-
щими деталями, а во-вторых, за счет эмиссии заряженных частиц
из электродов Вакуумная изоляция осуществляется при давлении
воздуха, меньшем 10 мПа (около 10*4 мм рт ст.).
Считается, что в вакуумной изоляции средняя длина свобод-
ного пробега электронов больше расстояния между электродами.
В различных вакуумных камерах давление находится в пределах
0,1—10 мПа. Сколько-нибудь полезное практическое сопоставле-
ние разрядных характеристик в вакууме для различных случаев
его применения в аппаратах оказывается почти невозможным,
так как разрядные напряжения в вакууме очень сильно зависят
от чистоты находящихся в нем электродов и других деталей,
образующих вакуумное устройство.
Укажем факторы, влияющие на электрическую прочность
вакуума.
Длина межэлектродного промежутка в вакуумных дугогаси-
тельных камерах составляет 10—60 мм при напряжениях 10—
ПО кВ. Для промежутков длиной 1—2 мм разрядное напряжение
при 50 Гц (действующее значение) примерно пропорционально
расстоянию между электродами и достигает 35—70 кВ при рас-
стоянии 1 мм, а действующее значение разрядной напряженности
приближается к 700 кВ/см. Для более длинных промежутков,
превышающих 2 мм, разрядная напряженность по мере увеличе-
ния расстояния между электродами уменьшается, точно так же,
как это имеет место в сжатых газах, твердых и жидких диэлектри-
ках. При длине промежутка около 10 мм разрядный градиент
составляет всего лишь 15—20 кВ/см. На рис. 3-24 представлена
зависимость разрядного напряжения Uvas от давления р при
различной длине промежутка I.
Остаточное давление газа практически не сказывается на
разрядном напряжении небольших промежутков (1—3 мм), пока
давление составляет 10'5—10~2 Па. При давлениях больше 0,1 Па
разрядные напряжения резко падают (рис. 3-24)
Тренировка электродов проявляется в вакууме аналогично
тому, как это имеет место в сжатых газах. Разрядное напряжение
132
Рис 3-24. Зависимость разрядного на-
пряжения постоянного тока от давле-
ния в вакууме
Сплошные линии — разряд в однородном
поле, электроды из бескислородной меди
высокой электрической проводимости при
различном расстоянии между ними /; штри-
ховые линии — разряд по поверхности
плексигласовых цилиндров диаметром
25 мм и высотой h. расположенных между
никелированными электродами в однород-
ном поле
вакуумного промежутка возрастает с увеличением числа повто-
ряющихся тренировочных разрядов до тех пор, пока не достигнет
установившегося уровня. Обычно установившееся разрядное на-
пряжение превышает в два раза напряжение при первом разряде.
Тренированного состояния электродов можно достичь нагрева-
нием их до высокой температуры в вакууме.
Материал электродов оказывает сильное влияние на развитие
разряда в вакууме, причем материал как катода, так и анода.
По степени снижения электрической прочности для тренирован-
ных электродов при промежутке 1 мм в вакууме материалы рас-
полагаются в таком порядке*
Материал ........ Сталь
Выдерживаемое напряже-
ние, кВ.................. 122
Нержавею- Никель Алюминий Медь
шая сталь
120 96 41 37
Полагают, что состояние поверхности электродов не является
фактором первостепенной важности, но все же, как правило, раз-
рядное напряжение чистых и гладких электродов несколько выше.
Форма электродов влияет на разрядное напряжение в вакууме
в меньшей степени, чем в сжатых газах. Для большинства про-
межутков импульсное разрядное напряжение превышает ампли-
туду напряжения промышленной частоты. Увеличение поверх-
ности электродов приводит к снижению разрядного напряжения.
Перекрытие по поверхности твердых диэлектриков в вакууме
происходит при напряжении меньшем, чем разряд в вакууме, при
той же длине промежутка (см. рис. 3-24). При этом оно зависит
от материала диэлектрика, но практически не зависит от материала
электродов.
Пример 3-1. Определить расчетное напряжение 5 %-ной ве-
роятности разряда в воздухе между двумя параллельными поли-
рованными стальными стержнями диаметром 5 см при абсолютном
давлении р — 0,4 МПа. Расстояние между осями стержней /0 ~
« 12,5 см.
133
I. По обобщенной формуле (3-39) находим £м.доп1% ==
= 170 (1 — е-4 ючо-*) _ 55 кв (максимальное значение). По фор-
муле (3-11) находим
о0 = 7,8(1 -0,7684/е2’5510-®'4*105) = 5,6 %.
Функция распределения по двойному экспоненциальному за-
кону при 5 %-иой вероятности разряда (F3 = 0,05) согласно
табл. 3-24 будет = —2,315.
Коэффициент неоднородности поля по рис. 3-20 (кривая 10)
при г = /? = 2,5 см и / = 7,5 см будет % п = 1,5.
Расчетное напряжение при 5 %-ной вероятности разряда по
формуле (3-42) при &зап = 1,15 будет
= 1,15.56.5.(1 — 2,315-0,056), = ]68
р /о |Л2 -1,5-(1—3,595-0,056)
2, Согласно эмпирической формуле (3-37)
£ср = 18.0,94-4.(1 4- 0,57//Г2Д) = 80 кВ/см;
Uср —
80- 2,5 Г 12.5 - 2- 2,5 Ш Г—+ V ~ 1
V 12,5 4- 2?23
= 203 кВ.
Для
этом
полученного t/cp функция Рэ — 0,5, a z8 = —0,45; при
£Дасч5 «>/0 Uср ll + fe-hO,45)<T0l =
= 203-[1 4-(—0,45 4- 0,45).0,056J = 203 кВ.
Напряжение 5 %-ной вероятности разряда принимаем равным
168 кВ.
3-5. ЭЛЕГАЗОВАЯ ИЗОЛЯЦИЯ И ЕЕ РАСЧЕТ
Основные физико-химические свойства элегаза. Элегаз (шести-
фтористая сера SF6) — газ без цвета и запаха. В нем содержится
21,95 % серы и 78,05 % фтора. Его молекулярная масса 146,06.
При абсолютном давлении р = 0,229 МПа и выше (давление трой-
ной точки) элегаз в зависимости от температуры может находиться
во всех трех агрегатных состояниях (твердом, жидком и газооб-
разном). При давлении 0,229 МПа температура тройной точки
составляет 222,95 К, а теплота парообразования в ней 120 Дж/г.
Плотность элегаза при 0 = 273 К и р = 0,1 МПа составляет
6,56 кг/м3. Абсолютная диэлектрическая постоянная еа = 1,0021.
Критическое давление равно 3,71 МПа, а критическая температура
составляет 318,7 К. Полное число степеней свободы молекулы
элегаза равно 36. Из них три степени свободы — в поступательном
движении, три — во вращательном, а остальные — в колебатель-
ном. Диаметр молекулы элегаза равен 5,33 А.
134
Молекула шести фтористой серы представляет собой высоко-
компактное и высокосимметричное образование сильно электро-
отрицательных атомов с большой молекулярной массой. В центре
молекулы расположен атом серы, и на равном расстоянии от него
в вершинах правильного октаэдра располагаются шесть атомов
фтора. Это определяет высокую эффективность захвата электронов
молекулами, их относительно большую длину свободного пробега
и слабую реакционную способность. Поэтому элегаз обладает вы-
сокой электрической прочностью, дугогасящей и теплоотводящей
способностью и имеет относительно высокое давление насыщенных
паров в диапазоне рабочих температур электротехнического обо-
рудования.
Элегаз химически крайне инертен и при отсутствии в ием при-
месей абсолютно безвреден для человека. Безвреден элегаз и
в смеси с воздухом. Чистый элегаз не разлагается до температуры
800 °C и не взаимодействует с металлами до высокой температуры.
Даже при температуре около 500 °C элегаз не действует на стекло,
не реагирует с Н2, О2 и другими активными веществами, не взаимо-
действует с медью и серебром. Диэлектрики не изменяют свои
свойства в атмосфере чистого элегаза.
Однако следует помнить, что вследствие нарушения технологии
производства элегаза или его разложения в аппарате под дей-
ствием электрических разрядов (дугового, коронного, частичных)
в элегазе могут возникнуть чрезвычайно активные в химическом
отношении и вредные для человека примеси, а также различные
твердые соединения, оседающие на части конструкции аппарата
и способные ухудшить его электроизоляционные характеристики.
Интенсивность образования таких примесей и вредные послед-
ствия значительно усиливаются при наличии в элегазе примеси
кислорода и особенно паров воды. Количество продуктов разложе-
ния практически линейно возрастает с увеличением влагосодержа-
ния. Продукты разложения элегаза активно взаимодействуют
с металлами с образованием их фторидов (\VFe, CuF2, A1F3, FeFs)
пли соединений типа CuS2, что, в частности, приводит к увеличению
переходного сопротивления контактов.
Нестойкими к продуктам разложения элегаза являются стали
марок Ст.З и Ст.40, медь марок Ml, МБ, латуни марок Л59, Л63,
Л63Т, ЛК80, серебро. Не изменяются под воздействием продуктов
разложения никель, алюминий и его сплавы марок АМЦ, МД1М,
А5М, Д16А, Д16АМ, силумин, стали нержавеющие и марок Ст.Зкп,
Ст.20, Ct.IOXK, Ст.бОС. Цинкование, лужение, кадмирование
нестойких материалов не приводит к существенному повышению
нх стойкости. Никелирование защищает материал от продуктов
разложения.
Хорошо защищают металлы от коррозии лакокрасочные покры-
тия: грунты ФЛ-03К, ФЛ-ОЗж, эмали ПФ-163, ХВ-785, ХВ-124,
лак ХВ-784. Контакты, на которых горит дуга, оказываются наи-
более стойкими, если они выполнены из сплава меди и вольфрама.
135
JI-ля обеспечения стабильного переходного сопротивления поверх-
ности скользящих контактов рекомендуется никелировать.
Так как основными продуктами разложения элегаза в электри-
ческом разряде являются фтористые соединения, то не рекомен-
дуется использовать в элегазовой аппаратуре в качестве конструк-
ционных материалы, содержащие кремний, такие как стекло, стек-
лопластики, кварцевый песок, в качестве наполнителя для эпо-
ксидных компаундов. Поверхность фарфора желательно защищать
от воздействия продуктов разложения.
Практически не подвержены действию продуктов разложения
элегаза изоляционные материалы на основе лавсана. Хорошо за-
рекомендовали себя фторопласт, эпоксифторопласт, полиуретан,
уретановые эластомеры, композиции на основе поли диви ии левого
и полидивинилизопренового каучуков, резины НО-68, В-14,
1225А, 1345, 1376, 1481.
Из эпоксидных смол стойкими к продуктам разложения эле-
газа являются смолы ЭДЛ, ЭД-6, нестойкими — циклоолифати-
ческая СУ-175, НПС-609-21М, ЭД-5. Поэтому для изоляторов
элегазовой аппаратуры рекомендуется использовать смолы ЭДЛ
и ЭД-6 с наполнителями типа волластонита, кордиерита, муллита,
фтористого кальция и электрокорунда белого, особенно с двумя
последними.
При реально встречающемся в нормальной эксплуатации обо-
рудования с элегазовой изоляцией содержании продуктов раз-
ложения элегаза допускается применять практически любые ме-
таллы в качестве конструкционных. При этом предполагается,
что содержание кислорода в элегазе в процессе эксплуатации не
превышает 0,03 весовых процента, а точка росы для паров воды
не выше —40 °C.
Сохранение содержания паров воды и продуктов разложения
в элегазе в процессе эксплуатации достигается с помощью осуши-
телей при запуске газа, технологии изготовления и монтажа обо-
рудования, гарантирующих утечку газа не более 3 % в год,
встроенных в оборудование фильтров — поглотителей продуктов
разложения.
В качестве осушителя элегаза от паров воды и поглотителя про-
дуктов разложения элегаза может быть рекомендован цеолит
NaX. Его поглотительная способность составляет: по воде около
10 % сухой массы и по продуктам разложения около 6 %. В связи
с сильной зависимостью количества образующихся продуктов раз-
ложения от чистоты газа и типа конструкционных материалов
сформулировать конкретные рекомендации по необходимому коли-
честву поглотителя затруднительно. Можно лишь привести кон-
кретный пример, что коммутация тока 31,5 кА в выключателе на
напряжение НО кВ приводит к разложению 5—7 см3 элегаза на
1 кДж выделяемой в дуге энергии.
Появление в элегазе в процессе эксплуатации АВН вредных
для человека примесей (фторидов) является существенным недо-
136
статком элегаза как дугогасящей и изолирующей среды и требует
особых мер предосторожности при ревизии элегазового оборудо-
вания (применения противогазов, защитных перчаток и других
мер по технике безопасности).
Основные химико-физические свойства элегаза приведены
в табл. 3-26.
Электрический расчет изоляционных промежутков в элегазе^
Значения коэффициентов аэ/р и аэфф/р в зависимости от напряжен-
ности электрического поля при единичном давлении приведены
в табл. 3-27. Значения уэфф для элегаза точно неизвестны, но
весьма малы и находятся в диапазоне 10-6—10~8 при абсолютном
давлении газа, большем 103 Па. Ниже будет показано, что более
точное знание коэффициента уафф необязательно с точки зрения
расчета электрической прочности элегаза.
В наиболее важном для расчета электрической прочности
элегаза диапазоне значений Ejp от 70 до 150 В/(м-Па) величины
аэ/р и а^р хорошо аппроксимируются выражениями
ав/р = 5(ф--^); а8фф/р = Л(ф-^), (3-49)
где л = 0,027 В"1; Еп!р = 89 В/(м-Па); Б = 0,025 В'1; Ejp ~
= 57 В/(м-Па).
ГПод электрической прочностью элегаза можно понимать на-
пряжение установления самостоятельного разряда в промежутке
(напряжение зажигания разряда) Uo или напряжение полного
перекрытия (разряда) промежутка Uv&3. В однородных и слабо-
неодиородных полях эти напряжения равный т. е. Uo — t7pa3,
причем коэффициент неоднородности поля, при котором это ра-
венство все еще соблюдается, для элегаза в 3—4 раза выше, чем
для воздуха при прочих равных условиях, и составляет 6—7.
Qia пряжения и Сфаз равны и в резконеоднородном поле,
но^при давлении, превышающем так называемое критическое
(см. ниже)^
(Расчет напряжения зажигания выполняется на основе усло-
вия самостоятельности разряда в форме Таунсенда или в форме
стримерного критерия^ Обе эти формы для разряда в элегазе
в однородном и неоднородном поле сводятся к простым, но дающим
. достаточную точность расчета приближенным уравнениям
£.(«яфф/р) pl 1бЗ (3-50)
₽гп
< f (аЭфф/р)^(р/)~ 16Д (3-51)
» pro
£где р — абсолютное давление элегаза, Па; I — расстояние между
электродами, м; г — радиус электрода, мХ
В формуле (3-51) интегрирование осуществляется вдоль сило-
вой линии поля с максимальной напряженностью от поверхности
электрода с радиусом кривизны в точке максимальной иапряжен-
137
Таблица 3-26. Физико-химические свойства газообразного элегаза
Свойство Расчетная формула Погреш- ность, %, не более Область справедли- вости формулы
Плотность элега- за у, кг/м3 То П-То (1.37-Ю’3- 0,878 О'1— 8,94 X ХЮ-3©-3)] Уравнение состояния идеального элегаза у=р/(ВД;/?=5,69х X10"^ Дж-м8/(кг- К) (р— паскалях) 1 5 13 у< 50 кг/м3; 273 < 0 < 1200 К у<^ 100 кг/м8; 273 < 0< 1200 К у <С 70 кг/м8; 273 < 0< 1200 К
Давление насы- щенных паров /?н, МПа 0,229 ехр {9,47 (1 — — 222,35 в'1)] 4 223<< 0< 300 К
Динамическая ВЯЗКОСТЬ Нц, Па.с 1,34-10-? 0°-вз 5 230 < 0< 1000 К
Кинематическая вязкость VK, ма/с ЬА 5
Коэффициент диффузии D, м2/с 1,65-io-11 ew? * 5
Удельная тепло- емкость, Дж. (кг- К) Q- Ср 170~г 1000 ехр(—222,35.6) I
cv -j- 56,9 10 273 < ©< 1000, р<3 1 МПа
Теплопровод- ность при 0,1 МПа, Вт(м-К) 4,84-10-5 0°.83 J1 4- 4- 3,35 ехр (—222,35/0)] 1 253 <3 0 < 1000 К
Показатель адиа- баты Ср/Су 4- 5-10~3 р */02 5 у< 70 кг/м3; 250 < ©< 1200 к
Число Прандтля Рг 0,775 5 273<0< 1200 К
Скорость звука СЗВ’ М/С * Давление р- 7,8 0V [1— 5 X | XI О-3 р 0/(0-263)] - в МПа. 5
138
Таблица 3-27. Коэффициенты ионизации элегаза
Е Р * В м-Ла 70 80 90 100 (10 130 150 180 250 300 500
аэ 0,38 0,55 0,75 0,95 1,16 1,55 1,90 2,35 3,7 4,7 8,0
Р ’ 1 M-fia
кэфФ Р ’ 1 м-Па —0,44 —0,23 0,03 0,28 0,55 1,07 1,6 2,25 3,63 4,65 8,0
ности поля г0 до точки б межэлектродном пространстве, в которой
эффективный коэффициент ионизации принимает нулевое значе-
ние^т. е. до точки, где Е/р = Еп/р = 89 В/(м-Па).
£Ьолее того, зависимость (3-49) для а8фф/р в элегазе приводит
к тому, что в однородном поле при pl^ 103 Па-м формула (3-50)
сводится с погрешностью не более 1 % к формуле
и О = t/раз = (Еп/р) pl = 89р/, (3-52)
где (70 и t/pa3 — соответственно напряжение зажигания разряда
и разрядное напряжение, В; р — абсолютное давление элегаза,
Па; г0 — радиус кривизны в точке максимальной напряженности
поля, м.
АЦля неоднородного поля формула (3-51) сводится с погреш-
ностью не более 5 % при ргс > 104 Па-м к выражению для макси-
мальной напряженности поля на электроде в момент зажигания
разряда
Ео = (Еп/р) р = 89р. (3-53)
Для 104 Па-м pr0 > I Па-м результаты интегрирования (3-51)
аппроксимируются с погрешностью менее 10 % выражением
£0 = 89р[] +—^1, (3-54)
I (РГО/ J
где коэффициенты а и т зависят от характера изменения напря-
женности поля в промежутке:
Характер поля E~rS Е ~
1 > п > 2 *
а................ 9,4 9,5 8,0 _
т .............. 0,54 0,56 0,54 (
* В поле промежутка типа гиперболоид —
плоскость.
139
Таким образом, по заданному (или рассчитанному) распределе-
нию напряженности электрического поля в промежутке с неод-
нородным полем однозначно рассчитываются и Ео и Uo.
цОднако формулы (3-50), (3-51) и полученные из них выражения
справедливы лишь для идеальных условий в промежутке, когда
можно пренебречь влиянием микродефектов поверхности электро-
дов>(выступы, трещины, нарушения структуры, оксидные пленки
и т. д.) или механических примесей (проводящие и диэлектриче-
ские частицы) в элегазе на его электрическую прочность.
^При обычно принятой технологии изготовления и монтажа
элегазового оборудования^ обеспечивающей так называемые чи-
стые условия в промежутке (механическая обработка напряженных
поверхностей электродов по классу чистоты не меиее 6-го, тща-
тельная продувка и протирка всех внутренних частей аппарата,
установка фильтров для улавливания механических частиц иа
входе элегаза в АВН, а также ловушек этих частип в самой кон-
струкции, тренировка промежутка напряжением в процессе испы-
таний^ формулы (3-52) и (3-54) могут быть использованы в области
значений £0 = 504-400 кВ/см в зависимости от напряженной
площади электродов и давления элегаза^
(*Г1ри соблюдении указанных условий в промежутке кривые на
рис. 3-25 представляют собой усредненные по данным многих
экспериментов зависимости приведенной напряженности зажига-
ния разряда от напряженной площади электродов и давления газа?)
Под приведенной напряженностью £о понимаетсябдия однородного
поля ее истинное значение £0 = 89р, а для неоднородного поля
£„• = .--(3-55)
1 + о/W”
На рис. 3-25 заштрихована зона применимости формул 1(3-50)
и (3-51). Эти формулы отражают закон подобия для зажигания
разряда, по которому напряженность зажигания разряда на
единицу давления Е!р зависит лишь от произведения давления
газа и характерного определяющего развитие ионизации размера
промежутка (р/, рг0).
Вне заштрихованной зоны на рис. 3-25 закон подобия для зажи-
гания разряда не соблюдается, т. е. расчет напряженности зажи-
гания разряда (с погрешностью не большей 5 %) в настоящее время
в общем случае нереален, так как напряженность зажигания
существенно зависит от чистоты поверхности электродов и элегаза,
от микродефектов и количественно эта связь однозначно не уста-
новлена.
Для «чистых» условий в промежутке напряженность зажигания
разряда на переменном напряжении (50 Гц) равна напряженности
зажигания на постоянном напряжении при отрицательной поляр-
ности электрода, у которого зажигается разряд. Для неоднород-
ных полей с коэффициентом неоднородности поля свыше двух
в области отклонений характеристик зажигания разряда от за-
ио
Рис. 3'25. Зависимость приве-
денной напряженности зажига-
ния разряда в элегазе Е*о от на-
пряженной площади электро-
дов Sn для «чистых» условий при
различном абсолютном давле-
нии р
Рис. 3-26. Зависимость напряжения зажи-
гания разряда в элегазе 170 и разрядного
напряжения (/раэ от абсолютного давле-
ния р при сильнонеоднородном поле
кона подобия напряженность зажигания при положительной
полярности электрода с наибольшей напряженностью на 10—15 %
выше, чем при отрицательной. В области закона подобия различие
не превышает 5 %. Среднеквадратическое отклонение о0 экспе-
риментальных данных зависимостей на рис. 3-25 составляет 5 %
в их средней части и уменьшается до 2—3 % вблизи насыщаю-
щихся участков зависимостей.
Зависимости рис. 3-25 могут быть использованы для расчета
напряжений зажигания при одном (первом) или. нескольких
приложениях постоянного, переменного 50 Гц или другого, мед-
ленно изменяющегося напряжения^ Для промежутка, подвергну-
того достаточно длительной (от 20 до 200 разрядов) искровой тре-
нировке, достижимы более высокие (на 20—100 %) напряжения
зажигания разряда по сравнению с его значением для первого
приложения напряжения, но, естественно, они не выше значения,
определяемого законом подобия, т. е. формулами (3-50), (3-51).
Восприимчивость промежутка к искровой тренировке прежде
всего определяется чистотой обработки поверхности электродов
и является наибольшей для полированных электродов. Электроды
с классом обработки поверхности ниже шестого вообще практи-
чески не поддаются заметной искровой тренировке.
(расчет разрядных напряжений промежутков с силънонеоднсн
родным аолемЛПри этом расчете следует принимать во внимание
искажение поля в промежутке, вызываемое объемным зарядом,
возникающим после зажигания коронного разряда.
141
^Зависимость разрядного напряжения в сильнонеоднородном
тюле от давления газа можно разделить на 4 зоны (рис. 3-26).7
JB зоне I (устойчивого коронного разряда) разряд в промежутке
происходит при достижении в нем средней напряженности поля,
достаточной для продвижения стримера через весь промежуток,
£СТр/р. В этом случае
^pas = (WP) X (3-56)
где отношение Е^!р в зависимости от абсолютного давления
элегаза р при плавном подъеме напряжения 50 Гц имеет сле-
дующие значения;
р, МПа.....................0,05
р ’ м-МПа................
ОДО 0,15 0,20 0,30 0,40 0,50
57 -51 46 45 44,3 44
В зоне IV разрядное напряжение совпадает с напряжением
зажигания разряда, а поэтому при известном распределении
напряженности поля в промежутке может быть рассчитано с до-
статочной точностью по формуле (3-54) или по рис. 3-25. Крити-
ческое давление pt$, выше которого это справедливо, определя-
ется равенством
= ^+раз.мин-^ (3-57)
Значения £/раз.мии для электрода обеих полярностей с наи-
меньшим радиусом кривизны г приведены в таблице:
г, м......... 0,015 0,025 0,05 0,075 0,10 0,125 0,15 0,175 0,20
^раз.мив, кВ ... 75 05 134 165 192 218 238 257 277
^раз.мин, кВ. ... 57 68 89 103 117 130 141 156 16?J
Qb зонах II и III, особенно в III, разрядное напряжение
нестабильно и подвержено большим разбросам^С уверенностью
можно лишь говорить о нижнем пределе разрядного напряжения
в этой зоне, определяемом условием распространения лидера по
всему промежутку и равном Г7раз. МИЕ. В зонах II и III предпо-
чтительно не ориентироваться на достижение VV3A, существенно
превышающего Гра8.мин<
Статистические характеристики зажигания разряда в элегазе
при статическом воздействии напряжения зависят от степени
отклонения средней напряженности зажигания £0 от значения,
определяемого законом подобия. При соблюдении закона подо-
бия распределение напряженностей зажигания подчиняется нор-
мальному закону
е ^7
СР™ <£> = 2^ J <*₽ [-dE ( (3-58)
о
со среднеквадратическим отклонением о0 = 14-2 %. По мере
увеличения отклонений от закона подобия функция распределе-
142
ния принимает вид экстремальной функции распределения I рода.
Вероятность зажигания разряда на участке зависимости Eq (1g SH)
с постоянным наклоном (см. рис. 3-25) описывается выраже-
нием
<^8ажг(£)= 1 — ехр -ехр(E-Ei)]}t ] (3-59)
5где £i = Eq + O,577cro — мода распределения; параметр /<р свя-
зан с соотношением = 1,28<\Л
Вблизи нижнего предела зависимости Ео (Ig SH) на рис. 3-25
вероятность зажигания разряда описывается функцией распре-
деления III рода
Ла,« ш (£) = 1 - ехр {- [(£„ - £стр)/(£х - <3-60)
где £стр — нижний предел электрической прочности (см. стр. 142);
показатель степени тр может быть принят равным 8.
Среднеквадратическое отклонение ос для Pssmi в зависимо-
сти от давления элегаза достигает 5—7 % (рис. 3-27), а для Рважш
оно составляет 3—4 %.
» £Таким образом, для расчета напряжения зажигания разряда
'необходимо сначала решить электростатическую задачу — найти
распределение напряженности электрического поля в проме-
жутке; затем определить напряженную площадь электродов;
по формулам (3-50), (3-51) пли по рис. 3-25 найти среднее значе-
ние приведенной напряженности зажигания разряда; для неодно-
родных полей вычислить по формуле (3-55) истинное значение
средней напряженности зажигания разряда, затем определить
выдерживаемую напряженность при заданной вероятности зажи-
гания разряда и наконец по ней н по распределению напряжен-
ности поля вычислить выдерживаемое напряжение^
^Факторы, влияющие на электрическую прочность элегаза^
(при заданном его давлении, можно условно разделить на две
группы: физико-химические и механические. К первой группе
относятся температура элегаза, примеси в нем других газов,
включая пары воды, материал электродов.^ Ко второй группе
относятся степень шероховатости поверхности электродов и число
диэлектрических и проводящих частиц в объеме элегаза и на по-
верхности электродов. Влияние части перечисленных факторов
на напряженность зажигания разряда уже рассмотрено.
^физико-химические факторы. В диапазоне температур от
соответствующих началу частичного сжижения элегаза до 800 °C
напряжение зажигания разряда определяется только плотностью
элегаза н при постоянной плотности не зависит от температуры.
Влажность элегаза практически не влияет на его электриче-
скую прочность, если точка росы ниже температуры в промежутке.
Примеси азота, кислорода, водорода и фтористых соединений
(в количестве нескольких объемных процентов), которые могут
появиться в объеме элегаза, заполняющего АВН, практически
не влияют на напряжение зажигания разряда.
143
Рис. 3-27. Среднеквадратическое
отклонение разрядных напряже-
ний в элегазе о0 в зависимости
от абсолютного давления р в од-
нородном поле для электродов
из разных материалов
Для ряда технических при-
ложений может использоваться
не чистый элегаз, а, например,
Шероховатость шшюВ
1 1 Ы 56 7д S 10
Классы чистоты обработки
Рис. 3-28. Зависимость разрядной на-
пряженности поля £рав при разряде
в элегазе от чистоты обработки поверх-
ности электродов (от средней высоты
выступов 7?г) при различном абсолют-
ном давлении р
1, 2, 3, 4, 5, 6 — шероховатость соответст-
венно для Полированных алюминия, лату-
ни, меди, стали, никеля, хрома; 7, 8, 9 —
то же для стали, латуни, алюминия после
пескоструйной обработки; 10 — то же для
алюминия после накатки
его смесь с азотом при содержа-
нии последнего от 20 до 80 %. Каждая такая смесь может рассма-
триваться как самостоятельный газ. Оценка напряжения зажига-
ния разряда в указанных смесях для области, где справедлив
закон подобия, может выполняться по той же методике, что и для
чистого элегаза, т. е. на основе формул (3-50), (3-51), но с исполь-
зованием значений аэ/р, <хэ$$/р для этих смесей (табл. 3-28).
Как уже отмечалось, материал электродов практически не
влияет на Eq в области закона подобия и влияет в области откло-
нений от него. В последнем случае влияние материала может
маскироваться степенью обработки поверхности, искровой тре-
нировкой и т. д. Поэтому экспериментальных данных бывает
недостаточно, чтобы выявить ту закономерность (иногда отме-
чаемую для других газов под давлением), что напряженность
зажигания для электродов из нержавеющей стали при прочих
равных условиях несколько выше, чем для медных, а для послед-
них выше, чем дня алюминиевых. Но изменение Eq йод влиянием
материала электрода не превышает 10 %, а обычно оно еще меньше.
С увеличением размеров электродов влияние материала и чистоты
обработки поверхности электродов ослабевает.
/Механические факторы. Выше уже отмечалось, как степень
обработки поверхности электродов влияет на напряжение зажи-
144
Таблица S-28. Коэффициенты ионизации смесей элегаза с азотом
Содержание азота в смеси, % Обозначе- ние коэффи- циента ионизации Значение коэффициента иони- зации при Е/р, В/(м- Па)
50 60 70 80 90 100 110 130 150 180
100 %/р 0,055 0,13 0,23 0,35 0,49 0,6b 0,85 1,24 1,64 2,13
99 V 0,055 0,017 0,13 0,10 0,23 0,22 0.35 0,34 1. 1 — — — —
95 %/р 0,06 0,11 0,22 0,33 0,5 0.67 0,86 —
аэфф/Р — 0,09 0.01 0,15 0,29 0.45 0.63 0.82 —
90 %/р 0,055 0,12 0,23 0,36 0,51 0,68 0,86 1,25 1,64 2,13
%фф/Р — 0.24 — 0.09 0,07 0,22 0.39 0,59 0,79 1,19 1,60 2,11
80 %/р — 0,11 0.23 0,37 0,52 0,70 0.88 1,27 1.66 2.14
%фф/Р — — 0.27 —0,15 0.02 0,21 0,41 0,63 1.08 1,50 2,12
60 %/р — — 0,24 0.4 0,57 0,76 0,95 1,35 1,70 2,17
%фф/Р — — —0,39 — 0.21 — 0,02 0,23 0.48 0,98 1.49 2,13
40 %/р — — 0,31 0.46 0.65 0,83 1,00 1,39 1,72 2,15
^эфф/Р —- — —0,45 —0.25 —0,06 0,17 0,41 0,95 1,50 2,14
20 %/р — — 0,35 0,5 0.68 0,87 1.05 1.44 1.80 2,22
%фф/р — — —0,43 —0,24 — 0,03 0,18 0,42 0,96 1.54 2.17
гания разряда. Влияние материала электродов и чистоты обра-
ботки их поверхности на напряжение зажигания в зоне отклоне-
ний его от значений, определяемых законом подобия, нельзя
разделить, так как при одном и том же способе механической
обработки класс чистоты поверхности и характер микровыступов
зависит от материала электрода. Иллюстрацией роли этих двух
факторов служат данные на рис. 3-28. Количественно эти данные
нельзя переносить на электроды любой напряженной площади,
так как в соответствии с насыщающи>мся характером зависимо-
стей на рис. 3-25 при больших напряженных площадях электро-
дов влияние чистоты обработки в этой области меньше, чем на
участках зависимостей Eq (1g Su) с постоянным наклоном.
В однородном и слабонеоднородиом поле при Ео>р >ECTV.p
напряжение зажигания разряда совпадает с разрядным напря-
жением промежутка. Однако, если электрод грубо обработан
(обычно при давлении около 0,4 МПа поверхность с классом
145
чистоты ниже шестого может считаться грубо обработанной),
то в промежутке даже с однородным полем при отнесенных к да-
влению напряженностях поля, заметно меньших Ec^!pt может
устойчиво протекать значительный, до десятков микроампер, ток
самостоятельного или несамостоятельного разряда. С этим явле-
нием необходимо считаться при конструировании оборудования
даже при статическом воздействии напряжения, хотя полный
разряд в промежутке в этом случае произойдет лишь прн его
минимальной прочности, соответствующей средней напряжен-
ности поля в промежутке £стр.
Свободные проводящие частицы, оказавшиеся в элегазе, могут
быть причиной значительного снижения не только напряжения
зажигания, но и разрядного напряжения промежутка в элегазе.
Причем указанные напряжения могут составить по сравнению
с напряжениями при «чистых» условиях 40—60 % при давлениях
до 0,4 МПа и даже 20—25 % при давлениях 0,5—1,5 МПа. Сни-
жение напряжения зависит от формы и размера частиц. Учиты-
вая, как правило, неопределенность причины появления частиц
в промежутке и значительный разброс их параметров, сформули-
ровать какие-либо методы количественного учета их влияния на
разрядное напряжение не представляется возможным. Поэтому
единственным способом уменьшения влияния проводящих частиц
на разрядное напряжение является тщательная очистка аппарата
от указанных частиц перед включением его в работу, применение
в конструкции аппарата ловушек частиц, а также испытания
(электрические, акустические) аппаратов перед включением в экс-
плуатацию, подтверждающие отсутствие частиц, снижающий
электрическую прочность.
Влияние свободных диэлектрических частиц обычно встреча-
ющихся размеров на электрическую прочность элегаза можно
не учитывать.
Вольт-временные характеристики разряда в элегазе можно
подразделить на две области по характерному разрядному вре-
мени ZJias: разряда при длительном воздействии напряжения
(свыше 1 с) и при малом предразрядном времени (менее 1 мс).
Элегазовая изоляция не подвержена старению, и поэтому ее
электрическая прочность очень мало зависит от длительности
напряжения при длительности свыше 1 с. Небольшое снижение
разрядного напряжения, по-видимому, определяется статистиче-
скими эффектами; для слабонеоднородного и однородного поля
разрядное напряжение описывается выражением
1М0 = М1)Й,Ю4₽. (3-61)
где L/раэ (1) — разрядное напряжение при статическом воздей-
ствии (плавный подъем); здесь р — в мегапаскалях, а /раз —
в секундах.
При малых предразрядных временах коэффициент импульса
изоляции зависит от давления элагаза и условий в промежутке.
146
Рис. 3-29. Вольт-секувдные
кара ктер истики в элегазе при
различных условиях
В зоне соблюдения закона
подобия различие в разряд-
ных напряжениях при им-
Рис. 3-30. Зависимость средних значе-
ний разрядного напряжения t/pa3 в
элегазе при импульсах и частоте 60 Гц
в сильнонеоднородном поле от абсолют-
ного давления р
1 — импульс —230/2700; 2 — импульс
4-230/2700; 3 — импульс -—1,5/50; 4 — им-
пульс 4-Н5/50; б — напряжение частоты
60 Гц
пульсном и статическом
воздействии проявляется
лишь при предразрядных временах менее 10 мкс. При стандарт-
ном грозовом импульсе коэффициент импульса может быть при-
нят равным 1,2 (кривая 1 на рис. 3-29).
В области отклонений характеристик зажигания разряда от
закона подобия на участке с постоянным наклоном зависимости
Ео Og 5П) (см. рис. 3-25) коэффициент импульса может прини-
маться 1,05 для коммутационного импульса с фронтом 250 мкс
и 1,4—для грозового импульса (кривая 2 на рис. 3-29).
При значительном отклонении условий в промежутке от
«чистых» (грубо обработанная поверхность электродов, наличие
крупных свободных проводящих частиц) коэффициент импульса
== П50 мкс/С7пост даже в однородном или слабонеоднородном
поле может оказаться меньше единицы, а именно 0,6—0,9 (см.
кривую 3 на рис. 3-29 и следующие данные):
Класс чистоты обработки.....
ka ........................
8; 6; 5 4 1
1,1—0,96 0,82—0,67 0,63—0,51
Эти условия соответствуют тем, при которых при статическом
воздействии напряжения в промежутке протекают значительные
предразрядные токи (около 10 мкА) при максимальной приве-
денной напряженности поля, существенно меньшей £стр. Как
уже отмечалось, такие условия в промежутке должны быть исклю-
чены и на это направлены методы испытаний элегазового обору-
дования перед включением его в эксплуатацию.
Статистические характеристики разряда при импульсных воз-
действиях для кривых I и 2 на рис. 3-29 могут быть приняты та-
147
кими же, что и для пробоя при статическом воздействии напря-
жения иа соответствующих участках зависимости рис. 3-25.
В сильнонеоднородном поле коэффициент импульса разли-
чен для различных участков зависимости (р) на рис. 3-26.
На участках / и /V его значения могут быть приняты следующими:
Импульс, мкс . . . . 4*1,2/50 —1,2/50 ,4*250/2500 —250/2500
Ьи/............. ... 1,2 1,4 1,0 1,05
Ли/v............ . 1,1 1,05 1,0 1,0
На участках //, III пробивные напряжения при импульсном
воздействии напряжения подвержены значительному разбросу.
Минимальные их значения наблюдаются при длительности фронта
импульса в десятки микросекунд и практически совпадают с про-
бивным напряжением при р = ркр. Коэффициент импульса прн
этом может быть столь малым, как 0,2—0,3 (рис. 3-30). Даже прн
импульсах коммутационных перенапряжений, хотя коэффициент
импульса и может быть единицей, но минимальное его значение
может снизиться до 0,3—0,4.
Все сказанное свидетельствует о недопустимости использо-
вания в конструкциях аппаратов с элегазовой изоляцией участ-
ков с сильноиеоднородвым полем, особенно при сочетании пара-
метров промежутка н давления газа, соответствующем участкам II,
III зависимости 1/раз (/?) на рис. 3-26.
Статистические характеристики импульсного разряда в силь-
ноиеоднородном поле могут быть приняты для участков I и IV
рис. 3-26 такими же, как для этих участков при статическом воз-
действии напряжения: для участка I — в соответствии с форму-
лой (3-58), а для участка IV — в соответствии с формулой (3-59)
нлн (3-60) в зависимости от напряженной площади электродов.
Среднеквадратическое отклонение о0 может быть принято тем же,
что и при статическом воздействии напряжения.
Влияние различных факторов на характеристики разряда
в элегазе при импульсном напряжении может быть принято та-
ким же, как и при статическом воздействии. Различие лишь в роли
свободных проводящих частиц, так как они за время воздействия
импульса напряжения, особенно при грозовом импульсе, не успе-
вают продвинуться на заметную часть промежутка. Исключение
составляет лишь ситуация, когда свободная проводящая частица
к моменту воздействия напряжения оказалась фиксированной
на электроде, т. е. аналогичной микровыступу на его поверх-
ности.
Изоляторы для элегазовых аппаратов могут быть разделены
на два типа: герметичные, отделяющие друг от друга отдельные
секции элегазового аппарата, и негерметичные.
Основная часть поверхности герметичных изоляторов обычно
имеет форму тел вращения (сферы, конуса), что позволяет уве-
личить напряжение поверхностного перекрытия и уменьшить
напряженность поля в толще диэлектрика для таких изоляторов.
148
Рис. 3-31. Характерные формы изоляторов для элегазовых аппаратов и способы
экранирования мест контакта изоляторов с электродами
Для них легко решается и проблема механической прочности при
токах короткого замыкания.
Применение негерметичных изоляторов в виде опорных кон-
струкций позволяет резко сократить расход изоляционного мате-
риала и облегчить процесс производства изоляторов. Но для этого
типа изоляторов наиболее трудно удовлетворить комплекс требо-
ваний по высокой механической и электрической прочности (по
толще и по поверхности изолятора).
Основная проблема при создании поддерживающего изолятора
с высокой электрической прочностью по поверхности является
традиционной для высоковольтных конструкций — предотвраще-
ние частичных разрядов в месте контакта изолятора с поверхностью
электрода. Традиционно и решение этой проблемы — внутреннее
или внешнее экранирование места контакта (рис. 3-31). Главный
недостаток внешнего экранирования — неизбежное увеличение
напряженности электрического поля на поверхности электрода.
Основной принцип при конструировании изолятора — выбор
такого сочетания формы и глубины заделки экранирующих элек-
тродов с формой изолятора, при котором напряженность поля Еа
в любой точке на поверхности изолятора, по крайней мере, не
превосходит максимальной напряженности поля на поверхности
электродов ЕГо, т. е. Ек ~>ЕГо. Для практически полного исклю-
чения вероятности перекрытия по поверхности изолятора Еп
должно быть на несколько процентов больше ЕГв.
Но даже и без исключения развития разряда по поверхности
изолятора зависимость напряжения перекрытия от давления
элегаза при различных воздействиях оказывается в «чистых»
условиях близкой к аналогичным зависимостям для разряда эле-
газового промежутка, а вольт-секундная характеристика имеет
тот же характер, что и для чисто элегазового промежутка. Рас-
149
пределение напряжений поверхностного перекрытия подчиняется
тем же статистическим закономерностям, что и для чисто элегазо-
вого промежутка. Функция распределения пробивных напря-
жений при всех видах воздействий соответствует формуле (3-59)
со среднеквадратическим отклонением о0 = 2ч-4 % при исклю-
чении влияния места контакта между диэлектриком и электро-
дом на напряжение перекрытия. Если это влияние не исключено,
то распределение приобретает характер нормального, особенно
при высоких давлениях газа, и а0 т 6 %.
Как и для чисто элегазового промежутка, напряжение пере-
крытия при кратковременном постоянном напряжении практи-
чески равно амплитуде напряжения перекрытия при переменном
напряжении. Однако длительное постоянное напряжение приво-
дит к перераспределению потенциала на поверхности изолятора.
Процесс этот происходит медленно из-за малой проводимости
диэлектрика, но даже при скорости изменения напряженности
в нем 10 В/(м«с) за время 103 мин изменение напряженности в от-
дельных точках изолятора достигает 107 В/м. Из-за этого напря-
жение перекрытия на постоянном напряжении со временем умень-
шается, что требует особо тщательного подхода при конструи-
ровании изоляторов, применяемых в аппаратах постоянного тока.
Напряжение перекрытия по поверхности изоляторов сильно
зависит от свободных проводящих частиц на их поверхности.
Но даже если частиц перед приложением напряжения на поверх-
ности изолятора не было, то при приложении постоянного напря-
жения они стремятся оседать на нее. На переменном напряжении
такие частицы могут попадать на поверхность изолятора лишь
в результате своего случайного движения в промежутке.
Проводящая частица на поверхности изолятора может сни-
жать пробивное напряжение до 30—40 % его значения для чистой
поверхности изолятора. Качественно все закономерности для
напряжения перекрытия в этом случае как при статическом, так
и при импульсном воздействии напряжения подобны соответ-
ствующим зависимостям для областей II и III на рис. 3-26 про-
боя в сильнонеоднородном поле. Поэтому такие условия в про-
межутке также должны исключаться для нормальной эксплуата-
ции оборудования с элегазовой изоляцией.
Ребра на поверхности изоляторов в элегазовой аппаратуре не
позволяют эффективно бороться со снижением напряжения пере-
крытия под влиянием свободных проводящих частиц.
Повышение электрической прочности элегазового оборудова-
ния сводится к нахождению путей устранения из промежутка
проводящих частиц и микровыступов недопустимых размеров на
поверхности электродов. Уменьшение выступов на поверхности
электродов достигается полировкой поверхности или обработкой
ее методами, обеспечивающими повышенную однородность по-
верхности и снижение механических напряжений в поверхност-
ном слое.
150
Рис. 3-32. Ловушка свободных проводящих частиц: а — конструкция: б —
снижение напряженности поля в щели
Для устранения свободных проводящих частиц, находящихся
в объеме элегаза, наиболее перспективными кажутся постоянно
действующие ловушки частиц. Принцип ловушки основан на не-
прерывном движении проводящих частиц в промежутке и посте-
пенной «откачке» частиц электрическим полем в зону с очень
малой напряженностью поля на поверхности оболочек элегазо-
вого оборудования.
В простейшем случае такой зоной является щель, для кото-
рой уже при небольшом отношении глубины к ширине поле на
дне будет недостаточным (рис. 3-32) для подъема упавшей туда
частицы. Ловушка, состоящая из ряда таких щелей, будет иметь
и достаточно большую площадь захвата частиц и, расположенная
на оболочке аппарата, не будет создавать заметного искажения
электрического поля в промежутке. Электрическая прочность
изоляции может быть повышена примерно на 20 % путем удале-
ния свободных проводящих частиц в ловушки. Особенно эффек-
тивна установка ловушек вблизи изоляционных распорок.
Второй путь повышения электрической прочности — изоля-
ционное покрытие поверхности электродов. С применением покры-
тия (например, эпоксидным компаундом при толщине слоя 0,2—
0,3 мм) характеристики пробоя для электродов с полированной
и грубо обработанной поверхностью сближаются; в среднем раз-
рядное напряжение увеличивается при наличии покрытия на
20—25 %, а отдельные его значения, особенно при малом диа-
метре внутреннего электрода, оказываются близкими к значе-
ниям, определяемым расчетом по формулам (3-50), (3-51).
Эффективным средством повышения надежности элегазовой
изоляции является ее испытание после монтажа аппаратов на
подстанции. Правильно выбранный метод испытаний позволяет
не только обнаружить дефекты изоляции, но и устранить нз
напряженных в электрическом отношении узлов аппарата сво-
бодные проводящие частицы, попавшие туда в процессе транспор-
тировки и монтажа аппарата.
151
Конкретный выбор видов воздействий и методов, выявления
дефектов зависит от типа аппарата, его номинального напряже-
ния и т. д. Отметим здесь лишь некоторые, вытекающие из выше-
изложенного, основные подходы к выбору метода испытаний.
Приложенного к аппарату напряжения переменного тока,
близкого к номинальному, всегда достаточно для приведенных
свободных проводящих частиц в движение. Достаточно длитель-
ная выдержка (примерно час) аппарата под напряжением и нали-
чие в нем ловушек для частиц приведет к удалению последних
в ловушкн.
Окончательным подтверждением достаточно высокой электри-
ческой прочности аппарата перед включением в эксплуатацию
является испытание его переменным напряжением или импуль-
сом напряжения с длительностью фронта около 50 мкс при макси-
мальном значении напряжения, равном 0,9—1 максимального
значения соответствующего нормированного испытательного на-
пряжения.
3-6. ЭЛЕКТРИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ИЗОЛЯЦИОННЫХ ПРОМЕЖУТКОВ
В ТРАНСФОРМАТОРНОМ МАСЛЕ
Электрическая прочность трансформаторного масла сильно
зависит от наличия в нем влаги, газов и механических примесей
органического или неорганического происхождения.
Влага может попадать в масло либо непосредственно из атмо-
сферы, либо в результате ее конденсации на стенках резервуара
при резких колебаниях окружающей температуры, либо из про-
питываемой маслом (находящейся в масле) твердой изоляции
(бумага, картон, дерево и т. п.). При нормальной температуре
в масле может содержаться в растворением состоянии до 50 частей
воды на миллион частей масла прежде, чем наступит насыщение
масла. При повышенных температурах растворимость воды в ма-
сле увеличивается и поэтому вполне возможно, что при после-
дующем охлаждении масла в нем появятся мельчайшие капельки
выделившейся воды, образуя водомасляную эмульсию. Сфери-
ческие вкрапления воды, втягиваясь в зоны с высокой напря-
женностью электрического поля, растягиваются в тонкие нити,
пролегающие вдоль силовых линий поля в изоляционном про-
межутке, способствуя возникновению электрического пробоя.
Наличие в масле даже небольших количеств влаги приводит
к заметному понижению его электрической прочности.
Газы. Трансформаторное масло, открытое доступу газов,
способно растворять их. Количество растворенного газа про-
порционально объему масла и его температуре, а также давлению
газа. В результате электрических разрядов в масле может про-
изойти выделение газа либо, наоборот, его поглощение в зависи-
мости от содержания ароматических углеводородов в масле. Кроме
того, выделение газа нз масла может происходить от вибрации
152
конструктивных элементов АВН, находящихся в масле. Газо-
выделеине в масле имеет важнейшее значение для бумажно-
масляиой изоляции, применяемой в измерительных трансформа-
торах и проходных изоляторах; в масляных выключателях его
проявление не столь существенно.
Напряженность электрического поля в газовом пузырьке,
погруженном в масло с диэлектрической проницаемостью ег,
приблизительно в ег раз выше напряженности поля в окружа-
ющем масле. Если напряженность поля внутри газового пузырька
окажется выше разрядного градиента для данного газа, то вну-
три этого пузырька произойдет электрический разряд, который
вызовет дальнейшее газообразование из-за разложения окру-
жающего масла дугой. Разряд такого рода называется частич-
ным разрядом, так как при этом происходит пробой
только газового пузырька, а ие всего изоляционного промежутка
между электродами. Однако при определенных обстоятельствах
этот процесс может принять лавинообразный характер н приве-
сти к полному разряду в изоляционном промежутке.
Частицы органического происхождения, например волокна
целлюлозы, заметно влияют на электрическую прочность масла,
особенно если в нем имеется влага. Большое количество мель-
чайших волокон может быть обусловлено примеиеннем случай-
ных протирочных материалов, например хлопчатобумажной ве-
тоши. Большинство волокон, попавших в масло, поляризуется,
образуя электрические диполи, которые, втягиваясь в зоны с ма-
ксимальной напряженностью электрического поля, образуют
своеобразные мостикн. При достаточно высокой напряженности
вдоль этих мостиков могут возникать частичные разряды.
В тех случаях когда диэлектрическая проницаемость твердой
частицы, находящейся в масле, больше таковой для масла, воз-
никают силы, которые стремятся переместить частицу в зону
с максимальной напряженностью. Таким образом в промежутке
между электродами могут возникать мостики из таких частиц.
Частицы, размеры которых соответствуют приблизительно
размерам одного иона, обычно остаются в масле в рассеянном
состоянии. То же можно сказать и о частицах, у которых ди-
электрическая проницаемость меньше, чем у масла. Частицы,
размеры которых составляют несколько ангстрем, даже без внеш-
него электрического поля стремятся объединиться в колонии
размером 500—3000 А. Это явление называется хлопьеобразова-
нием. Ойо приводит к образованию мостиков в промежутке.
Хлопьеобразоваиие может произойти и в тех случаях, когда ча-
стицы имеют форму волокон.
В масляных выключателях в процессе дугогашения из масла
выделяются частицы углерода. Количество выделившегося угле-
рода пропорциоиально энергии отключаемой дуги, и с увеличе-
нием числа коммутаций происходит накопление углерода. Если
диэлектрическая проницаемость материала ИК, погруженной
153
в масло, больше, чем у масла, то частицы углерода притягиваются
к поверхности ПК и осаждаются иа ней, образуя мостики. Частицы
углерода могут осаждаться на горизонтальных поверхностях
изоляционных деталей, тоже образуя мостики. В результате обра-
зования мостиков снижаются изоляционные характеристики вы-
ключателя.
Время воздействия напряжения и его форма существенно ска-
зываются на разрядном напряжении промежутка в масле. Элек-
трическая прочность масла при грозовых импульсах 1/50 мкс
намного больше, чем при одноминутном напряжении частотой
50 Гц. Для масла коэффициент импульса колеблется от двух до
четырех в зависимости от конфигурации электрического поля
в промежутке. По данным различных авторов, в масле коэффи-
циент импульса в однородном поле составляет 1,5, в промежутке
цилиндр—плоскость повышается до 1,7—2,3, а в промежутке
между коаксиальными цилиндрами—до 1,8—2,7. Прн коммута-
ционных импульсах с ростом длительности фронта импульса
коэффициент импульса уменьшается и при фронте волны 500 мкс
он изменяется от 1,3 в однородном поле до 1,7 в системе коакси-
альных цилнидров.
Давление, под которым находится масло, существенно сказы-
вается на его электрической прочности. Объясняется это тем, что
при значительном повышении давления происходит сильное сжа-
тие газовых пузырьков, находящихся в масле, и тем самым уве-
личивается растворимость газа в масле. На зависимость элек-
трической прочности масла от давления определенное влияние
оказывает первоначальное количество газа, находящегося в дан-
ном объеме масла. Поэтому увеличение электрической прочности
сухого и хорошо очищенного масла с повышением давления зна-
чительно меньше, чем у масла, не подвергавшегося подобной
обработке. В однородном поле электрическая прочность масла
незначительно зависит от давления, а в неоднородном — весьма
существенно, повышаясь с его ростом.
Разрядные напряжения в масле между электродами игла—игла
и игла—плоскость незначительно зависят от чистоты и сухости
масла. Однако они достаточно хорошо представляют зависимость
разрядного напряжения от расстояния для многих конструктив-
ных промежутков, имеющих электроды с острыми краями. Худ-
шим вариантом для масла будет разряд между иглой и плоскостью,
и очевидно, что при расчете минимального расстояния лучше ори-
ентироваться на этот вариант.
Зависимость разрядного напряжения промышленной частоты
в трансформаторном масле между торцами стержней диаметром d
(закругленными радиусом г = 0,5rf) приведена в табл. 3-29.
Увеличение радиуса кривизны электрода повышает разрядное
напряжение промежутка. Однако при увеличении радиуса все
больше сказывается влияние качества масла. По мере ухудшения
качества масла зависимость пробивного напряжения промежутка
154
Таблица 3-29. Зависимость разрядного напряжения l/pas
(действующее значение) между двумя стержнями диаметром d
от расстояния между ними I в трансформаторном масле
а, см Значение (7раз, кВ, при 1 (см), равном
5 10 15 20 30 40 50 60
2 99 156 197 234 308 369 425 496
4 156 234 284 328 390 422 461 496
6 199 284 355 397 464 511 546 582
10 284 390 453 503 576 624 667 723
шар—плоскость при частоте 50 Гц приближается к такой же
зависимости промежутка игла—плоскость.
При повышении температуры масла от 20 до 90 °C его электри-
ческая прочность уменьшается приблизительно на 15—20 %.
Расчет конструктивных, изоляционных промежутков в масле
заключается в определении длины промежутка I по заданному
расчетному напряжению Прасч [см. формулы (3-3) и (3-4)] либо
в определении расчетного напряжения для данного промежутка
длиной I. Приводимые ниже данные относятся к технически
чистому маслу, разрядное напряжение которого в стандартном
разряднике составляет 35—50 кВ (ГОСТ 6433.1—71). Напом-
ним, что прочность масла, определенная в стандартном разряд-
нике, сильно влияет на разрядное напряжение масла в одно-
родном поле и слабо — в неоднородном (игла—плоскость).
При расчетном напряжении частоты 50 Гц (7расч (действующее
значение) длина изоляционного промежутка I (в сантиметрах)
или же расчетное напряжение t/pac4 ПРИ Длине промежутка I
определяются по эмпирическим формулам:
а) для промежутка игла—игла при (7расч от 50 до 920 кВ
(или при I от 3 до 150 см)
I = 0,00876L/p£; t/paC4 = 27,6/0,7; * 7
б) для промежутка игла—плоскость при £7расч от 50 до
725 кВ (или при Z от 3 до 150 см)
Z = 0,0127P^fi 4/рас, = 21,2/0’7;
в) для промежутка между двумя коаксиальными цилиндрами
[^рЯСЧ ~ 7,1 (r+ ll,7i/> )Jn(7?/r),
где г и R — соответственно радиусы внутреннего и наружного
цилиндров, см.
Покрытие внешней поверхности внутреннего цилиндра слоем
изоляционного материала (например, бумагой) толщиной 5—15 мм
повышает разрядное напряжение на 20—30 %.
155
Рис. 3’33. Влияние барьера на
разрядное напряжение в масле
в сильнонеоднородном поле при
промышленной частоте
/ — I = 50 мм; 2 — I = 7!Умм; 3 —»
I = 100 мм. Барьер — картон тол-
щиной 2,5 мм; t/pag р— разрядное
напряжение промежутка с барье-
ром; С/ „„ — разрядное напряжение
промежутка без барьера
При полных грозовых
импульсах (1,5/40 мкс)
положительной полярно-
сти длина изоляционного
промежутка I или же ма-
ксимальное расчетное на-
пряжение Ц)асч. гр (см. формулы (3-3) н (3-4)] определяются
(или
по эмпирическим формулам:
а) для промежутка игла — игла при С/раСч.гр от 52 до 1900 кВ
для I от 1 до 120 см)
{/рас. гр = 52,вЗ/0,к: / = 0,0052£/расч. гр!
б) для промежутка игла—плоскость прн £/раСч. гр от 58 до
1250 кВ (нли для I от 1 до 120 см)
t/p8C4. гР = 58,6/0’64; I = 0,00173317^. г₽.
Расчетное напряжение при отрицательной полярности полного
импульса больше на 6—8 %, чем при положительной, при элек-
тродах игла—нгла и на 12—14 % — при электродах игла—
заземленная плоскость.
Перекрытия по поверхности твердой изоляции в масле. Раз-
рядное напряжение на поверхности чистого твердого диэлек-
трика в масле существенно ниже разрядного напряжения чисто
масляного промежутка. Одной из причин этого является притя-
жение к изоляционной поверхности и осаждение на ней всевоз-
можных загрязняющих частиц, находящихся в масле.
Расчетное напряжение перекрытия J7pac4 (действующее зна-
чение) в масле зависит от расстояния I (в сантиметрах) при коль-
цевых электродах следующим образом:
по фарфору
(/рас, = 14,6/078;
по гетинаксу
1/рао, = 13,7/0.75.
Барьеры из тонкого твердого диэлектрика, установленные
в масляном промежутке, существенно повышают его разрядное
напряжение (рис. 3-33). Однако повышение £/раСч зависит от
местоположения барьера в промежутке.
156
3-7. БУМАЖНО-МАСЛЯНАЯ, МАСЛОБАРЬЕРНАЯ
И ТВЕРДАЯ БУМАЖНАЯ ИЗОЛЯЦИЯ
Структура бумажно-масляной изоляции. БМИ является неодно-
родным слоистым диэлектриком, представляющим собой слон
бумаги, пропитанной минеральным маслом, н масляные про-
слойки, заполняющие зазоры между слоями бумаги. В конструк-
циях с БМИ применяется два варианта исполнения изоляцион-
ного слоя, накладываемого на изолируемую деталь: 1) листовой,
когда слой изоляции выполняется путем намотки сплошных,
по длине детали, листов бумаги, и 2) ленточный, когда слой изо-
ляции образуется намоткой на деталь по спирали бумажных
лент или полос.
Листовая изоляция применяется в проходных изоляторах,
длина которых не превышает ширины бумажных рулонов, а также
для барьеров и отбортовок в изоляции TH. Ленточная изоляция
применяется в тех случаях, когда необходимо обеспечить гиб-
кость изоляции при монтаже, в процессе которого она должна
накладываться на изолируемые элементы сложной конфигурации,
особенно в местах изгибов малого радиуса, или когда размеры
изолируемых элементов превосходят ширину бумажных руло-
нов, выпускаемых промышленностью. Лента может быть узкой
(шириной 12—35 мм) нли широкой (120—180 мм). Для устранения
надрывов ленты применяется так называемая сложенная лента,
т. е. бумажная лента, края которой загнуты на 180°. Она напо-
минает в сечении сплющенную букву С.
Бумажная лента накладывается на изолируемые части после-
довательными слоями по спирали с положительным или отрица-
тельным перекрытием. При положительном перекрытии одна
лента перекрывает не менее половины ширины другой (полна-
хлеста), а при отрицательном зазор между краями соседних лент
в слое составляет 0,5—2 мм для узких лент и 10—15 мм для ши-
роких. Узкая лента при отрицательном перекрытии наклады-
вается на предыдущий слой таким образом, чтобы ленты следу-
ющего слоя перекрывали не менее двух третей ширины ленты
предыдущего слоя.
Одинаковая толщина намотки и ее однородность достижима
только при наложении ленты (листа) на протяженные цилиндри-
ческие детали с достаточным натяжением, например иа токове-
дущий стержень ПИ. Одиако в ряде АВН, например в ТТ, изо-
лируемые детали изогнуты, имеют форму кольца или выполнены
в виде двух колец, входящих одно в другое и повернутых отно-
сительно друг друга на 90°. В этих случаях расчетная толщина
изоляции выдерживается со стороны меньшего радиуса (у кольца
это внутренний радиус). При наложении же на наружную часть
криволинейной детали ленты с положительным перекрытием,
например вполнахлеста, на внутренней стороне этой детали пере-
крытие будет существенно больше. Также н при отрицательном
157

перекрытии на внешней поверхности детали перекрытие на ее
внутренней поверхности будет положительным. Таким образом,
толщина изоляции на внутренней части изогнутой детали (кольца)
оказывается больше, чем на внешней. Для доведения толщины
изоляции на внешней поверхности криволинейной детали до
расчетной на эту поверхность накладываются широкие полосы
бумаги с надрезанными краями (так называемые шубы) и плотно
к ией прижимаются при последующей намотке ленты. В зависи-
мости от общей толщины изоляции в нее может быть заложено
несколько шуб.
Шубы хотя и выравнивают толщину изоляции, однако нару-
шают ее структуру, так как приводят к многочисленным масля-
ным прослойкам.
При намотке леиты (широкой полосы) между ее отдельными
слоями всегда остаются зазоры, которые затем заполняются мас-
лом. В ленточных слоях число и размеры масляных прослоек
зависят от толщины бумаги, степени перекрытия лент и плот-
ности намотки. Размеры масляных прослоек в листовых слоях
зависят в основном от плотности прилегания листов бумаги друг
к другу и к изолируемым элементам.
Для изготовления БМИ применяются бумаги: конденсаторная
(ГОСТ 1908—82), кабельная (ГОСТ 23436—83 и 645—79), теле-
фонная (ГОСТ 3553—73), крепированная (ГОСТ 12769—76) и
гофрированная. Гофры позволяют лучше накладывать изоляцию
в местах изгибов относительно малого радиуса.
Электрическая прочность непропитанной бумаги из-за значи-
тельного количества воздушных включений при 50 Гц составляет
10—20 кВ/мм. Заполнение воздушных включений в бумаге мине-
ральным маслом, обладающим значительно более высокой элек-
трической прочностью, чем воздух, существенно повышает ее
электрическую прочность. В процессе пропитки происходит не
только простое заполиеиие пор и объемов между волокнами бу-
маги, но и всасывание масла в капилляры ее волокон. Время
пропитки определяется удельной воздухопроницаемостью и плот-
ностью бумаги, вязкостью масла, давлением, при котором произ-
водится сушка и пропитка, а также размерами и формой бумаж-
ной изоляции.
Качество БМИ существенно зависит от режима сушки и про-
питки изоляции, а также от качества масла. Сушка БМИ может
производиться: 1) наружным обогревом в паровых, электрических
или других печах за счет внешнего теплоносителя, подводимого
к поверхности изоляции через пространство, которое окружает
эту изоляцию; 2) комбинированным обогревом (одновременно
внутренний и наружный); при этом внутренний обогрев осуще-
ствляется теплотой, выделяющейся в объеме изолированной де-
тали под действием электрического тока, составляющего (0,8—
1,0) /иом. Комбинированный обогрев позволяет сократить время
сушки БМИ примерно в пять раз.
158
Рис. 3-34. К расчету бумажно-масляной изоляции
Сушка БМИ производится под вакуумом при остаточном давле-
нии (1,4—53) • 102 Па (1—40 мм рт. ст.) для иегерметизированных
конструкций и 1,4-(10-1—10"2) Па для герметизированных. Ва-
куумная сушка сокращает длительность процесса, понижает
остаточное влагосодержание бумаги и tg б изоляции, повышает
стабильность tg 6 изоляции при изменении ее температуры,
а также значительно снижает содержание воздуха и влаги в масле.
Сушка аппаратной БМИ продолжается 100—150 ч в зависимости
от толщины изоляции.
1. В начале в вакуумной камере (печи) сушится деталь с на-
мотанной на нее бумажной изоляцией. Затем производится сборка
АВН, вакуумирование его, заливка трансформаторным маслом
и вакуумирование аппарата, залитого маслом; такой режим
применяется в маслонаполненных ПИ и некоторых ТТ.
2. Производится полная сборка АВН, а затем его вакуумная
сушка и заливка трансформаторным маслом. Такой режим при-
меняется в некоторых ТТ.
Характерные области в бумажно-масляной изоляции: область
основной изоляции, удаленная от краев электродов, и область
изоляции вблизи краев электродов. В области основной изоляции
силовые линии электрического поля направлены, как правило,
поперек слоев бумаги, тогда как в области краев электродов
из-за неоднородности поля помимо поперечных составляющих
возникают значительные составляющие напряженности, напра-
вленные вдоль слоев бумаги. Электрическая прочность поперек
слоев бумаги в 10—20 раз больше прочности вдоль слоев. Наличие
продольных составляющих облегчает развитие местных разрядов
вдоль слоев бумаги.
Чисто бумажно-масляная изоляция (ЧБМИ) выполняется на-
моткой на изолируемую деталь 1 (рис. 3-34) большого числа слоев
бумажной ленты (илн листа) 2 с последующей сушкой и пропит-
кой трансформаторным маслом. ЧБМИ может быть одноступен-
чатой или двухступенчатой (многоступенчатой).
В одноступенчатой ЧБМИ между токоведущей деталью 1 и
потенциалом земли находится один слой изоляции 2 той или иной
. V - 159

толщины А ~ R — г. Толщина этого слоя в коаксиальном поле
будет
Д = г(ехр^-- 1), (3-62)
где t/расч — расчетное напряжение [см. формулы (3-4)], кВ;
Е — допустимая напряженность электрического поля в изо-
ляции, кВ/мм; г — радиус электрода (токоведущей детали), мм;
R — радиус заземленной поверхности изоляции, мм.
В двухступенчатой изоляции между токоведущей деталью 1
и заземленной 4 располагаются два слоя изоляции 2 и 3 одинако-
вой или почти одинаковой толщины А' = R' — г' и Л" = R" — г".
Толщина каждого слоя изоляции в коаксиальном поле, если счи-
тать толщину слоев А' и А" и радиусы электрода г' и заземленной
детали г" попарно одинаковыми, будет
. , / Црасч . \
Л=' 1).
Толщина изоляции определяется как по наибольшему рабо-
чему напряжению, так и по испытательному (частоты 50 Гц и
импульсным). Под t/расч в формуле (3-62) понимается действу-
ющее значение наибольшего рабочего напряжения (линейного
для АВН на напряжение до 35 кВ включительно и фазного для
АВН на напряжение ПО кВ и более), или действующее значение
испытательного напряжения частоты 50 Гц L4 мии (одноминутное
испытательное напряжение внутренней изоляции, см. табл. 3-4),
или же максимальное значение импульсного испытательного
напряжения внутренней изоляции, умноженное на коэффициент
запаса. Иногда для повышения надежности изоляции вместо
испытательного напряжения внутренней изоляции в расчетные
формулы подставляется испытательное напряжение внешней изо-
ляции в сухом состоянии.
Напряженность поля (кВ/мм) на поверхности проводника
определяется формулами:
для круглого прямолинейного проводника 1 на рис. 3-34
£ = «з-63)
для пересекающихся изолированных цилиндрических провод-
ников
Е =----------Ураск ^!±-2г-_ =. , (3-64)
'П-2г 1п[Д-+ у (4-)2-1
где г — радиус проводника, мм; R — радиус наружного зазем-
ленного слоя изоляции, мм; I — расстояние между осями цилин-
дрических проводников, мм.
Максимальная пробивная напряженность ЧБМИ на цилин-
дрических изделиях при тщательной намотке составляет 20—
25 кВ/мм. В реальных конструкциях поперечное сечение изоли-
160
руемой детали может отличаться от круглого и иметь вид много-
угольника с малыми радиусами закруглений на углах. В этом
случае максимальная напряженность может в 1,5—2 раза пре-
вышать напряженность, определенную по формулам (3-63) и
(3-64). Зависимость действующего значения пробивного напря-
жения ЧБМИ от толщины изоляции Л (мм) для перекрещива-
ющихся цилиндров и перекрещивающихся колец при толщине
изоляции на каждом электроде, равной 0,5Д, с достаточной точ-
ностью описывается уравнением С/расч = 25 + 16Д ф- 0,28Д2 при
Д до 25 мм. Максимальная напряженность (в кВ/мм) определяется
выражением
^ыакс = ^расч^н. п/А, (3-65)
где Д — суммарная толщина изоляции, мм; т]н> п — коэффициент
неоднородности поля, определяемый по рис. 3-20 (кривая 11).
Допустимую максимальную напряженность на поверхности
электрода 1 принимают: а) при наибольшем рабочем напряже-
нии £д. Ыакс Ю кВ/мм; б) при испытательном напряжении
промышленной частоты £д.маке <5 20 кВ/мм; в) при импульсном
испытательном напряжении (грозовые импульсы) в слабонеодно-
родном поле £д.имп = 40 кВ/мм, а в сильнонеоднородном поле
£д.имп = 40Д-5 кВ/мм, где Д—толщина изоляции, мм.
Средняя напряженность однослойной изоляции Е —
= Црасч/(Я — г) и двухслойной изоляции Е — С/расчЛ2 (Я — г)!
не должна превышать при наибольшем рабочем напряжении
2,5—3 кВ/мм для АВН до 35 кВ включительно, 1,3—1,6 кВ/мм
для АВН на НО кВ и более и 7—8 кВ/мм при расчетном испыта-
тельном напряжении промышленной частоты. При расчетном
импульсном испытательном напряжении средняя напряженность
составляет 11,5—13 кВ/мм.
В двухступенчатой ЧБМИ необходимо определить еще напря-
женность электрического поля в масле
где /б = 2 (Я — г) — длина силовой трубки в толще изоляции,
мм (рис. 3-34); ZM —длина силовой трубки в масле (участок яб),
мм; егм и вГб — относительная диэлектрическая проницаемость
масла и бумаги.
Построив картину электрического поля и задаваясь различ-
ными значениями /, по формуле (3-66) строят кривую Ем = f (ZM)
(2 на рис. 3-35). Эта кривая должна лежать ниже кривой элек-
трической прочности масла 1. Если кривая 2 расположена выше
кривой 1 или пересекается с ней, то увеличивают толщину слоя
изоляции и строят новую кривую Ем f (1М), которая располо-
жена ниже кривой пробивной напряженности масла 1.
В двухступенчатой ЧБМИ изоляционные слои должны плотно
соприкасаться между собой (точка А на рис. 3-34). В этой точке
6 П/р В. В. Афанасьева 161
Рис. 3-35. Электрическая напряженность участка
в масле в БМИ при £© = 2,5 кВ/мм (кривая 2)
в сравнении с электрической прочностью транс-
форматорного масла (кривая 7)
в электрическом поле одновременно ра-
ботает и та и другая половина изоля-
ции, а в других частях электриче-
ского поля между обоими — еще и
прослойка масла. Прочность всей
изоляции определяется прочностью
прослойки масла.
Толщина ЧБМИ у отечественных ТТ типа ТФН составляет:
на напряжение 35 кВ — 16 мм, на 110 кВ — 54 мм, на 154 кВ —
67 мм и на 220 кВ — 100 мм.
Бумажно-масляная конденсаторная изоляция (ЕМКИ) выпол-
няется намоткой бумаги на изолируемую деталь до получения
бумажного слоя заданной толщины н наложением поверх этого
слоя проводящей нли полу проводящей обкладки. Затем снова
наматывается бумажный слой и поверх него обкладка и т. д.
Таким образом, толща бумажной изоляции оказывается разде-
ленной проводящими (пол у проводящими) обкладками на отдель-
ные слои. К последней внешней обкладке, подлежащей заземле-
нию, припаивается гибкий проводник. Затем на эту обкладку по
всей ее длине наматывается несколько слоев бумаги. В дальней-
шем производится сушка и пропитка маслом.
Каждая пара обкладок и расположенный между ними слой
БМИ представляют собой конденсатор. Вся изоляция в целом
представляет собой систему таких последовательно соединенных
конденсаторов. Отсюда и название изоляции — конденсаторная.
При такой изоляции электрическое поле получается более одно-
родным как в радиальном, так и в аксиальном направлении по
сравнению с ЧБМИ. Задаваясь размерами обкладок и толщиной
слоя бумаги между ними, можно рассчитать напряжение, прихо-
дящееся на каждый частичный конденсатор, и определить напря-
женность электрического поля в каждом слое.
Проектируя БМКИ, можно задать габариты обкладок и тол-
щину изоляционных слоев такими, чтобы все частичные конден-
саторы имели одинаковую емкость. Тогда к каждому изолиру-
ющему слою будет приложено одно и то же напряжение.
Для конденсаторных обкладок используются: а) фольга (алю-
миниевая по ГОСТ 18956—73 или медная по ГОСТ 14958—69);
б) сетка (медная, латунная или бронзовая); в) полупроводящая
бумага (ГОСТ 10751—80). Фольга, идущая на обкладки, обычно
перфорируется с целью ускорения сушки и пропитки бумаги
маслом. При перфорации фольги в ней прокалывают отверстия
диаметром 1—1,5 мм на расстоянии 10—15 мм друг от друга.
На фольге недопустимы заусенцы и надрывы, так как они пони-
162
жают начальное напряжение ионизации в изолирующем мате-
риале. Поэтому после перфорации фольга прокатывается между
полированными стальными валками.
Электрическая прочность БМКИ между конденсаторными об-
кладками вдали от краев оказывается значительно более высокой,
чем вблизи от краев. Края обкладок являются слабым местом
в изоляции, так как на них раньше начинают развиваться иониза-
ция и скользящие разряды. Защита краев конденсаторных об-
кладок во всех видах БМКИ имеет существенное значение, так
как определяет надежность самой изоляции. В БМКИ внешние
слои изоляции электрически более нагружены, чем внутренние.
По выполнению БМКИ разделяется на мелкоступенчатую,
в которой применяются тонкие изоляционные слои (1—4 мм)
и большое число конденсаторных обкладок; грубоступенчатую,
в которой применяются толстые изоляционные слои (4,5—8 мм)
при небольшом числе конденсаторных обкладок, и экранирован-
ную одноступенчатую.
Мелкоступенчатая БМКИ позволяет получить наиболее одно-
родное поле и благоприятные условия для повышения начального
напряжения ионизации на краях конденсаторных обкладок.
Грубоступенчатая БМКИ облегчает процесс намотки изо-
ляции. Однако допустимые напряженности в изоляции несколько
уменьшаются. Повышение допустимой напряженности на краю
обкладки в грубоступенчатой изоляции достигается дополнитель-
ными кольцами или манжетами (см. далее).
Экранированная БМКИ приближается к чисто бумажно-
масляной изоляции. Имеется две обкладки, между которыми су-
ществует внутреннее цилиндрическое поле, независимое от на-
ходящихся рядом заземленных конструктивных частей. Благодаря
этому исключаются местные перегрузки и пробой окружающей
масляной среды. Однако защита края внешней заземленной
обкладки здесь приобретает еще большую значимость, так как
все напряжения прикладывается к одному-единственному слою.
Ослабление напряженности поля у края конденсаторных
обкладок достигается:
1. Разделением посредством конденсаторных обкладок тол-
стого изоляционного слоя на несколько более тонких слоев
(рис. 3-36, с). При этом существует естественный предел уменьше-
ния толщины слоев, который обусловлен трудоемкостью изго-
товления, временем сушки и пропитки, а также толщиной бумаги.
Обычно толщина слоя меньше 1 мм не применяется.
Для уменьшения трудоемкости изготовления БМКИ с большим
числом слоев возможно часть основных конденсаторных обкладок
заменить манжетами (дополнительными обкладками) шириной
150—250 мм из фольги, расположенными только между краями
основных конденсаторных обкладок. Тем самым уменьшается
число основных обкладок. Толщина слоя между основными об-
кладками может быть принята Д = 54-8 мм. Большое число ман-
6* 163
Рис. 3-36. Способы уменьшения напряженности на краях конденсаторных об-
кладок
жег обеспечивает достаточно высокую напряженность начала
ионизаций (рис. 3-37).
Общее распределение напряжения в изоляции задается основ-
ными обкладками; однако слой изоляции у края обкладки разде-
ляется манжетами на п более тонких слоев, что повышает допу-
стимую напряженность. Распределение напряжения между до-
полнительными слоями, образованными манжетами, будет не-
сколько неравномерным из-за паразитных емкостей с внутренних
уступов иа внутреннюю основную обкладку. Наиболее нагружен-
ным будет n-й слой, прилегающий к наружной обкладке В. На-
пряжение на этом слое будет
п /70бИ[1 + (н-1)/е]
п ~ п{1 4-0,5 («—!)/:] '
где (70бк — напряжение между основными обкладками Л и В,
кВ; п — число тонких слоев; k = lotto.
Напряжение Un на последнем, наиболее нагруженном слое,
прилегающем к обкладке В, должно быть меньше напряжения
начала ионизации €/и.и у края обкладкн. Зависимость средней
напряженности начала ионизации (в кВ/мм) от толщины слоя Дел
(в миллиметрах) для ленточной
толщиной 120 мкм имеет вид £н
изоляции из кабельной бумаги
= 10 (Дел)-0’58, а ДЛЯ листовой
конденсаторной изоляции из
бумаги КОН-I толщиной 10 мкм
£н.и = 5,5 (Д;л)-о-58.
Длины и Гх подбираются
таким образом, чтобы го/о =
= Л 4 = • •• = Гxtt = • = Гц1п
И ГоГо = ГХГ\ = ... = ГХ1Х = ... =
— гпГп. Иногда длина манжет
принимается одной н той же для
Рис, 3-37. К расчету напряжения между
манжетами
всех слоев, т. е. /о *т* /о = А 4~ А — ... = 4- /п — const. Длина
выступающей части манжеты Гх практически одна и та же для
всех слоев, т. е. она равна l/n-й части расстояния между торцами
основных обкладок А и В, равного X Гх. Толщина А'сл = Асл/п
принимается одной и той же для всех слоев.
2. Закруглением острого края обкладки 1 постоянным радиу-
сом посредством кольцевого электрода круглого сечения 2 либо
кольца сложного профиля 3 (рис. 3-36, б и в). Габариты колец
выбираются по данным графического построения поля либо опре-
деляются опытным путем. Кольца должны быть плотно посажены
на обкладку. Максимальная напряженность (в кВ/мм) при на-
личии кольца будет
£макс = к Асл/(гк 4“ Асл) 1п (^к 4* Асл 4“
4- /(''к + Асл)2 /гк)],
где С/д — напряжение на слое изоляции, кВ; Асл — толщина слоя
изоляции, мм; гк — радиус закругления, мм.
3. Увеличением толщины изоляции под острыми краями
обкладки путем конической подмотки по радиусу (рнс. 3-36, г).
4. Защитой острого края конденсаторной обкладки барьером
нз нескольких слоев бумаги 1 (рис. 3-36, б). Напряжение начала
ионизации или короны при такой защите не увеличивается.
Однако барьер препятствует развитию разряда с края обкладки
вдоль слоев бумаги и тем самым повышает напряжение заверша-
ющего разряда.
5. Комбинацией способов, указанных в п. 2, 3 и 4, заключа-
ющейся в том, что сперва путем конусной подмотки 3 снижается
напряженность на цилиндрическом участке изоляции 7, затем
с помощью кольцевого электрода 4 снижается напряженность
на краю обкладки 5 и, наконец, кольцевой электрод защищается
барьерным покрытием 6 (рис. 3-36, е).
Конденсаторные обкладки в ЕМКИ могут располагаться:
а) между главными электродами (т. е. между токоведущнм
стержнем и заземленной обкладкой) в области основной изоля-
ции — для регулирования поля преимущественно в радиальном
направлении;
б) между краями главных электродов —для регулирования
в аксиальном направлении поля между краями этих электродов;
в) одновременно как в толще основной изоляции, так и между
краями главных электродов — для регулирования поля в ради-
альном и аксиальном направлениях.
Равномерное распределение напряжения как в радиальном,
так и в аксиальном направлении достигается только двумя систе-
мами обкладок.
При проектировании ЕМКИ путем изменения радиусов и длин
конденсаторных обкладок можно в широких пределах регулиро-
165
ьать поле между главными электродами, добиваясь: 1) постоянства
радиальной составляющей напряженности Ег\ 2) постоянства
аксиальной составляющей напряженности Et\ 3) распределения
Ет и Е( с заданной неравномерностью.
Постоянство Е, будет обеспечено только при r0/0 = гл1х =
= г2/2 = ... = Гф/ф, где индексы 0 и ф относятся к внутреннему
и наружному главным электродам. При этом условии длина
обкладок будет уменьшаться от внутреннего электрода к наруж-
ному обратно пропорционально радиусам обкладок, т. е. / — Д/г,
а напряженность в аксиальном направлении будет возрастать
пропорционально квадрату радиуса (Et = Дгг2), т. е. весьма
неравномерно. Постоянство Ег позволяет получить наименьший
радиус изоляции и при равных толщинах слоев одинаковые
условия развития процессов на краях обкладок. Однако при этом
условии получается относительно большая длина изоляции.
Условие постоянства Ei и равенства напряжений во всех
слоях будет обеспечено при одинаковой длине всех уступов, но
при разной толщине слоев: тоньше у главных электродов, толще
во внутренних слоях. Длина обкладок изменяется практически
линейно и слабо зависит от радиуса. Радиальная напряженность-
в этом случае изменяется обратно пропорционально произведе-
нию радиуса обкладки т и длины ее /, т. е. Е, = Д2/(г/). По тол-
щине изоляции Ет распределяется неравномерно. Минимальная Ег
наблюдается на одном из внутренних слоев в толще изоляции,
а по мере приближения к главным электродам увеличивается.
При гс/0 = Гф/ф напряженность на внутреннем и наружном слоях
будет одинакова.
При расчетах БМКИ радиус и длину главных электродов
(г0, /о, гф и /ф) определяют из дополнительных условий:
1) одинаковой и наименьшей напряженности Ег у внутреннего
и наружного электродов, которая будет при гф/г0 = = 3,6;
при этом отношение максимин = 1,45;
2) минимального расхода изоляционных материалов, кото-
рый будет при Гф/г0 = /0/гф = 4,1; при этом Ef ыакс/Ег мин =
= 1,37.
Прн реальном проектировании БМКИ приходится несколько
отступать от полной равномерности распределения напряжения
в радиальном н аксиальном направлениях, так как проектиров-
щик часто бывает связан конструктивными размерами токоведу-
щего стержня и заземленного фланца. Обычно БМКИ выпол-
няется: а) с одинаковой толщиной слоев н одинаковой длиной
уступов и б) с различной толщиной слоев и одинаковой длиной
уступов.
Расчет конденсаторной изоляции с одинаковой толщиной
слоев и одинаковой длиной уступов начинается с выбора толщины
слоя изоляции Асл между двумя конденсаторными обкладками
(обычно 1—4 мм). При намотке изоляции из широкого рулон-
ного материала толщина ее составляет 1—1,5 мм (например,
166
проходные изоляторы), а при наложении ленточной изоляции
толщина слоя увеличивается до 2 мм и более. Увеличение тол-
щины слоя с применением манжет ускоряет процесс сушки и
пропитки конденсаторной изоляции.
Общая толщина изоляции Л = £Дсл (в мм), определяемая рас-
четным напряжением (Урасч.пр и допускаемой напряженностью
поля Е^п, будет
Д — ^/расч* np^s/^доп» (3-67)
где /е2 — наибольший коэффициент неравномерности распределе-
ния напряжения по толще изоляции.
Коэффициент зависит от выполнения ЕМКИ. Если напря-
жение распределяется равномерно по всем слоям, то k2 = 1.
В изоляции с одинаковой толщиной слоев и одинаковой длиной
уступов k2 = 1,14-1,3.
Расчетные напряжения определяются по формулам (3-4).
При определении £/расч за Vcyx может приниматься одноминут-
ное испытательное напряжение внутренней изоляции или выдер-
живаемое напряжение внешней изоляции. То же относится и
к определению (/расч. 1р. Принятие испытательных напряжений
внешней изоляции делает конструкцию более надежной и позво-
ляет проводить испытание внешней изоляции полностью собран-
ного АВН, не опасаясь повреждения его внутренней изоляции.
Однако при этом габариты изоляционного элемента и расход
материалов несколько увеличиваются.
Общая толщина изоляции определяется для трех значений рас-
четного напряжения: (1,05—1,1) (7Н.Р, <7расч.ИСп и <7расч.имп.
За окончательную толщину изоляции принимается большее из
трех полученных значений.
Допустимая напряженность поля (в к В/мм) в ЕМКИ при тол-
щине слоя Дсл (в мм) составляет:
1) радиальная при наибольшем рабочем расчетном напря-
жении (действующем)
а) в средней части обкладки Еаоп. и. р — (5 4- 6) Дёл,58;
б) на краю обкладки:
для герметизированных конструкций Едоп н. ₽ = 4Дёл58;
для негерметизированных конструкций £доп. н. Р = 2,5Дёл б8;
2) радиальная при испытательном напряженнн частоты 50 Гц
(действующее значение)
а) в средней части обкладки £доп. исп — 18Дёл’58;
б) на краю обкладки £доп. исп = (9 4- 12) Дёл’58;
3) радиальная при импульсном испытательном напряжении
(максимальное значение)
а) в средней части обкладки £доп. иып = (60 4- 70) Дёл*58;
б) на краю обкладки £доп. имп = (40 4- 50) Дёл’58;
4) вдоль уступа при испытательном напряжении частоты 50 Гц
(действующее значение) £доп.уст = 3,16£°'&Дёл’58» где Z —
Длина уступа (расстояние между концами соседних обкладок), мм;
167
5) вдоль уступа при импульсном испытательном напряже-
нии (максимальное значение) Е^оп. уст — 6,32/-°’г’Асл’58-
Общая толщина изоляции определяется по допускаемой напря-
женности поля на краю обкладки, т. е. в наиболее слабом месте.
Использовать при расчете толщины изоляции значения Едоп
в средней части обкладки допустимо только в том случае, если
приняты меры по ослаблению напряженности поля у края об-
кладки (подмотка изоляции, закругление острого края и т. д.).
Число слоев изоляции составит
п == Д/Дсл. (3-67а)
В существующих конструкциях число изоляционных слоев
составляет: при номинальном напряжении 35 кВ — 6—10; 110 кВ-
20—35; 150 кВ — 30—35; 220 кВ — 36—42; 330 кВ — 40—60.
Прн более высоких напряжениях применяются каскадные кон-
струкции.
Длина уступа в БМКИ зависит от конструкции АВН. В про-
ходных изоляторах для масляных выключателей длина одного
уступа в той части изолятора, которая погружена в бак с мас-
лом, меньше длины уступа в той части изолятора, которая-
находится в воздухе, Хв, хотя БМКИ всегда находится внутри
маслонаполненного изолятора. В ТТ фарфоровые покрышки
находятся в воздухе и при расчете нужно принимать длину уступа
в воздухе 1В.
В БМКИ с одинаковой емкостью слоев длина уступа в масле
(в мм)
0,102 (I/расч. испМ)а — 1 ^расч. исп/(я^г доп)
= ----------/// //-р X---------; <3“68)
v U расч. йен/доп)
длина уступа в воздухе (в мм)
Хв =41,5 4-1,7)ЬМ, (3-69)
где (/расч—расчетное напряжение, кВ; Егпоп — допускаемая
радиальная напряженность, кВ/мм; п — число слоев изоляции.
В БМКИ с одинаковой толщиной слоев и длиной уступов длина
уступов, определенная по формулам (3-68) и (3-69), увеличива-
ется в 1,35—1,45 раза из-за неравномерного распределения напря-
жения по слоям.
Длина всех уступов в масле равна пХм, а в воздухе пкп.
Наружный диаметр 2г0 нулевой (внутренней) обкладки, на-
ходящейся под полным рабочим напряжением, определяется но-
минальным током АВН, его термической стойкостью и механиче-
ской прочностью, а также напряженностью электрического поля
на поверхности первой обкладки. Если определяющей является
напряженность электрического поля на поверхности первой об-
кладки, то диаметр этой обкладки может оказаться больше диа-
метра токоведущей трубы (стержня, обмотки) и между трубой и
168
Рис. 3-38. К расчету БМКИ U-образ-
ной формы
первой обкладкой для лучшего
охлаждения предусматривается
масляная прослойка.
Радиус наружной заземлен-
ной обкладки у фланца будет
Гф = г0 + Д. Нередко по кон-
структивным соображениям ока-
зывается заданной длина наруж-
ной обкладки /ф. Длина нуле-
вой обкладки радиусом г0 при
этом будет
/о = S + X + /ф +
(3-70)
где — длина заземленной обкладки, выходящая за пределы
заземленного фланца в целях экранирования; составляет 10—
15 % активной высоты обеих фарфоровых покрышек.
Приводим расчет бумажно-масляиой конденсаторной изоля-
ции tj-образной формы со слоями одинаковой толщины н с одина-
ковой длиной уступов для ТТ на ПО кВ (рис. 3-38).
Задано. Номинальное напряжение t/HOM = ПО кВ; наи-
большее рабочее напряжение 1/н.р ~ 126 кВ; испытательное
напряжение промышленной частоты изоляции в сухом состоянии
(7сух — 280 кВ. Импульсное испытательное напряжение внеш-
ней изоляции (полный импульс) £/нмп = 460 кВ; номинальный
ток /пом = 2000 А; число витков первичной обмоткн w = 1.
Выбрано. Действующее значение расчетного фазного
напряжения при 50 Гц С/расч — (1,14-1,3) i/H.p/|A3 =
= 1,1-126/р 3 == 80 кВ; действующее значение расчетного испы-
тательного напряжения при 50 Гц (/расч.исп = (1,1-~1,3) 1/сух =
== 1,1-280 = 308 кВ; максимальное расчетное импульсное испы-
тательное напряжение (/расч. гр = (1,14-1,3) 1/имп = 1,1-460 ==
== 506 кВ. Вид изоляции: бумага кабельная К-12. Относительная
диэлектрическая проницаемость этой бумаги в масле егб = 3,6.
Толщина одного слоя изоляции Асл = 2 мм. Допустимая рабочая
напряженность ЕцСЛ. р = 4Аёл 5S= 2,67 кВ/мм; допустимая испы-
тательная напряженность при 50 Гц ЕАОЛ. исп = 12Дсл’58 =
= 8 кВ'мм; допустимая импульсная напряженность ЕдОП.имп =
= 40Асл’Б = 40-2~0,5 = 28,4 кВ/мм; первичная обмотка: труба
медная 0 60/80 мм; радиус изгиба трубы R = 255 мм; длина
части заземленной обкладки, входящей внутрь фарфоровой по-
крышки, Гп~ 100 мм; длина заземленной обкладки 1П = nJ? +
4- 2/,' = л-255 + 2-100 = 1000 мм.
Данные предварительного расчета. Толщина
всей изоляции: 1) по VH. р А = 80/2,67 = 30 мм; по 6/расч. исп/А =
169
♦ = 308/8 = 38,5 мм; по Прасч.гр/Д = 506/28,4 = 17,8 мм;
принимаем Д = 40 мм; число слоев конденсаторной изоляции
Д/Дсл = 40/2 = 20; длина одного уступа = 1,5 10,102 (308/20)2 —
.— 1 — 308/(20-8) Vyf308/(20-8) = 23,14 мм; принимаем Я® —
~ 25 мм; суммарная длина уступов с обеих сторон £ХВ = 2иХв =
= 2-20-25 — 1000 мм; коэффициент в формуле емкости обкладок
= 5,55-10~14 в,б = 20-10~14 Ф/мм.
Последовательность и результаты расчета БМКИ приведены
в табл. 3-30.
Расчет БМКИ с разной толщиной слоев и одинаковой длиной
уступов начинается с определения общей толщины изоляции по
формулам (3-67), длины уступов по (3-68) и (3-69) н длины нуле-
вой внутренней обкладки согласно (3-70) по заданным значениям
г0 и /ф в соответствии с изложенной выше методикой.
Длины промежуточных обкладок
+ (3-71)
где х — порядковый номер обкладки.
Радиусы обкладок определяются уравнениями
1g П = ,2 J- -г- + ч;
1о Ч ф
lg г2 = ~ l~ |g + 1g Го;
<о-*ф ** (3-72)
Z2 — /2 t
*о Ч ф
Толщина слоев
Д1 = Гд г0; ^2 — ^2 Гб •••» ^х~^х ^х~1’ (3-73)
Результаты расчета сводятся в таблицу, подобную табл. 3-30,
только значения 1Г, l2i ..., Zn_lt rlf г2, ..., гп_г вычисляются по
формулам (3-71) и (3-72). Пример расчета такой изоляции при-
веден в § 3-9 (табл. 3-34).
Маслобарьерная конденсаторная изоляция (МБКИ) состоит
из коаксиальных гетинаксовых цилиндров, погруженных в транс-
форматорное масло. На каждый цилиндр наматывается несколько
слоев бумаги, затем накладывается конденсаторная обкладка
и заматывается бумагой. Таким образом, между7 двумя конден-
саторными обкладками оказывается четыре слоя диэлектрика
(бумага, масло, гетинакс, бумага). Каждый из этих трех материа-
лов имеет свою диэлектрическую проницаемость, что приводит
к значительной неравномерности распределения радиальной на-
пряженности по слоям н увеличивает габаритные размеры МБКИ.
В настоящее время МБКИ имеет очень ограниченное применение
и более подробно рассматриваться не будет.
170
Таблица 3-30. Определение размеров обкладок напряженностей на них (см. рис. 3-38)
Номер слоя S S 1 г* S S а 1 ч "й к. II я 1п Ах S 3 Ji о к II а In А R • н а © X II а и и и "х раб а ч; Е i 1 е s a J Ч И а m « _ Ux исп 1 хнСП кВ/мм я я 5 м
в* й о. 5^ !*Г -х рао 20 Ех Е Зх 5 ж 5^ яГ aj8 ЙМИ я а и к о S я 5
1 Ех акс исп = “х яспп я |е и О 1
0 — 40 — — 2000 — — —
1 40 42 1,0500 0,0488 1950 2,502 799,36 4,26 2,18 16,39 8,40 0,65
2 42 44 1,0476 0,0465 1900 2,447 817,3 4,16 2,13 16,03 8,21 0,64
3 44 46 1,0454 0,0444 1850 2,400 833,3 4,08 2,09 15,72 8,05 0,63
4 46 48 1,0435 0,0425 1800 2,361 847,1 4,02 2,06 15,46 7,91 0.62
5 48 50 1,0417 0,0408 1750 2,331 858,0 3,97 2,02 15,27 7,80 0.61
6 50 52 1,0400 0,0392 1700 2,305 867,7 3,92 2,00 15,1 7,70 0,604
7 52 54 1,0385 0,0377 1650 2,285 875,3 3,89 1,98 15,0 7,63 0,600
8 54 56 1,0370 0,0364 1600 2,275 879,1 3,87 1,97 14,9 7,58 0,596
9 56 58 1,0356 0,0351 1550 2,264 883,4 3,85 1,96 14,8 7,54 0,592
10 58 60 1,0345 0,0339 1500 2,260 885,0 3,84 1,95 14,8 7,53 0,592
11 60 62 1,0333 0,0328 1450 2,262 884,2 3,85 1,96 14,8 7,53 0,592
12 62 64 1,0322 0,0317 1400 2,264 883,4 3,85 1,96 14,8 7,53 0,592
13 64 66 1,0312 0,0308 1350 2,281 876,8 3,88 1,97 14,9 7,58 0,596
14 66 68 1,0303 0,0298 1300 2,293 872,2 3,90 1,98 15,0 7,63 0,600
15 68 70 1,0294 0,0290 1250 2,320 862,0 3,95 2,00 15,2 7,71 0,608
16 70 72 1,0286 0,0282 1200 2,350 851,1 4,00 2,02 15,4 7,80 0,616
17 72 74 1,0278 0,0274 1150 2,382 839,6 4,05 2,05 15,6 7,91 0,624
18 74 76 1,0270 0,0267 1100 2,427 824,1 4,13 2,09 15,9 8,05 0,636
19 76 78 1,0263 0,0260 1050 2,476 807,7 4,21 2,13 16,2 8,21 0,648
20 78 80 1,0256 0,0253 1000 2,530 790.5 4,31 2,18 16,57 8,40 0,663
20
V] Вх = 47,015-10-5
я?=!______ _____
Твердая бумажная конденсаторная изоляция (ТБКИ) выпол-
няется намоткой на токоведущий стержень или трубу намоточной
бумаги либо стеклоткани, покрытой бакелитовой смолой. Между
отдельными слоями бумаги укладываются конденсаторные об-
кладки. При намотке бумаги на токоведущий стержень она обжи-
мается горячими вальцами, нагретыми до температуры 160—
185 °C, вследствие чего смола плавится и склеивает слои бумаги.
Затем намотанная изоляция подвергается термообработке, при
которой смола полимеризуется, переходя в не растворимое в спирте
и не размягчаемое при нагреве состояние. После этого изоляцион-
ный цилиндр лакируется и на него в нагретом состоянии наса-
живается фланец, который проводником соединяется с заземляе-
мой обкладкой.
Изоляторы с ТБКИ из бумаги применяются в АВН на 35 кВ,
а при более высоких напряжениях находят применение как эле-
менты испытательных устройств. Недостатком изоляторов с ТЕКИ
является гигроскопичность, вследствие чего онн отсыревают,
несмотря на покрытие лаками и эмалями.
Для внутренней установки изоляторы с ТБКИ изготавливают
без фарфоровых покрышек, а для наружной установки конец
изолятора, находящийся в воздухе, закрывают фарфоровой
покрышкой и пространство между ТБКИ и фарфором обычно
заполняют компаундной массой.
Электрический расчет ТБКИ производится так же, как и
БМКИ, только принимается е, == 4,5. Практически принимают
6—11 слоев при напряжении 35 кВ; 20—30 слоев при 110 кВ
и 30—40 слоев при 150—220 кВ. Толщина слоя 2—4 мм.
Напряжение теплового пробоя БМКИ. При прохождении тока
по токоведущему стержню изолятора с БМКИ происходит выде-
ление теплоты в токоведущем стержне и в толще изоляции вслед-
ствие диэлектрических потерь в ней. Выделившаяся теплота ча-
стично расходуется на повышение температуры БМКИ, а частично
отдается с внешней поверхности фарфоровой покрышки в окру-
жающую среду. С увеличением толщины БМКИ теплоотдача
в окружающую среду затрудняется и температура изоляции
повышается. Одновременно повышается и tg 6 изоляции. При-
мерная зависимость tg 6 БМКИ от температуры & такова:
О, °C .... 20 30 40 50 60 70 80 90 100 НО
tg й, % . 0.75 0,86 0,9 1,08 1,39 1,75 2,25 2,75 3,5 4
При некоторой температуре изоляции происходит ее пробой.
Поэтому после электрического расчета БМКИ и выбора конструк-
тивных размеров всего ПИ необходимо произвести расчет тепло-
вой устойчивости БМКИ, т. е. определить напряжение, при
котором произойдет пробой изоляции (напряжение теплового
пробоя). Оно определяется по формуле (в кВ)
14. пр = 10 /Ш / (₽) e~°,W (3-74)
172
где Ро = (l,5-j-2,0)-10“18 Вт7см8 — потери в диэлектрике при тем-
пературе $о (равной 40 °Q; Хх == 0,0024-0,0025 — теплопровод-
ность БМИ, Вт/(см*К); Фц — температура окружающего воз-
духа, °C.
Для определения функции f (р) предварительно находят вспо-
могательные величины ш, /0,
т = (Х2 + Лт5х)/(Мт5); п = 0,375 (1 ф- 1,272m); f0 = e
где уст — 0,02PCTS/S1; 12 — 0,01 Вт/(см- К) — эквивалентная теп-
лопроводность фарфоровой покрышки и слоя масла между БМИ
и фарфором; S = ги 1п (ги/г0); ги — наружный радиус БМИ,
см; Го — наружный радиус токоведущей трубы, см; гфар — на-
ружный радиус фарфоровой покрышки, см; = гфар 1п (гфаР/ги);
рст = — мощность, выделяющаяся с единицы поверх-
ности стержня, Вт/см2; / — действующее значение номиналь-
ного тока, А; р — удельное сопротивление стержня при его
рабочей температуре, Ом-см; q— площадь поперечного сече-
ния токоведущего стержня, см2; k? = (1,54-1,7)-10'8 — коэф-
фициент теплоотдачи с поверхности фарфоровой покрышки в окру-
жающий воздух.
Зависимость /0 от т такова;
* tn . . - О 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0
/с . . . 0,66 0,565 0,502 0,451 0,406 0,375 0,350 0,336 0,322 0,312 0,310
Значение £/т. пр, полученное по формуле (3-74), должно быть
в 1,5—2 раза больше величины 1,1 Ulb р для данного АВН.
При выводе формулы (3-74) было принято, что вся теплота,
выделяемая в стержне и в изоляции, отводится только в радиаль-
ном направлении.
3-8, ЭЛЕКТРИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ОПОРНЫХ ИЗОЛЯТОРОВ
Электрический расчет опорного изолятора производится для
определения его активной высоты, числа и размеров ребер, а
в полых изоляторах (см. рис. 3-1,6) — толщины перемычки
(стенки) 6СТ. Для этого расчета должны быть заданы; 1) номиналь-
ное напряжение изолятора; 2) род установки (внутренняя или
наружная); 3). климатическое исполнение. Способ крепления ар-
матуры (наружное или внутреннее, посредством цементирующего
состава или механическое) и конфигурация изолятора (цилиндри-
ческий, конический, полый с перемычкой, сплошной, опорно-
стержневой и т. д.) могут быть заданы или выбраны проектиров-
щиком.
Для изоляторов наружной установки, кроме указанных выше
Данных, должен быть задан путь утечки по внешней поверхности
изолятора (категории изоляции А, Б и В по ГОСТ 9920—75).
Активная высота опорного изолятора внутренней установки
определяется нормированным испытательным напряжением внеш-
173
ней изоляции в сухом состоянии £/сух и испытательными напря-
жениями грозовых 1/гр и коммутационных t/K0M импульсов, а
активная высота изоляторов наружной установки, кроме того,
определяется испытательным напряжением внешней изоляции
под дождем в соответствии с табл. 3-1—3-8.
При определении активной высоты опорного изолятора hRKt
расчетные разрядные напряжения Lpac4, £/Расч.гр и б^сч-ком
определяются по формулам (3-3) и (3-4), а расчетное разрядное
напряжение внешней изоляции под дождем — по формуле
^расч. дож = до»» (3-75)
где k8au = 1э05-=-1,2; ka — см. формулу (3-1).
Разрядное напряжение ОП при положительной полярности
импульса несколько меньше, чем при отрицательной. Повышению
разрядного импульсного напряжения ОП способствуют ребра.
Расположение верхнего ребра на расстоянии 15—35 мм от нижией
кромки верхней арматуры (а в ОП с внутренней арматурой —
от торца изолятора) повышает разрядное импульсное напря-
жение на 5—8 %. Ребра несколько повышают и напряжение воз-
никновения скользящих разрядов.
Активная высота ОП внутренней установки иа номинальное
напряжение до 35 кВ включительно определяется (в сантиметрах)
эмпирическими формулами:
а) при напряжении промышленной частоты (50 Гц)
Лам = 115- /13225 - 50С/1с.;
/аи = 264,5 - 0,02 (115 - Лни)2;
б) при испытательном напряжении полного грозового им-
пульса 1,2/50 МКС ДЛЯ Uрасч. гр < 140 кВ
^акт ” 26,1 718 - 5(7расч. Гр ;
t/расч. гр = 143,6 - 0,2 (2,61 - Лакт)2;
ДЛЯ t/расч. гр > 140 кВ
^акт ~ 0,167£/рас„. Гр5
t/расч- гр ~ 6/^акт»
(3-76)
(3-77а)
(3-776)
(3-78)
в) при испытательном напряжении срезанного грозового им-
пульса
^акт == 0,113{/ расе, гр»
6^расч. гр = 8,85/zaKT.
За активную высоту изолятора принимается большее значение
из полученных по формулам (3-76), (3-77) и (3-78).
Активная высота изолятора внутренней установки, предназна-
ченного для работы в районах с тропическим климатом, опреде-
174
рис. 3-39. К определению разрядного расстояния
составного изолятора
ляется теми же формулами. Однако
следует учитывать, что на внешней
поверхности такого изолятора должно
предусматриваться большее число ре-
бер, чем на обычном изоляторе, а
именно
^ном» .............
Число ребер ....
6 10 15 20 35
4 4—5 5 5—6 8—10
Размеры ребер выбираются такими,
чтобы длина пути утечки по поверх-
ности ОП была на 25—35 % больше
его активной высоты.
Активная высота haKT (в сантиметрах) опорного изолятора
наружной установки определяется формулами:
1. При напряжении промышленной частоты (50 Гц):
а) для изоляторов на номинальное напряжение не более
35 кВ — формулой (3-76);
б) для Изоляторов на номинальное напряжение ПО—220 кВ
при i/расч от 300 до 770 кВ (Лак? от 76 до 300 см) без экрана
( 11т = 338,2 - /111663 - 143£/рас,; | X
\ 67ра0. = 788,5 - 0,007 (338,2 - йакт)2; J '
в) для изоляторов на номинальное напряжение 150 кВ и выше
при [/расч от 550 до 1250 кВ (Аакт от 152 до 450 см) и наличии
экрана
йа„т = 1716,4 - /312-10» - 12260',,ас, ; 1
= 2544,87 - 0,000815 (1716,4 - й^)2,] ' ’ ’
По (3-79) и (3-80) определяется активная высота как одиноч-
ного изолятора, так и колонки изоляторов. Активная высота йакт
колонки опорно-стержневых изоляторов равна сумме активных
высотЛактотдельных опорно-стержневых изоляторов (рис. 3-39, а):
^акт ==' Лакт. Активная высота колонки из опорио-штыревых
изоляторов (рис. 3-39, б)
^акт — 4i. р ^ар (^и 1)» (3-81)
где пи — число изоляторов в колонке, йар — высота арматуры,
см; (п.р— путь разряда, см.
При высоте колонки более 200 см необходимо предусмотреть
экран. Без экрана кривая разрядного напряжения претерпевает-
излом и растет оно сравнительно медленно. Экраны позволяют
сохранить темп роста разрядного напряжения вплоть до рас-
стояний 500—600 см. Выбор размеров экранов рассмотрен ниже.
175
2. При импульсном испытательном напряжении (полный им-
пульс 1,2/50 мкс) положительной полярности:
а) для изоляторов на номинальное напряжение до 20 кВ
включительно — формулой (3-77а);
б) для изоляторов на номинальное напряжение 35 кВ и выше—
формулой (3-776).
3. При импульсном испытательном напряжении (срезанный
импульс) — формулой (3-78).
При импульсах разрядное расстояние колонки изоляторов
определяется так же, как при промышленной частоте.
За активную высоту опорного изолятора наружной установки
принимается большее из значений, полученных по формулам
(3-76), (3-77) и (3-78) для изоляторов на номинальные напряжения
до 20 кВ и по формулам (3-77), (3-78), (3-79) и (3-80) для изоля-
торов на номинальное напряжение 35 кВ и выше. Разрядное
напряжение промышленной частоты под дождем (в киловольтах)
U расч. д 2^ 2,25/гакт 22; |
^акт. дож 0,444(7расч. д» J
где Лакт — активная высота изолятора (в сантиметрах), вычи-
сляемая по вышеприведенным формулам.
Разрядное напряжение при сухой поверхности изоляционной
конструкции, состоящей из нескольких параллельных колонок
опорно-стержневых изоляторов, и разрядное напряжение оди-
ночной колонки из таких же изоляторов практически одно и
то же как при коммутационных импульсах, так и при плавном
подъеме напряжения промышленной частоты.
При плавном подъеме напряжения промышленной частоты
и при коммутационных импульсах положительной полярности
увеличение интенсивности дождя от 2 до 6 мм/мин практически
не снижает разрядных напряжений одиночной колонки из опорно-
стержневых изоляторов, тогда как при отрицательной полярности
то же изменение интенсивности дождя сопровождается снижением
разрядного напряжения примерно на 10 %. Разрядное напря-
жение под дождем для изоляционной конструкции, состоящей из
нескольких параллельных опорно-стержневых изоляторов, зна-
чительно ниже, чем для одиночной колонки, составленной из
тех же изоляторов.
Толщина перемычки (в сантиметрах) полого фарфорового изо-
лятора (см. рис. 3-1, б) определяется по формуле
^ст Uрасч. пр/^пр, (3-83)
где fup — действующее значение пробивной прочности фарфора;
для фарфора среднего качества
fnp = 41 -f-42/6cts; (3-84а)
для фарфора хорошего качества
Ецр == 57 -р 30. (3-846)
176
Рис. 3-40. Одиночные и двойные экраны
Задаваясь значением бст, определяют £пр, а по ней по (3-83) —
пробивное напряжение, которое должно быть больше £расч. пр-
Конфигурация изолятора определяется после нахождения его
активной высоты. Изоляторы внутренней установки выполняются
с ребрами на внешней поверхности (см. табл- 3-14). Рекомендуе-
мое число ребер см. на стр. 175. Число и размеры ребер на внеш-
ней поверхности изолятора наружной установки определяются
по формулам (3-6) и (3-8). Рекомендуемые конфигурации ребер
приведен^! в табл. 3-15. При заданном пути утечки может ока-
заться, что необходимое число ребер при принятой активной
высоте изолятора не удается разместить. Тогда следует несколько
увеличить активную высоту изолятора.
Защитные экраны служат для повышения напряжения, при
котором появляется коронный или стримерный разряд на частях
аппарата, находящихся под напряжением, для уменьшения
радиопомех, а также для выравнивания напряжения по высоте
изоляционной конструкции (опорной или подвесной). Кроме того,
правильно рассчитанные и рационально сконструированные
экраны позволяют уменьшить расстояние между частями одного
и того же полюса АВН, например разъединителя, находящимися
под напряжением при отключенном его положении, а также
расстояние между соседними полюсами аппарата. Экраны обычно
начинают применять при высоте (длине) изоляционных конструк-
ций более 180—200 см, т. е. при напряжениях 220 кВ и более.
По конструктивному выполнению экраны бывают одиночными
(рнс. 3-40, а, в, г), двойными или пространственными (рис. 3-40, б)
и сферическими (рис. 3-41).
В некоторых аппаратах устанавливается два экрана: одиноч-
ный и двойной. Одиночный экран выравнивает распределение
напряжения по высоте опорной изоляции, а двойной экранирует
механизм и части аппарата, а также обеспечивает более однород-
ное электрическое поле между его разомкнутыми контактами.
Экраны изготавливают из алюминиевых или стальных труб
Диаметром до ПО мм. При увеличении диаметра трубы услож-
няется технология изготовления экранов (гибка труб большого
Диаметра — трудоемкий и сложный процесс). Кроме того, при
177
увеличении диаметра трубы увеличивается расход металла на
экран и масса аппарата, а также поверхность экрана, подвержен-
ная действию ветра. В АВН на 330 и 500 кВ обычно применяются
стальные трубы с наружным диаметром соответственно 40—48 мм
и 50—60 мм. В аппаратах на 750 и 1150 кВ обычно применяются
алюминиевые трубы с наружным диаметром соответственно 90
и 110 мм- Примерные наружные диаметры экранов: 500—600 мм
на 330 кВ, 950—1100 мм на 500 кВ и 2000—2200 мм на 750 и
1150 кВ.
Размеры экрана определяют по условиям отсутствия короны
и радиопомех. При нормальной работе аппарата на его частях,
в том числе и иа экранах, не должна появляться корона, которая
является источником радио- и телевизионных помех. Напря-
жение, при котором возникает корона, называется критиче-
ским напряжением короны а соответствующая
ему напряженность электрического поля на поверхности корони-
рующих частей — критической напряженностью
короны £к.
Учитывая изменения метеорологических условий (в частности,
атмосферного давления), вызывающие снижение Ек приблизи-
тельно на 10 %, условие отсутствия короны можно выразить
в виде
ик 1.1V К. р//3~ = о,6351/н. р. (3-85)
Выбор критического напряжения короны UK по условию (3-85)
не исключает появления короны при грозовых и коммутационных
перенапряжениях, а также при дожде, снеге и изморози. Осадки
(дождь, снег) понижают на экранах
с чистой поверхностью на 20—30 %, а на
экранах с естественно загрязненной поверх-
ностью — на 10—15 %. Поскольку такие
условия имеют место в течение небольшого
времени, то кратковременная короиа до-
пустима.
Для подавления короиы в аппаратах до
220 кВ вполне достаточной мерой является
скругление острых углов и кромок деталей
Рис. 3-41. Сферические экраны
178
Рис. 3-42. Расчетная схема разъединителя РТЗ-1150/4000У1 для определения
критического напряжения короны бк
аппарата, находящихся под напряжением. В аппаратах на напря-
жение 330 кВ и выше требуется установка защитных экранов.
Критическое напряжение короны на экране зависит от размеров
и конструкции экрана, высоты его над землей, расстояния до экра-
нов соседних полюсов и конфигурации и размеров ошиновки.
Расчетная схема приведена на рис. 3-42, где буквами Л, В, С,
В1г Сг и т. д. условно обозначены экраны.
Одиночный экран может иметь форму кольца, овала или пря-
моугольника с закругленными краями. Экраны кольцевой формы
(рис. 3-40, а) применяются в тех случаях, когда изоляционная
конструкция имеет осевую симметрию. Если И К не имеет' осевой
симметрии, то для экрана более целесообразна форма овала
(рис. 3-40, в) или многоугольника с закругленными углами
(рис. 3-40, г).
Критическое напряжение короны (в киловольтах) на одиноч-
ном кольцевом экране, установленном на размыкаемом проме-
жутке разъединителя,
|n«&L-X
Г_ 1
179
где
Ек=16,5^,?,р+-^-Л; (3-87)
у г — относительная плотность воздуха; — см. формулу (3-10);
/?9К — средний радиус экрана, см рис. 3-40, а\ Н9Ы — высота
экрана над землей, см; гтр — радиус трубы экрана, см;
<2 = ln(2H^R8„); N = 2H^Jr,_v-, В = nRaK/(2H№y, S = n^jL;
St — зтЕэк/Ь; £, = У^Е -|- Ei *, 5,> ~ nR^/Lg Т = L/1L. 4//эк1
Т, = /,/*//, + 4Н2ж ; 7, = Е2//Ll + 4HlK-, М = In [0,5 + 0,5 X
X /1 + (2Ea„/E)2I; М, = In [0,5 + 0,5 /l + {2Н „jLtf]-, М, =
= In (0,50,5^ 1 -|- (2f/3K/L2)2]; гэ. п = V >WPn —эквивалент-
ный радиус подводящих проводов, см; пп — число подводя-
щих проводов; г0 — радиус единичного проводящего провода,
см; L, Lr, L<>, rp D — см. рис. 3-42; А = Q — М — М, 4- Л12;
А = В 4- S (1 - Т) 4~ Si (1 ~ ~ S2 (1 - Т2); А2 = 1 +
Коэффициенты В, Q, S, Sj, S2, Т, 7\, Т2, М, Ми М2 и N учи-
тывают влияние второго экрана полюса, экранов крайних фаз,
ошиновки и отражение всей системы электродов от плоскости
земли.
Формулой (3-86) можно пользоваться прн определении {7К
для опорных ИК, шинных опор, трансформаторов тока и других
аналогичных аппаратов как при горизонтальномм, так и при вер-
тикальном подводе ошиновки, если положить S и S2, Т и 74,
М и М2 равными нулю, а вместо N подставить Л72.
Для идеально гладких и чистых труб = 1; для реальных
труб, учитывая их естественное загрязнение, следует принимать
kw равным 0,75—0,80 для труб из алюминиевых сплавов и 0,7—
0,75 для стальных труб при диаметрах от 40 до 110 мм.
При определении UK для экранов, имеющих форму овала,
прямоугольника или какую-нибудь другую, в формулу (3-86) вмес-
то R&K подставляется средний радиус (в сантиметрах), определяе-
мый по формуле
^8н. ср — 9,5 (0,159/7., к 4~ ^еакр)»
где Пзк — периметр экрана, см; /?гакр — минимальный радиус
закругления трубы иа углах экрана (см. рис. 3-40, а), см
Приводим расчет одиночного экрана для шинной опоры на
Оном = 500 кВ.
Задано! VKOM_~ 500 кВ; Ua р = 525 кВ; UK = 1,ШН.Р X
х/3= 1Д-525//3 = 334 кВ; расстояние между полюсами
= 550 см; высота подвеса экрана над землей Яан = 640 см;
подводящая ошиновка состоит из трех проводов (яп = 3) ра-
диусом г0 = 2,25 см каждый, равномерно расположенных по ок-
ружности радиусом Гр. п = 46,2 см.
180
Выбрано: экран овальный длиной 389 см и шириной 150 см
мз стальных труб радиусом = 3 см; периметр экрана /78к =
= 710 см; = 0,8; S ~ 0; S2 = 0; /И = 0; Л42 - 0; Т - 0,
Т8 = 0.
расчет: 2?эк = /?эк. ср = 0,5 (0,159/7..к + /?закр) = 0,5 х
X (0,159-710 + 75) = 94 см; Ек = 16,5ЛШ II + 0,62/(1 X
X З0’38)] = 18,6 кВ/см; rs.n= /л/о#"1 = /3-2,25- 23,12 =
= 15,35 см; В = и/?эк/(2//эк) = л-94/(2-640) = 0,231; Q =
= In (2ЯЭ1Ж*) = In (2.640/94) - 2,61; N - In (2tf9F/r8. п) -
₽ In (2-640/15,35) = 4,42; S, = siR^/Ц = л-94/550 = 0,537;
у, = Ц/V Щ + 4/7эк = 550//б502 + 4-6402= 0,395; ЛК = In [0,5+
+ 0,5 /1 + = In [0,5 + 0,5/1 + (2- 640'550)2] =
«= 0,569; Л = Q — Л4 — Мг + М2 = 2,61 — 0,569 = 2,04; В +
+ S (1 — Т) + Si (1 — 7\) —S2(l — Г2) = 0,231 + 0,537(1 —0,395) =
=-0?556; Д2== 1 +Jg-ln-^= 1+2^4111-^= 1,088;
__________Е*Гггу__________________18,6-3 - 446 кВ
— Л(1 — A/N) гтр “ 1,088 (1 — 2,04/4,42) 3_” *
Ш^-4, 1п^_ 0.556
Гтр S
Полученное значение UK — 446 кВ значительно больше тре-
буемых 334 кВ.
Двойной экран (рис. 3-40, б) представляет собой два одиноч-
ных экрана, расположенных один под другим на расстоянии пэк
и электрически соединенных между собой. На этом экране заряд
распределяется под двум тороидам (овалам), что обеспечивает
меньшую плотность заряда и меньшую максимальную напряжен-
ность Ем.дв на поверхности двойного экрана по сравнению с мак-
симальной напряженностью Ек, од на поверхности одиночного
экрана. Следовательно, отношение СдВ. эк = Ем. )5ДЕМ. од все-
гда будет меньше единицы. Критическое напряжение короны
(в киловольтах) при двойном экране будет
Ub = Сдв. аА [1 ~ Л/<22У)1 7/ ’ (3‘88)
д 2/?экА7
гтр
где значения СДВ.0К берутся с рис. 3-43.
Сферический расщепленный экран (см. рис. 3-41) представляет
собой пространственную конструкцию из трубчатых элементов, ох-
ватывающих защищаемые металлические части аппарата. Критиче-
ское напряжение короны на сферическом расщепленном экране
при разомкнутом контакте разъединителя будет
= 7------~ ТГх------------------- > <3’89)
(^ер+2дав
Лд--КрЛ1
181
где /<р — кратность расщепления экрана, равная отношению
суммарной длины всех труб, составляющих экран, к длине окруж-
ности экрана 2л/?0К; гэл — электрический радиус трубы экрана
(см. ниже); &нер—коэффициент неравномерности распределения ли-
нейного заряда по каркасу экрана (табл. 3-31); £к — см. формулу
(3-87); А3 = In : £ = 2,8Кр - 3,4-
Определение UK сферического экрана покажем на примере рас-
чета такого экрана для разъединителя на 1150 кВ типа
РТЗ-1150/4000.
Исходные данные для расчета; промежуток между разомкну-
тыми контактами Рд образован двумя решетчатыми сферическими
экранами по рис. 3.41, б. Каждый экран состоит из четырех колец
радиусом Яэк^ Ю0 см; радиус трубы экрана гтр = 5,5 см; рас-
стояние между центрами экранов L = 1050 см (см. рис. 3-42).
Расстояние от центра экрана до земли Ндк = 1300 см; междупо-
люсное расстояние Lx = 1400 см. Телескопический нож состоит
из четырех труб диаметром 2г0 — 9 см, равномерно расположенных
по радиусу гр.п= 45,2 см.
Расчет ведем для случая, наиболее тяжелого с точки зрения
возникновения короны, т. е. для отключения положения Рд
при противофазе напряжения промышленной частоты на контак-
тах разомкнутого промежутка с учетом влияния крайних фаз.
В момент максимума напряжения U на среднем полюсе Рд на
его крайних полюсах напряжение составляет —О,5£7. Поэтому
влияние крайних фаз заменяем влиянием одной фазы с макси-
мумом напряжения обратной полярности.
Рис. 3-43. Отношение максимальных
напряженностей поля на поверхно-
сти двойного и одиночного экранов
в зависимости от отношения «эк^тр
без учета влияния земли
Рис. 3-44. Зависимость гэл/гТГ) =
= / (fl&iArp) для различных
162
Таблица 3-31. Зависимость feIrep ~ /(^Гэл)
Тип решетки Значение *нер при 1/гэл, равном
5 7,5 10 15 20 25 30 40 50
X — 1,427 1,378 1,346 1,295 1,271 1,261 1,239 1,228
X — 1,368 1,314 1,261 1,239 1,220 1,207 1,200 1,118
Y 1,29 1,231 1,200 1,154 1,154 1,134 1,122 1,120 1,114
Напряженность Ек находим по формуле (3-87), полагая кш =
«= 0,8 и уг = 1:
£„ = 16,5-0,8(1 +j = 17,5 кВ/см.
Из рис, 3-41, б видно, что экран состоит из четырех колец и,
следовательно, кратность расщепления Кр = 4. Тогда £ =
= 2,8/Ср — 3,4 = 2,8-4 — 3,4 = 7,8.
При отношении /?эк/гтр = 100/5,5 = 18,2 по кривым рис. 3-44
для кратности 7<г ~ 4 найдем отношение Гэд/Гтр = 0,75; гэл =
= 0,75гтр = 0,75.5,5 = 4,125 см.
Каждое кольцо экрана состоит из шести одинаковых трубча-
тых элементов. Следовательно, длина единичного трубчатого эле-
мента / = 2л/?эк/6 — 2- 3,14-100/6 = 105 см. Отношение //гэл =
= 105/4,125 = 25,5. Из табл. 3-31 видно, что для крестообразных
узлов решетки #нер = 1,22. Определим значения В, Q, S,
S2. Т, 7\, Т2, М, ТИ2, 7V, А и Alt входящие в формулу (3-89):
о 3,14-100 л ют 1 2-1300 9 е 3,14-100 п ооо
В = -2Лзоб- = 0'121: С = 10-1^ = 3,26; 5 = -^^ = 0,299;
S* = 3’мп»00=°.224:7-2 = I 10502+14002= 1750см; -V 3,^:‘°° =
1**UU 1 / ои
=0,179; Т=-= 1050 .=- = 0,374; 7\ = 1400//14002 ф- 4 • 13002=
J-'KW-J-l- 13002 1
= 0.474; 7\= 1750//17502ф- 4-13002 = 0,558; М = 1п [0,5 +
+ 0,5/1 + (2-1300/1050)-] = 0,607; = 1п[0,5 +0,5 х
X /Тф- (2-1300/1400/] = 0,441; А42 = 1п [0,5ф-0,5 х
X/1 ф-(2-1300Т750)2] = 0,333; гэ.л =/4-4,5-22,63 = 21,3 см;
N = In == 4,8; А = 3,26 - 0,607 - 0,441 ф- 0,333 = 2,545;
41 = 0,121 ф-0,299 (1 —0,374)ф-0,224 (1 — 0,474) — 0,179 (1 —
" 0,558) = 0,346.
183
Подставляя полученные значения в (3-89), получим
,, 17,5-4,125
— / 4 125 \
(1да+-^-нда)[1-2Л45/(2.4,ад . 4125
14,226 - 4-0,346 + 2-100-4,8
= 794,6 кВ.
Полученное значение UK больше требуемого по условию (3-85)
значения 762 кВ.
Анализ формулы (3-89) показывает, что земля снижает UK
одиночного сферического экрана на 3 %, а телескопический нож
и ошиновка, отраженные в плоскости земли, повышают UK этого
экрана на 40 %. Ошиновка другого экрана и ошиновка того же
полюса, отраженные от плоскости земли, снижают UK одиночного
экрана на 17 %. Крайние фазы снижают UK одиночного экрана
иа 4 %.
Формулами (3-88) и (3-89) можно пользоваться при определе-
нии UK для опорных ПК, шинных опор, трансформаторов тока и
других аналогичных аппаратов как при горизонтальном, так и
при вертикальном подводе ошиновки, если положить: а) для оди-
ночного аппарата (колонки изоляторов), что и S2, Тг и Т2,
Мг и TW2 равны нулю, а вместо N подставить значение 2/7V;
б) для трехполюсного аппарата (колонки изоляторов) — что 52,
Т2 и Л42 равны нулю, а вместо N подставить значение Л72.
Распределение напряжения, приложенного к колонке из не-
скольких изоляторов, поставлецдых один на друюй, по ее высоте
неравномерно. Наиболее нагруженным оказывается верхний изо-
лятор колонки, а наименее нагруженным — нижний. Разрядное
напряжение такой колонки из изоляторов ниже, чем у одного изо-
лятора, имеющего высоту колонки, так как значительное напря-
жение будет приложено к верхнему изолятору составной ко-
лонки. При этом может оказаться, что напряжение, приходящееся
на верхний изолятор, будет больше его напряжения перекрытия
и, следовательно, сначала произойдет перекрытие этого изолятора,
а затем и всей колонки.
Для выравнивания распределения напряжения по отдельным
изоляторам, составляющим колонку, применяется экран (защит-
ная армагура), который устанавливается на верхнем изоляторе
колонки. Напряжение, приходящееся на k-й изолятор колонки,
определяется уравнением (рис. 3-45, а и б)
Жол = 4- (3-90)
где
. (а+Ре-°")(1-е—) . , (а + р/») - 1) .
1 (a +р) (<“-«-«") ’ 2 (а+рНе'”-^'"1) ’
k — порядковый номер изолятора (считая отземли), на котором
определяется напряжение; п — число изоляторов в колонке по
высоте; е — основание натуральных логарифмов.
184
изолятор.
2-й m
изолятор •
1-й 1 ]
изолятор]' I цО{
77^77777
U^O
Рис. 3-45. К расчету распределения напряжения по высоте колонки изоляторов
Значение А(7КОл в (3-90) выражено в долях напряжения U,
приложенного ко всей колонке изоляторов. Параметры <х, р и а
определяются равенствами:
а = Сь/С; р = С2/С; а = т/оГфр. (3-91)
Здесь С — собственная емкость одного изолятора, Ф; Сг —
емкость двух фланцев, соединенных между собой (рис. 3-45, в
и а), относительно земли, Ф; С2 — емкость этих же фланцев сп-
носительно подводящих шин, Ф.
Емкость Сг определяется как емкость шара радиусом гэ. ш,
равным среднему геометрическому радиусу этих фланцев. В тех
случаях, когда сечение обоих фланцев близко к прямоугольному
(рис. 3-45, в), искомый радиус будет
гэ. ш = 0,2235 (b + d), (3-92)
где b и d — стороны прямоугольника, т. е. высота и наружный
диаметр фланцев, см.
Для фланцев более сложной конфигурации, например пока-
занных на рис. 3-45, е, отдельные элементы заменяются цилинд-
рами с размерами Ьг, dt и b2, dz. Затем определяются средние
геометрические радиусы эквивалентных шаров, заменяющих ука-
занные цилиндры:
Гэ.ш1 = 0,2235 (Ьг + dt); гэ.ш2 = 0,2235 (b2 + d2).
Расстояние между центрами этих шаров I = 0,5 (bt + Ь2).
Средний геометрический радиус (в сантиметрах) системы из
Двух эквивалентных шаров
Гер. Э. Ш = 1 Гэ_ цд/'э. Щ2^2* (3-93)
Фланцы изоляторов в колонке находятся на различном рас-
стоянии от земли, что оказывает некоторое влияние иа их емкость
относительно земли. Однако это влияние сравнительно невелико,
так как верхняя поверхность нижнего фланца первого изолятора
185
Рис. 3-46. К определению размеров экрана
по условиям техники безопасности нахо-
дится на расстоянии 250 см от земли.
Поэтому при расчете емкости Сг за рас-
стояние Л0. ш (в сантиметрах) от земли
до центра эквивалентного шара можно
принимать расстояние от земли до сере-
дины колонки изоляторов, т. е. Лэ_ ш =
— 0,5/fK + 250 см (рис. 3-46). Емкость
эквивалентного шара (в фарадах) отно-
сительно земли, если считать гэ> ш <£ h3. ш,
будет
Гэ. f и
in
j______э-ш_ \. 10 12
т- w 1и •
'1Э Ш I
(3-94)
Для инженерных расчетов можно
считать, что С2 = (0,Ю<-0,12) Сх.
Собственная емкость опорного изолятора (в фарадах) прибли-
женно может быть определена как емкость конденсатора с об-
кладками в виде плоских дисков: при На > 1
35,4-10~14ег.
1 — 0,637г// ’
при l/a < 1
Сл 8,85-I0“14er +In (б0,3~) - 1].
(3-95а)
(3-956)
Для опорно-стержневых изоляторов г — радиус диска, т. е.
фланца изолятора, см; I — высота фарфоровой части изолятора,
см: е — относительная диэлектрическая проницаемость фарфора.
Для опорно-штыревых изоляторов г = 0,4УSr + S2 — радиус
фланца, см; Sx — площадь поверхности фланца, охватывающей
фарфор, см2; 52 — площадь поверхности фарфора, охватывающей
штырь, см2; I — средняя толщина фарфора между фланцами и шты-
рем, см.
В предварительных расчетах можно принять следующие значе-
ния а, Р и а:
1) для опорно-штыревых изоляторов а = 0,20; Р = 0,02 и
а = 0,469;
2) для опорной конструкции в виде пирамиды (треноги), со-
ставленной из опор ио-стержневых изоляторов, а = 0,60; Р ~
= 0,05 и а = 0,806.
Установка тороидального экрана на колонке изоляторов изме-
няет параметры а, Р и пи, следовательно, приводит к изменению
напряжения Л17кол, приходящегося на тот или иной изолятор
136
Рис. 3-47j Зависимость коэффициентов и (5ЭК от отношений D3K/7/K и h9KlHK
колонки. Параметры для колонки с экраном обозначим oc^,
Рэк И Сэк'
аэк = Kitt, (3-96)
где /<! определяется по кривым рис. 3-47, равно как и рк;
^ак “Ь Рак • (3-97)
Действующее значение напряжения перекрытия промышлен-
ной частоты сухой поверхности изолятора, которое может быть
приложено ко всей колонке,
^к. раз 2^
где Un — действующее значение напряжения перекрытия каждого
из изоляторов, из которых составлена колонка, кВ; Д£/п — доля
общего напряжения, приходящаяся на верхний изолятор.
Расстояние I от экрана до ближайшего промежуточного фланца
не должно быть меньше 0,8/zaKT (0,8 шунтируемого экраном изо-
ляционного расстояния) (рис. 3-46). Средний диаметр экрана
^эк 0,4/г8КТ.
Определение разрядного напряжения, которое будет иметь
колонка изоляторов с экраном, производится в следующем по-
рядке:
1) рассчитывается по (3-95) или принимается по данным испы-
таний емкость С одного изолятора;
2) по критическому напряжению короны (см. формулы
(3-86) —(3-89) 1 определяется диаметр экрана и трубы;
3) выбирается диаметр экрана и его высота h3it таким образом,
Чтобы I 5s 0,8/ZsktJ
4) по формуле (3-94) определяется емкость Сг двух фланцев,
соединенных между собой, относительно земли (см. рис. 3-45);
5) определяется емкость С2 = (0,14-0,2) Сг фланцев изолято-
ров относительно подводящей шины;
6) по формуле (3-91) находятся значения а, ₽ и е;
187
7) по кривым рис. 3-47 и формулам (3-96) и (3-97) находят
параметры аэк, рэк и аж с учетом выбранных размеров экрана
8) по формуле определяется разрядное напряжение всей колонки
изоляторов; оно должно быть больше f/eyx (ГОСТ 1516.1—76);
9) определяется пробивное напряжение промежутка Нък от
экрана до заземленных частей колонки изоляторов или поддер-
живающих ее конструктивных элементов при промышленной ча-
стоте по формулам (3-13)—(3-23), а при импульсах — по (3-24)—
(3-29); полученные напряжения должны превышать соответству-
ющие расчетные разрядные напряжения [см. формулы (3-3) и
(3-4)1.
3-9. ЭЛЕКТРИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ПРОХОДНЫХ ИЗОЛЯТОРОВ
Разновидности проходных изоляторов. В кольцевом проме-
жутке между токоведущим стержнем и фланцем может находиться
один изоляционный материал — диэлектрик (рис. 3-48, а), два
диэлектрика, например фарфор и воздух (рис. 3-48, б, в), три
диэлектрика, например фарфор, бакелизированная бумага и воз-
дух (рис. 3-48, г) или фарфор, бакелизированная бумага и. масло
(рис. 3-48, ж).
Токоведущий стержень (труба или плоская шина) ПИ изготав-
ливается из меди или алюминия. Площадь его поперечного сече-
ния определяется допустимой температурой нагрева при прохож-
дении по стержню номинального тока (табл. 3-32) и тока термиче-
ской СТОЙКОСТИ;
Время протекания тока, с . . Плотность тока термической 1 2 3 4 10
стойкости *, А/мм?
Медь 162 115 94 82 51
Алюминий 84 59 48 42 26
* Начальная температура 75 °C, а конечная 300 °C для меди и 200 °C
для алкжиния-
Электрический расчет фарфорового проходного изолятора на
напряжение до 35 кВ включительно начинается с определения
его полной длины (в сантиметрах), у которого
а) оба конца в воздухе (рис. 3-48, в):
L ~ в 4~ ^фл 4“ ф -}- /ijj (3-98)
б) один конец в воздухе, а другой в масле (рис. 3-48, ж и а);
L = h.APT в 4- ^акт. м 4“ 4- 2ЛК. ф 4~ Аг (3-99)
Высоту среднего фланца предварительно можно принять
равной 35—85 мм, а высоту концевых фланцев hK ф — равной
20—30 мм. После механического расчета ПИ высота фланцев уточ-
няется (см. § 3-10). В некоторых конструкциях ПИ конце-
168

Рис. 3-48. К расчету проходных изоляторов
189
Таблица. 3-32. Размеры токоведущих стержней ПИ
Вид стержня Размеры стержней, мы, при номинальном токе, А
400 630 1000 1600 2000 31S0
Медный стержень диа- метром 14—18 20—22 30 39—40 45 —
Медная шина 5X40 или 3X40 6X40 6X60 «X 100 2Х (6X100) 2Х (8X120)
Алюми- ниевая шина 4X4J или 5X40 6X50 2Х (6X50) 8X80 или 2Х (6X50) 2Х (8X100) 2Х (10Х Х10)
вые фланцы не заходят на боковую поверхность фарфора
(рис. 3-48, б); в этом случае hK, ф = 0. Длина части ПИ, погру-
женной в масло, определяется не только активной длиной, но и
конструктивными требованиями (толщиной крышки бака, нали-
чием встроенных ТТ, высотой воздушной подушки и т. д.), опре-
деляющими ht.
Активная высота изолятора (в сантиметрах) при напряжении
промышленной частоты составляет:
а) части, расположенной в воздухе,
Аакт. в 0,285Врасч - 2,85; (3-100)
б) части, погруженной в масло, при (7расч < 100 кВ (/акт. м <
< 10 см)
Лакт.м^(0,069^расч)*.*ь (3-101)
при L/pacst от 100 до 500 кВ (/акт. м от 10 до 100 см)
^№.M^(0,04Upac^M. (3-102)
В ориентировочных расчетах можно принять распределение
напряжения вдоль поверхности изолятора равномерным и длину
частей, расположенных в воздухе и в масле, определять по сред-
ним действующим значениям градиента напряжения, принимая
в воздухе Еср — 4 кВ/см, а в масле при £/яом = 10-5-20 Еср —
= 10 кВ/см, при UH0M — 35 кВ Еср — 8—9 кВ/см, при икоы =
= 110 кВ Еср — 7,5-=-8 кВ/см и при UUOM = 220 кВ Ёср =
= 6,5н-7 кВ.
Активная высота изолятора при импульсном напряжении
определяется по формулам (3-24)—(3-29).
190
Таблица 3-33. Зависимость Епр и Е/пр от толщины фарфоровой стенки 6ет
Качество фарфора ^пр ^пр ’ кВ/см Е „ ———9 при Ост, см, равной
1.0 1.5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0
82,5 71,4 64,2 61,2 59,4 58,3 54,0 53,6 51,5
Среднее 75,0 93,5 110,0 124,2 137,0 154.5 163,0 172.0 185
Хорошее 88,0 81,0 78,0 74,3 72,4 71,0 70,0 69,0 68,2
80.4 106,1 131.0 150,8 170,1 188,1 205.8 221,5 236,6
примечание. Значения t/np определены по формуле <7пр =
= fnp'b -7-» где г0 = 5 см, а гх = г0 + 6Ст-
Внутренний диаметр изолятора (в сантиметрах), в котором изо-
ляцией является только фарфор (рис. 3-48, б), определяется
выражением
DB = l,04dCT + 0.012L + 0,6, (3-103)
где JCT — диаметр токоведущего стержня или наибольшая ширина
плоской шины, см; L — длина фарфоровой части ПИ, см [см.
формулы (3-98) и (3-99) ].
Толщина стенки фарфора предварительно определяется по
табл. 3-33 для заданного (/расч. пр. Затем по формуле (3-83) на-
ходится пробивная напряженность. Пробивное напряжение стеики
будет Uap = £прг0 In (гфл// с).
Наружный диаметр ПИ в месте крепления фланца (в санти-
метрах)
DH = £>в 2 (6СТ -рйриф) + 0,2, (3-104)
где йриф — глубина рифления (см. табл. 3-11).
Распределение напряженности электрического поля (в кВ/см)
в толще диэлектрика ПИ при напряжении £/расч. пр определя-
ется по формулам;
1. В изоляторе с одним слоем диэлектрика (рис. 3-48, а)
Ех = ^расч. пР/П In (Гфл/Гр)], (3-105)
где Ек — напряженность электрического поля иа расстоянии х
от оси внутреннего электрода, см; х — радиус цилиндрической по-
верхности между электродами, для которой определяется напря-
женность поля, см; — радиус внутреннего электрода (стержня),
См; гфл — радиус внешнего электрода (фланца), см.
В этом случае Ех не зависит от ег диэлектрика и уменьшается
от внутреннего электрода к внешнему по гиперболическому за-
191
кону. Напряжение Цдап = Е^опг0 In (ГфЛ/гп), которое может быть
приложено к диэлектрику, будет наибольшим при г0 = 0,37гфЛ.
2. В изоляторе с несколькими слоями диэлектрика
(рис. 3-48, в, г, д)
g ______________________Ь'рас ч. пр_________________
— I п _|_ -LI п Л- + ... + -L- In
бп го ®г2 ri &rn гп~1
ГХ&1Х
где Ех — напряженность электрического поля в диэлектрике,
расположенном на расстоянии гх от оси внутреннего электрода,
кВ/см; г0, гх, rx, rn_lt —радиусы цилиндров из изоляци-
онного материала, см; ег1, егй, и егп — относительные диэлектри-
ческие проницаемости материалов, образующих слои (нумерация
от внутреннего электрода); егх — относительная прокицаек ость
слоя диэлектрика, в котором определяется Ех.
В многослойном диэлектрике напряженность поля будет убы-
вать по кривой от на внутреннем электроде до в первом
диэлектрике на границе его со вторым диэлектриком. Напряжен-
ность поля Е2 во втором диэлектрике на границе его с первым
диэлектриком может быть больше или меньше напряженности Д
в зависимости от относительных диэлектрических проницаемостей
материалов обоих слоев диэлектрика. Затем напряженность будет
уменьшаться до значения Es на границе второго и третьего слоев.
Таким же образом будет изменяться напряженность поля в после-
дующих слоях.
Относительная диэлектрическая проницаемость фарфора равна
6—7; бакелизированной бумаги 4,5; гетинакса 5—6; трансформа-
торного масла 2,2; компаунда 2,5—3; бумажно-масляной изоля-
ции 3,6; воздуха 1.
Как видно из формулы (3-106), наибольшая напряженность
поля при определенном напряжении t/pacq. пр между электродами
будет на внутренней цилиндрической поверхности диэлектрика
(при гх — г0), а наименьшая — на внешней его поверхности (при
гх = гфл)- Формулы (3-105) и (3-106) справедливы для всего объема
диэлектрика, т. е. в пределах от г0 до ГфЛ. При этом предполага-
ется, что концам электродов придана такая форма, при которой
линии поля направлены по радиусам и лежат в плоскостях, пер-
пендикулярных осям цилиндров.
Напряжение, приходящееся на слой х, будет
U * In Гх
срасч. пр д; 111 ~
г — ___________________________ -____^ГХ___________________________
1 । I 1 ^2 I I If фл
----In —- 4- ------- in — + • • • 4 Jn
rb t>r2--------------------------------------Ern rx_!
(3-107)
При расчете ПИ с несколькими диэлектриками задаются внут-
ренним диаметром фланца г^>л и толщиной каждого слоя диэлект-
рика и окончательно уточняют их в ходе расчета.
192
Действующие значения напряженности поля £к и напряжения
UK появления короны в ПИ с воздушной полостью определяются
по формулам.
Ev = 22у,. 11 -р 0,308 (гвуг)-0'5]; (3-108)
’ 1/„ = 22,Злв^(-2-1п-^-), (3-109)
i
где гв — внутренний (меньший) радиус воздушной полости, см;
уг — относительная плотность воздуха.
Напряженность поля Ех, определенная по формуле (3-106),
на внутреннем радиусе воздушной полости гв при (/раСч. пр
должна быть меньше £к, а напряжение, рассчитанное по формуле
(3-109), должно быть не менее 1,ШН.Р *.
Напряжение VK повышается при увеличении диаметра токове-
дущего стержня или при намотке на него слоя бакелизированной
бумаги, т. е. увеличении наружного диаметра изолятора.
Скользящий разряд представляет собой частичную ионизацию
воздуха вдоль поверхности диэлектрика в виде ярко светящихся
нитей, часто разветвленных, быстро перемещающихся (скользя-
щих) по этой поверхности. Напряжение появления скользящих
разрядов £7СК практически не зависит от среды, в которой они раз-
виваются (воздух, элегаз, масло). В газах скользящие разряды
вовсе не повреждают поверхности диэлектрика или повреждают
ее незначительно. В масле скользящие разряды сильно поврежда-
ют поверхность диэлектрика, образуя на ней каиавки. Поэтому
напряжение скользящих разрядов (/сн изоляции, работающей
в масле, должно быть больше испытательного напряжения, при-
ложенного к данным элементам изоляции. Действующее значение
напряжения появления скользящих разрядов VCK (в кВ) опреде-
ляется по формуле
(п \0,45
УЛ_1п_21_ , (3-110)
*•*1 ri-i I
£=1 /
где rt и — соответственно наружный и внутренний радиусы
i-ro слоя изоляции (см. рис. 3-48, д), см; для первого слоя (f =
= 1) ri-i == гп = гФл — наружный радиус изолятора, см.
Повышение (7СК достигается увеличением наружного диаметра
изолятора, утолщением стенки фарфора, устройством зазора
между токоведущим стержнем и фарфором, заполненного возду-
хом, компаундом или маслом. Распространение скользящих раз-
рядов сдерживается ребрами на поверхности изолятора
(рис. 3-48, е). На вертикальной поверхности изолятора направ-
ление скользящих разрядов совпадает с направлением тангенци-
альной составляющей напряженности поля Е и разряды развива-
* При t/BDM до 35 кВ — это линейное наибольшее рабочее напряжение,
а при бном 110 кВ —фазное наибольшее рабочее напряжение.
7 П/рВ. В. Афанасьева 193
При импульсах UCK
Рис. 3-49. Развитие поверхности ребра изолятора
ются свободно. На нижней поверхности
ребра тангенциальная составляющая на-
пряженности поля направлена против
движения скользящих разрядов и тор-
мозит их развитие.
Для повышения напряжения £/ск в не-
посредственной близости от среднего
фланца предусматривается сильно раз-
витое ребро (рис. 3-49), а поверхность
между этим ребром и фланцем покрывается
полупроводящей глазурью. Размеры этого
ребра: глубина /^«0,3/1, ширина 0,5й.
в воздухе и в масле в 1,5—2 раза больше,
чем при 50 Гц
Расчет маслонаполненного изолятора с БМКИ начинается
с выбора конструкции изоляции: с одинаковой толщиной слоев и
одинаковой длиной уступов или с разной толщиной слоев и оди-
наковой длиной уступов. Затем определяется общая толщина изо-
ляции А по формулам (3-67), длина уступов по (3-68) и (3-69) и дли-
на нулевой обкладки по (3-70) в соответствии с заданными (приня-
тыми) значениями г0 и гфл-
При одинаковой толщине слоев и одинаковой длине уступов
задаются толщиной слоя АсП и определяют число слоев по (3-67а).
Затем определяют радиальные и аксиальные напряженности
(см. табл. 3-30).
При разной толщине слоев и одинаковой длине уступов зада-
ются средней толщиной одного слоя н по (3-67а) определяют число
слоев. Затем по формулам (3-72) н (3-73) определяют длину проме-
жуточных обкладок и их радиусы.
Приводим расчет маслонаполненного изолятора с БМКИ.
Задано. Рассчитать размеры ПИ для масляного выключа-
теля иа Цюм =110 кВ, /ном — 1600 А и /т — 40 кА в течение
3 с; категория изоляции А, категория размещения 1.
В ы б р н о . Расчетное рабочее фазное напряжение {/расч ~
= 1,1 Пн. р/у 3 — 1,1.126/у43 « 80 кВ; расчетное испытательное
напряжение Прасч исп = 1,ШСух в 1,1 «295/^325 кВ; расчетное
импульсное испытательное напряжение Прасч. гр = 1,11/щш®
= 1,1*480 ~ 528 кВ. БМКИ выполняем с разной толщиной слоев,
но с одинаковой длиной уступов. Средняя толщина слоя А =
2,5 мм; между концами каждой пары основных обкладок распола-
гаем по манжете длиной 200 мм: при этом в середине слоя его тол-
щина составляет 2,5 мм, а по краям— 1,25 мм. Токоведущий стер-
жень — труба 0 37/47,5 мм.
Данные предварительного расчета.
Допустимая напряженность при:
194
1) наибольшем рабочем напряжении: в середине слоя Едоп,й. в=
= (54-6) Дел*58 в (54-6) 2,5-0’58 = 2,944-3,53 кВ/мм; на краю
слоя Едоп н.р = 4ДгГ58 = 4. 1,25-°’58 - 3,5 кВ/мм;
2) испытательном напряжении 50 Гц: в середине слоя
Еаоп исп = 18Д^'5В = 18.2,5~0,Бе = 10,6 кВ/мм; на краю слоя
£д»п. «ей = 12Дгг-“ “ 12-1,25-"’“ = 10,5 кВ/мм;
3) импульсном напряжении: в середине слоя Едоп РР =
= (604-70) ЛгГ58 = (604-70). 2,5-0*58 = 35,34-41,2 кВ/мм; на
краю слоя Едоп. гр = (404-50) ЛСТ58 = (404-50). 1,25-°'68 =
= 354-43 кВ/мм.
Общая толщина изоляции Д при:
0 Цэасч = 80 кВ будет: в середине слоя Д = (/расч/ЕЯ0П. в р
=80/(2,944-3,53) = 27,24-22,7 мм; на краю слоя Д =
= н.р = 80/3,5 = 22,8 мм;
2) Ц^асч.исп ~ 325 кВ будет в середине слоя Д =
= ^юасч. исп/Дцоп. исп = 325/10,6 = 30,7 мм; на краю слоя
Д == /7расч. исп/Едоп. лсп 325/10,5 = 30,9 мм;
3) Е‘расч. гр= 528 кВ будет в середине слоя Д= Ерасч.гр/Едоп. имп—
=528/(35,34-41,2)= 154-12,8 мм;накраюслоя Д= Ерасч Рр/Едоп.пми=
= 528/(354-43) = 15 4- 12,3 кВ/мм.
Принимаем общую толщину изоляции Д = 32,67 мм, а число
слоев изоляции по краям п = Д/Дсл = 32,67/1,25 = 26; число
основных обкладок п/2 =13.
Длина одного уступа в масляной части ПИ будет Хм =
= (0,26 Прасч. исп Дсл58/п)а = (0,26.325. 1,250'58/26)2 = 13,68; при-
нимаем Ам — 13,5 мм.
Длина одного уступа в воздушной части ПИ Ав = (1,84-2) Хв =
= (1,84-2). 13,5 = 24,24-27 мм. Принимаем Хв = 24 мм.
Длина фланца, соединяющего обе фарфоровые покрышки,
/фЛ = 350 мм. Заземленная обкладка входит внутрь обеих по-
крышек на 10—15 %. На 110 кВ высота фарфоровой покрышки
в воздухе составляет 1000—1100 мм, а в масле 500—550 мм. Тогда
длина концов заземленной обкладки, входящих внутрь покрышек,
будет 0,1.(1000 4- 500) — 150 мм. Общая длина заземленной об-
кладки /фл = /фЛ 4- 150 = 350 -г 150 = 500 мм. Длина нулевой
обкладки 1П = /фл 4- п (Хв 4- Хм) = 500 4- 26 (24 4- 13,5) =
= 1475 мм.
Результаты расчета (размеры 13 основных обкладок и электри-
ческие характеристики слоев изоляции) сведены в табл. 3-34.
Определение размеров фарфоровых покрышек производится
после расчета конденсаторной изоляции. Активная длина верхней
покрышки, находящейся в воздухе, будет
/в. п ~ 8^рЯСЧ/Ее, п = ^7расч П/Ед; ZB. п = £/расч рр/Еи>
где Ео = 0,334-0,43 кВ/мм и Ед = 0,224-0,26 кВ/мм — средние
Разрядные напряженности при сухой поверхности фарфора н под
Дождем; Еи = 0,54-0,6 кВ/мм — средняя разрядная напряжен-
7*
195
Таблица 3-34. Расчет напряженностей
Номер основной оСкладки S S 'х-b ММ S S н к 1п Ах
In Л* X JR
II и
0 1475 23,75 — _
2 1400 23,75 26,17 1,1012 0,0970 6,93
4 1325 26,17 28,68 1,0959 0,0916 6,91
6 1250 28,68 31,28 1,0906 0,0868 6,94
8 1175 31,28 33,95 1,0834 0,0819 6,97
10 1100 33,95 36,65 1,0795 0,0765 6,95
12 1025 36,65 39,37 1,0742 0,0716 6,98
14 950 39,37 42,08 1,0688 0,0666 7,01
16 875 42,08 44,75 1,0634 0,0615 7,025
18 800 44,75 47,33 1,0576 0,0560 7,00
20 725 47,33 49,85 1,0531 0,0517 7,14
22 650 49,85 52,20 1,0471 0,0460 7.086
24 575 52,20 54,40 1,0421 0,0413 7,18
26 500 54,40 56,42 1,0371 0,0365 7,3

ность при полном импульсе 1,2/50 мкс н Ек = 0,7—0,9 кВЛмм —
при срезанном импульсе и времени разряда 2 мкс. Из четырех
полученных значений принимается большее. Кроме того, по за-
данному пути утечкц определяется число и вылет ребер относи-
тельно поверхности покрышки 1см. формулы (3-6) и 3-6) ].
По конструктивным соображениям активная длина верхней
покрышки должна на 30—40 % превышать сумму длин уступов
ЕМКИ QjXB). Активная длина нижней фарфоровой по-
крышки, находящейся в масле, принимается ZM. и~ (1,2-~
4- 1,3)
Для устранения разряда по поверхности покрышки, погру-
женной в масло, отношение аксиальных напряженностей по по-
крышке в воздухе ER.B,a и в масле Аа, м. о должно быть
Аа в. м. п = 0,525—0,55.
Внутренний диаметр обеих покрышек в месте соединения их
с фланцем должен быть на 25—30 мм больше наружного диаметра
ЕМКИ.
196
8 отдельных слоях БМКИ
* е о 4 и код 11 а О О ОДИ * ОД II р. н од Еу п = —Т— > кВ/мм *р гх_11плл’ са el Н 5 од од к~ к ОД II С! О од* Ж и к С? й X 1 н II с о S н од
288,6 289,4 288,2 286,9 287,8 286,5 285,3 284,7 285,7 280,5 282,2 278,5 274 6,06 6,05 6,07 6,10 6,08 6,11 6,14 6,15 6,12 6,24 6,21 6,28 6,39 2,63 2,56 2,44 2,38 2,34 2,33 2,34 2,37 2,44 2,55 2,70 2,91 3,22 24,64 24,57 24,67 24,78 24,70 24,82 24,93 25,00 24,88 25,35 25,19 25,52 25,95 10,7 10,24 9,9 9,67 9,50 9,46 9,50 9,65 9,93 10,36 10,97 11,84 13,07
91,42-1О-6
3-10. МЕХАНИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ОПОРНЫХ ФАРФОРОВЫХ
ИЗОЛЯТОРОВ
Определение диаметра изолятора производится по минималь-
ной разрушающей нагрузке Лшаравр на изгиб (в ньютонах),
приложенной к верхнему фланцу изолятора (рис. 3-50), или по
нагрузке Ри приложенной на расстоянии Ну над ним. Приведение
нагрузки Рмин. разр с верхнего фланца к точке О, расположенной
на расстоянии Ни 4- Hi от основания изолятора, производится
но формуле
— ^мин- ра.зрН а/{Н п Hl). (3- Hl)
Изгибающий момент у нижнего фланца изолятора при приве-
дении нагрузки к точке О остается неизменным. Однако распреде-
ление изгибающего момента по высоте изолятора изменяется
(рнс. 3-50, б) тем значительнее, чем больше расстояние /7Х. При
ИЭГрузке ^*мив. разр изгибающий момент в сечении Б—Б будет
197
Рис. 3-50. К механическому расчету опорных изоляторов
Л4Ь а при нагрузке Pt, определенной по (3-111), момент в этом се-
чении увеличивается до Л42- Поэтому диаметр изолятора, имею-
щего коническую форму (рис. 3-50, б) или резкое местное умень-
шение диаметра, определяется не только в месте его заделки в
нижний фланец, но и в одном или в нескольких сечениях по вы-
соте. Это особенно необходимо, если расстояние достаточно
большое. В этом случае опасным может быть сечение А—А
(рис. 3-50, б) для момента Рг (йИ8Г<д -f- Ht) или сечение Б—Б
для момента (hIvv5 + /Л).
В цилиндрическом изоляторе (рис. 3-50, а) опасным является
сечение у нижнего фланца изолятора, определяемое моментом
Рмив. раз^иэг или (йизг + ^i)- Поэтому перенос точки при-
ложения изгибающей силы в этих изоляторах не приводит к уве-
личению их диаметра.
При внешнем креплении арматуры диаметр сплошного цилинд-
рического изолятора (в сантиметрах) определяется выражением
И = V К^-^мин-разр^изг^аап/^иэг -ь Дф»
где йинг — плечо действия нагрузки, см; оизг — предел прочности
фарфора на изгиб, Па (см. табл. 3-12); /ейЗГ1 — коэффициент за-
паса механической прочности фарфора; — симметричный до-
пуск на размеры фарфоровых изделий, выбираемый по табл. 3-13
для числа, равного первому члену правой части формулы (3-112).
198
(3-112)
Внутренний диаметр полого цилиндрического изолятора вы-
числяется по формуле
d0 = (D Лф)4 ^мин. равр^яар Аф) ^зап 4“ Аф» (3"113)
r^e d —Наружный диаметр изолятора, которым нужно задаться,
см; Дф определяется для числа, равного первому члену правой
части формулы (3-113), по табл. 3-13.
Если задан внутренний диаметр изолятора, то его наружный
диаметр определяется равенством
Р Аф)4 (^0 Аф) _ ПУ’-Р^н. разр^изг^зап
Б — Аф °изг
В изоляторах конической формы определяются диаметры в не-
скольких сечениях по высоте.
Наружный диаметр изолятора который входит в арматуру,
принимается большим диаметра D, определенного по (3-112)
или (3-114) либо принятого по конструктивным соображениям,
иа двойную глубину рифления /грИф (см. рис. 3-50) плюс 0,1—
0,2 см, т. е. ГД — D 4- 2/1рИф 4- 0,1—-0,2.
Для увеличения механической прочности опорно-стержневых
изоляторов на изгиб диаметр той части изолятора, которая входит
в арматуру, принимается = 1,25jD.
При внутреннем креплении арматуры определение диаметра
изолятора производится по формулам (3-113) и (3-114), только вме-
сто подставляется Нп (рис. 3-51). Диаметр изолятора опреде-
ляется в нескольких сечениях по высоте, например в сечении
А—А для момента Рх (НЛ 4- /7ИЗГ л), Б—Б для момента Рг (Нг 4-
+ ЛИЗГ ь) и т. д Диаметр £)х может быть равен диаметру D или пре-
вышать его на 2—3 мм.
Рис. 3-51. Опорный изолятор с внутренним креплением арматуры
199
Определение размеров арматуры. Глубина заделки фарфоро-
вого тела изолятора в нижнюю арматуру hv при ее внешнем креп-
лении определяется по одной из следующих формул:
Д2 + Bhs - А)/С (3-115а)
ИЛИ
л, = (л, + Д;-)вли)/с, (3-1156)
где
А — 3-10 Di [тц] 0,126fe3aIJPмип. р»эр*
А, = 0.252^anPM„H.pasp -3.10 -5D?[tu|;
Б = 0,764*10 D\ ([(Том. ц] 4“ 1Лц1) ^зап^мин. разр>
С = 10-^ (IocmJ + W);
(оСм. ij и (тц1— допускаемые напряжения смятия и сдвига
в цементирующем веществе, Па; k'3zri =1,3 — запас механической
прочности, принятый для цементирующего вещества.
Для портландцемента марки 400 можно принимать [осм. ц] =
= (3004-360)- Ю5 Па и KJ = (304-40)-105 Па, а для портланд-
цемента марки 500 1<усм ц! = (400-?450)« 105 Па и KJ = (35-?-
4-50). 10* Па.
Выражения (3-115а) и (3-1156) идентичны, в иих лишь по-раз-
ному представлено плечо силы Рыин. разр, изгибающей изолятор
(йизг и h3 на рис. 3-50). При расчете изоляторов с внутренним
креплением арматуры удобнее пользоваться выражением (3-115а),
а при ее внешнем креплении — выражением (3-1156).
Глубина заделки фарфорового тела изолятора в верхнюю ар-
матуру h2 (рис. 3-50) при ее внешнем креплении определяется по
формуле (3-1156), только вместо подставляется значение
Если к изолятору приложена нагрузка Рмин. равр, то в (3-1156)
вместо ЛИ8Г подставляется значение йизг . Если же к изолятору
приложена нагрузка Plf в эту же формулу вместо hnsr и h3 под-
ставляется значение ftisr + Дь а вместо Рмин. разр — значение Pv.
Диаметры арматуры (в сантиметрах) при ее внешнем креплении
(рис. 3-50):
D2 — -}- Аар 4* D3 ~ D2 4 5К;
Di = тЛ0,11 (ЬГ+ Оз)э 4 6* 10%апЛ3рмин рязр/огр. а для рис. 3-50, а\
D4 = V 0,9002 Д- 5- 105&загЛзЛгин. разр/огр а для рис. 3-50, б;
О;- = D. 4 2йп (0,04 4- 0.06);
d2 ~ di 4 Дар 4* d3 = d9 4*
d4 == T/O.ll (d2 I d%) J- 6*10 ^зап^изг Pмии. разр/^р-^ ДЛЯ риС. 3-50, С,
d, = / 0,9dl 4-6-10^зап &изг ^мин. разр/^Ур. а ДЛЯ рИС. 3-50, б,
ds> = di J- 2 (0,04 4- 0,06) (ftg ^изг)»
200
где Дар — допуск на размеры арматуры (табл. 3-35); Ьш ~
0,4—2,2 мм — толщина цементного шва в различных конструк-
циях изоляторов; Ьк = 0,2-^0,6 мм — глубина канавок на внут-
ренней поверхности арматуры; ор. а — предел прочности металла
арматуры на растяжение, Па; &зап 1,6-^2 — запас механиче-
ской прочности металла арматуры.
В изоляторах с наружным креплением арматуры между тор-
цами изолятора и арматурой предусматриваются эластичные про-
кладки (картон, пергамин и др.) для получения требуемой высоты
изолятора Яп при возможных отклонениях фарфора по высоте.
Поэтому высота буртика арматуры должна быть больше глубины
заделкн изолятора, определенной по (3-115): Лар = 4- Дф +
4- 0,2, где Дф — симметричный допуск на высоту изолятора, вы-
бираемый по табл. 3-13, если торцы не подвергаются механиче-
ской обработке, или по чертежу изолятора — если подвергаются
механической обработке.
Толщина донышка Лд = 0,4-е-0,8 см при Г2(или d2) до 15 см
и = 0,8—1,5 см при П2 (или dJ), большем 15 см. По конструк-
тивным соображениям может быть и больше указанных зна-
чений.
В опорно-штыревых изоляторах (рис. 3-52) глубина заделки
нижней арматуры в фарфор hr рассчитывается по формуле (3-115),
только вместо подставляется d^. Глубина заделки верхней ар-
матуры определяется по формуле (3-115), только вместо DL и
подставляются значения dw и /t'H3r (или h'K3r 4- Ht).
В изоляторах с внутренним креплением арматуры (рис. 3-51)
глубина заделки арматуры в фарфоровое тело изолятора определя-
ется:
1) для верхней арматуры по формуле (3-1156), только вместо
dj и йизг подставляются значения dap и h2;
2) для нижней арматуры, заармированной заподлицо с торцом
ИЗОЛЯТОра, 6,637• 1 и^зап^п^мин. разр^С^ар^!
3) для нижней арматуры, выступающей из торца изолятора,
по формуле (3-115а), только вместо D± подставляется £)ар.
Таблица 3-35. Допуски на размеры литой металлической арматуры
Размер Массовое производство Серийное производство Индивидуальное производство
ОТЛИВКИ, мм Допуск, мм
4- — ~F — “F —
До 100 1 1 1,5 1 2 1
100—200 1 1 2 1 2 2
200— 300 1 1 2 1,5 3 2
300—500 1,5 1 3 2 4 3
500—800 2 1 4 2 5 3
201
Рис. 3-52. Опорно-штыревой изолятор
Глубина заделки арматуры лю-
бого изолятора, рассчитанная по
изгибающей нагрузке, проверяется
по условию допустимого напря-
жения цементной связки на срез
при приложении минимального
крутящего момента Л4кр. мин.
Для цилиндрической арматуры
при приложении крутящего мо-
мента Л4кр. мин касательное напря-
жение (в паскалях) на границе
металл—цемент будет: при внут-
реннем креплении арматуры
(рис. 3-51) [тч] = 0,623- Ю4х
хМкр.мин/(й1рй2); при внешнем
креплении арматуры (рис. 3-50) [тц] = 0,623- 104Мкр.
Расчет одиночных колонок изоляторов. Глубина заделки фар-
форового тела изолятора в нижнюю арматуру в опорно-стержне-
вых и опорно-штыревых изоляторах, из которых составляются
колонки (рис. 3-53), определяется по формуле (3-115), только вме-
сто Л3 и hu3r подставляются соответственно Н9 и Hmt,. При рас-
чете верхней арматуры в ту же формулу вместо h'K3r и Di
подставляются соответственно Нз, Н'изг и DK.
При расчете одиночного изолятора определяются изгибающие
моменты в сечениях Аг — Aj и Л2—А2, равные соответственно
Mi = РЫ1т. PaBp(t и М2 = Рмии, разр12. В составных изоляторах
определяются изгибающие моменты в опасных сечениях всех изоля-
торов (сечения Аг—Аъ А2—А2, А3—А3, Д4—Л4, Аъ—А-о и Лв—Лв).
При расчете следует помнить, что сила давления ветра на по-
верхность опорного изолятора не будет постоянной при определении
изгибающего момента в различных сечениях по высоте изолятора.
При определении изгибающего момента в сечении одиночного изо-
лятора Aj—Aj учитывается давление ветра на поверхность как
изолятора, так и закрепленных иа нем конструктивных элементов.
Если же определяется изгибающий момент в сечении А2—Д2,
то учитывается только давление ветра на конструктивные эле-
менты, закрепленные на этом изоляторе. При определении из-
гибающего момента в сечении колонки изоляторов Ах—Аг учи-
тывается давление ветра на все изоляторы и закрепленные на
последнем изоляторе конструктивные элементы. Если же опреде-
ляется изгибающий момент в сечениях колонки из двух изолято-
ров Д2—Л2 и Л8—Л3, учитывается давление ветра на верхний
изолятор и закрепленные на нем конструктивные элементы, а для
сечения А4—Л4 — давление ветра только на конструктивные эле-
менты, закрепленные на верхнем изоляторе. Диалогично рассчи-
тываются и колонки, составленные по высоте из трех и более
202
Рис. 3-53. К расчету составных изоляторов
изоляторов. Таким образом, для каждого сечения мы будем иметь
свою наибольшую расчетную нагрузку, определяемую по формуле
(Ь8).
Механический расчет ферменных изоляционных конструкций
см. в работе 121].
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
РАЗЪЕДИНИТЕЛИ, ОТДЕЛИТЕЛИ,
КОРОТКОЗАМЫКАТЕЛИ И ЗАЗЕМЛИТЕЛИ
4-1. ОСНОВНЫЕ СВЕДЕНИЯ
Разъединитель — коммутационный аппарат высокого напря-
жения, предназначенный для включения под напряжение и от-
ключения участков цепи без тока нагрузки.
Разъединитель в отключенном положении должен иметь види-
мый разомкнутый промежуток, гарантирующий безопасность ра-
бот на отключенных участках цепи. Одиако в специальных кон-
стРукциях Рд, например предназначенных для КРУЭ, промежу-
ток между контактами в разомкнутом положении может быть не-
203
Рис. 4-1. Конструктивные схемы разъединителей вертикально-поворотного типа
1 — рама; 2 — опорный изолятор; 3 — вывод для присоединения подводящик проводов
(шин); 4 — нож (подвижный контакт); 5 — неподвижный контакт; 6 — ушко для опе-
ративной штанги; 7 — упор» ограничивающий поворот ножа; 8 — изоляционная тяга;
9 — поворотный изолятор
видимым. В этом случае отключенное или включенное положение
Рд определяется по механическому указателю положения. Разъ-
единителем можно производить включение и отключение емкост-
ных токов линии, токов холостого хода трансформаторов и токов
небольших нагрузок в пределах естественной коммутационной
способности контактных ножей Рд.
Разъединитель может снабжаться пристроенными заземляю-
щими ножами для заземления отключенных участков цепи. Рд
и его заземляющие ножи приводятся в действие соответствующими
приводами, которые могут быть объединены конструктивно в один
агрегат.
Разъединитель — это аппарат, наиболее широко применяемый
в распределительном устройстве. Он органически связан с прин-
ципиальной схемой и конструкцией РУ. Многообразие схем и
конструкций РУ диктует необходимость разнообразных конст-
руктивных исполнений разъединителей.
Классификация. Конструктивное различие между отдельными
типами разъединителей состоит прежде всего в характере движе-
ния подвижного контакта (ножа). По этому признаку различают
разъединители?
204
вертикально-поворотного (врубного) типа с вращением ножа
в плоскости, параллельной осям изоляторов данного полюса
(рис. 4-1);
горизонтально-поворотного типа с вращением ножа в плоско-
сти, перпендикулярной осям поддерживающих изоляторов дан-
ного полюса (рис. 4-2);
качающегося типа с вращением ножа совместно с поддержива-
ющим его изолятором в плоскости, параллельной осям изоляторов
данного полюса;
катящегося типа с прямолинейным движением (качением на
роликах) опорного изолятора совместно с закрепленным на нем
подвижным контактом в направлении неподвижного контакта;
с прямолинейным движением ножа в плоскости, параллельной
осям изоляторов данного полюса, вдоль размыкающего проме-
жутка;
со складывающимся ножом, со слож-
ным движением (поворот и складыва-
ние) ножа в плоскости, параллельной
осям изоляторов (рис. 4-3);
подвесного типа с перемещением
подвижного контакта вместе с поддер-
живающими изоляционными гирлян-
дами по вертикали с образованием
вертикального разрыва (рис. 4-4).
Имеются и другие, меиее распро-
страненные конструктивные схемы
разъеди нителей.
Разъединители также могут раз-
личаться.
Рис. 4*2. Конструктивные схемы разъединителей горизонтально-поворотного типа
— рама; 2 — опорный изолятор; 3 — вывод для присоединения подводящих проводов
(шин); 4 =- неподвижный контакт; 5 » нож; 6 = поворотный изолятор
205
Рис. 4-3. Конструктивные схемы разъедини-
телей со складывающимся ножом
1 »— рама; 2 поворотный изолятор; 3 — нож;
J — неподвижный контакт; 5 — шины, на кото-
рых подвешен неподвижный контакт; 6 ~ опорный
изолятор
Рис. 4-4. Конструктивная схема
разъединителей подвесного типа
I — неподвижный контакт; 2 — под-
вижный контакт; 3 — портал; 4 —
трос; 5 — подвижный подвесной
изолятор; 6 — подводящие провода;
7 опорный изолятор; 8 = привод
по числу полюсов (однополюсные и трехполюсные); полюсы
трехполюсных разъединителей могут размещаться на одной общей
раме или каждый полюс — на отдельной раме;
по способу управления (с ручным приводом — оперативной
штангой, рычажным или штурвальным — и с двигательным при-
водом — электрическим, пневматическим или гидравлическим);
по наличию или отсутствию заземляющих ножей;
по способу установки (устанавливаемые на горизонтальной
плоскости либо на вертикальной плоскости; как на горизонталь-
ной, так и на вертикальной, а также на наклонной плоскости);
по роду установки (внутренней или наружной установки);
по длине пути утечки изоляции — категории А или Б по
ГОСТ 9920—75 для эксплуатации в районах соответственно с нор-
мальной или загрязненной атмосферой.
Исходя из требований безопасности, которым должен отве-
чать отключенный разъединитель, расположение изоляторов кон-
струкции его должно быть таким, чтобы токи утечки проходили
в землю, а не между контактами одного и того же полюса или ме-
жду полюсами.
Для исключения ошибочных операций с разъединителями по-
движные части главных н заземляющих ножей должны быть сбло-
кированы (как правило, механически) так, чтобы при включенных
206
Рис. 4-5. Схема внутриполюсного ме-
ханизма
Рис. 4-6. Схема передачи с преобразова-
кием угла поворота 180° в 90°
главных ножах было невозможно включение заземляющих, а
при включенных заземляющих ножах было невозможно включе-
ние главных ножей. Разъединитель может изготавливаться без
блокировки, если такая блокировка осуществлена в приводе. Если
оперирование главными и заземляющими ножами осуществля-
ется с помощью индивидуальных приводов, то вместо механиче-
ской блокировки может быть применена электрическая.
Основные кинематические схемы механизмов. Все разъедини-
тели с вращающимися контактными ножами имеют угол поворота
ножей, не превышающий 180°. Поворот ножей осуществляется про-
стейшими шарнирно-рычажными механизмами. В Рд вертикально-
поворотного типа внутренней установки применяют шарнирные
четырехзвенники ОАБОг (рис. 4-1, б), образованные двумя парал-
лельными валами О и Ог, рычагами ОА и OJ5 и тягой АБ.
При отключении Рд горизонтально-поворотного типа
(рис. 4-2, б и б) их контактные ножи поворачиваются на 90°
в одну сторону от продольной оси полюса с помощью внутри-
полюсного механизма, кинематическая схема которого приведена
на рис. 4-5. Механизм состоит из базы OOt, являющейся рамой
полюса, рычагов ОБ и ОХА и соединяющей их внутриполюсной
тяги А Б. На раме в точках О и установлены поворотные изоля-
ционные колонки, вращающиеся в опорных подшипниках. Сплош-
ными линиями изображено положение механизма, соответству-
ющее включенному положению разъединителя (СБАБО), а штри-
ховыми — отключенному положению iQA'Б'О). При оперирова-
нии тяга АБ совершает сложное движение. Линии действия сил
в тяге ZJ5 в крайних положениях совпадают и проходят через
центр полюса О». Такой механизм, называемый синхронным,
обеспечивает при повороте ведущей колонки О на 90° поворот
ведомой колонки О± на тот же угол. При этом контактная лопатка,
закрепленная на полуноже OjCX,, входит в ламели, закрепленные
на полуноже OOZt без проскальзывания. Если начальные поло-
жения рычагов ОБ и О А' таковы, что ось тяги АБ не проходит
через центр полюса Ог, то характер взаимного перемещения ло-
патки н ламелей изменяется: например, можно получить проскаль-
зывание ламелей по лопатке.
207
В разъединителях горизонтально-поворотного типа на 220 кВ
и выше для уменьшения усилия на приводе и повышения плавно-
сти хода вблизи конечных положений применяется шарнирно-
рычажная передача с преобразованием угла поворота 180° в 90°.
Ведущий рычаг 1 в своих крайних положениях (левое ОБ и пра-
вое ОБА образует вместе с ведомым рычагом 2 и тягой А Б два
мертвых положения (рис. 4-6). Передача встраивается в раму
ведущего полюса. Рычаг /, совершающий поворот на 180°, соеди-
нен с приводом, а рычаг 2 — с поворотной колонкой.
Линия действия тяги А Б в крайних положениях одна н та же
и проходит через ось О ведущего рычага ОБ. Таким образом,
ведомый рычаг ОгА поворотной колонки запирается мертвым по-
ложением механизма в положении «включено» или «отключено».
Вблизи мертвых положений небольшому изменению угла поворота
ведущего рычага ОБ соответствует практически неизменное поло-
жение ведомого рычага OtA Небольшое передаточное число при
этом облегчает работу привода, уменьшая момент трогания, поз-
воляет взламывать корку льда меньшим усилием, делает механизм
нечувствительным к неточностям регулировки конечных положе-
ний привода.
Аналогичный механизм применяется в разъединителях внут-
ренней установки по рис. 4-1,6 для соединения вала привода с ры-
чагом разъединителя. При этом за счет подбора длин рычагов мож-
но иметь любой необходимый угол поворота рычага на валу Рд.
В разъединителях горизонтально-поворотного типа для соеди-
нения между собой механизмов трех полюсов применяется син-
хронная шарнирно-рычажная передача в виде одиночного
(рис. 4-7, а) или двойного (рис. 4-7, б) параллелограмма. Здесь
валы ведущих колонок трех полюсов О, Ои Оъ снабжены одина-
ковыми рычагами ОА, ОуАх и 02А2. Без трения начальные углы
установки одинаковы, т. е. = а2 = а3. При наличии трения
«1 >-а3. Рычаги соединяются тягами ААг и AtA2 так,
что четырехзвенники ОАА1О1 и OiAjA^Oz являются параллело-
граммами. Это обеспечивает синхронный поворот трех полюсов под
действием ведущего рычага ОА, соединенного с приводом, и при-
меняется для углов до 90—100°. При повороте рычагов на
рис. 4-7, а в направлении стрелки между полюсные тяги испыты-
вают продольное сжатие и при больших междуполюсных расстоя-
ниях может произойти их изгиб и нарушение работы механизма.
Рис. 4-7. Схема между полюсной передачи в виде одиночного (а) и двойного (6)
параллелограмма
203
Рис. 4-8. Схема пространственной передачи
А
и Б должны выпол-
g таких случаях параллелограмм
выполняют двойным по рис. 4-7, б.
Тогда одна из тяг в каждой паре всегда
работает на растяжение, исключая про-
дольный изгиб другой тяги.
Если ведущий и ведомый рычаги
шарнирного четырехзвенника располо-
жены во взаимно перпендикулярных
плоскостях, то такая передача назы-
вается пространственной (рис. 4-8).
Рычаг 0}А поворачивается в плоскости
чертежа (левая проекция), а рычаг
ОБ — в плоскости, перпендикулярной
к ней. Тяга А Б будет совершать слож-
ное движение, образуя некоторые углы
с рычагами ОХА и ОБ, поэтому шарниры
няться с двумя степенями свободы. В целях уменьшения вредных
реакций в подшипниках при работе механизма следует так рас-
полагать оси валов, чтобы выполнялись равенства аб = бв
и а'б' = 67/. Пространственные передачи могут выполняться
с мертвыми положениями.
Кулачковые механизмы используются для снятия контакт-
ного нажатия в разъемных контактах во время оперирования
ими. Подобный механизм применен в разъединителе
РВР (3)-20/6300-8000УЗ (рис. 4-9). Разъединитель имеет сдвоен-
ную систему контактных ножей. Нижний нож 1 и верхний 3
соединяются между собой тягами 2, надетыми на оси 4. На каж-
дую ось 4 свободно надет рычаг, имеющий два плеча 5 и 6. На
стержни контактных пружин разъемного контакта надеты ку-
лачки 12, к которым приварены рычаги 8 и 9. К нижнему ку-
лачку 12, кроме того, приварен рычаг И. Рычаги 6 соединяются
с рычагами 8 и 9 посредством тяг 7 и 13, а рычаги 5 — с тягой
16. Вилка 17 соединяется с изоляционной тягой.
При отключений вилка 17 поднимается вверх и поворачивает
рычаги 5 и 6 против часовой стрелки на угол 25—30°. Одно-
временно с ними поворачиваются рычаги 8 и 9 с кулачками 12.
При своем повороте кулачки 12 отжимают ножи от неподвижного
контакта, снимая контактное нажатие. Преждевременный поворот
ножей 1 и 3 устраняется защелкой 10, в которую упирается кула-
чок 12, После поворота кулачка на угол 25—30° паз в нем ока-
зывается против зуба защелки 10, создавая тем самым возмож-
ность подъема ножа.
Удерживающий механизм, состоящий из тяги 14, дополнитель-
ного рычага 15 и пружины, при повороте кулачка 12 образует
мертвое положение, фиксируя отжатое положение ножей. В конце
операции включения, когда ножи уже охватили неподвижный
209
Рис. 4-9. Механизм снятия контактного нажатия в разъемном контакте
1 — нижиий кож; 2, 7, 73, 14. 1€ — тяги; 3 — верхний нож; 4 — ось; 5. 6. 8. 9, 17,
18 — рычаги; 10 — защелка; 12 — кулачки; 17 — вилка
контакт, регулировочный винт, закрепленный на правом конце
тяги 14, упирается в полку и выводит удерживающий механизм
из мертвого положения. Это позволяет кулачкам 12 повернуться
по часовой стрелке. Тем самым восстанавливается контактное
нажатие.
Подобные кулачковые механизмы применяются в разъедини-
телях с большим контактным нажатием. Такое усложнение меха-
низма оправдывается устранением трения контактных поверхно-
стей, имеющих гальваническое или пластинчатое серебряное по-
крытие, уменьшением момента на приводе, возможностью исполь-
зования одного привода для трехполюсного Рд.
Рассмотренные выше механизмы имеют угол поворота, не пре-
вышающий 180°, однако в разъединителях находят применение
механизмы с большим поворотом, которые выполняются на основе
зубчатых и тросовых передач и обеспечивают поворот выходного
вала на несколько оборотов за одну операцию. Это Рд с поступа-
тельным перемещением больших подвижных масс, причем ско-
рость перемещения должна быть небольшой для уменьшения ди-
намических воздействий. Время срабатывания таких Рд дости-
гает 1—2 мин. К ним относятся разъединители РВПЗ-ЗО/125ООУЗ
(с зубчатыми’передачами), РТЗ-1150/4000У1 и подвесные разъ-
единители.
210
Тип разъединителя обозначается тремя-четырьмя буквами и
через черточку набором цифр, иногда вперемежку с буквами.
£уква Р означает «разъединитель». Последующие буквы соответ-
ствуют: В — внутренней установке или вертикальному исполне-
нию (только в типе РНВ-750), Н — наружной установке, О — од-
нополюсному исполнению, Ф — фигурному исполнению, Д —•
двухколонковой конструкции, П — подвесному исполнению или
рычажной передаче для уменьшения момента на валу привода,
3 — заземляющим ножам и Л — линейному контакту.
Разъединитель может изготавливаться без заземляющих но-
жей ИЛИ С НИМИ;
без заземляющих ножей (серии РВ, РВР, РНД);
е одним заземляющим ножогл (РВЗ-la, РВЗ-16, РНД-1);
символы 1а и 16 относятся только к разъединителям вертикально-
поворотного типа серий РВЗ и РВРЗ и показывают, что зазем-
ляющий нож устанавливается со стороны осевого контакта (16)
или со стороны разъемного контакта (1а);
с двумя заземляющими ножами (РВРЗ-2, РНДЗ-2).
Дробное число, следующее через черточку за буквенным обо-
значением или за цифрой, показывающей число заземляющих но-
жей, соответствует номинальному напряжению в киловольтах
(числитель дроби) и номинальному току в амперах (знаменатель
дроби). Буквы Б, У, стоящие в числителе дроби вслед за (7Я0М
в некоторых типовых обозначениях, соответствуют^ Б — испол-
нению разъединителя для установки на вертикальной плоскости;
У — усиленной изоляции, т. е. изоляции категории Б.
Буквы (У, ХЛ, УХЛ, Т), стоящие за номинальным током,
соответствуют климатическому исполнению Рд, а следующая за
ними цифра (1, 2, 3) — категории размещения.
Токи й и /т одинаковы для главных и заземляющих ножей
Рд.
4-2. РАЗЪЕДИНИТЕЛИ ВНУТРЕННЕЙ УСТАНОВКИ
Разъединители однополюсные серии РВО (рис. 4-10) рассчи-
таны на 1/ном = 10 кВ и /Ном = 400, 630 и 1000 А. Их техниче-
ские характеристики приведены в табл. 4-1.
Разъединитель состоит нз рамы, двух опорных изоляторов и
контактной системы, образованной двумя неподвижными контак-
тами Г-образной формы, соединяемых между собой подвижным
ножом, состоящим из двух параллельных пластин прямоугольного
сечения. В Рд на /ном = 400-7-630 А нож поворачивается на угол
J00—Ц0°С и в отключенном положении удерживается собствен-
ным весом и треиием в контактах. Угол поворота фиксируется ог-
раничителем. Поворот ножа осуществляется оперативной штан-
пой, дЛЯ пальца которой на ноже имеется специальное ушко.
к Рд на 1000 А для уменьшения усилий, необходимых для вы-
Дфгивания ножа из неподвижных контактов, имеется промежугоч-
211
Таблица 4-1. Технические характеристики разъединителей
внутренней установки
Тип разъеди- нителя Исполнение по вид!' и расположе- нию изоляторов (см. рис.) 7д (макс.), кА Ад (действ. 1, кА Масса, кг
без зазем- ляющих но- жей с одним за- земляющим ножом с двумя за- земляющи- ми ножами
РВО-10/400 41 16 5,9 —
PBO-10/63Q Рис. 4-10 52 20 6,3 -— —
РВО-10/1000 100 40 12,5 — —
РВ-6/400 41 16 24 -— ——
РВ-10/400 41 16 26 31 37
РВ-10/630 52 20 28 33 38
РВ-10/1 000 Рис. 4-11 100 40 42 49 56
РВ-20/630 51 20 79 97 115
РВ-20/1000 55 20 79 97 115
РВ-35/630 51 20 122 146 170
РВ-35/1000 80 31.5 147 171 195
РВФ-6/400 Рис. 4-13: фигура 11 will 41 16 35
РВФ-6/400 фигура IV 41 16 43 — **—
РВФ-6/630 фигура II и III 52 20 33
РВФ-6/630 фигура IV 52 20 46 — —
РВФ-6/1000 фигура II и 111 100 40 63
РВФ-6/1000 фигура IV 8] —
РВФ-10/400 фигура 11 и III 41 16 37 —
РВФ-10/400 фигура IV 45 — —
РВФ-10/630 фигура 11 и III 52 20 40 —- —
РВФ-10/630 фигура IV 48 — —
РВФ-10/1000 фигура II и III 100 40 65 ' — — —.
РВФ-10/1000 фигура IV 83 —
РВФЗ-6/630 фигура II 52 20 — 44 —-
РВФЗ-6/1000 фигура 11 100 40 — 70 —*
РВФЗ-10/630 фигура II 52 20 — 45 -—
РВФЗ-10/1000 фигура II 100 40 —- 71 —*
РВР-10/2500 125 45 40 54 68
РВР-10/4000 125 45 40 54 68
РВР-20/6300 Рис. 4-14 220 80 180 202 222
РВР-20/8000 300 112 192 216 238
РВК-35/2000 115 45 73 — —
212
Рис. 4-10. Однополюсный разъединитель серии РВО на 10 кВ, 630 А
/ — рама; 2 — опорный изолятор; 3 — неподвижный контакт; 4 — ушко для пальца
оперативной штанги; 5 — нож; 6 — пластины; 7 — ограничитель поворота ножа; 8 —
ось поворота ножа; 9 — подшипник; 10 — контактная пружина; 11 — ось для присоеди-
нения изоляционной тяги, соединяющей нож с контактами вспомогательных цепей уп-
равления; 12 — шплинт
ный вал, на котором закреплен рычаг с отверстием для крючка
оперативной штанги. В случае надобности к этому рычагу может
быть присоединена тяга от привода. Опорные и проходные изоля-
торы однополюсных Рд на 400 и 630 А обычно закрепляются на
раме. Однако эти разъединители могут изготовляться н без рамы
с креплением изоляторов к стене или каркасу. Разъединители РВО,
управляемые оперативной штангой, должны устанавливаться на
вертикальной плоскости таким образом, чтобы ось вращения ножа
была внизу.
Разъединители трехполюсные серии РВ(3) (рис. 4-11 и 4-12)
рассчитаны на U„0M = 6, 10, 20 и 35 кВ, /ном = 400, 630 и
1000 А и допускают длительный ток 1,2 /ном при следующих тем-
пературах окружающей среды Ф, не выше:
Тип Рд ... РВ(3)-20/630 РВ(3)-20/1000 РВ(3)-35/630 РВ(3)-35/1000
о. °C ... . 32 31 34 35
Рд серии РВ(3) имеют четыре исполнения; без заземляющих
ножей (обозначение РВ-77НОМ//НОМ), с одним заземляющим ножом
У размыкаемого контакта (PB3-la-i71IOM?ZHOM), с одним заземля-
ющим ножом у осевого контакта (РВЗ-1б-йном//1ЮЫ) и с двумя
213
в
Рис. 4-11. Трехполюсный разъединитель серии РВ
1 — рама; 2 — вал; 3 — рычаг для присоединения тяги от привода; 4 — вал; 5 фар-
форовая тяга; 6 — нож; 7 — неподвижный контакт; 8 — опорный изолятор
Тип Рд Размеры, мм
л Б в Г /4 Б X 3 И К Л
РВ-10 — 484 280 337 880 646 725 250 360 280 465 470 250 105 195
РВ-20 680 405 1200 800 300 550 480 685 390 220 390
РВ-35 944 565 1750 Ш2 450 775 700 945 525 350 482
Примечание: размер в числителе относится в знаменателе — к /НОм — 1000 А. к ^ном 400 А,
заземляющими ножами (РВЗ-2-(/ном//ном). Заземляющие и глав-
ные ножи механически сблокированы между собой для предотвра-
щения ошибочных операций. Разъединители РВЗ на 6—10 кВ
имеют заземляющие ножи, закрепленные на валу, который соеди-
няется гибкой связью с рамой Рд. В РВЗ на 20—36 кВ заземляю-
щий контур выполнен в виде междуполюсной закорачивающей
шины, рассчитанной на заданные параметры тока к. з., а соедине-
ние заземляющего контура с рамой выполняется гибким проводни-
ком с минимальной площадью поперечного сечения 50 мм2. Глав-
ные и заземляющие ножи Рд на 6—10 кВ управляются ручными
приводами типа ПР-2УЗ, а Рд на 20—35 кВ — ручными приводами
типа ПР-ЗУ3.
Технические характеристики этих Рд приведены в табл. 4*1.
Разъединители трехполюсные фигурные серии РВФ (рис. 4-13
и табл. 4-1) рассчитаны на U„0M — 6 и 10 кВ, 1пом = 400, 630
и 1000 А и по виду и расположению изоляторов изготавливаются
в трех исполнениях: фигура II — на одном опорном и одном про-
ходном изоляторе на полюс с вращением ножа на проходном
214
ю
VI
Рис. 4-12. Установка разъединителя РВЗ с двумя заземля-
ющими ножами и ручным приводом ПР-3
1 — приводы заземляющих ножей; 2 — привод главных ножей; 3 —
контакты К ВЦ; 4 — тяга от привода главных ножей к валу Рд; 5 —
разъединитель; 6 — муфта; 7 — дополнительный подшипник; 8,
Н — тяги к приводу заземляющих ножей; 9 — контакты КВЦ; 10 —
тяга к приводу главных ножей
Тип Рд Размеры, мм
А Б В 1 г
РВЗ-10 160 170 145 215
РВЗ-20 455 305 380 420
PB3-35 520 430 500 500
ФигураН
Фигура Ш
Рис. 4-13. Разъединители фигурные типа РВФ
изоляторе; фигура III — на одном опорном и одном проходном
изоляторе на полюс с вращением ножа на опорном изоляторе и
фигура IV —на двух проходных изоляторах на полюс.
Разъединители РВФ могут изготавливаться без ножей заземле-
ния или с одним заземляющим ножом на полюс. Управление глав-
ными и заземляющими ножами осуществляется ручным приводом
типа ПР-2УЗ.
Разъединители вертикально-поворотного типа серии РВР(З)
(рис. 4-14) рассчитаны на L/H0M= 10, 20 и 35 кВ, /яом = 2000,
2500, 4000, 6300 и 8000 А. Другие их характеристики приведены
в табл. 4-1, 4-2. Значения /д и /т, приведенные в табл. 4-1, от-
носятся к минимальному' междуполюсному расстоянию 350 мм
для Рд на 10 кВ и 700 мм для Рд на 20 кВ. При междуполюсных рас-
стояниях 430 н 560 мм в Рд на 10 кВ 1Д = 160 и 180 кА соответ-
216

П
'/7/^/ ///
380
520
Рис. 4-14. Разъединители серии РВР(З)
/ — коммутирующее устройство типа КСА; 2 —
рычаг; 3 — привод типа ПЧ-50УЗ; 4 — муфта; 5 —
тяга к приводу; 6 — привод типа ПДВ-1УЗ; 7 —
тяга; 8 — разъединитель; 5 — муфта соединитель-
ная; 10 — рычаг; 11 — труба; 12 — шина закора-
иа чивающая; 13 — рычаг
785
Тип Рд Размеры, мм
А В с 1 в в F 1 б и
РВР(3)-10/2500У2; РВР(3)-10/2500УЗ, РВР(3)-10/4000УЗ 545 610 318 220 270 350—1000 1050 220
РВР(3)-20/6300УЗ, РВР(3)-20/8000УЗ 1090 910 720 180 440 700—2000 1490 520
Рис. 4-15. Разъединитель
I — контакты КВЦ; 2 — привод ПЧ-50УЗ; 3 — тяги от приводов к валам заземли
ремычка; 8 — привод ПД-12УЗ; 9 —
ственно, а /т== 71 кА. В Рд на 20 кВ, 6300 А при между полюсных
расстояниях 800 мм /д = 260 кА, /т = 100 кА. Для Рд на 20 кВ,
8000 А при междуполюсных расстояних 900 мм /д = 320 кА,
/т 125 кА.
В Рд этой серии контактные ножи корытообразного (коробча-
того) профиля установлены попарно в один ярус при /иом до
4000 А включительно и в два яруса при /иом = 6300 и 8000 А.
На номинальные токи 6300 и 8000 А контактные ножн снабжены
218
типа РВП (3)-20/12500УЗ
юхцих ножей; 4 — подшипник; 5 — муфта; 6 — полюс разъединителя; 7 — пе«
муфта; 10, 13 — трубы; 11, 12 видим
кулачковым механизмом для снятия контактного нажатия, опи-
санным в § 4-1 (см. рис. 4-9).
Разъединители данной серии изготавливаются в пополюсном
исполнении и при монтаже должны соединяться в один трехполюс-
ный аппарат. При этом междуполюсное расстояние может выби-
раться в зависимости от динамической стойкости Рд. Допускается
также двухполюсная и однополюсная установка. Разъединители
На 10 кВ, 2500 А выпускаются в исполнении У2 и УЗ, остальные —
219
Таблица 4-2. Длительно допустимый ток
разъединителей в услозиях, отличающихся от реальных
Температура окружающей среды, °C, нс выше Длительно допустимый ток, А
РВР(3)-10.-2500 РВР(3)-10/4000 РВР( 31-20/6300
с покрытием контактных поверхностей подводящих шип серебром без покры- тия *
24 2930 4460 8400 7700
40 2400 4200 7650 6900
45 2190 4000 7000 5800
60 1950 3500 5800 4600
80 1290 2200 4100 2400
* Или с покрытием оловом.
в исполнении УЗ. Разъединители могут нести заземляющие ножи
с любой одной стороны или с двух сторон; в этом случае в цоколе
ведущего полюса предусматривается механическая блокировка.
Главные ножи управляются электродвигатель ным приводом типа
ПДВ-1УЗ или ручным червячным приводом типа ПЧ-50УЗ.
Заземляющие ножи разъединителей РВРЗ-10/2500 и РВРЗ-10/4000
управляются ручным червячным приводом типа ПЧ-50УЗ или
ручным рычажным приводом типа ПР-ЗУЗ, а разъединителей
PBP3-20/6300 и РВРЗ-20/8000 — только ручным червячным при-
водом типа ПЧ-50УЗ.
Разъединители с поступательным движением ножей типа
РВП (3)-20/12500УЗ (рис. 4-15) рассчитаны на ипоы — 20 кВ,
/ном = 12 500 А; /д = 410 кА для главных ножей и 250 кА
для заземляющих ножей; 7Т = 160 кА для главных и 100 кА
для заземляющих ножей; длительно допустимый рабочий ток /лоа
при температурах ft, отличающихся ог нормальной, имеет следую-
щие значения:
О, не выше, °C . . , 20 35 45 60 70 80
/доп, кА............. 16,5 15,3 14,5 13,0 11,8 10,7
При интенсивном воздушном обдуве разъединитель допускает
длительное прохождение тока 30 ОСЮ А.
Разъединитель имеет развитую коробчатую контактную си-
стему, внутри которой предусмотрен кулачковый механизм, обе-
спечивающий снятие контактного нажатия во время оперирования.
Каждый полюс Рд имеет встроенный в раму зубчатый редуктор,
передающий вращение от привода через поворотный изолятор и
зубчатую коническую пару на ходовой винт, обеспечивающий по-
ступательное перемещение контактных ножей вдоль полюса при
220
включении и отключении. Контактная система каждого полюса
установлена на шести изоляторах тнпа ИО-20-3000УЗ.
Разъединитель имеет четыре исполнения: без заземляющих
ножей (РВП-20/12500УЗ), с заземляющим ножом со стороны ре-
дуктора (РВП-1а-20/12500УЗ), с заземляющим иожом со стороны,
противоположной редуктору (РВП-16-20/ 12500УЗ), и с двумя
заземляющими ножами (РВП-2-20/12500УЗ). Рд может устанав-
ливаться как на горизонтальной, так и на вертикальной плоскости.
Масса одного полюса без ножей заземления 500 кг, с одним
заземляющим ножом — 563 кг и с двумя заземляющими ножами —
625 кг.
Валы управления главными и заземляющими ножами отдель-
ных полюсов соединяются с помощью труб через изолирующие
муфты, исключающие прохождение тока по валам.
Заземляющий контур Рд, в отличие от разъединителей серий
РВ(3) и РВР(3), не имеет подвижной междуфазной закорачи-
вающей шины, а выполнен индивидуальным для каждого полюса
с выводом гибкими связями к дюралюминиевому листу, установ-
ленному поверх рамы разъединителя. При монтаже дюралюминие-
вые листы соединяются между собой алюминиевыми перемычками
сечением ие менее 4000 мм2 с помощью аргонодуговой сварки.
Поступательное движение ножа, индивидуальные заземляющие
контуры каждого полюса, дюралюминиевые листы, экранирующие
стальную раму Рд, позволяют встраивать его в закрытые токопро-
воды, для чего дюралюминиевые листы должны быть присоеди-
нены к экранам токопроводов и между ними должны быть вва-
рены упомянутые выше перемычки.
Главные ножи Рд управляются электродвигательным приводом
типа ПД-12УЗ, устанавливаемым с любой стороны от полюсов,
заземляющие ножи — с помощью ручных червячных приводов
типа ПЧ-50УЗ, которые располагаются со стороны, противополож-
ной приводу главных ножей.
4-3. РАЗЪЕДИНИТЕЛИ НАРУЖНОЙ УСТАНОВКИ
Разъединители трехполюсиые горизонтально-поворотные серии
РЛНД-10 (рис. 4-16) рассчитаны на UHOW = 10 кВ, Дом = 400
и 630 А; /д = 25 кА при /ном = 400 А и 35,5 кА при /ноы =
= 630 А; 1Т — 10 кА при /НОм = 400 А и 12,5 кА при /ном = 630 А.
Рд на 400 А допускают длительную перегрузку током 1,2/ном
при температуре окружающей среды -Ь18 °C, а Рд на 630 А допу-
скают эту же перегрузку при -}-27 °C.
Разъединители имеют три исполнения: без заземляющих но-
жей (РЛНД-10), с одним комплектом заземляющих ножей со
стороны поворотной колонки (РЛНД-1-10) или двумя комплек-
тами заземляющих ножей, по комплекту с обеих сторон Рд
(РЛНД-2-10)
Разъединители серии РЛНД-10 имеют общую раму и управля-
ются ручными приводами типа ПРН-ЮМУ 1 (без заземляющих
221
А~А
222
ножей), типа ПРНЗ-10У1 или ПРНЗ-10ХЛ1 (с заземляющим но-
жом с одной стороны Рд) и типа ПРНЗ-2-10У1 нли ПРНЗ-2-10ХЛ1
(по заземляющему ножу с обеих сторон Рд),
Каждый полюс имеет два одинаковых изолятора; неподвиж-
ный 10 и поворотный 3. На последнем жестко закреплен пластин-
чатый нож 7, который и поворачивается вместе с изолятором. Не-
подвижный контакт, в который врубается нож, закреплен на изо-
ляторе 10. В Рд с нормальной изоляцией (длнна пути утечки
23 см) применены изоляторы типа ИОС-10-500УХЛ1, а в Рд
с усиленной изоляцией (длина пути утечки 40 см) — изоляторы
типа ИОС-20-300УХЛ1.
Разъединители РЛНД-10 могут иметь климатическое испол-
нение У1 или ХУ1 и допускают оперирование при толщине корки
льда до 10 мм. Допустимое тяжение подводящих проводов 245 Н.
Разъединители трехполюсные горизонтальио-поворотиые серии
РНД(3) (рис. 4-17) рассчитаны на С/ном = 35, НО, 150 и 220 кВ,
Люм = 1000, 2000 и 3200 А и предназначены для установки на
горизонтальной плоскости за исключением разъединителей
РНД(3)-35Б и РНД(3)-110Б, которые рассчитаны для уста-
новки как на вертикальной, так и на горизонтальной плоскости
(табл. 4-3).
Разъединители серии РНД(З), имеют четыре исполнения:
без заземляющих ножей (РНД-(/ноМ//вом), с одним заземляющим
ножом справа (РНД-1а-1/1ЮМ//яом) нли слева (РНД-16- U[iOM!/ном)
либо с двумя заземляющими ножами (РНД-2-Ь\;ом//ком).
Изоляционные колонки, воспринимающие вертикальные и
горизонтальные нагрузки, действующие на контактную систему,
установлены в опорных подшипниках и прн отключении повора-
Рис. 4-16. Разъединители серии РЛНД-10 на 10 кВ, 400 и 630 А
1 — междуполюсная Тяга; 2 — заземляющий нож левый; 3 — поворотный изолятор;
4 — контактный вывод; 5, б — кожухи; 7 — нож; 8 — контактный вывод; 9 — контакт-
ный угольник для ножа заземления; 10 — неподвижный опорный изолятор; II — зазем-
ляющий нож правый; 12 — рама; 13 — вал заземляющего ножа; 14 — тяга от вала за-
земляющего ножа к приводу; 15 — вал поворотного изолятора; 16 — привод
Тип разъединителя Размеры, мм Масса, кг
L н н»
РЛНД-10/400У1 - 460 280 46
РЛВД-10/630У1 — 460 280 47
РЛНД-1-10/400У1 110 460 280 54
РЛНД-1-10/400ХЛ1 по 460 280 54
РЛНД-1-10У/400У1 160 560 380 86
РЛНД-1-10/630У! по 460 280 55
РЛНД 1-10У/630У1 160 560 380 87
РЛНД-2-10/400У1 но 460 280 61
РЛНД-2-10/400ХЛ1 по 460 280 61
РЛНД-2-10У/400У1 160 560 380 96
РЛНД-2-10/630У1 но 460 280 62
РЛНД-2-10У/630У1 160 560 380 97
223
Рис. 4-17. Разъединители серии РНД(З) на 35—220 кВ
1 — цоколь; 2 — подшипник; 3 — тяга заземляющего ножа; 4 — поворотный изолятор;
5 — нож; С — труба; 7 — привод ПДН-1У1 или ПР-У1
224
Таблица 4-3. Технические характеристики разъединителей серии РНД(З) на 35—220 кВ

Il/p В. В. Афанасьева 225
Тип разъединителя Номиналь- ный ток, А Амплитуда предельного сквозного тока, кА Предельная термическая СТОЙКОСТЬ, кА Габариты полюса, мм Масса полюса, иг Число изоляторов в колонке
Длина Ширина в отклю- ченном положении Высота
РНДЗ-35/1000У! 1000 63 25 1075 520 715 85
РНДЗ-35/2000У1 2000 80 31,5 1170 635 880 207
РНДЗ-35Б/1000У1 1000 63 25 1075 520 715 88
РНДЗ-35Б/2000У1 2000 80 31,5 1170 635 880 208
РНДЗ-35У/1000У1 1000 63 25 1280 62' 910 164 1
РНДЗ-35У/2000У1 2000 80 31,5 1280 625 950 185
РНДЗ-35/1000ХЛ1 1000 63 25 1075 520 715 85
РНДЗ-35/2000ХЛ1 2000 80 31,5 1170 635 880 207
РНДЗ-35/3200У1 3200 125 50 1170 1054 890 262
РНДЗ-110/1000У1 1000 80 31,5 2100 875 1400 254 1
РНДЗ-110/2000У1 2000 100 40 2100 1015 1530 374 1
РНДЗ-110Б/1000У1 1000 80 31,5 2100 875 1400 254 1
РНДЗ-110У/1000У1 1000 80 31,5 2456 1036 2036 501 2
РНДЗ-110У/2000У1 2000 100 40 2456 1036 2067 530 2
РНДЗ-110/1000ХЛ1 1000 80 31,5 2100 875 1400 254 1
РНДЗ-110/2000Х Л1 2000 100 40 2100 1015 1530 374 1
РНДЗ-1 Ю/3200У1 3200 125 50 2100 1255 1625 461 1
РНДЗ-150/1000У1 1000 100 40 2870 1470 2050 510 2
РНДЗ-150/2000У1 2000 100 40 2870 1470 2075 525 2
РНДЗ-220/1000У1 1000 100 40 3340 1790 2650 713
РНДЗ-220/2000У1 2000 100 40 3340 1790 2670 775 2
РНДЗ-220/1000ХЛ1 1000 100 40 3980 1383 3000 1190
РНДЗ-220/2000ХЛ1 2000 100 40 3980 1383 30 Ч) 1193 9у 9
РНДЗ-220/3200У1 3200 125 50 3340 1790 2740 950
РНДЗ-220У/2000У1 2000 100 40 3980 1535 4100 1525 2X3
чиваются на 90° во встречных направлениях, разворачивая кон-
тактные ножи Рд в одну сторону от оси полюса.
Разъединители изготавливаются пополюсно и на месте уста-
новки соединяются в один трехполюсный аппарат с присоедине-
нием привода к ведущему полюсу Рд. Допускается также двухпо-
люсная н однополюсная установки. На рис. 4-17 третий полюс
не изображен.
Управление главными ножами Рд этой серии осуществляется
ручными приводами типа ПР-У1, а в Рд на 110—220 кВ может осу-
ществляться также и электродвигательными приводами типа
ПДН-1У1. Для управления разъединителями РНД(3)-35Б и
РНД(3)-110Б применяются ручные приводы ПРН-ПОВ верти-
кальной установки и пневматические приводы ПВ-20У2 как вер-
тикальной, так и горизонтальной установки. В пневматических
приводах ручное оперирование главными ножами не предусмот-
рено.
Оперирование заземляющими ножами производится вручную
посредством ручного ПР-У1 и электродвигательного ПДН-1У1
приводов.
Разъединители на 35, 110 и 220 кВ выпускаются как с изо-
ляцией категории А, так и категории Б [РНД(3)-С7номУ//НомЬ
а Рд на 150 кВ — только категории А. Разъединители
РНД(3)-220У/2000У1 из-за повышенной высоты выполняются
по схеме рис. 4-2, в.
Разъединители горизонтально-поворотные серии РНД(З)
(рис. 4-18) рассчитаны на t/HOM = 330 и 500 кВ, 7НОМ ~ 3200 А;
/д = 160 кА; 1Т = 63 кА н допускают длительную перегрузку
током 1,27НОЫ при температуре окружающей среды 21 °C.
Данная серия представлена разъединителями 330 кВ в
климатическом исполнении У1 с изоляцией категории А
[РНД(3)-330/3200У1 ] и категории Б по ГОСТ 9920—75
[РНД(3)-330У/3200У11 и разъединителями 500 кВ с изо-
ляцией категории А в исполнении для умеренного
климата [РНД(3)-500/3200У11 и холодного климата
[РНД(3)-500/3200ХЛ1]. Они скомпонованы по конструктивной
схеме согласно рис. 4-2, в. Поворотная изоляционная колонка
в верхней и нижней части установлена в шарнирах и работает на
чисто крутящие нагрузки. Она составлена по высоте из трех
опорио-стержневых изоляторов типа ИОС-110-600УХЛ1 в разъ-
единителях РНД(3)-330/3200У1 и из четырех таких же изолято-
ров в остальных Рд. Неподвижная опорно-изоляционная конст-
рукция, воспринимающая вес контактной системы, ветровые
нагрузки и тяжение подводящих проводов, составлена из двух
параллельных колонок изоляторов с поперечными стальными пе-
ремычками. Каждая из этих параллельных колонок состав-
ляется по высоте (считая сверху вниз) из трех изоляторов
(ИОС-110-600УХЛ1, ИОС-110- 1250УХЛ1 и ОНС-1Ю-2000У1), по-
ставленных один на другой, для РНД(3)-330/3200У1; четы-
226
Рис. 4-18. Разъедини! ели серии РНД(3) на 330 и 500 кВ с двумя заземляющими
ножами
1 — рама; 2 — контактный вывод Для присоединения рабочего заземляющего контура;
3 — заземляющий нож; 4 — опорная изоляционная колонка; 5 — изоляционная поворот-
ная колонка; 6 — экран; 7 — неподвижный контакт заземляющего контура; 8 — кон-
®актный вывод для подводящих шин; 9 — нож контактный с ламелями; 10 — нож кон-
тактный без ламелей; 11 — привод ручной типа ПРН-1У1 (ХЛ1) для управления за-
а®мляющнми ножами; 12 — привод электроднигатсльный типа ПДН-1У1 (ПД-1ХЛ1) Для
Управления главными ножами; 13 — вал от привода к внутриполюсному механизму^
14 тяга от привода к валу заземляющего ножа
8*
227
Таблица 4-4. Масса полюса разъединителей РНД(З), кг
Тип разъединителя
Вариант исполнения I РНД(3)-330/3200У1 £ о CN СО О СО г? СО X а оо СО п SS сото ЙМ XX ап.
Без заземляющих ножей С одним заземляющим ножом С двумя заземляющими ножами 3040 3280 3520 3555 3800 4045 3665 3910 4155
рех изоляторов (ИОС-110-600УХЛ1, ИОС-110-1250УХЛ1,
ОНС 110-2000У1 и КО-1Ю-2000У1), собранных таким же об-
разом, для РНД(3)-330У/3200У1 и РНД(3)-500/3200У1 и
четырех изоляторов (ИОС-110-600УХЛ1, ИОС-110-1250УХЛ1,
ОНС-110-2000ХЛ1 и КО-110-2000ХЛ1) для РНД(3)-500/3200ХЛ1.
В верхней части изолирующей конструкции установлен труб-
чатый экран. Неподвижный контакт заземляющего ножа крепится
внутри вышеуказанного экрана. Рд имеют три варианта испол-
нения: без заземляющих ножей, с одним ножом и с двумя ножами
(по ножу с обеих сторои). Заземляющие ножи выполняются в виде
сварной ферменной конструкции из труб алюминиевого сплава
и снабжаются пружинным механизмом компенсации момента,
создаваемого массой самих заземляющих ножей.
Разъемный контакт главных контактных ножей защищен си-
стемой кожухов, крепящихся на ножах, и обеспечивает включение
и отключение Рд при толщине корки льда 20 мм.
В раме Рд размещена сдвоенная шарнирно-рычажная передача
по рнс. 4-6 с двумя мертвыми положениями, которая обеспечивает
одновременное управление обеими поворотными колонками. Из-за
больших подвижных масс и вращающих моментов при опериро-
вании эти разъединители управляются пополюсно: главные
ножи — с помощью электродвигательного привода ПДН-1У1
(ГЩ-1ХЛ1); заземляющие ножи — с помощью ручного привода
ПРН-1У1(ХЛ1). Блокировка главных и заземляющих ножей от
ошибочного оперирования выполняется электрической.
Масса полюсов в зависимости от числа заземляющих ножей
приведена в табл. 4-4.
Разъединители вертикально-поворотные типа РНВ(З)-
750П/4000У1 (рис. 4-19) рассчитаны на 17пом — 750 кВ,
Люм = 4000 А, /л — 160 кА, /т = 63 кА и допускают длительную
перегрузку током 1,2/11ом (4800 А) при температуре окружающей
среды 4-19 °C.
228
Рис. 4-19. Разъединитель типа РНВЗ-750П/4000У1
1 ** рама; 2 — опорная изоляционная конструкция; 3 -» опорный изолятор; 4 — по во*
Ротный изолятор; 5 — экран; б — механизм компенсации массы главного ножа; 7 -=» пере»
Дача; 8 — неподвижный контакт заземляющего контура; $ — контактные ножи; 10 —>
экран; 11 — кронштейн; 12 — привод ручной ПРН-1У1 для управления заземляющими
кожами; 13 -* электр ©двигательный привод ПДН-1У1; 14 — заземляющий нож; 15 =*
механизм компенсации массы заземляющего ножа
Каждый полюс разъединителя устанавливается на сборной
раме из профильной стали, к которой снизу крепятся на крон-
штейнах приводы главных и заземляющих ножей. Вращение при-
вода главных ножей через зубчатую передачу, установленную
Б раме, передается на сдвоенную шарнирно-рычажную передачу,
имеющую два мертвых положения, а через нее на поворотные ко*
229
лонки, скомплектованные из шести изоляторов ИОС-1Ю-600УХЛ1
н расположенные в центре опорных колонок.
Опорные изоляционные колонки разъединителя выполнены в
форме треног, снабженных трубчатыми поясами жесткости на
двух уровнях по высоте и скомплектованных также из изоляторов
ИОС-1Ю-600УХЛ1. На верхней плите каждой треноги установлен
механизм, выполненный в виде пространственного сферического
четырехзвенника, преобразующий вращение поворотной колонки
во вращение контактного ножа в вертикальной плоскости. Наличие
в механизме мертвого положения обеспечивает надежное запира-
ние контактного ножа во включенном положении. Каждый меха-
низм снабжен пружинным устройством для компенсации момента,
создаваемого массой ножа. При включении трубчатый конец каж-
дого из ножей ложится в клинообразный контакт, укрепленный
на противоположном ноже, осуществляя контактное нажатие.
При отключении концы ножей экранируются сдвижными торои-
дальными экранами.
Разъединитель имеет три варианта исполнения: без заземляю-
щих ножей, с одним заземляющим ножом и с двумя. Заземляющий
нож представляет собой сварную ферменную конструкцию из
алюминиевых труб. Он устанавливается на конце рамы (справа,
слева или с обеих сторон) в подшипниках и снабжается пружин-
ным механизмом, компенсирующим момент, создаваемый массой
ножа. Нож поворачивается в вертикальной плоскости. Неподвиж-
ные контакты, в которые врубаются заземляющие ножн, установ-
лены внутри пространственных экранов.
Главные ножи управляются электродвигательным приводом
ПДН-1У1, заземляющие — ручным приводом ПРН-1У1 с элект-
рической блокировкой между ними аналогично разъединителям
серии РНД(З) на 330 и 500 кВ. Разъединители рассчитаны на ра-
боту при толщине корки льда 20 мм н тяжении подводящих про-
водов 1470 Н. Масса разъединителя без заземляющих ножей со-
ставляет 7120 кг, с одним заземляющим ножом — 7920 кг, с двумя
ножами — 8780 кг.
Разъединители с поступательным движением ножа типа
РТЗ-1150/4000У1 (рис. 4-20) рассчитаны на UaoM = 1150 кВ,
/ном — 4000 А, /д = 100 кА, /т = 40 кА при времени прохо-
ждения тока 2 с. Разъединители предназначены для работы в ус-
ловиях умеренного климата при высоте над уровнем моря не бо-
лее 500 м, при толщине, корки льда до 20 мм, скорости ветра до
35 м/с; при этом включение обеспечивается при скорости ветра
до 20 м/с. Допустимое тяжеиие подводящих проводов 2450 И.
Опорная изоляция разъединителя выполнена в виде треног,
скомплектованных из 9 ярусов изоляторов типа КО-110-2000У1
по высоте, с центральными поворотными колонками, составлен-
ными из 9 изоляторов ИОС-1Ю-600УХЛ1. Каждая опорная ко-
лонка устанавливается на индивидуальной стальной сборной раме.
Валы поворотных колонок на уровне рамы имеют барабаны, свя-
230
Рис. 4-20.
I «- механизм компенсации массы заземляющего ножа;
пояса жесткости; 6 — экран; 7 — неподвижная секция
ный контакт; 11 «=? привод главных ножей ПД-ЗУ1; 12
Разъединитель PT3-I-1150/4000У1
2 «— рама; 3 поворотная колонка; 4 — опорный ферменный изолятор; 5 —
главного ножа; 8 — экран; 9 — подвижные секции главных ножей; 10 — разъем-
— заземляющий нож; 13 — тросовая передача; 14 — привод заземляющего ножа
Рис. 4-21. Разъединители подвесные серии РПД на 500 и 750 кВ
1 — привод электродвигательный типа ПД-2У1; 2 — ограничитель усилий в тросе; 3 —•
противовес; 4 — тросовая система; 5, 6 — блоки; 7 — гирлянда; 8 — подвижный кон-
такт; 9 — неподвижный контакт; 10 — трансформатор Тока; 11 — токоподвод; 12 —шин-
ная опора
Тип Рд Размеры, мм
А «1 в Г д Е Ж 3 И К
РПД-500/3200У1 РПД-750/3200У1 4900 8500 2600 3650 5000 7000 6 500 12 000 5600 7740 1100 1260 3500 4500 1050 1150 2200 2700 10 500 13 500
занные между собой замкнутой тросовой передачей, обеспечиваю-
щей их синхронное вращение от электродвигательного привода
типа ПД-ЗУ1.
На треногах установлены неподвижные секции главных но-
жей. Внутри их находятся телескопические подвижные трубчатые
секции главных ножей (буква Т в типе разъединителя означает
«телескопический»), перемещаемые с помощью тросовых передач,
связанных с барабанами поворотных колонок.
Разъединнтель имеет два варианта исполнения: с одним зазем-
ляющим ножом, устанавливаемым с любой стороны полюса, или
с двумя ножами. Заземляющие ножи ферменной конструкции по-
ворачиваются в вертикальной плоскости электродвигательными
приводами типа ПД-1У1. Приводы главных и заземляющих но-
жей заблокированы электрически от ошибочных операций.
Разъединители подвесные серин РПД (рис. 4-21) рассчитаны
на (/ном = 500 и 750 кВ, /ИОМ=3200 А, /д = 160 кА, = 63 кА
и допускают длительную перегрузку током 1,2/ном при тем-
пературе окружающей среды 4-36 °C.
232

Разъединители предназначены для установки под порталом и
обеспечивают вертикальный разрыв между неподвижными кон-
тактами 9, устанавливаемыми на шинных опорах или трансформа-
торах тока 10, и подвижными контактами 8, закрепленными на
двухлучевых гирляндах 7, управляемых от привода 1 с помощью
тросовой системы.
Подвижный контакт 8 соединяется токоподводом 11 (из алюми-
ниевых труб) с неподвижным контактом, расположенным на шин-
ной опоре 12. В нижней части контакта 8 закреплены грузы, ста-
билизирующие двухлучевую гирлянду 7 от раскачивания при ветре
и осуществляющие контактное нажатие во включенном положе-
нии. Каждая гирлянда комплектуется из 35 изоляторов типа
ПС70-Д для разъединителей на 500 кВ и 46 изоляторов типа
ПС120-А для разъединителей 750 кВ. Двухлучевая подвеска вме-
сте с грузом уменьшает раскачивание подвижного контакта и обес-
печивает работу разъединителей при скорости ветра до 40 м/с.
Электродвигательный привод 1 типа ПД-2У1 приводит в дви-
жение замкнутую тросовую систему 4, включающую в себя про-
тивовес 3 и ограничитель усилий в тросе 2. К этой тросовой сис-
теме в точке /V глухо присоединены четыре тросовые ветвн, пере-
кинутые через комплект из четырех блоков 5, сидящих на одной
оси. На первых двух тросовых ветвях подвешивается левая двух-
лучевая гирлянда. Третья и четвертая ветви, поддерживаемые
роликами а (два ролика на одной оси), раздваиваются в точках
и /V2. На этих ветвях подвешиваются средняя и крайняя двухлу-
чевые гирлянды. Противовес 3 уравновешивает подвижные систе-
мы трех полюсов разъединителя. Ограничитель усилий 2 при
превышении усилием в тросе трех тонн разрывает цепь пнтания
пускателей привода /, предотвращая обрыв тросов и повреждение
металлоконструкций портала при аварии разъединителя.
Разъединитель может устанавливаться на основной или вынос-
ной траверсе портала. В зависимости от этого тросовая система
может быть прямой илн Г-образной и в комплекте поставки отли-
чается числом направляющих блоков. Подвесные разъединители
поставляются в комплекте с отдельно устанавливаемыми заземли-
телями серии ЗР (см. § 4-5).
4-4 ОТДЕЛИТЕЛИ И КОРОТКОЗАМЫКАТЕЛИ
Отделители и короткозамыкатели устанавливаются на тран-
сформаторных подстанциях без выключателей на стороне ВН в
сетях 35, ПО, 150 и 220 кВ,
Отделители (рис. 4-22 и табл. 4-5) предназначены для автома-
тического отключения поврежденного участка линии илн транс-
форматора после искусственного короткого замыкания на линии
(осуществляемого короткозамыкателем) или после передачи теле-
отключающего импульса в промежуток времени между отключе-
нием В к на питающем конце линии и его повторным включением;
Для отключения и включения участков линии или элементов схемы,
233
Рис. 4-22. Отделители серии ОД(3) иа 35—220 кВ
] — нож: 2 — контактный вывод; 3 — поворотная изоляционная колонка; 4 — рама; 5 — тяга к приводу; 6 — привод ПРО-1У1; 7 я
ведущий рычаг привода
Таблица 4-5. Размеры отделителей (к рис. 4-22)
Тип отделителя Размеры, мм
А в И L L, Ы
ОД(3)-35?630У1 540 850 715 635 330 995 815 770
ОД(3)-ИОМ'бЗОУ1 1200 1800 1400 1305 680 2100 1420 1830
ОД-110У.'Ю00У1 1300 1800 2036 1960 720 1820 1535 1650
ОД-150/Ю00У1 1750 3000 2036 1960 920 2270 1985 2050
ОД-150У/1000У1 1750 3000 2636 2560 920 2270 1985 2050
ОД-220/1000У1 •2200 3200 2636 2560 1175 2720 2435 2580
находящихся без напряжения, а также для отключения и включе-
ния индуктивных токов холостого хода трансформатора и заряд-
ных токов линии.
Отделители на 35 и ПО кВ типов ОД(3)-35/630У 1 и
ОД(3)-110М/630У1 выпускаются на номинальный ток 630 А
и имеют исполнение без заземляющих ножей, с ножом с одной сто-
роны или с двумя заземляющими ножами. Отделители ИО—
220 кВ типов ОД-ПОУ/ЮООУ1, ОД-150/1ОООУ1, ОД-150У/1000У1
и ОД-220/1000У1 выпускаются на номинальный ток 1000 А и
не имеют заземляющих ножей. Технические данные отделителей
приведены в табл. 4-6-
Для изоляционных колонок отделителей используются фар-
форовые опорио-стержневые изоляторы типа ИОС-35-5001У1 для
ОД(3)-35/630У1 и ИОС-110-400У1 для ОД(3)-110М/630У1.
В остальных типах отделителей изоляционная колонка состоит из
двух изоляторов, поставленных один на другой, а именно из изо-
ляторов; 1) КО-1Ю-1250У1 и ОНСУ-40-1000 для ОД-ИОУ/ЮООУ!
и ОД-150/Ю00У1, 2) КО-П0-1250У1 и ИОС-110-600У1 для
ОД-150У/Ю00У1 н ОД-220/1000У1. Отделители ОД-110У/1000У1
и ОД-150У/Ю00У1 имеют опорную изоляцию с длиной пути утечки
категории Б, а остальные— категории А по ГОСТ 9920—75.
Отделители управляются приводами ПРО-1У1: на 35 и 110 кВ —
одним приводом на трехполюсную установку, на 150 и 220 кВ —
одним приводом на полюс. Заземляющие ножи отделителей на
35 в ПО кВ управляются одним ручным приводом ПР-У1 на
трехполюсную установку.
Отделители ОД-110У/1000У1, а также отделители на 150 и
220 кВ допускают 20 %-ную перегрузку по номинальному току
при температуре окружающего воздуха не выше 4-30 °C н дли-
тельный ток 860 А при температуре воздуха до 50 °C.
Короткозамыкатели (рис. 4-23) предназначены для быстро-
действующего искусственного короткого замыкания с целью
отключения от защиты выключателя, установленного на питающем
конце линии. Их технические характеристики см. в табл. 4-6.
Короткозамыкатель КРН-35У1 для сетей 35 кВ с изолирован-
ной нейтралью представляет собой двухполюсный аппарат, упра-
вляемый одним приводом ПРК-1У1 и осуществляющий междуфаз-
235
Таблица 4-6. Технические характеристики отделителем
и короткозамыкателей на 35—220 кВ
Тип аппарата Ампли- туда предель- ного сквоз- ного тока, кА Пре- дельный ток терми- ческой стой- кости, кА Длительность с Врев по; К0М31 замы конта с го- лоле- дом * tn or узчи 1ДЫ до кания ктов, с без голо- леда Тяжение про» подов, Н Месса полюса, кг
ОД(3)-35/630У1 80 12,5 4 0,50 0,45 490 76
ОД(3)-110М/630У1 22 3 0,40 250
ОД-ПОУ/ЮООУ1 31,5 780 440
ОД-150/1000У1 490
ОД-150У/Ю00У1 0,55 0,45 575 635
ОД-220/1000У1 0,60 0,50 980
КРН-35У1 ** 42 51 32 51 32 51 лей ОД(3 и толщине ьда 15 мм; 1 гарантир да до 10 мм 12,5 20 12,5 20 12,5 20 )-35/630У1 корки льд для Од н уется вкл ; для оста/ 4 0,15 0,20 0,28 0,28 0,35 0,35 (3)110 ; для О 220 к в уело <3— пр 0,10 0,14 0,18 0,20 0,23 0,25 М/630У Д-110У В — пр ВИЯХ о и толп 490 55 180 210 210 250 250 нти- 1 — щне НИЯ рки
КЗ-110У1 КЗ-110У-У1 КЗ-150У1 КЗ-150У-У1 КЗ-220У1 * Для отделите руется отключение пр при толщине корки л корки льда 20 мм. **Для КРН-35У при толщине корки ль льда до 20 мм. 3 и ОД а 10 мм а 150 и юченне 1ьных Ь 780 980 1 пара /1000У и толп. 5 ледене щне кс
ное короткое замыкание. Короткозамыкатели на 110 кВ и выше
являются однополюсными аппаратами и осуществляют однофазное
к. з. на землю. В цепи к. з. предусматривается установка транс-
форматоров тока типа ТШЛ-0,5.
Короткозамыкатели обеспечивают 5 включений на ток корот-
кого замыкания без смены контактов. Короткозамыкатели на 110
и 150 кВ изготавливаются в двух исполнениях по длине пути
утечки: категории А и категории Б по ГОСТ 9920—75.
Для изоляционных колонок короткозамыкателей используются
фарфоровые опорно-стержневые изоляторы типа ИОС-35-5001У1
для КРЫ-35У1 и КО-110-1250У1 для КЗ-110У1. В остальных
типах Кз изоляционная колонка состоит из двух изоляторов,
поставленных один на другой, а именно из изоляторов:
1) КО-1Ю-1250У1 и ОНСУ-40-1000 для КЗ-110У-У1, КЗ-150У1;
2) ИОС-1Ю-600У1 и КО-110-1250У1 для КЗ-150У-У1 и КЗ-220У1.
236
Рис. 4-23. Короткозамыкателм на 35—220 кВ
/ — контактный вывод; 2 — опорный изолятор; 3 — вывод для присоединения шины
заземления; 4 — заземляющий нож; 5 — трансформатор тока типа ТШЛ-0,5; б — привод
ПРК-1У1
Тип коротко- замыкателя Размеры
Н, мм L, мм «а. ...* О1. -.с R, мм Rt, мм
КРН-35У1 610 920 60 126 320 65
КЗ-НОУ 1 1370 1250 74 126 900 85
КЗ-НОУ-У1 1870 1330 48 135 900 65
КЗ-150У1 1870 1635 71 126 1300 85
КЗ-150У-У1 2470 1750 47 135 1300 65
КЗ-220У1 2470 1985 63 135 1720 85
237
4-5. ЗАЗЕМЛИТЕЛИ
Заземлители трехполюсные внутренней установки серии ЗР
(рис. 4-24) на номинальные напряжения 10, 24 и 35 кВ предназна-
чены для заземления отключенных участков экранированных то-
копроводов, а также для других целей. Заземлители имеют рубя-
щие контактные ножи корытообразного сечения и управляются
одним червячным приводом типа ПЧ-50УЗ на три полюса.
При температурах окружающей среды 0ср в токопроводе до-
пустимы следующие длительные токи /доп:
frCn, °C, не более 25 40 70
Люш А .... . 3240 2580 530
Температура воздушной среды в токопроводе не должна пре-
вышать 90 СС. Заземлители серии ЗР могут устанавливаться на
вертикальных и горизонтальных токопровода-х таким образом,
чтобы вялы трех полюсов были расположены параллельно друг
ДРУГУ (Рис- 4'24) или по одной линии, образуя один длинный вал.
Электродинамическая и термическая стойкость одна и та же
для всех заземлителей этой серии, а именно /п = 235 кА, а /т -
= 90 кА при длительности тока 1 с.
Заземлители однополюсные наружной установки серии ЗОН
(рис. 4-25) на номинальное напряжение ПО кВ предназначены
для заземления нейтралей силовых трансформаторов, имеющих
в нейтрали трансформатор тока для защиты от замыканий на
землю (вариант I) илн не имеющих защиты от замыканий на землю
(вариант II). Каждый из вариантов имеет два исполнения подлине
пути утечки изоляционной колонки: категории А (тип ЗОН-11 ОМ)
и категории Б (тип ЗОН-110У) по ГОСТ 9920—75.
Заземлители рассчитаны на длительный ток 400 А, /д =
= 16 кА, /т == 6,3 кА в течение 3 с, допустимое тяжение подво-
дящего провода до 780 Н и работу при толщине корки льда 20 мм.
Заземлители управляются ручным приводом типа ПРН-11У1,
снабженным контактами ВЦ типа КСА на число цепей от 4 до 12.
В заземлителях с изоляцией категории А изоляционная ко-
лонка состоит из одного изолятора ИОС-1Ю-400У1, а в заземли-
телях с изоляцией категории Б изоляционная колонка состоит
из двух изоляторов: изолятора ОНСУ-40-Ю00 и поставленного
на него изолятора ИОС-110-4СЮУ1.
В конструкции заземлителей, выполненных по варианту I,
предусмотрен опорный изолятор 6 типа КО-10 и изоляционная
вставка 5 в тягу между приводом и заземлителем. В заземлите-
лях, выполненных по варианту II, изоляционной вставки 5 и
изолятора 6 нет. Аппарат ставится цоколем непосредственно иа
заземленную конструкцию.
Масса заземлителей равна ПО, 80, 152 и 122 кг соответст-
венно для ЗОН-ПОМ-1У1, ЗОН-1ЮМ-ПУ1, ЗОН-1ЮУ-1У1 и
ЗОН-110У-ПУ1.
238

Рис. 4-24. Заземлители
серии ЗР на 10, 24 и 35 кВ
1 — привод ПЧ-50УЗ; 5 —
ведущий рычаг привода: 3 —
серьга; 4 — тяга от привода
к первому полюсу; 5 — изо-
ляционная тяга; 6 — тяга
между первым и вторым по-
люсом; 7 — тяга между вто-
рым и третьим полюсом; 8 —
полюс заземлителя-, р — вал
к заземлителю; 10 — КВЦ
Тип зазем- лителя Размеры, мм Масса без привода, кг
1 h ^2 1S
ЗР-10УЗ 215 210 335 410 120
ЗР-24УЗ 345 245 465 535 136
ЗР-35УЗ 450 275 570 635 142
Рис. 4-25. Заземлители серии ЗОН-ПО
1 *•> неподвижный контакт; а — опорный изолятор; 3 — заземляющий нож; 4 — вал;
5 » изоляционная вставка; 6 изолятор КО-Ю; 7 — тяга от заземлителя к приводу;
8 — привод ПРН-11У1
240
Рис. 4-26. Заземлитель серии ЗР на 330—750 кВ
* — привод ПРН-J; 2 — вал; 3 — заземляющий нож; 4 — неподвижный контакт зазем-
лителя; 5 — экран; 6 — неподвижный контакт подвесного разъединителя; 7 — фермен-
ный опорный изолятор; 8 — тяга от ножа к рычагу привода; 9 — ведущий рычаг привода;
10 — кронштейн; 11 — пружинный механизм для компенсации момента, создавае-
мого массой ножа
241
Заземлители наружной установки серии ЗР (рис. 4-26) на 330,
500 и 750 кВ предназначены для заземления неподвижных кон-
тактов подвесных разъединителей, устанавливаемых на шинных
опорах (вариант 1) или на трансформаторах тока (вариант 2).
Варианты 1 и 2 отличаются присоединительными размерами непо-
движного контакта.
Заземлители унифицированы с рубящими заземляющими но-
жами опорных разъединителей 330—750 кВ, выпускаются в уни-
версальном климатическом исполнении УХЛ1 н комплектуются
ручными приводами ПРН-1У1 или ПР-1ХЛ1 в зависимости от
заказа. Заземлители рассчитаны на токи /д = 160 кА, /т — 63 кА
в течение 1 с и работу при толщине корки льда до 20 мм.
4-6. РУЧНЫЕ ПРИВОДЫ К РАЗЪЕДИНИТЕЛЯМ
Ручные приводы для управления Рд выпускаются двух типов:
рычажные и червячные.
Рычажные приводы внутренней установки должны изготавли-
ваться с рукояткой длиной 200, 250, 350 и 425 мм, а для наружных
установок длина рукоятки не регламентируется и может быть
увеличена за счет трубчатого удлинителя. Статическое усилие
на рукоятке привода не должно превышать 245 Н, за исключением
момента трогания механизма, входа ножа в разъемный контакт
Рис. 4-27. Привод ручной рычажный типа ПР-2
1 =— рычаг; 2 — сектор; 8 — задний подшипник; 4 — передний подшипник; 5 — рукоят-
ка; 6 — тяга; 7 — фиксатор
242
кэ
w
1 — рукоятка; 2 — медальон; 3 — червяк; 4 — блок-замок типа 313-1; 5 — указатель
положения Рд; 6 выходной вал; 7 — колесо червячное; 8 корпус
145
Рис. 4-29. Привод ручной рычажный типа ПРН-ПОМ
1 — вал; 2 — корпус; 3 — кожух контактов ВЦ; 4 — рукоятка; 5 — защелка
Включенное
положение
привода
и выхода из него, когда допускается оперирование толчком (толч-
ками).
Для управления трехполюсными разъединителями внутрен-
ней установки применяются ручные приводы типа ПР-2 (рис. 4-27)
для Рд на 10 кВ, до 1000 А и типа ПР-З для Рд на 20—35 кВ.
Привод ПР-3 применяется и для управления заземляющими но-
жами Рд на 10 кВ, 2500—4000 А. Отличие ПР-3 от ПР-2 заклю-
чается в более длинной рукоятке (425 мм против 250 мм).
Приводы изготавливаются для присоединения тягн от разъ-
единителя либо непосредственно к рукоятке привода с лицевой
стороны, либо к выходному рычагу заднего подшипника. Выход-
ной рычаг допускает регулировку по углу, для чего в секторе
просверлен ряд отверстий. Кинематический радиус рычага выби-
рается путем сверления отверстия в теле рычага. Приводы имеют
встроенный фиксатор, на месте которого может быть установлен
блок-замок.
Червячные приводы типа ПЧ-50УЗ (рис. 4-28) применяются
для управления разъединителями внутренней установки на 10—
20 кВ и номинальные токи 2500—4000 А, а также заземлителями
серии ЗР на 10—35 кВ.
244
Рис. 4-30, Привод ручной рычажный типа ПРН-220М
— вал; 2 — кожух; 3 — корпус; 4 — рукоятка; 5 — фасонный рычаг механической
блокировки; 6 — КВЦ; 7 — блок-замок типа ЗБ-1
Основной элемент привода — червячная пара, обеспечива-
ющая за двадцать оборотов рукоятки поворот выходного рычага
на 180°. Выходной рычаг может быть установлен справа нли слева
от привода. На приводе предусмотрены упоры крайних положений,
Указатель включенного и отключенного положения, электромаг-
нитный блок-замок- и запирание в крайних положениях висячим
замком.
Приводы разъединителей наружной установки должны быть
Рассчитаны на эксплуатацию в условиях дождя, снега, гололеда;
поэтому они снабжаются кожухами для защиты механизмов, кон-
245
тактов КВЦ и других электрических устройств, кабельными во-
ронками или муфтами. Кожухи могут быть съемными или могут
снабжаться крышками и лючками для доступа к элементам опе-
рирования и к местам обслуживания. Кожухи и крышки могут
иметь уплотнения, необходимые для обеспечения пыле- и брызго-
защищенности. Для предотвращения росы в условиях резкого
перепада температуры атмосферного воздуха и поддержания до-
пустимого режима влажности внутри шкафов и кожухов могут
устанавливаться подогревающие устройства.
Для разъединители 35 кВ и выше с углом поворота вала 90°
применяется привод ПРИ-НОМ (рис. 4-29). Прн наличии зазем-
ляющих ножей используется привод ПРН-220М (рис. 4-30), пред-
ставляющий собой элементы трех приводов ПРН-ПОМ, собран-
ные в один агрегат.
Рукоятки приводов снабжены подпружиненными фиксато-
рами — защелками, которые могут запираться висячим замком.
Рукоятки рассчитаны на использование трубчатого удлинителя
0,7—1,5 м. Валы контактов ВЦ жестко соединены с соответству-
ющими валами ножей разъединителя. КВЦ имеют 12 цепей для
главного ножа разъединителя и 4 цепи для заземляющих ножей.
В кожухе привода ПРН-220М предусмотрены блок-замкн типа
ЗБ-1. Привод ПРН-ПОМ может снабжаться блгж-замком, уста-
навливаемым на дополнительном кронштейне.
4-7. ЭЛЕКТРОДВЙГАТЕЛЬНЫЕ ПРИВОДЫ РАЗЪЕДИНИТЕЛЕЙ
Электродвигатель ные приводы для разъединителей изготов-
ляются на номинальные напряжения 220 и 380 В переменного
тока. При этом номинальные напряжения электродвигателя и
цепи управления могут отличаться друг от друга как численно,
так и по роду тока. Работа этих приводов должна обеспечиваться
при изменении напряжения иа их зажимах во время операции
в пределах от 85 до НО % номинального напряжения.
Приводы ПДН-1У1 и ПД-1ХЛ1 (рис. 4-31) применяются
для дистанционного управления Рд наружной установки на
ПО—750 кВ. Все элементы этих приводов расположены внутри
металлического шкафа.
Основными элементами привода являются: электродвигатель,
редуктор и механизм переключения контактов вспомогательных
цепей. Привод обеспечивает реверсивный поворот выходного вала
на 90, 180 и 270° и ручное оперирование с помощью рукоятки,
блокируемой электроблок-замком. Привод может иметь до двух
валов для оперирования заземляющими ножами разъединителя,
при этом предусматривается встроенная механическая блоки-
ровка. Валы заземляющих ножей имеют также замки электро-
блокировки.
Принципиальная электрическая схема привода представлена
на рис. 4-32 и включает в себя помимо упомянутых элементов
246
Рис. 4-31. Привод электродвигательный типа ПДН-1У1
1 — рукоятка ручного оперирования валом главных ножей; 2 — электродвигатель с ре-
дуктором; 3 — муфта выходного вала главных ножей; 4 — муфта выходного вала за-
аемляющих ножей; 5—шкаф
~МОВ
Рис. 4-32. Принципиальная электрическая схема привода ПДН-1У1
247
блок управления
Рис. 4-33. Привод электродвигательный типа ПД-2У1
реверсивный сдвоенный магнитный пускатель ПМ со встроенным
тепловым реле ТР, блокировочное реле РБ, универсальный пере-
ключатель (ключ управления) У/7, реле дистанционного вклю-
чения РВ и отключения РО и контакты вспомогательных цепей,
связанные с валами главных и заземляющих ножей. Питание
блок-замков на валах заземляющих ножей осуществляется таким
образом, что параллельно с механической блокировкой главных
и заземляющих ножей обеспечивается также их электрическая
блокировка. В приводе предусмотрено подогревающее устройство.
Момент, развиваемый приводом, составляет 780 Н-м, масса
295 кг.
Привод ПД-2У1 (рис. 4-33) применяется для управления под-
весными разъединителями, имеющими тросовую систему управ-
ления. Привод обеспечивает выбирание троса путем наматывания
его на барабан при отключении и отдает трос с барабана при об-
ратном ходе на включение.
Привод состоит из исполнительного блока, устанавливаемого
возле стойки портала, и блока управления, соединенных кабелем.
Основными узлами исполнительного блока являются трехфаз-
иым асинхронный электродвигатель мощностью 4 кВт, колодоч-
ный тормоз типа ТКГ-200, червячный редуктор типа 4-100, ци
линдрический редуктор типа РЦД-400, командоаппарат типа
КА-4188-4, клеммные сборки. Все элементы исполнительного
блока закреплены на раме и закрыты кожухом со съемной крышкой
На передней стенке устанавливается рукоятка и предусмотрен
блок-замок ручного оперирования.
248
Рис. 4-34. Исполнительный блок электродвигательного привода ПД-ЗУ1
Блок управления выполнен в виде шкафа, в котором разме-
щеиа аппаратура управления электродвигателем и его защиты,
электрической блокировки и сигнализации.
Привод ПД-2У1 рассчитан на грузоподъемность 24 500 Н
и максимальный момент на валу 8000 Н-м. Частота вращения
выходного вала от 5,25 до 16 об/мин. Масса привода 880 кг.
Электрическая схема привода сходна со схемой привода
ПДН-1У1 и предусматривает подключение электродвигателя ги-
дротолкателя тормоза параллельно главному двигателю.
Привод ПД-ЗУ1 применяется для управления телескопиче-
ским разъединителем РТЗ-1150/4000У1. Привод имеет вертикаль-
ный вал, обеспечивающий несколько оборотов за одну операцию,
и состоит из исполнительного блока (рис. 4-34), рассчитанного на
потолочное крепление к кронштейну рамы разъединителя, и
блока управления, соединяемого с исполнительным блоком по-
средством кабеля.
Исполнительный блок имеет 4 варианта по передаточному
отношению и обеспечивает максимальный допустимый момент
на валу 1080, 1570, 1960 и 2450 Н-м. Угол поворота выходного
вала регулируется в пределах от 0,6 до 10,5 оборота. Предусмо-
трено ручное оперирование.
Блок управления заимствован от привода ПД-2У1. Электри-
ческая схема привода аналогична схеме ПДН-1У1. Масса привода
350 кг.
249
Рис. 4-35. Привод электродвигательный типа ПДВ-1УЗ
Привод ПДВ-1УЗ (рис. 4-35) применяется для дистанционного
управления разъединителями внутренней установки. Он тоже
состоит из двух блоков: исполнительного и блока управления.
Привод предусматривает возможность ручного оперирования.
Поворот выходного вала привода составляет 180°. Максимальный
момент на валу 1220 Н-м. Время одной операции 20 с. Масса
привода 138 кг.
4-8. ПНЕВМАТИЧЕСКИЕ ПРИВОДЫ К РАЗЪЕДИНИТЕЛЯМ
Пневматический привод типа ПВ-20У2 предназначается для
управления Рд внутренней установки на 35—110 кВ. При наруж-
ной установке этих Рд привод помещают под навес. Номинальное
давление в магистрали к приводу 2 МПа. Расход воздуха на одну
операцию 60 дм3 (приведен к атмосферному давлению). Реверсив-
ный поворот выходного вала привода 180°, а максимальный мо-
мент на нем 390 Н-м. Масса привода 125 кг.
Привод состоит из исполнительного блока БИ (собственно
привод) и блока управления 5У (рис. 4-36). Блоки исполнитель-
250
Рис. 4-36. Пневматический привод типа ПВ-20У2
Рис. 4-37. Пневматическая схема управления приводом ПВ-20У2
251
ный и управления соединяются между собой трубками Tl, Т2,
ТЗ и Т4 из нержавеющей стали. Фильтр Ф (рис. 4-37) обеспечи-
вает очистку сжатого воздуха, поступающего в БИ из магист-
рали М. Время срабатывания Рд регулируется дросселями Д1
и Д2. Блок управления выполнен в виде шкафа, в котором уста-
новлены: блокировочное реле, подогреватель, электромагниты
управления, КВЦ, пусковые клапаны и небольшой пневмопривод
двухстороннего действия для переключения КВЦ.
Исполнительный блок представляет собой пару соосных пнев-
моцилиндров, в которых перемещается поршень. Поступательное
движение поршня посредством зубчатой рейки (ЗР) и зубчатого
колеса (ЗК) преобразуется во вращательное движение вала при-
вода.
Основными элементами пневмоэлектрической схемы на
рис. 4-37 являются кнопки включения КВ и отключения КО,
электромагниты включения ЭВ и отключения 30, пусковые
клапаны КПД КП2> фильтр Ф, присоединенный к магистрали М,
дроссели Д/, Д2, поршни П1 исполнительного блока, трубки Т/,
Т2, ТЗ и Т4, поршень П2 привода контактов ВЦ. Прн дистан-
ционном управлении напряжение на обмотку электромагнита ЭО
подается от реле через контакты /, 2. а на обмотку электрома-
гнита ЭВ — через контакты 5, 4.
4-9. ПОЛУАВТОМАТИЧЕСКИЕ ПРИВОДЫ ОТДЕЛИТЕЛЕЙ
И КОРОТКОЗАМЫКАТЕЛЕЙ
Приводы ПРО-1 У1, применяемые для оперирования отдели-
телями, и приводы ПРК-1У1, применяемые'для оперирования
короткозамыкателями, предназначены для отключения отделителя
и включения короткозамыкателя автоматически от средств за-
щиты дистанционно или с места установки, а также для включения
отделителя и отключения короткозамыкателя вручную. При этом
автоматическое отключение отделителя (включение короткоза-
мыкателя) происходит за счет энергии, запасенной во время руч-
ного оперирования самим аппаратом при заводе его пружин.
Приводы ПРО-1 У1 и ПРК-1У1 применяются для оперирова-
ния отделителями и короткозамыкателями, момент на валу кото-
рых не превышает 735 Н-м, а угол поворота вала не превосходит
150°. Максимальное усилие на рукоятке провода при включении
отделителя и отключении короткозамыкателя не превышает 245 Н.
Собственное время срабатывания при автоматическом оперирова-
нии не превосходит 0,05 с. Для ручного включения отделителя
(отключения короткозамыкателя) необходимо сделать 35—38 обо-
ротов рукояткой, на что затрачивается 50—60 с. Конструктивно
оба привода выполнены одинаково, за исключением релейной
части.
В привод типа ПРК-1У1 встраиваются оперативный электро-
магнит включения и три реле максимального тока мгновенного
действия типа РТА! для защиты от перегрузок н токов к. з.
252
В привод ПРО-1У1 встраивается один оперативный электро-
магнит отключения, питаемый от независимого источника напря-
жения, и один электромагнит отключения от защиты, питаемый
от батареи конденсаторов типа БК-401, емкость которой 40 мкФ,
а напряжение 400 В. Последний электромагнит предназначен
для отключения отделителя во время паузы тока, т. е. в про-
межутке времени между отключением выключателя на питающем
конце линии и его повторным включением.
Общий вид и габаритные размеры приводов даны на устано-
вочных чертежах отделителей и короткозамыкателей (см.
рис. 4-22 и 4-23). Масса привода 80 кг.
Использованная литература [16, 17, 19, 20, 21, 25, 26, 151,
152, 169].
ГЛАВА ПЯТАЯ
ВЫКЛЮЧАТЕЛИ
5-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ О ВЫКЛЮЧАТЕЛЯХ
Назначение. Выключатели высокого напряжения (Вк) пред-
назначены для оперативной и аварийной коммутации в энерго-
системах, для выполнения операций включения и отключения
отдельных цепей при ручном или автоматическом управлении.
Во включенном положении Вк должны пропускать токи нагрузки.
Характер режима работы выключателей несколько необычен:
нормальным для них считается как включенное положение, когда
по ним проходит ток нагрузки, так и отключенное, при котором
они обеспечивают необходимую электрическую изоляцию между
разомкнутыми участками цепи. Коммутация цепи, осуществляе-
мая при переключении Вк из одного положения в другое, про-
изводится нерегулярно, время от времени, а выполнение специфи-
ческих требований по включению цепи прн имеющемся в ней
к. з. либо по отключению к. з. вообще чрезвычайно редко. Вы-
ключатели должны надежно выполнять свои функции, находясь
в любом из указанных положений, и одновременно быть всегда
готовыми к мгновенному выполнению любых коммутационных
операций, часто после длительного пребывания в неподвижном
состоянии. Наиболее тяжелым режимом для Вк является режим
отключения тока к. з.
Общие требования к конструкции и характеристикам Вк
устанавливаются стандартами: ГОСТ 687—78 «Выключатели пе-
ременного тока на напряжение свыше 1000 В. Общие технические
условия»; ГОСТ 18397—73 «Выключатели переменного тока на
номинальные напряжения 6—220 кВ для частных коммутацион-
ных напряжений. Общие технические условия»; ГОСТ 12450—82
253
«Выключатели переменного тока высокого напряжения. Отклю-
чение ненагруженных воздушных линий».
Нормированное переходное восстанавливающееся напряжение
(ПВН) при коротком замыкании на выводах выключателя. При
отключении к. з. любого вида на контактах выключателя после
погасания дуги восстанавливается переходное напряжение, обус-
ловленное собственными параметрами сети в месте установки
выключателя. Форма волны ПВН зависит от конфигурации цепи.
В сетях с напряжением ниже 100 кВ при относительно неболь-
ших токах к. з. ПВН приближается к затухающим колебаниям
одной частоты. В этом случае ПВН может быть задано либо ча-
стотой восстанавливающегося напряжения и его амплитудой,
либо огибающей, состоящей из двух отрезков прямой, определяе-
мых двумя параметрами (рис. 5-1), а именно Uc и ts.
В системах с напряжением свыше 100 кВ при больших токах
к. з. ПВН содержит начальный участок с высокой скоростью
нарастания, за которым следует участок меньшей скорости. Этот
тип волны достаточно хорошо изображается огибающей из трех
прямолинейных отрезков, определяемой методом четырех пара-
метров (рис. 5-2): Ur, Uc, it и t2.
На рнс. 5-1 и 5-2 изображена линия запаздывания 2, учиты-
вающая емкость иа стороне питания выключателя, уменьша-
ющую скорость нарастания ПВН в первые микросекунды. Линия
запаздывания начинается на оси времени с номинальным запазды-
ванием td, проходит параллельно первому отрезку условной
граничной лннни ПВН 1 и заканчивается при напряжении U'.
Выключатель должен отключать ток в любой цепи, для которой
линия ПВН 3 один раз пересекает линию запаздывания.
В табл. 5-1 н 5-2 приведены принятые ГОСТ 687—78 норми-
рованные характеристики ПВН для выключателей напряжением
до 35 кВ (огибающая определяется по двумя параметрам, см.
рис. 5-1) и ПО кВ и выше (по четырем параметрам, см. рнс. 5-2).
Таблица 5-1. Нормированные характеристики ПВН
при номинальных напряжениях до 35 кВ (ГОСТ 687—78)
^ном- кВ Ток отключения, % /о ном
100 60 30
Ьс. кВ *3’ мкс s = = ^с/^З’ кВ/мкс "с- кВ . и со а — г S = = Ус/*8’ кВ/мкс кВ #В’ мкс s = = кВ/мкс
6 12,4 35 0,35 13,2 15 0,88 13,2 7,5 1,75
10 20,6 50 0,41 22,2 21,5 1,03 22,2 10,7 2,05
15 30 60 0,50 32 25,7 1,25 32 12,8 2,5
20 41 75 0,55 44 32,2 1,36 44 16,1 2,75
35 69,6 100 0,70 74,4 42,5 1,75 74,4 21,2 3,5
254
Рис. 5-1. Нормированные характеристики ПВН, определяемые двумя парамет-
рами (Uc и ts)
1 — нормированная граничная линия; 2 — нормированная линия запаздывания ПВН (па-
раллельна граничной линки); £/„ — КаК„ JU„ — см- подпись к рис. 5-2;
Ъ О. II. L И- р V *4 а
«п.г =Ь5; "’ = "с/3: /rf-0.15/Jleo
^0. HOM’ % 100 60 30 ^H0M> 6 10 15 20 35
4 ^3100 у hi 10C з t 14 *3100 (S10o, MKC 35 50 60 75 100
Рис. 5-2. Нормированные характеристики ПВН, определяемые четырьмя
параметрами ((7г, (7С, 4 и t2)
Ut = *п.г/2/3 /7Н. р; Кп.г= 1,3; Uc = Ka£/i; IT = 0,5(7f
HON> % 100 60 30
Ka • 1,4 1,5 1,5
мкс 2 4 8
4 • 4,100 0»54,ioo 0,2/2,200
4 34’ICO 1,5^1,100 0,5/i,ioo
Номинальный ток отключения * /о 1IOM> кА Значения параметра , мкс, при С/ном, кВ равном
110 150 220 330 500 750
До 31,5 112 152 223 320 348 492
40 96 130 191 257 310 417
50 89 122 168 214 265 334
63 и более 79 107 149 192 232 310
* Для промежуточных значений /о ном параметр 4,100 определяется линейной интерполяцией.
255
Таблица 5-2. Нормированные характеристики ПВН (со стороны сети)
при номинальных напряжениях ПО кВ и выше (ГОСТ 687—78)
^ном> кВ О. НОМ' КА Уд. кВ Ток отключения, % /0 ном
100 60 30
6, мкс "е> кВ мкс S = = У1/7,. кВ/мкс 6, МКС кВ G, мкс S - — кВ/мкс 6, мкс ис- кВ мкс S = = VtHu кВ/мкс
ПО Не более 31,5 40 50 Не менее 63 134 112 96 89 79 187 336 288 267 237 1,2 1,4 1,5 1,7 56 48 44 39 200 168 144 132 117 2,4 2,8 3,0 3,4 22 19 18 16 200 66 57 54 48 6,0 7,0 7,5 8,5
J50 Не более 31,5 40 50 Не менее 63 183 152 131 122 108 256 456 393 366 324 1,2 1,4 1,5 1,7 76 65 61 54 274 228 195 183 162 2,4 2,8 3,0 3,4 30 26 24 22 274 90 78 72 66 6,0 7,0 7,5 8,5
220 Не более 31,5 40 50 Не менее 63 267 222' 191 167 148 374 666 573 501 444 1,2 1,4 1,6 1,8 111 95 83 74 400 333 285 249 222 2,4 2,8 3,2 3,6 44- 38 33 30 400 132 114 99 90 6,0 7,0 8,0 9,0
330 Не более 31,5 40 50 Не менее 63 385 321 257 214 192 540 963 771 642 576 1,2 1,5 1,8 2,0 160 128 107 96 580 480 384 321 288 2,4 3,0 3,6 4,0 64 51 43 38 580 192 153 329 114 6,0 7,5 9,0 10,0
500 Не более 31,5 40 50 Не менее 63 557 348 309 265 232 780 1044 927 795 696 1,6 1,8 2,1 2,4 174 155 133 116 835 522 465 399 348 3,2 3,6 4,2 4,8 70 62 53 46 835 210 186 159 138 8,0 9,0 10,5 12,0
750 ! Не более 31,5 40 50 Не менее 63 835 491 418 334 309 1170 1473 1254 1002 927 1,7 2,0 2,5 2,7 246 209 167 155 1250 738 627 501 465 3,4 4,0 5,0 5.4 98 84 70 62 1250 294 250 210 186 8,5 10,0 12,0 13,5
Примечание. Для получения характеристик ПВН со стороны источника при испытаниях в режиме неудаленных к, з. параметры Ux, Uc, tx и ts уменьшают в 1,3 раза.
Рис, 5-3. Нормированные харак-
теристики НПВН
1 — начальная часть условной гра-
ничной линии НПВН; 2 — началь-
ная часть условной граничной ли-
нии ПБН; 3 — испытательная кри-
вая ПВН; 4 — линия запаздывания
ПВН
По проекту нового
ГОСТ на выключатели вы-
сокого напряжения, вы-
пускаемого вместо ГОСТ
687—78, в параметры ПВН
внесены изменения. Нор-
мированные характери-
стики ПВН для Вк с номинальным напряжением до 35 кВ
(огибающая линия определяется двумя параметрами, см. рис. 5-1)
и ПО кВ и выше (четырьмя параметрами, см. рис. 5-2) приведены
в табл. 5-3 и 5-4.
Для выключателей на Пном ПО кВ при /о.Ном 25 кА, за
исключением Вк, встраиваемых в КРУ, начальная часть условной
граничной линии ПВН должна быть заменена начальной частью
условной граничной линии ПВН (НПВН) в соответствии
с рис. 5-3 для учета начального процесса колебаний малой ампли-
туды, вызванного отражениями волны напряжения от первого
места нарушения однородности токопровода. Значение Нг- =
— №отк, где /отк —ток отключения, кА, а и время tt выби-
раются для заданного (/„. р:
^н. р>
ti, мкм
ft, кВ/кА . .
126 172 252 362 525
0,4 0,5 0,6 0,8 1,0
0,046 0,058 0,069 0,092 0,115
Характеристики собственного ПВН при неудаленном к. з.
принимаются согласно табл. 5-4 для тока, равного 100 % /о ном,
Таблица 5-3. Нормированные характеристики ПВН
при наибольших рабочих напряжениях до 40,5 кВ
кВ Ток отключения, % /0 ном
too 60 30
"с- кВ *з’ мкс кВ/мкс Ьса И *3» МКС S = ^сАз’ кВ/мкс "с- кВ *3’ мкс s = ие/‘у кВ/мкс
7,2 12 34 0,35 13 15 0,88 13 7,5 1.75
12 20 50 0,40 22 22 1,00 22 11 2,00
17,5 30 60 0,50 32 26 1,25 32 13 2,5
24 41 75 0,55 44 32 1,36 44 16 2,75
40,5 69,4 99 0,70 74,4 42 1,75 74,4 21 3,5
9 П/р В. В. Афанасьева
257
Таблица 5-4. Нормированные характеристики ПВН
р» кВ Ток отключения,
100
CQ М р. X IS и 3 £ II й ** <Й ’Г II о а О £ со II S = t/t/Щ к В/мкс и м 0. ж to 1* II 2" to II Щ мкс
126 172 252 362 525 787 134 183 268 384 557 834 67 92 134 192 279 334 187 256 374 538 780 1167 201 276 402 576 837 1002 2,0 2,0 2,0 2,0 2.0 2,5 134 183 268 384 557 834 45 61 89 109 138 167
td — 2 мкс; U' — = 4 мкс;
* Для Вк на £7Н> р = 1264-252 кВ при токе отключения, равном 30 % /0 иом,
Примечания: 1. Для Вк на Г7н_р ~ 1264-252 кВ и /о. 110М 25 кА
менением /]J0() и f2.ion по ГОСТ 687—78.
2. При /о. пом >50 кА может оказаться более экономичным применять Вк,
с делением значении I7j, юо, Zj, юо, юц и юо на 1,3. Харак-
теристики НПВН выбираются по табл. 5-4. Нормированные
характеристики линии: волновое сопротивление zB = 450 Ом;
коэффициент пика к. з. линии Кп = 1»6; время запаздывания td
равно 0,2 мкс для Вк на ПО и 150 кВ и 0,5 мкс для Вк на 220 кВ
и выше.
В отдельных точках энергосистем реальные ПВН как по
скорости нарастания напряжения, так и по уровню значительно
превосходят нормируемые для выключателей общего применения.
Такие случаи возможны, в частности, когда В к прямо присоеди-
нены к трансформаторам, дающим ток, превышающий 30 %
номинального тока отключения; когда отсутствует заметная до-
полнительная емкость между выключателем и трансформатором;
когда распределение энергии сверхмощных станций осуществ-
ляется при небольшом числе отходящих линий или когда Вк
устанавливаются в цепях мощных генераторов или шунтирующих
конденсаторных и реакторных установок.
Экономически невыгодно предъявлять повышенные требования
по ПВН ко всем выключателям. Поэтому для указанных случаев
разрабатываются выключатели, рассчитанные на сверхжесткие
условия в отношении ПВН.
258
при наибольших рабочих напряжениях от 126 кВ и более
% ном
Р 60 30
1 Ue ~ 1,51/р кВ О S II S » IZt/fj, кВ/мкс SC £. я to IS X II 2- to и ti, мкс « ш II О to О Л ю II Ы о К Я, Й к to II <0
200 274 400 576 836 1251 202 274 400 490 622 751 3,0 3,0 3,0 3,5 4,0 5,0 154 * 208 * 300* 384 557 834 27 33 43 46 56 66 232 312 450 576 836 1251 202 246 332 345 420 495 5,8 6,2 7,0 8,3 10,0 12,6
U* » 0,5£/j ta~ 8 мкс; V — 0,56/,
принимается Кп, г — 1,5 (вместо 1,3).
допускается по согласованию с заказчиком принимать Sieo = 1,5 кВ/мкос из-
рассчнтаиные на менее жесткие параметры собственного ПВН,
При токах отключения, меньших номинального, предписы-
ваются повышенные скорости нарастания ПВН. Повышение ско-
рости при отключении тока, равного примерно 30 % номиналь-
ного, для выключателей от 35 кВ и выше бывает вызвано специ-
фическими условиями, возникающими прн к. з, за мощными
тра исфор маторами.
Номинальные характеристики для неудаленных к. з. принято
рассматривать только при однофазных замыканиях на землю
в системах с эффективно заземленной нейтралью. Режимы не-
удаленных к. з. нормируются в СССР для выключателей начиная
со 110 кВ и выше, а в МЭК — с 52 кВ.
Под действием фазного напряжения £/$ = £/н. р/у^З в цепи,
содержащей последовательно соединенные реактивные сопротив-
ления источника и линии, протекает ток Ц. После отключения
тока напряжение относительно земли на линейном выводе выклю-
чателя Б будет Uo == Z2t/z (см. рис. 2-15). Это напряжение
обращается в нуль после прохождения вдоль отрезка линии между
выключателем и местом к. з. серии волн и отражения их от конца
этого отрезка. Эти волны образуют переходное напряжение на
стороне линии в форме затухающих пилообразных колебаний.
На практике эти колебания несколько сглаживаются за счет
9* 259
емкостей, сосредоточенных на выводах выключателя, однако
расчеты ведутся без учета этих искажений.
В момент отключения выключателя напряжение на его пита-
ющем выводе А равно 1/0; затем оно будет возрастать до наиболь-
шего значения UM, зависящего от характеристик ПВН на стороне
питания, а после окончания переходного процесса станет рав-
ным t/ф. м ~ 7/2/ЗUH. р. Результирующее ПВН на выводах
выключателя определится как векторная разность U„ — U<.
Отношение напряжения в момент отключения к возвраща-
ющемуся напряжению зависит только от тока линии /г, т. е.
Ц/£/ф.м = 1 — ЛМэ-ном где /г—ток отключения при неуда-
ленном к. з. Поскольку режимы неудаленного к. з, принято нор-
мировать для трех определенных значений /(), а именно 0,9; 0,75
н 0,6/о.йом, вышеприведенное отношение примет следующие
значения:
Whom........... 0,9 0,75 0,60
ис/Уф.м........ 0,10 0,25 0,40
Скорость нарастания напряжения на стороне линии является
одним из основных параметров неудаленного к. з. После отклю-
чения линии, имеющей распределенные параметры, колебания
напряжения обусловливаются волновым сопротивлением zB, за-
висящим, в свою очередь, от конструкции линии, определяющей
ее удельную емкость и индуктивность (вид расщепления проводов,
высота подвески, диаметр проводов и т. п.). Мгновенное значе-
ние напряжения на линии будет
Иц = 2^0 2jg// 7/ 2 sin (2лДо J).
При 1 = 0 СВН (кВ/с)
dut/dl = 7/2 = SIh (5-1)
где 8 = 27/2пДюмгв — коэффициент скорости нарастания ПВН
на линии, кВ.'(кА-с); fH0M — номинальная частота, 1/с; 1г —
действующее значение тока отключения прн неудаленном к. з., кА.
В настоящее время независимо от числа проводников в фазе
принято при расчете такого к. з. при всех напряжениях прини-
мать zB = 450 Ом. Тогда при fli0M = 50 Гц коэффициент 8 =
= 0,2 кВ/(кА-с).
Длина линии (км), соответствующая данному неудаленному
к. з., будет
/ 17.1(Юф. М(1 - /г//о. ном)/Ыноы/г). (5-2)
При неудаленных к. з. скорость восстановления напряжения
на контактах Вк со стороны линии пропорциональна току отклю-
чения и может достигать больших значений. Например, по фор-
муле (5-1) можно убедиться, что при токе отключения 30 кА эта
СВН составит 6 кВ/мкс, т. е. в шесть раз превысит СВН со сто-
роны шин (см. табл. 5-2).
260
Таблица 5-5. Номинальные токи отключения незагруженной лини»
Номи налъное напря- жение, кВ мэк СССР 72,5 100 123 ПО 145 170 150 245 220 300 362 330 420 525 500
Номи- нальный ток от- ключения ненагру- женной линии, А мэк СССР 10 2 31,5 31,5 50 63 63 125 125 200 315 315 400 500 500
Номинальный ток отключения ненагруженной линии -— это
ее максимальный ток, который выключатель должен отключать
при его номинальном напряжении. Значения этого тока, принятые
в СССР и рекомендуемые МЭК, приведены в табл. 5-5. Для одно-
родных воздушных линий при частоте 50 Гц токи отключения,
приведенные в табл. 5-5, соответствуют длине линии (в кило-
метрах), численно равной примерно 1,21/ном (по МЭК) или 1,2L'K. р
(в СССР).
Коммутационная износостойкость характеризуется суммарным
числом циклов «включение—отключение» при токе к. з. и при
нагрузочных токах, которое допускает выключатель без осмотра
и ремонта дугогасительного устройства. Она должна составлять:
а) при токах к. з. в диапазоне свыше 60 % до 100 % ном для
выключателей, предназначенных для АПВ, не менее числа опе-
раций, указанного в табл. 5-6, а для выключателей, не предназна-
ченных для АПВ, не менее 5 операций;
Таблица 5-6. Коммутационная износостойкость
Выключатели Наименьшее число операций при токе в диапазоне свыше 60 % до 100 % /о. ном при значениях /Ов JlOM, кА
До 20 25 и 31,5 40 50 63 и более
Масляные 10 7 6 6 6
Газовые 16 12 10 6 6
Примечание: коммутационная износостойкость при токах в диа-
пазоне свыше 60 % до 100 % 7Ов ном для электромагнитных и автогазовых
выключателей должна устанавливаться в стандартах или ТУ на отдельные
типы выключателей
261
Таблица 5-7. Коммутационная износостойкость
Выключатели Класс напря- жения, кВ Отклю- чение номи- нального тока ^ном Отклю- чение тока 3^ном Отключе- ние нена- груженных трансфор- маторов Отклю- чение без тока
Для частых коммутаций 6 2500 — 6 000 20 000
10 2500 — 6 000 20 000
35 1600 — 4 000 10 000
ПО 600 — 2 000 5 000
150 500 2 000 5 000
220 500 — 2 000 5 000
Для коммутации элек- 6 2500 200 10 000 100 000
трогермйческих уста- 10 2500 200 10 000 100 000
новок 35 1500 200 6 000 60 000
НО 600 80 3000 20 000
150 500 80 2 000 20 000
220 500 80 2 000 20 000
б) при токах к. з. в диапазоне от 30 % до 60 %/о.Ном не менее
числа операций, превышающего в 1,7 раза число операций, нор-
мированное в п. «а».
В эксплуатации весьма важно знать коммутационную износо-
стойкость при других значениях тока /доп. Для этого завод-
изготовитель должен давать кривые зависимости коммутационной
износостойкости, т. е. тока /доп, для суммарного числа циклов
«включение—отключение». Однако построение таких кривых тре-
бует нескольких сотен опытов.
Для выключателей, предназначенных для частых коммутаций
или для коммутации электротермических установок, нормируе-
мая коммутационная износостойкость приведена в табл. 5-7.
Механическая износостойкость, характеризуемая числом цик-
лов «включение—произвольная пауза—отключение» (В——О)
без тока, которое выключатели должны выдерживать без повреж-
дений, составляет:
а) для выключателей на номинальные напряжения 6, 10, 15,
20 н 35 кВ с номинальным током отключения не более, соответ-
ственно, 80; 50; 31,5; 25 и 12,5 кА — 2000 циклов;
б) для выключателей на номинальные напряжения до 35 кВ
с номинальными токами отключения, превышающими указанные
в п. «а», выключателей на 24 и 27 кВ, а также выключателей на
ПО кВ и больше — 1000 циклов.
Номинальные циклы операций, которые должны обеспечивать
выключатель. Включение (В). Под собственным временем вклю-
чения /в. с понимается интервал времени от момента подачи
команды на включение Вк до момента соприкосновения (замыкания)
контактов, замыкающих цепь тока в полюсе, включающемся
262
последним. Под моментом подачи команды на включение понимают
момент приложения к зажимам цепи управления напряжения,
равного номинальному. Для воздушных выключателей и выклю-
чателей других видов с пневматическими (пневмогидравличе-
скими) приводами время с принимается равным измеренному
при номинальном давлении воздуха.
Для Вк, имеющих шунтирующие резисторы двухстороннего
действия, различают время включения до момента соприкоснове-
ния (замыкания) дугогасительных контактов шунтирующей цепи
и то же — основных контактов.
Отключение (О). Под собственным временем отключения to_ с
понимается интервал времени от момента подачи команды на
отключение до момента прекращения соприкосновения (размы-
кания) дугогасительных контактов. Под моментом подачи команды
на отключение понимают:
а) для выключателей, отключаемых от постороннего вспомо-
гательного источника тока, — момент приложения напряжения
(начало протекания тока), равного номинальному;
б) для выключателей, отключаемых от встроенных в привод
максимальных расцепителей тока, — момент начала прохождения
тока через обмотки этих расцепителей, равного току срабатыва-
ния при установке механизма выдержки времени на нуль;
в) для выключателей, отключаемых от встроенных в привод
расцепителей минимального напряжения, — момент понижения
напряжения до значения, равного напряжению срабатывания
при установке механизма выдержки времени на нуль.
Для Вк, снабженных шунтирующими резисторами, разли-
чают время отключения до момента размыкания основных дуго-
гасительных контактов и то же — дугогасительпых контактов
шунтирующей цепи.
Время дуги выключателя — интервал времени между мо-
ментом появления дуги в полюсе, размыкающемся первым, и
моментом погасания дуги во всех полюсах. Для выключателей,
имеющих резисторы, шунтирующие разрывы дугогасительного
устройства, различают время дуги Вк до момента погасания:
а) основной дуги (между основными дугогасительными кон-
тактами), в которой ток ие ограничен резистором;
б) дуги шунтирующей цепи (между дугогасительными кон-
тактами шунтирующей цепи), в которой ток ограничен резистором.
Полное время отключения t0 — интервал времени от момента
подачи команды на отключение до момента погасания дуги во
всех полюсах.
Автоматическое повторное включение (АПВ) —цикл опера-
ций, при котором Вк вслед за его отключением автоматически
включается через установленный промежуток времени (бестоко-
вая пауза) £бт (О — /бт — В). В большинстве случаев к. з. на
линиях, не связанное с повреждением основной изоляции, может
самоликвидироваться при прерывании тока на время, несколько
263
превышающее время деионизации открытой дуги. Практика по-
казала, что вплоть до напряжения 760 кВ деионизация открытой
дуги происходит за время, не превышающее 0,3 с. Поскольку
максимально быстрое восстановление электрической связи чрез-
вычайно важно, обычно делается две или три проверки самолик-
видации к. з. В зависимости от результатов этих проверок при-
меняемые последовательности операций получили следующие
названия:
успешное АПВ при ликвидации к. з. после первого отключе-
ния (О — /бт — В); /бт — бестоковая пауза, равная интервалу
времени от момента погасания дуги во всех полюсах до момента
возобновления тока в каком-либо из полюсов Вк;
неуспешное АПВ: к. з. не ликвидировалось после первого
отключения, Вк включился и снова отключился (О — /бт — ВО);
двойное АПВ: после неуспешного АПВ делается вручную клю-
чом управления или автоматически еще одна попытка ликвиди-
ровать к. з. (О — — ВО — 4 — ВО, где t — выдержка вре-
мени).
МЭК нормирует для Вк, предназначенных для быстродейству-
ющего АПВ, номинальную последовательность операции вида
О — 0,3 с — ВО — 3 мин — ВО, а ГОСТ 687—78 — два номи-
нальных цикла: О — 0,3 с — ВО — 3 мин — ВО и О — 0,3 с —
ВО — 20 с — ВО.
Для выключателей, не предназначенных для быстродейству-
ющего АПВ, МЭК нормирует два цикла: О—-3 мин — ВО —
3 мин — ВО и ВО — 15 с — ВО, а ГОСТ 687—78 — цикл О —
3 мин — ВО — 3 мин — ВО.
Классификация выключателей производится по следующим
основным признакам.
По роду установки: для работы в помещениях (категории раз-
мещения 3 н 4), для работы на открытом воздухе (категория раз-
мещения 1) и для работы в металлических оболочках 1\РУ, уста-
навливаемых в помещениях (категории размещений 3 и 4) и на
открытом воздухе (категория размещения 2).
По виду дугогасящей среды: масляные, воздушные, элегазовые,
авто газовые, электромагнитные и вакуумные.
По конструктивной связи между полюсами: однополюсное
исполнение (нефиксированное расстояние между полюсами) и
трехполюсное исполнение (с тремя полюсами в общем кожухе
или с тремя полюсами, каждый из которых находится в отдель-
ном кожухе).
По конструктивной связи выключателя с приводом: с отдель-
ным приводом, связанным с выключателем механической переда-
чей, и со встроенным приводом, являющимся неотъемлемой частью
выключателя.
По наличию или отсутствию резисторов, шунтирующих раз-
рывы ДУ: без шунтирующих резисторов, с шунтирующими рези-
сторами, действующими только в процессе отключения или только
264
в процессе включения (одностороннего действия), и с шунтиру-
ющими резисторами, действующими как в процессе отключения,
так и в процессе включения (двухстороннего действия).
По наличию или отсутствию конденсаторов, шунтирующих
разрывы ДУ и (или) отделителя.
По пригодности выключателя для работы прн АПВг предна-
значенные для работы при АПВ и не предназначенные для работы
при АПВ.
5-2. ШУНТИРУЮЩИЕ РЕЗИСТОРЫ
Шунтирующие резисторы (ШР), подключаемые параллельно
контактам ДУ выключателя, по назначению разделяются на три
основные группы:
1. Резисюры (одноступенчатые или двухступенчатые), пред-
назначенные для изменения параметров ПВН на контактах Вк
при отключении к. з. и для увеличения тока отключения. Сопро-
тивление ШР данной группы, приходящееся на один разрыв Вк,
может быть от долей ома до нескольких сотен ом. В этих ШР
применяются линейные металлические или керамические токове-
дущие элементы (ТЭ).
2. Резисторы, предназначенные для снижения коммутацион-
ных перенапряжений, возникающих при отключении ненагружен-
ных трансформаторов, реакторов и синхронных компенсаторов,
а также при включении длинных линий (предвключаемые сопро-
тивления). Сопротивление ШР данной группы, приходящееся иа
один разрыв, может быть от десятков ом до нескольких тысяч ом.
В этих ШР применяются линейные металлические или нелиней-
ные ТЭ.
3. Резисторы, предназначенные для равномерного распреде-
ления напряжения между отдельными разрывами ДУ. Сопротив-
ление ШР этой группы лежит в пределах от нескольких десятков
ом до сотен тысяч ом на один разрыв. В них применяются метал-
лические ТЭ (нихром и др.).
ШР оказывает существенное влияние на процесс коммута-
ции Вк. Сопротивление ТЭ резистора зависит от расстояния
между Вк и местом к. з., от параметров системы, в которой уста-
новлен Вк, и от отключаемого тока.
ДУ, в котором используется ШР, должно иметь два разрыва,
соединенные последовательно.
Подключение ШР (рис. 5-4) к контактам ДУ может быть по-
стоянным (схемы 1—4) или через дугу после ее возникновения
(схемы 5—5).
Контакты 7, 2 являются главными. Они рассчитаны на номи-
нальный ток, на отключение тока к. з. и имеют необходимую тер-
мическую и динамическую стойкость. ШР с сопротивлением гш
постоянно подключено к этим контактам. При замкнутых кон-
тактах /, 2 через ШР проходах небольшая часть общего тока.
2G5
Контакты <9, 4 и 5, 6 (схемы 2—4) являются вспомогательными
и обеспечивают отключение тока, проходящего через ШР. Их
рассчитывают либо на номинальный ток и на термическую и ди-
намическую стойкость, такую же, что и у главных контактов 7, 2
(схема 2), либо на существенно меньшую стойкость (схемы 5 и 4).
Отделитель Од служит либо только для создания необходимого
изоляционного промежутка в отключенном положении Вк (схемы 2,
3, 4 и 7) либо, кроме того, еще и для отключения тока, проходя-
щего через ШР (схемы 7, 5, 6 и S). В схемах 2—4 отделителя мо-
жет и не быть при условии, что изоляционный промежуток соз-
дается контактами «9, 4. Главные контакты 7, 2 при наличии Од
или соответствующих вспомогательных контактов могут после их
размыкания либо замыкаться пружинами, либо оставаться ра-
зомкнутыми (схемы /—4).
Во всех схемах главные контакты отключаются ранее вспомо-
гательных или Од, а включаются позже (еслн,'конечно, контакты 7,
2 оставались разомкнутыми).
Размыкание вспомогательных контактов, разрывающих цепь
ШР, должно происходить с запаздыванием по отношению к глав-
ным контактам 7, 2 на время, несколько большее максимальной
266
длительности горения дуги на этих контактах. Время прохожде-
ния тока через ШР с учегом времени гашения дуги на вспомога-
тельных контактах в большинстве выключателей составляет
0,03—0,08 с. Это время существенно влияет на конструкцию ШР.
Включение Вк осуществляется сначала Од, а потом уже вспо-
могательными и главными контактами (если при отключенном
положении Вк они были разомкнуты) либо только Од (если при
отключенном положении В к контакты /, 2 и 3, 4 были замкнуты).
Схема 4 может иметь два исполнения; а) без сопротивления гш
и контактов 5, 6 и б) с сопротивлением Гш и контактами 5t 6.
Главные контакты /, 2 и вспомогательные 3, 4 размыкаются
одновременно.
В первом случае дуга, образовавшаяся на контактах lt 2t
шунтирована малоомным сопротивлением гш и гаснет при первом
прохождении тока через нуль. Вспомогательные контакты 5, 4
уже подготовлены к прерыванию тока. Поэтому гашение дуги
на них происходит при первом же прохождении тока через нуль
после погасания дуги на главных контактах. Изоляционный про-
межуток в отключенном положении создается Од или контактами 3,
4. Время обтекания током сопротивления гш в рассмотренном
случае составляет 0,005—0,008 с.
Во втором случае дуги, образовавшиеся на контактах /, 2
и 3, 4, шунтированы соответственно сопротивлениями гш и Гщ
(гш < Гш) и гаснут при первом прохождении тока через нуль.
Ток, проходящий через сопротивления гш и Гш, прерывается кон-
тактами 5, 6. Изоляционный промежуток создается Од. Во мно-
гих случаях отключения небольших токов к. з. или токов к. з.
при неповышенной СВН гашение дуги происходит на контактах 3,
4 при первом переходе тока через нуль и сопротивление Гш вообще
не обтекается током.
На основе этой схемы созданы выключатели для работы в особо
тяжелых условиях по СВН. Особенностью таких выключателей
является практически полная независимость ПВН на контак-
тах Вк прн отключении к. з., в том числе и неудаленного к. з.,
от условий внешней цепи. СВН при к. з. на шинах (для Вк на
35 кВ и более) diddt ~ т. е. определяется током к. з.
и сопротивлением гш. Шунтирование главных контактов неболь-
шим сопротивлением существенно облегчает гашение дуги до
перехода тока через нуль вследствие увеличения паузы тока.
Пауза тока (в секундах) составит [22]
^п. т
= -^-1п
«/fin
1
где П5а — действующее значение возвращающегося напряже-
ния, кВ; / — ток отключения, А; — нд/(1^2£4э); иД—на-
пряжение на дуге, кВ.
Как указывалось в § 2-2, значение гш существенно влияет
как на характер и максимальное значение ПВН, так и на скорость
267
его нарастания на главных контактах (см. формулы (2-6) —
(2-9) I. Кроме того, гш влияет и на условия гашения дуги на вспо-
могательных контактах. При уменьшении облегчается процесс
гашения дуги на главных контактах, но для вспомогательных кон-
тактов он существенно затрудняется, так как увеличивается
проходящий через них ток. При увеличении гЦ1 уменьшается со-
провождающий ток и СВН на вспомогательных контактах, в то
время как на главных контактах СВН увеличивается. Поэтому
выбирается в значительной степени произвольно, но с таким
расчетом чтобы процесс изменения ПВН стал апериодическим.
Конструкции ШР по роду установки разделяются на три
группы: наружной установки, внутренней установки и для ра-
боты в средах с высокой электрической прочностью (масло, сжа-
тый воздух, элегаз и т. п.).
По материалу ГЭ резистора ШР разделяются на две группыз
линейные ШР (с металлическими токоведущими элементами из
Таблица 5-8. Изоляционные материалы, применяемые для ШР
Материал Плотность, кг/м3 Тепло- провод- ность, Вт/(м- К) Удельная теплоем- кость, кДж/(кг- К) Тепло- стой- кость по Мар- тенсу, °C Электри- ческая проч- ность *, кВ/мм
Фарфор 2400 1,04 1,09 450 22
Эпоксидный ком- паунд с кварце- вым песком 1800 0,5—0,6 1,5 30—100 30-50
То же с отвердите- телеы диангидри- дом пиромеллито- в<зй кислоты 1800 0,5—0,6 1.5 до 260 30—50
Аминопласты (ВЭИ-11) 1400—1500 0,3 1,25—1,7 165—200 4,5—6,4
Фенопласт К-18 1400—1500 0,25 1,25—1,7 165—200 280 4,5—6,4
Фенопласт АГ-4 1700—1800 0,16 1,25-1,42 13
Крем н ийорганиче- скне пластмассы (КМ К-218) 1800—2000 350 4—5
Миканит ТПФ ли- стовой 2500 0,32 0,8 1100 Ю
Слюд он ласт ИФПТ 2900 0,53 0, 86 400 —
Стеклоткань без за- пася ива нкя 1100 — — 1000 3,9
Асбсст листовой 550 0,117 0,815 600 3,9
Стеклотекстолит на кремннйорганиче- ской основе 1800—1850 0,4—0,5 1,01 до 300 17,4
* При 20 °C. С уменьшается. повышением температуры электрическая прочность
268
Таблица 5-9. Сплавы, применяемые для ШР
Сплав Удельное сопротив- ление при 20 °C, мОм. м Теплопро- водность, | ВтДм. К) Удельная теп- лоемкость, Дж/(кг. К) Плотность, кг/м3 Рабочая температура в воздухе. °C Диаметр прово- локи, мм
пре- дель- ная опти- маль- ная
Константан 0,48—0,52 4,0 415 8800 700 400 0,1—3,0
Манганин 0,42—0,50 4,5 418 8300 300 250 0,1—2,0
Нихром Х15Н60 1,06—1,16 12,6 462 8200 1000 850 0,3—7,5
Нихром Х15Н60-Н 1,07—1,17 12,6 462 8200 1000 950 0,1—7,5
Нихром Х20Н80-Н 1,06—1,17 16,8 504 8400 1100 950 0,1—7,5
Фехраль Х15Ю5 1,18—1,34 16,8 462 7280 900 900 0,2—7,5
» Х23Ю5 1,30—1,40 16,8 462 7250 1100 950 0,3-7,5
» Х27Ю5Т 1,37—1,47 16,8 462 7190 1200 1100 0,5—5,5
» ХН70Ю 1,25—1,35 12,6 462 7900 1100 950 1,0—7.0
проволоки или ленты) и объемные ШР (линейные или нелиней-
ные), выполненные из специальной керамики или бетэла.
В табл. 5-8—5-10 приведены характеристики отечественных
металлических и изоляционных материалов, применяемых для
ШР. Предельные рабочие температуры, приведенные в табл. 5-10,
даны для проволоки диаметром 1 мм. При меньших диаметрах
проволоки предельные рабочие температуры уменьшаются при-
мерно на 7—10 %, а при больших диаметрах — соответственно
увеличиваются. Температурный коэффициент линейного расши-
рения (К-1) в интервале температур до 20 до 1000 °C составляет:
для сплава Х15Ю5 16- 10 е, сплавов Х23Ю5, Х23Ю5Т н Х27Ю5Т
Таблица 5-10. Поправочный коэффициент г0 г.?1) для расчета
изменения электрического сопротивления
в зависимости от температуры
Значения rJr<>0 при температуре нагрева, °C
Марка сплава 20 100 200 300 400 500 ЬОО 700 800 1000 1100
XI5H60 Х15Н60-Н Х15Ю5 1.0 1.013 1.013 1,004 1.029 1.029 1.013 1,046 1,046 0,025 1,062 1.062 1.041 1.074 1,074 1,062 1,083 1,083 1.090 1,086 1,114 1.089 1,126 1,105 1,14 1,114
Х23Ю5 Х23Ю51 1,002 1,007 1,013 1.022 1.036 1.056 1.063 1,067 1,076 1,079
Х27Ю5Т Х20Н80-Н ХН70Ю 1,002 1,006 1.004 1.005 1,015 1.010 1,022 1.015 1,029 1,025 1.032 1,052 1.030 1,023 1,053 1,033 1,016 1,036 1,035 1,015 1,015 1,040 1,025 1,016 1,041 1,033 1,023
269
Б-Б
Рис. 5-5. Конструктивные элементы ШР
15-IO 6, сплавов XI5H60 и Х15Н60-Н 17-ЮЛ сплава Х20Н80-Н
18 Ю~6 и сплава ХН20Ю 21-ЮЛ
Средний температурный коэффициент теплоемкости ннхрома
Рс = 4 КН К-1.
ШР с металлическими токоведущими элементами. 1. ШР
с ТЭ из круглой проволоки по ГОСТ 12766.1—77, наматываемой
на эпоксидный каркас. При небольшой длине проволоки 3 она
наматывается на цилиндрический каркас 1 (рис. 5-5) вдоль его
образующей по внутренней и наружной поверхностям. Для
фиксации проволоки и обеспечения требуемого расстояния между
соседними витками на торцах каркаса предусматриваются пазы 4
шириной 2—5 мм и глубиной 4—&мм. Пазы на противоположном
торце каркаса сдвинуты относительно друг друга на половину
шага. В целях равномерного распределения проволоки по всей
поверхности каркаса и обеспечения необходимого изоляционного
расстояния между выводными концами ТЭ разделяется на две
параллельные ветви, наматываемые в противоположном направ-
лении на разные половины каркаса. Выводные концы ТЭ 6 рас-
полагаются диаметрально противоположно.
При выполнении ТЭ из двух параллельных ветвей увеличи-
вается поверхность соприкосновения проволоки с изоляционным
материалом и тем самым улучшается теплоотдача от проволоки
к каркасу.
270
При большой длине проволоки она предварительно свивается
в спираль 5 наружным диаметром 8—12 мм. Расстояние между
отдельными витками спирали при ее навивке составляет 0,2—
0,3 мм. Спираль укладывается с некоторым растяжением вдоль
образующей каркаса по его наружной и внутренней поверхностям
(рис. 5-5). На торцах каркаса предусматриваются углубления,
как указывалось выше, в которые входят распрямленные витки
спирали. Так же как и в предыдущем случае, сопротивление
составляется из двух параллельных ветвей.
Перед намоткой проволоки (спирали) на эпоксидный каркас 1
она обматывается четырьмя-пятью слоями стеклоленты 0,15 X
X 25 мм марки ЛЭСБ по ГОСТ 5937—81 для компенсации темпе-
ратурных деформаций. Торцы спирали также заматываются
стеклолентой.
Каркас с намотанной на него проволокой (спиралью) зали-
вается эпоксидным компаундом 2 для придания ШР требуемой
формы.
2. ШР с ТЭ из круглой проволоки, укладываемой в канавку
керамической плитки, имеющей обычно круглую форму. Спираль
диаметром 6—12 мм — сплошная с расстоянием между витками
0,2—0,5 мм. Ее длина соответствует длине спиральной канавки
в плитке. Плитки укладываются таким образом, чтобы токи в смеж-
ных плитках были направлены противоположно (индуктивность
таких ШР примерно 2 мГн).
3. ШР с ТЭ из ленты. Лента (или параллельно две леиты)
прямоугольного поперечного сечения (ГОСТ 12615.1—78) сги-
бается зигзагообразно (рис. 5-5). Между отдельными витками
ленты 7 укладываются прокладки 8 из термостойких изоляцион-
ных материалов (миканит, слюдопласт и др.). Прокладки на
5—10 мм выступают за пределы ленты.
В ШР внутренней установки ТЭ размещаются в изоляцион-
ных корпусах с отверстиями для лучшего охлаждения. В ШР
наружной установки ТЭ размещаются внутри герметизированной
фарфоровой покрышки и сжимаются пружинами. Для поглощения
влаги, выделяющейся нз миканита при его нагреве, внутрь по-
крышки закладывается пакет с силикагелем.
ШР с объемными токоведущими элементами. Последние вы-
полняются в виде дисков (сплошные либо с центральным отвер-
стием) или цилиндров. Соединение отдельных токоведущих эле-
ментов между собой осуществляется спеканием их или же прижа-
тием посредством пружин. В последнем случае контактное нажатие
составляет (2—2,5) -105 Па. Торцевые поверхности токоведущих
элементов металлизируются для надежного контактного соедине-
ния с соседними элементами или с контактной арматурой. Боковая
поверхность элементов глазуруется или покрывается слоем жаро-
прочной изоляционной эмали.
Объемные токоведущие элементы изготовляются нз керами-
ческих материалов (вилит, тервнт и др.) с удельной теплоемкостью
271
при адиабатном нагреве до 250—300 Дж/см3 и с удельным объем-
ным сопротивлением, которое может изменяться в пределах от
100 до 3000 Ом-см. Вышеназванные материалы облапают нели-
нейным сопротивлением, т. е. их сопротивление зависит от при-
ложенного к иим напряжения. Отношение токов i, и ьг, проходя-
щих через нелинейное сопротивление соответственно при напря-
жениях щ и п2, имеет вид 1г/12 — \uxlu.^m^t где тн — 2-4-4 —
показатель нелинейности (практически не зависит от темпера-
туры). Такие сопротивления используются для снижения комму-
тационных перенапряжений при отключении малых индуктив-
ных токов. В СССР для изготовления объемных элементов исполь-
зуется тервит, вилит и другие аналогичные материалы.
Кроме вышеуказанных матер налов, для изготовления объемных
сопротивлений используется и бетэл (бетон электропроводящий),
имеющий объемную теплоемкость около 100 Дж/см3. В бетэловых
ШР, разработанных для некоторых типов отечественных воздуш-
ных выключателей, бетэловый элемент представляет собой сплош-
ной цилиндр диаметром 25 см и длиной 100 см. Его сопротивление
может быть в пределах от 10 до 1000 Ом с адиабатным поглоще-
нием энергии до 5 МДж, а индуктивность 0,2—0,5 мГн.
Расчет ШР. Тепловой режим токоведущего элемента рези-
стора определяется проходящим по ТЭ током, его длительностью,
условиями охлаждения ТЭ и общей конструкцией ШР. ТЭ рассчи-
тываются для трех режимов работы ШР.
Первый режим соответствует к. з. на выводах Вк, при кото-
ром наибольший ток (в амперах), проходящий через ШР, будет
irni = KiK,- I0Y4. р/(/Т п + (<о£ш)!), (5-3)
где Кх — 1,05—1,1 — коэффициент, учитывающий неодинаковые
сопротивления в разных разрывах; = 1,5 для сетей с изоли-
рованной нейтралью (т. е. до 35 кВ включительно) и Ks — 1,3
для сетей с эффективно заземленной нейтралью (т. е. на ПО кВ
и выше); п — число разрывов ДУ; гш — шунтирующее сопротив-
ление при начальной расчетной температуре, Ом,- /7Я, р — наи-
большее рабочее напряжение (линейное), кВ; — индуктив-
ность ШР, Гн; о — промышленная угловая частота.
В большинстве случаев о£щ <£ я поэтому можно считать,
что Угш -Н(о)Еа1)2 ~ Гш, что в дальнейшем и принято.
Второй режим соответствует работе ШР в условиях противо-
фазы напряжений на линии и Вк. В этом режиме наибольший
ток, проходящий через ШР, будет
U = 2А\ - /(/¥ nr Л- (5-4)
Третий режим соответствует работе ШР в так называемом
грозовом режиме, при котором В к должен обеспечить 14 отклю-
чений в течение двух часов при возвращающемся напряжении,
272
равном фазному наибольшему рабочему. В этом случае наиболь-
ший ток, проходящий через ШР,
*ШЗ = /<1- 10Ч/н. р/(/3" /2гш/(г), (5-5)
где К3 — коэффициент, учитывающий, что перекрытие изоляции,
вызываемое грозой, происходит на различном расстоянии от ШР
и, следовательно, между ШР и местом к. з. оказывается вклю-
ченным сопротивление участка линии.
Сопротивление линии, например, на 110 кВ в среднем состав-
ляет 0,4 Ом/км. Если перекрытие изоляции линии произошло
на расстоянии 5—10 км от Вк, то последовательно с сопротивле-
нием ШР подключается сопротивление хл = 0,4 -(54-10) = 24-
4-4 Ома. Когда сопротивление ШР составляет сотни ом, то сопро-
тивление участка линии практически не сказывается на токе,
проходящем по ШР, т. е. Кз — 1. Если же сопротивление ШР
составляет доли ома или несколько ом, то подключение к нему
сопротивления участка линии может существенно уменьшить ток,
проходящий через ШР, т. е. Л3 r> 1.
При расчете ШР обычно принимается, что повторение грозо-
вого режима может наступить не ранее чем через два часа после
окончания предыдущего грозового режима. Поэтому за два
часа температура сопротивления должна понизиться до перво-
начальной.
Расчетная продолжительность тока через ШР. Время f
прохождения тока через ШР за одну операцию отключения (если
пренебречь небольшим током, ответвляющимся в ШР до гашения
дуги в шунтированном разрыве) равно промежутку времени
между моментом погасания дуги на главных контактах и момен-
том отключения тока вспомогательными контактами или отдели-
телем. Это время составляет 0,02—0,05 с. Например, в выключа-
телях серии ВВБК оно равно 0,03 с.
Время Г прохождения тока через ШР за одну операцию вклю-
чения равно промежутку времени между моментами замыкания
вспомогательных и главных контактов. Оно составляет 0,01—
0,03 с.
Частота операций отключения и включения, следующих одна
за другой, определяется нормированными коммутационными цик-
лами (см § 5-1). Если не учитывать охлаждения ШР за время бес-
токовсй паузы, составляющей несколько десятых долей секунды,
то длительность обтекания ШР током при различных циклах
будет:
для сопротивлений, работающих только при отключении,
цикл I.... 2Г — 180 с — Г;
цикл 1а ... 2Г — 20с —Г;
цикл 2... Г - 180с - V - 180с - Г;
273
для предвключаемых сопротивлений, работающих только при
включении,
цикл 1... t" — 180 с — Г;
цикл 1а ... Г — 20 с — t"\
цикл 2 ... Г - 180 с-Г;
для сопротивлений двустороннего действия, работающих н
при отключении, и при включении,
цикл 1 ... (2Г-Н")~ 180с-(/"+• f);
цикл 1а ... (2Г -Ь t") - 20 с - (Г 4~ Г);
цикл 2 ... Г - 180с - (Г + Г) - 180 с - (tfi + Г).
Наиболее тяжелым иормир- 'иным циклом по условиям
нагрева ШР является цикл I для Вк на напряжение до 220 кВ
и цикл 1 для Вк на большие напряжения. Если пренебречь охлаж-
дением ШР за бестоковую паузу 20 с, то расчетное время /р обте-
кания сопротивления гш током при различных режимах со-
ставит:
Режим работы ШР......................... . Первый Второй
Сопротивление, работающее:
только при отключении.......... . . . /р = 36 /р ~ I'
как предвключаемое.....................fp = 26' /р ~ Г
при включении и отключении.............fp = 36 4“ 2Г fp = tr 4- Г
Нагрев ТЭ резистора зависит от тока, длительности его в ТЭ
и от условий охлаждения ШР. В ШР должен быть обеспечен
хороший контакт между токоведущими и изоляционными частями,
а также интенсивный теплоотвод с поверхности.
При интенсивном охлаждении наиболее тяжелым будет первый
режим. Если же охлаждение сопротивления затруднено, например
прн его размещении внутри фарфоровой покрышки (или какого-
либо другого кожуха), наиболее тяжелым будет третий режим.
В последнем случае поперечное сечение ТЭ выбирается исходя
нз четырнадцати включений тока продолжительностью /р
с бестоковымн паузами 8,6 мин.
Процесс нагрева ТЭ резистора разделяется на три этапа.
В первом происходит адиабатный нагрев ТЭ резистора
(т. е. нагрев без теплоотдачи окружающим телам) током гш за
время от начальной расчетной температуры *8^. р до конечной
расчетной температуры Фк.р. За “8^ р обычно принимается наи-
большая температура: а) окружающей среды, допустимая для
данного В к, при установке ШР снаружи Вк и б) внутри В к, если
ШР устанавливается в аппарате.
Конечная расчетная температура Ок. р выбирается исходя из
теплостойкости изоляционных материалов, непосредственно со-
прикасающихся с ТЭ, температуры, допустимой для материала ТЭ
(металл, керамика и т. д.), а также обеспечения надежной работы
ШР.
274
При некоторых допущениях и принятых значениях 1Ш, tp,
р и 'б'к.р площадь поперечного сечения проволоки или ленты
(м2) и ее длина 1Ш (м) будут
*7ш = Gil 1 Рк £)1» (5'6)
где А = flK. р 4- 0,5рсС Р; Б = р - 0,5₽сО; р; ivt — ток, про-
ходящий через ШР, A; tv — расчетная продолжительность
тока, с; с„ — удельная теплоемкость металла (проводника) ТЭ
при О °C, Дж/(кг-К); рк. Р — удельное сопротивление металла прн
Фк, р, Ом-м; рс — температурный коэффициент теплоемкости
металла ТЭ, К-1; уп — плотность металла ТЭ, кг/м3; р и р —
соответственно начальная и конечная расчетная темпера-
тура ТЭ, °C;
Ail “ <^Уп1/Рн. Р»
где рн.р — удельное сопротивление металла при ‘О'н.р, Ом-м.
В режиме, наиболее тяжелом для ШР в тепловом отношении,
температура ТЭ резистора к концу первого этапа достигает '&к,р.
При других, более легких режимах температура ТЭ будет меньше
‘й'к. р» а именно
«1 = (-1 + /Н'2|ШМ; (5-7)
здесь
.2 , Л
Pt — удельное сопротивление металла ТЭ прн темпера-
туре Ом-м; i — номер режима, для которого определяется fy.
Значение рг предварительно принимается соответствующим
температуре р или несколько меньшим. Если полученное зна-
чение существенно меньше температуры, которая была принята
при выборе рь то задаются новым значением и расчет повторяют.
На втором этапе происходит охлаждение ТЭ резистора и на-
грев соприкасающейся с ним изоляции. ТЭ и изоляция, непосред-
ственно соприкасающаяся с ним, называются ядром ШР. Второй
этап начинается после адиабатного нагрева ТЭ до температуры vK>p
и заканчивается, когда температура ТЭ и изоляции сравняется,
т. е. средняя температура по сечению ядра будет одной и той же,
а именно
”0ср ~ (^п^п^к. Р 4" р)/('^'И^П 4“ ^йА1)> (5-8)
где тп — масса всего ТЭ (проводника), кг; тп — масса изоляции
ядра, непосредственно соприкасающейся с ТЭ, кг; сп и си —
удельная теплоемкость материала ТЭ и изоляции, Дж/(кг-К).
Масса изоляции ядра ти с проволочными ТЭ, залитыми в эпок-
сидный компаунд, равна массе этого компаунда, а масса изоляции
ядра ти в ШР с керамическими плитками равна массе всех пли-
ток, входящих в состав ядра.
Масса изоляции в ШР с ленточными ТЭ будет тй =
где «пл — число изоляционных пластин между изгибами ленты;
275
I и 1г — размеры изоляционных пластин (см. рис. 5-5), м; *уи —
плотность материала изоляционных пластин, кг/м3; 6И — тол-
щина изоляции, м.
Процесс теплообмена в ядре практически заканчивается через
промежуток времени t2 = Зт2. Здесь
т2 = бй/ПцСо/^и U — (5-9)
где —теплопроводность изоляции, Вт/(м*К); — площадь
соприкосновения проволоки (ленты) с изоляцией, м2; К4 =
= тпсп/(ткса).
Площадь SK (см. рис. 5-5) будет;
а) в ТЭ из проволоки, наматываемой непосредственно на
каркас, 5К = ndn/n, где dn н /п — диаметр и длина проволоки, м;
б) в ТЭ, в котором проволока навита на спираль, SK =
= 3TdcndnnBHT, где dcn — наружный диаметр спирали, м; нвит —
общее число витков в спирали;
в) в ТЭ из ленты, согнутой зигзагообразно, поверхность не-
посредственного контакта ленты с изоляционными пластинами
= 2/2njiZ/j.
Изменение температуры проволоки Фп, изоляции Фи и ядра Фяд
во времени будет;
«о = «е, + («К. р-М е-г/”;
«» “ «ср + («И. р — «ср)е_'/т‘;
Продолжительность второго этапа t2 не зависит от режима
работы ШР.
На третьем этапе нагрева происходит теплообмен между ядром
и окружающей средой, включая изоляционные и металлические
части, не находящиеся в непосредственном тепловом контакте
с ядром. На этом этапе происходит охлаждение ядра от темпера-
туры Фср до начальной расчетной температуры $н. р. Длитель-
ностью третьего этапа в основном определяются допустимые
интервалы между коммутационными циклами Вк. Сна зависит
от интенсивности охлаждения ядра.
А. Если ядро находится в воздухе (например, в Вк внутренней
установки), то полное время охлаждения (т. е. длительность
третьего этапа) будет = Зт8, где
*5 — (^?иДп “Ь* ^«£и)/(^ТО^Яд)т (5-10)
где &т0 — коэффициент теплоотдачи с охлаждаемых поверхно-
стей ядра, Вт/(м2-К); 5ЯД—охлаждаемая поверхность ядра, м2.
Коэффициент /?то = ато/А0 определяется по рис. 5-6 для
заданного значения Ай = йср — йн_р и характерного размера L .
Для цилиндрических тел характерным размером является их
наружный диаметр (как при горизонтальном, так и при верти-
кальном положении); для сферических тел — их диаметр; для
276
вертикальных плит — их высота; для горизонтальных плит — их
ширина
Б. При более интенсивном теплоотводе с поверхности ядра,
например в сжатом газе или в масле, длительность охлаждения
ядра на третьем этапе нагрева может быть определена следующим
образом.
I. Вычисляют коэффициент формы /Сф, который для тел
различной формы будет:
для шара радиусом R = 0,101ft2;
для бесконечного цилиндра радиусом R — 0,17ft2;
для цилиндра радиусом ft и высотой И
= ft2№/(5,76/72 + 9,86ft2);
для трубчатого цилиндра с наружным радиусом ftH, высо-
той И и отношением внутреннего радиуса ftD к наружному,
Rb/Rh ~
Зависимость — / (mJ такова:
mn . . 0 0.05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5
. . . 2,5 3,1 3,3 3,6 3,8 4,1 4,4 4,7 5,2 5,7 6,2
При 0,5 значение = л/(1 — mJ.
Для пластины толщиной 6 /<ф = 0,101ft2,
Рис. 5-6, Зависимость коэффициента теплоотдачи конвекцией и излучением ссто
(степень черноты излучения 0,95) от превышения температуры нагретого тела над
температурой окружающей среды
Z. — характерный размер тела прн свободной конвекции; сплошные линии — абсолют-
ное давление окружающей среды 0,1 МПа; штриховые линии — абсолютное давление ок-
ружающей среды 2 МПа; температура окружающей среды 20 °C
277
2. Определяют коэффициент 1К = УЯД/5ЯД — отношение объ-
ема ядра Уйд к площади поверхности его 5ЯД, участвующей
в охлаждении.
3. Определяют коэффициент теплоотдачи Лт0 = ат0/Д$ по
рис. 5-6 при характерном размере L. Здесь ДФ — разность темпе-
ратуры ядра н температуры окружающей среды.
4. Находят теплопроводность изоляции Хи по табл. 5-9.
5. Вычисляют критерий т) = KJK/(k70K^).
6. По таблице, дающей зависимость £ = f (-q), находят gi
оо 99,2 24,2 10,3 7,5 5,58 4,3 3,24 2,0
1 0,0 0,1 0,2 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5 0,55
ц 1,98 1,5 1,2 0,935 0,695 0,502 0,30 0,165 0
£ 0,6 0,65 0,7 0,75 0,8 0,85 0,9 0,95 1,0
7. Постоянную времени охлаждения вычисляют по формуле
<т3 = Лф/(а£'2), где а Х/(су)— температуропроводность окружа-
ющей среды, м2/с.
8. Длительность третьего этапа ts = Зт3.
В. Если ядро находится внутри защитного кожуха (например,
в фарфоровой покрышке), то длительность охлаждения его от
температуры Фср до начальной расчетной температуры йар
будет t3 = Зт3 или
^3 =t 3(/?£СЯД^ЯД -|~
где сад = (бстп ф- ситк)/тяд — удельная теплоемкость, сред-
няя по сечению ядра, Дж/(кг-К); тяд, тп, тп и тк— соответ-
ственно масса ядра, всего проводника, изоляции и кожуха, кг;
сп, сп и ск — соответственно удельная теплоемкость проводника,
изоляции и кожуха, Дж/(кг-К); Ях = + R-ю — сум-
марное тепловое сопротивление элемента ШР тепловому по-
току, м2-К/Вт; /?3 = 6ВАВ — тепловое сопротивление воздушного
зазора, м2’К/Вт; RK » 6КД,К — тепловое сопротивление кожуха,
м2-К/Вт; RTO = l/km — тепловое сопротивление теплоотдаче с
наружной поверхности кожуха, м2-К/Вт; — площадь наружной
поверхности кожуха, м2; 6В — толщина воздушной прослойки,
м; Хв— теплопроводность воздушной прослойки, Вт/(м-К);
— толщина стенки кожуха, м; — теплопроводность мате-
риала кожуха, Вт/(мК).
Допустимые интервалы работы ШР между одиночными цик-
лами нагрева определяются в основном его конструктивными
особенностями. В ШР, у которых теплообмен с окружающей
средой неэффективен, ТЭ рассчитывается на адиабатное погло-
щение тепла при 15-разовом пропускании тока. Если охлажде-
ние ШР эффективно, то прн определенном интервале времени
между отдельными циклами (термическими воздействиями) число
воздействий практически может быть неограниченно.
278
Температура ядра после п повторных прохождений тока (тер-
мических воздействий) с интервалом времени между ними
определяется по формуле
'Л= 1 4exp(— -l + ЗТа) 4-
4- exp (—2b') 4- ... 4- ехр [— (п — 1) 6']} 4. Ль Р, (5-11)
где ДО = 0ср — 0я. р — повышение температуры ядра за одно
(первое) прохождение тока, определяется согласно формуле (5-8);
Ь' = (Д/ 4- Зт2)/т3; т2 и т3 определяются выражениями (5-9) и
(5-10).
Интервал времени (в секундах) между термическими воздей-
ствиями, при котором число воздействий неограниченно, будет
ДГ s=s Зт2 4- Тз 1п [($к. р — Он. р)/(0к. р — он. р — ДО)], (5-12)
где Ок. р — максимальная допустимая температура нагрева изо-
ляционного материала ядра.
Приводим расчет ШР с металлическим токоведущим элемен-
том.
Задано: UH0M = 220 кВ; 1/н. р = 252 кВ; сопротивление,
шунтирующее один разрыв, гт = 50 Ом; число разрывов на
полюс п = 4, начальная расчетная температура Он. р= 40 РС.
Предварительно выбрано: 1) вид токоведущего
элемента — проволока; материал токоведущего элемента — ни-
хром Х15Н60; удельное сопротивление иихрома при О = 0° С
ро=1,1-1О-6 Ом-м; удельная теплоемкость нихрома с —
= 462 Дж/(кг-К); температурный коэффициент теплоемкости
ннхрома Рс == 4-10~4; плотность нихрома уп — 8200 кг/м3; вид
изоляционного каркаса — цилиндр из эпоксидного компаунда
диаметрами 376/396 мм и высотой 290 мм; теплопроводность эпок-
сидного компаунда Хи ® 0,5 Вт/(см-К); его плотность уи =
= 1800 кг/м3; его удельная теплоемкость <?и = 1500 Дж/(кг-К);
конечная расчетная температура проволоки Фк. р = 500 °C; рас-
четное время; tpl ~ 0,042 с, /Р2 == 0,014 с.
Расчет поперечного сечения и длины
проволоки. Ток, проходящий через IIIPi
в первом режиме
«од = ЛЛ3-103(/в.р/(/3’ пгш) !,05.1,3-103-252/(/з'-4-50) =
= 994 А;
во втором режиме
«ш2 = Л'1-1036'„.р/(/3 лгш) = 1,05-2.103-252/(/3'.4-50)=1529 А;
в третьем режиме
fas = Л\- 1(WB. р,'(/ЗлгшЛ8) = 1,05.10s.252/(j/3~. 4-50.1)=764 А.
279
Поперечное сечение проволоки по току = 994 А и вре-
мени /р1 — 0,042 с
п _ i 1/ ^РР« Р ~ _ оо4 1/~Ь7С42-1,1814.10-« _
j/ini — у спуи(А — Б}~ V 462-8200(550 — 40.3)
= 5,05-Ю-См2;
А = Кр + 0,5р< р = 500 + 0.5-4-10-• 5002 = 550;
£ р + 0,5(Жр = 40+0,5-4-10-. 1600 = 40,3.
Поперечное сечение проволоки по току хш2 — 1529 А и вре-
мени /р2 = 0,014 с
а = 15291/ -0»014-1Л814.10-о _ 0_6 2
<7ш2 102. у 462-8200(550 — 40,3) ~ 4,46 1U м>
Принимаем сечение проволоки по первому режиму, т. е. </ш1 =
= 5,05-10“с м2.
ТЭ выполняем из двух параллельных проволок диаметром
0,0018 м. Площадь поперечного сечения каждой проволоки
q’w = 2,54-10*вм2. Длина проволоки в каждой ветви /ш =
= 2гшф'и/рн.р = 2,50-2,54-10-е/(1,1-10-6) = 231 м. Масса одной
ветви ТЭ
тв = <7ш4пТп = 2,54-10"*. 231.8200 = 4,8 кг.
Масса всей проволоки т — 2т^ = 2-4,8 — 9,6 кг.
Из проволоки наматываем спираль наружным диаметром dcn =
= 0,01 м. Длина проволоки в одном витке /вит = л (dcn — dnp) =
= л (0,01 — 0,0018) = 0,92576 м.
Число витков в спирали (оставляем 0,3 м проволоки для вы-
водных концов) ясп = (/ — 0.3)/7вит = (231 — 0,3)70,02576 —
— 8956. Наружный диаметр спирали после обмотки ее стекло-
леитой den = 0,012 м.
Толщина слоя эпоксидного компаунда поверх спирали 6И ~
= 0,01 м.
Наружный диаметр ядра ШР DH = DH к + 2 (dСП + би) ~
~ 0,396 + 2 (0,012 + 0,01) — 0,44 м. Внутренний диаметр ядра
ШР DB = Z+ к — 2 (dcn + ди) «= 0,376 — 2 (0,012 + 0,01) =
= 0,332 м. Высота каркаса Н = hK + 26и ~ 0,29 + 0,02 =
= 0,31 м.
Расстояние между центрами соседних спиралей, расположен-
ных по внутреннему радиусу каркаса, /сп= dca + (0,0044-0,01)—
= 0,0! + 0,00435 = 0,01435 м; /?сп = 0,5 (DB. к — d'cn) = 0,5 (0,376 —
— 0,012) = 0,182 м.
Угол между центрами двух спиралей <хп ~ 360/сп/(2зт7?С11) =
= 4,5°.
Число пазов в торцах каркаса для центровки спирали яП83 —
— 360/ао = 360/4,5° = 80. Размеры паза1 глубина 6 мм; ши-
рина 4 мм.
280
Число витков в каждом участке спирали, прилегающем к кар-
касу, Псп = /гсл/иназ в 8956/80 л; 112. Длина участка спирали,
прилегающего к каркасу, 4 = hK — 2-0,006 = 0,290 — 2 X
X 0,006 = 0,278 м.
Поверхность ОДНОЙ ветви спирали Sen = Л^спЛ^паз = 31 X
X 0,012-0,278-80= 0,838 м2. Поверхность обеих ветвей спирали
Sen = 2Sen = 2-0,838 = 1,676 м2.
Объем, занимаемый одной ветвью спирали, Кп = 0,785dcn X
х 4Лпаэ = 0,785 • 0,0122-0,278-80 = 0,0025 м3. Объем, занимаемый
обеими ветвями спирали, Усп = 2Усп = 2-0,0025 — 0,005 м3.
Масса проволоки в обеих ветвях спирали тп — 1,57<йР/цуп ~
= 1,57-0,00182• 231 -8200 = 9,63 кг.
Объем ядра Увд = 0,785 (D2 — D2) И = 0,785 (0,442 —
— 0,3322)-0,31 = 0,023 м3. Объем изоляции в ядре Vn =
= Уяд — Усп = 0,023 — 0,005 = 0,018 м3. Масса изоляции в ядре
та = Уиуи = 0,018-1800 = 32,4 кг.
Площадь охлаждаемой поверхности ядра 5ЯД = зт (£)н 4-
4-DB) Н -у 1,57 (Пй — DI) = п (0,44 4- 0,332) • 0,31 4-1,57 X
X (0,442 — 0,3322) = 0,88 м2. Масса ядра тяд = тп 4- =
= 9,63 -f- 32,4 » 42 кг.
Температура проволоки к концу первой стадии иагрева
в первом режиме составит 500 °C.
Температура проволоки к концу первой стадии нагрева во
втором режиме, если принять Од. р= 400 °C и рк. р = 1,1682 • 10-8 Ом • м
(см. табл. 5-10), будет
О2 = (-1 4- У14-2рсВ2)/₽с =
= (—1 4-1/1 4-2-4-10-4-436)/(4.10'4) = 403 °C;
В2 =
.2
*ш2
+ Б = 15292.
0,014-1,1682-10-0
462-8200-(5,05-10-6)2
4- 40,3 « 436.
^р-лРк. р
Температура проволоки к концу первой стадии нагрева
в третьем режиме, если принять р= 135 °C и pF. р= 1,12046х
X1 О^Ом м (см. табл. 5-10), будет
а) после первого отключения
= (-! + /! 4- 2₽СВ3Ж =
= (— 1 -F Tzl | 2-4-10 4-135)/(4-10 4) = 131,5°С;
д __ ^з'рзРк-Р 1 с — 7б42-0,014-1,12046-10-е
&3 Ф 462-8200-(5,05-10-«)а 4-^u»d-ld5«
б) после 14 отключений с интервалом между циклами Д/
— 516 с
014 — 03 -j- / ($ср ^н. р) [ I 4“ ехР
Л/4- Зтц
Тз
281
+ ехр(-2^)+...+ехр(-(«-1)^)]} +
+ ^н.р = 131,5 + 1(47,7 - 40)П + 11,776]}+ 40= 270 °C.
К концу второй стадии нагрева ядра в первом режиме его
средняя температура достигнет значения
A р + ^иСи’&н р 9,6 • 462• 500 -Р 32,4• 1500-40 7о Ор
9,6*462 + 32,4-1500
К концу второй стадии нагрева ядра во втором режиме его
средняя температура достигнет значения
п 9,6-462*403 + 32,4-1500-40 7(}С>с
vcp. Яд — 9,6-462 + 32,4-1500 — /U С.
К концу второй стадии иагрева ядра в третьем режиме его
средняя температура после первого отключения будет
« _ 9,6-462-131,5 4- 32,4*1500-40 „ 47 7 оГ
vcp. Яд— 9,6-462 + 32,4-1500 “
Продолжительность второй стадии нагрева ядра во всех трех
режимах будет
^2 = 3^2 = 35И/?2ПСП/|ХИ (1 ^яд] t=
= 3-0,01-9,6-462/10,5(1 —0,091)0,88] = 333 с;
= /?1псц/(/пи+) = 9,6*462/(32,4-1500) = 0,091.
К концу третьей стадии нагрева ядра в первом режиме его
температура сравняется с температурой окружающей среды спустя
время /3 = Зт3.
1. При нахождении ядра в воздухе при атмосферном давлении
_ тпсп + тиси _ 9,6*462 + 32,4-1500 _ .. _
3 ~ Лт05яд “ 5,48-0,88 HUUdC.
При характерном размере L = Da = 44 см и перепаде темпе-
ратуры ДФ = 78,3 — 40 = 38,3 °C значение ато по рис. 5-6 будет
210 Вт/м2, а &т0 = аТ0/М = 210/38,3 = 5 48 Вт/(ма-К): t3 =
Зт3 = 3-10 996 — 32 987 с 9,16 ч.
2. При нахождении ядра в воздухе при давлении 2 МПа и
температуре 40 СС т = RJRn — DJDH ~ 0,332/0,44 = 0,754 ►>
> 0,5; прн этом бц = зт/(1 — т) — зт/(1 — 0,754) = 12,77. Коэф-
фициент формы Кф = RlH'4(tfjR + 3T--Rh) = 0,222-0,312/(12,772Х
X 0,312 + л2-0,222) = 2,88-10-4; / - УЯД/5ПД = 0,023/0,88 =
= 0,0261.
При характерном размере L = D„ = 44 см и перепаде темпе-
ратуры Л# = 78,3 — 40 = 38,3 °C значение ато по рис. 5-6
будет 1400 Вт/м2, a kT0 = ато/Д-6' = 1400/38,3 = 36,5 Bt/m2j
п = М/(/?то^ф) = 0,5-0,0261/(36,5-2,88* Ю1) = 1,24.
2-82
По табл, на стр. 278 находим, что при q = 1,24 коэффициент
В = 0,69. При этом
Тз « = 2,88-10“4/[1,85- 10-7.(0,69)2J = 3270 с 0,9 ч.
3. Ядро ШР внутри фарфоровой покрышки наружным диа-
метром Ьф.и = 0,5 м, внутренним диаметром 9ф в~0,46 м
и высотой = 0,4 м. Внутри покрышки находится воздух
при атмосферном давлении, температура внутри и снаружи по-
крышки 40 °C. Теплоотдача происходит только с наружной по-
верхности фарфоровой покрышки.
Тепловое сопротивление воздушного зазора между ядром и
внутренней стенкой фарфора при ширине зазора 6В = 0,5 X
х Н - Сф в) = о,5 (0,46 — 0,44) = 0,01 м н Лв = 2,65 X
X ю-2 Вт/(м-К) будет = 0,01/(2,65-10-?) =
= 0,377 м2-К/Вт.
Тепловое сопротивление кожуха с толщиной стенки =
= 0,02 м и теплопроводностью А,к ~ 1,04 Вт/(м • К) будет Кк =
= 6К/ЛК = 0,02/1,04 = 0,0192 м2-К/Вт.
Коэффициент теплоотдачи с наружной поверхности покрышки
находим по рис. 5-6 для характерного размера L = 0,5 м и =
= 38,3 °C: Лт0 = ато/А0 = 210/38,3 = 5,48 Вт/(м2-К).
Тепловое сопротивление теплоотдаче с наружной поверхности
покрышки /?то — 1/Лто = 1/5,48 = 0,182 м2-К/Вт.
Суммарное тепловое сопротивление Кг — ₽3 + 4- ^то =
= 0,377 + 0,0192 4- 0,182 = 0,578 м2-К/Вт.
Площадь наружной поверхности покрышки
SK = лПф. аНф = л-0,5-0,4 « 0,628 м2.
Масса покрышки
тк = 0,785 (Пф. н — в) ЯфТф —
= 0,785(0,53 —0,462)-0,4-2400 = 28,8 кг.
Удельная теплоемкость (средняя по сечению ядра): сяд =(тссп+
-фтиси)/тяд= (9,6-462 4-32,4-1500)/42 = 1263 Дж/(кг-К).
Постоянная охлаждения
Т3 ~ (-^х^ядСяд 4“ =
== (0,578-42-1263 4-0,0192.28,8.1090)/0,628 = 49782 с.
Полное время охлаждения ядра
/3 = Зт3 = 3-49 782 = 149 346 с » 41,5 ч.
Средняя температура ядра после 14 отключений тока ггп§
с интервалами в 8,6 мин (516 с) определяется по формуле (5-11),
а интервал времени AZ' между термическими воздействиями, при
283
котором число воздействий неограниченно, — по формуле (5-12),
если положить 0н. р = 200 °C:
1. При нахождении ядра в воздухе при атмосферном давлении
Ь' = (516 — 333)/11 003 = 0,01663;
й14 = 7,7 [1 -р ехр (—0,01663) + ехр (—2-0,01663) ф-
+ ... + ехр (—13-0,01663)1 ф- 40 = 137 °C;
ДГ = 333 4- 11 003 In 1(137 — 40)/(97 — 40 — 7,7) j = 894 с =
= 14,9 мин.
2. При нахождении ядра в воздухе при давлении 2 МПа
6' = (516 — 333)/3270 = 0,0563;
О14 = 7,7 [1 ф- ехр (—0,0563) ф- ехр (—2-0,0563) 4- .. 4-
4-ехр (—13-0,0563)1 4-40 = 116,7 °C;
АГ = 333 4- 3270 In 1(200 — 40)/(200 — 40 — 8,3) 1 =
= 500 с = 8,3 мин.
3. Прн нахождении ядра в фарфоровой покрышке
Ь' = (516 — 333)/(49 782) = 0,0037;
= 7,7 11 4-ехр (—0,0037) 4-ехр (-2-0,0037) 4- ... 4-
4- ехр (—13-0,0037)1 4- 40 = 145 °C;
АГ = 333 4- 49 782 In 1(200 — 40)/(200 — 40 — 7,7) ] =
— 2895 с = 48,1 мин
Влияние ШР на процесс восстановления напряжения на кон-
тактах Вк. 1. При к. з. за Вк, установленным в цепи мощных
трансформаторов. Процесс восстановления напряжения, в боль-
шинстве случаев имеющий одночастотиый характер, описывается
формулами (2-6) — (2-9). Начальная СВН пропорциональна току
отключения и параллельно присоединенным сопротивлениям R
и гш (см. рис. 2-11), т. е. при шунтирующем сопротивлении она
уменьшается в (1 4- Гщ/Т?) раз [см. формулу начальной СВН
на стр. 60].
2. При к. з. в непосредственной близости от Вк, подключен-
ного к шинам, если к нкм, кроме отключаемой линии, присоеди-
нены еще одна или несколько отходящих линий (см. рис. 2-17),
каждая с волновым сопротивлением гв. Волновое сопротивление
оказывает такое же влияние на работу Вк, как активное сопро-
тивление, подключенное параллельно контактам Вк. Эквива-
лентное волновое сопротивление при п отходящих линиях —
~ гъ!п, При шунтирующем сопротивлении гш скорость восста-
новления напряжения
duBC/dt =
где о = гш^п/1^ (^ш 4“ %п) !•
284
Начальная СВН является максимальной при t ~ 0;
^«вс I ___ I! л'____ш2п ______ <0^тгшгП
dt L=0 М L (гш + 2П) гш + 2п
При ШР скорость восстановления напряжения уменьшается
в 1 4- гв/гш = 1 4- гп/{пгш) раз, коэффициент превышения ампли-
туды первого пика в данном случае равен единице. С увеличением
числа отходящих линий влияние гш на СВН уменьшается. Так,
например, при одной отходящей линии и при гш = гъ = 450 Ом
СВН уменьшится в два раза, а при четырех отходящих линиях
и том же гш — всего в 1,25 раза. Поэтому ШР более эффективны
при небольшом числе отходящих линий.
3. При отключении неудаленного к. з. на линии (см. рис. 2-15)
«вс и СВН определяются формулами!
..Рмбш (ГН 4~ 2в)
вс L (гш + гв + 2в)
_ UM гш (гв 4~ 2в,*
dt L> Гщ 4~ гв -f-
где ?в — волновое сопротивление короткозамкнутой линии, Ом.
При ШР СВН на контактах Вк уменьшается в 1 4- (гв 4-
-р2в)/гп, раз.
Влияние собственной индуктивности ШР на процесс восста-
новления напряжения. Зависимости ывс и СВН от времени, по-
лагая собственную емкость ШР Сш равной нулю (рис. 5-7), по-
лучим в виде;
и — го/ Гщ 2в)
«вс — Ы1т г 1 1 ,

2
I X
х 1

(5-13)
^«вс __ бел (бв 4" гв) I
гЛ
(5-14)
актив-
L "
где Lm — собственная индуктивность ШР, Гн; гш — его
ное сопротивление, Ом; гв — волновое сопротивление, Ом; N =
“ 7в 4~ 2в-
Первые члены правой части этих формул представляют собой
значения «вс и du^Jdi при безындуктивном ШР, а вторые члены—
добавку к нвс и dnBC/dZ, обусловленную индуктивностью ШР.
В начальный момент времени (I =
=» 0) diivJdt повышается на вели-
чину ы1т№1(Гы ф- N) илн во
столько же раз (14- Л7гш), во
Рис, 5-7. Схема для определения влияния соб-
ственной индуктивности ШР на процесс вос-
становления напряжения
ze
т
•Ш |
285
Рис. 5-8. Схема для определения влияния ШР на коммутацию емкостных токов
(а) и индуктивных токов (б)
сколько безындуктивное сопротивление уменьшает СВН. Следова-
тельно, ШР с заметной индуктивностью не уменьшают начального
значения СВН.
Добавка к мвс изменяется от нуля (при t = 0) до наибольшего
значения ы1П1Кг1{гш 4- 7V), которого практически достигает через
промежуток времени tx — ЗЬш1(гш 4- АО; прирост dusJdt изме-
няется от максимального значения (при i = 0) №/(гш 4- N) до
нуля спустя тот же промежуток времени С-
Индуктивность ШР выбирается из соотношения
Дш < 0,2£7ВО (1 гш/№)/(<*>!т),
где б'вс — напряжение, восстанавливающееся на контактах Вк
до прихода первой отраженной волны.
Влияние емкости, шунтирующей контакты Вк, на процесс
восстановления напряжения. Контакты могут быть шунтированы
емкостью конденсаторов, используемых для выравнивания рас-
пределения напряжения между отдельными разрывами Вк, либо
на линейном конце В к может быть установлена предвключенная
емкость. Обе эти емкости (Сш на рис. 5-7) оказывают влияние на
характер восстановления напряжения. Зависимости i/BC и du^Jdt
от времени определяются уравнениями-
«вс = со7т riu + /v i + co/m с-2С(ш ’
fl _p—Q"t\
di ~~ m rm + N V e
где a = (гш 4- ЛО/^ГщСщ); N = 4- zB.
Приводим примерную зависимость duBCfdt от тока 1т и емко-
сти Сш:
Сш, Ф. . ... о
duactdt, кВ/мкс
при токе 1т . . 3,9
» » 2/пг ..... . 7,2
» » 4/т............. 14,0
1 2 4 6 8 Ю
2,7 2,5 2,2 1,9 1,6 1,4
5,5 4,4 3,9 2,8 2,6 2,5
9,2 7,1 5,5 4,4 4 3,8
Влияние ШР на коммутацию емкостных токов, г. е. токов
некагруженных воздушных и кабельных линий, а также кон-
денсаторных батарей. Эквивалентная схема этого случая соответ-
ствует рис. 5-8, а. Во время коммутации выключателем ненагру-
286
женных линий опасные перенапряжения могут возникнуть в .двух
основных режимах: при отключении ненагруженной линии, со-
провождающемся повторными пробоями, и при включении выклю-
чателя иа неиагружениую линию.
Сущность процесса отключения ненагруженной линии с не-
которым упрощением заключается в следующем:
1. Без ШР (гш = оо) после размыкания контактов А, Б дуга
емкостного тока обычно гасится при первом переходе тока через
нуль. Так как контур является емкостным, то ток в нем опережает
напряжение на угол, близкий к 90°. Поэтому в момент гашения
дуги напряжение на выводе А выключателя имеет амплитуду
Заряженная до такого напряжения емкость С2 остается заряжен-
ной после того, как она оказалась отделенной от питающей цепи.
Напряжение на выводе А продолжает изменяться по синусои-
дальному закону и через полпериода снова достигнет ампли-
туды илт, но с обратным знаком. В этот момент напряжение
между расходящимися контактами Л, 5, равное разности напря-
жения источника тока и напряжения заряженной емкости С2,
достигнет удвоенной амплитуды рабочего напряжения сети, т. е.
Если к этому моменту условная электрическая прочность
промежутка между расходящимися контактами окажется доста-
точно высокой и промежуток не будет пробит, то процесс отключе-
ния на этом закончится, так как в дальнейшем прочность про-
межутка по мере его удлинения будет еще больше увеличиваться,
а заряд емкости С2 будет уменьшаться вследствие потерь на утечки.
Если же размыкание контактов Вк произошло за несколько
миллисекунд до нуля тока, то напряжение, восстанавливающееся
на еще не полностью разошедшихся контактах, может оказаться
больше условной электрической прочности промежутка. В этом
случае возможны два вида пробоя последнего: повторное зажига-
ние, происходящее в течение первых 5 мс после отключения тока,
и повторный пробой, происходящий спустя более чем 5 мс после
отключения тока.
Повторное зажигание не приводит к опасным перенапряже-
ниям, а повторный пробой, особенно если он происходит вблизи
максимума напряжения, может сопровождаться весьма значи-
тельными коммутационными перенапряжениями, опасными для
изоляции.
Повторный пробой произойдет при двойном напряжении между
расходящимися контактами или даже ранее. Дуга, возникающая
при этом пробое, как проводник с относительно малым сопротив-
лением, дает возможность емкости С2 разрядиться на индуктив-
ность а затем и перезарядиться до напряжения Us, значи-
тельно большего, чем напряжение, которое было на емкости Са
до пробоя. После погасания дуги, вызванной первым пробоем,
емкости Ci и С2 окажутся электрически отделенными друг от друга.
Напряжение на выводе Б будет такое же, как и на емкости С2,
287
а напряжение на выводе А, изменяясь по синусоиде, достигнет
амплитуды Uа, но с обратным знаком. Напряжение между кон-
тактами А, Б будет равно разнос!и Uб — (—U а) - Например,
если Ub = Wа, то напряжение между контактами А, Б будет
3(7л- Если при этом произойдет второй повторный пробой, то
описанный выше процесс повторится и напряжение между кон-
тактами Д, Б достигнет значения 4(Лд и т. д. Таким образом,
повторные пробои межконтактного промежутка при отключении
емкостного тока могут сопровождаться весьма высокими перена-
пряжениями, опасными для изоляции. При каждом пробое про-
межутка возникают затухающие колебательные процессы.
При описании вышеприведенного процесса отключения емко-
стного тока для упрощения не были учтены некоторые сообра-
жения, например то, что пробои промежутка могут происходить
не обязательно при амплитуде напряжения. Прн учете подобных
факторов действительные перенапряжения оказываются несколько
меньше вышеприведенных.
Приводим расчетные кратности перенапряжений (по отноше-
нию к амплитуде фазного напряжения) при отключении ненагру-
жепных воздушных линий 220—750 кВ [54]:
Номинальное напряжение, кВ ... 220 330 500 750
Кратность перенапряжений: при одном пробое ........ 2,35 2,81 3,09 3,11
при нескольких повторных пробоях 3,45 4,07 4,25 4,40
В реальных условиях перенапряжения имеют значительный
разброс, в основном из-за случайности процесса восстановления
условной электрической прочности промежутка. Большое влияние
на характер и число повторных пробоев оказывает конструкция
Вк. Воздушные выключатели дают повторные зажигания сравни-
тельно редко, причем эти зажигания происходят в течение первых
5 мс после перехода тока через нуль и не приводят к опасным пере-
напряжениям. Масляные выключатели, наоборот, дают обычно
несколько повторных зажиганий при каждом отключении, вслед-
ствие чего перенапряжения могут быть большими.
Радикальным средством устранения перенапряжений, воз-
никающих при отключении емкостного тока, является создание
ДУ, способных выдерживать восстанавливающееся напряжение
без повторных зажиганий и пробоев, т е. ДУ, в которых холодная
прочность межконтактного промежутка возрастает очень быстро.
Последняя может быть повышена увеличением скорости расхо-
ждения контактов, увеличением давления сжатого газа в ДУ,
созданием более интенсивных потоков газа и масла в межконтакт-
ном промежутке, применением многократного разрыва н другими
мерами.
Однако очень быстрое повышение условной электрической
прочности межконтактиого промежутка, способствуя успешному
отключению емкостных токов, может затруднить отключение ма-
лых индуктивных токов (см. ниже).
288
Уменьшение перенапряжений, возникающих прн отключении
емкостного тока, может быть достигнуто установкой на отключае-
мой линии электромагнитного TH, который остается подключен-
ным к линии и после ее отключения. Через обмотку этого TH
происходит стекание заряда с емкости С2.
2. С шунтирующим сопротивлением гш (см. рис. 5-8, а) в про-
межутке времени между расхождением контактов Л, Б и оконча-
тельным размыканием цепи контактами вспомогательного раз-
рыва /, 2 емкость С2 остается соединенной с остальной частью кон-
тура через сопротивл ние и может разряжаться. Вследствие
этого напряжение на контактах /, 2 после погасания на них
дуги может оказаться значительно меньше, чем в цепи без сопро-
тивления что практически исключает повторные пробои.
Кроме того, сопротивление гш (а оно достаточно велико) оказы-
вается последовательно соединенным с емкостью С2, что умень-
шает фазовый сдвиг между током, проходящим через ШР, и на-
пряжением источника тока. В результате ток переходит через
нуль, когда напряжение источника тока меньше своей амплитуды,
а следовательно, остаточное напряжение на емкости С2 окажется
небольшим, что уменьшает вероятность повторных пробоев меж-
контактного промежутка.
Эффективность ШР зависит в первую очередь от соотношения
между сопротивлением гш и емкостным сопротивлением отклю-
чаемой цепи. Зависимость относительного напряжения на вы-
ключателе от параметров и С2 будет
~тг~ — —~Гп?—ft [ ( —> sin (at — со cos coz') — (ae~it(rwc2) 1
Um w2 4- 1/(гшС8) L \ гшС2 / J ’
(5-15)
где C2 — емкость линии, Ф; гш — сопротивление ШР, Ом; о —
промышленная угловая частота, с"1; Um — амплитуда фазного
напряжения, кВ.
Для примера приводим зависимость UjUm = f (гш) при
С2 = 1,5-10"6 Ф (что соответствует приблизительно длине линии
200 км) через 0,01 с после первого погасания дуги:
Гщ, Ом .... 1000 2000 3000 5000 10 000 оо
........... 0,18 0,41 0,70 1,05 1,41 2,00
С уменьшением гш облегчается работа главных контактов,
но утяжеляется работа вспомогательных контактов /, 2, отклю-
чающих сопровождающий ток ШР. Из (5-15) следует, что кратность
перенапряжений при постоянном гш зависит от емкости С2, т. е.
от длины линии.
Влияние ШР на отключение малых индуктивных токов (тока
холостого хода нлн малона груженного трансформатора, тока
шунтирующего реактора и др.). Отключение таких токов во мно-
гих случаях сопровождается значительными перенапряжениями,
кратность которых зависит от ряда причин, в том числе и принципа
Ю П,р В. В. Афанасьева 289
работы ДУ. В ДУ, в которых интенсивность воздействия дугога-
сящей среды на дугу определяется отключаемым током (автога-
зовые выключатели, масляные с простым разрывом под маслом
и др.), отключение малых индуктивных токов происходит без
перенапряжений.
В ДУ с независимой от тока интенсивностью воздействия дуго-
гасящей среды на дугу (Вк со сжатым газом, ВМ с активным воз-
действием масла и др.) отключение малых индуктивных токов со-
провождается перенапряжениями. В этих ДУ интенсивность воз-
действия дугогасящей среды на дугу определяется исходя из не-
обходимости гашения дуги при больших токах. При отключении же
малых токов (примерно до 100 А) такое интенсивное воздействие
среды на дугу может привести к внезапному обрыву (срезу) тока
на возрастающей или убывающей части кривой тока нли даже при
его максимальном значении ранее момента естественного перехода
тока через нуль. До момента среза ток t, проходящий через Вк,
характеризуется составляющими iL, ic и iR (см. рнс. 5-8, б).
На составляющую iLt определяемую током намагничивания, при-
ходится основная доля общего тока. На составляющие ic и iR,
определяемые емкостью С2 обмотки трансформатора и потерями
иа вихревые токи в его магннтопроводе, приходится лишь не-
большая часть общего тока. После среза ток внезапно изменяется
от £ср до нуля и контур источника тока с параметрами Сг
оказывается электрически разъединенным с контуром отключае-
мого трансформатора с параметрами £2 и С2 (если нет ШР в цепи
Вк). В каждом из этих контуров имеется определенный запас
электромагнитной и электростатической энергии. Ток в индук-
тивности £2 не может мгновенно оборваться и продолжается еще
некоторое время, циркулируя в контуре £2, С2, что приводит к по-
вышению напряжения на емкости С2 и соответственно иа индук-
тивности £2. Начальная СВН на промежутке в первом приближе-
нии будет du^Jdt = icp С2.
Запас электромагнитной энергии контура £2, С-г определяется
срезанным током гср и индуктивностью контура £2, а запас элек-
тростатической энергий — емкостью контура С2 и напряжением
на ней в момент среза тока Ucp. Если пренебречь потерями энергии
в контуре £2, С2, то вся электромагнитная энергия 1ГЭМ = 0,5£2г'ср
перейдет в электростатическую 1ГЭС = 0,56г £^ср» т. е. пойдет
на заряд емкости С2. При срезе тока на максимуме напряжение
источника тока и — 0, так как ток отстает от напряжения на 90°.
Тогда напряжение на индуктивности £2 будет равно напряжению
на Вк. Максимальное напряжение на индуктивности £2, если не
учитывать потерь энергии в контуре £2, С2 и в магнитопроводе
и считать, что срез тока произошел при его амплитуде Zm, будет
V L2/C2. Это так называемое ожидаемое напряжение,
т. е. напряжение, которое появится на индуктивности £2, если
вся электромагнитная энергия перейдет в электростатическую,
а электрическая прочность межконтактного промежутка Вк и
290
изоляция трансформатора будут неограниченно большими. В дей-
ствительности это напряжение не достигнет указанного значения
вследствие потерь энергии в трансформаторе, а также потому, что
срез тока в большинстве случаев происходит не при его амплитуде.
Частота колебательного процесса, возникшего в контуре, опреде-
ляется индуктивностью £2 и емкостью обмотки трансформатора
С2, а степень атухания (демпфирования) — эквивалентным со-
противлением /?2, обусловленным потерями в магнитопроводе
трансформатора на вихревые токи и перемагничивание.
После среза тока очень быстро восстанавливается электриче-
ская прочность межконтактного промежутка А—Б. Когда напря-
жение на емкости С2 достигнет разрядного напряжения этого про-
межутка, произойдет его пробой и емкость С2 начнет разряжаться
на емкость С\ в режиме затухающих высокочастотных колебаний.
Через промежуток начнет проходить ток разряда со значительной
амплитудой и частотой. При одном из переходов высокочастот-
ного тока через нуль ток в промежутке прекращается. При раз-
ряде емкость С2 практически теряет свой заряд, но энергия в от-
ключаемой индуктивности Ь2 остается еще достаточно большой.
Поэтому емкость С2 начинает снова заряжаться, а ожидаемое
напряжение на промежутке — снова увеличиваться, но с меньшей
крутизной и меньшей амплитудой, так как часть энергии контура
была израсходована при первом пробое. Однако электрическая
прочность промежутка и на этот раз ограничивает повышение на-
пряжения на емкости С2. Поэтому снова произойдет пробой, но
уже при более высоком напряжении, чем первый раз, так как за
время, прошедшее между первым и вторым пробоями, расстояние
между контактами увеличилось. Такой процесс будет повторяться
после каждого следующего пробоя.
Наибольший пик напряжения, возникающий после первого
среза, мог бы достигнуть ожидаемого напряжения. Последующие
пики напряжения будут все меньше и меньше вследствие потерь
в индуктивности и дуге. Повторные пробои могут повторяться не-
однократно, иногда десятки раз до тех пор, пока холодная проч-
ность межконтактного промежутка не окажется больше ампли-
туды напряжения очередного пика на емкости С2. Затем сле-
дуют свободные затухающие колебания напряжения в контуре
^2» С2-
Если бы холодная прочность межконтактного промежутка была
неограниченно большой, то пики напряжения, появляющиеся
на промежутке после каждого среза тока, могли бы существенно
превысить разрядные напряжения изоляции аппаратов и линии
и вызвать к. з. В реальных условиях холодная прочность межкон-
тактного промежутка существенно меньше, чем ожидаемые пики
напряжения.
Для уменьшения перенапряжений, возникающих при отклю-
чении малых индуктивных токов, необходимо, чтобы условная
холодная электрическая прочность межконтактного промежутка
Ю*
291
была возможно меньше. Однако для отключения емкостных токов
(см. выше) без повторных пробоев необходимо, чтобы холодная
прочность межконтактного промежутка и скорость ее нарастания
были возможно больше, особенно в первый полупериод. Высокая
холодная прочность должна быть и при других режимах работы
Вк. Отключение трансформатора с низкой стороны позволяет
уменьшить кратность перенапряжений при отключении малых
индуктивных токов.
Для уменьшения перенапряжений, возникающих при отклю-
чении малых индуктивных токов, применяются шунтирующие
резисторы с сопротивлением гш (см. рис. 5-8), имеющим вспомога-
тельные контакты 1, 2. После размыкания контактов А, Б и по-
гасания дуги на них сопротивление гш оказывается последова-
тельно соединенным с реактивным сопротивлением отключаемой
индуктивности н тем самым уменьшает ток в цепи, который должны
отключить контакты вспомогательного разрыва 1—2. При мень-
шем токе электромагнитная энергия в индуктивности L2 к моменту
размыкания контактов /, 2 окажется существенно меньше, а сле-
довательно, и ожидаемое напряжение тоже снизится. Кроме того,
электрическая связь между обоими контурами через сопротивле-
ние гш изменяет характер перезаряда емкостей после среза тока
так, что возникающие перенапряжения несколько уменьша-
ются.
Зависимость наибольшего напряжения на контактах выключа-
теля г/Е. м (при срезе тока на амплитуде) от шунтирующего сопро-
тивления гш имеет вид
Цв. м — 1,05гш<|й) (г,и -j- zB)l>
(5-16)
где Um — амплитуда наибольшего рабочего фазного напряже-
ния, кВ; ро = 1/К Т2С2; — угловая промышленная частота, с-1;
2В — jzL2/C2 — волновое сопротивление контура, Ом.
Значение гш может быть определено из формулы (5-16), если
задаться напряжением пв. м. Предварительное определение гш
(в омах) может быть произведено по формуле гш 300£/иом
илн гш « nBC/iCp, где — номинальное напряжение, кВ;
~~ Допустимое восстанавливающееся напряжение, В; гср —
ток среза, А.
При гш > 0,5 у Lz/C2 процесс — затухающий колебательный,
а при гт < 0,5 /L2,'Cz — затухающий апериодический.
При уменьшении гш по сравнению с гв, т. е. при уменьшении
отношения rmlzBt облегчается работа контактов /, Б и уменьшается
кратность возникающих на них перенапряжений, но одновременно
утяжеляется работа контактов /, 2. Ток, прерываемый ими, и
кратность перенапряжений на них увеличиваются. Приводим
зависимость кратности перенапряжений Апер = от отно-
292
тения гш/(0,5 £2/С2)на главных
тельных /, 2 для [V® = 20 154]:
Гш/(о,5Гь2/С2)................... о
Значение knep
для главных контактов ... О
для вспомогательных .... оо
контактах А, Б н вспомога-
0,25 0,5 0,75 1,0 1,5 2,0
2,4 4,3 5,4 6,8 8,9 11
8.5 5,0 3,8 3,1 2,3 1.9
Приемлемая кратность перенапряжений, примерно одинаковая
для обоих разрывов, имеет место при сопротивлении гш, несколько
меньшем половины zR. Это значение гщ обычно и принимается
за расчетное.
Наибольшая кратность перенапряжений имеет место при срезе
тока на амплитуде. Приводим зависимость кратности перена-
пряжений kcev от отношения тока среза icp к его амплитуде 1т
при различных гга:
• • Значение 0 0.25 0,5 0,75 1,0
при га) ~ оо 0 4,4 9.2 14,8 19,1
» Гщ “Zg . . . 0 2,7 5,1 5,1 11,0
» 'ш = о,5гв . , 0 1,9 3,8 5,5 7,3
Выбор значения гш. Выше было рассмотрено влияние L и С
на rIU при различных видах отключения к. з. и отключения малых
индуктивных и емкостных токов. Для каждого вида отключения
имеется свое оптимальное гш. Однако выключатель должен оди-
наково надежно отключать все токи. Поэтому приходится прини-
мать одно, некоторое среднее значение или применять двухступен-
чатое отключение (см. рис. 5-4, схема 2).
Наложение мощной дуги на маломощную (при значительном
предварительном растяжении маломощной дуги) может произойти
при отключении выключателем емкостного тока (йена гружен-
ная линия) или малого индуктивного тока (ток холостого хода
трансформатора) [54] н вызывается перенапряжениями, возника-
ющими при отключении указанных токов. При значительных пере-
напряжениях может произойти перекрьггие или пробой изоляции,
приводящие к короткому замыканию. Следовательно, маломощная
дуга практически мгновенно переходит в мощную с токами в ты-
сячи и десятки тысяч ампер, выделяющую очень большую энер-
гию. В результате может быть нарушена работа ДУ или даже
наступить его разрушение.
Особенно опасно наложение мощной дуги на маломощную для
масляных выключателей. Л1аломощная дуга имеет небольшой
диаметр и поэтому неспособна создать достаточно большой газо-
вый пузырь, т. е. масло находится вблизи дуги. Когда произошло
к з., через дуговой промежуток, имеющий к этому моменту до-
статочную длину, проходит большой ток, идет бурное разложение
масла с выделением значительного количества газов. Объем ДУ
весьма ограничен, и давление в нем нарастает чрезвычайно быстро,
293
практически как при взрыве. В результате может произойти
разрушение ДУ. Так, например, ДУ масляного выключателя
М КП-160, рассчитанное на отключение тока к. з. 13 кА, разруши-
лось при наложившемся токе к, з. всего 3,5 кА [6].
Воздушные выключатели легче переносят накладывающиеся
токи к. з., чем масляные, однако и в них такое наложение тока
может сказаться на их работоспособности, например привести
к закупорке сопл и к другим нарушениям работы.
5’3. МАСЛЯНЫЕ ВЫКЛЮЧАТЕЛИ
Краткая история развития масляных выключателей (МВ).
МВ появились в конце прошлого века и долгие годы являлись
единственным видом выключающего аппарата в цепях высокого
напряжения. Первые МВ представляли собой бак (резервуар)
круглой, овальной или прямоугольной формы. Сквозь крышку
этого бака проходили изоляторы, на нижних концах которых
закреплялись неподвижные контакты. Подвижный контакт, пере-
мыкающий два неподвижных контакта одного полюса, соединялся
с приводным механизмом посредством изоляционной тяги. Бак
заполнялся трансформаторным маслом до определенного уровня,
но так, что контактная система оказывалась полностью погружен-
ной в масло. Между поверхностью масла и крышкой бака нахо-
дился воздух при атмосферном давлении (воздушная подушка).
При отключении МВ его подвижный контакт отходит от не-
подвижных контактов и между ними возникают две дуги, включен-
ные последовательно (рис. 5-9, с). Под действием высокой тем-
пературы дуги окружающее ее масло испаряется и разлагается,
образуя вокруг дуги газовый пузырь. Процесс газообразования
протекает чрезвычайно быстро и бурно, а так как масса масла
Рис. 5-9. Схемы дугогасительных устройств масляных выключателей
294
обладает достаточно большой инерцией, то давление в газовом
пузыре очень быстро повышается и достигает достаточно большого
значения. По мере движения подвижного контакта длина дуг
и размеры газового пузыря увеличиваются. При некоторой длине
дуги в один из моментов перехода тока через нуль дуга гаснет
(см. § 2-1). Значительное количество водорода в газовом пузыре,
по существу, и определяет высокую дугогасящую способность
трансформаторного масла. Рассмотренный способ гашения дуги
в масле получил название простого разрыва под мас-
лом. В рассмотренном МВ масло служит не только дугогасящей
средой, но и изоляцией между разомкнутыми контактами одного
полюса (и контактами соседних полюсов, если все полюсы нахо-
дятся в одном баке). Бак МВ может быть заземлен или изолирован
от земли, например установкой его на изолятор. Если бак МВ
заземлен, то масло также является изоляцией между частями,
находящимися под напряжением и заземленными. Такие выклю-
чатели получили название баковых или многообъ-
емных МВ (МВ с большим объемом масла).
Если бак МВ изолирован, то масло может являться либо только
дугогасящей средой, либо одновременно дугогасящей средой и
изоляцией между разомкнутыми контактами одного полюса.
Такие выключатели получили название МВ с малым объ-
емом масла (малообъемные или маломасля-
н ы е).
Роль масла в МВ является их основным классификационным
признаком.
Баковые МВ подразделяются на однобаковые (когда токове-
дущие части трех полюсов находятся в одном общем баке) и трех-
баковые (когда токоведущие части каждого полюса находятся
в отдельном баке).
Малообъемные МВ подразделяются на одноразрывные (с одним
местом разрыва тока на полюс) и многоразрывные (с несколькими
местами разрыва тока на полюс).
При номинальных напряжениях 3—10 кВ и токах отключения
10—25 кА МВ с простым разрывом под маслом работали в энерго-
системах удовлетворительно. Однако с повышением номинального
напряжения до 20—35 кВ, а затем и до НО кВ, а также с увеличе-
нием токов отключения работа МВ с простым разрывом под маслом
становилась ненадежной. Одной из попыток улучшить работу
таких МВ явилось применение многократного разрыва, т. е. одно-
временного размыкания от 4 до 12 контактов, соединенных после-
довательно, и образования такого же числа дуг. Однако это меро-
приятие не дало существенного эффекта и от него пришлось отка-
заться. Для улучшения работы МВ были предложены специальные
дугогасительные устройства (ДУ), или, как они назывались вна-
чале, гасительные камеры.
Простая гасительная камера (рис. 5-9, б) представляет собой
корпус из металла (с изолированными стенками) или нз специаль-
295
ной пластмассы, имеющей достаточно большую механическую
прочность. В верхнем дне этого корпуса закрепляется неподвиж-
ный контакт, а в нижнем имеется отверстие для подвижного кон-
такта цилиндрической формы. Причем кольцевой зазор между
подвижным контактом и стенками отверстия в дне незначи-
телен.
Прн размыкании неподвижного и подрижного контактов между
ними возникает дуга и образуется газовый пузырь. Вследствие
небольшого объема ДУ давление в газовом пузыре существенно
больше, чем при простом разрыве под маслом, При выходе подвиж-
ного контакта из отверстия в донышке вслед за ним из ДУ выры-
вается поток газа и паров масла, находящихся под большим давле-
днием (газомасляное дутье). Этот момент наиболее благоприятен
для гашения дуги. Однако он может и не совпадать с моментом
прохождения тока через нуль, и тогда эффективность гашения дуги
существенно уменьшается. При отключении малых токов давление
в ДУ незначительно повышается и гашение дуги, по существу,
происходит так же, как и при простом разрыве под маслом
ДУ с принудительным масляным дутьем еще до выхода подвиж-
ного контакта из ДУ явились дальнейшим усовершенствованием
простой гасительной камеры.
В ДУ с продольным масляным дутьем (рис. 5-9, в) корпус
разделен изоляционной перегородкой с отверстиями на две части.
В центре перегородки расположен промежуточный контакт, кото-
рый может передвигаться на небольшое расстояние. В верхней
части корпуса закреплен неподвижный контакт, а в нижней
имеется отверстие для трубчатого подвижного контакта. Прн
включенном положении МВ неподвижный контакт соприкасается
с верхним торцом промежуточного контакта, а нижний торец
последнего—с подвижным контактом. При отключении начи-
нается одновременное перемещение подвижного и промежуточного
контактов, образуется промежуток между промежуточным и не-
подвижным контактами и между ними возникает дуга, называемая
генери рующей. Она создает давление внутри корпуса.
Промежуточный контакт проходит расстояние 15—20 мм и оста-
навливается Тогда между ним и подвижным контактом, продол-
жающим свое движение, возникает вторая луга, называемая
гасимой. Под действием давления, созданного генерирующей
дугой, масло устремляется к гасимой дуге, входит в тесное со-
прикосновение с ией и через полость трубчатого подвижного кон-
такта выходит в бак МВ, в котором масло находится под атмосфер-
ным давлением. Таким образом, эффективное воздействие газо-
масляной смеси па дугу происходит внутри ДУ еще до выхода
из него подвижного контакта, что способствует быстрому гашению
дуги при переходе тока через нуль.
В ДУ с поперечным масляным дутьем (рис. 5-9, а) к корпусу
присоединен набор изоляционных пластин с центральными от-
верстиями. Часть пластин (через одну) имеет по прорези (щели),
296
ведущей наружу. При размыкании неподвижного и подвижного
контакта между ними возникает дуга, создающая повышенное
давление в ДУ. Однако выход масла из ДУ через прорези в пла-
стинах закрыт подвижным контактом. После прохода подвижным
контактом первой щели открывается выход маслу из ДУ. Попереч-
ная струя масла входит в тесное соприкосновение с дугой, способ-
ствуя ее гашению. Если после открытия подвижным контактом
первой щели не произошло гашения дуги, то вскоре открывается
вторая щель и на дугу воздействуют уже две струи масла и т. д.
ДУ с масляным дутьем позволили существенно повысить на-
дежность работы МВ, увеличить их токи отключения и номиналь-
ные напряжения. Однако эффективность работы ДУ с масляным
дутьем сильно зависит от тока отключения. При больших токах
отключения давление в ДУ значительное и гашение дуги проис-
ходит успешно. При малых токах давление в ДУ небольшое и
эффективность гашения дуги понижается. Кроме того, давление
изменяется и за пол у период тока: оно больше при максимуме
тока и меньше при переходе тока через нуль. А для успешного га-
шения дуги именно при переходе тока через нуль необходимо воз-
можно более эффективное воздействие масла иа дугу.
Для некоторого выравнивания давления при отключении раз-
личных токов, а также при изменении тока за полупериод были
предложены следующие усовершенствования:
I. Введение в ДУ воздушной подушки. Для этого в верхней
части корпуса ДУ предусматривается закрытое пространство;
в нем при заполнении МВ маслом остается некоторый объем воз-
духа, который, сжимаясь, уменьшает давление в ДУ при макси-
мальном токе отключения, а разжимаясь, повышает давление при
уменьшении тока.
2. Введение воздушной подушки, образуемой пружинно-порш-
невым механизмом. Прн повышении давления в ДУ сверх установ-
ленного поршень, сжимая пружину, поднимается, увеличивая
объем ДУ н тем самым уменьшая давление в нем. При уменьшении
тока давление начинает уменьшаться, но поршень, опускаясь,
поддерживает давление на требуемом уровне
3. Изменение длины генерирующей дуги. Для этого неподвиж-
ный контакт рычажной системой соединяется с пружинно-порш-
невым механизмом, реагирующим на давление в ДУ. При повыше-
нии давления в ДУ сверх установленного поршень, поднимаясь,
перемещает неподвижный контакт, приближая его к промежуточ-
ному, так что расстояние между этими контактами и длина дуги
уменьшаются. При уменьшении давления поршневой механизм
разводит контакты, увеличивая длину дуги. В результате давле-
ние в ДУ поддерживается иа требуемом уровне.
4. Создание интенсивного масляного дутья, независимого от
тока. Такое дутье поперек дуги создается мощным пружинно-
поршневым механизмом при размыкании контактов. Такие вы-
ключатели получили название импульсных МВ. Однако из-за
297
Рнс, 5-10. Эволюция технических параметров бакового МВ на 220 кВ
J — масса трех полюсного выключателя с приводом без масла, кг; 2 — масса масла в трех-
полюсиом выключателе, кг; 3 — удельный расход материалов, кг/(МВ- А); 4 удельный
расход масла, кгДМВ.А)
сложности конструкции как самого МВ, так и привода к нему
импульсные МВ не получили распространения.
5. Применение камер встречно-поперечного дутья (рис. 5-9, д).
Совершенствование МВ шло не только по пути улучшения
работы ДУ, хотя это являлось главным, но и по пути улучшения
изоляционных конструкций и других элементов выключателя
(рис. 5-10).
Недостаток МВ — наличие в них масла, являющегося горючим
материалом, г. е. необходимость постоянно наблюдать за уровнем
масла и за его электрическими характеристиками. Последнее
особенно тщательно и регулярно должно проводиться в баковых
МВ. Кроме того, в баковых МВ при затянувшемся либо неудачном
отключении или же пробое изоляции чрезвычайно быстро обра-
зуется большое количество газов, в результате чего может про-
изойти взрыв МВ. Последствия такого взрыва могут оказаться
очень тяжелыми, так как масло, находящееся в МВ, в зависимости
от номинального напряжения имеет массу от нескольких десят-
ков до десятков тысяч килограммов (рис. 5-10, кривая 2). Однако
298
в современных конструкциях баковых МВ вероятность взрыва
весьма незначительна. Малообъемные МВ практически взрыво-
и пожаробезопасны.
Вследствие простоты конструкции и эксплуатации МВ полу»
чили широкое распространение в энергетике. В настоящее время
они изготавливаются на напряжения от 10 до 220 кВ, номинальные
токи от 200 до 11 200 А и токи отключения 90 кА.
В ДУ МВ любого исполнения под действием высокой темпе-
ратуры дуги происходит испарение масла и диссоциация паров
его. Вокруг дуги образуется газовый пузырь, заполненный на-
половину парами масла и наполовину продуктами его разложения.
Последние содержат примерно 70 % водорода (причем в области
дуги и ее ореола содержится атомарный водород), около 17 %
ацетилена, 9 % метана и другие газообразные углеводороды.
В очень малых количествах выделяется свободный углерод, кото-
рый может осаждаться на поверхности детали из изоляционных
материалов (в основном горизонтально расположенных). Водород
обладает наибольшей теплопроводностью и наименьшей вяз-
костью из всех газов. Эти свойства водорода определяют собой
его высокую охлаждающую способность и в значительной мере
объясняют хорошую дугогасящую способность масла. Кроме того,
нагреваемые дугой газы и пары масла стремятся расшириться,
чему препятствует инерция окружающего газовый пузырь масла
и стенки бака или ДУ. Поэтому давление в газовом пузыре даже
при простом размыкании контактов в масле повышается, достигая
0,5—I МПа и более. Повышенное давление ведет к увеличению
электрической прочности остаточного ствола дуги. В ДУ давление
намного выше.
В баковых МВ горячие газы, выходящие из камеры, попадают
в масло, в котором пары конденсируются, а газы охлаждаются
при прохождении сквозь слой масла над ДУ. В воздушное про-
странство между поверхностью масла и крышкой бака попадают
уже охлажденные газы. При недостаточной высоте слоя масла над
ДУ газы (водород, метан и др.) не успевают охладиться. Поступле-
ние же горячих газов в воздушное пространство может привести
к взрыву МВ. Недопустим выхлоп горячих газов и в атмосферу.
Поэтому масломасляные выключатели снабжаются маслоотдели-
телями, в которых конденсируются пары масла и охлаждаются
продукты его разложения.
Конструкции баковых МВ. Однобаковый выключатель типа
ВМЭ-6-200 предназначен для установки на экскаваторах (рис. 5-11).
В нем применен упрощенный вариант ДУ, представляющий собой
горизонтально расположенную фибровую трубку с отверстиями
по концам для неподвижных контактов и с контактной перемычкой
внутри. Привод ручной маховичный типа ПМ.
В баковом МВ типа М КП-35-1000-25 на 35 кВ (рис. 5-12) все
три полюса н привод смонтированы на общем сварном каркасе,
причем на крышке каждого полюса смонтированы все основные
299
Рис. 5-11 Однобаковый МВ типа ВМЭ-6-200
2200(2290)'
Рис. 5-12. Баковый МВ на 35 кВ
1 муфта для прохода кабеля; 2 — шкаф с приводом; 3 — ввод; 4 — маслоуказатель'.
б — каркас; 6 — лебедка; 7 — болт заземления; п скобках указаны размеры МВ со вво-
дами с изоляцией категории Б
300
Рис. 5-13. Полюс бакового
МВ типа У-110-2000-50 на
НО кВ
1 — бак; 2 — ввод маслонапол-
ненный; 3 — приводной меха-
низм; 4 — встроенные ТТ; 5 —
изоляция бака; С — изоляци-
онная тяга; 7 — дугогаснтель-
ное устройство; 8 — шунтиру-
ющий резистор
узлы выключателя.
Баки овальной формы.
На дне бака находится
устройство для подо-
грева масла. Подъем и
опускание бака осуще-
ствляются с помощью
лебедки 6. В к снабжен
ДУ с поперечным мас-
ляным дутьем. На каж-
дом вводе могут быть
размещены по два встро-
енных ТТ. Привод элек-
тромагнитный типа
ПЭ-31. Баковый МВ
типа С 25M-630-I0 ана-
логичен выключателю
типа МКП-35, но имеет
нес олько меньшие га-
бариты. Высота его
1940 мм, длина 1910 мм
и ширина 860 мм. При-
вод пружинный типа
ПП-67 или ПП-67К.
Баковый МВ на
110 кВ (рис. 5-13 и 5-14)
имеет три бака цилинд-
рической формы 1. На
крышке бака смонтиро-
ваны маслонаполненные
вводы 2, приводной ме-
ханизм 3, предохрани-
тельный клапан, коробки со встроенными ТТ и патрубки для за-
ливки масла. На каждом баке имеются лазы для доступа внутрь
бака и к устройству для подогрева масла, расположенному под
днищем бака. Изнутри стенки бака в несколько слоев изолиро-
ваны электрокартоном нли древеснослоистым пластиком 5. На
каждом полюсе может быть установлено до четырех встроенных
ТТ 4. Приводной механизм 3 сочленен с изоляционной тягой 6,
перемещающейся в вертикальном направлении, и с соединитель-
301
ной тягой, движущейся в горизонтальном направлении. Два ДУ 7
с шунтирующим резистором S закреплены на нижних концах
вводов 2.
В изоляционном корпусе ДУ 4 (рис. 5-15) закреплены по две
камеры поперечного масляного дутья 7, соединенные последова-
тельно посредством перемычки 6 с токоснимающими контактами.
В корпусе 4 закреплены торцевые неподвижные контакты 8.
Подвижная контактная система состоит из корпуса /, в который
ввернуты правый цилиндрический подвижный контакт 10 и изо-
ляционный стержень 5, в верхней части которого закреплен
левый подвижный контакт 5. При включении МВ подвижная тра-
верса с двумя цилиндрическими контактами (на рисунке не по-
казана) поднимается и входит в соприкосновение с корпусом 1.
При последующем ее движении вместе с ней поднимаются подвиж-
ные контакты 5 и 10 и входят соответственно в неподвижные кон-
такты 8 н 9, осуществляя замыкание цепи МВ.
При отключении МВ подвижная траверса вместе с контак-
тами 5 и 10 опускается и происходит размыкание подвижных кон-
тактов 5 и 10 с неподвижными контактами 8 и 9 и возникновение
двух дуг, которые гасятся в камерах масляного дутья 7. Ходу
подвижных контактов способствует пружина 2.
302
Рис. 5-15. ДУ поперечного масляного
дутья
Газы, выходящие из ДУ, со-
общают слою масла, находя-
щемуся над ними, большую
кинетическую энергию. Разо-
гнавшееся масло ударяется о
крышку бака. Скорость масла
в момент удара может дости-
гать 10—20 м/с. В результате
удара масла о крышку возни-
кает усилие, направленное
вверх, а при падении масла—
усилие, направленное вниз
(табл. 5-11). Все три полюса
управляются одним электро-
магнитным нли пневматическим
приводом типа ПЭ-44, установ-
ленным на первом полюсе. При-
вод посредством тяг связан
с механизмами всех трех по-
люсов.
Конструкции маломасляных
выключателей. Ранее широко
применялся МВ типа ВМГ-133.
Затем вместо него стали выпу-
скать модифицированные кон-
струкции ВЛ1Г-10, ВМГП-10
и В МП-10. Выключатели
ВМГП-10 (рис. 5-16) и ВМП-10У
(рис. 5-17) имеют сварную ра-
му, являющуюся их основанием.
На раме установлены фарфоро-
вые изоляторы. На этих изоля-
торах закреплено ДУ попереч-
ного масляного дутья.
Разновидностью МВ типа
ВМП-10 являются выключатели
со встроенными пружинными
или электромагнитными приво-
дами (выключатели серий ВМПП и ВМПЭ), предназначенные преи-
мущественно для установки в КРУ (рнс. 5-18). Приводы располо-
жены внутри рамы Вк. Наибольшее число операций отключения
и включения, которое способен совершить пружинный привод при
полностью заведенных рабочих пружинах привода (без подза-
вода), — трн. Время завода рабочих пружин привода на три
операции при минимальном напряжении сети не более 30 с.
303
Таблица S-П. Усилия, возникающие при работе МВ
Тип выключателя Место приложения усилия Усилие, кН
вниз вверх
C-35M-630-I0 20 15
С-35-3200/200-50 По оси среднего полюса 60 40
МКП-35-1000-25 80 60
ВМК-35 20 15
МКП-1ЮБ-1000/630-20 70 40
У-110-2000-40 По оси каждого полюса 70 40
У-110-2000-50 120 100
У-220-25 300 150
ВМТ-Л0Б По оси обеих фунда- 20 3
ВМТ-220Б ментных опор 15 2
Примечание. При расчете фундамента усилие, указанное в таб-
лице, следует удвоить.
Рис. 5-16. Малообъемный МВ типа ВМГП-10
1 — подвижный контакт; 2 изоляционный рычаг; 3 — главный вал; 4 — рама; 5
опорный изолятор; 6 — ДУ
304
774
Рис. 5-17. Малообъемный МВ типа В МП-1 ОУ
1 — ДУ; 2 «— механизм; 3 — изолятор; 4 — рама
Выключатели типов МГГ-10, МГУ-20 и ВГМ-20 рассчитаны
на номинальные токи от 2000 до 11 200 А (рис. 5-19). Выключа-
тель представляет собой трехполюсный аппарат, управляемый
отдельно стоящим электромагнитным приводом. Все три полюса
смонтированы на сварной раме 1, внутри которой расположен
приводной механизм, предназначенный для передачи движения
от привода к подвижным контактам 4 при помощи изоляционных
тяг. На раме, на опорных изоляторах 2 установлены шесть ДУ 3.
Рис. Б-18. Малообъемный МВ типа ВМПП-10
305
320
320
Рис. 5-19. Малообъемный МВ типа МГГ-10-5000-63УЗ
1 — рама с механизмом; 2 — опорный изолятор; 3 — ДУ; 4 — главные контакты; 5 •-=
изоляционная тяга
В МГУ-20 и ВГМ-20 между полюсами установлены изоляционные
перегородки.
Маломасляный выключатель типа ВМТ-110Б на 110 кВ
(рис. 5-20) имеет один разрыв на полюс. Все три полюса установ-
лены на общем сварном основании — раме 5, к которой прикреплен
также и пружинный привод 1 типа ППК-2300.
Полюс выключателя представляет собой маслонаполненную
колонну, состоящую из опорного и камерного изоляторов, в кото-
ром расположены ~ДУ 3 с токовыми выводами 4, механизм управле-
ния и электронагревательное устройство. Неподвижный контакт
одноразрывного дугогасительного устройства, расположенного
в камерном изоляторе, жестко укреплен на верхнем фланце с вы-
водом 4. На неподвижном контакте закреплена камера встречно-
поперечного дутья. Камерный изолятор закрыт сверху колпаком
Колпак снабжен манометром для контроля избыточного давления
в дугогасительном устройстве, приспособлением для заполнения
сжатым газом и для его выпуска, выпускным автоматическим кла-
306
Рис, 5-20, Малообъемный МВ типа ВМТ-ПОБ
1 — привод ППК-2300; 2 — изолятор опорный; 3 — дугогасительаое устройство; 4
вывод; 5 рама
паном, поддерживающим избыточное давление на требуемом
уровне, и указателем уровня трансформаторного масла. Внутри
камерного изолятора установлен стеклоэпоксидный цилиндр,
воспринимающий механические напряжения при работе выклю-
чателя. Полюсы выключателя заливаются трансформаторным
маслом по ГОСТ 982—80, ГОСТ 10121—76 или арктическим транс-
форматорным маслом по ТУЗЗ 101169—79, а при установке в райо-
нах с холодным климатом — только арктическим трансформатор-
ным маслом. Внутри опорного изолятора размещены изоляцион-
ные тяги, связывающие подвижный контакт с механизмом управ-
ления.
Надежность работы выключателя без повторных пробоев
в режиме отключения емкостных токов ненагруженных линий
электропередачи обеспечивается герметизацией маслонаполненных
колонн, находящихся под постоянным избыточным давлением
газа (0,5—1 МПа), предпочтительно азота с относительной влаж-
ностью не более 25 %. Избыточное давление поддерживает высокую
электрическую прочность междуконтактного промежутка, повы-
шает износостойкость контактов, способствует сохранению высо-
кой электрической прочности внутренней изоляции вне зависи-
мости от внешних условий. Оно создается сжатым газом, подавае-
мым от баллонов или компрессора, перед вводом выключателя
307
Таблица 5*12. Основные технические данные
Тип выключателя Номи- нальное напря- жение, кВ Номиналь- ный ток. А Номи- нальный ток отклю- чения, кА Элск- троди- нами- ческая стой- кость, кА Терми- ческая СТОЙ- КОСТЬ, кА
Масляные
ВМЭ-6-200 6 200 4 10 4
МКП-35-1000-25 35 1000 25 64 25
ВТД-35-630-12,5 35 630 12,5 31 12,5
ВТД-35-800-12,5 800
У-35-2000-40 35 2 000 40 102 40
С-35М-630-10 35 630 10 26 10
С-35-3200/2000-50 35 3 200;2 000 50 127 50
МКП-1 JOB-1000/630-20 ПО 1 000, 630 20 52 20
У-110-2000-40 110 2 000 40 102 40
У-110-2000-50 110 2 000 50 135 50
У-220-1000/2000-25 220 1 000; 2 000 25 64 25
Масляные малообъемные
ВМГ-10-630-20 1000-20 10 630 1000 20 52 20
ВМГП-10-630-20 1000-20 10 630 1000 20 52 20
ВМПП-10-630-20 630
1000-20 10 1000 20 52 20
1600-20 1600
ВМПП-10-630-31,5 630
1000-31,5 10 1000 31,5 80 31,5
1600-31,5 1600
ВМПЭ-10-630-20 630
1000-20 10 1000 20 52 20
1600-20 1600
ВМПЭ-10-630-31,5 630
1000-31,5 10 1000 31,5 80 31,5
1600-31,5 1600
ВММ-10, ВММ-10А 10 400 10 25 10
308
выключателей выпускаемых б Советском Союзе
Бремя, с Масса, кг Привод
включения отключения выключа- теля с приводом масла
без привода с приводом
многообъемныс
0,4 0,05 0,14 0,8 64 2 580 16 800 ПМ-300 ПШЭ-31
— / 0,06 \ * \ 0,12 ) / 0,09 \ * \ 0,15 ) 866 300 ПШЭ-11 ПП-67
0,4 «)• 0,7 0,6 0,8 (»‘ / О,2»5 \ * \ 0,8 } (маломаслянь 0,3 0,05 0,05 0,055 0,05 0,06 0,05 0,05 ie) 0,08 0,08 0,08 0,055—0,08 0,08 0,08 0,08 0,1/0,12 3 000 896 (953) 4 140 8 400 10 700 9 500 28 000 145 900 230 1 040 8 000 8 000 5 700 27(00 4,5 ШПЭ-36 ШПЭ-12 1111-67 ШПЭ-38 ШПЭ-33 ШПЭ-44 ШПВ-47 ШПЭ-46 ШПВ-45П ШПЭ-44-И ПЭ-11 ПП-67
0.3 — 0,12 140 4,5 ППВ-10
0.2 0,09 0,1 225 5,5 Пружинный
0,2 0,09 0,1 225 5,5 Пружинный
0,3 0,07 0,095 220 5,5 Электромагнит- ный встроенный
0,3 0,07 0,695 220 5,5 То же
0,2 0,1 0,12 90 3,5 Пружинный встроенный
309
Тип выключателя Номи- нальное напря- жение, кВ Номиналь- ный ток, А ! Номи- нальный I ток отклю- 1 чення, кА Элек- троди- нами- ческая стой- кость, кА Терми- ческая стой- кость, кА
ВК-10-630-20 630
(000-20 10 1 000 20 52 20
1600-20 1 600
ВК-10-6<з0-31,5 630
1000-31,5 10 1 000 31,5 80 31,5
1600-31,5 1 600
МГГ-10-3200-45 10 3 200 45 120 45
4000-45 10 4000 45 120 45
5000-45 10 5 600 45 120 45
5000-63 10 5 000 63/58 170 64
МГУ-20 20 6 300 90 300 90
ВГМ-20-90/11200 20 11 200 90 320 105
ВМ К-27,5П-1000/10 27,5 1 000 10 27 10 <5с)
ВМК-27.5Э-1000/15 27,5 1 000 15 40 15 (5с)
ВМК-35В 35 1 000 16 45 16,5
ВМК-35Э 35 1 000 16 45 16,5
ВМТ-ПОБ 110 1 000 20 52 20
ВМТ-220Б 220 1 000 20 52 20
Примечание. Длительность чока термической стойкости для аппара-
* Время срабатывания зависит от типа привода, указанного в последнем
в эксплуатацию и сохраняется без пополнения вплоть до очередной
ревизии.
Выключатель типа ВМТ-220Б на 220 кВ максимально унифи-
цирован с Вк типа ВМТ-110Б. Он состоит из трех отдельных
полюсов, установленных на отдельных рамах-основаниях. Полюс
выключателя содержит две маслонаполненные колонны, в кото-
рых дугогасительные устройства установлены на сдвоенных опор-
ных изоляторах и соединены последовательно шиной. Для равно-
мерного распределения напряжения по дугогасительным устрой-
ствам к ним подключены шунтирующие конденсаторы. Каждый
полюс управляется пружинным приводом ППК-1800.
Технические данные отечественных МВ приведены в табл. 5-12.
5-4. ВОЗДУШНЫЕ ВЫКЛЮЧАТЕЛИ
Развитие воздушных выключателей (ВВ). Использование сжа-
того воздуха для гашения электрической дуги в выключателях
было предложено еще в конце XIX века. Однако из-за недостаточ-
310
Продолжение табл. 5~12
Время, с Масса, кг Привод
включения отключения выключа- теля с приводом масла
без привода с приводом
160 12
0,075 0,05 0,07 160 12
190 12 Пружинный

160 12
0,075 0,05 0,07 160 12
190 12
0,4 0,12 0,14
0,4 0,1 0,12 0,12 0,14 0,14 900 25 ПЭ-21
0,4 0,12 0,14
0,8 0,15 0,2 2 950 55 ПС-31
0,7 0,15 0,2 3 100 60 ПС-31
0,09 0,055 0,095 435 30 Пружинный
0,24 0,07 0,1 740 40 ПЭ-31
0.11 0,05 0,08 710 100 Пневматический
0,24 0,08 0,11 710 100 ПЭ-31
0,2 - — 0,08 2 000 260 ППК-2300
0,2 — 0,08 6 300 840 ППК-1800
гов на 3—35 кВ равна 4 с, для аппаратов на НО кВ и выше— 3 с.
толбце.
него уровня научно-исследовательских работ в этой области
в то время и технических трудностей, связанных с применением
сжатого воздуха в Вк, осуществление этого предложения задер-
жалось на несколько десятков лет. Первые промышленные об-
разцы воздушных выключателей на 10 кВ появились в 1929 г.,
а затем постепенно в небольших количествах начался выпуск ВВ
и на более высокие напряжения (до 110 кВ). Однако быстрое раз-
витие ВВ на все классы напряжения началось лишь в 1945—
1950 годах.
Виды воздушного дутья, т. е. подачи сжатого воздуха в зону
Дуги:
1. Продольное воздушное дутье, при котором сжатый воздух
движется вдоль дуги (направление движения воздуха показано на
рисунке стрелками); используются три разновидности продоль-
ного дутья:
а) дутье между двумя сплошными контактами (рис. 5-21, я);
311
Рис, 5-2 i. Виды воздушного дутья
6) дутье между двумя контактами, один из которых сплошной,
а другой полый (рис. 5-21, б); через полый контакт сжатый воз-
дух выходит в атмосферу;
в) дутье между двумя полыми контактами одного внутреннего
диаметра — симметричное дутье (рис. 5-21, в).
2. Дутье между двумя полыми контактами с различными вну-
тренними диаметрами — несимметричное дутье (рис. 5-21, г).
Нанлучшие условия гашения дуги в продольном потоке воз-
духа имеют место, когда расстояние между контактами немного
больше половины внутреннего диаметра полого контакта при дву-
стороннем симметричном дутье и четверти внутреннего диаметра
полого контакта при одностороннем дутье. Практически это рас-
стояние составляет 25—50 мм в зависимости от номинального на-
пряжения ВВ При таком небольшом расстоянии между контак-
тами напряжение, которое может быть приложено между ними
в момент гашения дуги, не превосходит 35—60 кВ при давлении
2 МПа и 80—125 кВ при давлении 4 МПа. Поэтому ДУ выключа-
телей на номинальное напряжение 110 кВ и выше имеют несколько
контактных промежутков (разрывов), соединенных последова-
тельно. ВВ с продольным воздушным дутьем выпускаются на все
номинальные напряжения вплоть до 1150 кВ
При полых контактах дуга сдувается потоком сжатого воздуха
с торцевых рабочих поверхностей контактов на их внутреннюю
поверхность, чем достигается незначительный износ рабочих кон-
тактных поверхностей. Кроме того, потоки плазмы, выходящие
с поверхности электродов у обоих оснований дуги, не попадают
в пространство между контактами и не оказывают влияния на
восстановление его электрической прочности. Прн продольном
воздушном дутье детали из изоляционных материалов не сопри-
касаются ни с самой дугой, ни с раскаленными ею газами.
Закупорка сопла у торца полого контакта уменьшает интен-
сивность воздушного дутья. Дуга за очень короткое время сильно
нагревает воздух, соприкасающийся с ней. Происходит расшире-
ние воздуха и значительное повышение давления в сопле, противо-
312
действующее основному потоку. Оно уменьшает скорость исте-
чения воздуха из сопла, вследствие чего сильно уменьшается
эффективность охлаждения дуги. При большом отключаемом
токе (или малом диаметре сопла) противодавление может ока-
заться больше давления поступающего воздуха, т. е. произойдет
полная закупорка сопла и воздушное дутье прекратится. Поэтому
диаметр сопла выбирается таким, чтобы при номинальном токе
отключения, когда противодавление наибольшее, скорость воз-
духа не была меньше 10—12 м/с.
3. Поперечное воздушное дутье (рис. 5-21, д), при котором
направление движения сжатого воздуха перпендикулярно дуге.
При размыкании неподвижного контакта 1 и подвижного 3 между
ними возникает дуга, которая потоком сжатого воздуха сдувается
с рабочих поверхностей контактов на их дугогасительные поверх-
ности и одновременно вдувается в первую щель, образованную
изоляционными перегородками 2. По мере дальнейшего опускания
контакта 3 открывается вторая щель, в которую вдувается дуга,
и т. д. В результате дуга удлиняется, принимая форму зигзага,
и эффективно охлаждается сжатым воздухом. Для защиты пере-
городок 2 от обугливания дугой они полностью или частично
(на участке, который может соприкасаться с дугой) выполняются
из газогенерирующего материала, например из фибры. При со-
прикосновении дуги с поверхностью фибры с последней бурно вы-
деляются газы, способствуя дополнительному охлаждению дуги.
Этот вид дутья нашел ограниченное применение из-за наличия
органической изоляции, соприкасающейся с дугой, больших
габаритных размеров и сложности ДУ. Он использовался лишь
в ВВ типа ВВ-15 на 15,75 кВ, 5500 А, установленных в генератор-
ных цепях Куйбышевской и Волгоградской ГЭС.
Основные конструктивные схемы ВВ приведены на рис. 5-22.
Схема. № 1. ДУ здесь с импульсными контактами и с внешним
отделителем (Од). Контакты ДУ н Од соединены последовательно
и имеют пневмопоршневые механизмы. Когда ВВ включен, кон-
такты ДУ под действием пружин замкнуты. Замкнуты и кон-
такты Од. Подвижный контакт Од представляет собой нож 5,
который поворачивается в вертикальной плоскости на заданный
угол. При включенном положении ВВ сжатый воздух находится
только в заземленном резервуаре 1.
При отключении В В открывается дутьевой клапан 2 и сжатый
воздух из резервуара 1 через полый опорный изолятор 3 (или
через изоляционную трубу, установленную в нем) поступает
в ДУ, где разводит полые контакты 4 и гаснт возникшую на них
дугу. Воздух, проходящий вдоль дуги, выходит через полые кон-
такты наружу. Спустя время, несколько превышающее время
гашения дуги, сжатый воздух поступает в пневматический при-
вод Од и начинает поворачивать нож 5 против часовой стрелки.
Происходит размыкание ножа 5 с неподвижным контактом 6,
установленным на опорном изоляторе 7, Когда нож 5 отойдет от
313

Рис. 5-22. Схемы воздушных выключателей
контакта 6 на требуемое расстояние, клапан 2 закрывается, прекра-
щая поступление сжатого воздуха в полость изолятора 3 и в ДУ.
Положение контактов ДУ и Од в момент закрытия клапана 2
показано на схеме № 1. Затем давление сжатого воздуха в ДУ
и в полости изолятора 3 постепенно понижается вследствие вы-
хода воздуха в атмосферу через полые контакты 4. Однако оно
остается еще достаточным для доведения ножа 5 до отключенного
положения, показанного штрихпунктирной линией, при котором
обеспечивается необходимый изоляционный промежуток между
контактом 6 и ножом 5. При некотором давлении в ДУ контакты 4
под действием контактных пружин замыкаются. На этом процесс
отключения заканчивается. Так как контакты 4 размыкаются
только на время отключения ВВ, то такие ДУ называются ДУ
с импульсными контактами. Од служит для обеспечения необ-
ходимого изоляционного промежутка при отключенном положе-
нии ВВ, поскольку контакты 4 в это время замкнуты. Контакты Од
размыкаются и замыкаются в воздухе при атмосферном давлении.
314
Включение ВВ как вхолостую, так и на ток нагрузки или ток
к. з осуществляется только поворотом ножа 5 по часовой стрелке
при вхождении его в контакт 6. Схема № 1 используется в ВВ
внутренней установки, а также использовалась в первой серии
отечественных ВВ на ПО—500 кВ. В выключателях на ПО кВ
в ДУ было два разрыва, размещенных один над другим, на
154 кВ — 3 разрыва, на 220 кВ — 4 н на 500 кВ — 8 разрывов.
При вертикальном расположении разрывов напряжение между
ними распределяется неравномерно. Наиболее нагруженным ока-
зывается верхний разрыв. Для некоторого выравнивания распре-
деления напряжения между разрывами параллельно последним
подключаются высокоомные шунтирующие резисторы. Ток рези-
стора отключается ножом Од.
Давление воздуха в ДУ во время гашения дуги равно примерно
половине давления воздуха в резервуаре, т. е. свойства сжатого
воздуха используются недостаточно эффективно. Разрывы ДУ
находятся в различных газодинамических условиях, причем ниж-
ние в лучших условиях, чем верхние. Следовательно, эффектив-
ность гашения дуги в разрывах неодинакова.
Од должен надежно работать при порывистом ветре, в условиях
гололеда и при прочих внешних воздействиях, что существенно
усложняет его конструкцию.
Некоторым видоизменением схемы № 1 является схема В В
с внутренним отделителем. Различие следующее: полый нижний
контакт посредством изоляционной тяги соединяется с пневмо-
приводом, расположенным иа раме ВВ. Верхний контакт импульс-
ного типа имеет поршневой механизм. Прн подаче сжатого воздуха
нз резервуара в полый изолятор и ДУ верхний контакт последнего
поднимается на некоторое расстояние. После погасания дуги,
возникающей между контактами, под действием пневмопривода
опускается нижний контакт на необходимое изоляционное расстоя-
ние в воздухе при атмосферном давлении. К концу хода ннжнего
контакта прекращалось поступление сжатого воздуха в ДУ,
давление в нем понижалось и верхний контакт возвращался в пер-
воначальное положение. Включение ВВ осуществлялось перемеще-
нием нижнего контакта в обратном направлении. Внутреннее
расположение Од защищало его от внешних атмосферных воздей-
ствий. Такую схему имели ВВ на 35 кВ первых выпусков.
Схема № 2 отличается от первых двух схем только конструк-
цией Од. Его контакты 6 н 7 находятся внутри полого изолятора,
при этом полый контакт 6 имеет выхлопное отверстие и закреплен
неподвижно. Его полость соединена с замкнутым объемом 5.
Контакт 7 — подвижный. Он имеет пневмомеханнзм и контактную
пружину, прижимающую его к контакту 6. Размыкание контак-
тов 4 происходит так же, как в ВВ по схеме № 1. Спустя некоторое
время после погасания дуги тарелка клапана Р, передвигаясь
слева направо, открывает выход сжатому воздуху из резервуара 1
в полости изолятора 8 и Од, одновременно закрывая отверстие 10,
сообщающее эти полости с атмосферой. Под действием сжатого
воздуха контакт 7 отходит от контакта 6, сжимая пружину. Дуга,
возникшая между ними, гасится продольной струей воздуха,
выхлоп которого происходит в замкнутый объем 5. В нижнем
положении контакт 7 прижимается к резиновой прокладке, про-
исходит герметизация полости Од и удержание контакта 7 в этом
положении, пока ВВ отключен. В разомкнутом положении кон-
такты 6 и 7 находятся в среде сжатого воздуха (воздухонапол-
иенпый Од), что позволяет уменьшить габариты Од. Давление
сжатого воздуха в резервуаре 1 и в Од становится одинаковым.
Положение контактов ДУ и Од после закрытия клапана 2 изобра-
жено на схеме № 2.
При включении В В тарелка клапана 9 перемещается справа
налево, закрывая выход воздуху из резервуара 1 в полость изо-
лятора 8 и открывая выход воздуху, находящемуся в этой полости,
в атмосферу. Давление в ДУ понижается, и его контакты 6 и 7
под действием контактных пружин смыкаются, осуществляя
включение В В
Работа воздухонаиолненного Од не зависит от внешних усло-
вий. Он может отключать значительно большие токи, чем наруж-
ный Од. Следовательно, имеется возможность снабжать ВВ шун-
тирующими резисторами с меньшим сопротивлением, способным
понизить СВН. Уменьшается также и длина дуги при включе-
нии ВВ.
Недостатком воздухонаполненного Од является то, что при
отключенном положении ВВ фарфоровые изоляторы постоянно
находятся под давлением.
Схема № 3. На заземленном резервуаре 1 установлен полый
опорный изолятор 2, на верхнем торце которого закреплено ДУ 3
с двумя разрывами. На одном опорном изоляторе может быть уста-
новлено и два ДУ, расположенных в горизонтальной плоскости на
некотором расстоянии друг от друга и соединенных последова-
тельно. При необходимости иметь большее число разрывов каж-
дое ДУ (или два ДУ) устанавливается на отдельном опорном
изоляторе. Все ДУ находятся в одинаковых газодинамических
условиях, так как поток воздуха, входящий в ДУ из опорного
изолятора, разделяется на два илн четыре симметричных потока.
С повышением номинального напряжения увеличивается высота
опорного изолятора, а следовательно, время срабатывания ВВ.
Схема № 3 может иметь три варианта исполнения.
Первый вариант- ДУ — импульсного типа. Резер-
вуар отделен от опорного изолятора дутьевым клапаном (на
рисунке не показан). Последовательно с контактами ДУ 4 включен
отделитель горизонтально- или вертикально-поворотного типа
Второй вариант. Резервуар /, полости изолятора 2
и ДУ 3 постоянно заполнены сжатым воздухом как при включен-
ном, так и при отключенном положении ВВ. При отключении ВВ
из системы клапанов, управляющих перемещением контактов 4,
316
Рис. 5'23. ВВ типа ВВГ-20
происходит сброс (или подача) сжатого воздуха. Вследствие этого
контакты 4 совершают двухступенчатое движение. Вначале онн
расходятся на небольшое расстояние, оптимальное для гашения
дуги. После погасания дуги контакты еще несколько передви-
гаются, создавая необходимый изоляционный промежуток для
обеспечения надлежащей электрической прочности в отключенном
положении ВВ, т. е. они выполняют роль отделителя. Условия га-
шения дуги здесь лучше, чем в ВВ по первому варианту.
Третий вариант. Между разрывами ДУ находится
дополнительный резервуар 5, емкость которого достаточна для
обеспечения заданного числа операций. Резервуары 1 и 5 соеди-
няются изоляционным воздухопроводом небольшого диаметра.
Схема № 4 отличается от схемы № 3 тем, что вся контактная
система ДУ находится внутри дополнительного резервуара, яв-
ляющегося основой модуля 3 Подвод тока к контактам осуще-
ствляется посредством вводов. Полость модуля 3 соединяется
изоляционной трубкой с резервуаром / для сжатого воздуха.
Объем сжатого воздуха, находящегося в модуле, достаточен для
выполнения заданного числа операций. Гашение дуги происходит
при том же давлении, что и в резервуаре, т. е. при номинальном
давлении воздуха, а не при пониженном, как это было в предыду-
щих схемах.
Схема может иметь два исполнения; с двумя полыми контактами
(слева от оси схемы) и со сплошными контактами (справа от оси).
Конструкции выключателей. Выключатель типа ВВГ-20
(рис. 5-23) рассчитан на номинальное напряжение 20 кВ, номиналь-
ный ток 12 500 А без принудительного воздушного охлаждения и
20 000 А при принудительном воздушном охлаждении. Номи-
нальное давление воздуха 2 МПа. Выключатель имеет пополюснсе
исполнение. Между полюсами выключателя на 12 500 А установ-
317
лены изоляционные перегородки. Главный токоведущий контур
состоит из медных шин /, соединенных иожом разъединителя 2.
Дугогасительный контур состоит из двух основных дугогаситель-
ных устройств 3 и 5, соединенных последовательно ножом отде-
лителя 10, и вспомогательного ДУ 6, подключенного параллельно
ДУ 5. Основные ДУ шунтированы резисторами 4 н 9 (по 0,8 Ом
каждый) Вспомогательное ДУ 6 шунтировано резистором 8
(14 Ом), который автоматически подключается через искровой
промежуток 7 таким образом, что на контактах 6 и 7 дуга гасится
общим потоком воздуха. В выхлопных каналах ДУ установлены
пластинчатые охладители воздуха, нагретого дугой.
Во включенном положения основная часть тока проходит через
главный токоведущий контур. При отключении сначала раз-
мыкается нож разъединителя 2 и ток переходит в дугогасительный
контур. После этого размыкаются контакты 3 и 5 основных ДУ
и происходит гашение дуги, шунтированной резисторами 4 и 9.
Теперь ток проходит через резисторы 4 и 9, нож отделителя 10
и контакты вспомогательного ДУ 6. Дуга, возникшая на контак-
тах 6, обычно гасится сжатым воздухом прн прохождении тока
через нуль. При большой скорости восстановления напряжения
пробивается искровой промежуток 7 и в дугогасительном кон-
туре вновь возникает ток, но уже ограниченный резисторами 4,
8 и 9. Этот ток гасится струей сжатого воздуха на контактах 7,
и цепь обесточивается. Затем отключается отделитель 10 и прекра-
щается подача сжатого воздуха в основные и вспомогательное
ДУ. При включении сначала замыкается нож отделителя 10,
а затем нож разъединителя 2.
Выключатели серии ВВ на ПО, 150, 220 и 500 кВ, выполненные
по схеме № 1, были первыми отечественными подстанционными вы-
ключателями. Их производство было начато в 1949 году и прекра-
щено в 1957—1958 годах. Основанием ВВ служат два цилиндриче-
ских резервуара, расположенные на некотором расстоянии друг
от друга и жестко соединенные между собой. С одной стороны этого
основания устанавливается полый опорный изолятор, на котором
закреплены одноразрывные модули ДУ с двусторонним воздушным
дутьем. Модули расположены вертикально один над другим.
На этом же изоляторе закреплен пневматический привод, приво-
дящий в движение нож Од. Неподвижный контакт Од закреплен
на колонке из опорно-штыревых изоляторов (одиночной, сдвоен-
ной или строенной в зависимости от номинального напряжения
ВВ), установленной с другой стороны основания. Между резервуа-
рами расположен шкаф, в котором находятся пусковые клапаны
и электромагниты управления.
Внутри опорного изолятора размещаются две фарфоровые
трубы: одна большего диаметра для подачн воздуха в ДУ, другая —
меньшего диаметра для подачи воздуха в привод Од.
Выключатели на 110 кВ имеют два модуля ДУ, на 150 кВ —
три модуля, на 220 кВ — четыре модуля и на 500 кВ — восемь
318
Рис. 5-24. ВВ типа ВВШ-150
3800
модулей. В выключателях
на 150—500 кВ парал-
лельно каждому модулю
подключен линейный ШР
с сопротивлением 180 кОм
для выравнивания распре-
деления напряжения меж-
ду отдельными модулями.
Выключатели — попо-
люсного исполнения без
механической связи между
отдельными полюсами.
Управление ВВ — попо-
люсное или трехполюсиое.
Номинальное давление
сжатого воздуха 2 МПа.
Выключатели серий
ВВШ н ВВ — воздушные
выключатели с воздухона-
полненным отделителем —
являются усовершенство-
ванием предыдущей серии ВВ. Они выполнены по схеме № 2
рис. 5-22 в пополюсном варианте без механической связи между
отдельными полюсами. Номинальное давление воздуха 2 МПа.
Серия ВВШ (Ш — с шунтирующим резистором) состоит из выклю-
чателей на 110, 150 и 220 кВ, а серия ВВ — нз выключателей на
330 и 500 кВ. Управление этими выключателями может быть
пополюсное или трехполюсное и осуществляется соответствующим
подключением обмоток электромагнитов управления. Запаздыва-
ние размыкания контактов Од относительно контактов ДУ состав-
ляет 0,03—0,05 с.
В серии ВВШ (рис. 5-24) основанием выключателя является
цилиндрический резервуар 7, по концам которого установлено
два полых опорных изолятора 2 н 8: левый для модулей ДУ,
правый для модулей Од. Одноразрядные модули ДУ 3 с двусторон-
ним несимметричным дутьем устанавливаются вертикально один
на другом на опорном изоляторе 2, а модули Од 7 — соответ-
ственно на изоляторе 8. Подвод тока осуществляется к верхним
модулям ДУ и Од; ннжнне модули ДУ и Од соединены между собой
токо веду щей перемычкой 6.
ВВШ на 110 кВ имеют два модуля ДУ и два модуля Од; ВВШ
на 150 кВ — по три модуля ДУ и Од и ВВШ на 220 кВ — по че-
тыре модуля. К каждому модулю ДУ подключен линейный ШР 4
с сопротивлением 150 Ом, а к модулям Од подключен конденса-
тор 5 емкостью 330 пФ (кроме ВВШ на 110 кВ, который не имеет
ШР и шунтирующих конденсаторов).
319
Рис. 5-25. ВВ типа ВВ-330 на
330 кВ (в скобках проставлены
размеры ВВ на 500 кВ)
В серии В В на 330 и
500 кВ (рис. 5-25) основа-
нием выключателя явля-
ются два цилиндрических
резервуара 1, располо-
женные параллельно на
некотором расстоянии друг
от друга и жестко соеди-
ненные между собой. По
концам каждого резер-
вуара закреплены полые
опорные фарфоровые изо-
ляторы 2 и 8. Через по-
лости этих изоляторов
сжатый воздух подается
в ДУ и Од (3 и 6), На
изоляторах одного резер-
вуара установлены модули ДУ, а на изоляторах другого —
модули Од. Для уменьшения высоты В В и улучшения усло-
вий гашения дуги на каждом опорном изоляторе установлена
лишь половина общего числа модулей, образующих ДУ и Од.
Подвод тока производится к верхним модулям Од. Верхние мо-
дули ДУ соединены между собой токопроводом 5. Нижние мо-
дули ДУ и Од соединены между собой попарно. Таким образом
составляется цепь тока: вывод, половина модулей Од, половина
модулей ДУ, другая половина модулей ДУ, другая половина мо-
дулей Од, вывод. В ВВ на 330 кВ ДУ состоит из восьми модулей,
а Од — из шести. В выключателе на 500 кВ ДУ состоит из десяти
модулей, а Од — из восьми. К каждому модулю ДУ подключен
линейный ШР 4 сопротивлением 14 144 Ом, а к модулю Од 6 —
конденсатор 7 емкостью 550 пФ.
Для уменьшения изгибающих нагрузок н повышения устой-
чивости опорные изоляторы выключателей ВВШ-220, ВВ-330
и ВВ-500 усилены растяжками из стержневых изоляторов.
Выключатели серив ВВБ (рис. 5-26) рассчитаны на напряжение
110—750 кВ и выполнены по схеме № 4 рис. 5-22. ДУ этих выклю-
чателей состоит из одного или нескольких двухразрывных моду-
лей с односторонним воздушным дутьем. Модуль представляет
собой металлический резервуар, в котором расположены контакт-
ные части и механизмы, приводящие их в движение. Напряженке
подводится к контактным частям посредством двух эпоксидных
вводов, защищенных снаружи фарфоровыми покрышками. В ВВБ
на ПО кВ имеется один модуль, установленный на полом опорном
фарфоровом изоляторе. В ВВБ на 220—750 кВ на каждом опорном
320
.веу~35
Рис. 5-26. Выключатели серий ВВУ и ВВБ
1 =- шкаф управления; 2 — опорный изолятор; 3 — дугогасительное устройство; 4 —
делитель напряжения; 5 — шина; б -=* ШР
изоляторе установлено по два модуля, расположенные один над
другим и соединенные последовательно перемычкой. Модули
этих В В разделены фарфоровым изолятором.
Число опорных колонок в одном полюсе В В составляет; на
110—220 кВ — 1, на 330 кВ — 2, на 500 кВ — 3 и на 750 кВ — 4.
В ВВБ на НО—500 кВ дугогасительные модули расположены
на опорной изоляции колонкового типа, а на 750 кВ — на изоля-
ции типа треноги, составленной из опорно-стержневых изоляторов.
ВВБ иа НО и 220 кВ имеют линейные ШР с сопротивлением 50—
100 Ом, расположенные внутри ДУ и подключенные по схеме 1
рис. 5-4. Ток ШР отключается вспомогательными контактами,
размещенными внутри ДУ. Снаружи ДУ находятся делительные
конденсаторы, выравнивающие напряжение между разрывами
в отключенном положении Вк. В ВВБ-330, ВВД-330, ВВБ-500
и В ВБ-750 ШР нет, имеются лишь делительные конденсаторы.
Выключатели серии ВВБ выпускаются всех климатических ис-
полнений.
Выключатель ВВУ-35 подобно другим выключателям серии
ВВБ имеет двухразрывный модуль, один из разрывов которого
шунтирован низкоомным ШР с сопротивлением 4,6 Ом, располо-
женным снаружи модуля (см. рис. 5-26). Выключатель ВВУ-110
имеет два двухразрывных модуля. Каждый разрыв нижнего мо-
дуля шунтирован резистором сопротивлением 5 Ом. Контакты
11 П/р В. В. Афанасьева 321
верхнего модуля шунтированы резисторами сопротивлением по
НО Ом, расположенными внутри модуля. Ток, проходящий через
эти ШР, отключается вспомогательными контактами, находя-
щимися внутри модуля.
При отключении ВВ все разрывы размыкаются одновременно.
После погасания дуги ток, проходящий через ШР, гасится
в ВВУ-35 вторым разрывом модуля, а в В В У-ПО — вспомога-
тельными контактами, расположенными в верхнем модуле. Осо-
бенностью этих ВВУ является практически полная независи-
мость напряжения, восстанавливающегося на контактах, от пара-
метров внешней цепи.
Выключатели для коммутации электротермических установок
выпускаются на напряжения 35, 110 и 220 кВ. Выключатель на
35 кВ типа ВВЭ-35 выполнен по схеме № 1 рис. 5-22. Его ДУ шун-
тированы нелинейными сопротивлениями. Три полюса установ-
лены на общем резервуаре. Выключатели ВВЭ-110 и ВВЭ-220 на
НО и 220 кВ созданы на основе описанных выше выключателей
серии ВВБ.
Рис. 5-27. Выклю
1 шкаф управления; 2 & опорная колонка; 3 — колонка управления;
литель напряжения; 7 токо
322
Механический ресурс (число операций) составляет: для
ВВЭ-35 — 60 000, а для ВВЭ-110 и ВВЭ-220 — 20 000 операций.
Номинальное давление воздуха для выключателей ВВУ-35,
ВВБМ’НО, ВВЭ-110, ВВБ-220 и ВВБ-500 равно 2 МПа, а для
ВВБ-750 — 2,6 МПа. В выключателях ВВД-220 и ВВБ-330
используется два давления: 2 МПа при номинальном токе отклю-
чатели серии ВВБК
t ~ “сдуль ДУ; 5 — промежуточный изолятор: 6 — де-
ведущая перемычка
11*
323
Таблица б-13. Характеристики
Тип выключателя Номиналь- ное напря- жение, кВ Номиналь- ный ток, А Номиналь- ный ток отключения, кА Стойкость, кА
динамиче- ская термическая
ВВГ-20 20 12 500, 20 000 160 410 160
ВВЭ-35 35 1 250 16 41 16
ВВУ-35 35 2 000, 3 200 40 100 40
ВВШ-ПО 110 2 000 25 64 25
ввэ-по 110 630, 1 250 16 67 26
ВВБМ-ПОБ ВВБК-НОБ ВВУ-11О ВВШ-150 110 но по 150 2 000 3 200 2 000 2 000 31,5 50 40 25 90 128 102 74 35 56 40 32
ВВД-22ОБ 220 2 000, 3 2с 0 31,5/40 80/102 31,5/40
ВВБ К-220Б ВНВ-220Б 220 220 3 150 3 200 56 63 143 162 56 63
ВВДМ-ЗЗОБ 330 3 150 31,5 35,5 50 80 90 128 50
ВНВ-ЗЗОБ 330 3 200, 4 000 40/63 102/162 40/63
ВВ-500 ВВБ К-500 ВВБ-500 ‘ 500 500 500 2 000 3 200 2 000 31,5 50 35,5 80 128 90 31,5 50 35,5
ВНВ-50ОБ 500 2 000, 3 200,4 000 | 40/63 102/162 40/63
ВБВ-75О 750 3 200 40 102 40
ВНВ-750 750 3 150,4 000 40/63 102/162 40/63
* В числителе приведен расход воздуха при токе отключения 40 кА, а в зна

324
воздушных выключателей
Собствен- ное время отключе- ния, с Полное время от- ключения, с Собствен- ное время включения, с Расход возду- ха на одно отключение, дмя Расход воздуха на вентиля- цию, дм8/ч Масса трех полю- сов и рас- предели- тельного шкафа, кг
одо 0,12 0,10 4 200 — 9 600
0,06 0,08 0,28 1 300 500 1 200
0,13 0,07 0,13 4 000 1000 7 650
0,06 0,08 0,20 3 700 4500 9 450
— 0,08 0,15 4 500 1000 7 650
0,045 0,045 0,06 0,06 0,05 0,06 0,08 0,08 0,07 0,09 0,20 0,20 4 500 10 500 8 400 5 900 1000 1000 1500 900 7 650 8 000 15 750 13 500
0,08 0,06 0,24 9 000/14 400 1500 16 350
0,025 0,025 0,04 0,04 0,082 0,10 21 000 21 300 1200 300 18 150 15 450
0,06 0,08 0,25 18 000 24 000 36 000 3000 34 300
0,025 0,04 0,10 1 20 000 \ # к 25 000 ) 1200 35 000
0,06 0,025 0,06 0,08 0,04 0,08 0,3 0,075 0,25 67 200 36 000 27 000 2700 2400 4500 43 200 31 500 54 000
0,025 0,04 0,10 / 20 000 \ \ 25 000 / 800 38 300
0,06 0,08 о.п 42 000 6000 91 200
0,025 Мекателе— г 0,04 ри токе откл 0,10 ючения 63 kj 4. 32 500 \ е 1800 61 000
к 39 000 /
325
Рис. 5-28. Выключатели серии В НВ
резервуар; 2 опорная колонка; 3 — экран; 4 — модуль ДУ; 5 — делитель напря-»
лкения; в скобках указами размеры В НВ с током отключения 63 кА, без скобок —
током 40 кА
чения 31,5 кА для ВВ Д-220 и 35 кА для ВВБ-330, а также 2,6 МПа
при 40 кА для ВВД-220 и ВВД-330.
Выключатели серии ВВБК (рис. 5-27) являются усовершенство-
ванием ВВ серии ВВБ. Они имеют большие номинальные токи и
номинальные токи отключения, меньше модулей, а также быстро-
действующую механическую систему управления. Последняя раз-
мещена в отдельной фарфоровой колонке, расположенной рядом
с опорной колонкой. Выключатели серии ВВБК имеют двусторон-
326
нее несимметричное дутье при давлении воздуха 4 МПа и выпу-
скаются на напряжения 110—500 кВ. Число модулей иа один полюс
составляет: на ПО кВ — 1, на 220 и на 330 кВ —2 и иа
500 кВ — 4.
Выключатели серии ВВУ для особо тяжелых условий по ско-
рости восстановления напряжения максимально унифицированы
с выключателями серии ВВБ и выпускаются на напряжения 35,
Ц0 и 220 кВ. Вк выполнены по схеме 4 рис. 5-4 без последователь-
ного Од.
Выключатели серии ВНВ рассчитаны на напряжения 220—
750 кВ (рис. 5-28). Серия этих ВВ базируется на укрупненном по
напряжению дугогасительном модуле. Контактная система ДУ
совмещает функции дугогасительных и разъединяющих контак-
тов. Номинальное давление воздуха 4 МПа. ВВ состоит из резер-
вуара со шкафом управления, опорных изоляционных колонок,
установленных на резервуаре, и дугогасительных модулей, за-
крепленных на опорных колонках. Полюс ВНВ на 220 кВ имеет
одну опорную колонку и один модуль, ВНВ на 330 и 500 кВ —
две опорные колонки и два модуля, ВНВ на 750 кВ — три колонки
и три модуля.
Технические данные отечественных воздушных выключателей
приведены в табл. 5-13.
5-5. ВАКУУМНЫЕ ВЫКЛЮЧАТЕЛИ
Первый вакуумный выключатель (ВВу) на 2,3 кВ переменного
тока был изготовлен в 1923 г. Однако вследствие ограниченности
в то время объема научно-исследовательских работ, а также труд-
ностей изготовления герметичных вакуумных дугогасительных
камер (ВДК), способных длительно сохранять высокий вакуум,
и получения специальных контактных материалов создание про-
мышленных конструкций ВВу в последующие годы приостанови-
лось. Лишь в I960—1970 годах в результате фундаментальных
научно-исследовательских и опытно-конструкторских работ по
гашению дуги в вакууме оказалось возможным вновь вернуться
к промышленным ВВу. С этого времени и началось их быстрое
развитие.
Преимущества вакуумных выключателей:
а) автономность работы, отсутствие необходимости в замене
или в пополнении дугогасящей среды; отсутствие выхлопа наружу
пламени и раскаленных газов;
б) высокая износостойкость ВДК и их контактов при комму-
тации как токов нагрузки, так и номинальных токов отключения;
отсутствие шунтирующих резисторов или конденсаторов при
отключении неудаленного к. з.
в) возможность отключения токов развивающихся аварий и
многократных грозовых импульсов;
327
Рис. 5-29. Вакуумная дугогаси-
тельная камера
г) очень быстрое вос-
становление условной
электрической прочности
дугового промежутка по-
сле погасания дуги (в вы-
соком вакууме — через
100 мкс, в то время как
в элегазе илн в воздухе
электрическая прочность
промежутка за это время
только начинает увели-
чиваться);
д) возможность ориен-
тировать ВДК в простран-
стве в любом произволь-
ном положении; бесшум-
ность оперирования и по-
жаробезопасность;
е) простота монтажа
и обслуживания.
Основными причина-
ми, сдерживающими раз-
витие ВВу, являются:
1) необходимость органи-
зации производства особо
чистых контактных мате-
риалов и их сплавов, 2) высокая технологическая культура
производства ВДК и 3) существенно более высокая стои-
мость ВВу по сравнению с аналогичными выключателями других
типов.
Принципиальное устройство ВДК изображено на рис. 5-29.
Она состоит из изоляционной цилиндрической оболочки 5, снаб-
женной по концам металлическими фланцами 1 и 8, внутри кото-
рой помещаются неподвижный контакт 3 и подвижный 6, а также
электростатические экраны 2, 4 и 7. Подвижный контакт 6 соеди-
няется с фланцем 8 посредством сильфона из нержавеющей стали,
обеспечивающего перемещение контакта 6 при сохранении герме-
тичности камеры. Экраны крепятся к оболочке или к фланцам и
служат для защиты внутренней изоляционной поверхности обо-
лочки от брызг и конденсации на ней паров металла, образующихся
при горении дуги, а также для выравнивания распределения на-
пряжения по ВДК. Оболочка 5 изготавливается из газоплотной
и механически плотной керамики. Внутри ВДК поддерживается
вакуум (10—15)- 10-в Па (около 10“в мм рт. ст.), что обеспечивает
большие разрядные напряжения. Приводим примерные разряД-
328
иые напряжения в различных газах и в вакууме в зависимости от
длины промежутка /:
Длина промежутка, мм............ I
разрядное напряжение, кВ
при высоком вакууме .... 67
в элегазе (р ~ 105 Па) ... 9
в воздухе (р ~ 105 Па) , - . 3
2 3 4 6 6 7
100 127 150 175 185 203
19 28 38 47 57 66
6 10 13 17 20 23
Работоспособность ВДК в значительной степени обусловли-
вается материалом и конфигурацией контактов. В вакууме прак-
тически отсутствует окисление контактных поверхностей, но зна-
чительно возрастает склонность металлов к свариванию и коэф-
фициент трения. В ВДК применяются торцевые контакты,
поскольку при трущихся контактах возможно образование микро-
частиц металла. Кроме того, при торцевых контактах промежуток
между контактами в отключенном положении равен их перемеще-
нию. Контактное нажатие создается пружинами, расположенными
в механизме ВВу (т. е. вне ВДК), а также за счет разности давле-
ний, действующих на сильфон с обеих сторон (собственное контакт-
ное иажатие). При сквозных токах 40—100 кА (амплитуда) усилие
контактных пружин составляет 1000—4000 Н. Собственное кон-
тактное нажатие обусловливается номинальным током ВДК и
составляет 200—500 Н.
Материал контактов ВДК должен иметь малое удельное сопро-
тивление для уменьшения тепловыделения при номинальном токе,
незначительный износ при отключении токов нагрузки и токов
к. з., необходимую отключающую и включающую способность,
плохую свариваемость, малые токи среза и обеспечивать высокую
электрическую прочность контактного промежутка после много-
кратной коммутации тока. Многие из этих требований противо-
речивы. Поэтому для контактов ВДК применяются многокомпо-
нентные или композиционные материалы.
При отключении токов до 10 кА используются простые диско-
вые контакты. При токах больше 10 кА в целях уменьшения оплав-
ления контактных поверхностей дуга приводится в быстрое вра-
щение по поверхности контактов под действием магнитного поля.
Расстояние между контактами обычно составляет 8—12 мм
при номинальном напряжении 10 кВ, 14—24 мм при 20 кВ и
18—30 мм при 35 кВ.
Масса подвижного контакта зависит от номинального тока и
напряжения и составляет 1—7 кг. Средняя скорость движения
подвижного контакта: 0,6—1,2 м/с при включении и 1,2—3,2 м/с
при отключении.
Хотя в большинстве случаев контакты ВДК изготавливаются
из материалов, плохо поддающихся сварке и образующих сравни-
тельно слабые в механическом отношении сварные соединения,
все же для надежной работы ВВу в различных режимах коммута-
ции эти выключатели выполняются таким образом, чтобы в случае
329
Рис. 5-30. Вакуумный выключатель типа ВВ-10
J — присоединительный вывод; 2 — перегородка фасадная; 3 — привод пружинный;
4 — полюс; 5 —- рама
сваривания контактов для отрыва их друг от друга использова-
лась энергия, запасенная подвижными частями всего ВВу при
его отключении. Энергия, необходимая для отрыва друг от друга
приварившихся контактов, должна составлять незначительную
часть общей кинетической энергии, необходимой для обеспечения
указанной выше скорости движения подвижного контакта ВДК
Иначе без сваривания контактов механизм будет подвергаться
значительным динамическим нагрузкам, а при сваривании ско-
рость движения подвижного контакта ВДК будет уменьшаться.
Конструктивным решением данной проблемы является такой
механизм, в котором отключение начинается несколько раньше,
чем движение подвижного контакта. Для этого сцепление по-
движного контакта ВДК с механизмом ВВу происходит лишь
после того, как звено механизма, соединяющееся с подвижным
контактом, пройдет 2—4 мм (ход в контакте). Скорость этого звена
к моменту сцепления с подвижным контактом должна несколько
превышать скорость, установленную для подвижного контакта.
За счет большой кинетической энергии движущихся звеньев ме-
ханизма в момент сцепления их с подвижным контактом ВДК и
происходит отрыв последнего от неподвижного контакта, сопро-
вождающийся разрушением сварных соединений, если они име-
лись. Оставшаяся неизрасходованной кинетическая энергия по-
движных частей должна обеспечить дальнейшее перемещение
подвижного контакта с установленной для него скоростью.
330
Таблица 5-14. Технические характеристики вакуумных выключателей
Тип выключателя Номиналь- ный ток, А Номиналы» ный ток отключе- ния, кА Собственное время вклю- чения, с Масса, кг
ВНВП-10/320-2У2 ВВТЭ-10-10/630У2 320 630 2 10 0,05 0,1
ВВТП-10-20/630УХЛ2 ВВТЭ-10-20/630У2 ВВТЭ-1-20/1000УХЛ2 630 630 1000 0,1 0,2 0,1 150
ВВЭ-20/1600УЗ ВВ-10-20/630УЗ ВВ-10-20/1000УЗ ВВ-10-20/1600УЗ 1600 630 1000 1600 20 0,2 0,1 0,1 0,1 130 161 162 165
На рис. 5-30 изображен общий вид ВВу типа ВВ-10. Техниче-
ские характеристики ВВу некоторых типов приведены в табл. 5-14.
Механический ресурс — 20 000 операций; время отключения-
собственное 0,03 с, полиое 0,05 с. В стадии освоения находится
ВВу на напряжения 20 и 35 кВ. ВВу весьма перспективны и, по
всей вероятности, заменят другие типы Вк на напряжения 10—
35 кВ.
5-6. ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫЕ ВЫКЛЮЧАТЕЛИ
В электромагнитных выключателях отключение цепи проис-
ходит в результате разведения дугогасительиых контактов с по-
следующим воздействием на образовавшуюся дугу электромагнит-
ного поля, под действием которого оиа затягивается в дугогаси-
тельное устройство. В последнем сопротивление дуги резко воз-
растает, что приводит к уменьшению тока, проходящего через
выключатель, вследствие чего напряжение в данной цепи оказы-
вается недостаточным для поддержания дуги и она гаснет. Сопро-
тивление дуги может быть повышено: а) удлинением дуги, б) охла-
ждением ее и в) делением длинной дуги иа ряд коротких дуг,
включенных последовательно. Обычно в ДУ одновременно исполь-
зуется по два из названных способов воздействия, скомбинирован-
ных различным образом.
Электромагнитные выключатели изготавливаются на напря-
жения 6—10 кВ для внутренней установки. Их технические харак-
теристики приведены в табл. 5-15.
Собственное время отключения электромагнитных выключате-
лей 0,06 с, а полное время отключения 0,075 с. Собственное время
включения ВЭ-6 и ВЭ-10 0,075 с, а ВЭМ-10 —0,5 с.
Все три полюса выключателя (рис. 5-31) для КРУ смонтиро-
ваны на общей раме, служащей одновременно тележкой. Каждый
полюс состоит из токоведущего контура, смонтированного на
опорных изоляторах, и ДУ с магнитной системой.
331
Таблица 5-15. Технические характеристики электромагнитных
выключателей
Тип выклю- чателя Номинальный ток, А Номиналь- ный ток отключе- ния, кА Динамиче- ская стой- кость, кА Термиче- ская стой- кость при 4 с, кА
ВЭ-6 1 600, 2 000, 3 200 40 128 40
ВЭ-10 1 250, I 600, 2 500, 3 600 1 250, 1 600, 2 500,3 600 20 31,5 51 80 20 31,5
вэм-ю 1 000, 1 250 1 000, 1 250 12,5 20 52 52 20 20
Рис. 5-31. Электромагнитный выключатель ВЭМ-109-1000/12,5 УЗ
1 — привод; 2 — токоподвод; 3 — контакт шарнирный; 4 — главный неподвижный кон-
такт; 5 — главный дугогасительный контакт; 6 — магнитопровод; 7 — катушка магнит-
ного Дутья; 8 — дугогасительная камера; 9 — подвижный дугогасительный контакт;
10 — контакт главный подвижный; It — цилиндр воздушного дутья; 12 — тяга фарфоро-
вая; 13 — приводной механизм; 14, 15 отключающие пружины; 16 =» рама
332
Рис. 5-32. ДУ электромагнитного выключателя
Магнитная система и ДУ выключателя ВЭМ-10Э-1000/12,5УЗ
(рнс. 5-32) закреплена на опорных изоляторах на задней стенке
общей рамы и состоит из П-образного магннтопровода 7, выполнен-
ного из пакетов шихтованной электротехнической стали, н ка-
тушки б, надетой на средний пакет. Выводные концы катушки
присоединены к неподвижному контакту 4 и рогу 5. ДУ разме-
щается между боковыми пакетами магиитопровода 7 и представ-
ляет собой короб 8, выполненный из изоляционного материала.
Внутри короба находится пакет пластин 9 нз дугостонкой кера-
мики, расположенных на некотором расстоянии друг от друга.
Снаружи к пакету пластин 9 прилегают медные рога 5 и 10.
При размыкании неподвижного и подвижного контактов 2 и 1
возникающая между ними дуга под действием тепловых потоков
и электродинамических сил, а также специального воздушного
поддува перемешается вверх на дугогасительные контакты 3.
При дальнейшем подъеме дуги ее левая часть касается рога 5,
а правый конец — рога 10. Тем самым начинает обтекаться током
катушка б, создавая мощное магнитное поле, которое обеспечи-
Вает последующее затягивание дуги в пакет пластины, где дуга
Удлиняется и эффективно охлаждается при соприкосновении
с керамическими пластинами. При подходе тока к нулю ствол
интенсивно деионизируется и дуга гаснет.
ззз
ГЛАВА ШЕСТАЯ
ТРАНСФОРМАТОРЫ ТОКА
6-1. НАЗНАЧЕНИЕ, КЛАССИФИКАЦИЯ И ОСНОВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ
ТРАНСФОРМАТОРОВ ТОКА
Назначение трансформаторов тока. Трансформатором тока (ТТ)
называется трансформатор, в котором при нормальных условиях
работы вторичный ток практически пропорционален первичному
току и фазовый сдвиг между ними близок к нулю. Хотя такое
определение и принято в ГОСТ 18685—73, ио оно искажает физи-
ческую сущность преобразования тока. В ТТ фазовый сдвиг
первичного тока относительно вторичного всегда близок к 180°.
Первичная обмотка ТТ включается в цепь последовательно
(в рассечку токопровода), а вторичная замыкается на некоторую
нагрузку (измерительные приборы и реле), обеспечивая ток в ней,
'пропорциональный току в первичной обмотке.
В ТТ высокого напряжения первичная обмотка изолирована
от вторичной (от земли) на полное рабочее напряжение. Один конец
вторичной обмотки обычно заземляется. Поэтому она имеет потен-
циал, близкий к потенциалу земли.
Трансформатор тока осуществляет:
1) преобразоваиие переменного тока любого значения в пере-
менный ток, приемлемый по значению для непосредственного
измерения с помощью стандартных измерительных приборов или
для работы реле защиты;
2) изоляцию измерительных приборов и защитных реле, к ко-
торым имеет доступ обслуживающий персонал, от цепи высокого
напряжения. ТТ в установках высокого напряжения необходим
даже в тех случаях, когда уменьшения тока не требуется.
Классификация трансформаторов тока производится по сле-
дующим основным признакам:
По месту установки а) на открытом воздухе (категория раз-
мещения 1 по ГОСТ 15150—69; б) в закрытом помещении (катего-
рии размещения 3 и 4); в) в полостях электрооборудования (кате-
гории размещения согласно табл. 6-1).
Таблица 6-1. Категории размещении ТТ, находящихся внутри
электрооборудования
Среда внутри аппарата Категория размещения ТТ при категории разме- щения электрооборудова- ния по ГОСТ 15150—69
,2 3 4
Газовая, изолированная от наружного воздуха, или трансформаторное масло Газовая, не изолированная от наружного воздуха 4 2 4 2 4 3 4 4
334
По способу установит проходные, используемые в качестве
вводов и устанавливаемые в проемах перегородок, стен или по-
толков; опорные, устанавливаемые иа опорной плоскости; встро-
енные, размещаемые в полостях различного электрооборудования.
По числи ступеней трансформации', одноступенчатые, каскад-
ные (многоступенчатые),
По выполнению первичной обмоткщ ода свитковые, миоговит-
ковые.
По назначению вторичных обмоток, для измерения, для за-
щиты* для измерения и защиты.
По числу коэффициентов трансформации^ с одним коэффи-
циентом; с несколькими коэффициентами трансформации, полу-
чаемыми изменением числа витков первичной или вторичной
обмотки или обеих обмоток либо применением нескольких вторич-
ных обмоток с различным числом витков, соответствующих раз-
личным номинальным токам.
К основным номинальным параметрам ТТ помимо приведенных
В § 1-2 (б^ном» /ном» А, 2 ном» А К At) ОТНОСЯТСЯ!
1. Номинальный вторичный ток /2иом — указываемый в пас-
порте ТТ ток, проходящий по вторичной обмотке; принимается
равным 1 или 5 А, причем ток 1 А — только для ТТ с номиналь-
ным первичным током до 4000 А. По согласованию с заказчиком
допускается изготовление ТТ с номинальным вторичным током 2
или 2,5 А.
2. Коэффициент трансформации ТТ—отношение первичного
тока ко вторичному. Применяются две величины- действительный
коэффициент трансформации пд, равный отношению действитель-
ного первичного тока к действительному вторичному току, и но-
минальный коэффициент трансформации «ном, равный отношению
номинального первичного тока Ц ном к номинальному вторичному
ТОКу /2 лом-
Если пренебречь потерями энергии при преобразовании тока, то
А/А = = ^д» А ном/А ном = Чном. (6-1)
3. Вторичная нагрузка ТТ z2K или S2H — полное сопротивле-
ние или мощность его внешней вторичной цепи, выраженные
соответственно в омах или в вольт-амперах с указанием коэффи-
циента мощности cos <р2. Вторичная нагрузка с cos <р2 = 0,8,
при которой гарантируется установленный класс точности ТТ или
предельная кратность первичного тока относительно его номи-
нального значения, называется номинальной вторич-
ной нагрузкой ТТ.
Дня отечественных ТТ установлены следующие значения но-
минальной вторичной нагрузки <S2H яом (в вольт-амперах) при
<р2 = 0,8: 1; 2; 2,5; 3; 5; 7,5; 10; 15; 20; 25; 30; 40; 50; 60; 75;
90; 100; 120.
Соответствующие значения номинальной вторичной нагрузки
Б омах определяются выражением z2a ном — S2h. ном//гном»
335
6-2. ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ ТТ
Первичная обмотка 1 (рис. 6-1) включается в цепь последова-
тельно (в рассечки токопровода высокого напряжения 4), т е.
постоянно обтекается током линии /х.
Ко вторичной обмотке 2 подключаются измерительные приборы
или реле. Первичную обмотку совместно с цепью высокого напря-
жения называют первичной цепью, а внешнюю цепь,
получающую информацию от вторичной обмотки ТТ 2 (т. е. на-
грузку и соединительные провода), называют вторичной
цепью. Цепь, образуемая вторичной обмоткой и присоединен-
ной к ней вторичной цепью, называется ветвью вторич-
ного тока. Первичная обмотка 1 н вторичная 2 электрически
не связаны между собой. Они изолированы друг от друга на полное
рабочее напряжение. Так как обе обмотки намотаны на общий
магнитопровод, то они являются магнитосвязанными.
Первичный ток Ilt проходя по первичной обмотке /, создает
в магнитопроводе 3 переменный магнитный поток Фь который,
пересекая витки вторичной обмотки, индуцирует в ией э. д. с.
Если ко вторичной обмотке присоединена нагрузка, то во вторич-
ной обмотке и во вторичной цепи будет проходить вторичный
ток /2, имеющий направление, обратное направлению тока 1г,
Вторичный ток /2 создает магнитный поток Ф2, направленный
встречно потоку Фг В результате сложения магнитных потоковФх
н Ф2 в магнитопроводе устанавливается результирующий магнит-
ный поток Фо = Ф|—Ф2, составляющий несколько процентов
потока Фд.
Векторная диаграмма (рис. 6-2) показывает соотношения между
отдельными параметрами ТТ. Вправо от точки О отложены вектор
тока /2 (и пропорциональный ему вектор /2) и вектор активной
составляющей падения напряжения на вторичной обмотке /2г2Обм-
Из конца вектора индуктивной составляющей падения напряже-
ния на вторичной обмотке отложен вектор активной со-
ставляющей падения напряжения на вторичной нагрузке
а из конца последнего — вектор индуктивной составляющей
падения напряжения иа вторичной нагрузке /2х2н. Замыкающий
вектор соответствует э. д. с. вторичной обмотки Ё2. Угол между Ё2
и /2 равен а. Магнитный потокФс н совпадающая с ним магнитная
индукция опережают создавае-
мую имэ. д. с. на 90°. Вектор
полной э. д. с. намагничивания
Ёо опережает векторы Фп и Вмакс
на угол ф, который характери-
зует отношение активной соста-
Рис. 6-1. Принципиальная схема транс-
форматора тока и схема его замещения
336
Рис. 6 2. Векторная диаграмма трансформатора тока
вляющей м. д. с. намагничивания в магнитопроводе Foa к ее индук-
тивной составляющей. Вектор первичной м. д. с. равен геоме-
трической сумме векторов Fo и Д (последний повернут на 180е).
Вектор Ft несколько больше вектора Ё2. Угол между векторами Ft
и будет несколько меньше 180°. Следовательно, реальный ТТ
вносит некоторую погрешность как в измеряемое значение (токо-
вая погрешность), так и в фаз у вторичного тока (угловая погреш-
ность).
Токовая погрешность определяется как арифметическая раз-
ность действительного вторичного тока /2 н приведенного ко вто-
ричной цепи первичного тока Л = Л/Пном, выраженная в про-
центах приведенного ко вторичной цепи действительного первич-
ного тока:
ff — Vs ifП НОМ JQ0
Токовая погрешность, соответствующая номинальным пара-
метрам, называется номинальной токовой погрешностью
ft SOM ~ 100 (/2^НОМ Л ком)/ном*
Из векторной диаграммы следует:
ft ном =* [100Fo sin (ф 4- a) VFr. (6-2)
Зависимость fa ном от конструктивных размеров ТТ имеет вид
_ 3380Z^’6z’-H2OMsin(ip + a)
Ином — .. . .0.4 гО.б pl,С сО.б »
V I/ 1 I ном) IНОМГ 1 НОМ'Эд
где /м — средняя длина магнитной линии в магиитопроводе, м;
г2 — сопротивление ветви вторичного тока, Ом; /ном — частота
переменного тока, Гц; 5Д — площадь действительного попереч-
ного сечения магннтопровода, м2; ф — угол потерь; а — фазовый
сдвиг между вторичной э. д. с. Ez н вторичным током /а, ...°;
^1ном — номинальная первичная м. д. с.
Так как вектор F2 всегда меньше вектора Д, то токовой по-
грешности, определенной по (6-2), присваивается знак минус.
Встречающаяся у ТТ положительная токовая погрешность полу-
чается в результате искусственных мер, направленных на умень-
шение погрешности нли изменение ее характера.
337
Угловой погрешностью называется угол между векторами Jt
и /2 при таком выборе их направлений, чтобы для идеального ТТ
этот угол равнялся нулю, т. е. это угол между вектором /х и
повернутым на 180° вектором /2. Угловая погрешность выражается
в минутах или в сантирадианах и считается положительной,
если вектор /2, повернутый на 180°, опережает вектор /Р
Из векторной диаграммы следует, что в минутах
= 3440 [cos № + a)] FQ!Flf
а в сантирадианах
, — [cos (ty + а) ] FJFj.
Зависимость 6f (в минутах) от конструктивных размеров ТТ
такова:
°* /1,1 ч 0,4 «0,6 «-1,6 с0,6 ’
Vl//1 ном) »номг ном°д
Классы точности и нормы погрешностей ТТ приведены
в табл. 6-2. Номинальный класс точности ТТ для измерений
численно равен токовой погрешности данного ТТ при номиналь-
ной вторичной иагрузке. Класс 10 предназначается только для
встроенных ТТ. В ТТ с номинальной вторичной нагрузкой менее
15 В-А ее нижний предел составляет 1,25 В* А при —
— 2,5 В-А и 3,75 В-А при S2h.Hom* равной 5 и 10 В-А. Для ТТ
с S2H. ном более 60 В- А нижний предел г2н (в омах) определяется
выражением Z2B = 15//|cm-
Токовые погрешности классов 0,2; 0,5 и 1 ие должны выходить
за ломаные линии, состоящие из отрезков, проведенных через
точки предельных погрешностей для токов равных 5, 20 н
100—120 % номинального (в соответствии с табл. 6-2), и образую-
щие поле погрешностей (линии 1 и Г на рис. 6-3). В ТТ классов 3
и 10 поле токовых погрешностей ограничено прямыми, проведен-
ными параллельно оси абсцисс в соответствии с табл. 6-2 для зна-
чений тока 11 от 50 до 120 % номинального. Действительная
токовая погрешность изменяется плавно н может находиться
в пределах поля погрешностей (кривая 2 иа рис. 6-3) или частично
выходить за пределы поля погрешностей (кривая 5). Уменьшение
погрешностей ТТ достигается увели-
чением Wi и 5Д, уменьшением /м, г2обм
и х2обм. использованием магнитных
материалов с более высокими свой-
ствами, а также внтковой коррекцией
и различными методами компенсации.
Витковая коррекция заключается
в уменьшении (отмотке) некоторого
Рис, 6-3. Поле токовых погрешностей
338
Таблица 6-2. Лреде.тьные значения токовой, угловой
и полной погрешностей трансформатора тока для измерений
И для защиты (по ГОСТ 7746—76)
Класс точности ТТ Первичный ток, % номиналь- ного Предельная погрешность Вторичная нагрузка, % номи- нальной
токовая, % угл овая срад полная, %
0,2 5 20 100—120 Для ±0,75 ±0,35 ±0,20 измерений ±30 ±15 ±10 ±0,9 ±0,45 ±0,3 — 25—100
0,5 5 20 100—120 ±1,5 ±0,75 ±0,50 ±90 ±45 ±30 ±2,7 ±1,35 ±0,9 1 1 !
1 5 20 100—120 ±3,0 ±1,5 ±1,0 ±180 ±90 ±60 ±5,4 ±2,7 ±1,8 —
3 5 10 50—120 ±30 ±50 ±10 Не нормируется — 50—100
5Р ЮР * ГК пределы 100 100 грешности Г гой кратности Для ±1 ±3 Т для защ зашиты * ±60 иты пр иве ±1,8 । шятся npi 5 10 i токе но Финальной
числа витков вторичной обмотки w2, что приводит к увеличе-
нию тока /2 [см. формулу (6-1)1. Отмотка одного витка
изменяет токовую погрешность (в процентах) на 100: ^2ном-
После отмотки витков Aw2 — w2HOM — w2n, где ^2Д — число
витков после отмотки, действительная токовая погрешность будет
fin ~ ft ном Ч" 100 (ю2 ном ^2д)/^2 ном* (0"3)
Первый член этого выражения всегда отрицателен, так как
представляет собой номинальную токовую погрешность, а второй
член всегда положителен. Таким образом ftJl может быть как поло-
жительной, так и отрицательной в зависимости от того, какой из
членов формулы (6-3) больше. Витковая коррекция передвигает
кривую токовой погрешности параллельно самой себе, не изменяя
ее кривизны.
339
Рис. 6-5. Зависимости В ~
= /(//) и Ра = f (В)
Рис. 6-4. Схемы отмотки части витка
На рис. 6-3 кривая 4 соответствует кривой /1д после отмотки
нескольких витков. До отмотки витков кривая /г ыом характеризо-
валась кривой 3.
При небольшом номинальном числе вторичных витков ws„ou
витковая коррекция не всегда дает положительные результаты,
так как «цена» витка незначительно отличается от номинальной
токовой погрешности. Так, например, при числе вторичных витков
иы>м 5=5 75 отмотка одного витка изменит токовую погрешность
на 1,33 %.
Если вторичную обмотку выполнить нз двух параллельных
одинаковых проводов 1 н 2 (рис. 6-4, а) и обоими проводами намо-
тать целое число витков, а затем проводом 1 намотать еще один,
дополнительный виток, это будет эквивалентно отмотке половины
витка. Можно намотать целое число витков одним проводом 3
(рис. 6-4, б) н сделать еще один виток 4 этим же проводом, вклю-
чив в его цепь сопротивление R, подобранное таким образом,
чтобы через виток 4 проходила только часть тока /3 (одна треть,
одна четверть н т. д.). Этого же можно достигнуть, если выполнить
виток 4 из провода меньшего сечення.
Витковая коррекция является наиболее простым способом
уменьшения токовой погрешности, Угловая погрешность при
витковой коррекции не изменяется.
Компенсация погрешностей ТТ основана на свойстве ферро-
магнитных материалов изменять свою магнитную проницаемость
в зависимости от магнитной индукции (рнс. 6-5). Зависимости
токовой (в процентах) и угловой (в минутах) погрешностей от
абсолютной магнитной проницаемости материала магннтопро-
вода ра имеют вид
_ J600/^M sin (4 4- ct)1600/2гв/м sin № +
Pi ном/home's ном Pa/7 1 ном/ном^д^г ном
g _ 550/2zajRM cos (4 4- a) _ 550/sz2ZM cos (4 +
Pi ном/ном^г hom Pa/71 ном/ном^д^г ном
где 7?м — /м/СРа^л)"
340
МагншпопрМ} 1 | МагнитйпрйооЗ г
Рис. 6-6. Схема компенсации погрешностей ТТ подмагничиванием
Из этих формул видно, что токовая и угловая погрешности об-
ратно пропорциональны абсолютной магнитной проницаемости ра.
При малых значениях индукции (зона а на рис. 6-5) магнитная
проницаемость ра и погрешности ТТ значительны; при средних
значениях индукции (зона Ь) магнитная проницаемость увеличи-
вается, а погрешности уменьшаются. При очень больших значениях
индукции, приближающихся к индукции насыщения (зона с),
магнитная проницаемость снова уменьшается, а погрешности уве-
личиваются. Изменяя магнитную индукцию в магиитопроводе,
можно увеличить его проницаемость и тем самым снизить погреш-
ности ТТ. Например, поддерживая значения индукции, соответ-
ствующие зоне Ь, мы обеспечим высокую магнитную проницае-
мость, а следовательно, малые погрешности.
Компенсация погрешностей осуществляется: 1) спрямлением
кривой намагничивания; 2) созданием нулевого потока: 3) под-
магничиванием магиитопровода и 4) подмагничиванием полями
рассеяния. Рассмотрим два последних способа как наиболее
часто применяющиеся.
Компенсация погрешностей подмагничиванием от постороннего
источника энергии (рис. 6-6, я). В этом случае магнитопровод ТТ
состоит из двух одинаковых магнитопроводов 1 и 2, которые
охватываются общей вторичной обмоткой с числом витков ш2ноМ.
Помимо вторичной обмотки на каждый магнитопровод намотана
Дополнительная обмотка 3 с числом витков w3, которая и создает
подмагничивание магнитопровода. Дополнительные обмотки имеют
одинаковое число витков и включены встречно для устранения
влияния магнитного потока, создаваемого ими, иа первичную
и вторичную обмотки ТТ. Дополнительные обмотки присоединены
341
к постороннему источнику переменного тока от той же частоты,
чго и первичный ток. При прохождении по дополнительным
обмоткам 3 переменного тока индукция в магиитопроводах 1 и 2
увеличивается до значений, соответствующих наибольшей магнит-
ной проницаемости материала магнитопровода.
Направление магнитных потоков Ф2 и Ф3, создаваемых соот-
ветственно вторичной обмоткой 4 и дополнительной 3, показано
(точкой и крестом) на рис. 6-6. В магиитопроводе 1 потоки Ф2
и Ф3 — встречные, а в магнитопроводе 2 имеют одинаковое на-
правление. Погрешности ТТ без компенсации, т. е. при обесто-
ченных обмотках 3, определяются м. д. с. намагничивания Fo
в каждом магнитопроводе (см. векторную диаграмму на рис. 6-6, г).
При наличии компенсации ТТ магнитные потоки Ф2 и Ф8 и
соответствующие им м. д. с. F2 и F3 имеют противоположное
направление (рис. 6-6, д). Если м. д. с. F3 соответствует от-
резку АВ, а м. д. с. F3 — отрезку Б В, то отрезок А Б будет равен
разности F2 и F3, т. е. суммарной м. д. с. вторичной обмотки,
направленной против первичной м. д. с. Так как первичная
м. д. с. осталась неизменной, а вторичная уменьшилась, то м. д. с.
намагничивания увеличилась. Теперь она будет равна Fo (или
отрезку ОБ), т. е. F6 > Fo, следовательно, индукция в магнито-
проводе / увеличилась.
В магнитопроводе 2 магнитные потоки Ф3 и Ф3, а также соот-
ветствующие им м. д. с. F2 и Fs направлены в одну сторону.
Если м. д. с. F2 соответствует отрезку ОД, а м. д. с. F3 — от-
резку ДЕ, то м. д. с. Fi будет представлена отрезком ГЕ. М. д. с.
намагничивания этого магиитопровода Fo изобразится отрез-
ком ОГ, т. е. Fo > Fo- Следовательно, индукция и магнитная
проницаемость в магиитопроводе 2 увеличились.
Фазовый сдвиг между Fo и Fo в большинстве 'случаев близок
к 180°. Поэтому общая м. д. с. намагничивания Fo, действующая
в каждом магнитопроводе, оказывается небольшой. Для работы
в режиме подмагничивания выбирается часть кривой намагничи-
вания с наибольшей магнитной проницаемостью, что приводит
к уменьшению абсолютных значений всех векторов м. д. с. на-
магничивания. Таким образом, м. д. с. намагничивания Fo при
компенсации будет меньше, чем без компенсации.
Компенсация погрешностей подмагничиванием от вспомога-
тельного ТТ, состоящего из магнитопровода 6 с наложенной на
него обмоткой 5 (рис. 6-6, б). Питание вспомогательной обмотки 3
осуществляется от обмотки 5. Магнитопроводы /, 2 и 6 с наложен-
ными на них обмотками соединены вместе, представляя собой один
элемент. Поперечное сечение магиитопровода 6 выбирается таким4
чтобы он всегда находился в состояний, близком к насыщению.
342
Рлс 6-7. Схема компенсации по-
грешностей ТТ по МЭИ
ар
Это обеспечивает примерно / |
одно и то же подмагничива- | |
ние при изменении первич- \ Е
ного тока. Компенсация по- . у-
грешностей подмагннчнва-
нием от вспомогательного ТТ
происходит точно так же,
как и от постороннего источника. Подмагничивание от вспомога-
тельного ТТ обеспечивает уменьшение погрешностей на всем
диапазоне токов нормального режима, однако усложняет кон-
струкцию всего ТТ и увеличивает его габариты. Компенсация
погрешностей подмагничиванием обеспечивает улучшение кривой
погрешности на всем ее протяжении.
Компенсация погрешностей противонамагничивцнием (рис. 6-6, в)
отличается от рассмотренных выше двух способов толькр тем,
что вторичная обмотка 7 является как основной, так и под-
магничивающей. Основная часть вторичной обмотки охваты-
вает оба магиитопровода 1 и 2. На магнитопровод 2 наложена
дополнительная обмотка 8, соединенная последовательно и со-
гласно с основной обмоткой. Число витков вторичной обмотки
несколько меньше номинального. Следовательно, на магиито-
проводе 1 число витков будет меньше номинального, а на магни-
топроводе 2 (с учетом дополнительной обмотки) — больше номи-
нального. На магнитопроводе 1 м. д. с. намагничивания увели-
чится вследствие меньшего числа вторичных витков. Здесь будет
преобладать первичная м. д. с. На магиитопроводе 2 м. д. с.
намагничивания увеличится за счет дополнительной обмотки.
Здесь будет преобладать вторичная м. д. с. Этот способ компен-
сации погрешностей проще рассмотренных выше способов, однако
эффективность его несколько меньше, чем эффективность компен-
сации погрешностей от постороннего источника.
Компенсация погрешностей подмагничиванием полями рассея-
ния предложена МЭИ (рис. 6-7). Для увеличения потоков рассея-
ния вторичная обмотка разделена на две части: 1 (с числом витков
и 3 (с числом витков wz). Обе части обмотки соединены после-
довательно и согласно. Первичная обмотка 4 располагается
иа правом стержне магнитопровода. Потоки рассеяния замы-
каются через магнитный шуит 2. Изменяя воздушный зазор между
11|Унтом и магнитопроводом, можно изменять в определенных гра-
ницах потоки рассеяния. Шунт 2 способствует изменению потоков
Рассеяния.
При прохождении тока /2 иа левом сгержпе магиитопровода
9?3дается м. д. с. /2W2, а иа правом стержне — м. д. с. /iwL—/Ж.
Под действием этих м. д. с. возникают магнитные потоки рассея-
343
ния Ф81 и Фя.,, которые проходят через шунт 2, образуя общий
поток рассеяния Ф5. Подбором магнитного сопротивления шуита
даже при малых первичных токах можно обеспечить незначи-
тельное сопротивление магнитопровода. Вследствие этого м. д. с.,
необходимая для проведения намагничивающего потока Фо, зна-
чительно уменьшается. При токах 10—20 % номинального наи-
большую магнитную проницаемость будет иметь участок магнито-
провода, по которому замыкается поток рассеяния Фв1. Часть
вторичной обмотки I будет сцепляться только с некоторой частью
потока Фо, Это равносильно отмотке части ее витков и уменьшению
погрешностей. При первичных токах, близких к номинальным
и превышающих их, происходит насыщение шунта и компенса-
ция перестает действовать. Теперь магнитный поток Фо проходит
по всему магнитопроводу, сцепляясь с обеими частями вторичной
обмотки 1 и 3, что равносильно увеличению ее числа витков.
Поэтому погрешности увеличатся. Следовательно, при малых
первичных токах погрешности уменьшаются, а при токах, близ-
ких к номинальным, увеличиваются, т. е. кривая погрешностей
становится более пологой.
Режимы работы ТТ. Трансформаторам тока приходится рабо-
тать в различных режимах, имеющих место в электрической цепи,
а именно в установившемся и переходном режимах.
Установившимся называют режим работы ТТ, при котором
токи в первичной и вторичной обмотках ие содержат затухающих
свободных периодических и апериодических составляющих. Одним
из видов установившегося режима является нормальный режим
работы ТТ, при котором первичный и вторичный токи, погреш-
ности различных видов и напряжения между обмотками ТТ не
превышают длительно допустимых при заданных условиях экс-
плуатации. К установившемуся режиму относится также трансфор-
мация тока к. з. или другого тока, отличающегося от рабо-
чего тока установки, после затухания свободных составля-
ющих.
Переходным режимом работы ТТ называют электромагнитный
процесс, возникающий при переходе от одного режима к другому
вследствие резкого изменения первичного тока или нагрузки
(например, при к. з. или коммутациях в первичной цепи либо при
внезапном замыкании накоротко ветви вторичного тока). При пе-
реходном режиме в первичной и вторичной обмотках ТТ прохо-
дят свободные затухающие составляющие токов.
При правильном выборе ТТ токи в его обмотках ни при уста-
новившихся, ни при переходных режимах ие должны превышать
допустимые по термической и динамической стойкости. При этом
погрешности различных видов также не должны превышать уста-
новленных для этих режимов значений.
Основным режимом работы ТТ для измерений является нор-
мальный режим, в котором ТТ должен обеспечить пропорцнональ-
344
нОе воспроизведение первичного тока с наименьшими погрешно-
стями как модуля, так и фазы.
Работа большей части ТТ для защиты начинается лишь с мо-
мента возникновения в линии или в оборудовании аварийного
состояния, характеризующегося током перегрузки или током к. з.,
в несколько раз превосходящим рабочий ток линии.
6 3. РАСЧЕТ ПОГРЕШНОСТЕЙ
При расчете токовой и угловой погрешности ТТ для измерений
некоторые его параметры являются заданными для проектировщи-
ка и не могут им изменяться в ходе расчета, в то время как другие
выбираются по конструктивным и технологическим соображе-
ниям.
Заданными параметрами являются: J) номинальное напряже-
ние ЙНОм (кВ); 2) номинальный первичный ток /1НОМ (А); 3) но-
минальный вторичный ток /2ном (А); 4) номинальная вторичная
нагрузка z2H. ном (Ом); Б) термическая ITi и электродинамиче-
ская /д стойкость (А).
Номинальное напряжение не входит непосредственно в расчет-
ные формулы для определения погрешностей ТТ. Однако оно
определяет толщину изоляции между первичной н вторичной об-
мотками, а следовательно, внутренний диаметр и среднюю длину
магнитного пути в магиитопроводе.
К параметрам, которыми приходится задаваться нли которые
предварительно определяются при расчете погрешностей ТТ,
относятся: I) число витков первичной обмотки; 2) площадь по-
перечного сечения и материал первичной обмотки; 3) размеры и
материал изоляции между витками первичной обмотки (только для
многовитковых ТТ); 4) поперечное сечейие, форма и материал
вторичной обмотки; 5) активное и индуктивное сопротивление
вторичной обмотки, а в каскадных ТТ индуктивное сопротивление
первичной обмотки нижней ступени; 6) размеры и форма магни-
топровода; 7) марка и характеристики материала магиитопровода.
Расчет токовой и угловой погрешностей производится при
Двух значениях первичного тока:
1. При первичном токе, равном 5 % номинального (для ТТ
классов 0,2; 0,5 и 1) или 50 % номинального (для классов 3;
5 и 10), и при 100 %-ной вторичной нагрузке. В этом случае рас-
чет даеТ наибольшую отрицательную токовую погрешность.
2. При первичном токе, равном 120 % номинального, и мини-
мальной допустимой вторичной нагрузке (см. табл. 6-2). В этом
случае расчет дает наименьшую отрицательную токовую погреш-
ность.
Свойства электротехнической стали, взятой из различных про-
изводственных партий, при ода ой и той же индукции различаются
в тех или иных пределах, что необходимо учитывать в расчете
п°грешностей. Эти свойства определяются типовыми кривыми,
345
дающими одну м. д. с. (обычно среднюю) при данной индукции,
или опытными кривыми, снятыми для различных сортов (худших
и лучших) электротехнической стали данной марки. В последнем
случае определяется диапазон отклонений свойств стали из раз-
личных производственных партий и результаты расчета получа-
ются более правильными. Такие данные приведены в табл. 6-3—
6-8.
При первичном токе, равном 5 (или 50) процентам номиналь-
ного, и при 100 %-ной вторичной нагрузке удельную и. д. с.
намагничивания следует определять для худших сортов данной
марки электротехнической стали. Это будет наиболее тяжелый
режим работы ТТ. При первичном токе, равном 120 % номиналь-
ного, и минимальной допустимой вторичной нагрузке удельную
м. д. с. следует определять для лучших сортов электротехнической
стали данной марки. Это будет наиболее легкий режим работы ТТ.
Без коррекции погрешность в этом режиме будет наименьшей отри-
цательной. После коррекции погрешность этого ТТ станет наиболь-
шей положительной.
Индуктивность первичной обмотки зависит от числа ее витков
(табл. 6-9), существенно понижаясь с уменьшением числа витков.
Индуктивность вторичной обмотки (в омах) зависит как от
числа ее витков, так и от размеров магнитопровода и определяется
по формуле
Х2 Обм = 4 10~7nfHOMwl ном/?и In (6-4)
где w2H0M — число витков вторичной обмотки; ha — высота изо-
лированного магнито провода с наложенной на него вторичной об-
моткой, м; ©п и ©в — соответственно наружный и внутренний
диаметры магнитопровода с наложенной на него вторичной об-
моткой, м.
По этой же формуле определяется и индуктивное сопротивление
первичной обмотки нижией ступени в каскадных ТТ.
Порядок расчета и расчетные формулы для определения токо-
вой и угловой погрешностей ТТ приведены в формуляре расчета
(табл. 6-10). Расчет производится при двух значениях первичного
тока и вторичной нагрузки: а) ~ 0,05/1НОМ и z2 — г2н. ЙОм и
б) /л = 1,2/мом и z2 = 0,2522н. ном- В соответствии с этим пара-
метры и характеристики вторичной цепи будут иметь два значе-
ния: первое при 22=z2H. ном, соответствующее наибольшей от-
рицательной погрешности (при худшем сорте стали), и второе
при z2 = 0,25z2H. ном, соответствующее наименьшей отрицатель-
ной погрешности (при лучшем сорте стали).
Для наглядности в формуляре приведен расчет ТТ для измере-
ний класса 0,2, имеющего номинальное напряжение ПО кВ, пер-
вичный номинальный ТОК Дном ~ Ю00 А, вторичный номиналь-
ный ток /2П0М = 5 А, номинальную вторичную нагрузку z2H.aoM =
= 1,2 Ом; cos ср2 = 0,8. На основании расчета электрической изо-
ляции принимаем размеры магнитопровода: внутренний диаметр
346
Таблица 6-3. Зависимость удельной м. д. с. намагничивания Гуд
от индукции Вмакс ДЛЯ дожженных ленточных магнитопроводов
из электротехнической стали
^макс” Тл FУД* А/м ®макс’ Тл Руд, А/м ^Макс» Тл РУД* А/м
худший сорт стали лучший сорт стали худший сорт стали лучший сорт стали Худший сорт стали лучший сорт стали
Сталь 3411 при частоте 50 Гц
0,004 1,05 0,44 0,070 6,55 4,30 0,40 20,0 12,5
0,008 1,65 0,88 0,080 7,12 4,60 0,50 21,1 14,3
0,012 2,05 1,25 0,090 7,50 4,90 0,60 26,8 15,9
0,016 2,45 1,53 0,100 7,90 5,25 0,70 31,6 17,7
0,020 2,85 1,81 0,110 8,30 5,60 0,80 37,3 20,0
0,024 3,25 2,05 0,120 8,70 6,05 0,90 43,6 22,0
0,028 3,60 2,29 0,130 9,10 6,25 1,00 50,5 25,1
0,032 3,95 2,52 0,140 9,50 6,50 1,10 62,0 26,5
0,036 4,25 2,76 0,150 9,90 6,75 1,20 73,0 —
0,040 4,60 3,00 0,160 10,3 7,01 1,30 79.1
0,044 4,95 3,20 ! 0,170 10,7 7,25 1,40 90,1 —
0,048 5,30 3,40 0,180 Н.1 7,50 1,50 100 —-
0,052 5,61 3,60 0,190 11,6 7,75 1,60 260 -—
0,056 5,90 3,80 0,200 12,0 8,11 1,70 830 —
0,060 6,11 4,00 0,300 17,0 10,8 1,80 5500 —
Сталь 1512 при частоте 50 Гц
0,004 3,0 2,0 0,080 16,0 11,6 0,40 34 21,0
0,008 4,5 3,0 0,090 16,9 12,0 0,60 51 29,1
0,015 6,4 4,7 0,10 17,6 12,9 0,80 66 39,0
0,025 8,5 6,2 0,12 19,2 14,0 1,00 100 53
0,035 10,4 7,5 0,14 20,6 14,9 1,20 165 65
0,045 12,1 8,7 0,16 21,8 15,5 1,40 320 194
0,055 13,6 9,6 0,18 23,2 16,2 1,60 900 400
0,065 14,6 10,4 0,20 24,5 17,1 1,75 — 1250
Сталь 1562 и 1572 при частоте 50 Гц
0,004 1,75 1,15 0,054 10,8 8,40 0,180 20,4 18,6
0,008 3,00 2,18 0,058 10,56 8,80 0,190 20,9 18,9
0,012 4,00 3,04 0,065 11,31 9,50 0,200 21,4 19,3
0,016 4,80 3,78 0,075 12,2 10,25 0,300 30,0 24,1
0,020 5,61 4,58 0,085 13,1 10,75 0,400 37,1 30,0
0,024 6,32 5,07 0,095 14,1 12,1 0,50 48,5 37,6
0,028 7,04 5,65 0,110 15,4 13,2 0,60 60,0 46,0
0,032 7,69 5,96 0,125 16,3 14,2 0,70 77,2 57,2
0,036 8,27 6,28 0,135 17,1 14,9 0,80 НО 72,0
0,040 8,85 6,60 0,145 18,2 15,6 0,90 154 92.0
0,044 9,15 7,16 0,155 19,1 16,5 1,00 200
0,048 9,45 7,72 0,165 19,6 17,4 1,25 500 —
Сталь 3411 при частоте 400 Гц
0,004 1,18 0,62 0,080 13,2 9,45 0,40 48,0 33,6
0,008 2,02 1,22 0,090 14,6 10,3 0,60 64,8 47,1
0,015 3,27 2,20 0,10 16,0 11,2 0,80 80,0 57,5
0,025 4,80 3,54 0,12 18,4 13,1 1,00 102,0 69,6
0,035 6,40 5,01 0,14 21,2 14,9 1,20 133 8 82,1
0,045 7,98 6,01 0,16 23,5 16,6 1,40 102
0,055 9,51 7,01 0,18 25,6 18,5 1,60 — 130
0,065 11,0 8,00 0,20 28,1 19,8 1,80 — 174
347
Таблица 6-4. Зависимость удельной м. д. с. намагничивания Гуд
от ивдукцив /?макс Для отожженных ленточных; магнитопроводов
из электротехнической стали марки 3413
^макс1 Тл F уд’ А/м ^макс> Тл F УД’ А/м ^макс Тл F ГУД’ А/м ®макс» Тл F УД’ А/м
0,001 0,188 0,050 2,28 0,154 5,1 0,92 20,15
0,002 0,339 0,051 2,31 0,158 5,2 0,96 21,16
0,004 0,481 0,052 2,35 0,160 5,25 1,00 21,5
0,008 0,752 0,056 2,47 0,170 5,50 1,10 22,0
0,012 0,940 0,060 2,59 0,180 5,80 1,20 22,8
0,016 1,10 0,070 2,90 0,190 6,00 1,30 23,4
0,020 1,24 0,080 3,18 0,200 6,30 1,40 35,2
0,024 1,38 0,090 3,46 0,300 9,00 1,50 68,3
0,028 1,52 0,100 3,74 0,400 10,50 1,60 100
0,032 1,61 0,110 4,00 0,500 12,50 1,70 250
0,036 1,80 0,120 4,25 0,600 14,40 1,80 670
0,040 1,93 0,130 4,50 0,700 16,20 1,88 2 500
0,044 2,07 0,140 4,75 0,800 18,25 1,92 4 500
0,048 2,21 0,150 5,00 0,900 19,82 2,00 13 500
Таблица 6-5. Зависимость удельной м. д, с,
намагничивания Руд от индукции 2?манс для отожженных
ленточных магнитопроводов из стали 1512 средних сортов
при различных частотах
Тл Fy^ (А/м) при часто- тах, Гц ^макс« Тл Дуд (А/м) при частотах, Гп
400 1000 2500 8000 400 1000 2500
0,004 1,20 1,20 1,78 2,52 0,175 21,7 27,6 37,8
0,008 2,08 2,44 3,30 4,70 0,250 27,2 33,3 48,5
0,012 2,97 3,28 4,46 6,48 0,350 33,3 41,6 61,1
0,015 3,57 3,92 5,36 8,02 0,400 36,4 46,0 68,0
0,020 4,36 5,02 6,72 10,2 0,450 39,4 50,0 75,2
0,025 5,26 6,00 8,02 12,4 0,500 42,2 55,1 80,0
0,030 6,2! 7,03 9,50 14,7 0,550 45,6 60,0 86,3
0,040 7,65 9,00 12,0 19,2 0,650 53,0 70,6 99,2
0,060 10,6 12,6 17,4 27,4 0,800 66,5 86,6 120
0,080 12,8 15,7 21,6 33,7 0,900 75,8 98,3 —
0,100 15,0 18,6 25,3 40,0 1,000 88,0 НО —
348
Таблица 6-6. Зависимость угла потерь ф ст индукции /?мак0
для отожженный ленточных магнитопроводов из стали
марок 3411, 3412, 3413 и 3414 при частоте 50 Гц
^макс тл ф, ^макс* Тл ф, ...?
лучший сорт стали средний сорт стали худший сорт стали лучший сорт стали средний сорт стали худший сорт стали
0,003 5,1 6,2 7,4 0,32 41,9 44,8 47,7
0,010 17,1 20,5 24,6 0,35 42,3 46,0 48,7
0,015 19,3 23,0 26,5 0,45 43,6 47,1 51,9
0,020 21,5 25,1 27,8 0,50 43,1 47,8 53,2
0,030 24,5 27,2 30,0 0,60 42,5 48,5 55,0
0,040 27,0 29,1 31,8 0,70 41,0 48,9 58,2
0,050 28,5 31,0 33,2 0,90 37,0 47,5 58,9
0,075 31,7 33,8 36,0 1,16 26,7 40,2 55,7
0,100 34,0 36,6 38,1 1,40 16,5 33,0 52,5
0,150 37,3 38,1 41,2 1,60 10,1 14,0 20,1
0,200 39,3 41,0 43,5 1,70 6,6 8,0 11,3
0,300 41,6 44,0 47,0 1,90 3,0 3,5 40,0
Таблица 6-7. Зависимость угла потерь ф (среднее по сортам стали
значение) от удельной м. д. с. намагничивания Гуд
для отожженных ленточных (ЛМ) и штампованных (ШМ)
магнитопроводов из стали марок 1611, 1512, 1562 и 1572
при частоте 50 Гц
Fw А/м ф, ...° РУК А/м ф, ...°
1511, 1512 1562, 1572 1511, 1512 1562, 1572
ШМ ЛМ ШМ ШМ ЛМ ШМ
2 13,7 13,6 9 1 35 34,9 43 7 30,6
3 14,2 14 4 11,1 40 35,1 42,5 30,0
4 15,1 15,0 12,4 50 31,1 36,6 25,1
5 15,7 15,3 13,8 100 23,8 26,7 17,4
6 16,6 16,3 15,0 200 16,2 16,3 11,3
7 17,8 17,3 16,4 300 13,1 U.8 8,6
8 18,7 17,8 17,5 400 10,9 9,7 6,4
9 19,4 19,5 19 8 500 9,4 7,6 52
10 20,4 21,0 21,3 600 7,8 6,3 4,5
15 25,2 27,6 27,6 1000 5,7 3,7 3,1
20 30,7 33.8 31,3 1500 4,8 2,5 2,8
25 35,1 39,2 32,0 2000 3,7 2,35 2,5
30 — - - _ __ 36,1 42.6 32,5 3000 2,5 2.25 —
349
Таблица 6~8. Начальные участки кривых намагничивания
к Марка стали Выражение ГуД, А/м, при индукции Вмакс, Тл
до 0,04 от 0,04 до 0,8 до 0,04 ст 0,04 до 0,08
Сталь худшего сорта Сталь лучшего сорта
1512 58В0’3 „ макс 60В°>'1 макс 62В0’5
152 ccjp0,64 &&"макс
3411 36 2В0’82 макс 31.4В0’75 ' макс 21Макс
3413 Ю,2В°’а5к3с5 21,5В®’75
dB = 0,2 м; наружный диаметр da = 0,3 м, высота hM = 0,04 м;
коэффициент заполнения стали магнитопровода т}м = 0,85.
Аналогично выполняется и расчет многоступенчатых (каскад-
ных) ТТ. Погрешности каскадного ТТ складываются из погрешно-
стей его ступеней. Погрешности верхней ступени ТТ зависят не
только от внешней нагрузки, присоединенной ко вторичной об-
мотке этой ступени, ио и от нагрузок, присоединенных ко вторич-
ным обмоткам иижией ступени ТТ (т. е. от полного сопротивления
всех обмоток нижней ступени с их нагрузками).
Токовая погрешность каскадного ТТ равна арифметической
сумме токовых погрешностей его ступеней, а угловая погреш-
ность — алгебраической сумме угловых погрешностей ступеней.
Расчет погрешностей нижней ступени производится для двух
значений вторичной нагрузки и первичного тока:
1) номинальной z2H.IloM при — 0,05/1НОМ и cos<p2;
2) 0,25z2h. ном при — 1,2/1ноы и cos<p2.
Определение активной и индуктивной нагрузки вторичной об-
мотки верхней ступени, а затем и расчет погрешностей ТТ произ-
водится для четырех значений вторичной нагрузки нижней сту-
пени.
Первый вариант: нагрузка каждой из вторичных обмоток ииж-
ией ступени равна г2н.ном; cos <р2 = 0,8; 1г = 0,1 /1Ном-
Активное сопротивление нагрузки вторичной обмотки верхней
ступени (в омах)
^2н = И “Ь ( Xi ^2 обм 4“ Xl г2н)лр> (^'5)
где и — активное сопротивление вторичной обмотки верхней
ступени, Ом; (^Лобм + ZMnp — сумма активных сопротивле-
350
Таблица 6-9. Индуктивность первичной обмотки отечественных
многовитковых ТТ некоторых типов
Номиналь- ный ток. А Индуктивность первичной обмотки, мкГн, ТТ типа
ТПФ-10; 0,5/0,5 ТФН-35; 0.5/3 ТФН-110; 0,5/1 ТФН-110; 0,5/3
5 10 15 20 50 100 200 300 400 500 26 500 6650 1700 265 66 17 4,5 3300 2180 350 86 22 6,36 3,5 582 143 35 9 4 153 32 95 4,2
Примечание. Под типом ТТ в виде дроби приведены классы точности его вторичных обмоток.
Таблица 6»1С. Расчет погрешностей одноступенчатой»
трансформатора тока на ПО кВ
Исходные данные Данные предварительного расчета
За- дано Номинальная первичная м. д. с Лном — 2000 А Номинальный первичный ток Лном= 1000 А Номинальный вторичный юк I2Н0М = 5 А Номинальная вторичная на- грузка г2н. вом = 1,2 Ом Коэффициент мощности вто- ричной нагрузки cos w2 — = 0,8 Класс точности 0,2 Число витков первичной обмотки И1Н0М 84 ^iHOM^fHOM ~ Номинальное число витков вторич- ной обмотки К’гном = = Fхном^ гном ~ 2000' 5 = 400 Цена витка вторичной обмотки 100: и'2ном= 0,25 Минимальная вторичная нагрузка г2н. мин = 0,25г и. ном — 0,3 Ом Площадь сечения магнитопровода: геометрическая SP = ~ 0 25/гном?2н НОМ* : (f ном^йном^максЧм) 0,25 X X 5-1,2/(50-400-0,042-0,9) = = 2-10’3 м? действительная 5Д = 5гт)м = = 2*10-3-0,9= 1,8-10“3 м2 Средняя тлина: магнитного пути м — 0,5л (dH+ + dB) = 0,5л (0,3 + 0,2) = = 0.785 м витка вторичной обмотки /2 = = 2 [2Ди + /:м+0,5(с/н — — dB) + d,] = 2 “2-0,003 + + 0,04 -f- 0,5-(0,03 — 0,02) + + 0,00181]= 0,2 м
Вы- бра- но Магнитопровод кольцевой; rfH = 0,3 м; dB = 0,2 м; Лм — 0,04 м Коэффициент заполнения маг- нитопровода сталью — — 0,9 Провод вторичной обмотки медный, марки ПБОО; d.> = = 1,81-10”л м; q = = 2.57-1()*6 м2
351
Продолжение табл. 6-10
Исходные данные Данные предварительного расчета
Вы- брано Улвлшое сопротивление меди: при 6 = 75 °C р76 = = 2,05-10“е Ом-м Наибольшая температура вто- ричной обмотки •& = 75 °C Размеры магнитопровода со вторичной обмоткой при толщине изоляции Аи = = 0,003 м ^н 1 2Ay —Н хивй2 = 0 34- 2-0,003+ 2 X X 0,0018 » 0,31 м; £)в = “— c/g 2Аде 2/2в6?2 = 02 — 2-0,000 — 2 X X 0,0018 « 0,19 м; йи = = *м4- 2ДИ= 0,04+ 2 X X 0 006 « 0,05 м Сопротивление вторичной обмотки: активное г2обм = Ря+и^ном/?»” = 2,05-10"8-0,2-400/(2,57 X X 10’S) = 0 638 Ом индуктивное х«Обм ~ 4 X X 10-7л/ •К’Вйом^и Ь X НОМ 2ВОМ и х Ai £>в) = 4-10’7л-50 X X 400*-0,05 In '0,31/0,19) = = 0,25 Ом
Расчет наибольших токовой и угловой погрешностей Отрицательной Положитель- ной
Вторичная нагрузка г£н Ом ....... Составляющие нагрузки, Ом: активная г2н = г2н со <р2 индуктивная х2н = z2H sin <р2. . . . . . Сопротивление ветви вторичного тска z2 = ~ (г2обм 4“ (-^гобм^Ь См Угол ос — arctg (^рбм + -^'н^С^гобм •••° Первичный ток (/j//j ном)") 00, % номиналь- ного . Первичная м. д. с. Ft ~ А Вторичный ток / = /гномЛ/Лиом. А . . . Вторичная э. д. с. Е.2~ 1$22, В Магнитная индукция Вмакс== 0>225£2/(/помС1У2ком5д;. ...... Сорт электротехнической стали марки 3411 Удельная э. д. с, намагничивания (по табл. 6-3) Луд. А/м Полная гл. д. с. намагничивания Fo~ ~ ^уд4а» А Угол потерь ip 'по табл. 6-6), ... ..... sin ^+ос) . . cos СФ 4~ а) Токовая погрешность номинальная ROM = z = (Л/F^) sin (г]’ 4- ос) • 100 % Коррекция витковая; число отмотанных вит- ков Awg (при цене витка 0,25) Действительная токовая погрешность ^д = ft ном 4~ Aw2 • 1 ОО/с^ном % Угловая погрешность о = = 3440 (Fo/F,) cos СФ 4- ос), ..." । Л (?2Н. ном' 0,96 0,72 1 87 31,3 100 0,25 0,467 2,97-10-1 Худший 0,9 0,7 20,5 0,786 0.G18 —0,55 1 —0,3 14,8 ^3 (z2n. мин) 1 0,24 0,18 0,978 26,1 120 2400 6 5,68 3,56-10- Лучший 2 75 2,16 26,2 0,791 0,611 —0,0712 1 +0,1788 1,9
352
ний вторичных обмоток ннжней ступени и присоединенных к ним
нагрузок, приведенная к верхней ступени, Ом;
( X г2 обм 4“ X г2н)пр —
X *2 обм 4* X г2н j /(^н. с)2» (6-6)
где г20бм — активное сопротивление каждой из вторичных об-
моток иижнен ступени, Ом; г2н — активное сопротивление на-
грузки, подключенной к каждой вторичной обмотке нижней сту-
пени, Ом; п — число вторичных обмоток в нижней ступени, Пн.с —
коэффициент трансформации нижней ступени.
Индуктивное сопротивление нагрузки вторичной обмотки верх-
ней ступени (в омах)
Л2н «=Х1 4- (X -^2 обм 4- X ^2в)пр> (6-7)
где Xi — индуктивное сопротивление первичной обмотки ниж-
ней ступени, Ом; (2Хобм 4- 2Хн)пр — сумма индуктивных сопро-
тивлений вторичных обмоток нижней ступени и присоединенных
к ним нагрузок, приведенная к верхней ступени, Ом;
(« п \ /
X Х!2 обм + Е Л-2н (6-8)
где х2обм — индуктивное сопротивление каждой из вторичных
обмоток, Ом; х2н — индуктивное сопротивление нагрузки, под-
ключенное ко вторичной обмотке, Ом.
Второй вариант; нагрузка каждой из вторичных обмоток ниж-
ней ступени равна 0,25г2н.ном; при /i = 1,2/1Н0М; cos <р2 — 0,8.
Активное сопротивление нагрузки вторичной обмотки верхней
ступени (в омах)
Г2н = П 4~ ( X ^2 обм 4- 6,25 2 Г2н)пр» (6’9)
где 4’ — активное сопротивление первичной обмотки нижней
ступени, Ом; (2У2оСм + 0,25Хг2н)пр •— сумма активных сопро-
тивлений вторичных обмоток нижней ступени и присоединенных
к ним нагрузок, приведенная к верхней ступени, Ом;
(X Ггобм 4~ 0,25 X Г2н)цр = X Да обм 4~ 0,25 X Ггн^i(Ля. с) • (6-10)
Индуктивное сопротивление нагрузки вторичной обмотки верх-
ней ступени (в омах)
(п п \
X обм 4- 0,25 Xi ^2н ) пр» (6-11)
1 1 /
где х|’ — индуктивное сопротивление первичной обмотки нижней
ступени, Ом; (Хх2обм 4- 0,25ХХн)ир — сумма индуктивных со-
12 п/р В. В. Афанасьева 353
противлений вторичных обмоток нижней ступени и присоединен-
ных к ним нагрузок, приведенная к верхней ступени, Ом;
( S ^2обы 4* 0,25 -^2н)пр. ~ 2d Л-2обм 4*6,25 с) •
(6-12)
Третий вариант: нагрузка трех вторичных обмоток нижией
ступени равна номинальной z2H. ном, а четвертой обмотки — меньше
номинальной для всех нагрузок при 4 =* К/щош cos <р2 *=
= 0,8.
Активное и индуктивное сопротивление нагрузки вторичной
обмотки верхней ступени (в омах) определяются соответственно
по (6-5) и (6-7). Активное и индуктивное сопротивление одной нз
обмоток нижией ступени меньше номинального, и в этой обмотке
А — К11втл. Здесь К — кратность первичного тока относительно
номинального, установленная для этой обмотки при меньшей вто-
ричной нагрузке; cos <р2 = 0,8 для всех обмоток.
Четвертый вариант: нагрузка всех вторичных обмоток нижней
ступени равна нулю:
^2н = 0; А = 1>2/1и0М. (6-13)
Активное сопротивление нагрузки вторичной обмотки верхней
ступени (в омах)
^2п ~ П 4“ ( 2-1 ^2обм)пр» (6_И)
где (Хг2обм)пр — сумма активных сопротивлений вторичных об-
моток нижней ступени, приведенная к верхней ступени, Ом;
п
( 2j Г2обм)по ~ 2^ Г2обм/(^н. с) •
1
Индуктивное сопротивление нагрузки вторичной обмотки верх-
ней ступени (в омах)
^2н ~ 4~(2j #2обм)пр> (6-15)
где (£х2обм)ср — сумма индуктивных сопротивлений нагрузки
вторичной обмотки верхней ступени, Ом;
п
( 2j -^2обм}пр = S #2 обм/(^н. с) •
1
Р формуляре (табл. 6-11 и 6-12) приведен расчет погрешно-
стей каскадного ТТ на 500 кВ, имеющего две ступени. ТТ имеет
четыре вторичные обмотки: одну класса 0,5 для измерений и
три — релейной защиты (Ръ Р2 и Ps).
ТТ имеет два номинальных первичных тока (1000 и 2000 А).
Поэтому первичная обмотка выполнена из двух одинаковых сек-
ций, соединяемых последовательно или параллельно при помощи
354
За-
дано
Вы-
бра-
но
Таблица 6’11. Расчет погрешностей каскадного трансформатора
тока на 500 кВ (верхняя ступень)
Исходные данные
Номинальная первичная
м. д. с- F1110M — 2000 А
Номинальный первичный ток
Z1HOM = Ю°0 и 2000 А
Номинальный вторичный ток
4ВноМ = 20А
Номинальная нагрузка изме-
рительной обмотки нижней
ступени г2П. ном = 30 Ом
Коэффициент мощности вто-
ричной нагрузки cos <jp2 —
= 0,8
Класс точности 0,2
Магнитопровод составной, со-
держит 5 кольцевых маг-
нитопроводов:
два 0 470/660X60 мм;
один 0 470/660X30 мм;
два 0 500/600X25 мм
Коэффициент Заполнения маг-
нитопровода t]M = 0,9
Сталь магнитопровода мар-
ки 3413 лучшего сорта
Провод вторичной обмотки
медный многожильный, мар-
ки ЛВДО, сечение 8х 8 мм;
$8 = 51,2. IO"6 м?
Наибольшая температура вто-
ричной обмотки 0=75 °C;
удельное сопротивление ме-
ди при 0 = 75 °C рт6 —
= 2,05.10“* Ом«м
Предельная расчетная индук-
ция BDp— 1,8 Тл
Удельная м. д. с. при Вп„==
- 1,8 Тл 7(1= 670 А/м (по
табл, 6-4)
Данные предварительного расчета
Число витков первичной обмотки
“’i” /’ihom^/ihom = 1 и 2
Номинальное число витков вторич-
ной обмотки w°H = H0M/7fH0M=
= 100
Площадь сечения магнитопровода:
геометрическая Sr= 1,9-10“2 м2
действительная 5д = Srt]M ~
= 1,64-10'? м?
Средняя длина:
магнитного пути ZM = 1,82 м
витка вторичной обмотки /2 =
= 0,71 м
Сопротивление вторичной обмотки:
активное. 4о6м =
= р75/2®2 ном/q2 ~ 2,05 -10 6 х
X 0,71-100/(51,2.10--6) =
= 0,03 Ом
индуктивное х|обм ~ 0,06 Ом
Номинальная предельная кратность
“ homw2h^h/(0,22^2номг2н. ном
= 1,8-50-1,64-10-?/(0,225-20 X
X 1*15) « 28
Полная погрешность ев =
= Ю0£уд1м/(К10ЛНОЛВН) =
= 100.670-1,775/(28.20-100) =
= 2,18%
12*
355
Продолжение табл, 6-11
Рассчитываемая величина Варианты расчета *
1-Й 2-й 3-й 4-Й
Нагрузка измерительной обмотки нижней ступени г2п, Ом .... 30 7,5 30 0
Сопротивление нагрузки вторичной обмотки верхней ступени, Ом: активное /gH 0,755 0,37 0,623 0,243
индуктивное х^ 0,783 0,496 0,685 0,4
Сопротивление ветви вторичного то- ка ^2ном верхней ступени, Ом: активное rfобм + 4Н 0,785 0,4 0,653 0,283
индуктивнее х®обм + х|н ... 0,843 0,556 0,713 0,46
полное zS = (г2обм^'г2н) *^(^обм^Х2и)2 1,15 0.685 0,967 0,54
Угол ос = arctg (х£обм + + 4«)/(4<,б„ + 4) 47" 3' 54° 16' 47" 30' 58° 24'
Кратность первичного тока (ЛАном)’% 5 120 2600 120
Вторичный ток верхней ступени /2 = = ^2НОмЛ^1НОМ> 1 24 520 24
Э. д. с. £2 = /®г®, В 1.17 16,8 503 13
Магнитная индукция ВМакс = ~ 0,225£?/(fHOMwaHOMSu), Тл 0,003 0,046 1,38 0,036
М. д с. намагничивания: удельная (по табл. 6-4) Куд, А/м 0,41 2,14 32,6 1,8
полная Fy = Гуд/Ы, А .... 0,75 4,0 59,33 3,3
Первичная м. д. с. F = РщомАя» А 100 2400 52 000 2400
Угол потерь ч]) (по табл. 6-6) . . . 5° 20' 27° 50' 17° 20' 26° 30'
sin (ФИ-а) 0,887 0,994 0,992 0,998
cos' чр 4- а) 0,462 0,106 0,387 0,057
Токовая погрешность /?й == ~ [lOOF0sin(i])-f- а)]//7!, % . . —0,364 —0,165 —0,114 —0,137
Угловая погрешность 6® = = 3440 [Fo cos[i|H~ cc)]/Ff, ...* 6,5 0,61 1,52 0,27
* Соответств? ют четырем значениям нагрузки измерительной обмотки
и трем Значениям кратности первичного тока (см. стр. 339).

Таблица 6-12. Расчет погрешностей измерительной обмотки
каскадного ТТ (нижняя ступень)
и результирующих погрешпоетей всего ТТ
Исходные данные Данные предварительного расчета
За- дано Номинальная первичная м. д. с. FlH0M — 2000 А Номинальный вторичный ток Номинальная нагрузка изме- рительной обмотки zSn. ном = Ом Коэффициент мощности вто- ричной нагрузки cos ф., = = 0,8 Класс точности 0,5 Номинальное число витков вторич- ной обмотки СУ£НОМ= = Fгном^гном ~ 2000 Цена витка вторичной обмотки ДйУя = 100 : 0,05 Номинальное число витков первич- ной обмотки ®УНОМ = Площадь сечения магнитопровода геометрическая <Sr = = 8,07-10"3 м§ действительная Su — SrTjM= = 7,26-10~3 м§ Средня: длина; магнитного пути /м= 1,775 м витка вторичной обмотки /..== = 0,42 м Удельное сопротивление меди при 75 X p7S= 2,05.10“8 Ом-м Сопротивление вторичной обмотки: активное г2обм ~ р7Б^.люм/2/^ = = 2,05-10^-0,42-2000/(1,43 X X 10~®) = 11,8 Ом индуктивное ^Обм= ° Полная погрешность нижней ступе- ни при номинальной предельной кратности К£ои — 28 (потабл. 6-11) ен уд^м^^он^гном^гном) ~ = 100.670-1,775/(28-1-1996) = = 2,13 % Полная погрешность всего ТТе — = ев+ 8Й= 2,18 + 2,13 = = 4,3 %
Вы- бра- но Номинальный первичный ток ^Гном ~ ^ном = 20 А Магнитопровод кольцевой: dn=0,66 м; dB=O,47 м: /гм = 0,085 и Сталь магнитопровода марки 3413, лучшего сорта Коэффициент заполнения маг- нитопровода сталью т]м = = 0,9 Провод вторичной обмотки медный, марки ПЭЛБД; d2 = 1,35- JO"5 м; q = = 1,43-10’6 м2 Предельная расчетная индук- ция fiDp— 1,8 Тл Удельная м. д, с, при ВПп =“ = 1,8 П £)= 670 А/м (См. табл. 6-4)
Рассчитываемая величина Варианты расчета *
1-й 2-й 3-й
Нагрузка измерительной обмотки нижней ступени z2H, Ом .... 0 7,5 (0,25г н> ном) 30 (z2]It ном)
Сопротивление вторичной нагруз- ки, Ом. активное rfB = z2H cos ф2 . . . 0 6 24
индуктивное х2Н = sin фо Полное сопротивление ветви вторич- ного тока, Ом z2 — ^2ОбмНгГ2н/ 0 4,5 18
11,8 18,4 40,1
357
Продолжение табл 6-12
Рассчитываемая величина Варианты расчета *
»-й 2-Й 3-й
Угол се = arctg (х2Обм + + *2й)/(Г20бм Лш) Кратность первичного тока К = = (Л^Лном)' ЮО, % ...... Вторичный ток /2, А Вторичная э. д. с. Е.,= lz2it В . Магнитная индукция в магнитопро- воде Вмаксs= 0,225 X X ^/(/ном^зном^д), Тл . . . . М. д. с. намагничивания: удельная Туд (по табл. 6-4), А/м полная Fo = Еур1м, А .... Первичная м. д. с. Ff, А Угол потерь я}) (по табл. 6-6) . . . sin (-ф «) - • • cos (-ф + а) Номинальная токовая погрешность /“ном “ 100Го sin № + % Коррекция витковая; число отмо- танных витков Дш2 Действительная токовая погрешность /Гд = ^оМ+д^-10о,ч, % . . Угловая погрешность 6Н — = [3440F0cosOp + a)]/Ff, ...' . Токовая погрешность верхней ступе- ни (по табл. 6-11), % .... Токовая погрешность каскадного тт/£д = /«д+/Гд>% Угловая погрешность верхней сту- пени (по табл. 6-11), ...‘ . . . Угловая погрешность каскадного ТТ 6 = 6в + 6”, ...* . . . * Соответствуют трем значениям и г2н = *ан. ном) И двум значениям и К -- 5). 0 120 1,2 14,2 0,0044 0,52 0,923 2400 7° 30' 0,130 0,991 —0,005 4 4-0,195 1,31 -0,137 0,058 0,27 0,88 нагруз кратно( 14 11* 120 1,2 22,5 0,0068 0,674 1,196 2400 11° 36' 0,434 0,903 —0,021 4 4-0,179 1,55 -0,165 0,014 0,61 1,1 ки (г2н = 0; z2H = ли первичного т 26'41' 5 0,05 2,0 0,00062 0,10 0,1775 100 1°30' 0,471 0,882 —0,083 4 +0,117 6,11 —0,364 —0,247 6.5 6,4 — 0,25z2H_ how ока (К = 120 |
358
переключателя. При таком исполнении первичная м. д. е. будет
одна и та же (2000 А) при обоих значениях первичного тока. Но-
минальная предельная кратность первичного тока К для обмоток
р и Р2 не менее 20, а для обмотки Ра при нагрузке 10 Ом не ме-
нее 26.
Магнитопровод верхней ступени должен иметь действитель-
ное поперечное сечение площадью 5Д » 1,64.10“2 м2. Его высота
д = 0,2 м. Магнитопровод выполнен составным из пяти маг-
нитопроводов для удобства наложения обмотки, а именно:
двух 0 470/660x60 мм, одного 0 470/660x30 мм и двух
0 500/600X25 мм.
Магнитопровод нижней ступени для:
1) измерительной обмотки 0 470/660x85 мм; площадь его
действительного сечения = 7,26-10'3 м2;
2) обмотки для релейной защиты Pt 0 470/660x25 мм; Sa
= 2,14-1СГ8 м2;
3) обмоток для релейной защиты Р2 и Р8 0 500/660X30 мм;
5Д = 2,16.10г» ма.
Для вторичной обмотки верхней ступени выбран провод
ЛВДО 8X8 мм (площадь сечения 51,2 мм2); ее активное сопро-
тивление г2обм = 0,03 Ом, индуктивное сопротивление х2обм —
= 0,06 Ом.
Для первичной обмотки нижней ступени выбран провод ЛВДО
4x4 мм (площадь сечения 15,5 мм2); активное сопротивление
г” — 0,155 Ом; индуктивное сопротивление Х\ — 0,4 Ом.
Для вторичных обмоток иижней ступени выбраи провод ПЭЛБД
диаметром 1,35 мм (площадь сечения 1,43 мм2). Активное сопро-
тивление этих обмоток составляет: измерительной обмотки
ггобм = 11,9 Ом; релейной обмотки Pj 8,23 Ом; релейных обмоток
Р2 и Р3 7,64 Ом. Индуктивное сопротивление всех вторичных об-
моток принято равным нулю.
Определяем активное сопротивление вторичной нагрузки для
четырех вариантов.
Первый вариант', нагрузка на каждой из вторичных обмоток
равна 22н.иом при Д = 0, /1НОМ, cos q>2 = 0,8
Сумма активных сопротивлений вторичных обмоток иижней
ступени и присоединенных к ним нагрузок, приведенная к верх-
ней ступени 1см. формулу (6-6)],
(4 4 \
У ^2 Обм + ^2Н /Пр ~
П=1 П=1 )
== (11,9+ 8,23 + 2-7,64 4-30-0,8 + 3-75-0,8)/202 = 0,6 Ом.
Активное сопротивление нагрузки вторичной обмотки верхней
ступени 1см. формулу (6-5)1
*2н = Г* + (£j Г2обм + Е = 0,155 + 0,6 = 0,755 Ом.
359
Индуктивное сопротивление нагрузки вторичной обмотки верх-
ней ступени по (6-7)
*2н = Х\ 4~ (^J -^2обм 4~ X. №н)пр = “F
4~ (30-0,6 4-3.75-0,6)/202 = 0,783 Ом.
Второй вариант-, нагрузка каждой из вторичных обмоток ниж-
ней ступени 0,25г2н.яоы при А — 1,2/1НОм; cos <р2 = 0,8.
Активное сопротивление нагрузки вторичной обмотки верхней
ступени [см. формулу (6-9)]
Ан ~ И 4~ ( £ г2обм 4~ 0,25 X/ ?2н)пр =
= 0,155 4- (11,9 + 8,23 4- 2* 7,64 -f- 0,25- 30• 0,8 ф-
+ 0,25 • 75 - 0,8)/20а = 0,371 Ом.
Индуктивное сопротивление нагрузки вторичной обмотки верх-
ней ступени [см. формулу (6-11)]
*2н — Х1 4“ ( 2j *2обм 4*0,25х2н)Пр =
= 0,4 + (0,25.30-0,64-0,25-3-75-0,6)/202 = 0,496 Ом.
Третий вариант-, нагрузка каждой из трех обмоток — измери-
тельной и двух релейных Рх и Р2 — равна номинальной z2H. Еом,
а релейной обмотки Р3 равна 10 Ом; cos <р2 — 0,8; A =
Активное сопротивление нагрузки вторичной обмотки верхней
ступени [см. формулу (6-5)]
г2н = /” 4- (S Г2обм 4“ X] ^2н)пр —•
= 0,155 4- (11,9 + 8,23 4- 2 • 7,64 4- 30 • 0,8 ф-
4-2-75.0,84- 10-08)/202 = 0,623 Ом.
Индуктивное сопротивление нагрузки вторичной обмотки верх-
ней ступени [см. формулу (6-7)].
-*2н = Х[ 4- (L Х2обм 4“ Xj -*2н)пр =
= 0,4 4-(30-0,62-75-0,6-J- 10-0,6)/202 = 0,685 Ом.
Четвертый вариант', нагрузка каждой из вторичных обмоток
нижней ступени г2н = 0; А = 1,2/10бм. Активное сопротивление
нагрузки вторичной обмотки верхней ступени [см. формулу (6-14)]
Ан — и 4~ (Xi обм)пр = 0,155 4” (] 1 »9 4- 6,23 4-
4- 2 7,б4)/202 = 0,243 Ом.
Индуктивное сопротивление нагрузки вторичной обмотки верх-
ней ступени [см. формулу (6-15)]
х5, = л? + (Е Х2обм)пр — 3,44-0 = 0,4 Ом.
По табл. 6-11 и 6-12 определяются и погрешности для обмоток
Р1} Р2 и Р8. Кратность первичного тока и полные погрешности
определяются по формулам, приведенным в следующем параграфе.
360
6’4. КРАТНОСТЬ ПЕРВИЧНОГО ТОКА.
ПОЛНАЯ ТОКОВАЯ ПОГРЕШНОСТЬ
Различают предельную кратность первичного тока по отнО’
тению к его номинальному значению, номинальную предельную
кратность и кратность насыщения.
Предельная кратность К10 — наибольшая кратность первич-
ного тока по отношению к его номинальному значению, при кото-
рой полная токовая погрешность ТТ при заданной вторичной на-
грузке не превышает 10 %.
Номинальная предельная кратность Люн соответствует пре-
дельной кратности ТТ при номинальной вторичной нагрузке.
Кратность насыщения представляет собой отношение первич-
ного тока к его номинальному значению, обеспечивающее при
заданной вторичной нагрузке индукцию в магнитопроводе ТТ,
близкую к индукции насыщения.
Расчет предельной кратности производится после определения
токовой и угловой погрешностей, рассмотренных в предыдущем
параграфе. Следовательно, основные параметры рассчитываемого
ТТ (5Д, /м, ш2, г2обм, л20бм, г2И, х2н и cos <р2) уже определены.
Известна также марка стали магнитопровода и ее характери-
стика Выакс = f (Туд)- Ориентировочно предельная кратность
Кю — H0Mz2)» (6-16)
где _____________________________________
г2 == /(г2 обм 4- «гв cos ф2)2 + (х2 обм -р г2н sin <р2)2
— полное сопротивление ветви вторичного тока, Ом.
Предельное расчетное значение индукции Впр не должно пре-
вышать 1,8 Тл для магнитопроводов кольцевой формы, изготов-
ленных из электротехнической стали марок 3411—3414 методом
спиральной навивки; 1,6 Тл для магиитопроводов, изготовленных
из стали тех же марок методом шихтовки прямоугольных пластин;
1,75 Тл для магнито проводов, изготовленных из стали марок 1511
и 1512. При предельной кратности Кхо индукция в магнитопро-
воде не должна превышать указанных значений Впр.
С увеличением нагрузки предельная кратность существенно
уменьшается.
Полная погрешность ТТ в установившемся режиме (в %) опре-
деляется формулой
е = 100
гДе г?пом — номинальный коэффициент трансформации; г\ и г2 —
Мгновенные значения первичного и вторичного тока; — дейст-
Бующее значение первичного тока; Т — период тока.
361
Полная погрешность представляет собой выраженную в про-
центах относительную м. д. с. намагничивания, т. е.
е = lOOFo/F, = 100Fyn/M/(F10/2HOMw2), (6-17)
где Fyn — удельная м. д. с. намагничивания, определяется по ти-
повым' кривым или по табл. 6-3—6-8 для заданного значения
Frp (см. выше).
При расчете е сначала вычисляется /<10- Если после подстанов-
ки К1С в формулу (6-17) окажется, что е > 10 %, то расчетное зна-
чение индукции уменьшается и находится новое значение К10.
Его подставляют снова в формулу (6-17), и так до тех пор, пока
полная погрешность ТТ не окажется равной или меньшей 10 %.
6-5. МАГНИТОПРОВОДЫ И ОБМОТКИ
Магнитопроводы изготовляются нз тонколистовой электро-
технической стали марок 3413 и 3414 по ГОСТ 21427.0—75 н
21427.3—75 *, получившей наиболее широкое применение. Эта
сталь изготавливается в виде рулонов, ленты или листов и имеет
с одной стороны электроизоляционное термостойкое покрытие тол-
щиной не более 5 мкм. Для магннтопроводов высокочастотных ТТ
применяется сталь марки 1521, имеющая меньшие потери. Харак-
теристики сталей приведены в табл, с 6-3 по 6-7. Началь-
ные участки кривых намагничивания названных сталей доста-
точно хорошо аппроксимируются выражениями, приведенными
в табл. 6-8.
Удары, сотрясения и механические напряжения (наклеп),
которым неизбежно подвергается сталь при транспортировке и
обработке, ухудшают ее магнитные свойства. Эти свойства восста-
навливаются специальным отжигом магнитопровода.
Магнитопроводы выполняются спиральными или пластинча-
тыми.
Спиральный (кольцевой или овальный) магнитопровод образу-
ется путем намотки с натяжением рулонной ленты (или полос)
из электротехнической стали на цилиндрическую или овальную
оправку. Для предотвращения разматывания магиитопровода на-
чало н конец ленты привариваются к ее предыдущим виткам
в нескольких точках.
Наряду с цельными спиральными магнитопроводами находят
применение разрезные (по диаметру) магнитопроводы. Однако
магнитные свойства разрезных магнитопроводов несколько хуже,
чем неразрезных.
Плотность навивкн магнитопровода контролируется учетом
его масс.
• Обозначения марок стали: 1211, 1511, 1512, 1513, 1562, 1572, 3411, 3412,
3413, 3414 вместо прежних 311,341,342, 343,346, 348, 3310, 3320, 3330 и
ЭЗЗОА соответственно.
362
Находят применение и составные магнитопроводы, состоящие
по высоте из нескольких магнитопроводов, одинаковых или раз-
личных как по высоте, так и по диаметру.
Изоляция спиральных магнитопроводов осуществляется:
1. Намоткой на магнитопровод ленты из электротехнического
картона (ГОСТ 2824—75) толщиной 0,5—0,8 мм с перекрытием
в половину ширины ленты по наружному диаметру. Конец ленты
приклеивается к предыдущим слоям либо закрепляется двумя-
тремя витками киперной ленты. Толщина слоя изоляции на вну-
тренней поверхности магнитопровода будет больше, чем на наруж-
ной (приблизительно пропорционально отношению диаметров
магннтопровода).
2. С помощью шайб с надрезами по краям и полос нз электро-
технического картона толщиной 0,8—1 мм. На внутреннюю и
наружную поверхность магнито провода накладываются полосы
шириной, равной высоте магнитопровода. На торцы магнитопро-
вода укладываются шайбы, и их края загибаются на полосы.
Полосы и шайбы закрепляются на магнитопроводе кнперной лен-
той, которая спирально навита по его поверхности.
3. Шайбами толщиной 4—8 мм (нз электротехнической фанеры,
гетинакса, стеклотекстолита и т п.) и полосами из электротехни-
ческого картона. Шайбы и полосы закрепляются на магнитопро-
воде киперной лентой. Такой способ изоляции применяется для
придания магнитопроводу жесткости.
Пластинчатые магнитопроводы состоят из большого числа пря-
моугольных или Г-образных пластин. При сборке магнитопроводов
пластины должны укладываться таким образом, чтобы стыки
пластин в соседних слоях не совпадали, а перекрывались пласти-
ной следующего слоя. Пластинчатый магннтопровод стягивается
угольниками или планками посредством шпилек, пропущенных
через отверстия в пластинах или расположенных снаружи плас-
тин.
Первичная обмотка изготавливается из жестких или гибких
проводников. Материал проводников (медь, алюминий) выбира-
ется по конструктивным н технологическим соображениям. Пер-
вичная обмотка стержневых и шннных ТТ выполняется из жест-
ких проводников прямоугольного или круглого (сплошного или
трубчатого) поперечного сечения. В многовитковых ТТ она вы-
полняется из гибкой ленты или гибких проводников, например об-
моточным проводом ЛВДО. Площадь поперечного сечения про-
водников определяется номинальным током, током термической
и Динамической стойкости ТТ и условиями охлаждения обмотки.
Число витков первичной обмотки при одном и том же токе в зна-
чительной степени определяет погрешности ТТ. Из формулы (6-2)
видно, что увеличение числа витков первичной обмотки wx (и
соответственно первичной м. д. с.) существенно уменьшает по-
грешность ТТ. Однако увеличение и соответственно повышает
Расход меди (алюминия), а также массу н стоимость ТТ. При но-
363
мииальных токах 1000 А н более в большинстве случаев можно
обеспечить требуемый класс точности прн одном первичном витке.
Однако в ТТ на несколько номинальных токов иногда приходится
выполнять первичную обмотку из двух-четырех витков, соединяя
их последовательно, параллельно или последовательно-параллель-
но для обеспечения постоянства первичной м. д. с., даже если пер-
вичный ток превышает 1000 А.
Если пренебречь сопротивлением первичной обмотки ввиду
его незначительности, то разность напряжений между концами
первичной обмотки, обусловленная током в ней, составит
где К — кратность первичного тока по отношению к номиналь-
ному; /1ном — номинальный первичный ток, А; со = 2л/ном;
/ном — частота переменного гока, Гц; Lt — индуктивность пер-
вичной обмотки, Гн (см. табл. 6-9).
Из приведенной формулы видно, что при нормальном режиме
работы At/j составляет единицы нли десятки вольт, а при токе
к. з. — сотни нли даже тысячи вольт.
Напряжение (в кВ) на зажимах первичной обмоткн при паде-
нии на нее грозового импульса (7гр с достаточной точностью описы-
вается выражением
Ut = игр(1 -е-ч^ЦКг^,
где — амплитуда грозового импульса, кВ; /ф — длительность
фронта волны, с; Lt — индуктивность первичной обмотки, Гн;
Т = Lx (2гп) — постоянная времени первичной цепи, с; t —
время, с.
Междувитковая изоляция первичной обмотки осуществляется
лентой нз электротехнического картона, кабельной бумагой, хлоп-
чатобумажной лентой нли лентой из стеклоткани. Пробивные на-
пряжения изоляции некоторых марок проводников н электрокар-
тона, используемых в ТТ, приведены в табл. 6-13.
Основная изоляция первичной обмотки, т. е. изоляция ее от
земли, выполняется посредством твердых и жидких изоляцион-
ных материалов нли их сочетания. Изоляция из твердых изоляци-
онных материалов (фарфор, эпоксидный компаунд) применяется
в ТТ на напряжение не более 35 кВ. Эпоксидный компаунд приме-
няется в ТТ внутренней установки. В ТТ наружной установки
применяется чисто бумажно-масляная изоляция и бумажно-масля-
ная конденсаторная изоляция, рассмотренные в § 3-7.
По конструктивному выполнению бумажно-масляную конден-
саторную изоляцию можно разделить на:
J. С-образную (рис. 6-8, а), получаемую непрерывной навив-
кой бумажной ленты на изогнутую первичную обмотку 1, В про-
цессе намотки закладываются конденсаторные обкладки с той нли
иной защитой края обкладки. На магнитопровод со вторичной об-
моткой высоковольтная изоляция не накладывается.
364
Таблица 6-13. Пробивное напряжение изоляции проводников
и электротехнического картона, применяемых а ТТ
Вид изоляции Пробивное напряжение, кВ
60 Гц импульс 1,6/40 мкс
в воз- духе в масле в воз- духе в масле
Изоляция между двумя проводами ПБД диаметром 1,81 мм ПБОО диаметром 1,81 мм ЛВДО 6,9X6,У мм Электротехнический картон толщи- ной 0,5 мм нелакированный лакированный светлым масля- ным лаком Электротехнический картон толщи- ной 0,2 мм нелакированный 1,4 1,45 2,0 5,7 6,5 3,6 I I I 1 11 OOW 1,8 2,2 3,81 10,2 12,1 5,3 9,0 14,0 23,0 19,5
2. Изоляцию рымовндной формы I рода (рис. 6-8, б), получа-
емую навивкой бумажной ленты 3 на первичную обмотку 2, имею-
щую вид рыма (кольца с хвостом). Вид рыма будут иметь н конден-
саторные обкладки. На кольце каждой обкладки обязателен раз-
рыв во избежание короткозамкнутого витка вокруг вторичной об-
мотки /. На магнитопровод со вторичной обмоткой 1 высоковольт-
ная изоляция не накладывается.
3. Изоляцию рымовидной формы II рода (рнс. 6-8, в), получа-
емую навивкой бумажной ленты на вторичную обмотку 5. На пер-
вичную обмотку 4 изоляция не накладывается. Однако эта обмотка
должна быть изолирована от земли.
4. Изоляцию рымовндной формы III рода (рис. 6-8, а), пред-
ставляющую собой комбинацию двух изоляционных блоков:
Рис. 6-8. Изоляция между первичной и вторичной обмотками ТТ
365
первичной обмотки, выполненной в виде стержня 6 с наложенной
на него бумажно-масляной конденсаторной изоляцией 7, н магни-
топровода со вторичной обмоткой 8 g бумажно-масляной конденса-
торной изоляцией рымовндной формы II рода. Здесь изоляция
распределяется поровну (или почти поровну) между первичной и
вторичной обмотками. Внешняя обкладка первичной обмоткн со-
единяется электрически с внешней обкладкой вторичной обмоткн.
5- Каскадную изоляцию, представляющую собой многоступен-
чатую конденсаторную систему, набираемую из элементов, упомя-
нутых выше.
Примеры расчета бумажно-масляной изоляции ТТ приведены
в § 3-7.
Вторичная обмотка обычно изготавливается нз одножильного
медного провода диаметром 1,81 мм при вторичном токе 5 А и
1,25—1,35 мм при вторичном токе I А. В тех случаях, когда ТТ
работает при повышенной температуре окружающей среды, диа-
метр провода вторичной обмотки несколько увеличивают (до 2—
2,2 мм). Наиболее часто используется провод марки ПСД, реже —
марок ПСД-Л, ПЭЛБД, ПЭТВСД н др.
Вторичная обмотка накладывается на предварительно изоли-
рованный магннтопровод. На кольцевые магнитопроводы вторич-
ная обмотка накладывается равномерно по окружности. Если витки
вторичио-й обмоткн не размещаются по окружности в несколько
слоев, один слой обмотки отделяется от другого изоляционной
лентой (киперной, из стеклоткани и т. п.), которая наматывается
вполнахлеста. Последний ряд обмотки распределяется равномерно
по окружности магнитопровода (несмотря на то, что число витков
в этом ряду может быть небольшим) н обматывается одним-двумя
слоями изоляционной ленты.
Выводные концы вторичной обмотки обычно выполняют из
гибкого медного провода, например марки РКГМ по
ГОСТ 16036—79, сечением 2,5 мм2. Выводные концы припаива-
ются ко вторичной обмотке медно-фосфористым припоем ПМФ-7
(или равноценным). Для надежного закрепления выводных кон-
цов из них образуют-1/2 или 1/3 первого и последнего витков вто-
ричной обмотки н прн наложении изоляционной ленты притяги-
вают к магнито проводу,
6-6. КОНСТРУКЦИИ ТРАНСФОРМАТОРОВ ТОКА
ТТ внутренней установки. В ннх преимущественно приме-
няется изоляция из эпоксидных компаундов, образующая изоля-
ционный блок, в котором залиты первичная (ПО) и вторичная (ВО)
обмотки, а иногда и магнитопровод. Номинальный вторичный
ток этих ТТ 5 А. Обозначение выводов ПО—Л1 и Л2, а ВО —
III и И2. Габаритные размеры и технические характеристики ос-
новных ТТ приведены на рис. 6-9—6-11 и в табл. 6-14.
ТТ типа ТОЛК-6 предназначены для встраивания во взрыво-
безопасные КРУ для угольных и сланцевых шахт. В них ПО
366
ТОЛК-6 тяк-ю
Рис. 6-9. Многовитковые ТТ внутренней установки
- Ж
367
Вири- ант Размеры, мм
А 6 В Г Д Е Ж 3 И
I 785 30 14 67 50 720 47 80 777
II 275 30 40 (Об 60 740 55 700 775
III 214 50 80 708 720 2/5[75 720 745
Рис. 6-10. Одаовитковые ТТ внутренней установки
368
TWftf TtUBf5
Рис. 6-11. Шинные ТТ внутренней установки
369
OIS
1 ТОЛ-ЮУЗ (ТЗ ТЛМ-ЮУЗ (ТЗ) ТЛМ-6УЗ Тип ТТ
о о cd Номинальное на- пряжение, кВ
в""- 0,5/ЮР; ЮР/ЮР 0,5/ЮР; 10Р/10Р 0,5/ЮР 1/10Р Вариант исполне- ния вторичных обмоток
20, 30, 40, 50, 80 1 1 000, 1 800 600, 800 1 300 400 Ю0, 150, 200 СП о COS [ 000 1 800 009 о 300 20 50, 103 150 200 600, 800, 1 000, , 1 500 300, 400 Номинальный пер- вичный ток, А
§ о о сл лэ | 17.6 S 7-52 к> СП Электродинами- ческая стойкость, кА (кратность)
Сл> 1 s‘ls О о 4*. 00 1 СО 2,45 22,5 ю to СП ГО о о о> о> 0 66—8,75 to сл Четырех (трех-) - секундная терми- ческая стойкость, кА (кратность)
о о о измери- тельной Номиналь- ная вторич- ная нагруз- ка, В. А, обмотки
сл сл сл защит- ной
О >—* оо 3- CD 5> CD »—* лэ с Номинальная пре- дельная кратность тока защитной обмотки
го СП to to — 1 Масса, кр
Таблица 6-14. Технические характеристики трансформаторов тока рнутреиней установки
/ ТОЛК-6УЗ ! 6 1 100, 150, 200
300. 400, 600
тлк-io (У2, УЗ, Т2, ТЗ) 10 0,5/ЮР 50
75, 100, 150, 200
300, 400
С00, 800, 1 000, 1 500
ТВЛМ-6УЗ 6 1 10, 20, 30, 50, 100
150, 200
300, 400
ТВЛМ-ЮУЗ 10 0,5/ЮР; ЮР/ЮР 300, 400
600, ,800
1 000
1 500
ТПОЛЮУЗ (ТЗ) 10 0,5/ЮР 600
800
1 000
1 500
ТПОЛ20УЗ (ТЗ) 20 1/10JP; 10Р/10Р 400
0,5/ЮР; 10Р/10Р 600
800, 1 000
1 500
25 4 5,5 ' И,3
25 9,6 зи
25 4 ** 10 10 10 20
52 10 **
52 16 **
81 31,5 ** 16,5
350 * 33 * 15 — 4,5 5,3
52 33 *
52 8,75; 10
52 12,5 10 15 16 20
15 16
15 14
15 13
48,6 32 *** 10 15 19 18
64,8 32 *** 23
69 оу *** 20
67,5 18*#* 25
120 16 20 15 13 43
24 20 18
32; 40 30; 50 24
60 50 26
<tc Продолжение табл. 6-14
Тип ТТ Номинальное на- пряжение кВ Вариант исполне- ния вторичных обмоток Номинальный пер- вичный ток, А Электродинами- ческая стойкость. кА (кратность) Четырех (трех-)- секундная терми- ческая стойкость, кА (кратность) Номиналь- ная вторич- ная нагруз- ка, В. А, обмотки 1 Номинальная пре- дельная кратность тока защитной 'обмотки Масса s кг
измери- тельной защит- ной
ТПОЛ35УЗ (ТЗ) (УЗ, ТЗ) 35 1/10Р; ЮР/ЮР 400 100 16 20 15 13 53
0,5/ЮР 600 24 20 18
800, 1000 32; 40 30; 50 24
1 500 52,5 50 26
ТПОЛ27У4 27 ЮР/ЮР 1 ’500 105 30 — 20 7 105
ТПОЛ10УЗ (ТЗ, 10 0,5 или 0,5/ЮР или ЮР/ЮР 30,,50, 75, 100 250 * 34 ** 10 15 13 Ю (Р)
150, 200 16 (И/Р) 19 (Р/Р)
300 175 *
,400 165 *
ТПЛУ10УЗ (ТЗ) 10 0,5; 0,5/ЮР; ЮР/ЮР 30, 50, 75, 100 250 * 34 ** 10 15 13 То же
ТПЛКЮУЗ (ТЗ) 10 0,5/ЮР; ЮР/ЮР 10: 15; 30; 50 247 * 45 * 10' 1 10 i 12 47
100; 150; 200; 3001 400 74,5 14,5 12
600; 800 19 17
ГООО; 1 500 27 20 (
ТЛ-10УЗ (ТЗ 10 t 0,5/ЮР; 0,5/ЮР'ЮР 50; 100; 150; 200; 300; 400 600; £00 1 000 1 500 2 000 3 000
ТШЛ-ЮУЗ (ТЗ) 1Э 0,5/ЮР; 10Р/10Р 2 000, 3 000
ТШЛП10УЗ 10 0 5/10Р 4 000; 5 000
ТШЛПЮУЗ (ТЗ) ТШЛПК10УЗ (ТЗ) 10 0,5/ЮР 1 ООО; 2 600
ТШЛ10УЗ (ТЗ) ТШЛКЮУЗ (ТЗ) 10 0,5/ЮР 2 000; 4 000 3 000; 5 000
ТШВ15УЗ ТШВ15БУЗ 15 0,5/ЮР 6 000; 8 000 6 000; 8 ОСО
ТВЛ20УЗ 20 0,2/ЮР 60С0
ТВГ20-1УЗ ТВГ20-1УУЗ 20 20 ЮР/ЮР/ЮР 10Р/ЮР/10Р 9 000 18 000
ТШЛ15УЗ 15 0,5/ЮР 5 000,6 000; 8 000
51 50 10 \ 15 1 15 47 \
81 31,5 17 43 1
20
20 30 15
128 40 20 55
15
'81 31,5 ;20 30 21; 25 26
— 35 *** 20 30 23 43
35 *** 20 30 25 49
— 35 * ** 20 30 25 52
— 20 4 30 '30 3,15 83; 93 50; 62
72 36 30 30 8 105
- Il * 12 * 30 50 30 50 4 4 70 110
— 16 * 30 30 150 '5 kA), 160 (6 kA); 170 (8 kA,
Продолжение табл. 6-14
Тип ТТ Номинальное на- пряжение, кВ Вариант неполно* ния вторичных обмоток Номинальный пер- вичный ток, А Электрода н ам и- ческая стойкость. кА (кратность) Четырех (трех-)- секундная терми- ческая стойкость, кА (кратность) Номиналь- ная вторич- ная нагруз- ка, В- А, обмотки Номинальная пре- дельная кратность тока защитной обмотки Масса, кг
измери- тельной защит- ной
ТШЛ20-1УЗ 20 0,2/ЮР 6 С00: 8 ОСО; 10 000 — 16 * so 30 — 135 (6 кА); 140 (8 кА)' 145(10 кА)
ТШЛ20-ИУЗ 20 0,2/ЮР 12 000 — 12 * 30 30 — 215
ТШЛСО-ШУЗ 20 0,2/1СР 18 000 — 8 * 100 100 — 180
ТВВГ24-1У 24 ’0Р/10Р/10Р 12 ОСО — 12 * 30 30 2 130
ТШВ24УЗ 24 0,2 24 000 — — 100 100 5 90
* Кратность тока электродинамической и термической стойкости; ** —трехсекундный ток термической стойкости, кА; *** — кратность тока трехсекундной термической стойкости. 1__
токи 20—400 А — многовитковая, а на токи 600 А — одновит-
ковая. Этот ТТ имеет одну ВО класса точности 1. Его особен-
ностью является наличие дополнительной обмотки для проверки
устройств максимальной токовой защиты, которая должна быть
пазомкнута при работе ТТ,
F В трансформаторах ТЛК-Ю, ТЛМ-6, ТЛМ-10, ТОЛ-10 вывода
И1 и И2 расположены на их нижней (опорной) поверхности.
Номинальная частота трансформаторов ТОЛК-6, ТЛК-10,
ТПЛЮ, ТОЛ-10, ТПЛК-10, ТПОЛЮ, ТПОЛ20, ТПОЛ35,
ТЛШ-10, ТПШЛЮ, ТШЛП10-50 и 60 Гц.
В ТОЛ-10 исполнение 10Р/10Р — только для токов 1000 и
1500 А.
ТТ серии ТШЛ встраиваются в закрытые, пофазно экраниро-
ванные токопроводы или КРУ. Два магнитопровода с ВО залиты
в эпоксидный компаунд, образуя блок. ТТ крепится посредством
шпилек к скобам, закрепленным на шинах. Шпильки проходят
внутри окна блока. ТТ закрепляются на коробчатой шине 125 X
Х125 мм (обозначение ТШЛ 10 при установке в токопроводе и
ТШЛКЮ — при установке в КРУ) или на пакете плоских шин
2(100X12,5 мм); обозначение ТШЛП10 при установке в токопро-
воде и ТШЛПК10 — при установке в КРУ.
Размеры Dlt D2 и В соответственно равны 300, 110 и 38 мм
в ТШЛП10 и ТШЛПК-10 и 175, 135 и 35 мм в ТШЛ10 и
ТШЛКЮ.
ТШВ15 предназначены для установки в открытых и закрытых
токопроводах на 13,8—15,75 кВ. Они имеют два конструктивных
исполнения, ТШВ15 (в алюминиевом кожухе) и ТШВ15Б без ко-
жуха.
ТВЛ20 предназначен для установки на нулевых выводах тур-
богенераторов на 20 кВ.
ТВГ20-1 имеет трн вторичные обмотки для защиты (исполнение
ЮР), которые могут быть использованы и для измерений.
ТТ серии ТШЛ изготовляются в алюминиевых корпусах
(ТШЛ15, ТШЛ20-1, ТШЛ20-П и ТШЛ20-Ш) или без корпусов
(ТШЛ20Б-1, ТШЛ20Б-П и ТШЛ20Б-Ш). Между наружным
Диаметром шины и внутренним диаметром изоляционного блока
остается небольшой воздушный зазор. Для предотвращения ко-
Роны и разрядов в этом воздушном зазоре в окно литого изоляци-
онного блока вделано металлическое кольцо, соединяющееся с ши-
ьой посредством двух потенциалосъемников. В ТШЛ20Б-Ш
экранирующего кольца нет, следовательно, здесь комбинированная
Изоляция (воздух-—эпоксидный компаунд).
На внешней поверхности изоляционного блока имеются четыре
Дубления (вид II на рис, 6-11), служащие для крепления ТТ.
ртЭти углубления входят конпы шпилек, ввертываемых в корпус
* или токопровода.
. ТТ типа ТВВГ24-1 состоит из трех вторично встроенных транс-
^Рматоров, закрепленных между стеклотекстолитовыми флан-
375
нами посредством стяжных шпилек. Между отдельными ТТ рас-
положены дистанционные изоляционные прокладки. Концы ВО
выведены к трем выводам. Контроль температуры ВО осуществля-
ется термометрами сопротивления, концы которых выведены на
зажим. ТВВГ24-1 имеет водяное охлаждение. Элемент водяного
охлаждения (медные трубки во вторичных обмотках) соединены
последовательно посредством патрубков.
ТВВГ24-1 имеет три вторичные обмотки исполнения ЮР, ко-
торые могут быть использованы и для измерений (класс 0,5).
Шинные ТТ типа ТШВ24 на t7H0M — 24 кВ частоты 50 Гц
с одной вторичной обмоткой и одним коэффициентом трансформа-
ции предназначены для использования в экранированных токо-
проводах генераторных РУ, для питания измерительных приборов
и схем защиты. Номинальный вторичный ток — 5 А ТТ состоит
из магнитопровода в жестком изоляционном каркасе, поверх ко-
торого наложена вторичная обмотка с металлическим экраном.
Концы ВО и провод для заземления экрана выведены на зажимы,
закрепленные на поверхности ТТ. Первичной обмоткой служит
трубчатая шина наружным диаметром 600 мм. Шесть скоб с упор-
ными винтами предназначены для крепления ТТ в кожухе токо-
провода. Изоляция между ПО и ВО воздушная. Воздушный про-
межуток между ПО и внутренней поверхностью кольца ТТ не
должен быть менее 215 мм.
ТТ наружной установки имеют чисто бумажно-масляную кон-
денсаторную изоляцию, наложенную только на первичную об-
мотку, либо только на вторичную, либо одновременно на обе об-
мотки, примерно пополам. Обмотки с изоляцией располагаются
внутри фарфоровой покрышки, заполненной трансформаторным
маслом.
Первичная обмотка выполняется из двух или четырех одинако-
вых секций. При двух секциях трансформатор имеет два номиналь-
ных тока. Если секции соединены последовательно, то ТТ имеет
меньший номинальный ток, а при их параллельном соединении-—
наибольший. При четырех секциях ТТ имеет три номинальных
тока (меньший при последовательном соединении всех секций,
средний — при параллельно-последовательном и наибольший —
при их параллельном соединении). Концы секций присоединены
к зажимам, расположенным внутри верхней части фарфоровой
покрышки (ТФЗМ35, ТФЗМ110) или в металлическом корпусе
(малорасширителе), установленном на ней (остальные типы ТТ)
Эти зажимы могут располагаться и снаружи маслорасширителя
(ТТ на 330—1150 кВ).
Переключение секций производится перестановкой контакт
них планок, соединяющих зажимы, притом только после отклю-
чения ТТ от сети.
Применяются три вида обмоток!
1. Звеньевая, состоящая из двух звеньев, продетых одно в
другое и повернутых относительно друг друга на 90°. Одним звеном
376
Таблица 6-13. Условные обозначения маслонаполненных ТТ
Прежнее Новое ' Прежнее Новое
ТФН35М ТФНД35М ТФНР35 ТФНДНОА! тфндпом-п ТФНД150-1 ТФНР150/2000 ТФНР150Т тФндао-зт ТФЗМ35А-У1 ТФЗМ35Б-1У1 ТФЗМ35Б-ПУ1 ТФЗМН0Б-1У( ТФЗМ110Б-ПУ1 ТФЗМ150А-ГУ1 ТФЗМ150Б-1У1 ТФЗМ150Б-ПУ1 ТФЗМ150Б-ШТ1 ТФЗМ220Б-1Т1 ТФЗМ220-ПТ1 ТФНД220-1 ТФНД220-1У ТФНКД500-Н ТФНКД500Т ТФКНЗЗОА(Б) ТРН330-01-У! ТРН500У1 ТРН750У1 ТРН1150У1 ТФЗМ220Б-ШУ1 ТФЗМ220Б-1УУ1 ТФЗМ500Б-1У1 ТФЗМ500А-НТ1 ТФЗМ500Б-ПТ1 ТФУМЗЗОА (Б)-У1 ТФРМ330Б-У1 ТФРМ500Б-У1 ТФРМ750А-У1 ТФРМ1150А-У1
является магнитопровод с намотанной на него вторичной обмоткой,
а другим — первичная обмотка, продетая сквозь окно магнито-
провода. Внутренняя изоляция из бумажной ленты распределена
поровну или почти поровну межу первичной и вторичной обмот-
ками.
2. U-образиая (рис. 6-8, а). Это конфигурация первичной об-
мотки. На нее накладывается почти вся внутренняя изоляция кон-
денсаторного типа. Магнитопровод со вторичной обмоткой наде-
вается на изолированную первичную обмотку.
Таблица 6-16. Размеры ТТ (к рис. 6-12)
Тип ТТ Размеры, мм
А Б в г Д Е
ТФЗМ35АУ1 860 680 490 550 490
ТФЗМ35АХЛ1 900 680 490 560 15 490
ТФЗЛ135Б-1У» ТФЗМ35Б-ПУ1 ИЗО 900 552 560 — 512
Вариант I 1080 880 552 560 18 512
Вариант II 1070 860 552 684 18 512
ТФЗМЗЗТ 1230 980 552 656 —- 512
ТФЗМ110Б-1У1 1510 1230 512 560 — 552
ТФЗМ150А-1У1 2345 2050 726 — -—- 810
ТФЗМ150Б-1У1 2640 2140 670 720 —. 670
ТФЗМ150Б-ПУ1 2246 1870 810 720 — 720
ТФЗЛ1220Б-ШУ1 3080 2755 990 900 18 990
ТФЗМ220Б-1УУ1 3280 2850 990 1155 — 990
ТФЗМ220Б-1У1 3350 3080 740 920 — 740
1ФРМ330Б-1У1 4670 4340 1000 1702 600
ТФРМЗЗОБ ПУ1 4900 1000 1880 — 600
ТФРМ500БУ1 6320 — 1160 1880 30 1140
ТФРМ500Б-1У1 6400 — 1160 2085 30 1140
377
37В
Рис, 642.
еаРУжной установки
379
Тсбмща 6-17. Технические характеристик
Тип трансфор* матора тока ^НОМ’ кВ Номинальный ток, А Исполнение вторичных обмоток
первичный вторич- ный
ТФЗМ35АУ1 35 15; 20; 30; 40; 50; 75; 100; 150; 200 300; 400; 600 800; 1000 5 0,5/ЮР
ТФЗМ35Б-1У1 35 15; 20; 30; 40; 50 75; 100; 150; 200 300; 400; 600 800; 1000 1500; 2000 5 0,5/ЮР1/10Р2
ТФЗМ35Б-ИУ1 35 500: 1000; 1 или 5 О.б/ЮР^ЮРз
2000; 3000
ТФЗМЗЗА-Т1 33 100; 150; 200 300; 400 600; 1200 5 0,5/ЮР
ТФЗМ110Б-1У1 НО 50—100 75—150 100—200 150—300 200—400 300—600 400-800 5 О.б/ЮР^ЮРв
ТФЗМ110Б-ПУ1 но 750—1500 1000—2000 1 или 5 ‘ 0,5/lOPi/lOPa
ТФНУ132-СТ 132 200—400 300—600 500-1000 600—1200 750—1500 1 или 5 0,5/lOPi/lOPj
ТФЗМ150А-1У1 ТФЗМ150Б-1У1 ТФЗМ150Б-ШТ1 150 600—1200 1 или 5 0,5/lOPi/lOPa/lOPs
380
трансформаторов тока наружной установки
Электро- дннамнче- £кая стой- кость, КА Термическая стойкость Номиналь- ная пре- дельная кратность тока обмот- ки для защиты Номинальная вторич- ная нагрузка. Б-А, при COS Q> = 0,8 Масса *, кг
кА с измери- тельной обмотки защитной обмотки
3; 4; 6; 8; Ю 15; 21; 31; 42 63; 84; 127 107; 134 0,6; 0,7; U; 1,5; 1,9 2,3; 3,5; 5,8; 7,0 11,6; 15; 22 30; 37 3 28 50 20 200/40
3; 4; 6; 8; 10; 15; 21; 31; 42; 63; 84; 127; 107; 134 106; 141 0,6; 0,9; 1,3; 1,8; 2 3; 4; 6; 9; 13; 18; 27; 26; 32; 41; 55 4 20 30 30 350/70
125 49 4 18 30 50 350/70
145 57 430/70
14; 21,7; 28; 42; 58; 84; 169 4; 6; 7; 9 14; 18 28; 56 3 20 30 20 350/70
10—20 15-30 21—42 31-62 42—84 63-126 62—124 2—4 3—6 4-8 6—12 8-16 13—26 14—28 3 20 30 30 440/100
75 34,6 1 30 20 20 840/180
^30-60 11—22 3 24 30 30 1270/375
45—90 17—34
52—104 14—28 3 15 40 50 1060/300 1150/300
381
Тип трансфор- матора тока 0'цОМ> кВ Номинальный ток. А Исполнение вторичных обмоток
первичный вторич- ный
ТФЗМ150Б-ПУ1 150 1000—2000 1 или 5 0,5/10Р1/10Р2/10Р8
ТФЗМ220Б-ШУ1 220 300—600—1200 1 или 5 О^/ЮР^ЮР^ЮРд
ТФЗМ220Б-1УУ1 220 500—1000—2000 1 или 5 0,5/lOPj/lOPa/lOPs
ТФЗМ220Б-1Т1 220 300-600 400—800 600—1200 750—1500 1 или 5 О.Б/ЮР^ЮРг/ЮРз
ТФУМ330А-У1; ТФУМ330Б-У1 330 500—1000—2000 1 или 5 О.Б/ЮРх/ЮРа/ЮРз
ТФУМ330Б-1У1 330 1000—2000 1500—3000 1 0,21 lOP^lOPg/lOPg/lOPj
ТФРМ330Б-ПУ1 330 1000—2000 1500—3000 1 | 0,2/10P1/10P2/10Pg/10P4
ТФЗМ500Б-1У1 500 500—1000—2000 1 О,5/1ОР1/1ОР2/1ОР3
ТФРМ500Б-У1 500 1000—2000 1500—3000 2000—4000 1 1 0,5/10Pi/10P2/ 10Рг/10Р4 |
ТФРМ750А-У1 750 1000—2000 1500—3000 2000—4000 1 О.б/ЮР^ЮРа/ЮРз/ЮРл
ТФРМН50А-У1 1150 2000—4000 1 0,5/1DPi/10P2/10P3/10Pj ]
* В числителе масса ТТ с маслом; в знаменателе — масса масла.
382
Продолжение табл. 6-17
Электро- динамиче- ски стой- кость, кА Термическая стойкость Номиналь- ная пре- дельная кратность тока обмот- ки ДЛЯ защиты Номинальная вторич- ная нагрузка. В- А, при cos <р = 0,8 Масса кг
кА с измери- тельной обмотки защитной обмотки
"из—226 41,6—83,2 3 зо (Pf); 25 (Р2 и Р3) 30 50 1 165/300
JZ50—юо 9,8—19,6— 39,2 3 15 (Pi и Р2); Ю (Р3) 30 50 (Pi и Р2); 30 (Р3) 2 254/700
5^50-100 9,8—19,6— 39,2 3 25 (Р1ИР2); 20 (Р3) 30 50 (Рг и Р2); 30 (Р8) 2 380/850
10—20 9—18 20—40 17—34 27—54 24—48 54—108 45—90 3 16 (Pj и Ра); 12 (Р2) 30 50 (Рх и Р2); 30 (Р3) 2 700/810
49,3—98,7— 197,4 19,3—38,6— 77,2 2 20 (Pi); 15 (Р2); 18 (Р3) 50 50 1 800/560
160 63 1 20 30 40 3 850/1 100
160 63 1 21 15 40 4 300(1 100
10—180—180 34—68—68 1 18 30 75 4 750/1 406
120 47 1 18 15 12 30 40 6 500/1 480
120 47 1 12 30 40 8 400/2 240
30 40 21 500/6 660
383
3. Рымовидная, в которой вся внутренняя изоляция конден-
саторного типа накладывается на магнитопровод со вторичной
обмоткой (рис. 6-8, в). Один-три витка первичной обмотки пропу-
скаются в окно магнитопровода со вторичной обмоткой.
Звеньевая и U-образная обмотки размещаются внутри фарфо-
ровой покрышки. Основная часть рымовидной обмотки находится
внутри маслорасшнрнтеля, а ее изолированные выводы размеща-
ются в фарфоровой покрышке, установленной на металлической
раме. В последней располагаются зажимы, на которые выведены
концы вторичных обмоток.
Полость фарфоровых покрышек и маслорасширителя заполнена
трансформаторным маслом.
В ТТ на номинальные напряжения ПО кВ и выше предусматри-
вается защита масла от увлажнения, исключающая его непосред-
ственное соприкосновение с наружным воздухом, посредством
воздухоосушительного силикагелевого фильтра или эластичной
диафрагмы (оболочки). Последняя отделяет масло в ТТ от сопри-
косновения с воздухом, находящимся в маслорасширителе. Прн
повышении или понижении уровня масла диафрагма (оболочка)
прогибается в ту или иную сторону (увеличивается нли уменьша-
ется в объеме). Воздух, находящийся над оболочкой, сообщается
с атмосферным воздухом через воздухоосушительный фильтр.
Условные обозначения ТТ наружной установки изменялись.
Поэтому в табл. 6-15 приведены их старые и новые обозначения.
Габаритные размеры ТТ и их технические характеристики при-
ведены иа рис. 6-12 и в табл. 6-16, 6-17.
ГЛАВА СЕДЬМАЯ
ТРАНСФОРМАТОРЫ НАПРЯЖЕНИЯ
7-1. НАЗНАЧЕНИЕ, КЛАССИФИКАЦИЯ И ОСНОВНЫЕ
ПАРАМЕТРЫ ТРАНСФОРМАТОРОВ НАПРЯЖЕНИЯ
Назначение. Трансформатором напряжения (TH) называется
измерительный трансформатор, в котором при нормальных усло-
виях вторичное напряжение практически пропорционально пер-
вичному и фазовый сдвиг между ними близок к нулю.
Первичная обмотка TH включается в цепь высокого напряже-
ния параллельно, а ко вторичной (или вторичным) обмотке под-
ключены измерительные приборы, цепи автоматики, релейной
защиты и сигнализации. В TH первичная обмотка изолирована
от вторичной на полное рабочее напряжение. Первичная обмотка
может иметь один или оба выводных конца изолированными
от земли иа полное рабочее напряжение. В первом случае другой
384
водной конец первичной обмотки заземляется. Один выводной
коней вторичной обмотки всегда заземляется.
Трансформатор напряжения осуществляет:
1. Преобразование высокого переменного напряжения в пе-
ременное напряжение, приемлемое для непосредственного изме-
рения его стандартными измерительными приборами, для работы
реле защиты или устройств автоматики и сигнализации.
F 2. Изоляцию измерительных приборов и защитных реле,
к которым имеет доступ обслуживающий персонал, от цепи вы-
сокого напряжения. TH подключается одним концом первичной
обмотки к фазовому проводу, а другим к земле либо обоими кон-
цами первичной обмоткн — к фазовым проводам линии.
Классификация TH производится по следующим признакам:
а) по способу подключения к цепи: непосредственному (электро-
магнитные TH) или через емкость (емкостные TH);
б) по числу ступеней трансформации: одноступенчатые и
многоступенчатые (каскадные); одноступенчатые TH изготовля-
ются на напряжения до 35 кВ, многоступенчатые — на 110 кВ и
выше;
в) по числу обмоток: двух- или трехобмоточные;
г) по числу фаз: однофазные и трехфазные; трехфазные TH
изготовляются на напряжения до 35 кВ;
д) по способу охлаждения: сухие (с естественным воздушным
охлаждением) и масляные (с естественным масляным охлаждением);
е) по роду установки: внутренней и наружной.
Основные номинальные параметры TH. К ним, кроме перечис-
ленных в § 1-2, относятся:
1. Номинальное вторичное напряжение Н2ЯОК— напряжение,
на которое рассчитаны приборы, присоединяемые ко вторичной
обмотке. Номинальные напряжения основных вторичных обмоток
должны быть 100 В для однофазных TH, включаемых на напря-
жение между фазами, и 100zj/3 В для однофазных TH, включае-
мых на напряжение между фазой и землей. Для TH, предназначен-
ных на экспорт, это напряжение может быть соответственно 110
или НО'/З В.
2. Номинальный коэффициент трансформации, равный отно-
шению первичного и вторичного номинальных напряжений (илн
номинальных чисел витков первичной &y1H0M и вторичной йУ2Ном
обмоток),
&пом ~ пом/^2 ном ~ ном/^’й ном*
При напряжении 4/2 на зажимах вторичной обмотки первичное
напряжение будет 14 = £/2&ном- Шкалы измерительных приборов,
присоединяемых ко вторичной обмотке TH, градуируют в значе-
ниях первичного напряжения, т. е. U2kHOM. Фактическое число
нитков первичной и вторичной w2 обмогок TH, называемое дей-
ствительным числом витков, отличается от номинального числа
Витков. Отношение действительных чисел витков kw = wjw2.
П/р В. в. Афанасьева 385
В TH без витковой коррекции погрешности в напряжении kw ==
— ^ном- При наличии витковой коррекции kw меньше £Ном
на доли процента.
3. Нагрузка TH — это суммарная полная мощность, потребля-
емая приборами, подключенными ко вторичной обмотке (обмот-
кам) TH,
•$2н = П2 ном/^2н»
где S2H — нагрузка TH, В- А; г2н — Т г2н + л?н — полное сопро-
тивление цепи, присоединенной к зажимам вторичной обмотки,
Ом: г2н и х2н — активное и индуктивное сопротивление цепи, Ом.
Приборы, подключаемые к зажимам вторичной обмотки TH,
обычно выполняют так, что нх коэффициент мощности cos <р2 =
= 0,8. Однако суммарный коэффициент мощности нагрузки TH
может существенно отличаться от этого значения. По мере увели-
чения числа подключенных приборов полное сопротивление вто-
ричной цепи уменьшается, вследствие чего нагрузка увеличива-
ется. Ток во вторичной обмотке TH определяется потреблением
присоединенных приборов. В первичной же обмотке ток равен
геометрической сумме тока намагничивания и тока нагрузки, при-
веденного к первичному напряжению.
4. Номинальная нагрузка S2H. ном — нагрузка, при которой
погрешности TH не выходят за пределы, установленные для дан-
ного класса точности. Превышение нагрузки над номинальной
вызывает увеличение погрешностей и переход TH в более низкий
класс точности. Таким образом, одни и тот же TH может быть ис-
пользован в разных классах точности с соответствующим изме-
нением его номинальной вторичной нагрузки S2h.bom-
5. Погрешности TH обусловливаются потерями мощности
в его магиитопроводр и в обмотках. Из-за этих потерь вектор вто-
ричного напряжения, повернутый на 180° и приведенный к пер-
вичному напряжению, П2 = —не совпадает по модулю и
по фазе с вектором первичного напряжения Величина
fu = 100 (L/2*hom - UJ/UU
выраженная в процентах, называется погрешностью в напряжении,
а угол б между векторами и (72, выраженный в минутах или
в радианах (1 рад 3440'), называется угловой погрешно-
стью TH.
Погрешности TH зависят от размеров магнитопровода, магнит-
ных свойств стали, конструкции обмотки, сечения проводов, а так-
же от нагрузки и первичного напряжения. Предельные погреш-
ности отнесены к следующим условиям: частота 50 ± 5 Гы,
первичное напряжение от 0,8 до 1,2 номинального, нагрузка от
0,25 номинальной до номинальной при коэффициенте мощности
cos ф2 = 0,8.
6. Класс точности. TH определяется погрешностями: в напря-
жении и угловой (табл. 7-1).
386
TH класса точности 0,2 при-
меняются для точных измере-
ний. поверок и исследований
грп наладочных работах, при-
емочных испытаниях оборудо-
вания, для подключения вы-
числительных машин, приборов
автоматического регулирования
частоты, градуировки эксплуа-
тационных приборов и т. д.
ТН классов 0,5 и 1 исполь-
зуются для подключения щи-
товых приборов, расчетных и
Таблица. 7-1. Предельные значения
погрешностей 1Н (по ГОСТ Щ83—77)
Класс ТОЧНОСТИ Наибольшая погрешность в напряже- нии, % Наибольшая угловая погреш- ность.
0,2 ±0,2 ±10
0,5 ±0,5 +20
1 ±1,0 ±40
3 ±3,0 Не корми-
руется
контрольных счетчиков и прочих измерительных устройств, у ко-
торых погрешность напряжения не должна превышать 0,5 или
1 %. Для подключения расчетных счетчиков должны приме-
няться TH класса 0,5.
TH класса 3 и грубее используются в цепях релейной защиты,
устройствах автоматики, для питания сигнальных ламп и в иных
устройствах, где допустима погрешность измерения 3 % и больше.
7-2. КОНСТРУКЦИЯ И РАСЧЕТ МАГНИТОПРОВОДОВ
И ОБМОТОК ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ TH
Магнитопроводы TH разделяются на броневые (рис. 7-1, а
и 7-2, б), в которых ярма магнитопровода расположены с торнов
первичной (2) и вторичной (3) обмоток, а также частично с их
боковых сторон, н стержневые (рис. 7-1, б и 7-2, а), в которых
ярма расположены с торцов обмоткн. Магиитопроводы по рис.
7-1, а и 7-2, б иногда называются бронестержиевыми магннто-
проводами с разветвленной магнитной цепью. Броневые магнито-
проводы с одним стержнем (рис. 7-1, а) обычно применяются в од-
нофазных TH на 6—35 кВ, где они вместе с обмоткой хорошо впи-
сываются в бак (кожух) круглой формы. Стержневые магннтопро-
воды с тремя стержнями используются в трехфазных трехобмоточ-
иых TH на 6—20 кВ (рис. 7-2, а). Стержневые магнитопроводы
с двумя стержнями (рис. 7-1, 6) обычно применяются в каскад-
ных TH на ПО кВ и выше.
Магнитопровод состоит из одного (рис. 7-1, а) или нескольких
(рис. 7-1, б) стержней и ярм. Стержнем (4) называется часть маг-
нитопровода, на которую надеваются обмотки 2 и 3 (рнс. 7-1, с),
а ярмом (5) — верхним и нижним — часть магнитопровода, пере-
мыкающая между собой стержни и ие имеющая обмотки. В бро-
невых магнитопроводах к ярму относятся и участки /, называемые
боковыми ярма ми. Сердечники и ярма шихтуются из прямоуголь-
ных пластин из электротехнической стали марок 1511, 1512,
3411, 3412, 3413, 3414 толщиной 0,35 и 0,5 мм по
ГОСТ 21427.0—75. На поверхность стали прн ее изготовлении
13* 387
Рис. 7-1. Магнитопроводы однофазных TH
Рис. 7-2. Магнитопроводы трехфазных TH
нанесено электроизоляционное покрытие (фосфатирование, лакиро-
вание нли др.). Пластины магнитопровода собираются (шихту-
ются) в определенной последовательности (рис. 7-3). Каждая
пластина стержня 1 стыкуется с двумя или тремя пластинами
ярма 2 и 2'. В месте соприкосновения пластин стержня и ярма
Ряс, 7-3, Шихтовка пластин магннтопроводов
389
образуется небольшой воздушный зазор (стык) 3, который при
тщательной сборке может быть очень малым. Под стыком стержня
понимается место соприкосновения торца пластины стержня
с пластиной ярма. Ои обозначается индексом пск. с. Стык двух
пластин ярма или стык торца пластины ярма с боковой поверх-
ностью пластины стержня называются стыками ярма и обознача-
ются «ск. я- Число стыков стержня и ярма и стыков ярма в магни-
топроводах:
а) в двухстержневом (рис. 7-1, б), пСв. с = 2; пС1(. я = 2;
б) в броневом (рис. 7-1, а) магнитный поток, выходя из стерж-
ня, разветвляется на две одинаковые части, каждая из которых
проходит через один стык стержня н три стыка ярма, т. е. пск. с =
” 1» «ск. я = 3;
в) в трехстержневом (рис. 7-2, а) и в бронестержневом
(рнс. 7-2, б) «ск. С = 2; «ск.я = 2 (на фазу).
Во всех нечетных слоях принято расположение пластин,
обратное расположению их в четных слоях (см. рис. 7-3). В ре-
зультате каждый стык нечетного слоя (за исключением первого
и последнего слоев) перекрывается с обеих сторон пластинами чет-
ных слоев. Магнитный поток, подходя к стыку 3, частично про-
ходит через него, а частично обходит стык, замыкаясь через рас-
положенные рядом пластины.
Магнитные свойства как горячекатаной, так н холоднокатаной
стали неодинаковы в разных направлениях. Если магнитный поток
направлен вдоль прокатки, то удельные потери ниже, а магнитная
проницаемость выше, чем при направлении магнитного потока
поперек прокатки или при каком-либо другом направлении.
Разница в магнитных свойствах вдоль и поперек прокатки у хо-
лоднокатаной стали выражена значительно сильнее, чем у горяче-
катаной; поперек прокатки магнитная проницаемость при данной
конструкции в 10 и более раз ниже, а удельные потери в несколько
раз выше, чем вдоль прокатки. Поэтому пластины магнитопровода
должны нарезаться вдоль прокатки. Однако в месте стыковки пла-
стин стержня и ярма магнитный поток Ф на участке между точ-
ками А и Б поворачивается на угол 90е (рис. 7-2, а). В пластине 1
направление потока и прокатки совпадает. В точке А магнитный
поток в пластине 2 направлен поперек прокатки. Затем он посте-
пенно поворачивается. На участке А Б магнитные свойства стали
будут средними между свойствами вдоль и поперек прокатки.
Применение холоднокатаной стали вместо горячекатаной позво-
ляет существенно уменьшить сечение магнитопровода при со-
хранении того же тока холостого хода.
Пакеты пластин магиитопровода могут стягиваться стальными
шпильками:
а) проходящими через магнитопровод, для чего в пластинах
предусматриваются отверстия, а на шпильки надеваются изоля-
ционные трубки или наматывается несколько слоев кабельной
либо бакелизированной бумаги;
390
б) проходящими вне магнитопровода (по торцам ярм); на ярмо
накладываются прессующие планкн из слоистых электроизоляци-
онных материалов или угольники, которые и стягиваются шпиль-
ками.
Стержни магнитопровода дополнительно спрессовываются де-
ревянными клиньями, забиваемыми между каркасами вторичной
обмотки и стержнем.
В отечественных TH принята ступенчатая форма сечения стерж-
ней (рнс. 7-1). Число ступеней стержня определяется числом его
«пакетов», г. е. наборов пластин одинаковой ширины. Отношение
площади ступенчатой фигуры стержня (иначе — геометрического
сечения стержня) к площади круга, описанного вокруг этой
фигуры (диаметр этого круга является условным диаметром
стержня DyC), называют коэффициентом использования пло-
щади круга. Этот коэффициент растет с увеличением числа сту-
пеней, но одновременно увеличивается и трудность сборки магии-
топровода. При данном сечении стержня высокий коэффициент
использования позволяет уменьшить условный диаметр стержня,
а следовательно, диаметр обмоток и расход обмоточной меди.
Форма поперечного сечения ярма не связана с формой обмоток.
Поэтому ярмо может быть прямоугольным или ступенчатым, а
число ступеней ярма — меньше, чем у стержня. Боковые ярма
имеют прямоугольное сечение.
Действительное (активное) сечение стержня £д. с и ярма 5Д.Я
(в м2):
с___________НОМ_______. е _ J pr e
°д. С---Tddf т R ’ я — Ь'-'ООд. с-
пом^т
Геометрическое сечение стержня Sr. с и ярма Sr. я: *
Sr. С ~ ^Д. с/"Пм’ Sr я = я/Г}м.
В этих формулах £JHOM — П111ОМ\ Вт = 1,04-1,1 Тл—ин-
дукция в магнитопроводе; г]м = 0,93 — коэффициент заполнения
магнитопровода сталью; ic1HOm ~ О1поМ!Ев — номинальное число
витков первичной обмотки; ш2НОМ = Uzkom-Eb — номинальное
число витков вторичной обмоткн; /ном — частота тока, Гц; Еъ-—
= 14-2 В — витковая э. д. с., т. е. э. д. с., приходящаяся иа один
виток; меньшие значения ЕЁ относятся к TH с Г1НОМ < 35 кВ.
Число ступеней и ширина пластин магнитопровода, а также
его условный диаметр Dyc определяются исходя из рассчитанного
по приведенным выше формулам геометрического сечеиия стержня
с и ярма Sr. п с помощью табл. 7-2. Остальные формулы для
Полного электромагнитного расчета TH приведены на стр. 403—
411. Удельные потери и удельная намагничивающая мощность
Электротехнической стали различных сортов приведены в табл. 7-3.
Магнитопровод соединяется с корпусом или рамой посредством
тОйкой металлической ленты.
Первичная и вторичная обмотки преимущественно изготавли-
ЬаЮтся из медного провода круглого или прямоугольного попе-
391
Таблица 7-2. Размеры ступеней стержня и ярл^
ОуС Число ступеней с« с* ь ь.
60 3 52 40 25 55 31
70 3 64 48 28 — — 64 31
80 3 70 53 33 —- 72 37
85 3 73 56 35 — — 78 44
90 4 81 66 48 35 83 39
100 4 93 80 60 35 — 93 35,4
120 4 114 91 73 39 — 112 37
125 5 120 107 90 70 42 118 35
140 5 135 122 105 81 48 131 34
* В броневых магнмтопроводах по ряс. 7-1, а и 7-2, б высота ярма Ая п ft
речного сечения. В отдельных случаях можно использовать алю-
миниевый провод. Широко используются провода марки ПЭЛ
(провод эмалированный) по ГОСТ 2773—78. Для первичной об-
мотки TH класса ПО кВ и выше применяется провод марки
ПЭЛШКО или марки ПЭЛЛО по ГОСТ 16507—80. Для обмоток,
заливаемых эпоксидной смолой, применяется провод марки ПЭТВ
и ПСД по ГОСТ 7019—80.
Для проводов диаметром 1, 3 мм и более круглого и прямоуголь-
ного сечения применяется провод марки ПБ по ГОСТ 16512—80.
Таблица 7-3. Характеристики стали марок 3413 и 3414
при частоте 50 Гн
Индукция, Тл Удельные потери, Вт/кг Удельная намагни- чивающая мощность q стали 3413 и 3414 'кипмлЯни Удельные потери, Вт/кг Удельная намагни- чивающая мощность (1 стали 3413 и 3414
стали 3413 стали 3414 В- А/кг В. А/м2 стали 3413 стали 3414 В. А/кг Б. А/м2
0,70 0,348 0,29 0,38 220 1,25 0,900 0,752 1,11 4 400
0,75 0,381 0,32 0,42 240 1,30 0,970 0,810 1,25 6 400
0,80 0,419 0,35 0,46 260 1,35 1,050 0,877 1,41 9 200
0,85 0,459 0,38 0,51 340 1,40 1,130 0,944 1,58 12 000
0,90 0,503 0,42 0,56 430 1,45 1,215 1,022 1,77 15 500
0,95 0,552 0,46 0,61 500 1,50 1,300 1,10 1,97 19 500
1,00 0,600 0,50 0,66 600 1,55 1,425 1,20 2,30 24 000
1,05 0,655 0,545 0,74 800 1,60 1,550 1,30 2,80 29 000
1,10 0,710 0,590 0,82 1100 1,65 1,725 1,45 3,60 34 500
1,15 0,770 0,642 0,89 1500 1,70 1,900 1,60 5,60 41000
1,20 0,830 0.694 0,98 2300 1,75 2,140 1,80 11,00 48 500
392
^гнитопровода по рис. 7-1, м.и
fes ь. ft 4= Геометрическое попе- речное сечение, см*
стержня ярка
7 5 56 —- 24,2 30,8
10,5 6,5 — — 56 — 33,6 35,8
И 6,5 — —- 62 — 41,8 44,6
10 7 - — — 68 — 48,2 53,0
11 6 5 — 70 —- 55,4 58,1
12,5 10 7,0 — — 78 73 69,7 71,4
21 8 8,5 91 86 98,7 100,3
15 10 9 7,5 105 95 113,4 119,0
15,5 13 11,5 8,5 112 108 137,8 141,33
берется в два раза меньше, чем указано в этой таблице.
Число витков первичной обмотки находится в пределах от не-
скольких тысяч до нескольких десятков тысяч, а число витков
вторичной обмотки — в пределах 20—250.
Для изоляционных элементов обмоток (каркасы, прокладки,
междуслойная изоляция и др.) широко используются картон
электротехнический для работы иа воздухе (ГОСТ 2824—75)
и для работы в масле (ГОСТ 4194—83), эпоксидный компаунд,
кабельная бумага (ГОСТ 23436—83 и ГОСТ 645—79); киперная
лента (ГОСТ 4514—78), глифталевый лак ГФ-95 (ГОСТ 8018—70)
и лак электроизоляционный пропиточный БТ-987 (ГОСТ 6244—70).
В TH используются слоевые и катушечные обмотки.
Слоевая обмотка наиболее проста в изготовлении. Каркасом
для такой обмотки служит изоляционный цилиндр (бумажно-баке-
литовый или свернутый из нескольких слоев электрокартона и
склеенный). На каркас в один или несколько слоев наматывается
обмоточный провод. Между отдельными слоями провода проклады-
вается междуслойиая изоляция из кабельной бумаги толщиной
0,12 мм. Каждый слой обмотки состоит из большого числа витков.
Поэтому напряжение между витками получается значительным,
что приводит к увеличению толщины междуслойной изоляции, а
следовательно, к увеличению наружного диаметра обмотки. Слое-
вая намотка применяется в основном в обмотках низкого напряже-
ния и во вспомогательных обмотках.
Катушечная обмотка представляет собой слоевую обмотку,
разделенную в осевом направлении на несколько секций (катушек),
соединенных последовательно, что снижает напряжение между
слоями пропорционально числу секций. Соединение двух сосед-
них секций производится либо их начальными (внутренними)
витками, либо последними (наружными) витками.
393
Рис. 7-4. Конструкции обмоток
Типичные конструкции обмоток TH приведены на рис. 7-4.
На рис. 7-4, а показана обмотка сухих и масляных TH на напря-
жение 3—10 кВ. Вторичная обмотка 13 намотана на цилиндр 14,
свернутый из электрокартона толщиной 0,5 мм в три оборота и
склеенный. Между слоями вторичной обмотки 13 проложена ка-
бельная бумага 11. Концевая изоляция 10 вторичной обмотки
выполняется из полосок электрокартона, каждая из которых при-
394
клеена к телефонной бумаге. Выступающий конец телефонной бу-
маги подложен под крайние витки обмотки (увеличено внизу
рис. 7-4, а). Поверх обмотки 13 наматывается слой электрокар-
тона 9 толщиной 4 мм, а на него кабельная бумага на толщину
1,5 мм. Края кабельной бумаги надрезаны по концам. На слой
кабельной бумаги надевают четыре шайбы 3 из электрокартона,
а затем надрезанные края кабельной бумаги отгибают под пря-
мым углом так, что получается каркас 2 с отбортованными кра-
ями, которые находятся между шайбами 1 и 3. Шайбы 3 разделяют
каркас на две секции, в которые укладывается провод 4. Обе сек-
ции соединены последовательно. Междуслойная изоляция в этой
обмотке выполняется из кабельной бумаги. Витки каждого слоя
обмотки не доматываются до края на 5—6 мм. Во избежание сдвига
витков края кабельной бумаги 12 загибаются на 180е (показано
внизу рис. 7-4, а). Между торцами катушек 4 и шайбами 3 на-
матываются полоски из электрокартона 7. На предпоследний слой
первичной обмотки накладывается электростатический экран 5.
На него наматывается кабельная бумага, а на нее — внешний слой
обмотки. Экран 5 обеспечивает более равномерное распределение
грозовых импульсов по виткам входных слоев. Электростатический
экран представляет собой металлическую полосу 5 (из алюмини-
евой фольги, тонкой латуни или меди), наложенную на кабельную
бумагу или электрокартон. Ширина полосы равна высоте обмотки
и охватывает обмотку 4 с зазором 20—25 мм между концами во
избежание образования короткозамкнутого витка. Края кабель-
ной бумаги 6 (или электрокартоиа) загибаются на металлический
экран 5. Обкладка каждого экрана соединяется с выводным кон-
цом обмотки (для правой катушки это конец 8).
Конны обмоток выводятся либо тем же проводом, которым
намотана обмотка, либо (при проводе диаметром менее 0,8 мм)
гибким многожильным проводом марки ПАМГ или ПЩН сечением
1,5 мм2. Гибкий провод заводится внутрь катушки на */4 витка и
припаивается к обмоточному проводу. Готовая обмотка сухих TH
пропитывается электроизоляционным пропиточным лаком БТ-987,
а масляных — глифталевым лаком ГФ-95.
Конструкция обмоток масляных TH на 15—35 кВ (рис. 7-4, б)
аналогична рассмотренной конструкции. Разница заключается
в том, что между первичной и вторичной обмотками имеется коль-
цевой зазор 16. Он образован цилиндрами 9 и 15, между кото-
рыми установлены дистанционные планки 18, склеенные из элект-
рокартона. Обмотка TH на 35 кВ помимо электростатического эк-
рана 5 имеет еще по торцам емкостные кольца 17. Это кольцо пред-
ставляет собой толстую шайбу, склеенную из электрокартона, об-
мотанную медной фольгой и изолированную кабельной бумагой.
Емкостные кольца соединяются с выводными концами первичной
обмотки
На рис. 7-4, в изображена схема обмотки нижией ступени кас-
кадного TH (см. § 7-4). Этот трансформатор имеет две вторичные
395
Таблица 7-4. Определение размеров обмоток и магнитопровода
(к рис. 7-5), мм
^,ном> кВ а О1 я2 ае «4 Об i ц Л
3 5 1,5 Сухие TH (рис. 7-5, а) 5,5 1 4 I — I — 30 70 40 80
6 5 1,5 5,5 4 40 90 50 100
6 5 1,5 Маслин 5,5 ые TH 4 (рис. 7-5, б) 10 10 20 10 20
10 5 1,5 7.5 6 — 18 12 50 20 50
15 5 1.5 15—20 2 5 20 20 50 30 50
20 5 1,5—2 15—20 2—3 6 25 25 50 40 50
35 5 1,2-2 20—25 2—3 7,5 30 30 75 50 75
обмотки: основную С и дополнительную Т, а кроме того, выравни-
вающую обмотку П. Все обмотки слоевые. Обмотка П наматыва-
ется на бумажно-бакелитовый цилиндр, по торцам которого уста-
новлена концевая изоляция 10. Обмотку смазывают бакелитовым
лаком и на нее наматывают три слоя электрокартона. Поверх
электрокартоиа начинается намотка первичной обмотки, состоящей
из восьми секций (А, Б, В, Г, Д, Е, Ж, 3). По концам каждой
секции закрепляется концевая изоляция. Длина секций по мере
удаления от стержня уменьшается. Поверх секции 3 наматывается
слой электрокартона, а иа него накладывается электростатический
экран такой же конструкции, как у ранее рассмотренной обмотки.
На экран накладывается лист электрокартона, а на него наматы-
вается сначала основная обмотка С, а затем дополнительная Т.
Предварительное определение размеров обмоток, исходя из
принятых изоляционных расстояний для сухих (рис. 7-5, а) и
и масляных (рис. 7-5, б) TH. можно проводить, пользуясь
рис. 7-5 и табл. 7-4.
Плотность тока в медных проводах первичной обмотки =
= (24-3). 105 А/м2 = 0,2—0,3 А/мм2, а во вторичной обмотке J2 =
= (34-5). 103 А/м2 = 0,34-0,5 А/мм2. Значение J часто приходится
брать еще меньше, чем указано, для того чтобы диаметр провода
по соображениям механической прочности не был меньше 0,2 мм.
Для обмоток отечественных TH применяются провода диаметром
от 0,2 до 4,1 мм. По определенному сечению провода выбирается
ближайшее большее сечение по соответствующему стандарту иа
провода.
Между отдельными слоями вторичной обмотки прокладывается
межслойиая изоляция из кабельной бумаги толщиной 6СЛ =
= 0,0012 м. В первичной обмотке межслойная изоляция состоит
из нескольких слоев (nJ = 1-4-3) кабельной бумаги той же тол-
щины.
396
Рис. 7-5. К расчету обмоток и магнитопроводов
Индуктивное сопротивление TH к равно сумме индуктивных
сопротивлений первичной и вторичной обмоток. Оно приводится
ко вторичной обмотке. Индуктивное сопротивление первичной об-
мотки х'1 (приведенное ко вторичной) и вторичной хэ обычно равны
друг другу.
Определение размеров обмоток и их сопротивлений приведено
ниже, в примере расчета TH в коние § 7-3.
7-3. РАСЧЕТ ПОГРЕШНОСТЕЙ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ TH
Расчетные формулы погрешностей TH получаются нз вектор-
ной диаграммы (рис. 7-6). При ее построении параметры первич-
ной обмотки приводятся ко вторичной, что позволяет изображать
векторы падений напряжения в одном масштабе;
2j 21/Йй1» ^"1 Г\lku)\ Xi = Xi/k^L'} Е == Ilkw? Су == U \jkw
Вектор магнитного потока Ф опережает вектор на 90°,
а если пренебречь углом между векторами £2 и U2 (ввиду его
незначительности), то вектор U2 совпадет с вектором Е2. Вектор
тока нагрузки /2 отстает от вектора 62 на угол <р2. Ток холостого
хода TH /6 содержит индуктивную составляющую 7бр (намагни-
чивающий ток), совпадающую с вектором Ф, и активную состав-
ляющую /оа> вызываемую потерями в стали. Таким образом, век-
тор тока холостого хода /6 опережает вектор магнитного потока
угол потерь а.
Треугольник АВС со сторонами /об и /б определяет падение
иапряжения в первичной обмотке, обусловленное током холостого
Хода. Треугольник СДЕ со сторонами /2 (б + гг) и h (х'\ + х^
определяет падение напряжения в первичной и вторичной обмот-
397
дианах. Для угла
Рис. 7-6. Векторная диаграмма TH
ках, обусловленное током нагрузки /2.
Отрезок ОЕ является вектором первич-
ного напряжения нагруженного TH
Погрешность в напряжении TH, у
КОТОрОГО Wi/w% = kw = kH0M = ^ihom^^2HOM>
будет
—Fj-. юс =
c'l
= 1Oo = *100 =
, ЮЛ)-)ОЕ)
— | OE | v *
Ввиду незначительности угла б отре-
зок ОЕ можно заменить его проекцией
на вертикальную ось OF. Тогда | ОА [ =
|0£( — |ДР|и
fu=100|/lF|/]OE|.
Угловая погрешность численно равна
углу б, выраженному в минутах или ра-
можио принять, что sin б = б. Тогда
дианах. Для угла б
б & | EF И ОЕ | = | EF \!U' (рад) или' б7 л 3440|EF |/£7}
Отрезки AF и EF, определяющие погрешность в напряжении
и угловую погрешность TH, представляют собой суммы проекций
сторон треугольников АВС и СДЕ на вертикальную и горизон-
тальную оси. Тогда
__ 4 (rj sin a 4- 4 cos a -j- 12 [И rA ccs Фа (*7 + *2)sin 4>A 1QQ —
Я fux 4“ f ИНЭ
6* = 3440 1h cos a Xl sin r~ sin ~ C0S =
O\
— 6X 6H,
(7-1)
где Jwx и 6х — погрешности в напряжении к угловая, обуслов-
ленные током холостого хода, a fua и — эти же погрешности,
но обусловленные током нагрузки.
Из выражений (7-1) следует, что погрешности TH содержат по
две составляющие. Первая составляющая (/их или бх) соответст-
вует погрешностям ненагруженного трансформатора. Вторая
составляющая (fUI1 или б„) вызвана нагрузкой. Она пропорцио-
нальна току или МОЩНОСТИ НаГруЗКИ, Т. е. /гш — /ггя.
Н бц — бн. ном^2н^»$2н. ном*
398
Если в выражениях (7-1) принять, что U\
быть представлены в следующем виде:
£/2. то они могут
/их (^a.H^a~F ^р. н^'р) И 6Х — 34,4 (t/a. Hip £^р. н^'а)»
fun = Pf (Са. н COS (f2 -ф* ^р. н Sin Срг) И 6ц =
= 34,4 (£/а. Hsin <р2 — £/р. н cos q>2),
(7-2)
ГДС ^а.н — ЮО/2Н (П ~Ь f'2)/£^2 ном И 17р.н~ ЮО/йн (%1 -ф- X^/Uz ном
— активная и индуктивная составляющие падения напряжения
в первичной и вторичной обмотках при номинальной вторичной
нагрузке, установленной для TH класса точности 0,5 (% вторич-
ного напряжения); составляющие падения напряжения в первич-
ной обмотке при этом будут £7aiH = ЮО/знП/^зном и t7plM =
₽ 100/2HxiW2hom; далее в формулах (7-2) ia = /б sin а//2н и
ip = (/б cos а)//2н — активная и индуктивная составляющие тока
холостого хода, отнесенные к номинальному вторичному тОКу
для класса точности 0,5; р^ 72//2н ~ ном 7j//ihom
отношение вторичного тока нагрузки к номинальному вторичному
току для класса точности 0,5; аа — ж С21и2£ЮК—
отношение вторичного напряжения к номинальному вторичному
напряжению.
Зависимость погрешностей TH от величины и характера на-
грузки показана на векторной диаграмме, приведенной на рис. 7-7.
Она соответствует верхней части диаграммы, изображенной на
рис. 7-6. При kw — #ном погрешность в напряжении отсчиты-
вается от точки А по вертикальной оси до точки F — проекции
конца вектора (J\ на эту ось. Угловая погрешность отсчитывается
по горизонтальной оси от точки А до точки G — проекции к ниа
вектора U\ на эту ось.
Треугольник CDE соответствует номинальной нагрузке TH
с коэффициентом мощности cos q>2 = 0,8; треугольник CD’E' —
с cos % = 1 и CD"E" — с cos <р2 = 0,5. При нагрузке, менылей
номинальной, стороны треугольника CDE должны быть пропор-
ционально уменьшены.
При этом конец вектора й\ перемещается по отрезку ЕС (или
соответственно Е'С, или Е"С) вниз. Изображенные на диаграмме
окружности соответствуют нагрузкам, равным 1,0; 0,5 и 0,25
номинальной.
Рис. 7-7 дает возможность проследить зависимости погрешно-
стей от нагрузки при различных значениях cos <р2. Они показаны
иа рис. 7-8 штриховыми линиями н представляют собой наклон-
ные прямые, проведенные из общей точки, соответствующей по-
грешности при холостом ходе. Наклон прямых определяется коэф-
фициентом мощности нагрузки (углом <р2) и углом <fH (см. рис. 7-£),
зависящим от соотношения между сторонами треугольника паДе-
ний напряжения CDE. При cos <р2 = 1 наклон линий наимень-
399
ший. Угловая погрешность, показанная на рис. 7-8, также имеет
вид наклонных прямых.
При холостом ходе угловая погрешность положительна. При
<р2 < <рк характеристика угловой погрешности наклонена вниз
(линии 1 и 2), а при <р2 > <рк — вверх (кривая 3).
Витковая коррекция. Векторные диаграммы, изображенные
на рис. 7-6 и 7-7, и выражения (7-2) показывают, что прн активной
и индуктивной нагрузках и kw — Лном погрешность в напряжении
всегда отрицательна, т. е. Uq. < Чтобы повысить точность из-
мерений, надо к получившейся отрицательной погрешности до-
бавить положительную fUK. Для этого необходимо увеличить
число витков вторичной обмотки, но на практике вместо этого обыч-
но уменьшают число витков первичной обмотки, так как при
этом коррекция может быть выполнена более точно.
Прп Витковой коррекции погрешностей число витков первич-
ной обмоткн выбирают с таким расчетом, чтобы погрешность при
холостом холе и номинальной нагрузке были приблизительно рав-
ны, но противоположны по знаку. Характеристики погрешностей
в напряжении TH, изображенные на рис. 7-8 сплошными линия-
ми, в этом случае перемещаются вверх параллельно самим себе.
Отмотка витков первичной обмотки на угловую погрешность
однофазных TH не влияет.
Уменьшение числа витков первичной обмотки приведет к соот-
ветствующему увеличению вторичного напряжения, в результате
Рис. 7-7, Зависимость погрешности TH от
величины и характера нагрузки
Рис. 7-8. Зависимость погре-
шности в напряжении fu и
угловой погрешности 6 от
вторичной нагрузки
7 — COS <Рг — 1; 2 — cos <рг =
= 0,8; 3 — cos <J>2 = 0,5
400
погрешность погрешность
Рис. 7-9. Векторная диаграмма и схемы компенсации угловой погрешности
в трехфазном двухобмоточном TH
ХА, YB. ZC — основные обмотки; О At, OBt и OCt — компенсационные обмотки
чего конец вектора U2 из точки А (см. рис. 7-7) переместится в то-
чку А'. Отрезок между точками А и А' соответствует поправке
1ик — $ном — ^а/У&ном- Полные погрешности с учетом ВИТКОВОЙ
коррекции будут
/мок ~ /мх “Ь/»н /нк» ^Ок ~ (7-3)
Шкала для отсчета погрешности в напряжении с коррекцией иа
рис. 7-7 показана справа, а без коррекции — слева.
При практических расчетах поправка определяется как среднее
между абсолютными значениями предельных погрешностей /кср1
и /цпрть соответствующих режимам: 1,214 ном и S2H =
*^2Н НОМ» (^1 OfBU1Н0М И S2H ~ 0,2552н. ном’
/лк = 0,5 (fu пр I + fu пр и). (7-За)
Число витков первичной обмотки после коррекции wK =
~ ^ном (1 —/икЧОО).
Кроме коррекции напряжения часто требуется компенсация и
угловой погрешности. Последняя не может быть выполнена у одно-
фазных трансформаторов, но осуществима у трехфазных TH.
Первичная обмотка трехфазных TH обычно соединяется в
звезду. Для угловой коррекции 6к соединение в нейтраль произ-
водится посредством дополнительных компенсационных обмоток
(04п ОВл и OCJ, расположенных на соседних фазах и включаемых
последовательно с основными ветвями звезды (ХА. YB и ZC).
Получается схема, подобная схеме «зигзаг с неравными плечами»
(рис. 7-9). Как видно из векторной диаграммы на рис. 7-9, коррек-
тирующие угол витки компенсационной обмотки одновременно
вносят и коррекцию напряжения, поскольку векторы ОАг и BY
образуют угол 120°. Определение разности /гном — kw начинают
401
с расчета числа витков компенсационной обмотки составляю-
щих меньшее плечо зигзага.
Полагая ввиду незначительности угла бк, что BD ж ОВ л
бк л? tg бк, находим = 0,336 IO-3, где бк — требуемая
поправка на угловую погрешность, w' — полное число вит-
ков иа фазу.
Для компенсации погрешности в напряжении на величину fVK
необходимо определить число витков А&', иа которое следует
уменьшить полное число витков w' основной ветви каждой фазы
первичной обмотки, соединенной по схеме зигзага:
Дш = 0,01 w'fUK 0,5ьу6.
Схема соединения первичных обмоток трехфазного TH, изобра-
женная на рис. 7-9 слева, компенсирует отрицательную угловую
погрешность, определяемую формулами (7-1) и (7-2). Именно для
этого случая построена векторная диаграмма. Если расчетные уг-
ловые погрешности получаются положительными, угловая кор-
рекция бк должна быть отрицательной. Для перемены знака кор-
рекции необходимо видоизменить схему соединений зигзаг, т. е.
применить схему, показанную справа. Абсолютные же значения
параметров коррекции рассчитываются аналогичным образом.
Поскольку знак угловой коррекции зависит также от чередова-
ния фаз напряжения сети, необходимо, чтобы это чередование соот-
ветствовало направлению вращения векторов параметров TH.
Такое соответствие должно быть соблюдено при включении TH
в сеть. Для этой цели на трехфазных TH, у которых применена
угловая коррекция, имеется специальный щиток с указанием че-
редования фаз (обычно АВС).
Векторная диаграмма, изображенная иа рнс. 7-7, построена
для первичного напряжения 1Л = L/1H0M. Если же Ux СДном»
то необходимо принять во внимание следующее. При заданной
нагрузке TH вторичный ток, а также абсолютные значения паде-
ний напряжения в сопротивлениях трансформатора от тока на-
грузки приблизительно пропорциональны первичному напряже-
нию. Пропорционально этому напряжению должны изменяться
и стороны треугольника CDE.
При изменении первичного напряжения изменяются индукция
в стали и ток холостого хода. Когда первичное Напряжение меньше
номинального, то треугольник АВС уменьшится и точка С пере-
местится вниз и влево. Если Сх > И1иом, то точка С переместит-
ся вверх и вправо. Однако относительные падения напряжения
(отнесенные к П1НОМ) не зависят от первичного напряжения при
отсутствии насыщения стали, т. е. когда VL < (1,14-1,15) (71ном-
При увеличении напряжения до значений выше указанного
погрешность может сильно возрасти, если индукция в магиито-
проводе, соответствующая Z71HOM, выбрана относительно высокой.
Следовательно, чтобы сохранить размеры треугольников падений
402
паПряжеиня и шкалы погрешностей, необходимо изменить масш-
таб напряжения обратно пропорционально относительному пер-
вичному, а следовательно, и вторичному напряжению: С?2/С/2Ном =
«= U -JUiKOM “ ^It-
Выражения (7-2) можно переписать в следующем виде;
/их = (^а. я/а “И р. u/p)/^ui
бх = 34,4-(t/a_ nip t/p, Hia)/ccu.
С учетом нагрузки эти выражения приобретают вид
fun ~ Рг (^<а. в COS <р2 С7р. и Sin (7-4)
6н = 34,4fo (t/a. и sin <р2 — l/р. н cos (р2)/аи. (7-5)
Для однофазного TH активная и индуктивная составляющие
тока холостого хода, отнесенные к номинальному току TH класса
точности 0,5, равны
i — —и i — —2и__
*а — г/ е и *р — п е »
и. иом в. ном
где Рх — потери холостого хода в магннтопроводе, Вт; QH — на-
магничивающая мощность магиитопровода, В-A; S2H.e0M —но-
минальная вторичная мощность TH в классе точности 0,5 (В-А);
формулы Рх и QH приведены иа стр. 409.
Для трехфазного TH по эмпирическим формулам находят ус-
ловные отношения отдельных составляющих тока холостого хода
к номинальному току ipi, /Р2, i&l и ta2:
3 _ Он. Я _ Рх. Я .
*р1 — г/ с ’ *-ах — „ с »
М'«‘->2Н. ном СЛи‘->2П. НОМ
6awSgH. ном * а2 ном
гДе QH. я—намагничивающая мощность ярм, Рх. я—потери в
ярмах.
Междуфазные погрешности от тока холостого хода: в напря-
жении /их /кх fMX СА и угловые лв, Ьх вс и ел —
определяются по формулам:
fuxAB — ful 2/uli /«III»
tux.BC — f uL~^f ull J- /ullli
403
fu x СЛ — f к!»
^хлв = 6j — Здц + 6Ш;
6xj3c = 61 — 36ц — 6Ш;
6X CA = 6b
здесь /„j, fu и, fK ni, а также 6t, 6д, 6ni — условные (вспомога-
тельные) погрешности в напряжении и угловые погрешности, оп-
ределяют по формулам:
ful ~ 4“ ^рц/р1)»
full = (^aj.tJa2 4“ ^puJps)’
fit III = (HaTHtp2 t/pin/a-?);
6ц1 = 34,4 ^piH*ai)’
6ц п = 34,4 (C/aiH^'p2 ^рпДаг)»
6ц ni = 59,5 ((7а1Н?а2 “Ь ^ргн^рй)-
Расчет погрешностей, обусловленных током нагрузки, произ-
водится по формулам (7-4) и (7-5), как для однофазных трансформа-
торов. Полные погрешности TH складываются из погрешностей,
обусловленных током холостого хода и током нагрузки. Оконча-
тельно полные погрешности, учитывающие коррекцию, рассчиты-
ваются по формулам (7-3).
Приводим пример расчета погрешностей электромагнитного
однофазного TH.
Расчет погрешностей электромагнитного однофазного TH
Задано; тип TH — однофазный наружной установки с масляной изоля-
цией; 1Лном — 35 кВ; t/гноы — 100 В; /ном = 50 Гц; классы точности 0,5; 1
и 3 с нагрузками соответственно 150, 250 и 600 В-А.
Выбрано: тип магиитопровода — броневой; марка стали 3413; тол-
щина пластин 0,35 мм; коэффициент заполнения магнитопровода — 0,93;
число стыков стержня иск> с — 1, стержня с ярмом пск. я — 3; предваритель-
ное значение индукции в стержне Bcv — 1,1 Тл; нагревостойкость изоляции —
класс А; наибольшая температура обмоток ООб=70оС; марка провода —
404
рЭЛ; число секций (катушек) в первичной обмотке 2; плотность тока в пер-
вичной обмотке Jt ~ 0,2 А/мм2 (2- 10ь А/м2), во вторичной обмотке Jz =
0,4 А/мм? (4-105 А/м?); номинальный коэффициент трансформации Лном =
f/i нол?^2 ном ~ 35 000/100 = 350; удельное электрическое сопротивление
при 0 °C Ро = 1,61-10~6 Ом-м; плотность стали "Уст = 7650 кг/м3; cosq>2= ОД
Расчет магнитопрово-
д а. Предварительно действительная
площадь поперечного сечения стержня
1,1 Тл и
м2:
$я, 0 и ярма $д. я при FCT =
Vi ном ном ~ 35 000 В,
с = яом
Д-С 4,44/н0ЫБс.Л
$д.я =(1,03-1,05) 5Ц.О
Предварительно площадь попереч-
ного сечения стержня (геометриче-
ская) g и ярма Sp* д, м2;
О = ^Д. <?"%!► ^г. Я ^Д. Я^М
Условный диаметр стержня Оус
выбирается по габл. 7-2 для ближай-
шего большего значения Sr с, м
Окончательно площадь сечения
(действительная) стержня 5Д. с и ярма
$д. я при Dye — 0,085 м (берется из
табл. 7-2), м2
Высота ярма /и (берется из
табл. 7-2), м
Расчет обмоток. Номи-
нальный ток в первичной обмотке
бвом = S2H. ном/l/j ном При нагрузке
^в. ном ’— 150 В • А, А
с _ 35 000
д’с 4,44-50-1,1-35 000
= 4,1. Ю"3;
£д. я = 1,05-4,1-10-? == 4,3-10-3
Sr. с = 4,1-10-3/0,93 = 4,4-10“3;
5с. я = 4> 10-3/0,93 = 4,63-10-3
Csc = 0.085
$д с = 4,82-10"3-0,93 = 4,98-10“3}
Sa. я = 5,3-10"3-0,93 - 4,93-10-8
hB = 0,034
Л ном = ‘50/35 000 = 4,29-10'3
Номинальный ток во вторичной
обмотке /2 ном ~ S2 н_ нок/^2 «ом при
иагрузке S2(!. ном = 150 В-А, А
/гном^ 150/100= 1,5
Площадь сечения провода первич-
н°й Qi и вторичной q2 обмоток м?:
91 ~ /1 ног? Jit Qz~ 1% ном-*
9i = 4,29- КГ3/(2-105) 2,15. ИГ8;
% = 1,5/(4- 10б) = 3,75-10'«
405
Продолжение
Диаметр провода — внутренний (dj
и dz) и наружный с изоляцией (dfH и
d2u) и площади сечения qt и q2 выби
раются по ГОСТ:
для первичной обмотки
для вторичной обмотки
Вторичная обмотка.
Число ВИТКОВ W2 ном ~~ ^2 НОМ^^ В
Число слоев п2 сл
Высота обмотки H2oq — ^гном^ги» м
Диаметр изоляционного цилиндра
или каркаса (рис. 7-5. 6):
внутренний d2 в ц = 'С’ус + %а>
наружный <4 й. ц ~ d2 в. ц + 2cj
Наружный диаметр обмотки
d2 об ^2 п. п -1 ^^2И + 2Cg dt 0,004, м
Толщина вторичной обмотки
(рис. 7-5) а„ = п'2 (d2H + бсл).
Длина концевой изоляции I, м
(рис. 7-5, б)
Длина цилиндра /211 = Д2 об + м
Длина провода вторичной обмот-
ки, м
^2 пр ~ 31 (^2н. U + d-j},) w2 l]OW
Активное сопротивление вторичной
обмотки, Ом
г2 ~ Ро (! ~ ^2np^2
Первичная обмотка.
Число витков
W1 НОМ ~ ^2 НОМ^Н
Ширина масляного канала между
обмотками (рис. 7-5, б), м
С)Ц = fig (ftg “Г Йд)
Внутренний диаметр цилиндра
(рис. 7-5, б)
^1В. Ц ~ ^2об + М
Наружный диаметр цилиндра
(рис. 7-5, 6)
^1Н. и = ^1В. ц + 2пд, м
d = 2- К)-3 м; d1(1 = 2,2- Ю"4 м;
= 3,14.10-8 м2;
d2 = 2,1-10-3 м; d2(l = 2,165-10"3 м;
q2 = 3,46-10*8 м2
№2НОМ= >00/1 = >00
П2 СЛ = I
^2 об == 100.2,165.10-3 « 0,22
d2 в. ц = 0,085 + 2’0,005 = 0,095;
d2 н> ц = 0,095 4- 2-0,002 = 0,099
d2 Об = 0,099 + 2-2,165-10~3 +
+ *2-0,002 4- 0,004 = 0,1114
он = 1-(0,002165 4- 0) = 0,002165
I = 0,07
/2п = 0,22 + 2-0,07 = 0,36
4пи = я (0,099 4- 2-2,165-10"3) X
X 100 = 32,48
г2 = 1,61- IO'8-(1 4- 0,00433-70) X
X 32,48/(3,46- 10-в) = 0,197
^ihom = 100-350 = 35 000
ам= 0,025 — (0,0025 4- 0,0075) =
= 0,015
^1В.Ц= 0,1114 4- 2-0.015 =
= 0,1414. Принимаем d1E. п — 0,145
d1H. ц = 0,145 + 2-0,0075 = 0,160
406
Толщина изоляции между секция-
ми Лт» м
длина обеих секций /сн =
s? Нгоб м
Число витков в одном слое к1СЛ =
*= /(}К^1И
Число слоев в каждой секции п\ =
а= ®1НОМ^П1СЛ
Толщина межслойной изоляции
йсл = 0,12И(Г3п1 (1-=-3)
Толщина экрана с изоляцией бак, м
Толщина первичной обмотки
(рис. 7-4, 6}
°в=п^1И+6сл+бв«
Продолжение
ат = 0,03
/ск = 0,22 — 0,03 - 0,19
«1сл= 0,19/0,00022 = 837
п[ = 35 000/837 = 42
6СЛ= 0,12-10“3- 42-3 = 0,0151
«эк = 0.002
ав = 42-0,00022 4- 0,0151 +
4- 0,002 = 0,026
Наружный диаметр обмотки, м
Рюб ~ Ан. д 4" 2^1и^1 2 (бсл 4*
4- «эк) 4- 0,005
Длина провода первичной обмот-
ки, м
Gup = л (Ан- ц 4- Аил1 4“ «ел 4
4~ «»к) Ш1ИОМ
Активное сопротивление первич-
ной обмотки, приведенное ко вторич-
ной, Ом
Г! = Рс 0 + °^об) Gup/V/w)
Сопротивление к. з. гк = г' +
4 г2, Ом
Размеры магнитопро-
вода при изоляционных расстоя-
ниях от первичной обмотки до
(рис. 7-5, б):
основных ярм (верхнего и ниж-
него) /3, м
боковых ярм l's, м
Длина стержня 77Ст = /сь 4- ат +
4- 2/3, м
Длина магнитопровода /м — dlc6 +
4 2д5 4- 2йв, м
^Часса стали стержня п?ст =
^д. с-^стТст» кг
Часса стали ярма тп = (Нст +
Al) ^Д. яТсТ' кг
Насчет сопротивлений
и падений напряжения в
° 6 м о т к а х. Расстояние между
^мозками а2 (рис. 7-5, б), м
С1об = 0,160+ 2-0,00022-42+ 2 X
X (0,0151 + 0,002) + 0,005 = 0,218
/1ПР = л (0,16 + 0,00022-42 +
+ 0,0151 + 0,002). 35 000 = 20 490
г' = 1,6Ы0-8.(1 + 0,00433-70) X
X 20 490/(3,14. IO'8-3502) = 0,112
гк= 0,112+ 0,197= 0,309
ls = 0,075
Z' = 0,0435
77ст = 0,19+ 0,03 + 2- 0,075 = 0.37
/м= 0,218+ 2-0,0435+ 2-0,034 =
= 0,373
тст= 4,48-10'3-0,37-7650= 12,68
тя = (0,37 + 0,373)- 4,93- IO'3 X
X 7650 = 28
а2 = 0,0245
407
Продолжение
Средний диаметр главного канала
рассеян и я. м
.^Ср = ^2Н. Ц 2Пд 4 О'
Приведенный размер канала г ас-
веяния м
ск.р=^+-2Ц^2- +
,1 1 Г С2 (° В <гн) у
Яср 1 3
а1 - 4 1
+ 6 1
Коэффициент Роговского
Кр — 1 — (а 4 «! 4 a,)/fstH?OQ)
Индуктивное сопротивление TH, Ом
х ~ ^аном^ср^Р^н. р (806/72об)
Индуктивное сопротивление первич-
ной и вторичной обмоток, Ом
х2 — х[ — 0,5х
Активная и реактивная составляю-
щие падения напряжения в обмотках
TH при номинальной нагрузке,
вторичного напряжения
ь'аш=4>|Г' •|со
17 гном
// , = Анх1 . 1ЛЛ
^plH tl
17 гном
%
U = *2Hvl I '•?/ IQQ
u а. н ft 1 ии
°21!ОМ
^р.н =
/2н (*1 4~ Х-1) |QQ
Расчет погрешностей
Первичное напряжение =
В, где ССц ~ t\/L\H0M
Магнитная индукция в стержне и
ярме, Тл
Вс =
Ui
4 »44fHC)Ma))HOMSд с
Оср = 0,099 4 2-0,0021 4 0,0245 =
= 0,128
Gt. р
0,026 — 0,0021
1 f 0,0245 (0,026 — 0,0021) ,
+ 0,128 L 3 +
0,0262 - 0.00212 1
4----------?--------- — 0,036
6 J
КР =
0,0245 4 0,026 4 0,0021
- 1 п-0,22
= 0,926
1002-0,128-0,926-0,036 А
Х------------806^22-------= °24
х2= х{ = 0,5-0,24= 0,12
^aiH
'5'°-)1о1о2-100 = 0.168
|5-012-100 = 0.18
100
^р!н —
_ 1,5-(0Д12 4 0,197)-100
^а. к
^р-н
При сси = 0,8
Ui = 0,8 X
X 35 000 = 28 000
100
= 0,463
1,5-(0,12 4 0,12)-100 0 зб
100
При аи = 1,2
t/j= 1,2 X
X 35 000 = 42 000
28000
4,44-50Х
Х35 000 X
X 4,48-10"3
= 0 804;
42 000
4,44-50 х
X 35 000 X
X 4,48-IO"3
= 1,2
408
Прадалз^ема
в - Ui вя== 28 000 °= 42 000

4,44-50 X Х35 000х X 4,93-10-3 = 0,78 4.44-50 X Х35 000 X X 4,93.10-3 = 1.1
Удельная намагнич! вающая мощ- ность (по табл. 7-3), В-А для стержня qc и ярма ця 9с = 0,465; q„ = 0,445 9с = 0.98 9Я = 0,82
для стыков 9СК. с и 9СК. я 9сн. с ~ 0,026; 9ск. я “ 0,0255 9ск. с = 0,23; 9си. я ~ 0,11
Полная намагничивающая мощ- ность, В-А Qh = <7с^с + 9я™я + + Лск, с9ск. с^ц. с пск. я9ск. я^д. я QK = 0,465 X X 12,68 + + 0,445-28 + 4- 1-0,026-10Л X X 4,48-IO"3 4- 4- 3’0,0255-10* X X 4,93-10-8 = = 23,29 Он = 0,98 X X 12,68 4- 0 82 X X 28 4- 1-0,23 X X ЮМ,48 X х Ю-з 4- 3 X X ОДЫО4 X X 4,93-10"3 — = 62
Удельные потери в стали магнито- провода (по табл. 7-3), Вт/кг Полные потери в стали, Вт Ре = 0,42; ря = 0,404 Рс ~ 0,83; Ря “ 0,71
р X = Рс™с + ₽я™я Рх = 0,42 X X 12,68 4- 0,404 X X 28 = 16,64 Рк = 0,83 X X 12,68 4- 0,71 X X 28 = 30,4
Активная и реактивная составля- ющие тока холостого хода, отнесен- ные к номинальному току TH клас- са 0,6 (А):
г - Р* ‘ . _ 16,64 . _ 30,4
^14^211. НОМ 1а 0,8-150 = 0,139; 'а 1,2-150 = 0,169;
Он Kl+2H. НОМ __ 23,29 _ - _ 62
JP 0,8-150 = 0 194 1,2-150 = 0,344
Погрешности, обусловленные то- ком х. х.:
(^а. н^а “Ь ^р. кгр)> % 5 fux = —(0,463 X X 0,139 4-0,36 X X 0,194) = = —0,134, tux = -(0,463 X X 0,169 + + 0,364-0,344) = = —0,202,
4Q9
Продолжение
6; = 34,4 X X (0,463-0,194 — — 0,36-0,139 = = 1 36 6' = 34,4 X X (0,463-0,344 — -0,36-0,169 = = 3,38
Погрешности, обусловленные номи- нальным током; fин (Пн. Н COS Ц>2 + + t/p, н sin (р2), %, 34 4(t/a н<.п1р2- ^р. Н C0S ЧР2)» — fUH = —(Э„463-0,8 4- 0,36-0,6) = = —0 586; 6^ = 34,4-(0,463-0,6 — 0,36-0,8) = = —3,51
Полные погрешности при номиналь- ной нагрузке (класс 0,5): fu ~ /их 4“ /ин> При au — 0,8 fu =-0,134 - — 0,586 = = —0,72 %; При au = 1,2 /u = —0,202 — — 0,586 = = —0,788%;
6Z = 6Х + бн 6' = 1,36—3,51 = 2 15' 6Z = 3,38—3,51 = = —0,13 /u = —0,202 — -0,25-0,586 = = —0,348;
Полные погрешности при S2H = = 0,25S2HOM: fu~ /их 4" 0,25fUB', fu=-0,134- -0,25-0,586 = = —0,28%
6' = 6; + 0,256' -К и 6' = 1,36 + + 0,25-(—3,51) = = 0,48' 6' = 3,38 + + 0,25-(—3,51) = = 2,5'
Полные погрешности при номиналь- ной нагрузке 5ад — 250 В - А (класс 1): fu ~ fux 4~ ц^2н. ном’" 6 — 6' j ^н^?ц^2н ном Полные погрешности при номиналь- ной нагрузке S2H = 600 В-А (класс точности 3): iu = fuX 4~ /ин*^2н'^2Н-ном« fu=-0,134- — 0,586 X X 250/150 = = -1,11; 6'= 1,36 — -3,51-250/150 = = —4,49' fu = -0,134 - — 0,586 X X 600/150 = = —2,478 % L = —0,202 — — 0,586 X X 250450 = = —1,17; 6' = 3,38 — — 3 51-250/150 = = —2,47’ fu = —0,202 — — 0,586 X X 600/150 = = —2,546 %;
6 = 6Х + 6HS2H/S2H< iiom 6' = 1,36 — -3,51-600/150 = = —12,68' fi' = 3,38 — — 3,51-€00/150 = = —10,66'
410
Продолжение
Витковая коррекция [см. формулу
(7-За)]
fun ~ 0t5 (fu npi + fu Пр ц)
Число витков первичной обмотки,
отмотанных для витковой коррекции,
= wafUK, 100
Число витков первичной обмотки
после витковой коррекции
wK = wK — Д<дак
Погрешности после витковой кор-
рекции
/«ок = /и fuK
Класс 0,5
при S2H. ном
ик = 0,5-,0,788 + 0,28) = 0,534
Aic-K = 35 000-0,534/100 = 187
wK = 35 000— 187 = 34 813
При аи = 0,8
При аи = 1,2
при 0,25S2h> вом
Класс 1 при S2H = 250 В-А
Класс 3 при S2H = 600 В-А
fllOK 0>?2 +
+ 0,534 =
= —6,186%.
fuoit = ~0 2® “Ь
+ 0 534 =
= 0,-54%;
fu»K ~ “Ь
4- 0,534 =
= —0,576 %
/«ок ~ 2,48 +
+ 0,534 =
= —1,946%
/«эк 0,788 +
+ 0,534 =
= —0,254%;
/кок ~ —0,348 +
+ 0,534 =
= 0,186 %
1аок=-1,17 +
+ 0,534 =
- —0,582%;
fum = —2,546 +
+ 0,534 =
= —2,012 %
7-4. КАСКАДНЫЕ ТРАНСФОРМАТОРЫ НАПРЯЖЕНИЯ
При напряжениях ПО кВ и выше обычные масляные TH ста-
новятся слишком громоздкими и дорогими. Поэтому на такие клас-
сы напряжения в СССР выпускаются однофазные многоступенча-
тые (каскадные) TH, включаемые между проводами и землей. Они
состоят из нескольких ступеней (трансформаторов), изолирован-
ных друг от друга. Число ступеней определяется номинальным
первичным напряжением из расчета примерно 30 кВ на каждую
ступень.
Первичная обмотка каждого трансформатора каскада изоли-
рована на (1/п)-ю часть напряжения сети, где п — число ступеней.
Эти обмотки выполнены так же, как у одноступенчатых TH с об-
моткой, изолированной с одного конца (см. рис. 7-4). Первичные
°бмотки ступеней включены последовательно. Начало первичной
обмотки верхней ступени присоединяют к шиие. Конец первичной
обмотки нижней ступени присоединяют к заземленному основа-
нию. Концы первичных обмоток всех ступеней, как показано иа
рис 7-10, присоединены к соответствующим магнитолро-
Водам.
411
Рис. 7-10. Схема четьтрехступенчатого каскадного
TH типа НКФ-220
Число магнитопроводов у каскадных
TH обычно уменьшают вдвое по отноше-
нию к числу ступеней каскада, приме-
няя двухстержневые магнитопроводы (см.
рис. 7-1, б) и размещая на каждом из
стержней по одной ступени каскада.
Двухступенчатый ТН типа НКФ-ИО
содержит один магнитопровод 6 (рис. 7-10,
нижний блок). Его первичная обмотка
ВН 5а и 56 равномерно распределена на
обоих стержнях магнитопровода 6, а сред-
няя ее точка соединена с магннтопрово-
дом. Таким образом, полное фазное на-
пряжение С7ф делится поровну между
ступенями каскада; вследствие этого изо-
ляция каждой половины обмотки ВН
может рассчитываться только на поло-
вину фазного напряжения.
Нижняя ступень (блок) каскада обычно
содержит две вторичные обмоткн НН: ос-
новную 2 и дополнительную 1. Основная
вторичная обмотка предназначена для под-
ключения измерительных приборов, а до-
полнительная — приборов релейной защи-
ты. Ток нагрузки одной или обеих вторичных обмоток вызовет в об-
мотке ВН верхней ступени каскада 56, представляющей собой почти
чистую индуктивность, большое падение напряжения, вследствие
чего напряжение между двумя элементами каскада распределится
весьма неравномерно: в половине обмотки ВН нижней ступени 5а
оно будет существенно ниже, чем в верхней 56. Во избежание этого
на оба стержня магнитопровода 6 наматывают выравнивающие об-
мотки 4а и 46 и накладывают поверх частей обмотки ВН 5а
и 56 электростатические металлические экраны 3, электрически
соединенные с обмотками 5а и 56, На нижнем стержне поверх
экрана намотаны вторичные обмотки: основная, выводные концы
которой обозначаются а и х, и дополнительная с концами ая
и хя. Магнитопровод 6 с обмотками и экранами, помещенными
в герметичную фарфоровую покрышку, заполняемую трансфор-
маторным маслом, представляет один блок.
Каскадные ТН на 220, 330 и 500 кВ состоят соответственно из
двух, трех и четырех двухступенчатых каскадных блоков, соеди-
ненных последовательно. На месте установки блоки ставят одни
на другой. Для передачи мощности от верхнего блока к нижнему
предусмотрены связующие обмотки 7а и 76, соединенные между
собой при помощи разъемов. Верхний блок выполнен так же, как
412
ii нижний. В нем 10 — магнитопровод, 9а в Об — первичная
обмотка, 8а и 86 — выравнивающая обмотка.
Каскадный TH имеет меньшие массу и стоимость по сравнению
с одноступенчатым TH. Однако погрешности каскадного TH
больше, чем одноступенчатого. Одноступенчатые TH изготавлива-
ются класса точности 0,2 и 0,5, а каскадные обычно соответствуют
классам 1 и 3.
7-5. ЕМКОСТНЫЕ ТРАНСФОРМАТОРЫ НАПРЯЖЕНИЯ
Высокая стоимость индуктивных TH для сетей 110 кВ и выше
даже при каскадном их исполнении обусловила применение емко-
стных TH. В этих TH понижение напряжения осуществляется по-
средством емкостного делителя напряжения (ЕДН), состоящего из
двух емкостей Cj и С2 и электромагнитного согласующего уст-
ройства, подключенного к емкости С2 (рис. 7-11). В качестве ем-
кости используются специальные конденсаторы или же конденса-
торы, устанавливаемые в распредустройствах для подключения
устройств высокочастотной связи по ЛЭП ВН. Коэффициент де-
ления напряжения для ЕДН
~ GAx + ^2х)/^2х — 1 4-Ci/C2i
где и U2X — напряжение при холостом ходе ЕДН на емко-
стях Сг и С2.
С делителя снимается сравнительно высокое напряжение (7а,
которое подается на согласующее электромагнитное устройство
(рис. 7-11), состоящее из реактора Р, понижающего трансформа-
тора 7, а иногда и балластного сопротивления. Чтобы осущест-
вить отбор от ЕДН достаточной мощ-
ности, потребляемой приборами для
измерения и защиты, и обеспечить нуж-
ный класс точности, требуется значи-
тельная емкость нижнего (С2), а следо-
вательно, н верхнего плеча делителя.
В настоящее время выпускаются
емкостные TH на 500 кВ (тип НДЕ-500)
Рис. 7-11. Схемы (принципиальная и замещения) и векторная диаграмма емко-
стного TH с электромагнитным устройством
413
и на 750 кВ (тип НДЕ-750). Номинальная мощность (в классе
точности 1) ТН первых двух типов равна 500 В-А, а для НДЕ-1150
она равна 300 В - А.
Емкостные ТН, так же как и каскадные ТН типа НКФ, пред-
назначены для соединения в трехфазную группу. Вторичные на-
пряжения приняты стандартными, т. е. ЮО/у^З В для основной
и 100 В для дополнительных вторичных обмоток.
Важным расчетным соотношением для емкостного ТН является
зависимость отбираемой от ЕДН мощности от напряжения V2
на емкости С2. Эту зависимость можно получить из схемы заме-
щения ЕДН н его векторной диаграммы (рис. 7-11). На последней
приняты следующие обозначения; С\, — Cj -f- С2 — эквивалентная
емкость; индуктивность L включает в себя индуктивность реактора
и первичной обмотки понижающего трансформатора Т, т. е. L =
— Lp ф- £1т; гх — активное сопротивление первичной обмотки;
г2 н Lz — активное сопротивление и индуктивность вторичной об-
мотки трансформатора Т.
Зависимость мощности, отбираемой от ЕДН, от напряжения
на емкости С2 при активной нагрузке определяется формулой
Рн = со (Сх ф- С2) С/2^/2ном sin ос, (7'6)
где со = 2л/ном — угловая частота.
Из этого выражения следует, что мощность, отбираемая от
ЕДН, пропорциональна напряжению U2 иа емкости нижнего плеча
делителя С2 и самой этой емкости (поскольку Су С2).
Из векторной диаграммы на рис. 7-11 следует, что наименьшая
угловая погрешность 6 (угол между векторами й& ~ С/2Х = ШЬц
и ^2иом будет при наличии в схеме ЕДН условий резонанса между
эквивалентной емкостью С0 и индуктивностью L = £р ф- £1Т,
т. е. при о2£Сэ = 1.
Поскольку индуктивность L включает в себя индуктивность
первичной обмотки трансформатора Т, то в условиях резонанса
эквивалентная схема ЕДН с согласующей приставкой тождест-
венна схеме замещения ТН, у которого индуктивность рассеяния
первичной обмотки равна нулю или близка к нему. А это значит,
что ЕДН с согласующей приставкой обладает всеми свойствами
ТН, включая линейность характеристик погрешностей в функции
нагрузки.
Выражение (7-6) показывает, что для получения возможно
большей мощности для питания приборов (при заданном классе
точности) напряжение на емкости ЕДН С2 (а следовательно, и
первичное напряжение понижающего трансформатора TV у) дол-
жно быть по возможности большим. Но, с другой стороны, для
уменьшения размеров трансформатора его первичное напряжение
желательно иметь возможно меньшим. Оптимальным первичным
напряжением трансформатора Т является бф » 12 кВ, при кото-
ром с учетом возможного повышения напряжения от атмосферных
явлений и нестационарных режимов изоляция первичной обмотки
414
Трансформатор напряжения
Рис. 7-12. Принципиальная схема электромагнитного устройства емкостного
TH типа НДЕ-500 (а) и барабанного переключателя (б)
ВН — обмотка высокого напряжения трансформатора; #^осн и ^^доп— обмотки низ-
кого напряжения (основная и дополнительная); R — балластный резистор (или фильтр);
3 — заградитель; С* — конденсаторы связи; С2 — конденсатор отбора мощности;
и Пт — барабанные переключатели реактора и трансформатора
трансформатора Т будет соответствовать классу напряжения 15 кВ.
При таком напряжении согласующая приставка имеет сравни-
тельно небольшие размеры и легко вписывается в бак, заполнен-
ный трансформаторным маслом.
; Понижающий трансформатор (рис. 7-12) имеет магнитопровод
броневого типа. Его обмотки ВН выполняются цилиндрическими
катушечными, а НН — цилиндрическими многослойными. Пер-
вичная обмотка (ВН) имеет восемь ответвлений для регулирования
напряжения Ux в пределах ±5,5 % с помощью барабанного
переключателя Пт на семь ступеней и трех регулировочных вводов
Xi, Х2 н Х3 со стороны заземляемого конца обмотки.
Такая схема с грубым регулированием напряжения на трех
вводах и более тонким с помощью переключателя позволяет полу-
чить всего 21 ступень напряжения. Регулирование напряжения не-
обходимо для компенсации разброса емкостей конденсаторов и
отклонения вследствие этого коэффициента деления ЕДН от рас-
четного. В трансформаторах типов НДЕ-500 и НДЕ-750 напряже-
ние ступени составляет 0,55 % иг.
Реактор, который служит для компенсации емкостного паде-
ния напряжения в делителе и поддержания постоянным значе-
ния напряжения в первичной обмотке понижающего трансформа-
тора, имеет магнитопровод стержневого типа. Стержни магнито-
провода имеют регулируемые зазоры для первоначальной под-
415
гонки индуктивности в процессе производства. Регулировка
осуществляется с помощью немагнитных прокладок, проложенных
в месте стыка двух частей магиитопровода. Обмотка реактора ци-
линдрическая и также имеет ответвления для окончательной под-
гонки индуктивности. Подгонка осуществляется с помощью ба-
рабанного переключателя /7Р на 7 ступеней.
Между ЕДН и согласующей приставкой включен высокочастот-
ный заградитель 3. Он необходим для того, чтобы электромагнит-
ная согласующая приставка не вносила большого затухания токов
высокой частоты при работе аппаратуры высокочастотной связи.
Балластный резистор R ранее применялся для гашения ферроре-
зонансных колебаний во вторичной обмотке. Эти колебания могут
возникнуть при внезапном отключении нагрузки, в результате
чего резко повышается напряжение основной вторичной обмотки
при сильно искаженной форме его кривой: сильно проявляется
третья субгармоника. Однако балластный резистор существенно
ограничивает полезную мощность ЕДН. Поэтому в настоящее
время вместо него применяют противорезонансные балластные
фильтры. Они могут выполняться как с параллельными, так и
с последовательными резонансными контурами, имеющими рези-
сторы, необходимые для создания достаточной демпфирующей на-
грузки, причем схема с параллельными резонансными контурами
предпочтительна.
В тех случаях, когда требуется небольшая выходная мощность
и не очень высокая точность измерения, целесообразно исполь-
зовать емкости конденсаторных обкладок маслонаполненных вво-
дов на ПО—500 кВ, устанавливаемых на трансформаторах,
выключателях и т. п. Чтобы использовать вводы, к их потенциаль-
ным выводам подключают приспособления для измерения напря-
жения (ПИН), представляющие собой миниатюрные электромаг-
нитные устройства, аналогичные тем, какие применяются в TH
типа НДЕ. Но, поскольку в существующих вводах не унифици-
рован коэффициент деления, отклонения емкости конденсаторных
обкладок от номинальной велики; поэтому электромагнитные уст-
ройства должны иметь широкий диапазон регулирования или не-
обходим ряд их модификаций. Это затрудняет промышленное про-
изводство ПИН, и энергосистемы пока изготовляют их своими
средствами.
Ввиду меньшей, чем у TH, точности осуществление ПИН
упрощается. При погрешностях в напряжении ±5 % и угловых
± (60—120)' возможно получение допустимой нагрузки от типо-
вых вводов до 10—25 В А при ПО кВ, 20—50 В-А при 220 кВ,
30—75 В-А при 330 кВ и 40—100 ВА при 500 кВ. Такие ПИН
можно использовать в энергосистемах для сигнализации, АПВ
и других целей. Переход от электромеханических реле к полупро-
водниковым, имеющим существенно меньшее потребление, может
улучшить характеристики ПИН, что повлечет за собой более ши-
рокое их использование.
416
Рис. 7-13. Принципиальная схема ЕДН с усилителем на выходе и конструктив-
ное исполнение ЕДН для герметизированного распредустройства
1 — токопровод; 2 — коробка зажимов; 3 — оболочка; 4 — электрод; 5 — эпоксидная
смола; 6 — держатель
Переход на новые виды защиты создает благоприятные условия
для более широкого использования ЕДН с усилителями на выходе
(рис. 7-13, а). В этом случае с ЕДН снимается низкое напряжение
малой мощности, необходимой лишь для управления усилителем У.
Это напряжение подается на вход усилителя мощности. Поэтому
емкость верхнего плеча делителя получается незначительной,
а ЕДН — конструктивно легко осуществимым. На рис. 7-13, б
показан ЕДН для герметизированного распредустройства. Ем-
кость Cj между токопроводом и электродом 4 у него зависит от
длины электрода и соотношения между его диаметром и диаметром
токопровода 1. Последнее определяется классом напряжения ус-
тановки. Емкость С2 включает в себя емкость Сэл между электро-
дом 4 и оболочкой 3 и дополнительную емкость Сдоп, т. е. С2 =
^зл ^дос-
Габариты, сложность исполнения, стоимость усилителя и
источника питания для него зависят от потребляемой мощности
и диапазона ее изменения, класса точности, характеристик уси-
лителя (в том числе входного сопротивления) и стабильности
напряжения источника питания усилителя. При небольшой мощ-
ности, потребляемой нагрузкой, усилитель и источник питания
будут достаточно простыми.
Емкость верхнего плеча ЕДН (в фарадах) определяется выра-
жением
6*1 = l/(2irtfHOM/jijfn2вх)»
И п/р в в. Афанасьева 417
где fu — относительная допустимая погрешность, возникающая
при подключении к ЕДН усилителя; zux — входное сопротивление
усилителя.
Из выражения для емкости цилиндрического конденсатора
находим минимальную длину электрода 4
I = [Сх In (Did) ]/(2л8г80),
где D и d — внутренний диаметр электрода 4 и наружный диа-
метр токопровода /.
7-6. ТЕХНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ И КОНСТРУКЦИИ ТН
Общие сведения. ТН различного исполнения применяются
в электрических цепях переменного тока с номинальными напря-
жениями от 380 В до 750 кВ. ТН с первичным напряжением до
500 кВ включительно предназначены для работы на высоте не
более 1000 м над уровнем моря, а ТН с первичным напряжением
750 кВ — для работы на высоте не более 500 м.
ТН изготовляются в климатическом исполнении У или Т по
ГОСТ 15150—69 и 15543—70. По согласованию потребителя с пред-
приятием-изготовителем масляные ТН могут изготавливаться в ис-
полнении ХЛ по ГОСТ 15150—69, 15543—70 и 17412—72.
ТН классов напряжения до 35 кВ включительно и каскадные
ТН типа НКФ-110-58У1 предназначены для сетей с изолированной
нейтралью, а класса напряжения НО кВ и выше —для сетей
с заземленной нейтралью.
Обозначение ТН содержит буквенную часть, в которой буквы
означают: Н — трансформатор напряжения; О — однофазный;
Т — трехфазный; С — с естественным воздушным охлаждением
(сухой); Л — с литой изоляцией; Г — с газовой изоляцией; М —
с естественным масляным охлаждением; Ф — в фарфоровой по-
крышке; 3 — с заземленным выводом первичной обмотки; И —
с обмоткой для контроля изоляции; Э — для установки на экска-
ватор; К — в серии НОСК — для комплектных распределитель-
ных устройств; К — в серии НКФ — каскадный; К — в серии
НТМК — с компенсацией угловой погрешности.
В большинстве случаев цифровая часть означает: первое
число — класс напряжения, второе (если есть) — год разработки.
В серии НОЛ (например, НОЛ08-6) первая группа цифр (08) озна-
чает порядковый номер или шифр разработки, а вторая — класс
напряжения. Буква (или буквы) и цифра в конце означают клима-
тическое исполнение и категорию размещения. Например,
НОСК-ЗУ5 расшифровывается следующим образом: ТН, однофаз-
ный, сухой, для комплектных распредустройств, класс напряже-
ния 3 кВ, для районов с умеренным климатом, для работы в поме-
щениях с повышенной влажностью; ЗНОМ-35-65У1—ТН, одно-
фазный, масляный, с заземленным выводом первичной обмотки,
класс напряжения 35 кВ, год разработки 1965, для умеренного
климата и для работы иа открытом воздухе.
418
Основные технические данные TH, выпускаемых в СССР, при-
ведены в табл. 7-5. В ней даны основные характеристики однофаз-
ных и трехфазных TH. Для однофазных TH приведены техниче-
ские данные понижающих трансформаторов серии ЗОМ, которые,
хотя и не являются измерительными, но применяются в распре-
делительных устройствах вместе с TH серии ЗНОМ и имеют оди-
наковую с ними конструкцию. В цифровой части обозначения этих
TH в числителе указывается типовая мощность (кВ-А), а знаме-
нателе — класс напряжения.
В табл. 7-5 приведены номинальные мощности TH классов
точности 0,5; 1 и 3, а также максимальная мощность, т. е. длитель-
ная кажущаяся мощность при номинальном первичном напряже-
нии, вне классов точности, при которой превышение температуры
всех частей TH не выходит за пределы, предусмотренные
ГОСТ 8024—84.
Конструктивное исполнение и установочные чертежи TH ос-
новных типов приведены на рис. 7-14—7-31.
Сухие TH серии НОС и НОСК- Магнитопроводы TH типа
НОС-0,5 собираются из цельноштамповаииых Ш-образных пла-
стин, а магнитопроводы НОСК шихтуются из прямоугольных
пластин.
Обмотки слоевые, намотаны на каркас из электротехнического
картона и пропитаны асфальтовым лаком. Зажимы TH типа
НОС-0,5 расположены на изолирующих контактных панелях.
TH типа НОС К- 6-66 У5 предназначены только для КРУ в уголь-
ных шахтах. При установке в КРУ они заливаются битумной
массой и поэтому не имеют панелей зажимов. Концы обмоток
этих TH выведены свободными гибкими изолированными провод-
никами (рис. 7-14).
14*
419
Таблица 7-5. Основные технические данные TH, выпускаемых ₽ СССР
Тип TH Номинальное напряжение обмоток Номинальная мощ- ность, В-А, TH классов точности Максималь- ная мощ- ность, В- А Масса, кг
ВН, кВ нн, в 0,5 > 3 полная масла
НОС-0,5 0,38; 0,5; 0,66 too Эднсфазнь 25 е 50 100 200 8,4 —
носк-з 3 50 150 240 13
НОСК-6-66 6 J27; 100
НОЛ-08 6; 6,6 юо 50 75 200 400 28,5
10- 11 75 150 300 630 31,5
3 НОЛ-06 3 6 ; 100 /3 или 100 100 /3 ’ 3 30 50 50 75 150 200 250 400 25,5
10 75 150 300 630 28 5
13,8- 15,75 18 20 29,5 32,5
ЗНОЛ-06 100 30 50 150 240 40,5 —
НОМ-6 3 6 22 5
50 75 200 400
НОМЭ-6 6
НОМ-Ю 10 75 150 300 640 35 7
НОМ-15 13,8; 15,75; 18 81 23
НОМ-35-66 35 150 250 300 1200 86 10
Продолжение табл. 7-5
Тип ТН Номинальное напряжение обмоток Номинальная мощ- ность, В- А, ТН классов точности Максималь- ная мощ- ность, В- А Масса, кг
ВН, кВ НН, В 0,5 1 3 полная масла
3HOM-15-63 6 : /I 100 : /3; 100 : 3 50 75 200 400 63 14
10 : 13,8 : /1; 15,75 : / 3 75 150 300 640
3HOM-20-63 18 : /3; 20 : / 3 85 18
ЗН ОМ-24 24 . /3 150 250 600 980 108 20
ЗН ОМ-35-65 27,5 35 : / 3 127; 100 100: /"3; 127; 100 1200 78 18
ЗОМ-1/15-63 6 : /"3; 10 : / 3; 13,8 : V 3; 15,75 : / 3 100 : /“3; 127; 100 — — — 75/850 62 14
ЗОМ-1/20-63 18 : j/"3; 20 : V 3 77,5 18
ЗОМ-1/24 24 : /"3 108 20
Н КФ-66 66 : 100 : / 3; 100 : 3 или 100 : /1; 100 400 600 1200 2000 627 150
587 155
422
П роделжени* табл. 7-5
Тип TH Номинальное напряжение обмоток Номинальная мощ- ность, В- А, TH классов точности Максималь- ная мощ- ность, В- А Масса, кг
ВН, кВ НН, в 0,5 1 3 полная масла
НКФ-ИО-57 НКФ-110-58 НКФ-132-73 НКФ-220-58 НК Ф-220-65 НКФ-330 110 : !/" 100 /~3; ЮО или 100 • j/"3, 100 : 3 400 600 1200 2000 587 155
627 150
132 : 130: 3 220 : /“3 330 ; / 3 100 : |/"3; 100 630 200
1390 320
2210 480
НКФ-400-65 НКФ-500 400 : /1; 500 : /* 3 — 500 1000 4850 1160
НДЕ-500-72 НДЕ-750-72 НДЕ-1150 ЗНОГ-110-79 ЗНОГ-220-79 500 : У"3 750 / 3 1150 • К 3 110 : /3 220 3 100 : |/“3; 100 300 500 100 1200 3000/492/152* 150
3765/492/152* 150
— 300 600 250 —
400 600 1200 2500
390 —
НТС-0,5 0,38: 0,50; 0,66 Трех< 100 зазные 50 75 200 400 15 |
НТМ К-6-48 тмк-ю 3 6 10 50 93 15 27
75 120 150 200 300 500 640 960
ТМИ-6-66 3 6 100 100 : 50 75 75 150 200 300 400 640 60 12,5
НТМИ-10-66 10 120 200 500 960 80 19
НТМИ-18 НТМИ-20 13,8; 15,7; 18 18 300 94
* Соответственно масса всего TH электромагнитного устройства и высокочастотного заградителя.
f Одноминутное испытательное напряжение НОС-0,5 составляет
6 кВ, а НОСК-З — 13 кВ. Группа соединения сухих TH 1/1-0.
TH с литой изоляцией имеют ряд преимуществ, обусловивших
их широкое применение в установках до 35 кВ включительно. Их
можно устанавливать в любом положении по отношению к гори-
зонтали, оии пожаро- и взрывобезопасны, имеют меньшие размеры
по сравнению с масляными TH.
В СССР изготавливаются TH с литой изоляцией серии НОЛ
и ЗНОЛ. Они предназначены для установки в закрытых РУ,
КРУ и КРУН. Эти TH представляют собой литой блок, в котором
залиты обмотки и магиитопровод. В большинстве случаев уиулщ-
топровод стержневого типа, разрезной С-образный, изготавли-
вается из стальной ленты марки 3405 толщиной 0,35 мм (у TH
типа НОЛ-11-605 магнитопровод разрезной Ш-образный). Лен-
точные магнитопроводы имеют лучшие характеристики по сравне-
нию с шихтованными. В С-образном магнитопроводе число воз-
душных зазоров в два раза меньше, чем в шихтованном, а их
длина вследствие шлифовки торцов составляет всего несколько
сотых долей миллиметра, в то время как у шихтованного магнито-
провода расчетная длина воздушного зазора до 1 мм. Уменьшение
воздушного зазора снижает потери холостого хода и намаг-
ничивающую мощность. Поэтому TH с ленточными С-образ-
ными магнитопроводами имеют меньшие погрешности холостого
хода.
Внутренней обмоткой является дополнительная вторичная об-
мотка (если она есть), на ней расположена основная вторичная,
поверх которой намотана первичная обмотка. Поверх первичной
обмотки уложен экран из алюминиевой фольги, электрически
соединенный с вводом ВН. Экран повышает импульсную прочность
TH.
В литом блоке залиты также втулки для крепления TH на
месте установки и для заземления.
Диаметры резьбы вводов А и X — М10, а вводов а и х — Мб;
максимальные допустимые толщина шин и диаметры проводов,
присоединяемых к TH, равны 10 мм для вводов А и X и 3 мм для
вводов а и х (рис. 7-15).
Обмотки TH типа НОЛ-08 соединяются в группу 1/1-0, а
ЗНОЛ-06 — в группу 1/1/1-0-0.
Чертежи TH с литой изоляцией основных типов приведены на
рис. 7-15—7-17.
Масляные TH. Однофазные TH (за исключением TH типа
НОМ-15) имеют магнитопровод броневого типа. Трехфазные TH
типа НТМК имеют трехстержневой магиитопровод, а TH типа
НТМИ — однофазный броневой для каждой фазы, взаимное рас-
положение их показано на рис. 7-18. TH типа НТМИ-18 имеет
бронестержневой магнитопровод с обмотками на трех стержнях.
Сечение стержней имеет ступенчатую форму, сечение ярм — пря-
моугольную.
423
Обмотки слоевые, намотаны круглым или прямоугольным
обмоточным проводом иа каркас из электротехнического картона.
Обмотки ТН типа НОМ-15 расположены на обоих стержнях двух-
стержневого магиитопровода. Между обмотками ВН и НН с по-
мощью планок сделан канал. У обмоток ВН трансформаторов
типа НТМК поверх одной из катушек каждой фазы намотаны
витки компенсационной обмотки. У ТН типа ЗНОМ один выводной
конец (X) обмотки ВН заземлен. Поэтому эта обмотка со стороны
заземленного конца имеет пониженную изоляцию относительно
обмотки НН и корпуса. Обмотка ВН на 35 кВ в своем сечении
имеет трехступенчатую форму. По мере увеличения напряжения
между обмоткой и ярмом изоляционное расстояние от обмотки
до ярма также увеличивается. Последний слой обмотки, имеющий
наибольший потенциал по отношению к земле, наиболее удален
от ярма, причем последний виток присоединяется к линейному
вводу А. Поверх обмотки ВН в ТН типа НОМ-35-66 наложен
электростатический экран для защиты от перенапряжений.
Баки ТН сварены из листовой стали, причем у ТН типов ЗНОМ
и ЗОМ до 24 кВ они изготавливаются из немагнитной стали; это
вызвано тем, что трансформаторы устанавливаются в непосред-
ственной близости от шинопроводов крупных генераторов и нахо-
дятся поэтому в сильном переменном магнитном поле.
424
Рис. 7-16. TH типа ЗНОЛ-06
Типоисполне- иие Размер, мм
D н» Нг L 1
ЗНОЛ-06-6 160 298 287
ЗНОЛ-06-10 175 306 295 335 153
ЗНОЛ-06-15 195 314 303
ЗНОЛ-06-20 205 341 330
ЗНОЛ-06-24 240 • 348 337 345 163
Форма баков TH типов НОМ-6, НОМ-10, НТМК и НТМИ —
цилиндрическая, типов НОМ-15 и НТМИ-18 — овальная. Транс-
форматоры типов НОМ-35-66, ЗНОМ и ЗОМ имеют более сложную
форму, близкую к форме своих активных частей, в целях умень-
шения объема масла.
Выводные концы обмоток у большинства масляных TH при-
соединены к проходным фарфоровым изоляторам, установленным
иа крышке бака. Вводы ВН трансформаторов типов НОМ-35-66,
425
Рис, 7-17. TH типа НОЛ-11-605
3HOM-35-65, ЗНОМ-24 и ЗНОМ-1/24 установлены на верхней
части бака. Вводы НН этих ТН присоединены к панелям зажимов,
укрепленным на боковых стенках бака. ТН типов 3 НОМ-35-65
и НОМ-35-66 имеют маслорасширители, установленные на вводах.
У ТН остальных типов маслорасширители отсутствуют, уровень
масла находится ниже крышки иа 20—30 мм. ТН, предназначен-
ные для тропического климата, имеют воздухоосушители.
Обмотки ТН типов НОМ-6, НОМЭ-6, НОМ-Ю, НОМ-15,
НОМ-35-66 и ЗНОМ-24 соединяются в группу 1/1-0, а ТН типов
3HOM-15-63, 3HOM-20-63, ЗНОМ-24, ЗОМ-1/15-63, ЗОМ-1'20-63
и ЗОМ-1/24 соединяются в группу 1/1/1-00.
Общий вид, габаритные, установочные и присоединительные
размеры масляных ТН основных типов приведены на рис. 7-19—
7-25.
Масляные каскадные ТН состоят из одного, двух, трех или че-
тырех блоков. Каждый блок состоит из двухстержневого магнито-
провода с обмотками. Первичная обмотка (ВН) равномерно рас-
пределена по всем стержням
магнитопроводов, причем конец
ее X заземлен. На нижнем
стержне нижнего магнитопро-
вода, имеющем наименьший по-
тенциал по отношению к земле,
расположены основная и до-
полнительная вторичные об-
мотки. На остальных стержнях,
помимо первичной, размещены
Рис. 7-18. Взаимное расположение маг-
нитопроводов в трехфазном масляном
ТН типа НТМИ
426
Рис. 7-19. TH типа НОМ-6Т4
и НОМЗ-6Т2
1 — ввод БН; 2 — ввод НН; 3 —
болт заземления MS; 4 — всзду
хоосушитель (эти обозначения
сохранены и на рис. 7-20 — 7-23)
Рис. 7-21. TH типа НОМ-35-66
также выравнивающая и связующая обмотки, необходимые для
равномерного распределения напряжения и нагрузки по всем
стержням.
Каждый блок состоит из активной части (магнитопровода с об-
мотками), установленной на основании. На активную часть надета
фарфоровая покрышка, наполненная трансформаторным маслом
и закрытая маслорасширителем. Линейный конец А обмотки ВН
428
Рис. 7-23. TH типа 3 НОМ-35-65
находится на крышке верхнего масл ©расширителя, а заземляемый
конец X и концы вторичных обмоток подведены к панели зажимов,
расположенной в коробке внутри нижнего основания. Электриче-
ское соединение блоков между собой осуществляется перемыч-
ками, соединяющими вводы на крышке маслорасширителя ниж-
него блока и на дне верхнего блока. Основания верхних блоков
закрыты щитками, предохраняющими стык от попадания пыли,
снега и т. п.
TH типов НКФ-330, НКФ-400-65 и НКФ-500 снабжены коль-
цевыми экранами, которые укреплены на верхнем маслорасши-
рителе, для выравнивания напряжения по блокам.
Обмотки TH серии НКФ соединяются в группу 1/1/1-0-0.
Общий вид н размеры TH типа НКФ приведены на рис. 7-26—7-29.
Емкостные TH серии НДЕ (рис. 7-30) состоят из емкостного
Делителя напряжения (ЕДН) 2 и 5, электромагнитного устройства
429
Рис. 7-24. TH типа
НТМК-6У4, НТМК-6Т4,
НТМК-10У4
и НТМК-10Т4
{— ввод ВН; S — ввод
НН; 3 — болт заземления;
4 — в оздухоосу тигель
(Только для исполнения Т4)
Исполне-
ние
НТМК
Размеры, мм
И D L L,
6У4, 6Т4 670 308 340
10У4,
10Т4 875 363 406
47
57
Рис. 7-25. ТН типа НТМИ-Ю-66
Рис. 7-26. ТН типа НКФ-110
Рис. 7-27. TH типа
Н КФ-220
Рис. 7-28. TH типа НКФ-330
7, разъединителя 6 и разрядника 9. ЕДН для TH типа НДЕ-500
имеет три последовательно включенных конденсатора связи типа
СМРИ-166/уЛ3-0,014 (емкость С\) и один конденсатор отбора
мощности типа ОМРИ-15-0,107 (емкость С2). ЕДН для TH
типа НДЕ-750 содержит четыре конденсатора связи типа
СМРИ-188/уг3-0,012 и один конденсатор отбора мощности
ОМРИ-15-0,107.
431
d>2600
Рис. 7-29. TH типа НКФ-500

1612
1650
Три (или четыре) конденсатора
связи 2 и конденсатор отбора мощ-
ности 3 соединены последовательно
и установлены друг на друга. Эта
колонна установлена на изолиру-
ющей подставке 4. В верхней части
ЕДН укреплен кольцевой трубчатый
экран 1.
Электромагнитное устройство со-
стоит из реактора с переключателем,
однофазного трехобмоточного пони-
жающего трансформатора с пере-
ключателем и противорезонансного
балластного фильтра, размещенных
в общем баке с масляным заполне-
нием (рис. 7-31). Реактор служит
для компенсации емкостного паде-
ния напряжения в делителе, т. е.
поддержания постоянным напряже-
ния в первичной обмотке понижа-
ющего трансформатора при измене-
нии нагрузки.
Магнитопровод реактора —стерж-
невой шихтованный, выполнен из
холоднокатаной стали с зазорами
в стержнях для коррекции индук-
тивности на заводе-изготовителе.
Магнитопровод трансформатора —
броневой шихтованный, выполнен из
холоднокатаной стали.
Первичная и вторичные обмоткн
понижающего трансформатора и об-
мотка реактора — многослойные ци-
линдрические. Поверх первичной
обмотки понижающего трансформа-
тора расположен электростатический
экран. Переключатели реактора и
трансформатора установлены на
крышке бака прямоугольной формы,
снабженного катками.
Ввод 2 электромагнитного уст-
ройства подключается к ЕДН через
высокочастотный заградитель, представляющий собой резонанс-
ный контур, предназначенный для ограничения токов высо-
кой частоты в диапазоне от 30 до 500 кГц. Заградитель состоит из
катушки индуктивности, разрядника, конденсатора и резистора,
432
5400 (НДЕ-500), 685О(НДЕ-75О)
Рис. 7-30. TH типа НДЕ-500<72У1
1 — экран; 2 — конденсатор связи; 3 — конденсатор отбора мощности: 4 —
изолирующая подставка; 5 — привод разъединителя; 6 — разъединитель;
7 — электромагнитное устройство; 8 — заградитель высокочастотный;
9 — разрядник вентильный
Рис. 7-31. Электромагнитное устройство для TH типа НЛЕ
размещенных в фарфоровой покрышке, установленной на двух
опорных изоляторах. Между ЕДН (см. рис. 7-30) и высокочастот-
ным заградителем 8 включен однополюсный разъединитель 6 типа
РНДЗ-1 а-35/1000. Для управления главными и заземляющим но-
жами этого Рд использован ручной привод типа ПРН-220Л1. Для
защиты электромагнитного устройства от атмосферных перена-
пряжений между ним и заградителем установлен вентильный раз-
рядник 9.
ТН с газовой изоляцией типа ЗНОГ-110 и ЗНОГ-220 являются
комплектующими узлами для герметизированных распределитель-
ных устройств, изоляцией в* которых служит элегаз (см. гл. 9).
ГЛАВА ВОСЬМАЯ
ТРАНСФОРМАТОРЫ ПОСТОЯННОГО ТОКА
И НАПРЯЖЕНИЯ
8-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Для измерения тока и напряжения в цепях постоянного тока
высокого напряжения применяются специальные трансформаторы
тока (ТПТ) и напряжения (ТПН), основным измерительным эле-
ментом которых является магнитный усилитель (МУ).
Принцип действия МУ с одним магнитопроводом. Простей-
ший МУ (рис. 8-1) состоит из магнитопровода М, на который наме-
тано две обмотки: — управляющая (первичная) обмотка, под-
ключенная к сети постоянного тока, и w2—управляемая (вторич-
ная) обмотка. По первичной обмотке проходит постоянный ток
управляющего сигнала /у, а по вторичной —• переменный управля-
емый ток /2п (ток нагрузки) от специального источника питания.
Под действием этих токов в магнитопроводе МУ возникают
магнитные поля: постоянное поле с параметрами В= и созда-
ваемое током управляющего сигнала /у, и переменное поле с па-
раметрами В~ и /Д., обусловленное вторичным током /2Н. Послед-
нее поле изменяется с круговой частотой со = 2п/ном источника
напряжения LL.
Вторичная обмотка представляет собой переменную индуктив-
ность L = ра5дйУ2//м, включенную последовательно с нагрузкой
в цепь переменного тока напряжением U~ с круговой частотой
со; здесь ра = — абсолютная магнитная проницаемость
материала магнитопровода; 5Д — площадь действительного по-
перечного сечения магнитопровода; w2 —число витков вторичной
обмотки; /м — средняя длнна силовой линии в магнитопроводе.
При неизменных конструктивных параметрах 5Д, w2 и ZM индук-
тивность L и индуктивное сопротивление вторичной обмотки х2 =
434
Рис. 8-1. Схема
простейшего
МУ
Рис. 8-2. Изменение напряженности магнит-
ного поля в тороидальном магнитопроводе
при наличии постоянной составляющей маг-
нитной индукции и без нее
= uL определяются только магнитной проницаемостью материала
магнитопровода. Последнее же определяется кривой намагничи-
вания материала магнитопровода MON (рис. 8-2).
При отсутствии управляющего тока 1у вторичный ток /2ц
с круговой частотой to, проходящий по нагрузке, будет
/г» = l/Jiz(<oL)3+ «'£•
В этом случае пределы изменения индукции в магнитопроводе
(кривая 1) нахо. ятся в ненасыщенной зоне кривой намагничива-
ния. В этой зоне магнитная проницаемость ра1 =
имеет большое значение и индуктивное сопротивленце вторичной
обмотки x2jl = велико. Для того чтобы изменение
индуктивного сопротивления вторичной обмотки tuL вызывало
соответствующее изменение вторичного тока /2Н, оно должно быть
во много раз больше сопротивления нагрузки /?н, т. е. coL > 7?н.
Тогда /2И
Синусоидальное напряжение и = Um~ sin ы/, приложенное
к зажимам вторичной обмотки, без управляющего тока (/у = 0)
н нагрузки (Л = 0) уравновешивается падением напряжения
Rai2 в активном сопротивлении этой обмотки Ra и э. д. с. е, инду-
цируемой в ней при изменении магнитного потока, т. е.
« — Rai2 — е = Rai2 -р -SKw2 dB/dt.
Если пренебречь активным сопротивлением вторичной обмотки
и сопротивлением нагрузки, то действующее значение напряже-
ния, равное э. д. с. £, будет
V = Е = UmJ-/2 = 4,44/„ом8ЛВ„_. (8-1)
435
Магнитная индукция в магнитопроводе (положим, что /? <£ ®£)
В^ == — cos w//(®Snt02) 4-
где Во — постоянная интегрирования, равная нулю без подмагни-
чивания магнитопровода постоянным магнитным полем, создавае-
мым током /у; при /у > О Во численно равна индукции подмагни-
чивания.
Амплитуда переменной составляющей магнитной индукции
(в Тл) при изменении ее по кривой 1 (рис. 8-2) Вт~ — ит~/((п8пы.г),
а напряженности поля __ — Вт\ Амплитуда тока во
второй обмотке /2н mi = Вт\ -ksfah-
При управляющем токе в первичной обмотке /у в магнито-
проводе возникает постоянное подмагничивающее поле напряжен-
ностью #с= и индукцией Во=. Теперь индукция в магнитопроводе
будет суммой индукции постоянного магнитного поля Во= и ин-
дукции переменного магнитного поля Вт~ cos to/, т. е. BZ =
=Во=~Ь BTO~cos cot В этом случае на рнс. 8-2 индукция в магни-
топроводе будет изменяться по кривой 2, т. е. располагаться
в зоне частичного насыщения магнитопровода. Магнитная прони-
цаемость материала магнитопровода ца2 = &BJ&H2 будет теперь
существенно меньше, чем в ненасыщенной зоне. Следовательно,
индуктивное сопротивление вторичной обмотки заметно умень-
шится, что приведет к уменьшению полного сопротивления вто-
ричной цепи и к увеличению тока нагрузки /2Н. При этом прак-
тически все напряжение источника питания будет приложено к со-
противлению нагрузки Ян- Проецируя значения индукции
и ВС, соответствующие кривым 1 и 2, на основную кривую намаг-
ничивания MON, получим кривые напряженности поля, необхо-
димые для определения индукции при отсутствии (кривая /')
и наличии (кривая 2') постоянного подмагничивания с индукцией
В^.
Напряженность поля Н~ — создается лишь вторичным
током. Поэтому кривые /' н 2' характеризуют изменение не только
напряженности поля Я~, но н вторичного тока в определенном
масштабе (/2н = HJM. Таким образом, при подмагничивании
магиитопровода постоянным током, т. е. при наличии постоянной
составляющей магнитной индукции Во=, увеличивается перемен-
ная составляющая напряженности Н~ (кривая 2'), а следовательно,
и переменный ток во вторичной обмотке.
Без подмагничивающего поля (Во= = О) амплитуда тока /2п
будет тем меньше, чем больше магнитная проницаемость мате-
риала магнитопровода, т. е. чем круче начальный участок кривой
намагничивания MON. Вследствие нелинейности этой кривой ток
во вторичной обмотке при синусоидальном напряжении на ее за-
жимах исказится и не будет синусоидальным. Однако для удоб-
ства расчетов его заменяют синусоидальным током с эквивалент-
ным действующим значением 1а. Амплитуда синусоидальной на-
пряженности поля будет Нтэ = а соответствующее этому
436
Рис. 8-3. Семейство характеристик
намагничивания магнитопровода и
переменным, и постоянным магнит-
ным полем
Рис. 8-4. Зависимость магнитной
проницаемости и тока нагрузки
/2Н от управляющего сигнала //=
(или /у)
эквивалентное индуктивное сопротивление вторичной обмотки
= VJJq. Эквивалентная нндуктивиость вторичной обмотки
на переменном токе будет
u>aS_ в „
1 2 Д С>т8 2 д
-- / 11 --- 1 Г35
где р9 = — эквивалентная динамическая магнитная
проницаемость.
Значение Втэ~, определяемое из формулы (8-1), при несинусо-
идальном напряжении соответствует амплитуде эквивалентной
синусоидальной индукции, которая индуцировала бы во вторич-
ной обмотке э. д. с. с тем же действующим значением, что и неси-
нусоидальное напряжение, приложенное к этой обмотке.
В дальнейшем индекс «э» не будет применяться, однако следует
помнить, что мы имеем дело с эквивалентными значениями
В~, |.i~ и L.
Для расчета МУ необходимо иметь семейства характеристик
намагничивания и переменным, и постоянным магнитным полем
для магнитопроводов из различных материалов и для различных
частот источника питания (рис. 8-3). Семейство этих характеристик
показывает зависимость переменной составляющей магнитной
индукции В~в магнитопроводе МУ от напряженности магнитного
поля, создаваемого переменным током во вторичной обмотке
(ш2), при различной напряженности поля, обусловленного по-
стоянным током в обмотке wy (см. рис. 8-1).
На рис. 8-3 жирной линией выделена характеристика семейства
кривых, соответствующая отсутствию управляющего тока (/у — О,
Н _ — 0). Остальные кривые построены при различной напряжен-
ности постоянного подмагничивающего поля ZZ=j, Я=2, Я=зИ Н=4.
Из этих кривых можно определить магнитную проницаемость ма-
териала магнитопровода для переменной составляющей магнит-
ного потока. Для этого из точки а, соответствующей выбранной на-
чальной индукции BL, проводим прямую, параллельную оси
437
Рис. 8-5. Схема МУ с выходом на переменном
токе
В точках /, 2, «?и 4 пересечения этой
прямой с кривыми намагничивания
при /7=1, /7=2, /7=з и /7=4 определим
значения магнитной проницаемости
для переменной составляющей маг-
нитного потока, а именно ра) = B'jH=\,
Ра? == В^,//7=2, PaS === В «./77=3 И ра4 ==
Из рис. 8-2 и 8-3 следует, что
с увеличением напряженности посто-
янного подмагничивающего поля /7=
возрастает и Н~. Следовательно, прн неизменной индукпин
в магнитопроводе В~ увеличение 77= (или /у) вызывает уменьше-
ние р~.
На рис. 8-4 изображен график зависимости р~ от /7=, полу-
ченный в результате приведенных выше рассуждений. Кривая
р_ — f (HJ) симметрична, т. е. уменьшение магнитной проницае-
мости не зависит от полярности управляющего магнитного поля
(знака управляющего сигнала). Соответствующая этой кривой за-
висимость тока нагрузки /2н от /у (поскольку J7= ~ 7у), т. е. ста-
тическая характеристика МУ, также будет симметричной. Правая
и левая части этой кривой (до насыщения), т. е. зависимости 72н (1у)
и 72н (— /у), используются при расчете ТПТ и ТПН.
Простейшая схема МУ, приведенная иа рис. 8-1, иа практике
не используется, так как переменный ток, проходящий по вто-
ричной обмотке, будет индуцировать э. д. с. в управляющей об-
мотке и тем самым искажать управляющий сигнал.
Магнитные усилители на двух одинаковых магнитепроводах
(рис. 8-5) свободны от этого недостатка. На каждый магнитопровод
намотано по одной вторичной обмотке с одним и тем же числом вит-
ков, т. е. о>2 = Следовательно, магнитные потоки Ф^ и Ф2~
в магнитопроводах Му и М2 будут одинаковы. Вторичные обмотки
таких МУ W2 и шг включаются так, что магнитные потоки Ф)Л, и
Ф2~ противоположны по направлению. В этом случае вторичные
обмотки w'2 и w2 будут индуцировать в управляющей обмотке шу
две равные, но противоположно направленные э. д. с.
Обмотки переменного тока включаются либо последовательно,
как это изображено на рис. 8-5 сплошной линией, либо парал-
лельно (штриховая линия). В схемах МУ на рис. 8-5 по сопротив-
лению нагрузки проходит перемеиный ток частоты источника пи-
тания. Такие МУ называются усилителями с выходом на перемен-
ном токе. Если необходимо, чтобы ток нагрузки был постоянным,
в схему МУ вводится выпрямительный мост. МУ с выпрямитель-
ным мостом называют усилителями с выходом на постоянном токе.
Именно такие МУ и применяются в ТПТ и ТПП.
438
8-2. СХЕМЫ ТРАНСФОРМА ТОРОВ ПОСТОЯННОГО ТОКА
И НАПРЯЖЕНИЯ
Принципиальная схема ТПТ и ТПН, в которых основным из-
мерительным элементом является МУ с выходом на постоянном
токе, изображена на рис. 8-6. В этих трансформаторах управляю-
щая обмотка является их первичной обмоткой н подключается
к сети постоянного тока высокого напряжения. Зажимы выпрями-
тельного моста служат зажимами вторичной обмотки трансфор-
матора.
В ТПТ первичная обмотка шу.т включена в цепь последова-
тельно — в рассечку проводника постоянного тока (штриховая
лнння).
В ТПН первичная обмотка я’у.н включена в цепь постоянного
тока параллельно через добавочный резистор который огра-
ничивает ток в этой обмотке.
Если в ТПТ и ТПН выполнить условие равенства м. д. с.,
развиваемых управляющими обмотками, т. е. Рт — Ен = /у.т \
X т = ^у-н^у.к (гДе индексы «т» и «н» означают, что пара-
метры относятся соответственно к ТПТ н ТПН), то в обоих
аппаратах в принципе можно использовать одно и то же измери-
тельное устройство.
Изоляцтя управляющей обмоткн ТПТ от земли (и, следо-
вательно, от вторичных обмоток переменного тока и иъ) и изо-
ляция добавочного резистора 7?доб в ТПН являются наиболее
сложными в конструктивном отношении элементами этих аппара-
тов. Вспомогательными элементами измерительной схемы являются
источник питания переменного тока U~ (промышленной нли по-
вышенной частоты) и выпрямители.
Магнитопроводы МУ изготавливаются из железоникелевых
сплавов с высокой магнитной проницаемостью, имеющих магнит-
ную характеристику, близкую к идеально прямоугольной
Рис. 8-6. Принципиальные схемы Рис. 8-7. Кривая намаг-
ТПН и ТНТ ничивания идеального
магнитопровода
439

пФ
Рис. 8-8. Кривые магнитных потоков в магии-
топроводах МУ
1 — в М/; 2 — в М2
(рис. 8-7). В таком магнитопроводе
при м. д. с. F = 0 магнитный поток
теоретически может иметь любое
значение от +Фнас до —Фнас, а при
любом значении F -/= 0 поток будет
равен потоку насыщения Фнас.
Если в управляющей обмотке &уу. н (или еоу.т) ток /у — 0, то
при прохождении по обмоткам и w2 переменного тока в управ-
ляющей обмотке не возникает э. д. с., поскольку потоки Ф^ и
ф2~ в магнитопроводах Ml и М2 направлены встречно. Прн под-
ключении добавочного резистора /?дОб к линии постоянного тока
по обмотке &Уу.и потечет постоянный ток /у, подлежащий измере-
нию. То же будет и в ТПТ при включении в линию его управля-
ющей обмотки wy_T. В обоих магнитопроводах под воздействием
м. д. с. Fn = ly.HwTf. ii (или FT = /у.тВУу.т) возникнет постоян-
ный магнитный поток Фо, равный потоку насыщения Фяас. -Маг-
нитный поток в каждом из магнитопроводов МУ складывается
из двух потоков: постоянного Фо, обусловленного м. д. с. Fn =
= /у.иг^у.п, и переменного Ф~, обусловленного м. д. с. F2 ~
= /2нО>2 (или /2н&%)- Однако максимальный суммарный поток
ф1 (в магнитопроводе Ml) или поток Ф2 ( в магнитопроводе М2)
вследствие насыщения магиитопровода не может превысить зна-
чения Флае в соответствии с прямоугольной формой зависимости
ф = /(/у), показанной на рис. 8-7.
Изменение потока в магнитопроводах может происходить
только тогда, когда м. д. с. /ушу и l2nw2 направлены встречно.
Когда же они направлены согласно, то суммарный поток будет
постоянным и равным потоку насыщения. Поэтому кривые пото-
ков Ф^ н Ф2~, изображенные на рис. 8-8, будут иметь срезанные
вершины. При изменении магнитного потока в магнитопроводе
м. д. с. его обмоток равны и противоположно направлены, т. е.
/укуу + /2Л = 0- Отсюда следует, что токи /у и /2н в его об-
мотках обратно пропорциональны числам витков обмоток, т. е.
/2н = —lyWylw2. Это выражение справедливо также для средних
и действующих значений тока в обмотках переменного тока. Так,
например, ток во вторичных обмотках МУ трансформатора по-
стоянного напряжения
1 =. i ~ и-
2Н #ДОб W2
где t/= — измеряемое напряжение постоянного тока, а /?доб —
сопротивление добавочного резистора.
Так как обмотки w'2 и w2 подключены к источнику переменного
напряжения, то изменение магнитного потока будет происходить
каждый полу пери од то в одном, то в другом магнитопроводе пооче-
440
Рис. 8-9. Кривая тока eq вторичных
обмотках w.$
1 и 1* — до выпрямления: 2 и 2' — после
выпрямления; 3 — после выпрямления
с учетом четных гармоник
редно. Поскольку ток в обмот-
ках W2 и W2 остается перемен-
ным (но несинусоидальным), то
для питания нагрузки j?H (т. е.
приборов) постоянным током ее
следует подключать к трансфор*
матору через выпрямитель.
Теоретически вторичный ток
/2Н, проходящий по вторич-
ным обмоткам, должен иметь
прямоугольную форму. На
рис. 8-9 этот ток показан штри-
ховой линией (линия /). Нотак
как кривая намагничивания не
имеет точной прямоугольной формы, то ток /2Н будет иметь тра-
пецеидальную форму, показанную сплошной линией После
выпрямления реальный ток /2н будет иметь явно выраженные
провалы (линия 2').
Последовательно-встречное соединение вторичных обмоток (см.
рис. 8-6) обусловило высокочастотные паразитные колебания,
возникающие из-за наличия четных гармоник. Трансформируемая
в управляющую обмотку э. д. с. четных гармоник существенно
искажает форму измеряемого сигнала и тока в обмотках перемен-
ного тока и создает ударное возбуждение. Возникающие при этом
колебания в контуре, образованном индуктивностью и емкостью
первичной обмотки ТПН, создают дополнительные искажения
кривой тока (кривая 3 на рис. 8-9).
Провалы в кривой выпрямленного вторичного тока ТПТ в ос-
новном обусловливают погрешность. Существуют различные спо-
собы заполнения провалов в кривой вторичного тока. Применяют
дроссели с воздушным зазором, включаемые последовательно
с нагрузкой /?и. Используют дополнительные трансформаторы
тока, вторичная обмотка которых включается в цепь выпрямлен-
ного тока. На рис. 8-10 изображена сдвоенная схема ТПТ с одной
w общей первичной обмоткой
охватывающей четыре магнито-
провода со своими вторичными
обмотками, имеющими одина-
ковое число витков. Вторичные
обмотки соединены попарно и
Рис. 8-10. Схема сдвоенного ТПТ на
10 кВ
441
образуют две самостоятельные вторичные цепи А и В. После
выпрямления трапецеидальных токов вторичные цепи Ли В соеди-
няются между собой последовательно через общую вторичную
нагрузку. Таким образом, трансформатор состоит из двух оди-
наковых элементов, каждый из которых представляет собой ТПТ.
Питание вторичных цепей обоих элементов трансформатора
осуществляется двумя синусоидальными напряжениями их ~
- Um sin cot и и2 = cos wf, сдвинутыми по фазе иа угол л/2.
Следовательно, трапецеидальные токи и до выпрямления оказы-
ваются сдвинутыми на угол зт/2, н провалы в иих наступают в раз-
ное время. Поэтому в выпрямленном токе провалов нет.
8-3. МАГНИТОПРОВОДЫ МАГНИТНЫХ УСИЛИТЕЛЕЙ
Для получения характеристики намагничивания, близкой
к идеальной, магнитопроводы МУ выполняют из материалов на
основе железоникелевых сплавов, обладающих высокой магнитной
проницаемостью (ГОСТ 10160—75). Магнитопроводы не должны
иметь воздушных зазоров в стыках пластин, так как эти зазоры
будут сглаживать кривую намагничивания, т. е. предпочтительно
применять замкнутые магнитопроводы без зазоров, намотанные
из рулонного или полосового материала.
Однако даже лучшие материалы, применяемые для магнито-
проводов, и совершенная технология их изготовления не могут
обеспечить идеально прямоугольную характеристику и вполне
правильную форму вторичного тока, т е. такую, при которой вто-
ричный ток точно повторял бы (с определенным коэффициентом
трансформации) изменение тока /у в управляющей обмотке не
только в рабочем режиме, но и в переходных режимах. Провалы
в кривых вторичного тока, приведенных на рис. 8-9, и являются
следствием веидеальвостя кривых намагничивания реальных маг-
нитопроводов.
Магннтопроводы МУ, применяемые в ТПТ и ТПН, изготов-
ляются спиральными из полос сплава марки 79НМ толщиной
0,2 мм. Готовые магнитопроводы подвергаются отжигу.
8-4. КОНСТРУКЦИИ ТРАНСФОРМАТОРОВ ПОСТОЯННОГО
ТОКА И НАПРЯЖЕНИЯ
Общий вид трансформатора постоянного тока типа ТПТ 10 на
10 кВ приведен на рис. 8-11. Первичной обмоткой ТПТ10 служит
отрезок трубы 3, концы которого сплющены в плоскость для при-
соединения подводящих шин. ТПТ10 имеет два кольцевых магни-
топровода со вторичными обмотками переменного тока. Первичная
обмотка и магнитопроводы со вторичными обмотками залиты в эпо-
ксидный компаунд, который не только обеспечивает основную
изоляцию обмоток относительно друг друга и земли, ио и образует
корпус /.
442
Рис. 8-11. Трансформатор типа ТПТ 10 на 10 кВ
На боковой стороне трансформатора .размещены выводы вто-
ричных обмоток 4 и экрана 2. К выводу 2 присоединен защитный
экран, этот вывод заземляется. Выводы 4 имеют обозначения Н, К
(начало и конец обмоток) и О (общий средний вывод обмоток).
Для крепления ТПТ иа месте установки в нижней части его
корпуса имеется металлическая подставка 5. Питание вторичных
обмоток ТПТ10 осуществляется таким же образом, как у ТПТН400
(см. ниже).
Общий вид ТПТ наружной установки иа 400 кВ типа ТПТН400
приведен на рнс. 8-12. Первичная обмотка этого трансформатора 4
выполнена из медной трубы и имеет U-образную форму. На трубу
наложена основная кабельно-конденсаторная изоляция, выполнен-
ная из кабельной бумаги с прокладками из алюминиевой фольги
(см. § 3-7).
На каждую сторону первичной U-образной обмотки надето по
два кольцевых магнитопровода 7 со вторичными обмотками; каж-
дая вторичная обмотка выполнена из четырех параллельных сек-
ции.
Первичная обмотка расположена внутри фарфоровой покрышки
5, а нижняя часть обмотки и надетые на нее магиитопроводы 7 со
вторичными обмотками помещены в стальной сварной бак 8. По-
крышка 5 и бак заполнены трансформаторным маслом 6. Вторич-
ные обмотки каждой пары магнитопроводов включены между со-
бой встречно-последовательно.
Корпус ТПТ имеет коробку 9 с семью вторичными фарфоро-
выми выводами: шесть от двух вторичных цепей со средними точ-
ками и один — заземление последней обкладки кабельно-конден-
саторной изоляции. В нижней части бака находится кран 10 для
слива масла.
Выводы 2 первичной обмотки смонтированы в отверстиях, рас-
положенных в верхней части фарфоровой покрышки 5. На крыш-
ке 1, закрывающей фарфоровый изолятор, установлен силикаге-
левый влагопоглотитель 3 для осушения воздуха, который посту-
пает внутрь ТПТ прн изменении окружающей температуры и ре-
жимов его работы.
443

Вторичные обмотки ТПТ питаются переменным напряжением
32 В через трансформатор ПТ380/220/32. Отпайка в первичной
обмотке 220 В этого трансформатора позволяет осуществлять фа-
зовый сдвиг между вторичными токами двух ТПТ 10 или между
вторичными токами в цепях сдвоенного трансформатора, равный
л/2 (рис. 8-13). На вторичной обмотке питающего трансформатора
предусмотрены две дополнительные отпайки 31 и 33 В, которые
можно использовать для компенсации неидентичпости магнитных
характеристик магнитопроводов ТПТ.
Коэффициент трансформации трансформаторов ТПТ 10 и
ТПТН400 осуществляется двумя ступенями. Первая ступень
с коэффициентом трансформации 1000/25 А осуществляется самим
ТПТ. Вторая ступень — промежуточным ТТ с коэффициентом
трансформации 25/1 А, объединенным в единый блок с питающим
трансформатором ПТ. Этот объединенный блок имеет обозначение
ТПП 0,5. Ои состоит из двух трансформаторов, имеющих кольцевые
магнитопроводы с намотанными на них первичными и вторичными
обмотками. Магнитопроводы установлены рядом и залиты в эпок-
сидный компаунд, образуя корпус блока.
Блоки ТПП 0,5 имеют две модификации] для внутренней уста-
новки (ТПП 0,5) и для наружной (ТППН 0,5). Блок для наружной
установки отличается только тем, что имеет крышку, закрываю-
щую вводы трансформаторов, и штуцеры, через которые проходят
соединенные провода к выводам.
Каждая вторичная цепь ТПТ подсоединяется к одному блоку
трансформаторов ТПП 0,5. Схема соединения вторичных цепей
ТПТН400 с питающими блоками приведена на рис. 8-13. Рядом
показана векторная диаграмма, иллюстрирующая получение фа-
зового сдвига между двумя напряжениями, равного л/2. Такой
сдвиг необходим для повышения точности ТПТ. Для уменьшения
влияния питающего н промежуточного ТТ на точность ТПТ
необходимо, чтобы погрешность ТТ не превышала ±0,5 %, чтобы
обмотки ТТ имели минимальное рассеяние и возможно малое
активное сопротивление. Л4агнитопроводы ПТ и промежуточного
ТТ выполняются кольцевыми из стали марок 3411 и 3413.
Трансформаторы ТПТН400 при совместной работе их с блоками
ТППН 0,5 имеют следующие технические данные: поминальный
первичный ток /1K0R1 = 1000 А; номинальный вторичный ток
4ном == 1 А; номинальную нагрузку вторичной цепи при cos <р2 =
= 1 ^ном = 60 В-А; гарантируемую при нагрузке Рном =
== 60 В-А погрешность fHCM с 3 %.
Трансформатор постоянного напряжения на 400 кВ типа
ТПН400 состоит из трех основных элементов: добавочного рези-
стора типа ДС 40/400, магнитной системы и шкафа питания, со-
держащего два питающих трансформатора 380/220/50 В и два вы-
прямительных моста, собранных на кремниевых диодах типа
Д203. Общий вид ТПН типа ТПН400 без шкафа питания показан
на рис. 8-14.
445
Рис. 8-13. Принципиальная схема соединения ТПТН400 и двух блоков ТПП 0,5
Ряс. 8-14. Трансформатор типа НПТ400 (без шкафа питания) на 400 кВ
446
Наиболее сложным элементом ТПН является добавочный рези-
стор /?дол- Он необходим для ограничения тока в управляющей
обмотке МУ. В ТПН400 номинальный ток управляющей обмотки
принят равным /у.н = 10 мА. Отсюда сопротивление /?доб =
= UИу. н = 400 00'6/0,01 = 40 МОм. Сопротивлением обмоТки
wy, составляющим примерно 40 000 Ом (т. е. около 0,1 % сопро-
тивления 1?лоб) можно пренебречь. Добавочный резистор ДС
40/400 (2) состоит из четырех основных секций по 10 МОм каждая
и одной дополнительной 2 МОм, которая используется в качестве
демпфирующего сопротивления. Последнее включается мгжду
концом обмотки Wy и землей. Основная секция ЯЛОб представляет
собой стеклянную трубу диаметром 120 мм и длиной 1000 мм. На
нее намотан в один слой манганиновый микропровод диаметром
0,008 мм со стеклянной изоляцией. Дополнительная секция R^
намотана на стеклянную трубу того же диаметра, но длиной 400 мм.
Обмотка покрыта эмалью, которая приклеивает проволоку к
к стеклу и создает защитный, механически прочный слой. Такое
сопротивление обладает высокой стабильностью во времени и ма-
лой погрешностью.
Основные секции размещены внутри фарфоровых по-
крышек 2, наполненных трансформаторным маслом. Все секций
установлены друг на друга в одну колонку. Демпфирующая сек-
ция установлена в металлическом, заполненном маслом корпусе
3. на котором установлена колонка основных секций 1?доб. Выде-
ляющаяся в каждой секции мощность Р — 0,012-10« 10е = 1000 Вг
отводится через свою фарфоровую покрышку. Специальное уст-
ройство не позволяет потоку горячего масла подниматься вверх,
т. е. переходить в следующую секцию. Маслорасширитель 1,
установленный на колонке, воспринимает колебания уровня
масла при изменении температуры.
Верхний конец демпфирующего сопротивления присоединен
к вводу 4 на 20 кВ. Ко второму такому же вводу присоединен
нижний конец ннжней основной секции Ядоб. Нижний конец демп-
фирующего резистора заземлен. Металлический корпус демпфи-
рующего резистора с колонкой основных секций /?доб установлен
на основании 8, укрепленном на фундаменте.
Магнитная система ТПН размещена в стальном баке 7, который
укреплен на общем основании 8. Она имеет четыре магнитопро-
вода со вторичными обмотками переменного тока. Каждая пара
магнитопроводов охвачена одной общей первичной обмоткой wy.
Первичные обмотки каждой пары магннтопроводов wy включены
последовательно. Вторичные обмотки переменного тока каждой
пары магнитопроводов соединены между собой последовательно и
встречно. Весь блок магннтопроводов с обмотками укреплен на
крышке бака 7, на которой имеются четыре низковольтных вывода
6. К ним присоединены концы вторичных обмоток каждой пары
магнитопроводов (а — х и щ — xL) Бак 7 заполнен трансформа-
торным маслом. Сквозь боковую стенку бака 7 проходят два ввода
447
5 на 20 кВ. Они служат для подсоединения концов первичных об-
моток к добавочному резистору типа ДС 40/400.
Питающие трансформаторы к ТПН400 (типа ТПП 0,5) выпол-
нены с естественным воздушным охлаждением и имеют мощность
0,5 кВт. Они рассчитаны на внутреннюю установку. Требования
к этим трансформаторам не такие жесткие, как к блоку ТПП 0,5,
поскольку ТПН работает только в номинальном режиме.
Трансформатор НПТ400 (заводская марка) имеет следующие
технические данные: первичное номинальное напряжение <Лном =
= 400 кВ; первичный ток, соогветствующий номинальному на-
пряжению, 1Н0М = 0,01 А; вторичный номинальный ток Ан ом —
= 0,5 А; номинальный коэффициент трансформации Лнои =
= 400 кВ/0,5 А; номинальную нагрузку вторичной цепи S2H. ном =
— 35 В • А при cos <ри = 1; гарантируемую при S2a. Ном погрешность
напряжения = ±1,5 %.
Трансформатор постоянного напряжения на 750 кВ отличается
от описанного в основном тем, что в нем добавочный резистор имеет
шесть секций по 12,5 МОм каждая.
Использованная литература 131, 1311.
ПЛАВАЯ ДЕВЯТАЯ
ГЕРМЕТИЧНЫЕ КОМПЛЕКТНЫЕ
РАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНЫЕ УСТРОЙСТВА
С ЭЛЕГАЗОВОЙ ИЗОЛЯЦИЕЙ
9-1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Назначение. Трехполюсные комплектные распределительные
герметичные устройства с полной или частичной изоляцией глав-
ных цепей элегазом (КРУЭ), их функциональные единицы (ячейки)
и элементы предназначены для приема, распределения, измерения
параметров, передачи электроэнергии и коммутации электрических
цепей при нормальных и аварийных режимах в сетях трехфазного
переменного тока.
КРУЭ представляет собой совокупность коммутационных, из-
мерительных и других аппаратов и устройств, заключенных в гер-
метичную металлическую оболочку, заполненную элегазом. Каж-
дый аппарат (устройство), заключенный в герметичную металличе-
скую оболочку цилиндрической или шаровой формы, представляет
собой элемент КРУЭ. Для сочленения между собой отдельных
элементов оболочки каждого из них имеют фланцы или патрубки,
контакты и уплотнения. КРУЭ изготавливается либо как комп-
лекс различных функциональных единиц (ячеек), каждая из ко-
торых выполняет функцию какой-либо электрической схемы
448
распределительного устройства, либо как комплекс всех необхо-
димых элементов в соответствии с заданной схемой.
КРУЭ предназначаются для работы в сетях с эффективно за-
земленной нейтралью при коэффициенте замыкания на землю, не
большем 1,4.
КРУЭ, не имеющие воздушных вводов, предназначаются для
работы на высоте над уровнем моря до 2000 м, а имеющие воздуш-
ные вводы — для работы на высоте над уровнем моря до 1000 м.
Преимущества КРУЭ перед обычными РУ: значительное
уменьшение объемов РУ вследствие того, что ячейки КРУЭ имеют
существенно меньшие размеры, чем ячейки с обычной аппарату-
рой; значительное уменьшение объема строительно-монтажных
работ; полная комплектность поставки РУ с одного предприятия;
удобство и быстрота выполнения работ по расширению илн ре-
конструкции РУ; меньшая взрыве- и пожароопасность; повы-
шенная надежность и безопасность обслуживания РУ; надежное
экранирование электромагнитных полей и отсутствие радио-
помех.
К специфике производства КРУЭ следует отнести изготовле-
ние большинства деталей по высокому классу точности и большое
число газонепроницаемых кожухов и оболочек (литых и сварных),
более высокую общую культуру производства и квалификацию
производственного персонала на предприятиях—изготовителях
КРУЭ по сравнению с производством обычной аппаратуры.
Классификация ячеек КРУЭ производится по номинальному
напряжению; назначению (рнс. 9-1): Л — линейная; TH — транс-
форматора напряжения; С — секционная и Ш — шиносоедини-
тельная; по числу полюсов сборных шнн в одном элементе: одно-
фазная и трехфазная; по числу систем сборных, шин: с одной или
с двумя системами; по расположению выключателя- горизонталь-
ному или вертикальному; все остальные элементы ячейки в пер-
вом случае располагаются над выключателем, или под ним, или
рядом с ним, а во втором — рядом с выключателем; по виду внеш-
них присоединений: с кабельным вводом, с воздушным вводом,
с токопроводом; по взаимному расположению полюсов ячейки
(рис. 9-2): продольному, поперечному или комбинированному;
по взаимной связи между полюсами: в однополюсном или трехпо-
люсном исполнении; по роду установки.
Отечественные КРУЭ изготавливаются только в одном клима-
тическом исполнении и только для одной категории размещения,
а именно УХЛ4, т. е. для установки внутри помещений с искусст-
венно регулируемым климатом (без кондиционирования).
Условия работы. Температура воздуха в помещении, где
устанавливаются КРУЭ, не должна быть ниже 5 °C. В помещении
для ревизии КРУЭ рекомендуется иметь относительную влажность
не более 80 % и температуру, близкую к 20 °C.
Установка КРУЭ производится в помещениях, стены, потолок
и Пол которых окрашены пыленеобразующей краской (составом).
15 п/р В. В. Афанасьева 449
Секционная
Секционная
Рис. 9-1. Схемы типовых ячеек КРУЭ: а — с одной системой сборных шин; б
с двумя системами; в — примеры компоновки КРУЭ на 330 кВ
450
1
Ячейка
2
3
°)
I I В I I C I
‘jhl * I I в I l_£j
!| A I I В ] L c J
000000000
6/ Ячейки
1 2 3 1 2 3 1 2 3
000000000
Рис. 9-2. Компоновки ячеек по взаимному расположению полюсов: а — щю-
дольному; б — поперечному; в — комбинированному
Пыль в помещении недопустима. Запыленность воздуха не более
30 мг/м3. Все отверстия, кабельные каналы и прочие углубления
должны быть закрыты съемными крышками, кроме того, в поме-
щении должны быть предусмотрены приточно-вытяжная вентиля-
ция с фильтрами, предотвращающими попадание в помещение
пыли, а также хорошее освещение. Предельная допустимая кон-
центрация элегаза в воздухе рабочей зоны (ПДК SFe) — не более
5000 мг/м3 нли 0,08 % по объему (ТУ-6-02-1249—83 «Элегаз повы-
шенной чистоты»).
Безопасность персонала при эксплуатации и ремонте КРУЭ
должна соответствовать требованиям ГОСТ 12.2.007.0—75,
12.2.007.3—75 и 12.2.007.4—75. Меры безопасности при работе
с продуктами разложения элегаза, в частности, их регенерация,
установлены в РД-16-066—83 «Электрооборудование высокого
напряжения. Технические требования к производству и методы
контроля для обеспечения качества элегаза».
Неправильное оперирование коммутационными аппаратами
исключается с помощью электрических и механических блокиро-
вок, не допускающих» отключения н включения разъединителя
(разъединителей) при включенном выключателе; включения за-
землителя (заземлителей) при включенном разъединителе и вклю-
чения разъединителя при включенном заземлителе (включенных
заземлителях);
включения и отключения выключателя при снижении плот-
ности (давления) элегаза в резервуаре выключателя за нижний
предел н давлении сжатого воздуха в резервуаре привода (в слу-
чае пневматического или пневмогидравлического привода) вне
нижнего и верхнего пределов;
включения заземлителя сборных шин прн напряжении на ши-
нах.
Металлические конструкции, служащие основанием КРУЭ,
каждый полюс и все корпуса шкафов имеют площадку для при-
15*
451
соединения заземляющего проводника, защищенную от коррозии,
и заземляющий зажим по ГОСТ 21130—75. Оболочки элементов
каждого полюса электрически соединяются между собой с тем,
чтобы при заземлении концевых заземляющих зажимов полюса
обеспечить безопасность обслуживания и фиксированный путь
наведенных в оболочках токов. При этом оболочки изолируются от
металлического основания.
Оболочки должны соответствовать требованиям «Правил уст-
ройства и безопасной эксплуатации сосудов, работающих под
давлением». В оболочках элементов, находящихся под давлением
элегаза, должна быть предусмотрена защита от чрезмерного по-
вышения давления элегаза, либо материал и прочность оболочек
должны быть такими, чтобы не было необходимости в защитных
устройствах. Один из способов защиты — деление полюсов на
отсеки; при существенном повышении давления в одном из отсеков
происходит разрушение дискового изолятора, разделяющего от-
секи, в результате чего увеличивается объем, занимаемый элега-
зом, и давление элегаза в отсеке снижается.
Возникновение внутренней дуги при длительности, не большей
0,5 с, не должно вызывать взрывов отсека нли оболочки в целом,
а при длительности, не большей 0,1 с, — прожига отверстий в обо-
лочке.
Прн случайном понижении давления элегаза в отсеках от нор-
мированного до атмосферного изоляция главных цепей 110 и
220 кВ относительно земли должна выдерживать в течение 15 мин
напряжение, равное фазному наибольшему рабочему напряже-
нию.
Изоляция главных цепей ячеек при нормированной минималь-
ной плотности элегаза должна удовлетворять требованиям
ГОСТ 1516.1—76 и 20690—75, но прн нормированных значениях
испытательного напряжения, приведенных в табл. 3-2.
Механический ресурс каждого из встроенных в ячейки коммута-
ционных аппаратов до капитального ремонта — не менее 2000
циклов «включение •— произвольная пауза — отключение».
Средний срок службы ячеек до среднего ремонта — не менее
10 лет, а до списания — не менее 30 лет.
9-2. УСТРОЙСТВО КРУЭ
Ячейка любого типа состоит нз трех полюсов, трех шкафов и
сборных шин. В шкафах размещена аппаратура цепей сигнализа-
ции, блокировки, дистанционного электрического управления,
контроля давления элегаза и подачи его в ячейку, питания приво-
дов сжатым воздухом.
Ячейки на номинальное напряжение 110—220 кВ имеют трех-
полюсное или пополюсное управление, а ячейки на 330 кВ —•
только пополюсное управление.
452
Таблица 9-1. Масса ячеек основных типов
Тип ячейки Масса, кг, не более Тип ячейки Масса, кг, не более
ячейки элегаза для за- полнения ячейки элегаза для за- полнения
ЯЭ-Н0Л-13У4 8 300 160 ЯЭ-110ТН-23У4 сл 'СП, о 103
ЯЭ-110ТН-13У4 4 000 123 ЯЭ-220Л-11У4 17 000 430
ЯЭ-110Л-21У4 10 000 200 ЯЭ-220С-11У4 27.000 800
ЯЭ-11 ОШ-21У4 9 000 190 ЯЭ-220Л-21У4 20 000 500
ЯЭ-1 ЮС-21 У 4 34 000 625 ЯЭ-220Ш-21У4 20 000 500
ЯЭ-110ТН-21У4 6 500 103 ЯЭ-220С-21У4 35 000 1800
ЯЭ-110Л-23У4 10 000 200 ЯЭ-330Л-11У4 23 000 600
ЯЭ-110Ш-23У4 9 000 190
Приводим основные параметры ячеек серии ЯЭ;
Номинальное напряжение, кВ Номинальный ток сборных шин, А ...... . Номинальный ток отводов, А ПО 1600 1250 220 2000 2000 330 3150 3150
Стойкость, кА
электродинамическая 125 125 160
термическая Длительность тока термической стойкости, с: 50 50 63
для заземлителей . 1 1 1
для остальных элементов Номинальное избыточное давление элегаза при 3 3 2
20 °C, МПа . 0,25 0,25 0,25
Утечка элегаза из ячейки в год, % массы элегаза 2 2 1
Масса ячеек основных типов приведена в табл. 9-1# а сами
ячейки (в настоящее время выпускаемые в климатическом ис-
полнении УХЛ4) изображены на рис. 9-3—9-17.
Рис, 9-3. Ячейка типа ЯЭ-1 ЮЛ-13УХЛ4
453
1160 _ , . L-=____
3000
Рис, 9-4. Ячейка типа ЯЭ-П0ТН-13У4
Рис. 9-5, Полюс ячейки типа ЯЭ-1 ЮЛ-21 У 4
454
77 777 777 777 7/7’ W 777 777/77 777'
Рис. 9-6. Полюс ячейки типа ЯЭ-110Ш-21У4
Условное обозначение элегазовых ячеек» Я — ячейка; Э — эле-
газовая; У — унифицированная; ПО; 220 и 330 — номинальное
напряжение, кВ; Л, TH, Си Ill ~ соответственно ячейки: линей-
ная, трансформаторов напряжения, секционная н шиносоедини-
тельная; цифра 1 или 2, стоящая после черточки, характеризует
систему сборных шин (одна или две); далее цифра 1 или 3 соответ-
ствует однополюсному или трехполюсному исполнению сборных
шин; УХЛ4—климатическое исполнение и категория размещения.
Пример обозначения линейной ячейки на 110 кВ с одной системой
сборных шин в трехполюсном исполнении их: ЯЭ-110Л-13У4.
Полюс ячейки содержит набор элементов, необходимых для
работы распредустройства.
Различные элементы ячеек по конструкции, условиям эксплуа-
тации, монтажа, ремонтов по газовой схеме могут быть объединены
в отсеки, а по условиям транспортировки — в транспортные
блоки. Отсек имеет автономную систему снабжения элегазом и
контроля его давления. Ячейки нли их транспортные блоки транс-
портируются заполненными элегазом либо азотом при небольшом
избыточном давлении.
В полюс ячейки входят; коммутационные аппараты — вы-
ключатели (ВЭ), разъединители (Рд), заземлители (Зм); измери-
тельные аппараты — трансформаторы тока (ТТ) и напряжения
(TH); соединительные элементы — сборные шины, вводы кабель-
ные (вводы «масло—элегаз»), вводы проходные (вводы «воздух—
элегаз»), токопроводы элегазовые и др.
Для примера на рис. 9-13 приведена компоновка КРУЭ на
330 кВ по схеме «квадрат» с линейными ячейками.
КРУЭ снабжаются вспомогательным оборудованием и приспо-
соблениями, обеспечивающими их нормальное обслуживание;
к ним относится аппаратура опорожнения, сушки, сжижения,
регенерации и заполнения элегазом, аппаратура обнаружения
мест утечки элегаза, а также высоковольтные вводы «элегаз—
455
VQng
3600
Рис. 9-7. Полюс ячейки типа ЯЭ-110С-21У4
Рис. 9-8. Ячейка типа ЯЭ-110Л-23У4
воздух» для высоковольтных испытаний с элементами, необходи-
мыми для установки ввода.
Полюсы ячеек (рис. 9-14 и 9-15) состоят из: металлоконструк-
ции /, выключателя 5, привода 2, разъединителей 5, трансфор-
маторов тока 4, заземлителей 6, соединительных элементов 7,
сборных шии и полюсного шкафа 8.
Выключатели элегазовые (ВЭ) расположены горизонтально.
В ячейке на 110 и 330 кВ выключатель расположен в нижней части
каждого полюса, и на нем установлены все остальные элементы
полюса. В ячейке на 220 кВ Вк расположен в верхней части по-
люса, а все остальные элементы полюса расположены под ним.
Рис. 9-9. Ячейка типа ЯЭ410Тн-23У4
458
Рис» 9-10, Ячейка типа ЯЭ-220Л41У4
&
to
Рис. 9-11. Ячейка типа ЯЭ-220Л-21У4
Рис. 9-12. Ячейка типа ЯЭ-330Л-11У4
1 ₽- шкаф; 2 •— соединительный элемент; 3 = разъединитель; 4 — заземлители; 5 ТТ; 6 выключатель; 7 « привод;
8 = металлоконструкция
Рис. 9-15. Полюс ячейки на 220 кВ
462
Рис. 9-16. Выключагель на 110 кВ
В выключателе на ПО кВ (рис. 9-16) вал 1 соединяется с при-
водом. Рычаг, закрепленный на этом валу посредством изоля-
ционной тяги 2, соединяется с подвижным контактом 5. Непо-
движный контакт 6 закреплен на опорном изоляторе 7. Соедине-
ние подвижного и неподвижного контактов с токоведущими ча-
стями других элементов ячейки осуществляется специальными
контактами, закрепленными иа дисковых изоляторах 4. Контакт-
ные части закрыты экраном 3. Фильтр-поглотитель 9 служит для
очистки элегаза от продуктов разложения, образующихся при
гашении дуги, а также для поглощения остаточной влаги. Все
части ВЭ находятся внутри герметичной оболочки 8.
В выключателе на 220 и 330 кВ (рис. 9-17) изоляционная тяга
3 соединяется с одной стороны с пневматическим приводом, а с дру-
гой — с рычажным механизмом, осуществляющим перемещение
подвижного контакта 5. Корпус рычажного механизма установ-
лен на полом опорном изоляторе 2 и закрыт экраном 4. Неподвиж-
ный контакт 7 укреплен на опорном изоляторе 9 и соединяется
с токоведущнми частями другого элемента ячейки посредством
специальных контактов, закрепленных в дисковом изоляторе 8.
Фильтр-поглотитель 10 имеет то же назначение, что и в ВЭ на
110 кВ. Все части ВЭ находятся внутри герметичной оболочки 1,
Выключатели на ПО кВ имеют один разрыв на полюс, а на 220
и 330 кВ — несколько разрывов на полюс. Поэтому в последних
разрывы зашунтироваиы конденсаторами 6 для равномерного
распределения напряжения между разрывами. Масса выключа-
теля на ПО кВ равна 1000 кг, а на 220 кВ — 1600 кг.
Дугогасительное устройство ВЭ на НО и 220 кВ (рис. 9-18)
состоит из подвижной и неподвижной частей. Подвижная часть
состоит нз цилиндра 2, главного подвижного контакта 6, фторо-
пластового сопла 8 и дугогасительного ламельного контакта 7.
Все этн детали закреплены на полом штоке 5, который соединен
посредством вилкн с механизмом выключателя. Неподвижная
часть ДУ состоит из поршня 4, основание которого жестко за-
креплено на проходном изоляторе.
463
Рис. 9-18. Дугогасительное устройство на ПО—220 кВ
Таблица 9-2 Основные ^характеристики выключателей
Параметр Значение
Номинальное напряжение, кВ Номинальный ток, А Номинальный ток отключения, кА Стойкость, кА электродин ами ческая термическая Продолжительность тока термической стой- кости, с Номинальное избыточное давление элегаза при 20 °C, МПа Номинальный ток включения, кА Собственное время отключения с Собственное время включения, с Номинальное напряжение постоянного тока цепей управления, сигнализации, блокиров- ки, в Нормированная бестоковая пауза, с Ток потребления электромагнитов включения (ЭВ) и отключения (ЭО) трех полюсов выключателя, А Номинальное давление сжатого воздуха в при- воде, МПа Расход воздуха в приводе полюса, дм3 на одно включение на одно отключение Расход воздуха на утечки из резервуара при- вода полюса выключателя, дм3/ч Номинальное избыточное давление элегаза при 20 °C, МПа НО 2000 40 125 50 3 0,60 40 0,040 0,080 13,6 140 560 0,6 220 2000 40 125 50 3 0,45 40 0,040 0,080 220 0,3 13,6 2,0 300 450 60 0,45 330 3150 63 160 63 2 0,70 63 0,035 0,060 4,6 500 800 0,6
Неподвижный главный контакт 9 и дугогасительный 10 сопри-
касаются с контактами 6 н 7. Переход тока с поршня 4 иа цилиндр
2 осуществляется скользящими контактами 3,
На рис. 9-18 показано включенное положение элементов ДУ.
При отключении ВЭ подвижная часть ДУ перемещается справа
налево, в результате чего происходит сжатие элегаза справа от
поршня 4 н размыкание главных контактов 6 н 9. Затем, после
размыкания дугогасительиых контактов 7 и 10 образуется дуга,
которая втягивается в сопла н интенсивно обдувается элегазом.
Продукты гореиня выносятся в объем, образующийся слева от
поршня, через отверстия в штоке 5. После того как сопло сойдет
с неподвижного контакта 10, поток элегаза будет вытекать из
объема справа от поршня в объем оболочки ВЭ.
Оперирование ВЭ осуществляется пневматическим приводом
двухстороннего действия. Привод имеет механический указатель
положения н контакты КВЦ. Ручное оперирование ВЭ не преду-
смотрено. Технические характернстнкн ВЭ приведены в табл. 9-2.
465
Рис. 9-19. Разъединитель на НО кВ
Разъединитель (Рд) предназначен для изоляции элементов
полюса от смежных частей, находящихся под напряжением.
Разъединитель (рис. 9-19) состоит из герметичной металлической
оболочки 2, вдоль оси которой расположены неподвижный кон-
такт 6 и подвижный 1. Подвижный контакт находится внутри
экрана 5 и поддерживается дисковыми изоляторами 4, установ-
ленными на фланцах 3 оболочки 2. Подвижный контакт 1 Рд i а
НО кВ посредством изоляционной тягн 7 соединен с рычагом 9,
закрепленным на валу 8. Последний соединяется с электродвига-
466
1
Рис. 9-20. Разъединитель на 220 кВ
тельным приводом. При повороте вала 8 подвижный контакт пере-
мещается в направляющей, совершая включение или отключе-
ние Рд.
Рд на 220—330 кВ (рис. 9-20) отличается от Рд на 110 кВ тем,
что подвижный контакт приводится в движение приводной роли-
ковой цепью 6, которая жестко крепится к контакту 8 через спе-
циальный стержень 7. Стержень 7 расположен в направляющей
контакта 8. Механическая связь приводного изоляционного вала 4
с роликовой цепью 6 осуществляется через ведущую звезду 3,
установленную на основании 5 подвижного контакта 8. Для соеди-
нения подвижного контакта 8 с другими элементами ячейки в ди-
сковых изоляторах 2 находятся розеточные контакты /, в которые
467

входят контактные стержни элементов полюса. Технические ха-
рактеристики приведены на стр. 453.
Трансформаторы тока в ячейках на ПО н 220 кВ устанавли-
ваются с обеих сторон ВЭ (т. е. два ТТ на полюс ячейки), а в ячей-
ках на 330 кВ — только с одной стороны ВЭ (со стороны вводов).
Первичной обмоткой ТТ (рис. 9-21) служит токоведущий стержень
/, концы которого входят в розеточные контакты элементов по-
люса, соединяющихся с элементом ТТ.
В каждом ТТ на 110 и 220 кВ имеется по две вторичные об-
мотки, а в ТТ иа 330 кВ — четыре вторичные обмотки. Каждая
вторичная обмотка 2 намотана на отдельный магнитопровод и
может быть использована как для релейной защиты (в классе
точности ЮР), так и для измерений (в классе точности 0,5 при
вторичной на грузке 30 В-А). Вторичные обмоткн имеют несколько
ответвлений, позволяющих получить вторичный ток 1 А при трех
значениях первичного тока (табл. 9-3). Концы вторичных обмоток
выведены на контактные зажимы 3. В ТТ на 110 и 220 кВ магнито-
проводы со вторичными обмотками расположены внутри герме-
тичной металлической оболочки 5 и закрыты экраном, который
электрически соединен с оболочкой. При заполнении ячейки эле-
газом он заполняет всю полость ТТ. Таким образом, элегаз яв-
ляется изолирующей средой между первичной и вторичной об-
мотками.
В ТТ иа 330 кВ имеется четыре магнитопровода со вторичными
обмотками, расположенными вне герметичной оболочки в специ-
альном кожухе, а следовательно, магнитопроводы находятся в ат-
мосферном воздухе, а не в элегазе. Изоляцией между первичной
Таблица 9-3. Технические характеристики трансформаторов тока
Параметр
Номинальный первич-
ный ток, А
Наибольший рабочий
первичный ток, А
Номинальная предель-
ная кратность тока
каждой вторичной
обмотки
Номинальный
ный ток, А
Номинальная
пая нагрузка
вторичной
ки, В-A
Класс точности вторич-
ных обмоток
ЕТОрич-
вторич-
каждой
обмот-
Значение параметра при Ином» кВ
110 220 330
600 800 1200 600 800 1200 1000 2000 3000
630 800 1250 630 800 1250 1000 2000 3150
15 20 34 15 20 34 21
1 1 1
40 50 40
ЮР ЮР ЮР
468
^ном> кВ Размеры, мм Масса, кг
й °<Р L Н
110 50 170 436 464 250 . 340 520 120
220 50 320 556 580 490 1160 665 350
330 145 425 640 680 420 910 840 630
Рис. 9-21. Трансформаторы тока: на
110—220 кВ (а) и 330 кВ (б)
Тип TH Размеры, мм Масса КР
D °пр D и L Н я, h
ЗНОГ-ПО-79УЗ 580 288 382 405 650 1025 200 55 250
ЗНОГ-1Ю-82УЗ 580 345 400 430 650 880 75 — 250
ЗНОГ-220-79УЗ 730 511 556 580 775 1235 248 80 390
ЗНОГ-220-82УЗ 730 420 475 505 775 1115 ПО — 390
ЗНОГ-330-83УЗ 830 580 640 680 905 1225 150 — 600
обмоткой и оболочкой служит элегаз, заполняющий полость ТТ.
Технические характеристики ТТ приведены в табл. 9-3.
Трансформатор напряжения типа ЗНОГ — заземляемый одно-
фазный, с газовой изоляцией — применяется в комплектном рас-
пределительном устройстве с элегазовой изоляцией н предназна-
чен для питания электроизмерительных приборов, цепей защиты и
сигнализации.
Трансформатор напряжения (рнс. 9-22) состоит из шихто-
ванного магнитопровода 1 стержневого типа (иа который намо-
таны обмотка высокого напряжения 2 — первичная — и две вто-
ричные обмотки — основная н дополнительная), стальной обо-
лочки 5, дискового изолятора 4 и экранов. Полость TH запол-
няется через вентиль 5 элегазом с рабочим давлением 0,4 МПа
при 20 °C. В эксплуатации ЗНОГ герметично присоединяется
к элегазовому распределительному устройству н может устанав-
ливаться вертикально или горизонтально.
Условное обозначение трансформатора напряжения: 3 — за-
земленный, Н — трансформатор напряжения, О — однофазный,
Г —с газовой изоляцией; ПО, 220 и 330 — номинальное напря-
жение; далее после черточки — год окончания разработки и рядом
УЗ илн ТЗ — климатическое исполнение и категория размещения.
470
Рис. 9-23. Заземлитель на НО—330 кВ
Пример обозначения трансформатора напряжения на НО кВ:
ЗНОГ-110-79УЗ. Технические характеристики приведены
в табл. 9-4.
Заземлитель (Зм) предназначен для заземления элементов
ячейки во время монтажных и ремонтных работ и состоит (рис. 9-23)
из заземленного алюминиевого герметичного корпуса 7 (внутри
которого находится подвижный заземляющий стержень 6, соеди-
ненный с рычажным механизмом 3), механического указателя
положения заземлителя 4, токосъемных скользящих контактов 9,
электромагнитного блок-замка 1 и контактов 2, коммутирующих
вспомогательные цепи. Зм имеет только ручное управление, кото-
рое осуществляется съемной рукояткой, надеваемой на вал 5 меха-
низма 5. При повороте рукоятки заземляющий стержень 6 пере-
мещается в направляющих 8 и при включении входит (а при от-
ключении выходит) в розеточный контакт, расположенный в эле-
менте, подлежащем заземлению. Одновременно при повороте
вала 5 механизма 3 происходит переключение контактов КВЦ и це-
пей блокировки. Полость корпуса 7 заполнена элегазом.
Зм на НО и 220 кВ отличаются от таковых иа 330 кВ конструк-
тивным выполнением направляющего узла токосъемных контак-
тов и ходом подвижного стержня 6, который составляет 245 мм
в Зм на 330 кВ, 270 мм в Зм 220 кВ и 138 мм в Зм иа 110 кВ. Тех-
нические характеристики заземлителей приведены на стр. 453.
Токопроводы элегазовые используются для соединения элегазо-
вого оборудования подстанций между собой. Линейная секция
такого токопровода (рис. 9-24) выполнена в виде алюминиевой
оболочки цилиндрической формы 3, в которой с помощью изоля-
ционных элементов 5, 7 установлена токоведущая шина 6. Сек-
471
Таблица 9-4. Технически? характеристики трансформаторов напряжения
Значение параметра для TH типа
Параметр ЗНОГ-110-79 УЗ сО |Д О X (О ЗНОГ-220-79УЗ ЗНОГ-2 20-82 УЗ СО >3 со со г со о к СП
Номинальное напряже- ние, В первичное вторичное: основной обмотки дополнительной обмотки НО 000// 3 КЮ//3 100 220 000// 3 330 000// 3 100//3 100//3 100 100
Номинальная мощность основной обмотки, В-А в классе точности 0,2 0,5 1,0 3,0 400 600 1200 150 400 600 400 600 1200 150 400 600 150 400 600
Номинальная мощность дополнительной обмот- ки в классе точности 3, В-А Предельная мощность, В-А трансформатора на- пряжения дополн ительной обмотки 1200 2500 1600 1200 3200 2000 1200 2500 1600 1200 3200 2000 1200 2500 1600
Испытательное напряже- ние изоляции трансфор- матора, кВ индуцированное ча- 230 395 510
стоты 125—400 Гц (дей- ствующее) полного грозового импульса (максималь- ное) срезанного грозового импульса (максималь- ное) ±550 ±950 ±1175
±550 ±950 ±1175
Примечание. Номинальная мощность дополнительной обмотки
всех TH в классе точности 3 составляет 1200 В-А.
472
Рис. 9-24. Секция элегазового токопровода
Тип секции Размеры, мм Масса, кг
D и Об L dt dz
СТЭЛ-110 415 382 4200 85 66 138
СТЭЛ-220 505 475 4200 92 82 155
СТЭЛ-330 680 640 3000 102 82 220
Примечание. Длина нестандартно!! секции может быть от 600
до 1500 мм.
ция имеет фланцевые соединения, при этом токоведущая система
одной секции соединяется с токоведущей системой другой штеп-
сельным разъемом (контактные части /, 4). На корпусе секции
расположены ниппели 2 с обратными клапанами для вакуумиро-
вания и заполнения секции элегазом.
Условное обозначение линейной секции элегазового токопро-
вода: С — секция; Т—токопровода; Э — элегазового; Л — ли-
нейная; 110, 220, 330 — номинальные напряжения, кВ. Пример
обозначения линейной секции элегазового токопровода на 110 кВ
СТЭЛ-110. Технические характеристики линейных секций таковы
Номинальное напряжение, кВ............... . ПО 220
Номинальный ток, А ............................ 2000 4000
Стойкость, кА
электродинамическая .......................... 127,5 127,5
термическая.................................. 50 50
Продолжительность тока термической стойкости,
с............................................... 3 3
Номинальное избыточное давление элегаза при
20 сС, МПа..................................... 0,25 0,25
Масса элегаза, кг . ............................ 5,12 7,42
330
4000
160
63
2
0,25
11,3
Компенсаторы сильфонные предназначены для герметичного
соединения отдельных элементов ячейки и компенсации темпера-
турных изменений н монтажных допусков по длине и боковым
473
Рис. 9-25. Компенсатор сильфонный
Тип компен- сатора Вариант Условный проход Dy Размеры, мм Число отвер- стий
В D D, Ds D3 D4 а L п П1
К2.100.6.350 К2.100.6.400 К2.100.6.600 I 350 400 600 — 525 580 820 436 495 720 495 550 785 367 417 627 415 465 675 14 14 18 232д-2 252±2 345+5 12 20 36 6 10 18
К2.100.2,5.350 К2.100.2,5.500 II 350 500 465 665 — 436 625 510 710 368 539 415 585 14 18 325+2 315±2 12 20 —
сдвигам. Компенсаторы сильфонные (рис. 9-25) состоят из много-
слойного сильфона /, приваренного к концевым фланцам 3, и из
накидных плавающих фланцев 2, выполненных из немагнитных
материалов. Фланцы 2 надеваются на сильфон до приварки флан-
цев 3.
474
L-30
Рис. 9-26. Ввод газонаполненный (воздух — элегаз)
Тип ввода Размеры, мм Масса, кг
L D о, Пз d h I
ЭБ-90-110/2000У1 1950 320 450 400 250 89 40 314 172
ЭБ-90-220/3150У1 3400 540 640 475 395 562 450
ЭБ-90-220/3150У1 3415 480
ЭБ-90-330/2000У1 ЭБ-90-330/3150У1 4315 4330 710 900 640 550 148 100 780 1300
Условное обозначение компенсаторов: К — компенсатор, 2 —
фланец свободный, 100 — для осевых перемещений; 2,5 и 6 —
условное избыточное давление, атм; 350, 400, 500, 600 — условный
проход, мм. Пример обозначения компенсатора на условное дав-
ление 2,5 МПа и условный проход 350 мм: К2.100.2,5.350. Техни-
ческие характеристики компенсаторов приведены в табл. 9-5.
Вводы газонаполненные (или проходные изоляторы) предназна-
чаются для ввода линии в здание РУ и последующего соединения
с элегазовым токопроводом (рис. 9-26). Вводы могут устанавли-
475
Таблица 9-5. Технические характеристики компенсаторов *
Тип компенсатора Услов- ный проход Оу, мм Давление, МПа Рабочая статическая ком- пенсирующая способность Жест- кость осевая (при Р = 0), Н/мм Масса, кг Номи- нальное напря- жение ячейки, кВ
услов- ное рабочее пробное Осевое переме- щение, мм Сдвиг, мм Изгиб,
К2.100.6.350 350 90 32,2 ПО
К2.100.6.400 400 0,6 0,42 0,63 ±15 ±5 200 42,9 £20
К2.100.6.600 600 ±1 330 102,3 330
К2.100.2,5.350 350 0,25 ±15 200 33,0 по
К2.100.2,5.500 500 0,25 0,27 0Л — ±15 250 56.0 220
Рабочие температуры — от минус 40 но плюс 70 °C.
ваться вертикально, наклонно или
параметры вводов:
Номинальное напряжение. кВ............
Номинальный ток, А ...................
Ток термической стойкости, кА ........
Его продолжительность (длительность к. з.),
с /...................................
Ток электродинамической стойкости, кА
Его продолжительность, с..............
горизонтально. Приводим
НО 220 330
2000 2000; 3150 2000; 3150
50 50 63
3 3 2
125 125 160
0,1 0,1 0,1
Вводы на НО и 220 кВ состоят из токоведущего стержня, про-
ходящего внутри фарфоровых покрышек 2 и 5. Один конец стерж-
ня соединен с наконечником 1 для присоединения подводящих
шин, а другой — с розеточным контактом 6. Фланец 3 служит для
крепления ввода к стене РУ. Фарфоровая покрышка 2 является
внешней частью ввода и находится за пределами здания РУ. Изо-
ляционная покрышка 5 расположена внутри герметичной обо-
лочки 4 и является частью ввода, находящейся в помещении. Про-
странство между фарфоровой покрышкой 2, заземленным фланцем
3 и токоведущим стержнем заполнено элегазом и является внутрен-
ней изоляцией ввода.
Конструкция вводов на 330 кВ отличается от рассмотренной
выше, а именно внутри фарфоровой покрышки расположен стек-
лоэпоксидный цилиндр. Пространство между ним и токоведущим
стержнем является полостью высокого давления и в эксплуатации
соединяется с полостью элегазового токопровода или КРУЭ. Про-
странство между стеклоэпоксидным цилиндром и фарфоровой по-
крышкой является полостью низкого давления и закрыто фланцем.
Рабочее избыточное давление элегаза в полости высокого дав-
ления вводов 110, 220 и 330 кВ при температуре окружающего
воздуха 20 °C составляет: минимальное 0,25 МПа; максимальное
0,32 МПа во вводах НО и 220 кВ и 0,38 МПа во вводах 330 кВ.
В полости низкого давления ввода на 330 кВ минимальное давле-
ние элегаза при тех же условиях составляет 0,05 МПа, а макси-
мальное 0,1 МПа.
Соединение ввода с токопроводом осуществляется розеточным
контактом 6, в который входит стержень токопровода. Крышка 7
при установке ввода снимается. Левый фланец оболочки 4 соеди-
няется с оболочкой токопровода. Вводы имеют изоляцию катего-
рии Б по ГОСТ 9920—75. Климатическое исполнение и категория
размещения вводов — У1 и Т1.
Вводы кабельные типа ВКРЭ (ТУ16-538.338—82) предназна-
чены для непосредственного соединения линий маслонаполненного
кабеля по ГОСТ 16441—78 с ячейками КРУЭ и изготавливаются
в исполнении УЗ, но с нижним значением рабочей температуры
минус 25 °C.
Кабельные вводы ВКРЭ-ПО предназначены для присоедине-
ния кабелей низкого давления в свинцовой (ВКРЭ-110НС) или
алюминиевой (ВКРЭ-ИОНА) оболочке и кабелей высокого
477
l______ г
Рис. 9-27. Ввод кабельный
Тип ввода Размеры, мм
dt dt D L
вкрэ-нонс-п ВКРЭ-ПОНА-П 50 165 280 360 690
ВКРЭ-110НС-1 ВКРЭ-H0HA-I ВКРЭ-110ВТ-1 68 165 328 400 640
ВКРЭ-220ВТ-П1 68 220 440 530 770
ВКРЭ-ЗЗОВТ-IV 68 250 558 640 985
Примечание. Размер £ определяется конструкцией ячейки.
давления в стальном трубопроводе (ВКРЭ-ИОВТ, ВКРЭ-220 и
ВКРЭ-330). Условия прокладки кабелей должны соответствовать
ГОСТ 16441—78.
Кабельные вводы (рис. 9-27) представляют собой специальную
концевую муфту, размещенную в однофазном кожухе (оболочке)
1, заполненном элегазом. Токовый вывод 2 концевой муфты вхо-
дит в розеточный контакт соответствующего элемента ячейки.
Характеристики вводов см. в табл. 9-6.
Номинальное избыточное давление элегаза в кожухе кабель-
ных вводов (всех типов) при температуре 20 °C и плотности эле-
газа 22,1 кг/м3 составляет 0,25 МПа. Утечка элегаза в год из ко-
жуха ввода не должна превышать 1 % массы элегаза.
Кабельные вводы могут устанавливаться в произвольном поло-
жении в зависимости от .компоновки ячейки, но при вакуумиро-
вании во время монтажа концевой муфты кабельного ввода она
должна находиться в вертикальном положении. Срок службы
ввода — 35 лет.
478
Таблица. 9-6. Технические характеристики кабельных вводов
Тип ввода
Параметр
ВКРЭ-ИОНС ВКРЭ-110НА, ВКРЭ-И0ВТ
ВКРЭ-220
ВКРЭ-330
Номинальное напряжение, кВ
Наибольший рабочий ток, А
Стойкость, кА
электродинамическая
термическая
Продолжительность тока термической стой-
кости (время к. з.), с
Площадь поперечного сечения кабеля, мм2
Длительно допустимое избыточное давле-
ние масла в концевой муфте ввода, МПа
Расчетная масса, кг
ПО
200—630 *
125
10—31,5 *
3
150—625 **
0,025—0,3 | 0,025—0,5
99—123 ***
220 330
300-630 450—630
125 15—31,5 * 125 40—55 *
3 2
300—625 ** 400—625 **
1 1-1,6 1,1-1.6
158 243
* В зависимости от сечения кабеля,
** Промежуточные площади поперечного сечения кабеля: 185, 240, 270, 330, 350, 400, 500, 550 мм2 для ВКРЭ-110НС
и ВКРЭ-ПОНА; 185, 240, 270, 300, 400, 500, 550 мм? для ВКРЭ-ПОВТ; 400, 500, 550 мм?'для ВКРЭ-220; 500 и 550 мм2
для ВКРЭ-330.
*** В зависимости от типа ячейки.
Условное обозначение кабельных вводов: В — ввод; К — ка-
бельный; Р — распределительное устройство; Э — элегазовая
изоляция; НО, 220, 330 — класс напряжения; Н или В — кабель
низкого или высокого давления; А, С или Т — кабель в алюминие-
вом, свинцовом или стальном трубопроводе.
Во время эксплуатации влажность элегаза не должна превы-
шать 60 мг/кг для силовых выключателей и 100 мг/кг для осталь-
ных элементов.
ГЛАВА ДЕСЯТАЯ
АППАРАТЫ ДЛЯ ЗАЩИТЫ ОТ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
10-1. ОСНОВНЫЕ СВЕДЕНИЯ О РАЗРЯДНИКАХ
Виды перенапряжений в-Грозовые (ат-
мосферные) перенапряжения возникают при прямом ударе мол-
нии в линию электропередачи либо индуцируются в проводах ли-
нии при близких разрядах молнии на землю или заземленные
объекты. Они имеют сравнительно малую длительность (единицы
и десятки микросекунд, реже сотни микросекунд) и большие мак-
симальные токи (обычно токи молнии не достигают 50 кА, а мак-
симальные зарегистрированные токи молнии превышают 200 кА).
Высокие скорости нарастания грозовых перенапряжений (кру-
тизна фронта волн), возникающих на изоляции электрооборудо-
вания, и их максимальные значения представляют собой непосред-
ственную опасность для изоляции даже при специальных меро-
приятиях по их ограничению (тросовая защита, молниеотводы,
устройство заземлений с малым сопротивлением).
Коммутационные (внутренние) перенапряжения возникают
при коммутациях в электросистеме, как плановых, так и аварий-
ных, в результате резонансных явлений в системе и обусловлены
перераспределением в ней электромагнитной и электростатической
энергии. Коммутационные перенапряжения могут сопровождать
включение и отключение линий, включение и отключение нагру-
женных и ненагруженных трансформаторов, реакторов, замыка-
ния на землю и повторные зажигания дуги при неуспешных от-
ключениях и пр. Максимальные значения и длительности комму-
тационных перенапряжений обусловливаются параметрами сети
в данный момент времени. Этн перенапряжения принято характе-
ризовать кратностью, т. е. отношением максимального
перенапряжения к амплитуде наибольшего рабочего фазного на-
пряжения сети UK, р.ф. В современных сетях (с учетом специаль-
ных мер по ограничению перенапряжений) кратность коммута-
ционных перенапряжений лежит в пределах от 1,5 до 3. Для об-
легчения изоляции АВН принимаются меры к снижению крат-
480
нести коммутационных перенапряжений. Так, в действующих
сетях с напряжением 330 н 500 кВ перенапряжения огра-
ничиваются уровнем 2,7 UH. р.фИ 2,5(/н.р,ф, а в сети 750 кВ —
уровнем 2,1 UH. р. ф. В проектируемых сетях 1150 кВ кратность
перенапряжений принимается не превышающей 1,8. Длительность
коммутационных перенапряжений составляет несколько сотых до-
лей секунды.
Защита изоляции электрооборудования станций и подстанций,
а также линий электропередач от грозовых и коммутационных
перенапряжений осуществляется специальными АВН, которые
называются разрядниками и ограничителями.
Простейшим разрядником является искровой промежуток в воз-
духе, например между двумя иглами, одна из которых присоеди-
нена к проводу линии электропередачи, а другая заземлена. Рас-
стояние между иглами выбирается таким, чтобы электрическая
прочность промежутка оказалась меньше электрической проч-
ности защищаемой изоляции. При подходе волны перенапряже-
ния к искровому промежутку (ИП) он будет пробит, и волна пере-
напряжения уйдет в землю. Однако после ухода волны перена-
пряжения в землю электрическая дуга, возникшая между иглами,
не погаснет, а будет поддерживаться напряжением сети, к которой
подключен этот ИП. Ток, проходящий через ИП, называемый
сопровождающим током, по существу, является током
к. з. Этот ток должен быть прерван возможно быстрее тем или
иным специальным устройством.
При перенапряжениях перекрытие или пробой изоляции не
может произойти мгновенно, так как для ионизации ИП необхо-
димо некоторое время. Это время, т. е. время от подхода волны
перенапряжения к ИП (от начала увеличения импульсного на-
пряжения) до пробоя ИП, называется иредразрядным
временем. Предразрядное время находится в пределах от несколь-
ких микросекунд до нескольких десятков микросекунд. Оно зави-
сит от формы и полярности волны перенапряжения, рода изоляции
и т. д. При положительной полярности волны предразрядное время
несколько меньше, чем при отрицательной.
Зависимость максимального разрядного напряжения от пред-
разрядного времени, определенная при воздействии на ИП им-
пульсов с линейным фронтом, но различного уровня, называется
вольт-секундной характеристикой разряд-
ника. При многократном пробое ИП пробивные напряжения не-
сколько отличаются друг от друга, т. е. имеется разброс пробив-
ного напряжения и, следовательно, вольт-секундная характери-
стика определяется некоторой зоной пробивных напряжений,
характеризуемых верхней и нижней огибающими. Иногда она ха-
рактеризуется средней линией в данной зоне. Вольт-секундная
характеристика ИП должна быть возможно более пологой, чтобы
пробивные напряжения как при малом предразрядном времени
(менее 2 мкс), так в при большом были примерно одинаковы. Этим
16 П/р В. В. Афанасьева 481
Рис. Вентильные разрядники
J_ обеспечивается
V при перенапря:
__ □_ обеспечивается защитное действие разрядника
v V V при перенапряжениях любой длительности. Прак-
ф Л Л тически вольт-секундные характеристики ИП
=Ц И отличаются от идеальных.
2L | | Для обеспечения надежной защиты изоляции
электрооборудования верхняя огибающая вольт-
секундной характеристики разрядника должна быть расположена
ниже нижней огибающей вольт-секундной характеристики защи-
щаемой изоляции с определенным запасом. — . . -
Принцип^ёйствия аппаратов для защиты от перенапряжений.
Разрядники по своему устройству разделяются на трубчатые и
± ± ± тически вольт-секундные
вентильные.
Трубчатый разрядник (ТР) представляет собой фибровую
трубку, внутри которой находятся два электрода, образующие
ИП- По концам трубки закреплены металлические колпачки. Один
из них имеет в центре отверстие. ТР включается между проводом
линии и землей параллельно защищаемой изоляции через допол-
нительный внешний искровой промежуток. Последний предохра-
няет фибру от постоянного воздействия высокого напряжения.
При подходе волны перенапряжения в ТР оба ИП пробиваются,
и внутри разрядника возникает электрическая дуга, поддержи-
ваемая рабочим напряжением сети. Под действием высокой темпе-
ратуры дуги с поверхности фибровой трубки выделяется большое
количество газов, повышающих давление в полости ТР до 10—
15 МПа. В результате возникает интенсивное газовое дутье из-
нутри трубки через ее открытый конец наружу, гасящее дугу со-
провождающего тока. ------
Вентильные разрядники (ВР). Принципиальная схема такого
РВ приведена на рис. Его основными рабочими частями яв-
ляются искровой промежуток (ИП), включенный последовательно
с нелинейным рабочим резистором (НРР), сопротивление которого
изменяется нелинейно при изменении тока. НРР разрядника (преж-
нее -название .рабочее- последовательное сопротивление) нахо-
дится на потенциале земли и отделен от сети искровым промежут-
ком. При прохождении импульса перенапряжения, превышаю-
щего пробивное напряжение искрового промежутка t/np, послед-
ний пробивается. Падение напряжения, возникающее на рабочем
резисторе разрядника, обусловленное импульсным током (с опре-
деленным максимальным значением и длительностью фронта) н
называемое остающимся напряжением L/0CT, ока-
зывается приложенным к защищаемой изоляции. После прохо-
ждения импульса перенапряжения из-за горящей в искровом про-
межутке дуги ток, поддерживаемый напряжением промышленной
частоты (т. е. сопровождающий ток), должен быть прерван для
обеспечения нормальной работы сети. Этими двумя режимами
обусловлен выбор материала и сопротивления НРР. Сопротивле-
482
ние НРР имеет падающую характеристику. При больших токах,
вызываемых перенапряжениями, сопротивление НРР очень мало
и не создает падения напряжения, опасного для защищаемой изо-
ляции. После исчезновения перенапряжения сопровождающий
ток сильно уменьшается из-за многократно возросшего сопро-
тивления НРР и прерывается искровыми промежутками ВР.
ОграничителиперенапряженийГнелинейные (011Н) представ^
ляют собой высоконелинейное сопротивление, подключенное
между сетью и землей. ОПН не имеют ИП, и, следовательно, их
НРР постоянно находится под рабочим напряжением сети и обте-
кается током проводимости.
Основные характеристики. Класс напряжения — номиналь-
ное напряжение сети, в которой устанавливается разрядник. Для
ТР и ОПН (а также всех других АВН) класс напряжения и номи-
нальное напряжение — одно и то же. В вентильных разрядниках
класс напряжения является дополнительным параметром, свя-
занным с номинальным напряжением разрядника.
Номинальное напряжение (напряжение гашения) ВР — наи-
большее допустимое действующее значение напряжения промыш-
ленной частоты, при котором в рабочем режиме гарантируется
надежная работа ВР.
Импульсное пробивное напряжение разрядника — наибольшее
импульсное напряжение на разряднике, при котором происходит
пробой его ИП.
Пробивное напряжение разрядника при частоте 50 Гц — ам-
плитуда напряжения частоты 50 Гц, плавно нарастающего до
пробоя ИП, деленная на
Остающееся напряжение — наибольшее напряжение при им-
пульсном токе с данным максимальным значением и длительностью
фронта. Остающееся напряжение изменяется при изменении тем-
пературы окружающей среды, а именно уменьшается при повыше-
нии температуры и увеличивается прн понижении. Это обуслов-
лено зависимостью удельного сопротивления НРР от температуры.
Напряжение переключения ВР комбинированного типа в ре-
жиме работы при атмосферных перенапряжениях — это напря-
жение на ВР, при котором происходит пробой части искровых
промежутков и шунтирование ими части НРР.
Номинальный разрядный ток — максимальное значение гро-
зового тока, имеющего форму волны 8/20 мкс.
Расчетный сопровождающий ток — максимальное значение
тока, который согласно расчету проходит через ВР после пробоя
его ИП при приложении к нему полупериода напряжения ча-
стоты 50 Гц, равного номинальному напряжению ВР.
Коэффициент импульса кИ (разрядника, искрового проме-
жутка) — отношение пробивного напряжения этого устройства
при импульсном воздействии напряжения определенной длитель-
ности Ццьимя к амплитуде пробивного напряжения этого уст-
16*
483
ройства при воздействии напряжения частоты 50 Гц С7прБ0, т. е.
Дпр. имп^Мтр 60’
Понятие kn относится к воздействию напряжения определен-
ной длительности. Его можно отнести также к некоторому диапа-
зону времени, если UDp в этих пределах практически постоянно.
Для единичного ИП Ли зависит от конструкции и при малом
предразрядном времени (0,2—1 мкс) значительно превышает еди-
ницу для всех конструкций (до 1,3 и выше), а при большом (2—
20 мкс) остается почти постоянным, несколько превышая единицу
(1,05-1,1).
Вольт-амперная характеристика — зависимость падения на-
пряжения на НРР при различном токе в нем. В ВР с токоограни-
чивающими ИП вольт-амперная характеристика определяется
суммой падений напряжения на НРР н ИГ1.
Защитный коэффициент (защитное отношение) — отношение
остающегося напряжения при импульсном токе с данным макси-
мальным значением и длительностью фронта к номинальному на-
пряжению ВР или к наибольшему рабочему напряжению ОПН,
умноженному на >^2. В вентильных разрядниках Лзащ = 1,6-j-
4-2,8. Чем меньше /Сзащ и больше ток, при котором оно определено,
тем лучшим защитным действием обладает разрядник. Защитное
отношение изменяется при изменении температуры окружающей
среды, а именно при повышении температуры уменьшается на
4—6 %, а при понижении — повышается.
Защитный уровень разрядника характеризуется перенапря-
жением, которое срезается разрядником. Его принято выражать
в относительных единицах, т. е. характеризовать кратностью
перенапряжений. Чем меньше защитный уровень энергосистемы,
тем легче изоляция и габариты АВН и линии.
10-2. ТРУБЧАТЫЕ РАЗРЯДНИКИ
Трубчатые разрядники (ГОСТ 11475—80) предназначены для
защиты изоляции линии электропередачи от атмосферных пере-
напряжений и в совокупности с другими защитными средствами —
для защиты изоляции электрооборудования станций и подстанций
переменного тока.
Основной частью ТР является трубка из материала, с поверх-
ности которого под действием высокой температуры дуги выде-
ляются газы. В зависимости от материала трубки выпускаются
две серии трубчатых разрядников (рис. 10-2): винипластовые
(РТВ) и фибробакелитовые (РТФ). На концах трубки 4 (из вини-
пласта или фибробакелита) укреплены открытый 2 и закрытый 5
металлические наконечники. Одним электродом внутреннего
искрового промежутка /в является стальной стержень 10, ввер-
нутый в наконечник 7. Другим электродом внутреннего ИП слу-
жит кольцевой электрод 11, представляющий собой стальную
шайбу с отверстием в виде звездочки, прижатую к торцу трубки
484
Рис. 10-2. Трубчатые разрядники
специальным кольцевым выступом 3 в наконечнике 2. Наружный
искровой промежуток /и образован стальными стержневыми элек-
тродами 8 и 9. В открытом наконечнике находится ленточный ре-
гистратор срабатывания одноразового действия /, свободный ко-
нец которого согнут и находится внутри открытого наконечника.
В разрядниках РТФ-110 к открытому наконечнику присоединен
раструб. К открытому наконечнику 2 приварен зажим 12 для за-
земления. К этому зажиму можно присоединять внешний элек-
трод 9, а электрод 7 заземлять. Крепление ТР осуществляется
485
Таблица 10-1. Технические данные разрядников РТВ
Тип разрядника Номинальное напряжение, кВ Отключаемый ток, кА Длина искрового промежутка, мм Внутренний диаметр труб- кв d, мм Размеры, мм Масса, кг
внутрен- него /в наруж- ного iH L г,
РТВ — - 6~10 0,5—2.5 Ртв- 6“10 6 10 0.5—2,5 60 10 15 6 258 430 604 2,35
6 10 2—10 10 15 10 2,32
1 2-10 ртв —
20 35 100 140 40 100 348 468 520 640 694 814 2,55 2,85
1 2—10 РТВ — 35
2—10
Таблица 10-2. Технические данные разрядников РТФ
Тип разряд- ника Номинальное на- пряжение, кВ Отключаемый ток, кА Длина искрового промежутка, мм Внутренний диа- метр трубки d, мм Размеры, мм Масса, кг
внутрен- него /в наруж- ного /н Н D L г. Lz Га
РТФ-3 3 0,3—5 75 10 8 66 35 138 384 1,38
РТФ-6 6 0,5—10 150 20 233 505 1,6
РТФ-10 10 0,2—1 0,5—5 225 150 25 10 73 45 — 25 1,6 1,6
РТФ-35 35 0,5—2,5 1—5 250 200 130 428 801 2,34 2,36
2—10 220 16 90 60 398 476 3,79
РТФ-110 ПО 0,5—2,5 1—5 450 12 20 368 76 1293 1743 30 11,43 11,20
двумя хомутами 6, которые могут надеваться на открытый или
закрытый наконечник.
При подходе волны перенапряжения к ТР пробиваются вну-
тренний и наружный ИП. Под действием дуги, горящей между
электродами 10 и 11, стенка трубки 4 выделяет большое количество
газа. Давление внутри трубки повышается, и возникает газовое
486
дутье вдоль дуги, способствующее ее гашению. Длительность го-
рения дуги не превышает одиого-двух полупериодов при токах
верхнего предела и трех-четырех полупериодов при токах ниж-
него предела.
В ТР ток промышленной частоты, проходящий через разряд-
ник, ограничивается только сопротивлением линии и заземления.
Поэтому ТР характеризуется током отключения, причем устанав-
ливаются его верхний и нижний пределы. Нижний предел характе-
ризует наименьший ток, при котором происходит надежное гаше-
ние дуги. Верхний предел тока определяется механической проч-
ностью трубки.
Работа ТР сопровождается звуковым и световым эффектами,
обусловленными выбросом раскаленных газов из трубки. Техни-
ческие данные ТР приведены в табл. 10-1 в 10-2.
10-3. ОСНОВНЫЕ УЗЛЫ ВЕНТИЛЬНЫХ РАЗРЯДНИКОВ
И ОГРАНИЧИТЕЛЕЙ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ
Искровые промежутки служат для отделения нелинейного
рабочего резистора от элементов электрической установки, нахо-
дящихся под постоянным воздействием рабочего напряжения сети,
для подключения НРР только в момент перенапряжений на ИП
и для последующего гашения дуги сопровождающего тока. ИП
должны:
1. Мало изменять свое пробивное напряжение в широком диапа-
зоне предразрядного времени (от микросекунд до 20 мс), т. е.
иметь по возможности горизонтальную вольт-секундную характе-
ристику, и иметь минимальный разброс пробивных напряжений.
Пробивное напряжение ИП вовсе не должно изменяться или из-
меняться в нормируемых пределах после многократного прохож-
дения импульсных н сопровождающих токов, при колебаниях
температуры окружающей среды, а также при воздействии тряски
и ударов, которым разрядники подвергаются в эксплуатации и
при транспортировке.
2. Надежно гасить дугу сопровождающего тока, как правило,
при первом переходе его через нуль.
Однократный (единичный) ИП представляет собой воздушный
промежуток между двумя электродами, выполненными из ме-
талла с хорошей теплопроводностью и с относительно невысокой
температурой кипения.
В отечественных разрядниках применяются ИП следующих
типов.
Искровой промежуток типа РВС (рис. 10-3, а) состоит из двух
круглых латунных фигурных электродов 1 и кольцевой про-
кладки междудшми 2 (из слюды, миканита или картона марки ЭВ).
Зона пробоя ИЫ-щаходится в центральной части электродов. В этой
зоне расстояние между электродами минимальное, около 1 мм,
а поле между ними плоскопараллельное и практически однород-
487
Рис. 10-3. Искровые промежутки ВР
ное. Зона пробоя удалена от изоляционной прокладки, а напря-
жение перекрытия между электродами- по поверхности изоляцион-
ной прокладки превышает пробивное напряжение промежутка
ие менее чем на 40—50 %. Такой ИП способен гасить дугу сопро-
вождающего тока 80—90 А (электроды диаметром 55 мм, толщина
0,8 мм, прокладка — слюда илн миканит) или 50—60 А (электроды
диаметром 42 мм, прокладка — картой марки ЭВ). Дуга в ИП
этого типа неподвижная, короткая, горящая между холодными
электродами. Поэтому через несколько микросекунд после пога-
сания дуги электрическая прочность промежутка увеличивается
до нескольких вольт, а затем повышается уже более медленно н
через 5 мс достигает 55—60 % первоначальной.
Среднее пробивное напряжение единичного ИП типа РВС со-
ставляет 2,8—3,2 кВ при напряжении 50 Гц (действующее значе-
ние).
1!скровой промежуток с вращающейся дугой типа ИПВД
(рис. 10-3, б) состоит из двух медных электродов, один из которых
имеет форму плоского кольца / (наружный электрод), а другой —
плоского диска 2 (внутренний электрод). Последний размещен с не-
большим эксцентриситетом внутри плоского кольцевого электрода.
Таким образом, между обоими электродами образуется перемен-
ный кольцевой зазор. Наименьший зазор 0,8 мм. Эксцентриситет
между электродами обеспечивает пробой ИП в зоне наименьшего
зазора.
С обеих сторон электродов расположены тонкие дисковые
изоляционные прокладки 4, находящиеся на небольшом расстоя-
нии от электродов (1,5—2 мм). На этих прокладках установлены
кольцевые постоянные магниты 3. Магнитные силовые линии
поля, создаваемого этими магнитами, перпендикулярны как по-
верхности электродов / и 2, так и стволу дуги, возникающей при
пробое кольцевого зазора между этими электродами, в зоне его
наименьшей ширины. Взаимодействие магнитного поля, созда-
488
ваемого током дуги, с магнитным полем постоянных магнитов
приводит дугу во вращение (в направлении, определяемом по
правилу левой руки). Полированная поверхность медных элек-
тродов и удаленность изоляционных прокладок 4 от электродов
способствует беспрепятственному вращению возникшей дуги в маг-
нитном поле, облегчая ее гашение при первом переходе тока через
нуль. Успешное гашение дуги достигается: движением опорных
точек дуги по холодным электродам; отсутствием торможения дуги,
находящейся в своеобразном «чехле» из раскаленных газов, изо-
ляционными прокладками; интенсивным охлаждением ствола
дуги при быстром движении его в воздухе. Скорость вращения
дуги зависит от тока в дуге, напряженности магнитного поля в за-
зоре, состояния поверхности и от материала электродов, а также
от зазора. При импульсных токах вследствие их кратковремен-
ности дуга практически остается неподвижной. В продолжение со-
провождающего тока дуга совершает 17—20 оборотов вокруг
внутреннего электрода. Процессы, происходящие при гашении
короткой дуги в магнитном поле, описаны в гл. 2.
ИП подобной конструкции (толщина медных электродов 3 мм;
диаметры электродов: дискового 42 мм, кольцевого 43,8 мм) с дуго-
стойкими прокладками из электрокартона марки ЭВ гасит дугу
сопровождающего тока 500—1000 А (этот промежуток условно
назван РВМГ). ИП тех же размеров, но с прокладкой из дугостой-
кого материала на основе кремнийорганического лака КМК-218
успешно гасит дугу сопровождающего тока 1500 А.
Подобные ИП с диаметрами электродов 64,5 и 67,5 мм и тол-
щиной 4 мм с дугостойкими прокладками на основе кремнийорга-
нического лака КМК-218 успешно гасят токи 2500 А и более.
Устойчивое движение дуги в таких промежутках происходит
прн магнитной индукции, не меньшей 0,04 Тл, а восстанавлива-
ющаяся прочность ИП через 5 мс после погасания дуги достигает
75—80 % первоначальной прочности. Пробивное напряжение
этих ИП примерно такое же, как у ИП типа РВС. При пробивном
напряжении, меньшем 2 кВ, дуга не вращается.
Искровой промежуток типа РВРД (рис. 10-3, в) состоит из
круглой керамической камеры 2, двух медных электродов 1
толщиной 3 мм и двух постоянных кольцевых магнитов 3. Камера,
выполненная из пористой дугостойкой керамики, имеет внутри
пространство для размещения электродов, постепенно переходя-
щее в узкую щель. Ширина щели в зависимости от сопровожда-
ющего тока лежит в пределах от 0,7 до 4 мм. Постоянные магниты
расположены с обеих сторон камеры и создают внутри камеры
магнитное поле, направленное перпендикулярно стволу дуги.
Электроды расположены в одной плоскости, и минимальное
расстояние между ними (пробивной промежуток) составляет
0,8—1,2 мм. Затем длина дуги существенно увеличивается. После
пробоя промежутка опорные точки (основания) дуги под действием
магнитного поля (магнитное дутье) перемещаются по расходя-
489
щимся поверхностям электродов н длина дуги увеличивается.
Когда опорные точки дуги достигают крайнего положения, дуга
продолжает удлиняться, втягиваясь все глубже внутрь камеры,
и заходит в узкую щель. Длина дуги в момент, предшествующий
гашению, достигает 120—150 мм, в то время как первоначальная
длина дуги составляла 0,8—1,2 мм. Градиент напряжения на
дуге в узкой щели (В/см) Е = А^6, где 6 — ширина щели, см;
А — постоянная, зависящая от материала камеры. Для приме-
няемых материалов А = 20 В/см. Падение напряжения на дуге
при указанных выше длине растянутой дуги и градиенте на ней
достигает 800—1600 В. Значительное увеличение падения напря-
жения на дуге и ее сопротивления вызывает уменьшение тока.
Дуга гаснет в момент, когда напряжение, поддерживающее ее
горение и приложенное извне, становится меньшим, чем суммар-
ное падение напряжения на дуге. Этот момент может наступить
в любое время. Гашение дуги может произойти ранее естественного
перехода тока через нуль. Следовательно, такие промежутки
ограничивают не только ток дуги, но и длительность ее суще-
ствования.
Магнитная индукция, создаваемая постоянными магнитами,
должна быть достаточно большой, чтобы обеспечить надежное
втягивание дуги в узкую щель. Однако при слишком большой
магнитной индукции дуга будет очень быстро растягиваться и
падение напряжения на ней может превысить пробивную проч-
ность промежутка, что приведет к повторному его пробою. По-
этому в конструкции ИП предусмотрены меры, предотвращаю-
щие чрезмерное увеличение длины дуги.
ИП с растягивающейся дугой могут быть однополярными или
двуполярными. В отечественных ВР применяются двуполярные
ИП. В них направление движения дуги зависит от знака тока
в момент пробоя ИП. Поэтому в двуполярных ИП электроды рас-
положены по диаметру камеры н дуга в зависимости от направле-
ния тока втягивается в левую или в правую половину ка-
меры.
Подобные искровые промежутки используются в разрядни-
ках как переменного, так и постоянного тока. Они являются
токоограничивающими, т. е. при прохождении через них сопро-
вождающего тока падение напряжения на дуге составляет 15—
20 % остающегося напряжения на разряднике.
Постоянные магниты, используемые в ИП, изготавливаются
из бариевой металлокерамики BaFeO4 (вместо бария могут быть
и другие металлы: Ni, Со, Мп, Mg, Li) методом прессования и
последующего намагничивания. Марка материала — М2БА (А—
анизотропный). Этот материал сравнительно хрупкий. Его проч-
ность на растяжение 30 МПа, а на сжатие 2000 МПа. Поэтому его
рекомендуется применять с 3, а при вибрации н тряске —
с > Ю.
490
В ИП используются по два кольцевых магнита следующих
размеров: а) с наружным диаметром 56 мм, внутренним 26 мм
и толщиной 6 мм и б) с наружным диаметром 76 мм, внутренним
40 мм и высотой 7,7 мм. Напряженность магнитного поля в воз-
душном зазоре между парой магнитов «а» и «б», соответственно
равном 6 и 8 мм, составляет не менее 4,4-10^ А/м.
Разброс пробивных напряжений ИП подчиняется нормальному
закону н изменяется в пределах ±(0,2—0,5) % своего среднего
значения. Незначительный разброс пробивного напряжения ИП
достигается предварительной ионизацией пробивного промежутка
прн повышении на нем напряжения, которая называется активи-
зацией или подсвечиванием ИП.
В ИП типа РВС в местах соприкосновения изоляционной про-
кладки с электродами создается повышенная напряженность
электрического поля. При увеличении напряжения в этой зоне
возникает местная ионизация воздуха (скользящий разряд).
Электроны и фотоны, образующиеся в этой зоне ИП, способствуют
более быстрой его ионизации. В результате пробой ИП происхо-
дит более стабильно с коэффициентом импульса, близким к еди-
нице.
В ИП с вращающейся дугой (рнс. 10-3, б) активизация (под-
свечивание) рабочей зоны промежутка обеспечивается двумя до-
полнительными электродами (усиками) 5 и 6, приклепанными
к наружному электроду 1 и внутреннему 2 в месте наименьшего
зазора между ними. Электроды 5 и 6 прижимаются к изоляционным
пластинам другого потенциала, расположенным с обеих сторон ос-
новных электродов. В зоне соприкосновения электрическое поле
сильнонеоднородное. При повышении напряжения здесь возни-
кает местная ионизация, предшествующая пробою ИП.
В ИП с растягивающейся дугой подсвечивание создается двумя
дополнительными электродами, соединенными с основными элек-
тродами в зоне наименьшего зазора между ними.
Многократный искровой промежуток ВР, состоящий из не-
скольких единичных искровых промежутков (от 4 до 11 ЕИП),
соединенных последовательно и размещенных в изоляционном
цилиндре (фарфор), называется комплектом ИП. Единичные ИП,
образующие комплект в разрядниках РВС, сжимаются н закреп-
ляются пружинящими крышками, закрывающими цилиндр с обеих
сторон и центрирующими комплект ИП в фарфоровой покрышке
ВР. Эти крышки соединены между собой посредством ШНР,
расположенного снаружи фарфорового цилиндра. Несколько
комплектов ИП, располагающихся последовательно, образуют
блок ИП. В разрядниках РВМГ в фарфоровый стакан, имеющий
четыре отверстия по высоте, закладываются 20 ЕИП (5 комплек-
тов) и 21 магнит. Потенциал каждого четвертого ИП выведен
наружу. Стакан закрывается тарельчатыми крышками, к которым
приклепана цепочка ШНР, располагающихся по спирали на
внешней поверхности фарфорового цилиндра. Цепь ШНР имеет
491
четыре фиксированные точки, в которых происходит соединение
ее с выводами от ИП. Вся эта сборка и есть блок ИП.
В разрядниках РВМК блок ИП состоит из фарфорового ста-
кана с четырьмя комплектами ИП, а в цепь ШНР первого и чет-
вертого комплектов подключен поджигающий промежуток.
Пробивное напряжение многократного ИП (блока или ком-
плекта) определяется распределением напряжения по отдельным
ИП, которое без специальных мер обусловливается системой
собственных емкостей разрядника, образуемой собственной ем-
костью единичного ИП (продольная емкость), емкостями деталей
ВР иа землю и на линейный вывод (т. е. на подводящий провод).
Это приводит к неравномерному распределению напряжения
по ИП и остальным деталям ВР, причем большее напряжение
приходится на верхние ИП. В результате распределение напря-
жения между отдельными ИП в комплекте ИП оказывается крайне
неравномерным. Эта неравномерность тем больше, чем больше
ЕЙП в многократном промежутке, чем больше элементов в раз-
ряднике, чем меньше собственные продольные емкости и чем
больше емкости деталей разрядника на землю. Увеличение емко-
сти ВР иа линейный вывод путем установки экранного кольца,
электрически соединенного с выводом, создает требуемое распре-
деление напряжения по отдельным блокам ИП. Неравномерность
распределения напряжения по ИП вызывает снижение пробивных
напряжений разрядника при промышленной частоте вследствие
имеющих место каскадных пробоев ИП при перенапряжениях.
Для выравнивания распределения напряжения между ИП при
промышленной частоте комплект ИП шунтируют резистором
(ШНР). Он предотвращает каскадный пробой ИП и повышает
пробивное напряжение ВР. В импульсных режимах ШНР прак-
тически не оказывают влияния на распределение напряжения ИП,
которое остается емкостным
Вольт-секундная характеристика разрядников имеет своеоб-
разный вид с провалом при 4—12 мкс до значений Ли = 0,64-0,8.
Затем kn несколько повышается. Для ВР с ИП типа РВС на классы
напряжения до 220 кВ при 20 мкс устанавливается kIU равное
1,0—1,1; для ВР с ИП типа РВМГ (РВМК) в области предразряд-
ного времени 500—2000 мкс, характерного для коммутационных
перенапряжений, наблюдается увеличение Ли до 1,2, обусловлен-
ное влиянием ШНР. Последующее некоторое снижение пробивного
напряжения при промышленной частоте, по-видимому, объясняется
длительностью его воздействия.
Относительная восстанавливающаяся прочность многократ-
ного ИП ниже, чем у единичного ИП. Это снижение несколько
усиливается с ростом числа ИП в комплекте. В комплекте из
четырех единичных ИП оно не превышает 5—6 %. В дальнейшем
при компоновке комплектов ИП в блоки и элементы снижения
восстанавливающейся прочности не происходит. На практике для
повышения восстанавливающейся прочности многократного искро-
492
вого промежутка используются две схемы: схема с поджигающим
искровым промежутком (ИПП) и схема неоднородного шунтиро-
вания (активно-емкостного).
Первая схема использована в ВР с повышенным напряжением
гашения (в обозначение типа разрядника введена буква П).
Пробивное напряжение такого многократного искрового про-
межутка ИП1, ИП2 определяется пробивным напряжением ИПП,
а восстанавливающаяся прочность — пробивным напряжением
промежутков ИП1, ИП2, которые шунтированы ШНР. Это поз-
воляет довести восстанавливающуюся прочность ИП до 93—95 %
пер воначальной.
Во второй схеме одна часть многократного ИП шунтирована
нелинейными резисторами, а другая — линейными. Эта схема
не получила широкого распространения.
Число единичных ИП в разряднике зависит от пробивных
напряжений — частоты 50 Гц Uvp Б0 и импульсного £7пр.имп>
нормированных для всего разрядника, и от минимальных анало-
гичных пробивных напряжений единичного ИП €/еигр
Яеип == (0,95 4-
где Ki — коэффициент, учитывающий снижение пробивного на-
пряжения при сборке единичных ИП в комплекты; для комплекта
из четырех ЕИП /Ci — 0,854-0,9; для комплекта из 6—11 ЕИП
= 0,754-0,8.
Полученное число искровых промежутков следует уточнить
на соответствие номинальному напряжению РВ.
Нелинейные резисторы (HP) изготавливаются из материалов,
сопротивление которых уменьшается при повышении про-
ходящего по ним тока. Зависимость между напряжением U,
приложенным к такому материалу, и током / в нем определяется
уравнением, которое является вольт-амперной характеристикой
этого материала;
и = CIa = С/1-Р, (10-1)
где а — коэффициент нелинейности материала; р = 1 — а —
коэффициент вентильности; С — постоянная, зависящая от ма-
териала и геометрических размеров образца резистора.
Если а- — 1, то напряжение прямо пропорционально току.
Если а = 0, напряжение не зависит от тока. Чем меньше а, тем
больше нелинейность материала. Материалы у которых а 0,1
(в области рабочих режимов), можно называть высоконелиней-
ными. Значение а зависит от температуры материала. При повы-
шении температуры а увеличивается, а прн понижении — умень-
шается.
Для изготовления HP используются материалы на основе
карбида кремния и окиси цинка (оксидно-цинковая керамика).
Материалы на основе карбида кремния. Карбид кремния (или
черный карборунд) SiC используется в виде мелкозернистого
493
порошка (размеры зерен порядка IO-2—103 см). Каждое зерно
карбида кремния покрыто тонким слоем оксида кремния SiO2
(толщина порядка 10-5 см), обладающего р-проводимостью и
обусловливающего нелинейность свойств материала. Удельное
сопротивление карбида кремния около 1 -Ом-см, а оксида крем-
ния лежит в пределах 10е—108 Ом-см. Переходное сопротивление
в месте соприкосиовения отдельных зерен (запорный слой) ока-
зывается различным в зависимости от внешних условий: плотности
тока через контакты, скорости его нарастания и длительности,
примесей в материале, температуры, при которой формировались
зерна. Для связи зерен карборунда при прессовании из него
элементов (дисков) резистора применяются связующие добавки
(стекла, клеящие вещества, керамические материалы). Они
несколько изменяют количественные характеристики нелинейных
материалов и определяют технологический процесс их изготов-
ления (высоко- или низкотемпературный обжиг, характер среды
при обжиге — окислительный либо восстановительный и пр.).
Многочисленные рабочие гипотезы (167] о природе и механиз-
мах явлений, проявляющихся при работе HP, не являются исчер-
пывающими, поскольку ни одна из них не может объяснить всего
комплекса свойств и зависимостей, которым подчиняются нели-
нейные сопротивления. Что касается самих свойств материала HP,
то они хорошо изучены и эмпирически найдены количественные
соотношения между величинами.
На характеристиках материала HP сказывается и вид связу-
ющего, и температура, и газовая среда, в которой происходит его
термообработка. Элементы HP изготавливаются из материалов,
получивших наименование вилита, тервита и тирита (табл. 10-3).
В и л и т — масса, состоящая из зерен карбида кремния
(84 %) и связующего (16 %). Последним является эмульсия мела
в жидком стекле плотностью 1,48 г/см3. Из этой массы прессуются
изделия требуемой формы (обычно диски) и затем подвергаются
обжигу при 380 °C.
Показатель нелинейности вилита а= 0,184-0,22 при токах
в пределах 30—3000 А; уменьшается при увеличении тока за
3000 А.
Т е р в и т — масса, состоящая из зерен карбида кремния
(82 %) и связующего (18 %). Последнее является эмульсией гли-
нозема в жидком стекле. Изделия из тервита подвергаются об-
жигу в среде водорода при 1280—1300 °C. Показатель нелиней-
ности тервита а = 0,354-0,36 при токе 100—500 А н а — 0,22-4-
4-0,26 при токе 1500—5000 А. Тервит обладает повышенной элек-
тропроводностью и высокой удельной пропускной -способностью
по сравнению с внлнтом, Поэтому он применяется для НРР в ком-
мутационных ВР. Тервит влагостоек.
Т ирит — масса, содержащая 74 % мелких фракций порошка
карбида кремния и 26 % связующего (глина -р вода). Изделия
из тирита подвергаются обжигу в среде водорода при 1270 °C.
494
Таблица 10-3. Характеристики нелинейных резисторов на основе карбида кремния при 15—20 °C
Материал В и лит Тервит
Размеры лиска, мм: диаметр высота Защитное отношение: U ю оо ^гаш ^5000/1 ^503 Пропускная способность * (кА) при числе воздействий, пре- вышающем 20, на 'волне 1,8/40 мкс 2000 мкс (прямоугольная) 3000/8000 мкс Увеличение напряжения (%) при токе 10 кА и уменьшении длительности фронта волны от 10 до 3 мкг Емкость (пФ) диска высотой 30 мм при длительности вол- ны тока: 20 000 мкс 18 мкс 7 мкс Постоянная k в формуле (10-2) при длительности волны тока 40 мкс 500 мкс 1500. мкс 8000 мкс * Определяется чоком (максимальное', значение), выдерж 130 60 2,0-2,1 18-20 0,4 0,32 4,5 14 300 600 420 иваемым ] 100 60 2,5-2,6 9—10 0,15 0,12 6 6300 160 60 1,5—2 3—4 10—14 dP при ДЕ 55 60 2,8—3,0 5 0,1 0,08 1ННОМ ЧИС» 70 30 1,75 16 0,5 6,5 6300 680 470 3—4 6—7 те воздей 70 30 1,82—1,87 25 0,8 6,5 20 000 1 370 830 ствий. 70 30 1,65-^68 20 0,8 0,6 6,5 9500 670 510 9-10
По сравнению с ви,питом и тервитом этот материал имеет меньшую
нелинейность. Элементы из тирита с поперечным сечением 7 X
X 14 = 98 мм2 имеют ос — 0,304-0,35 при токе 60—600 мкА,
а у элементов 14 X 14 = 196 мм2 сс = 0,30—0,45 при токе 120—
1200 мкА. Тирит влагостоек. Он используется для изготовления
ПШР.
Основные характеристики нелинейных материалов на основе
карбида кремния.
1. Вольт-амперная характеристика в диапазоне токов от десят-
ков ампер до десятков килоампер хорошо аппроксимируется
кривой, в логарифмическом масштабе представляемой двумя
прямолинейными наклонными участками, для каждого из которых
действительно уравнение (10-1) с некоторой переходной областью
(условной точкой пересечения этих отрезков). Значения сц больше
значений в области больших токов, т. е. £> сс2-
Вольт-амперная характеристика является функцией электри-
ческой проводимости материала и температуры окружающей
среды, причем с увеличением проводимости материала или тем-
пературы окружающего воздуха и а2 растут, а точка перегиба
сдвигается в сторону больших токов. Особенно заметеи рост «х
и при температурах, больших 100 °C. В пределах до 100 °C
о-х и а2 можно считать неизменными. При повышении температуры
остающееся напряжение уменьшается, а при снижении темпера-
туры до минус 55—60 °C (нижняя граница рабочих температур для
исполнения ХЛ1 по ГОСТ 15150—69) остающееся напряжение
повышается примерно на 10 %.
Ток через резистор сопровождается выделением теплоты, кото-
рая увеличивает температуру как отдельных зерен, так и точек
их контактирования. При коротком импульсе нагрев контактов
будет меньше, чем при длинном, т. е. вольт-амперная характери-
стика зависит от длительности импульса. При коротких импуль-
сах эта характеристика расположена выше, чем при длинных.
Разиица между этими характеристиками тем больше, чем больше
сравниваемые токн.
Так, например, остающееся напряжение иа тервнтовых ди-
сках диаметром 70 мм при импульсе с длительностью фронта
8 мкс, полной длительностью 20 мкс и при максимальном токе
600 А на 6 % больше остающегося напряжения на этих же ди-
сках, но при длительности фронта 3000 мкс и полной длитель-
ности 8000 мкс. С увеличением тока до 950 А эта разница дости-
гает 20 %.
Для расчетов вольт-амперных характеристик резисторов при-
нятых в промышленности размеров (характеристики материала:
ах и а2, достигнутый промышленностью средний градиент напря-
жения, удовлетворяющий заданной пропускной способности)
удобно пользоваться выражением
lg(tW2)
496
где UL и ?! — известные, соответствующие друг другу напряже-
ние и ток; £72 — напряжение, соответствующее защитному отно-
шению; /о — искомая характеристика.
2. Пропускная способность. Большие импульсные токи через
резистор могут вызвать его разрушение — пробой. Число импуль-
сов (ударов), которое резистор выдерживает без разрушения, за-
висит от высоты и длительности нагрузочного импульса. Эмпири-
ческая формула связывает число ударов до пробоя иуд с макси-
мальным током I при одной и той же форме воздействующего
тока:
Пуд/* = const, (Ю_2)
где k — постоянная, зависящая от волны и конкретного ма-
териала. С ростом длины волны увеличивается и k (см. табл. 10-3).
Эмпирическую зависимость между высотой нагрузочного им-
пульса / и его длительностью т описывает уравнение
= const, (10-3)
где т — постоянная, зависящая от материала и его удельного
сопротивления.
Это уравнение справедливо для вилита при длительности пол-
ного импульса до 1 мс, а для тервита — при длительности до
10 мс. При токах промышленной частоты большой длительности
(от 1 — 0,01 с до т = 7 с) и при пуд = 20 зависимость между I
и т определяется формулой т ~ A exp (НЬ), где А н b — постоян-
ные.
Суммарную энергию, воздействие которой НРР могут выдер-
жать без разрушения, принято называть пропускной спо-
собностью НРР. Так как пропускная способность НРР резко
зависит от длительности воздействий и их формы, принято ее
характеризовать с указанием формы импульса. Нормированное
число воздействий предельным допустимым током обычно равно
двадцати.
3. Емкость нелинейных резисторов зависит от частоты. С ее
увеличением емкость существенно уменьшается. Например, если
емкость дискового резистора при частоте 50—2000 Гц составляла
5000—10 000 пФ, то при увеличении частоты до 143 кГц емкость
уменьшилась до 200—1000 пФ.
4. Старение HP происходит при многократном воздействии
больших нагрузочных токов различной длительности. Оно про-
является в увеличении остающегося напряжения во всем диапа-
зоне нагрузочных токов, т. е. в смещении вольт-амперной харак-
теристики HP вверх. Чем больше нагрузочные токи, тем больше
увеличение остающегося напряжения. На старение материала
HP влияют также полярность и длительность импульса, вид
материала и влажность окружающей среды.
5. Стабилизация HP осуществляется импульсами тока боль-
шой плотности. После таких воздействий повышается электро-
497
проводность материала, уменьшается остающееся напряжение при
заданном токе, а емкость и пропускная способность HP увели-
чиваются.
Нелинейные рабочие резисторы (НРР) должны многократно
пропускать токи, проходящие через разрядник. Прн каждом
токовом воздействии в НРР происходит выделение большого ко-
личества энергии. Эта энергия зависит от максимального тока и
и его длительности. НРР должны выдерживать совокупность этих
многократных нагрузок без изменения своих характеристик (или
с нормированными малыми изменениями).
В грозовых разрядниках воздействие, т. е. токовая нагрузка,
определяется нормированным максимальным импульсным током,
длительностью этого тока н сопровождающим током. В разряд-
никах, работающих от коммутационных перенапряжений, воздей-
ствие определяется максимальным импульсным током большой
длительности (десятки миллисекунд). Оно зависит от уровня
возможных коммутационных перенапряжений; уровня, которым
они должны быть ограничены; параметров разрядника и сети.
Шунтирующие нелинейные резисторы применяются для вы-
равнивания распределения напряжения между комплектами ИП,
образующими блок ИП. Комплект из двух или трех ШНР охваты-
вает цилиндр, в котором находятся единичные ИП. Концы ШНР
металлизированы алюминием и служат как для электрического
соединения отдельных ШНР, так и для присоединения их к элек-
тродам. Распределение напряжения по ИП тем равномернее, чем
больший ток проходит через ШНР. В нормальном режиме работы
через ШНР проходят очень малые токи. В режиме, предшеству-
ющем срабатыванию ИП, в результате воздействия перенапряже-
ний происходит резкое увеличение тока проводимости ШНР,
что гарантирует более равномерное распределение напряжения
по ИП.
По токовым нагрузкам ШНР работают в следующих ре-
жимах:
1. При фазном напряжении, определяющем тепловой режим
резистора, токи через ШНР составляют единицы миллиампер.
2. При наибольшем допустимом напряжении, определяющем
распределение напряжения в режиме гашения (одна из пред-
посылок успешного гашения), токи через ШНР в 2,5—3 раза
превышают токи в предыдущем режиме и составляют примерно
10 мА.
3. При напряжении, предшествующем пробою искровых про-
межутков разрядника и определяющем пробивное напряжение
при частоте 50 Гц (и других низких частотах), токи возрастают
до 50—80 мА.
Наблюдается зависимость тока от температуры окружающей
среды. С ростом температуры увеличиваются и токи. Температур-
ный коэффициент тока составляет 0,3—0,6 % на 1 °C в зависимости
от электропроводности материала.
498
Для ШНР предельным является градиент 1,4 кВ/см при на-
грузке токами промышленной частоты; это значение можно не-
сколько повысить, увеличивая ток стабилизации. Поскольку
ШНР оказывается в течение всего срока службы под воздействием
тока проводимости, определяемого напряжением сети, то ШНР
должны быть достаточно термостойкими. Кроме того, тепловыде-
ление в ШНР определяет тепловой режим работы других элемен-
тов ВР, а значит, в некоторой степени предопределяет выбор кон-
струкционных материалов, применяемых для изготовления вну-
тренних деталей разрядника.
Материалы на основе оксида цинка. Оксидно-цинковая (метал-
лооксидная) керамика — это нелинейный материал, получаемый
в результате высокотемпературного обжига (до 1300 °Q смеси,
состоящей из оксида цинка (ZnO) и некоторого количества
оксида другого металла: висмута, сурьмы, кобальта, марганца
и т. п. (масса самой весомой из добавок составляет менее 4 %
массы оксида цинка). Коэффициент нелинейности оксидно-цинковой
керамики одного и того же образца а составляет 0,02—0,06 в ин-
тересующих нас режимах и зависит от сочетания добавок к оксиду
цинка и от температуры обжига материала. Зависимость между
напряжением, приложенным к образцу такого материала, и током
в нем определяется формулой (10-1).
Вольт-ампериые характеристики единичного резистора из этой
керамики, используемого для НРР отечественных ОПН, в отно-
сительных единицах, представлены ниже:
на постоянном токе (а — 0,02)
ДА............................. 10"в 10-5 10’« КГ*
и/и10оЛ........................ 0,55 0,63 0,68 0,73
на импульсах тока с длительностью фронта 8 мкс4
7, А.......... 1 I 10 | 40 I 100 I 300 I 00 I 500 | 700 I 1000
1//С/1ОоА 0,85 | 0,91 | 0,95 |. 1 | 1,08 | 1,11 | 1,15 | 1,18 | 1,26
а ... 0,03 ] 0,04 ] 0,06 I 0,1
Из приведенных данных видно, что коэффициент нелинейно-
сти а увеличивается с увеличением тока. Единой теории, объяс-
няющей природу нелинейности оксидно-цинковой керамики, нет.
Особенности поведения этого материала в электрическом поле,
по-видимому, следует- связывать со сложностью его структуры.
Зависимости свойств металлооксндиой керамики от рода воз-
действий хорошо эквивалентируются схемой замещения, состоя-
щей из трех параллельных ветвей: первой, содержащей нелиней-
ное сопротивление с вольт-амперной характеристикой, одинако-
вой при постоянном токе и при импульсах; второй ветви с линей-
ной емкостью 700—1000 пФ, определяющей работу резистора при
переменном напряжении в пределах 0 < (7ир < 0,5 (характер
проводимости емкостный; ток — синусоида, сдвинута по фазе
относительно напряжения на 90°); третьей ветви, определяющей
работу схемы в области 0,5 <С С7пр <Z 0,75 и содержащей последо-
499
вательное нелинейное сопротивление с а « 0,15 и линейную
емкость около 6000 пФ (при больших напряжениях начинает
расти активная составляющая тока, на кривой тока видиы два
максимума: совпадающий с максимумом напряжения и сдвинутый
относительно него на 90°).
Вольт-амперная характеристика НРР из металлооксидной ке-
рамики зависит от темпера1уры окружающей среды; при повы-
шении температуры остающееся напряжение уменьшается, тем-
пературный коэффициент тока (ТКI) и коэффициент нелинейно
сти а увеличиваются. Уменьшение остающегося напряжения
при коротких импульсах несколько меньше, чем при длинных
(например, отношение 170ст1 при т = 1 мкс к 1/ост8 при т = 8 мкс
равно 1,07).
Зависимость числа воздействий (ударов) от максимального
тока I определяется формулой (10-2) при одной и той же форме
импульса; при грозовых воздействиях принимают k — 24-2,2,
а при коммутационных k = 3,2-е-4.
Зависимость между максимальным током / и его длитель-
ностью т определяется формулой (10-3), в которой принимают
т — 0,65.
Пропускная способиость НРР характеризуется числом воз-
действий с определенным максимальным значением и длитель-
ностью, которые НРР выдерживает без разрушения. Обычно
нормируют два режима воздействий, соответствующих: 1) грозо-
вым воздействиям (импульс 8/20 мкс или 16/40 мкс) и 2) комму-
тационным воздействиям (импульс 1200/2500 мкс).
Параметры материала НРР в значительной степени опреде-
ляют срок службы разрядника. Решающее значение имеют гра-
диент напряжения температурный коэффициент тока (ТК /),
температура окружающей среды, условия теплоотдачи, прило-
женное напряжение. В процессе старения возрастает активная
составляющая тока и соответственно активная мощность.
Конструкция НРР. Как указывалось выше, НРР набирается
из того или иного числа единичных дисковых резисторов, соеди-
ненных последовательно или последовательно-параллельно. На-
дежный электрический контакт между единичными резисторами
при их последовательном соединении обеспечивается металлиза-
цией их торцевых поверхностей и контактным нажатием.
При последовательном соединении единичных высоконелиней-
ных резисторов имеет место существенная неравномерность рас-
пределения напряжения между ними, которая обусловливается
не только емкостным распределением напряжения, но и различ-
ной электрической проводимостью отдельных резисторов, (гра-
диентом напряжения при заданном токе), tg б. Градиент напряже-
ния при гарантированной пропускной способности резистора при
импульсе тока 3/8 мкс с максимальным значением 70 А составляет
1,45—1,8 кВ/см. При этом температурный коэффициент сопротив-
ления составляет 0,03 К'1, a tg 6 < 0,09. Увеличение числа после-
500
довательно соединенных резисторов уменьшает неравномерность
распределения напряжения. Выравнивание его по высоте раз-
рядника посредством электростатических экранов облегчает ра-
боту НРР.
При последовательно-параллельном соединении ЕР должно
быть обеспечено возможно более равномерное распределение тока
по параллельным ветвям. Для этого каждая ветвь должна иметь
одинаковое остающееся напряжение при определенном токе и ток
проводимости при определенном напряжении. Кроме того, при
подборе каждая из колонок сравнивается с эталоном (по напря-
жению на колонке при заданном импульсе). К параллельной
работе допускаются колонки, отличающиеся от эталона не более
чем на ±3 %.
Боковая поверхность дисков из вилита до обжига покрывается
изоляционной обмазкой, приготовленной из жидкого стекла, мела
и талька. Диски из тервита покрываются обмазкой после обжига.
Обмазка сушится при температуре около 180 °C. Назначение
обмазки — препятствовать перекрытию по боковой поверхности
дисков. Обмазка невлагостойка.
Диски из оксидно-цинковой керамики помещаются в специаль-
ную термоусаживаемую трубку (трубка полиэтиленовая радиа-
ционно-модифицированная), которая при нагревании (вместе с ди-
сками) до температуры 170—180 °C плотно облегает колонку из
дисков, создавая продольное и поперечное давление. Первое обес-
печивает электрический контакт между отдельными дисками,
а второе создает из разрозненных дисков конструктивное целое,
т. е. колонку.
Пропускная способность НРР определяется площадью попереч-
ного сечения ЕР и градиентом. Ее увеличение достигается увели-
чением диаметра дисков. Но увеличение диаметра диска не всегда
приводит к увеличению его пропускной способности.
Приборы, регистрирующие работу ВР и ОПН, включаются
в цепь заземления этих аппаратов. Иногда они включаются и на
высокой стороне. Применяются два вида приборов: имитатор
и регистратор срабатывания.
Имитатор — прибор, свидетельствующий о снижении про-
пускной способности НРР разрядника (рис. 10-4, а). Имитатор
состоит из ИП с магнитным гашением дуги типа РВМГ или типа
РВМК (если имитатор предназначен для РВМК-5000ПУ1), шун-
тированного ШНР, и из шести тервитовых дисков. В имитаторе
использованы диски той же партии HP, что и НРР данного ВР,
с наиболее высокими градиентами. Диски соединены последова-
тельно-параллельно. С первым диском последовательно соединены
два, а затем три диска, соответственно соединенные между собой
параллельно.
Через ИП и диски проходит полный ток ВР. Одиночный диск
в имитаторе пропускает полный ток разрядника, т. е. подвер-
гается тройной перегрузке по току в сравнении с тремя дисками,
501
Рис. 10-4. Схемы имитатора и регистраторов срабатывания
включенными параллельно, имитирующими НРР разрядника.
Два диска, включенные параллельно, подвергаются полуторной
перегрузке по току. После ряда срабатываний диски теряют свою
пропускную способность. В первую очередь пробивается одиноч-
ный диск. Это означает, что пропускная способность НРР разряд-
ника утрачена на одну треть. Пробой одного из двух параллель-
ных дисков свидетельствует об утрате примерно двух третей
пропускной способности ВР. При последующих срабатываниях
ВР начнут пробиваться диски, включенные параллельно по три,
имитирующие НРР разрядника, что соответствует пробою дисков
в ВР, грозящему его разрушением. Оценка пропускной способности
дисков имитатора производится во время ревизии при отключе-
нии ВР.
Имитаторы используются только в комбинированных разряд-
никах и включаются как в цепь вентильных элементов, так н
в цепь искровых элементов.
Регистратор срабатывания — прибор, показывающий число
срабатываний РВ. Применяются два типа регистраторов срабаты-
вания.
Регистратор типа РВР (рис. 10-4, б). Если при импульсном
токе через сопротивление R (0,5—5 кОм), включенное между
ВР и землей, напряжение на этом сопротивлении окажется больше
пробивного напряжения искрового промежутка ИП1, последний
будет пробит. В дальнейшем импульсный и сопровождающий
токи пойдут уже через плавкую вставку ПВ, вызывая ее расплав-
ление. Счетчик срабатывания имеет восемь плавких вставок.
При расплавлении одной вставки циферблат счетчика под дей-
ствием пружины поворачивается на один шаг и на место пере-
горевшей плавкой вставки подается следующая. Во время пере-
вода плавких вставок изоляция регистратора защищается искро-
вым промежутком ИП2.
В зависимости от тока срабатывания регистраторы типа РР
имеют три исполнения (табл. 10-4).
502
Таблица 10-4. Данные регистраторов срабатывания
Тип регистратора Ток срабатывания, А Применение с разряд- никами серии
максимальный максимальный допустимый
РР-1 10 90 РВС
РР-2 40 300 РВМГ, РВМ
РР-3 80 1500 РВМК *
РВР ** РВС, РВМГ, РВМ
* Для регистрации больших токов устанавливаются два регистратора
параллельно.
* * Срабатывает (без сопровождающего тока или с сопровождающим
током 50—100 А) при импульсах тока: а) с амплитудой 200—1000 А, дли-
тельностью фронта 20 мкс и с полной длительностью импульса 40 мкр;
б) с амплитудой 100—500 А и с полной длительностью импульса 2000 мкс.
Регистратор типа РР (рис. 10-4, в) представляет
собой электромагнитный счетчик, катушка которого шунтиро-
вана HP. Характеристики катушки счетчика и HP подобраны
таким образом, что обеспечивается срабатывание счетчика при
нормированных токах. Прн токе перенапряжения происходит
передвижение счетчика на одно положение. Число срабатываний
счетчика — не менее 100 при максимальном гарантированном
токе. Сам счетный механизм рассчитан на 10 000 срабатываний.
В ОПН в зависимости от тока коммутационных перенапряже-
ний применяются регистраторы РР-2 (при токах до 1000 А);
РР-3 при токах до 1500 А; при токах выше 1500 А применяются
два РР-3, соединенные параллельно.
10-4. ВЕНТИЛЬНЫЕ РАЗРЯДНИКИ
Классификация. В соответствии с ГОСТ 16357—S3 вентильные
разрядники по назначению подразделяются на группы:
Т (тяжелого режима) — для защиты от грозовых и коммута-
ционных перенапряжений (табл. 10-5);
II, III, IV (легкого режима) — в основном для защиты от
грозовых перенапряжений (табл. 10-5 и 10-6);
комбинированные — для защиты от грозовых и коммутацион-
ных перенапряжений с большими энергиями (табл. 10-7).
Природа перенапряжений, которым подвергается изоляция
электрических систем, определяет характер перенапряжений, воз-
действующие токи и нх длительность. Атмосферные перенапряже-
ния, вызывающие токи в десятки килоампер, имеют длительность
единицы — десятки микросекунд. Коммутационные перенапря-
жения при длительности до одного, а в некоторых, наиболее
тяжелых режимах и нескольких полупериодов промышленной
503
Таблица 10-5. Основные электрические характеристики разрядников (ГОСТ 16357—83)
Класс напря- жения, кВ Номи- нальное напря- жение, кВ Разрядники группы 1 (тяжелого режима 10 кА) Разрядники группы II легкого режима 10 кА)
Пробивное напряжение (действую- щее) часто- ты 50 Гц в сухом со- стоянии и под Дождем, кВ Импульсное пробивное напряжение (при пред- разрядном времени от 2 до 20 мкс и полном импульсе 1,2/50 мкс), кВ, не бо- лее Остающееся напряжение кВ, не более, при импульсе тока с длительностью фронта 8 мкс и максимальным значением Пробивное напряжение частоты 50 Гц /дей- ствующее) в сухом состоянии и под дождем, кВ Импульсное пробивное напряжение (при пред- разрядном времени от 2 до 20 мкс и полном импульсе 1,2/50 мкс), кВ, не более Остающееся на- пряжение, кВ, не более, при импуль- се тока с дли- тельностью фронта 8 мкс и макси- мальным значением
3000 А 5000 А 10 000 А 3000 А □ООО А < о ф
не менее не более не менее не более
3 3,8 7,5 9 7 7 8 9 7,5 9 8 9 9,5 и
6 7,5 15 18 14 14 16 18 15 18 15,5 17 18 20
10 12,7 25 30 23,5 23,5 26,5 30,5 25 30 25,5 28 30 33
15 18 31 36 50 38 41 46 35 43 57 47 51 57
; 20 24 42 48 66 50 54 60 47 56 74 62 67 74
35 40,5 73 84 108 80 87 98 75 90 116 97 105 116
60 69 — -— -— м — 129 155 205 171 185 205
ПОН * 75 105 120 170 235 ** —- — — .—. J -
110 102 150 170 230 195 215 240 170 195 260 245 265 295
но *** 126 190 205 280 240 265 300 215 245 335 295 325 355
150 138 210 240 310 265 295 330 230 265 370 340 370 410
220 198 300 340 445 390 430 480 340 390 515 475 515 570
330 288 435 500 630 555 615 700 485 560 740 660 725 800
500 420 630 725 940 805 890 1010 660 760 1070 985 1070 1180
* Разрядник для нейтрали НО кВ,
** При токе 1000 А, 150/500 мкс— не более 170 кВ.
*** Для сетей с коэффициентом замыкания на .землю, большим 1,4, но не выше 1,73.
Примечания.- 1. Минимальное импульсное пробивное напряжение (прн пред разрядном времени от 2 до 20 мкс
и полной волне 1,2/50 мкс) для разрядников с номинальным напряжением 102 (ПО кВ) и выше не менее 0,6 значений,
указанных в таблице.
2. По согласованию потребителя (заказчика) с изготовителем для тех же номинальных напряжений сети могут изготов-
ляться разрядники с номинальным напряжением, на 5—10 % меньшим указанного в таблице. При этом пропорционально
должны быть также снижены пробивное напряжение частоты 50 Гц, импульсное пробивное напряжение и остающееся
напряжение разрядников.______________________________________
Таблица 10-6. Основные электрические характеристики
разрядников легкого режима 5 кА групп 111 и IV
(ГОСТ 16357—83)
Класс напряжения, Номинальное напря- жение, кВ Пробивное на- пряжение ча- стоты 50 Гц (действующее) в суком СОСТОЯ- НИИ и ПОД дождем, кВ Импульсное про- бивное напряже- ние (при пред раз- рядном времени от 2 до 20 мкс и полном импульсе 1,2/50 мкс), кВ, не более Остающееся напряжение, кВ. не более, при импульсе тока с длитель- ностью фроНта 8 мкс м максимальным значением
не менее не более 3000 А 1 5000 А V 000 01
3 6 10 15 20 24 27 35 110 150 220 3,8 7,5 12,7 18 24 29 33 40,5 102 138 198 9 16 26 38 49 58 65 78 200 275 400 Разряд 11 19 30,5 Разря; 48 60,5 70 80 98 250 345 500 щики группы IV 20 32 48 [НИКИ группы III 67 80 94 НО 125 285 375 530 13 25 43 57 75 88 103 122 315 435 630 14 27 45 61 80 94 110 130 335 465 670 ЛлИ- —U 67 86 102 120 143 367 510 734
частоты имеют амплитуду токов на порядок меньше, т. е. единицы
килоампер.
РВ групп II, III, IV (высокое пробивное напряжение) от-
строены от коммутационных перенапряжений, в то время как
РВ группы I характеризуются относительно низким пробивным
напряжением, что гарантирует их работу при коммутационных
перенапряжениях. Селективная работа комбинированных РВ
в существенно отличающихся режимах при грозовых и коммута-
ционных перенапряжениях обеспечивается применением в раз-
рядниках специальной схемы.
Характеристики разрядников. Номинальные напряжения и
разрядные токи ВР принимаются следующими (ГОСТ 16357—83).
Номинальное напряжение разрядника, кВ: 3,8; 7,5; 12,7; 18;
24; 29; 33; 40,5; 69; 75; 102; 126; 138; 198; 288; 420; 600. Номи-
нальный грозовой разрядный ток, кА: 5; 10.
В зависимости от номинального напряжения разрядники
могут использоваться в сетях со следующей системой заземления
нейтрали: 1) до 75 (ИОН)* кВ включительно для сетей с изолиро-
ванной и заземленной нейтралью; 2) 102(110) кВ для сетей с за-
* Н — для защиты нейтрали.
505
Таблица 10-7. Основные электрические характеристики
Класс напряжения. кВ Номиналь- ное напря- жение, кВ Напряжение гашения (дей- ствующее) при работе от коммутацион- ных перена- пряжений. кВ Пробивное напря- жение (действую- щее) частоты Б0 Гц в сухом СОСТОЯНИИ и под дождем. кВ Импульсное про- бивное напряже- ние (при пред- разрядном време- ни от 2 до 20 мкс и полном импульсе 1,2/50 мкс), кВ, не более
не менее не более
330 283 380 435 500 700
500 420 575 660 760 1070
750 600 710 780 950 1500
* При импульсе тока с максимальным значением 7000 А.
Примечание. Минимальное импульсное пробивное напряжение (при
нее 0,6 значений, указанных в таблице.
земленной нейтралью (коэффициент замыкания на землю ие
более 1,4); 3) 126 (НО) кВ для сетей с изолированной нейтралью
(коэффициент замыкания на землю не более 1,73); 4) от 138 (150)
до 600 (750) кВ для сетей с заземленной нейтралью (коэффициент
замыкания на землю не более 1,4).
Разрядники предназначены для эксплуатации на высоте до
2000 метров над уровнем моря в нормальных условиях, при кото-
рых они не подвержены вибрации или ударам, интенсивному за-
грязнению и воздействию низких температур (от—45 до—60 °C).
Однако при необходимости установить разрядники на высоте
от 1000 до 2000 м над уровнем моря, или подвергнуть разрядник
вибрациям и ударам, или провести его эксплуатацию в условиях
низких температур (до —60 °C) либо повышенных загрязнений
характеристики разрядников должны быть согласованы с пред-
при ятием-изготовителем.
Внешняя изоляция разрядников на номинальные напряжения
3,8—420 кВ (классы напряжения 3—500 кВ) выдерживает напря-
жения по ГОСТ 1516.1—76 для аппаратов соответствующих клас-
сов напряжения, а разрядников на 600 кВ (класс напряжения
750 кВ) выдерживает напряжения, указанные в ГОСТ 20690—75
(с учетом- высоты установки). Длина пути утечки по внешней
изоляции разрядников должна не менее чем на 20 % превышать
значения, предусмотренные ГОСТ 9920—75 для электрооборудо-
вания категории А.
Напряжения частоты 50 Гц, выдерживаемые разрядниками,
приведены в табл. 10-8, пропускная способность ВР — в табл. 10-9.
Условные обозначения разрядников: Р — разрядник; В — вен-
тильный; О — облегченный; М — с магнитным гашением дуги;
506
комбинированных разрядников (ГОСТ 16357—83)
Напряжение переключе- ния в ре- жиме работы при атмо- сферных перенапря- жениях. кВ Остающееся напряжение разрядника. кВ
при полупериоде тока частоты 50 Гц с амплитудой при импульсе тока с длитель- ностью фронта 8 мкс и макси- мальным значением
не менее не более 1000 А 1500 А 1800 А 5000 А 10 000 А
720 изо 1370 820 1260 1500 650—700 1020-1070 1280-1350 Не более 720 Не более 1070 Не более 1500 * Не более 840 Не более 1260 Не более 1650
предразрядном времени от 2 до 20 мкс и полном импульсе 1,2/50 мкс) не ме-
Таблица 10'8. Напряжения частоты 50 Гц, выдерживаемые
разрядниками (ГОСТ 16357—83)
Группа разрядников Номинальные на- пряжения, кВ Длительно до- пустимое ра- бочее напря- жение. кВ Допустимое повышение напряжения по отно- шению к длительно допустимому рабочему напряжению при вре- мени воздействия
сеть с изоли- рованной ней- тралью сеть с заземлен- ной ней- тралью 20 мин 20 с 1 с 0,1 с
I, II, III, IV 3,8—69;. 126 — Наибольшее рабочее ли- нейное напря- жение сети Ця. р 1 **
I * 75 0,44С/н. р 1,18 1,35 1,35
III, IV I, п 102—198 102—420 Цц/ГЗ 1,15 1,35 2,2 1,85 2,4 1,85
Комбини- рованные 288—420 600 2,0 1,6 2,0 1,6
* Разрядник для нейтрали трансформатора ПО кВ и разрядники группы I, технические задания на которые утверждены до 1 января 1986 г. * * Без ограничения времени.
507
Табмща^)^.
Пропускная способность разрядников
Номинальное на- пряжение (класс напряжения) раз- рядника, кВ Группа разряд- ников 20 импульсов тока 10/40 мкс с мак- симальным значе- нием, А 20 прямоугольных импульсов тока длительностью 2000 мкс с макси- мальным значе- нием, А
3,8—75 (3—ПОН; I, II 10 000 400
102—198 J10—220) I 800
288—420 (330—500) II 400
18—198 (15—250) III 150
3,8—12,7 | {3-10) IV 5 000 75

С — станционный; Г — для защиты от грозовых перенапряже-
ний; К — комбинированный; РД — с искровыми промежутками
с растягивающейся дугой; А — модификация исполнения; араб-
ские цифры — класс напряжения разрядников; далее римская
и арабская цифры — климатическое исполнение и категория
размещения. Буква М, следующая иногда за классом напряже-
ния, обозначает модификацию исполнения, а буква П указывает,
что разрядник обладает повышенным напряжением гашения.
Конструкции вентильных разрядников. Вентильные разряд-
ники представляют собой (^ггргдкнм исключен и ед) колонковые
конструкции опорного типа (Сй.. Г рис.^5^^*$Р?4). Основные
рабочие узлы разрядника — многократные искровые промежутки
(ИП) и нелинейные рабочие резисторы (НРР) — размешаются
внутри фарфоровой герметизированной покрышки.
В разрядниках типа РВО на сравнительно низкие классы на-
пряжения 3—10 кВ (рис.«$)^), состоящих из одного элемента 2,
блоки ИП (4) и НРР (5) фиксируются в фарфоровой покрышке со
сводом при помощи продольной пружины 3, создающей контактное
иажатие, и мягких изолирующих прокладок 6 (войлок), наклеи-
ваемых на боковую поверхность блока НРР. Провод линии при-
соединяется к контактному выводу (болт /), а заземляющий про-
водник — к болту 8. Разрядник типа РВО, единственный из всех
отечественных, крепится к металлическим опорам при помощи
специального хомута 7.
Характеристики ВР типа РВО соответствуют группе IV
ГОСТ 16357—83 (см. табл. 10-6); длина пути утечки составляет
10, 22 и 30 см соответственно для разрядников на классы напря-
жения 3. 6 и 10 кВ. ВР типа РВО выпускаются в исполнении У1
и Т1.
508
Рис. 10-5. Разрядники серии РВО
Разрядники типа РВО
предназначены для защиты
от атмосферных перенапря-
жений изоляции электро-
оборудования переменного
тока частотой 50 Гц на
классы напряжения 3, 6 и
10 кВ в сетях с любой си-
стемой ^заземления нейтрали.
----^’разрядниках на напря-
жен) гя 15 кВ и более фарфо-
ровая покрышка не имеет
свода, а закрывается с обеих
сторон крышками 2 -с кон-
тактным выводом 1 (рис. fO'-б).
Г При большом числе ПП
и блоков НРР размещение
их в одной фарфоровой по-
крышке невозможно по тех-
нологическим или нерацио-
нально по конструктивным
соображениям. Поэтому раз-
рядники на напряжение
свыше 35 кВ составляются из
нескольких последовательно
соединенных элементов
с идентичными или различ-
• ными характеристиками/
(рйс710-6). Каждый элемент
состоит из фарфоровой по-
крышки, внутри которой
размещается ИП с ШНР и
НРР. Покрышка с обеих сто-
рон герметично закрыта ме-
таллическими крышками.
Для создания желаемого рас-
Тип РВ Н "г Масса
рвс-з 200 55 2,3
РВО -Б 285 60 зд
рво-ю 400 95
пределения напряжения при импульсах ВР на напряжение свыше
110 кВ снабжается экранными кольцами 8.
Нижний из элементов 3 крепится к металлическому основа-
нию 4, имеющему три или четыре опорные поверхности (в зави-
симости от типа ВР) для установки на фундаменте. Между опор-
ными поверхностями проложены фарфоровые кольца 6. Фунда-
ментные болты 7 тоже изолированы от основания фарфоровыми
втулками 5 или кольцами. Таким образом ВР оказывается изоли-
рованным от земли. Это позволяет присоединять к ВР регистри-
рующий прибор.
509
Рис. 10-6. Разрядники серии РВС на
Разрядники серии РВС (рис. 10-6) соответствуют разрядникам
группы Ш (см. табл. 10-6) и предназначены для защиты от атмо-
сферных перенапряжений электрооборудования переменного тока
частотой 50 н 60 Гц на классы напряжения 13,8—230 кВ. Раз-
рядники на классы напряжения 13,8; 15; 20; 35; 60; 66 кВ изго-
тавливаются для сетей с неэффективно заземленной нейтралью,
а на классы напряжения 22v 33, 66, НО, 132, 150, 220 и 230 кВ —
для сетей с эффективно заземленной нейтралью. Они изготавли-
ваются в исполнении У1 и Т1. Технические характеристики раз-
510
классы напряжения 13,8—230 кВ
рядников серии РВС и их элементов приведены в табл. 10-10
и 10-11. В разрядниках классов напряжений 132 кВ и более
высота разрядника, составленного из отдельных элементов, очень
велика и, следовательно, конструкция получается недостаточно
механически прочной. Для получения более прочной конструкции
ВР часть его элементов монтируется на опорной колонке 9 (это
опорный изолятор на соответствующее напряжение или группа
изоляторов) и соединяется последовательно перемычкой 5 от
нижнего конца нижнего элемента) с элементами ВР, монтируемыми
511
Таблица 1010. Характеристики
Т ипоисполпение Класс на- пряжения, кВ Номинальное напряжение, кВ Пробивное напряжение (действующее) частоты 50 Гц (в сухом состоя- нии и под дождем), кВ
не менее не более
РВС-13.8Т1 13,8 17 34 42
РВС-15 РВС-15Т1 15 19 38 48
РВС-20 PBC-20TI 20 25 49 60,5
РВС-22Т1 22 20 40 50
РВС-ЗЗТ1 33 29 58 70
РВС-35 РВС-35Т1 35 40,5 78 98
РВС-60 РВС-ООТЧ 60 69 134 169 —1
РВ£-66 заз РВО-66Т1 ..заз 66 58 116 140
РВС-66 изол РВС-66Т1 изол 66 75 150 186 1
РВС-ПОМ РВС-ПОМТЧ- ПО 100 200 250 1
РВС-132МТ1 132 116 232 267
РВС-150М РВС-150МТ1 150 138 27 345
РВС-220М РВС-220МТ1 220 200 400 500 1
РВС-230МТ1 230 200 400 500
* Первый сомножитель — число элементов, второй — наибольшее допустимое
Примечание. Разрядники РВС-66 выпускаются в двух исполнениях:
разрядников серии РВС
Импульсное пробивное напряжение при предраз- рядном време- ни от 2 до 20 мкс, кВ, не более Остающееся напряжение, кВ, не более, при импульс- ном токе с длительностью фронта 8 мкс и максималь- ным значением Комплектация * Длина пути утечки / см Масса, кг
3000 А 5000 А 10 000 А
60 1 51 55 60 1X17 54 49
67 57 61 67 1X19 54 49
80 75 80 88 1X25 77 58
70 60 65 73 1X20 54 44
| 94 88 94 102 1X29 77 60
125 122 130 143 1X40,5 115 74
215 207 221 243 1X19+ 2X25 208 130
186 176 188 204 2X29 154 105
232 226 242 264 3X25 231 140
285 315 335 367 3X33,3 288 175
376 352 376 408 4X19+ 2X25 370 326
375 435 465 510 3X33,3+2X19 393 338
530 630 670 734 6X33,3 576 497
530 625 660 720 6X33,3 576 497
напряжение (действующее), кВ.
для сетей с заземленной и изолированной нейтралью.
17 (1/р В. В. Афанасьева
513
Таблица 10- It. Характеристики ИП и НРР
Тип разрядника \ Искровой промежуток типа НРР Шунти- рование
Группа Г, серия РВРД Группа II, серии РВМГ, РВМ Группа III. серия РВС Группа IV, серии РВО, РЕН Комбинированные РВМК-330ПУ1 РВМК-500ПУ1 РВМК-750МУ1 * В конструкт * * В конструкв дельно. РВРД ИПВД, рабочий диаметр элек- тродов 42 мм, прокладки из электрокарто- ка РВС РВС ИПВД, рабочий диаметр 42 мм, электрокартон То же, проклад- ки из КМК-218 ИПВД, рабочий диаметр 60 мм, КМК-218 чи используются трт ии используются ч Тервит, диски диа- метром 70 мм; h = = 30 мм; пропуск- ная способность /Пр “ 800 А на волне 2000 мкс Вилит, диски диаме- тром 130 мм; h = = 60 мм Вилит, диски диаметром 100 мм; h— 60 мм Вилит, диски диаметром 55 мм; h = 60 мм Тервит, диски диаме- тром 70 мм; h = ——• 30 мм, /пр'—- — 350 А * на волне 3000/8000 мкс То же, /пр — 500 А * Тервит, диски диа- метром 70 мм; h = — 30 мм; 7пр — = 800 А ** на волне 3000/8000 мкс диска, включенные пар а л етыре диска, включенные Активное » Отсутст- вует Активное, а для ИП—ем- костное Активное и емкост- ное лельно. парал-
на изолирующем основании (см. рис. 10-6). Однако и при такой
компоновке ВР иногда приходится два нижних элемента, монти-
руемых на опорной колонке, делать механически более прочными*
чем все остальные. Разиесеине элементов ВР на две колонки зна-
чительно усложняет работу разрядника в условиях загрязнения
и увлажнения их внешней поверхности, создающих неравномер-
ное распределение напряжения по разряднику.
514
Разрядники вентильные, с магнитным гашением дуги серии
РВМ, РВМГ и РВМА (рис. 10-7, 10-8) соответствуют ВР группы II
(см. табл. 10-5) и предназначены для защиты от атмосферных
н кратковременных коммутационных перенапряжений (в пределах
пропускной способности разрядника) изоляции электрооборудо-
вания переменного тока частоты 50 Гц на классы напряжения
от 15 до 500 кВ. В ИП этих серий разрядников дуга сопровож-
дающего тока гасится под действием магнитного поля (см. рнс. 10-3
и табл. 10-11).
Разрядники серии РВМ изготавливаются на классы напряже-
ния 15, 20 и 35 кВ. ВР на 15 и 20 кВ состоят из одного элемента,
а на 35 кВ — из двух (рис. 10-7). Элементы ВР крепятся к изоли-
рующему основанию, аналогичному по конструкции основанию
разрядников серии РВС (см. рис. 10-6).
Разрядники серии РВМГ на классы напряжения ПО и 150 кВ
изготавливаются в одноколонковом исполнении (рис. 10-7), на
220 кВ — в одно- и двух колонковом исполнении (рис. 10-7 и
10-8), на 330 кВ — в двухколонковом исполнении (риб. 10-6),
на 400 и 500 кВ — в трехколонковом исполнении (рис. 10-9).
Разрядники РВМГ-220МУ1 и РВМА-220Т1 имеют одну колонку,
составленную из шести одинаковых по электрическим характери-
стикам и габаритам элементов, но два нижних элемента имеют по-
вышенную механическую прочность за счет применения высоко-
прочного фарфора. Разрядник РВМГ-1-220Т1, рассчитанный для
работы при скорости ветра 45 м/с, скомплектован из 6 элементов
в одной колонке, однако нижние два элемента для большей меха-
нической прочности имеют увеличенные диаметры.
Разрядник типа РВМГ-220-40/70 ХЛ1, рассчитанный на ско-
рость ветра 40 м/с и тяжение подводящих проводов 700 Н, имеет
двухколонковое исполнение (рис. 10-8), причем правая колонка
установлена иа трех опорных стержневых изоляторах, располо-
женных по вершинам равностороннего треугольника.
Присоединение провода линии к ВР на классы напряжения
15—150 кВ производится посредством болта М12, расположенного
на крышке разрядника (рис. 10-7, выноска II), в ВР на 220—
330 кВ — посредством контактного вывода (рис. 10-8, выноска II).
В ВР на 66—150 кВ изолирующее основание имеет четыре
опоры, расположенные по диаметру 470 мм. Изоляция основания
от земли осуществляется двумя фарфоровыми кольцами (рнс. 10-8,
выноска I).
На рис. 10-9 и 10-10 представлена конструкция разрядника
серий РВМГ и РВМК, в котором элементы с НРР и ИП подве-
шены зигзагообразно на опорной конструкции из опорно-стерж-
невых изоляторов. Опорная конструкция состоит из трех колонок
опорно-стержневых изоляторов, расположенных по вершинам
равностороннего треугольника иа металлической раме. По вы-
соте опорная конструкция разделена металлическими рамами на
несколько этажей (ярусов). Нижние изоляторы крепятся к рамам
17* 515
Рис. 10-7. Разрядники серий РВМ, РВМГ и РВМА на классы напряжения 35—
& — РВМГ-1 ЮМ и РВМГ-110-40/70; д — РВМГ-220М,
шарнирно. Число опорных изоляторов в колонке и число этажей
зависит от номинального напряжения ВР н составляет:
Тип разрядника....................РВМК-330ПУ1
Число изоляторов в колонке .... 11
Число этажей......................... 2
Тип разрядника................... РВМГ-500У1
Число изоляторов в колонке 12
Число этажей . . .............. 2
РВМГ-400 РВМК-400П
10 17
2 3
РВМК-500ПУ1
22
3
516
330 кВ: а — РВМ-15 и РВМ-20; б - РВМ-35 и РВМА 66; е — РВМГ-150М|
РВМА-220 и РВМГ-1-220; е — РВМГ-ЗЗОМ
В этих ВР используются опорно-стержневые изоляторы раз-
личных типов.
К верхней раме крепится экран из трубы, имеющий форму
равностороннего треугольника с плавно закругленными углами.
Он экранирует три верхних рабочих элемента ВР.
Разрядники вентильные комбинированные типов
РВМК-330ПУ1 и РВМК-500ПУ1 предназначены для защиты от
517
Рис. 10-8. Разрядник типа РВМГ-220-40/70ХЛ
атмосферных и коммутационных перенапряжений изоляции элек-
трооборудования переменного тока частоты 50 Гц. Технические
данные этих ВР приведены в табл 10-7.
Принципиальная схема комбинированного разрядника пред-
ставлена на рис. 10-11. Разрядник состоит из элементов трех типов*
основных (ОЭ), искровых (ИЭ) и вентильных (ВЭ). Основные
элементы содержат НРР и многократные ИП. В искровых элемен-
518
чах находятся только многократные ИП, а в вентильных —•
только НРР. Число элементов следующее:
Тип разрядника........... .
Число элементов
основных
искровых ..............
вентильных ....
РВМК-ЗЗОПУ! РВМК-400П РВМК-500ПУ1
11 13 17
3 4 5
3 4 5
Если максимальный импульс перенапряжения достаточно вы-
сок (грозовой импульс), то пробиваются все ИП в основных и
искровых элементах. В цепь разряда оказываются включенными
НРР только основных элементов. Однако грозовые перенапряже-
ния имеют относительно малую мощность и сопротивление вклю-
ченного НРР оказывается достаточным для ограничения сопровож-
дающего тока до значения, при котором он может быть пога-
шен ИП.
Если же амплитуда импульса перенапряжения невелика (ком-
мутационный импульс), то пробиваются только ИП в основных
элементах и в цепь разряда оказывается включенным сопротивле-
ние НРР основных и вентильных элементов.
В разряднике РВМК-400П и РВМК-500ПУ1 для увеличения
механической прочности опорной конструкции колонки первого
этажа сдваиваются.
Рабочие элементы грозовых разрядников на 400 и 500 кВ
крепятся к опорной конструкции по винтовой линии. В комбини-
рованных разрядниках по высоте первого яруса опорной кон-
струкции по винтовой линии располагаются двумя параллель-
ными цепями искровые и вентильные элементы. Для улучшения
вольт-секуидной характеристики искровой части разрядника
каждый искровой элемент соединен перемычками с соответству-
ющим вентильным элементом, а внутри искровых элементов на-
ходятся сосредоточенные емкости, подключенные параллельно
ИП. Во втором и третьем ярусах опорной конструкции размещены
основные элементы ВР. Для присоединения регистратора срабаты-
вания ближайшие к земле концы рабочих элементов ВР изоли-
руются от опорной конструкции.
Усовершенствование конструкции ВР с расположением вен-
тильных и искровых элементов по винтовой линии достигается
размещением основных частей внутри фарфоровой покрышки
достаточно большого диаметра. В этих ВР опорную конструкцию,
размещенную внутри покрышки, образуют стойки из стеклотек-
столитовых труб, на которых подвешены блоки ИП с ШНР и
блоки НРР. Такая компоновка используется в РВ типа
РВМК-400ВУ1 (Т1 илн ТС1) и РВМК-750МУ1 (рис. 10-12). ВР
на 400 кВ состоит из трех секций, а ВР на 750 кВ — из пяти. Их
технические данные приведены в табл. 10-7 и 10-12, а схема —
на рис. 10-13.
519
css
5600(РВМГ~400У1)
3550 (РВМГ~500 W, РВМА-500Т)
Рис. 10-9. Разрядники серии РВМГ-400 и РВМГ-500* (РВМГ-500А*)
» В каждом этаже размещено по шесть рабочих элементов
Рис,
НШР
Рис,
схема
10-10 Разрядник серии
РВМК-500 ПУ1
'F4'
10-11. Принципиальная
комбинированного раз-
рядника
Ж ’
ф
7660
*>2Б00
Разрядники серии РВРД (рис. 10-14) соответствуют группе I
(см. табл. 10-5) и предназначены для защиты изоляции враща-
ющихся электрических машин и другого оборудования перемен-
ного тока частоты 50 Гц на классы напряжения 3; 6 и 10 кВ от
атмосферных и кратковременных коммутационных перенапряже-
ний (в пределах нх пропускной способности). Длина пути утечки;
22 см для РВРД-3 и РВРД-6, 40 см для РВРД-10. Масса; 18,5 кг
у РВРД-3; 23,8 у РВРД-6 и 32,3 у РВРД-10.
522
25
Вид А
170
60 60
6 отд. ф!31
г:
Ад
ni
til mrtiJ
JZ
IT
lilaiHJJUlJ
1

E
F
•е

3
Рис. 10-12. Разрядники
РВМК-400ВУ1,
РВМК-750МУ1 и ограничи-
тель перенапряжений
ОПН750У1
5
If
II» »$ »1
Тип разрядника Число элементов Размеры» мм
Н h
РВМК-750МУ1 5 И 380 2370
РВМК-400ВУ1 3 6 840 1700
ОПН-750У1 4 9 300 2370
Рис. 10-13. Принципиальная схема
комбинированного ВР с располо-
жением элементов внутри фарфо-
ровой покрышки
1 — ИП коммутационной приставки;
2 — НРР коммутационной приставки;
3 — ИП грозовой части; 4 выравни-
вающие емкости; 5 — НРР грозовой
части
Расположение крепежных
Л- отверстий.
Рис. 10-14. Разрядники серии РВРД
Ы5(Р8РД~б)
585(Р8РД-Ю)
Таблица 10-12. Длина пути утачки и масса разрядников
£ магнитным гашением куги
Тип ВР Длина пути утечки, см Мас- са, кг Тип ВР Длина пути утечки, см Мас- са, кг
РВМ-15У1 94 РВМГ-220-40/70ХЛ1 780 950
РВМ-20У1 РВМ-35У1 ВО 124 104 165 РВМГ-330МУ1 РВМГ-400У1 685 * 1260 1520 1016 2820
РВМА-66Т1 190 188 РВМГ-500У1 3050
РВМГ-И0МУ1 378 325 840 *
РВМГ-П0-40/70ХЛ1 390 338 РВМК-330ПУ1 622 3520
РВМГ-150МУ1 490 417 РВМК-400П 850 * 6980
РВМГ-220МУ1 780 670 РВМК-500ПУ1 940 * 6590
РВМГ-1-220Т1 775 1060 РВМК-400В 1170 3500
РВМК-750МУ1 1575 6200
* По изоляторам опорной конструкции.
10-5. ОГРАНИЧИТЕЛИ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
Ограничители перенапряжений нелинейные (ОПН) отличаются
от вентильных разрядников только отсутствием ИП и материа-
лом НРР. Свойства материала, применяемого в НРР ограничи-
телей, а нм является оксидно-цинковая керамика (см. § 10-3),
и позволили отказаться от ИП. НРР ограничителя перенапряже-
ния с одного конца подключен непосредственно к сети, а с другого
заземлен через регистратор срабатывания (за исключением ОПН
специального назначения). В нормальном режиме работы ОПН
через его НРР проходит ток проводимости, обусловленный рабо-
чим напряжением сети. Длительный ток проводимости через НРР
несколько нагревает резистор н является причиной постепенного
старения оксидно-цинковой керамики, выражающегося в увели-
чении тока проводимости. При его чрезмерном увеличении может
произойти тепловой пробой НРР и выход ОПН из строя. Поэтому
важной задачей при расчете и конструировании ОПН наряду
с выбором защитных характеристик является определение срока
его службы.
По этой же причине особое внимание при эксплуатации ОПН
следует обращать на изменение во времени токов проводимости,
предотвращая аварийные ситуации, вызываемые ограничителями.
Защитное действие ОПН обусловлено тем, что при появлении
опасною для изоляции перенапряжения проходящий через огра-
ничитель импульсный ток вследствие высокой нелинейности ре-
зисторов не создает опасного для изоляции повышения напря-
жения. _________--------------—
Для класса напряжения до 500 кВ вклю-
чительно ОПН представляют собой одноколонковые одноэлемент-
525
ные конструкции, а для класса напряжения 750 кВ — миого-
элементные. Внутри элемента ОПН размещается НРР, состоящий
из большого числа единичных дисковых резисторов (диаметр
диска 28 dt 0,5 мм, а высота 10 dt 0>5 мм) из оксидно-цинковой
керамики Для удобства сборки ОПН НРР разделен на несколько
одинаковых блоков. При сборке ОПН блоки устанавливаются
один на другой и соединяются между собой последовательно.
Каждый блок состоит из нескольких параллельных колонок ре-
зисторов. Каждая такая колонка составляется из единичных ди-
сковых резисторов, подобранных по электрическим характери-
стикам, оформляется в единое целое с помощью термоусаживаемой
трубки, которая после термообработки при температуре 150—
160 °C плотно облегает резисторы (до термообработки внутренний
диаметр трубки 40 мм, после термообработки — менее 28 мм).
Минимальное число резисторов в одной колонке — 38 (в
ОПН-1-1ЮХЛ4), а максимальное — 100 (в ОПН-750У1).
Колонки подбираются в блок таким образом, чтобы они имели
одинаковые (с принятой точностью измерений)- 1) ток проводи-
мости при напряжении, соответствующем фазному н превыша-
ющем фазное в 1,3 раза; 2) остающееся напряжение при импульс-
ном токе 8/20 мкс амплитудой 100 А.
Число параллельных колонок резисторов, блоков и общее
число единичных резисторов приведено в табл,
Таблица Комплектация ОПН
Тип ограничители Число блоков Число колонок в блоке Общее число единичных ре- зисторов в НРР
ОПН-НОУ!, ОПН-НОХЛ1 2 4 496
ОПН-1-НОХЛ4 3 8 912
ОПН-150У1 3 5 855
ОПН-220У1, ОЛН-220ХЛ1 4 6 I 464
ОПН-1-220У1, ОПН-Т-220ХЛ4 3 8 1 824
ОПН-ЗЗОУ1 4 10 3 720
ОПН-500У1, ОПН-500ХЛ1 6 18 8 856
ОПНИ-500У1 6 18 8 856
ОПН-25УХЛ1 1 8 384
ОПН-35УХЛ2 1 5 340
ОПН-750У1 8 30 24 000
ОПНО-750У1 8 18 13 536
ОПНВ-190У4.2 4 2* 8 1 808
ОПНВ-840У4 2 5 2* 9 4 420
* Вл утри блока параллельно НРР размещены ИПВД и электрически соединены с НРР.
526
Колонки резисторов крепятся снаружи к металлическим флан-
цам, закрепленным на торцах перфорированного стеклогексто-
литового цилиндра, образуя блок резисторов. Квадратные от-
верстия в стенках стеклоэпокеадного цилиндра, образованные при
намотке стеклянных нитей, заполнены тонкой пленкой эпоксид-
ной смолы. При определенном избыточном давлении эта пленка
разрушается и в стенках цилиндра образуются сквозные отвер-
стия. Для улучшения теплоотдачи от всех колонок резисторов
в окружающую среду радиальный зазор между колонками ре-
зисторов и внутренней поверхностью фарфоровой покрышки вы-
полняется возможно меньшим, а пространство между фарфоровой
покрышкой и стеклоэпоксидиым цилиндром заполняется сухим
кварцевым песком. После заполнения аппарата песком произво-
дится откачка оставшегося воздуха (остаточное давление 2 -103 Па),
и обезгаженный аппарат заполняется сухим азотом (при нормаль-
ном атмосферном давлении^---------------—----------------—
Ограничители на напряжения 330—750 кВ и ПО—220 кВ
с уровнем ограничения перенапряжений 1,7 С/Н.р.ф имеют пре-
дохранительное устройство для сброса давления в случае вну-
треннего повреждения аппарата. Этим же целям служит внутрен-
ний резервный объем, образованный в блоках НРР стенками
последовательно соединенных перфорированных цилиндров. При
повышении давления в пространстве между фарфоровой покрыш-
кой и цилиндром нз стеклоткани стенка цилиндра местами раз-
рушается, давая выход газам.
Условное обозначение ограничителей перенапряжения состоит
нз нескольких букв и цифр. Первые три буквы (ОПН) означают
«ограничитель перенапряжения нелинейный» Четвертая буква
обозначает наиболее существенные признаки ограничителя (И —
с искровой приставкой, О — облегченный, В — для защиты вы-
соковольтных тиристорных вентилей). Затем после черточки —
римская цифра, соответствующая исполнению ОПН. Далее после
черточки указывается номинальное напряжение ОПН. И нако-
нец, следует обозначение климатического исполнения и категории
размещения.
На рис. 10-15 и 10-16 изображена серия ОПН на 35—750 кВ.
Линия подсоединяется к контактному выводу 5 в виде болта М12
(в ОПН-35ХЛ2, ОПН-1-ПОХЛ4 и ОПН-1-220У1), или плоской
лопатки с двумя отверстиями (в ОПН-НОУ1, ОПН-150У1 и
ОПН-220У1), или с шестью отверстиями (в ОПН-ЗЗОУ1,
ОПН-500У1 и ОПН-750У1). Кольцевые трубчатые экраны 8
выравнивают распределение напряжения по высоте ограничителя
и сочленяются с экранодержателями 7 посредством скоб (см.
выноску III). Экранодержатели крепятся винтами к верхнему
фланцу (см. выноску II). Фарфоровая покрышка 6 и расположен-
ные _внутри ££ блоки НРР образуют_элемент ОПН.
В ОПН на 35—230 кВ элементы 6 крепятся к чугунному осно-
ванию /, имеющему три (в ОПН-35ХЛ2) илн-четыре—(в-ОНН на
527
1525 (ОШ-110)
Рис. 10-16, Серия
4340
628
0ПН-500; 0ПНИ-500
QZSS
ОПН на 35—500 кВ
1620
Та
Таблица 10-14. Основные электрические характеристики ограничителей перенапряжений
Параметр ОПН|1ЮХЛ1, ОПНЛЮУ1 lAOSl'-HIIO ОПН-Ь20У1, □ПН-220ХЛ1 1 ОПН-ЗЗОУ1 ОПН-500У1. ОПН-500ХЛ1 о £ - Ж С О WXOII-I-HUO ОПН-1-220У1, ОПН-1-220ХЛ4 ОПН-35ХЛ2 > о С О г ОПНО4750У1
Номинальное напряжение, кВ ПО 150 220 330 500 500 ПО 220 35 750 750
Наибольшее рабочее фазное на- пряжение (действующее), кВ Напряжение на ограничителях (действующее), кВ, допусти- мое в течение 73 100 148 210 303 303 73 148 40,5 455 455.
20 мин 88 120 175 250 365 365 88 175 49 545 545
20 с 95 130 190 270 390 390 95 190 525 590 590
3,5 с 100 138 200 290 420 420 100 200 55 635 635
1 с 105 145 210 305 -40 58 660 660
0,15 с 112 155 225 325 470 440 * — — 62 705 705
Расчетный ток коммутационно- го перенапрях<ения, волна 1200/2500 мкс, А Остающееся напряжение при расчетном токе коммутацион- ного перенапряжения 280 350 420 700 1200 Г200 350 500 350 1800 1200
кВ, не менее 175 245 355 500 720 720/585 ** 165 330 —
кВ, не более 190 260 380 545 770 770/630 ** 175 350 105 1180 1180
по отношению к (7Н. р. $, не более 1,85 1,85 1,85 1,85 1,8 1,8 1,7 1 7 1,85 1,85 1,85
Продолжение табл. 10-14
Параметр ОПН-1ЮХЛ1, ОПН-ЦОУ1 © Ё О ОПН-220У1, ОПН-220ХЛ1 £ © -«г' СП к с о ШХ006-Н1Ю ‘ixqos-HUO ОПНИ-500У1 ОПН-Ы10ХЛ4 о © её ее оо ОПН-35ХЛ2 IXjOSZ-HUO ОПНО-750У1
Остающееся напряжение, кВ, не более, при импульсном то- ке с длиной фронта 8 мкс и максимальным значением, А 3 000 5 000 7 000 10 000 15 000 Кратность остающегося напря- жения по отношению к о. Ф при токах 5 000 А 10 000 А 230 *** 250 2gQ *»* 2,42 2,71 *** 330 365 *** 2,35 2,6 430 *** 460 500 *** 2,24 2,43 620 *** 650 700 2,19 2,36 825 *** 860 865 920 980 *** 2,0 2,15 825 *** 860 865/720 ** 920 980 * * * 2,0 2,15 205 2,0 410 2,0 123 128 150 2,24 2,62 1280 1320 1380 2,0 2,15 1300 1350 1420 2,02' ,21
* В течение 0,12 с. * * Справа от косой черты указано напряжение на части ОПНИ, примыкающей к линии, *** Данные для справок,
Примечание. Пробивное напряжение искрового элемента ОПНИ-500У1 — не плавном подъеме напряжения частоты 50 Гц и не более 100 кВ при косоугольной волне с 1200 мкс. менее 75 кВ (действующее) при предразрядным временем 800—
Таблица ^-1^. Пропускная способность
Воздействие Максимальное значение
ОПН-352ХЛ2 ОПН.Ц0У1, ОПН-ИОХЛ1 ОПН-1-НОХЛ4 •*> о л ж к о
20 импульсов тока 1200/2500 мкс 8/20 мкс 16/40 мкс 2 импульса тока 8/20 мкс 350 6000 1 280 5 000 , 15 000 350 5 000 350 5 000 15 000
* Применительно к ограничителям ОПН-500У1 и ОПНИ-500У1 для Саянс-
отверстия для крепления к фундаменту. Основания /
изолированы от фундамента посредством фарфоровых дисков 2
и паронитовых прокладок 3. Шпильки 4, крепящие основания
фундаменту» изолированы от основания ^рубками.
ОПНнаЗЗО^—7Ь0 кВ устанавливаются непосредственно на
фундаменте без изолирующего основания. Однако вывод низкого
Таблица
Jlfwsaa, пути утечки й масса ОПН
Тип ОПН Длина пути утечки, см МкСрСа’ j Тип ОПН Длина пути утечки, см Масса, кг
ОПН-35ХЛ2 770 60 ! ОПН-ЗЗОУ1 860 1300
ОПН-ИОУ1, ОПН-110ХЛ1 227 115 | ОПН-500У1, | ОПН-500ХЛ1 1070 1700
ОПН-150У1 310 155 ОПНИ'бООУ! 1070 310 * 1900
ОПН-220У1, ОПН-220ХЛ1 455 340 1 ОПН-750У1 1420 5900
ОПНО-750У1 ОПНВ-190У4.2 | ОПНВ-840У4.2 ги утечки по искров 1680 490 1070 ой приста! 2960 215 500 же.
ОПН-1-220У1, ОПН-1-220ХЛ4 * В знаменателе 620 указана 390 1лина пу
532
ограничителей перенапряжений
тока. А, для ОПН типа
ОПН-220У1, ОПН-220ХЛ1 о о CN О1 О1С.1 £х СК оо ОПН-ЗЗОУ1 ОПН-500У1, ОПН-500ХЛ1 £ о о 1Л X с о ОПН-750У1 ОПНО-750У1
420 500Э 15000 Шушенской 500 5000 ГЭС 700 8 000 24 000 1 200 1 340 * 15 000 30 000 1 340 1 440 * 15 000 30 000 2 100 15 000 40 000 1 450 15 000 30 000
потенциала осуществлен через изолирующий вывод 9 в днище
аппарата (см. сечение Б—Б). Изоляция НРР от земли осуществ-
ляется для подключения регистраторов срабатывания и для
профилактических испытаний ОПН под напряжением.
Ограничитель перенапряжения ОПНИ-500У1 обеспечивает
ограничение как фазных, так и междуфазных перенапря-
жений.
При несимметричных к. з. распределение суммарного напряже-
ния поврежденных фаз по ИП в случае отсутствия емкости не-
симметричное. Пробивное напряжение IШ соответствующей ветви
(с учетом разброса) может оказаться выше воздействующего на-
пряжения, и пробоя ИП не произойдет, т. е. ОПН не переклю-
чится в режим ограничения междуфазных перенапряжений.
Емкость в нейтрали «звезды» создаст постоянный подпор на пряже-
ния, исключающий подобный режим
Ограничитель перенапряжения ОПНИ-500У1 состоит из двух
колонок. Первая колонка идентична ограничителю перенапряже-
ния ОПН-500У1 и имеет изолированный вывод на напряжение
60 кВ, который соединяется с регистратором срабатывания 10
Последний установлен на второй колонке //, содержащей набор
искровых промежутков. В колонке И имеется изолированный вы-
вод 12 на 35 кВ для подключения емкости.
Колонка ОПНО-750У1 по высоте составляется из двух элемен-
тов, а ОПН-750У1—из четырех. Элементы в ОПНО-750У1
н ОПН-750У1 различны по высоте и диаметру. Габариты
ОПН-750У1 (из четырех элементов) приведены на рис. 10-12.
533
8470
Рис. 10-16. ОПНО ва 750 кВ
ф120
Б34
Рис. 10-17. Вольт-амперные характеристики ОПН
Характеристики ОПН приведены в табл. 10-14—10-16, а вольт-
амперные характеристики — на рис. 10-17.
Использованная литература [1, 2, 13, 34, 45, 46, 69, 70, 71^
132, 167].
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие .................................................... 3
Принятые в книге сокращения ..... 4
Глава первая. ОСНОВНЫЕ СВЕДЕНИЯ ОБ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ
АППАРАТАХ И УСЛОВИЯХ ИХ РАБОТЫ.................. 5
1-1. Назначение и классификация электрических аппаратов ... —
1-2. Номинальные параметры АВН............................. И
1-3. Условия работы электрических аппаратов............... 16
Глава вторая. ЭЛЕКТРИЧЕСКАЯ ДУГА ПЕРЕЕДЕННОГО
ТОКА И ЕЕ ГАШЕНИЕ ............................................. 24
2-1. Общие сведения об электрической дуге.................. —
2-2. Процессы восстановления напряжения на контактах выключа-
теля при отключении цепей переменного тока........... 56
2-3. Восстановление электрической прочности дугового промежутка
после прохождения тока через нуль ..................... 66
Глава третья. ИЗОЛЯЦИОННЫЕ КОНСТРУКЦИИ ........................ 75
3-1. Классификация изоляционных конструкций, основные опре-
деления и нормы ........................................
3-2. Конструкции изоляторов ............................ 89
3-3. Особенности расчета электрической прочности промежутков
в газовой среде....................................... 112
3-4. Электрический расчет изоляционных промежутков в воздухе 121
3-5. Элегазовая изоляция и ее расчет..................... 134
3-6. Электрический расчет изоляционных промежутков в транс-
форматорном масле................................... 152
3-7. Бумажно-масляная, маслобарьерная и твердая бумажная
изоляция .......................................... 157
3-8. Электрический расчет опорных изоляторов ............ 173
3-9. Электрический расчет проходных изоляторов .......... 188
3-10. Механический расчет опорных фарфоровых изоляторов . . . 197
Глава четвертая. РАЗЪЕДИНИТЕЛИ, ОТДЕЛИТЕЛИ, КОРОТ-
КОЗАМЫКАТЕЛИ И ЗАЗЕМЛИТЕЛИ . . 203
4-1. Основные сведения................................. —
4-2. Разъединители внутренней установки ... 211
4-3. Разъединители наружной установки . . . . 221
4-4. Отделители и короткозамыкатели...................... 233
4-5. Заземлители................................. .... 238
4-6. Ручные приводы к разъединителям................... 242
4-7. Электродвигательные приводы разъединителей.......... 246
543
4-8. Пневматические приводы к разъединителям........... 250
4-9. Полуавтоматические приводы отделителей и короткозамыкате-
лей ,........................................... 252
Глава пятая. ВЫКЛЮЧАТЕЛИ .... 253
5-1. Общие сведения о выключателях. —
5-2. Шунтирующие резисторы . . 265
5-3. Масляные выключатели . . 294
5-4, Воздушные выключатели,........ .310
5-5? Вакуумные выключатели......... . 327
5-6. Электромагнитные выключатели........... . 331
Глава шестая. ТРАНСФОРМАТОРЫ ТОКА............................ 334
6-1. Назначение, классификация и основные параметры трансфор-
маторов тока ............. .......... .................... —
6-2. Принцип действия ТТ ............................. 336
6-3. Расчет погрешностей.............................. 345
6-4. Кратность первичного тока. Полная токовая погрешность 361
6-5. Магнитопроводы и обмотки........................... 362
6-6. Конструкции трансформаторов тока ................. 366
Глава седьма'я. ТРАНСФОРМАТОРЫ НАПРЯЖЕНИЯ .... 384
7-1, Назначение, классификация и основные параметры трансфор-
7-2. Конструкция и расчет магнитопроводов и обмоток электромаг-
нитных TH......................................... 387
7-3. Расчет погрешностей электромагнитных TH ....... 397
7-4. Каскадные трансформаторы напряжения .......... 411
7-5. Емкостные трансформаторы напряжения................... 413
7-6. Технические характеристики и конструкции TH........... 418
Глававосьмая. ТРАНСФОРМАТОРЫ ПОСТОЯННОГО ТОКА И
НАПРЯЖЕНИЯ................................................ 434
8-1. Общие сведения ........................................ —
8-2. Схемы трансформаторов постоянного тока и напряжения . . 439
8-3. Магнитопроводы магнитных усилителей.................... 442
8-4. Конструкции трансформаторов постоянного тока и напряже-
ния «....« ................ . ......... ......... 442
ЛИТЕЛЬНЫЕ УСТРОЙСТВА С ЭЛЕГАЗОВОЙ ИЗОЛЯ-
ЦИЕЙ ............................................ 448
9-1. Общие сведения ....................................... —
9-2. Устройство КРУЭ .................................... 452
Глава десятая. АППАРАТЫ ДЛЯ ЗАЩИТЫ ОТ ПЕРЕНАПРЯ-
ЖЕНИЙ .................................................. 480
10-1. Основные сведения о разрядниках..................... —
10-2. Трубчатые разрядники .......................... 484
10-3. Основные узлы вентильных разрядников и ограничителей
перенапряжения .................................... 487
10-4. Вентильные разрядники.............................. 503
10-5. Ограничители перенапряжений...................... 525
Список литературы............................................ 536