Техника высоких напряжений - Иерусалимов М.Е., Орлов Н.Н.

Author: Иерусалимов М.Е. Орлов Н.Н.
Tags: электроника электротехника электрооборудование электрические машины
Year: 1967
Similar
Техника высоких напряжений.
Техника высоких напряжений
Text
                    2
M.E. ИЕРУСАЛИМОВ, Н.Н ОРЛОВ
ТЕХНИКА
ВЫСОКИХ

l.ftCj
ИЗО
/	• И1РУСЛЛИМОВ, H. H. ОРЛОВ
ТЕХНИКА
высоких
НА ПРЯЖЕНИЙ
ПОД ОБЩЕЙ РЕДАКЦИЕЙ Л4. Е. ИЕРУСАЛИМОВА
А1инастерством вьаппего
и среднего специального образования
& качестве учебного пособия для с/чагцилтслг
электротехнических и .электролтелсаничесчкилс
специальностей телснике/люн
ИЗДАТЕЛЬСТВО КИЕВСКОГО УНИВЕРСИТЕТА 1967
6П2
ИЗО
В книге рассмотрены закономерности и характе-
ристики электрических разрядов в газообразных,
жидких и твердых диэлектриках. Подробно дают-
ся конструкции и характеристики изоляционных
устройств: изоляторы, кабели высокого напряже-
ния, изоляция электрических машин и трансфор-
маторов. Большое внимание уделено современным
методам профилактических испытаний высоко-
вольтного электрооборудования и оборудованию
лабораторий высокого напряжения.
Рассматриваются атмосферные и внутренние пе-
ренапряжения в электроустановках и методы и
средства защиты от перенапряжений.
Рассчитана на студентов энергетических техни-
кумов, а также инженерно-технических работников
энергосистем и заводов электропромышленности.
2—3—6
21-67
Техника высоких напряжений
Под общей редакцией М. £. Иерусалимова
Редактор Миронец Е. М. Художник Гуть И. Н.
Технические редакторы Макушев П. Н., Хохановская Т. И.
Корректор Мирончак, С. Д.
Сдано в набор 25. IX. 1966 г. БФ 13685. Зак. № 98. Фомат бумаги 60X90V16.
Физич. печ. листов 27,75. Условн. печ. листов 27,75. Учетно-издат. листов 25,5.
Бум. листов 13. 875. Подписано к печати 13/VII 1967 г. Бумага типограф,№ 3.
Тифаж 21 000 (1—10 000). Цена 99 коп.
Сводный Т. П. издат. Киев., Львов.,, Харьк. унив-юв— 1967, поз. 21.
Издательство Киевского университета, Киев, Героев революции, 4.
-------------------------------/--------------------------------------------
Отпечатано с матриц комбината печати «Радянська УкраТнаэ в Киевской
книжной типографии № 5 Комитета по печати при Совете Министров УССРМ
г, Киев, ул. Репина 4. Зак. 313.
ПРЕДИСЛОВИЕ
XXIII съезд КПСС поставил задачу дальнейшего повышения
научно-технического уровня подготовки специалистов для народ-
ного хозяйства. Эта задача полностью относится к подготовке
среднего технического персонала в области техники высоких на-
пряжений.
Широкое развитие высоковольтных электроустановок делает
необходимым расширение и углубление подготовки инженерно-
технических работников, занимающихся конструированием, про-
изводством и эксплуатацией высоковольтного электрооборудова-
ния в области высоковольтной техники.
Сложность вопросов техники высоких напряжений, связанных
с физическими представлениями о поведении изоляции при высо-
ких напряжениях, с изучением перенапряжений в электроуста-
новках и др., требует сочетания в курсе техники высоких напря-
жений физико-математического анализа изучаемых процессов
и явлений с практическими выводами и рекомендациями. Этой
задаче и подчинено настоящее учебное пособие. Авторы стреми-
лись, чтобы материал учебного пособия позволил изучить курс
ТВН не только в системе стационарного обучения, но также при
заочном обучении, когда учащиеся изучают предмет самостоя-
тельно.
Учебное пособие охватывает основные разделы курса техники
высоких напряжений.
1*
3
Авторы не включили в книгу раздел «Электрическое поле»,
поскольку все основные необходимые сведения по этому разделу
даются в соответствующем разделе курса теоретических основ
электротехники.
В список литературы включены только учебные пособия, вы-
шедшие в последние годы, обращение к которым позволит же-
лающим расширить свои знания в области техники высоких на-
пряжений.
ВВЕДЕНИЕ
Наиболее эффективный и экономичный путь электрификации
страны состоит в централизации производства электроэнергии на
базе крупных электростанций, оснащенных мощным оборудова-
нием, в развитии строительства электрических сетей, создании
энергосистем и их объединении в единую энергетическую систему
страны.
Увеличение единичной мощности агрегатов на электростан-
циях приводит к повышению их к.п.д., снижению удельных капи-
тальных затрат и численности обслуживающего персонала,
к ускорению ввода в эксплуатацию энергетического оборудова-
ния. Создание энергосистем, связывающих между собой крупные
электростанции, и объединение энергосистем между собой повы-
шает надежность электроснабжения, позволяет наиболее целе-
сообразно использовать тепловые и гидравлические станции,
приводит к снижению необходимой установленной мощности
электростанций за счет несовпадения во времени максимумов
нагрузки в различных районах страны и уменьшения необходи-
мого аварийного и ремонтного резерва оборудования на электро-
станциях.
Увеличение мощности электрических станций, создание энер-
госистем и их объединение между собой сопровождаются увели-
чением дальности и мощности линий электропередач, обеспечи-
вающих транспортировку большого количества электроэнергии
от электростанций к потребителям и из одних районов страны
в другие.
Передача больших электрических мощностей на значительные
расстояния требует создания электропередач высокого напряже-
ния. Пропускная способность линий электропередачи пропорцио-
нальна квадрату рабочего напряжения. Так, по линии напряже-
нием 35 кв можно передать мощность 8—10 Мет на расстояние
30—40 км, по линии напряжением НО кв можно передать мощ-
ность порядка 30 Мет на расстояние НО—150 км, для передачи
5
мощности 200—250 Мет на расстояние 200—250 км требуется
рабочее напряжение 220 кв и т. д. На рис. I приведены области
применения электропередач различных номинальных напря-
жений.
Благодаря тому, что пропускная способность линий электро-
передачи пропорциональна квадрату напряжения, а стоимость
Рис. I. Области применения электро-
передач различных номинальных на-
пряжений в зависимости от дальности
и величины передаваемой мощности.
линий и подстанций увели-
чивается пропорционально
напряжению, повышение ра-
бочего напряжения приво-
дит к снижению стоимости
передачи 1 квт*ч, как это
видно из рис. II.
Таким образом, исполь-
зование высоких рабочих
напряжений является не-
пременным условием техни-
ческого развития электро
энергетики, повышения эко
номичности и осуществле
ния электрификации в круп
ных масштабах.
Быстрый рост мощности
и рабочих напряжений электроустановок особенно ощутимо про-
явился в последнее десятилетие. В 30—40-х годах единичные
мощности крупных генераторов на электрических станциях со-
ставляли 25—50 Мет; в настоящее время— 100—200—300 Мет.
Мощности отдельных тепловых электрических станций повыси-
лись с 300—600 до 1200—2400 Мет. Рост мощности электроуста-
новок сопровождался повышением рабочих напряжений линий
электропередачи (рис. III).
Советский Союз занимает первое место в мире по развитию
установок высокого напряжения. В 1959 г. введена в эксплуата-
цию электропередача Волжская ГЭС имени XXII съезда КПСС —
Москва, с наивысшим в мире напряжением 500 кв. Общая протя-
женность линий электропередачи напряжением 500 кв составляет
в нашей стране около 9 тыс. км.
Программа КПСС, принятая на XXII съезде партии, и дирек-
тивы XXIII съезда КПСС по пятилетнему плану развития народ-
ного хозяйства СССР на 1966—1970 гг. намечают дальнейшие
грандиозные перспективы развития электрификации СССР. Вы-
работка электрической энергии должна быть доведена к 1970 г.
до 840—850 млрд, кет • ч.г а к 1980 — до 2700—3000 млрд, кет • ч.
Должно быть построено около 200 тепловых конденсационных
станций мощностью до 3 млн. кет б единице, около 260 теплоэлек-
троцентралей и 180 гидроэлектростанций, в том числе крупные
ГЭС на Ангере и Енисее, мощностью свыше 4 млн. кет каждая.
6
% На крупных тепловых электростанциях будут устанавливаться
I турбоагрегаты мощностью по 300, 500 и 800 тыс. кет каждый.
Должны быть созданы Единая энергетическая система Европей-
ской части СССР (ЕЭС), Центральносибирская, Казахстанская,
100 км в зависимости от
номинального напряжения
линии.
Рис. Ш. Рост напряжения воздуш-
ных линий электропередачи в СССР.
Среднеазиатская, Кавказская, Дальневосточная, Якутская объе-
диненные энергосистемы. Объединение линиями передачи пере-
менного и постоянного тока ЕЭС с Центральносибирской и Ка-
захстанской энергосистемами приведет к образованию Единой
энергетической системы Советского Союза.
Дальнейшее развитие получат электрические сети и линии
высокого напряжения. В условиях мощных энергетических сис-
тем линиям напряжением 220 кв отводится роль распределитель-
ных. Для создания межсистемных связей должны использоваться
линии напряжением 500 кв.
Намечаемое увеличение типовой мощности тепловых электро-
станций с 1200—2400 Мет до 4000—5000 Мет, строительство мощ-
ных ГЭС в Сибири приведет к увеличению потоков мощности,
передаваемых в одном направлении, до 2000—3000 Мет. Это по-
требует повышения рабочего напряжения электропередач до
750 кв. Для электропередач протяженностью 2000—3000 км по-
требуется переход на передачу электроэнергии постоянным током
при напряжении 1000—1500 кв.
Применение высоких напряжений ставит ряд научно-техниче-
7
ских проблем, без решения которых использование высоких на-
пряжений оказывается практически невозможным.
Наиболее важной проблемой я-вляется создание надежного и
экономичного высоковольтного электротехнического оборудова-
ния (линий передачи, трансформаторов, выключателей, разъеди-
нителей, трансформаторов тока и напряжения и др.) и обеспече-
ние бесперебойной работы высоковольтных электроустановок.
Сложность задачи состоит в том, что при высоких рабочих
напряжениях требуется высокая электрическая прочность изоля-
ции электрооборудования, а это ведет, в свою очередь, к увели-
чению габаритов и стоимости оборудования, к снижению его тех-
нико-экономических показателей.
В связи с этим в каждом случае необходимо изыскание
эффективных технических решений, которые обеспечивали бы
наилучшее использование изоляции электрооборудования и вы-
сокую электрическую прочность при минимально возможных изо-
ляционных расстояниях.
В эксплуатации изоляция электрооборудования подвергается
воздействию не только рабочего напряжения, но и перенапряже-
ний, возникающих в результате грозовых поражений воздушных
линий электропередачи (атмосферные перенапряжения) и при
изменениях режимов работы электроустановок (внутренние пере-
напряжения).
Перенапряжения связаны с появлением в электроустановках
потенциалов и разностей потенциалов, значительно превышаю-
щих их номинальные значения. Поэтому перенапряжения пред-
ставляют большую опасность и являются основной причиной по-
вреждений и аварий в электроустановках. В этих условиях
проблема создания высоковольтного оборудования и обеспечения
надежной работы электроустановок еще более осложняется.
Обеспечение безаварийной работы в условиях воздействия
перенапряжений обеспечивается комплексом мероприятий: защи-
та от перенапряжений, снижение их величины, установление
уровней изоляции с учетом величин перенапряжений и характе-
ристик защитных устройств. Эффективное использование этих
мероприятий может быть осуществлено на основе изучения при-
чин возникновения перенапряжений, их параметров (величина,
длительность, повторяемость), поведения изоляции при тех или
иных видах перенапряжений.
Важным условием обеспечения безаварийной работы электро-
оборудования является осуществление систематического контро-
ля за состоянием изоляции. С помощью профилактических испы-
таний изоляции можно своевременно выявлять опасные ухудше-
ния ее диэлектрических характеристик, обнаруживать возникшие
в процессе эксплуатации дефекты, благодаря чему в большин-
стве случаев оказывается возможным восстановить изоляцию и
предотвратить ее пробой во время работы.
8
Изучение процессов в изоляции при воздействии высоких на-
пряжений, исследование и определение характеристик электри-
ческой прочности изоляции электрооборудования при различном
характере воздействующего напряжения, изучение перенапряже-
ний в электроустановках и разработка средств и методов защиты
от перенапряжений, разработка конструкций изоляционных
устройств высоковольтного электрооборудования, наконец разра-
ботка методов контроля и испытания изоляции составляют основ-
ное содержание отрасли электротехники, получившей название
техника высоких напряжений.
Отметим кратко основные этапы развития техники высоких
напряжений в нашей стране. Начало развития высоковольтной
техники в дореволюционной России было положено созданием
высоковольтной лаборатории, организованной М. А. Шателеном
в 1911 г. в Петербургском политехническом институте.
Однако только после Великой Октябрьской социалистической
революции, в связи с реализацией Ленинского плана электрифи-
кации, теоретические и практические работы в области техники
высоких напряжений получили широкий размах.
Основными научными центрами высоковольтной техники ста-
ли Ленинградский политехнический институт (школа проф.
А. А. Горева и А. А. Чернышева), Ленинградский электротехни-
ческий институт (школа проф. А. А. Смурова), Физико-техниче-
ский институт (школа акад. А. Ф. Иоффе), Московский энергети-
ческий институт и Всесоюзный электротехнический институт
им. В. И. Ленина (школа проф. Л. И. Сиротинского). Работы
здесь проводились по заданиям и в непосредственном контакте
с электротехнической промышленностью.
Большое значение имели широкие исследования электриче-
ской прочности диэлектриков и разработка теорий пробоя
(А. Ф. Иоффе, Н. И. Семенов, В. А. Фок, А. Ф. Вальтер, Б. М. Вул
и др.). Теория пробоя твердых диэлектриков Н. Н. Семенова и
В. А. Фока не только полностью выясняет физику процесса про-
боя, но и дает возможность надежно рассчитать величину про-
бивного напряжения. Широкое использование в высоковольтном
оборудовании в качестве изоляции трансформаторного масла по-
будило вести исследования его изоляционных свойств. Исследо-
вания, проведенные в ЛПИ и ЛЭТИ (А. М. Залесский, А. А. Сму-
ров, М. В. Курлин, А. В. Панов, Л. А. Мравян, П. В. Борисоглеб-
ский и др.), позволили установить ряд важных закономерностей,
которые оказали существенную помощь в конструировании
трансформаторов и аппаратов высокого напряжения.
Изоляторная лаборатория ВЭИ (М. М. Горбунов, А. В. Ефи-
мов, Г. А. Лебедев, В. К. Кожухов и др.) провела значительные
работы по конструированию линейных и аппаратных изоляторов
и определению их разрядных характеристик.
С развитиехМ сетей высокого напряжения в СССР остро стал
9
вопрос о защите их от атмосферных перенапряжений. Иссле-
дования перенапряжений и средств защиты от них проводи-
лись в Энергетическом институте им. Г. М. Кржижановского
(И. С. Стекольников, X. С. Валеев, А. П. Беляков, В. С. Комель-
ков) и в ВЭИ им. В. И. Ленина.
В 1936—1938 гг. А. А. Акопяном были проведены обширные
исследования по определению зон защиты молниеотводов, кото-
рые легли в основу правил по защите электроустановок от пря-
мых ударов молнии.
В лаборатории защитной аппаратуры ВЭИ (Л. И. Иванов,
В. И. Пружинина, В. П. Савельев, В. В. Шматович и др.) в 1934—
1935 г.г. были созданы отечественные вентильные разрядники
для защиты от атмосферных перенапряжений.
В связи с развитием в тридцатых годах отечественного транс-
форматоростроения трансформаторная лаборатория ВЭИ и Мос-
ковский трансформаторный завод исследовали ряд кардиналь-
ных вопросов по электрической прочности и перенапряжениям
в трансформаторах. Эти работы позволили создать отечествен-
ные конструкции надежных грозоупорных трансформаторов на
все классы напряжений (работы В. А. Карасева, Г. Н. Петрова,
А. В. Панова, Е. С. Фрида и др.). Особенно широкие работы
в области техники высоких напряжений развернулись в после-
военные годы, -в связи с подготовкой и осуществлением в нашей
стране электропередач 400—500 кв.
Профессора М. В. Костенко («Атмосферные перенапряжения
и грозозащита высоковольтных установок»), Д. В. Разевиг («Ат-
мосферные перенапряжения на линиях электропередачи»),
А. И. Долгинов («Перенапряжения в электрических системах»)
и др. значительно продвинули вперед разработку общей теории
атмосферных перенапряжений. Положения этой теории легли
в основу новейшей, уточненной методики расчета атмосферных
перенапряжений.
Важное значение для повышения надежности защиты от
атмосферных перенапряжений имели исследования и разработка
схем защиты подстанций, проведенные во ВНИИЭ под руковод-
ствОхМ проф. В. В. Бургсдорфа и исследования схем грозозащиты
на «цепной» модели (анализатор грозозащиты подстанций), раз-
работанной в ЛПИ М. В. Костенко, О. В. Щербач€евым, М. Ф. По-
ловым и В. М. Нашатырь. Уникальные исследования мощных
открытых дуг на линиях электропередачи, проведенные под руко-
водством проф. В. В. Бургсдорфа, позволили выяснить ряд важ-
ных вопросов грозоупорности линий на деревянных опорах,
применения автоматического повторного включения в качество
средства грозозащиты и др.
В связи с развитием электроустановок высших классов напря-
жения особое значение получили исследования внутренних пере-
напряжений и поведения изоляции при внутренних нсрепапря-
10
жениях, проводимые в Научно-исследовательском институте
постоянного тока, ВЭИ, в ЛПИ, МЭИ, ВНИИЭ.
В Советском Союзе впервые в мире осуществлено принуди-
тельное ограничение внутренних перенапряжений в установках
500 кв на базе использования магнитно-вентильных разрядников,
разработанных в ВЭИ, и шунтирующих реакторов с искровым
присоединением.
Новые исследования электрического пробоя, выполненные
в Томском политехническом институте под руководством проф.
А. А. Воробьева и обобщенные в монографии А. А. Воробьева
и Г. А. Воробьева «Электрический пробой и разрушение твердых
диэлектриков», позволили получить ряд важных закономерностей
электрической прочности и ее связи с физико-химическими свой-
ствами диэлектрико-в.
В Киевском политехническом институте под руководством
проф. И. К. Федченко проведены фундаментальные теоретические
и экспериментальные исследования электрической дуги, изложен-
ные в ряде статей и книге «Измерение температуры электриче-
ской дуги» (И. К. Федченко и С. А. Соколовский); разработаны
вопросы расчета высоковольтных испытательных установок
(И. К. Федченко «Техника высоких напряжений»).
В монографии И. К. Федченко «Теория земляного провода»
дана новая теория распространения переменного тока в земле и
предложен метод расчета электрических постоянных обратного
земляного провода по его эквивалентным геометрическим пара-
метрам.
На кафедре ТВН КПИ исследованы вопросы по совершен-
ствованию и разработке новых методов профилактических испы-
таний высоковольтной изоляции (И. К. Федченко и М. Е. Иеруса-
лимов «Методы профилактики высоковольтного электрообору-
дования»).
Большую роль в развитии и формировании кадров высоко-
вольтников сыграли курсы техники высоких напряжений, подго-
товленные под руководством ведущих ученых в этой области.
В 30-х годах вышел труд проф. А. А. Смурова в трех томах
«Техника высоких напряжений и передача электрической энер-
гии», охватывающий широкий круг вопросов высоковольтной
техники.
Широкую известность имеет многотомный учебник, написан-
ный проф. Л. И. Сиротинским и его учениками, который и до на-
стоящего времени является настольной книгой инженеров и на-
учных работников, занимающихся вопросами высоковольтной
техники. В 1964 г. вышла книга «Техника высоких напряжений»
под редакцией проф. Д. В. Разевига, излагающая современное
состояние техники высоких напряжений.
Следует отметить, что вопросы высоковольтной техники раз-
рабатываются и решаются не только в научных учреждениях, но
II
t)
и в промышленности. Ведущие заводы электропромышленности
(«Электросила», «Электроаппарат», Запорожский трансформа-
торный завод, «Электротяжмаш» (г. Харьков), «Уралэлектроап-
парат» и др.) и крупные энергосистемы («Мосэнерго», «Ленэнер-
го», «Донбассэнерго», «Днепроэнерго», «Киевэнерго и др.) внес-
ли большой вклад в разработку современного высоковольтного
электрооборудования, методов грозозащиты и профилактики
изоляции.
Мы указали лишь небольшую часть исследований, выполнен-
ных в СССР по высоковольтной технике. В настоящее время тех-
ника высоких напряжений в нашей стране несомненно занимает
ведущее место в мировой науке и с успехом решает задачи, вы-
двигаемые дальнейшим развитием электрификации в СССР.
В нашей стране успешно ведутся работы по пуску электропе-
редачи 750 кв переменного тока, освоению электропередачи
постоянного тока напряжением 800 кв. На очереди электропере-
дачи напряжением 1500 кв переменного и постоянного тока.
РАЗДЕЛ I
ЭЛЕКТРИЧЕСКАЯ ПРОЧНОСТЬ ДИЭЛЕКТРИКОВ
Глава первая
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ РАЗРЯДЫ В ГАЗАХ
§ 1—1. Роль газовой (воздушной) изоляции
в электроустановках высокого напряжения.
Общая характеристика электрических разрядов в газах
Большинство электрических установок имеет газовую или
чаще всего воздушную изоляцию. На линиях электропередачи
изоляцией между проводами, между проводами и опорами
является воздух. В трансформаторах и электрических аппаратах
внешняя изоляция — промежутки между выводами, между вы-
водами и крышками аппаратов — также представляют собой воз-
душные изоляционные промежутки.
Воздух под давлением используется в качестве изоляционной
и дугогасящей среды в воздушных выключателях. В некоторых
типах высоковольтных кабелей (газонаполненные кабели) в изо-
ляции используется газ под давлением. Газом под давлением за-
полняются высоковольтные газонаполненные конденсаторы. По-
лучают распространение газонаполненные трансформаторы и
баковые выключатели. Газовые включения появляются также
в твердой и жидкой изоляции электрооборудования в процессе
эксплуатации: в изоляции электрических машин, кабелей, кон-
денсаторов.
При определенных условиях в газовых диэлектриках возни-
кают электрические разряды, приводящие к потере диэлектриче-
ских свойств газа. В большинстве случаев электрические разряды
приводят к нарушениям нормальной работы электроустановок,
вызывают короткие замыкания и отключения.
В некоторых случаях мощные дуговые разряды, развиваю-
щиеся по поверхности изоляторов, вызывают их термическое раз-
рушение. Коронный разряд на линиях электропередачи сопро-
вождается потерями электрической энергии и приводит к умень-
шению к.п.д. линий. Кроме того, корона в длинных линиях может
привести к нарушению режима напряжений, что связано с увели-
чением емкости линий при короне. Серьезные нарушения в рабо-
те электроустановок вызываются гигантскими атмосферными
электрическими разрядами — молниями, поражающими провода
воздушных линий электропередачи.
13
Электрические разряды в газовых включениях в твердой и
жидкой средах вызывают постепенное разрушение изоляции
и приводят в большинстве случаев к пробою изоляции.
Для надежной и бесперебойной работы электроустановок
электрические разряды в изоляции следует предотвращать. С этой
целью рассчитывают изоляционные промежутки, исходя из вели-
чин воздействующих напряжений и изоляционных свойств газо-
вых диэлектриков.
ОСНОВНЫЕ ВИДЫ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ
РАЗРЯДОВ В ГАЗАХ
Электрический разряд в газе представляет прохождение элек-
трического тока через газовую среду под действием электриче-
ского поля. В зависимости от величины приложенного напряже-
ния, сопротивления внешней цепи, мощности источника тока,
давления газа и условий окружающей среды электрические
разряды в газах имеют различные характеристики и внешний
вид.
Различают следующие основные виды электрических разря-
дов в газах: тихий, тлеющий, искровой, коронный, дуговой.
Тихий разряд представляет собой начальную стадию
разряда, происходящего при сравнительно слабых электрических
полях и характеризуемого весьма малыми плотностями тока, не
превышающими в естественных условиях 10-17—10~18 а!см2.
Тлеющий разряд характерен для давлений до несколь-
ких десятков миллиметров ртутного столба. В этом разряде на-
блюдается характерное чередование темных и светлых облас-
тей, малая плотность тока . и сравнительно узкая область
около катода с большим падением потенциала (порядка сотен
вольт).
Искровой разряд возникает при давлениях газа, близ-
ких к атмосферному, при приложении к электродам высокого
напряжения от маломощного источника тока. Искровой разряд
представляет собой зигзагообразный (разветвленный) светящий-
ся канал, идущий от одного электрода к другому.
Коронный разряд наблюдается в резконеравномерных
полях, когда один или оба электрода имеют малый радиус кри-
визны, во много раз меньший, чем расстояние между электрода-
ми. В этом случае при давлениях, близких к атмосферному, и при
достаточно высоком напряжении, приложенном к электродам,
непосредственно возле электрода с малым радиусом кривизны
возникает электрический разряд с малой силой тока и характер-
ным свечением. Этот разряд называется коронным.
Дуговой разряд — форма электрического разряда при
большой мощности источника тока и малом сопротивлении внеш-
14
ней цепи. Для дугового разряда характерны весьма большие
плотности тока и малое (по сравнению с тлеющим разрядом)
падение потенциала в околокатодной области.
В электроустановках высокого напряжения практически
встречаются искровой, коронный и дуговой разряды. Поэтому
техника высоких напряжений занимается изучением закономер-
ностей и характеристик этих видов разряда.
Исследованию свойств электрических разрядов в газах посвя-
щено много работ. Эти исследования позволили установить
основные закономерности электрических разрядов в газах при
высоких напряжениях и на этой основе с достаточной надеж-
ностью рассчитывать газовую изоляцию электроустановок.
§ 1—2. Разряды в равномерном и слабонеравномерном полях.
Ионизационные и деионизационные процессы в газах.
Теория ударной ионизации.
Условие самостоятельности разряда
ИОНИЗАЦИОННЫЕ ПРОЦЕССЫ В ГАЗАХ
Ионизацией называется процесс появления в газовой среде
частиц — ионов, несущих положительный или отрицательный
электрический заряд. Ионизация может происходить как процесс
превращения нейтральных частиц газа (молекул, атомов) в ионы
(объемная ионизация) и как процесс появления ионов в меж-
электродном промежутке извне (поверхностная ионизация).
Ионизационные процессы являются непременным условием воз-
никновения электрических разрядов в газах. Рассмотрим основ-
ные виды ионизации в газах.
Объемная фотоионизация. Ионизация молекул и
атомов газа происходит в результате отрыва от атома или моле-
кулы одного или нескольких электронов. Атом, лишенный одного
или нескольких электронов, представляет собой положительно
заряженный ион. Оторванные при ионизации электроны в зави-
симости от рода газа и условий могут продолжать свое движение
среди частиц газа в качестве свободных электронов или же при
встрече с нейтральными частицами присоединяться к ним, обра-
зуя отрицательные ионы. Для того чтобы произошла ионизация,
атом или молекула должны поглотить извне определенную пор-
цию энергии (квант энергии), равную той энергии, которую нуж-
но затратить для отрыва электрона (энергия ионизации).
Если газ облучается коротковолновым излучением с энергией
кванта большей, чем энергия ионизации, то поглощение частица-
ми газа квантов излучения (фотонов) приводит к ионизации.
Этот процесс называется объемной фотоионизацией.
15
ж
и
ЭЛ
Ц(
41
BI
I
Т[)
ей
H1
Д1
Р1
В1
Д(
Условием для объемной фотоионизации является соотношение
(1—1)
где	hv— квант энергии излучения, дж;
h= 6,54 • 10-34 дж. • сек — постоянная Планка;
1	х
v —-----частота колебании излучения;
е = 1,6 • 10~19 к—заряд электрона;
Ui— потенциал ионизации — работа, кото-
рую нужно затратить для удаления за
пределы атома или молекулы единицы
заряда, в.
Если в (1 — 1) частоту колебаний излучения и выразить через
длину волны % и скорость света c(v= у; с = 3* 108 м/сек^ то
можно получить выражение для граничной длины волны излуче-
ния, приводящего к фотоионизации
~ "~jji [нм]	(I 2)
р;
П(
п1
К]
6J
тс
01
В(
К]
II
п
CJ
п<
В1
м
д<
Н(
В(
б<
(здесь длина волны дана в нанометрах, 1 нм = 10“9 м).
Большинство газов имеет потенциал ионизации в пределах
10-=-20 в. В соответствии с (1—2) граничные длины волн при этих
значениях Ut находятся в пределах 123-г-61,5 нм.
Фотоионизация может происходить также ступенчато — в ре-
зультате последовательного накопления энергии частицей газа.
Первый акт заключается в поглощении частицей газа фотона,
в результате чего частица переходит в возбужденное состояние.
Если второй такой же акт произойдет в то время, когда частица
еще находится в возбужденном состоянии, и если энергия, пере-
данная в обоих актах, превысит энергию ионизации, нейтральная
частица будет ионизирована. Из этого следует, что фотоиониза-
ция может происходить также при энергиях квантов излучения,
меньших, чем энергия ионизации.
Фотоионизация газа (воздуха) в обычных условиях происхо-
дит под действием естественных ионизаторов, к числу которых
относятся космические и ультрафиолетовые лучи, радиоактивные
излучения. У поверхности земли под действием естественных
ионизаторов в 1 с;и3 воздуха в 1 сек образуется до 10 пар ионов.
Одновременно с процессом ионизации происходит процесс
рекомбинации, т е. нейтрализации заряженных частиц. При дос-
тижении определенной степени ионизации оба процесса взаимно
уравновешиваются. При этом в воздухе устанавливается посто-
янная концентрация ионов. У поверхности земли в 1 см3 воздуха
содержится 500—1000 пар ионов.
П	16
Как ни мало количество ионов по сравнению с числом ней-
ральных молекул (в 1 см3 при нормальном атмосферном давле-
нии и температуре 0° С содержится 2,7* 1019 молекул газа), эти
ионы играют весьма существенную роль в возникновении элек-
трических разрядов.
Объемная фотоионизация может происходить также в про-
цессе электрического разряда под действием излучений самого
разряда. Некоторые атомы газа в процессе разряда возбуждают-
ся до высоких энергий. Процесс возбуждения атома состоит в пе-
реходе одного из наружных валентных электронов атома на
более высокий энергетический уровень. При обратном переходе
возбужденного атома в нормальное состояние атом излучает
квант света (фотон), энергия которого равна разности энергии
электрона на верхнем (в возбужденном состоянии) и нижнем
(в нормальном состоянии) энергетических уровнях
hv = w2 — wlt
где W\ и w2 — энергия электрона на начальном и конечном
уровнях;
hv— энергия фотона.
Под воздействием фотонов, излучаемых возбужденными до
высоких энергий атомами, могут ионизироваться нейтральные
частицы газа, на которые попадают фотоны.
Объемная ионизация при соударениях. Объем-
ная ионизация при соударениях заключается в «выбивании» из
атома или молекулы газа одного из электронов в результате
столкновения атома или молекулы с заряженной частицей (элек-
трон, ион), ускоренной электрическим полем. Ионизация при
соударении произойдет в том случае, если кинетическая энергия
заряженной частицы превышает энергию ионизации.
Если принять, что при столкновении заряженная частица пол-
ностью теряет свою кинетическую энергию, то величина кинети-
ческой энергии, накопленной ею на пути между двумя столкно-
вениями, равна
wK = Еех,
где wK —кинетическая энергия заряженной частицы;
Е — напряженность электрического поля;
е — заряд электрона;
х — путь между двумя столкновениями.
В таком случае условие ударной ионизации выразится сле-
дующим образом:
Eex^eUb	(1—3)
Количественно объемная ионизация может быть охарактери-
ювана коэффициентами ионизации аир, равными числу иониза-
ций, совершаемых соответственно одним электроном и одним по-
ложительным ионом на пути в 1 см в направлении поля.
2 Иерусалимов, Орлов
434180
________________________ 17
Черни'нська дэржавна
сОлдсг а
БК. Л I О 1 Е К А ва
|М. В. Г. НОРОЛЕННА
Можно получить аналитические выражения для коэффициен-
тов ионизации. Из (1—3) следует, что для ионизации электрон
должен пролететь без столкновений путь
Ut
Е •
Если средний свободный пробег электрона в газе Хср , то число
столкновений электрона с атомами на пути в 1 см равно 1/Х Ср.
Ионизацией кончаются только те столкновения, которые прои-
зойдут после пролета электроном пути, равного или больше х.
В кинетической теории газов определяется коэффициент, по-
казывающий, какая часть столкновений электрона с атомами
произойдет после пролета электроном пути, равного или больше-
х
го х. Этот коэффициент равен е Хср . В таком случае число
ионизирующих столкновений а будет равно
1 Хср
а = —е
Аср
(1-4)
При постоянной температуре длина среднего свободного про-
бега электрона обратно пропорциональна давлению газа р
1 _____L
Лср ” Ар '
Подставляя в (1—4) выражения для х, Хср и заменяя U£ Л =
= В, получаем выражение для коэффициента а
а = Аре ,	(1—5)
где А и В — коэффициенты, зависящие от свойств газа и значе-
ний Е и р.
Для воздуха можно принять значения коэффициентов А и В,
полученные опытным путем,
38 < — < 150--------------;
р	см-ммрт. ст ’
А = 8,88
1
см-ммрт. ст ’
150 < — < 600--------------;
р	см-ммрт.ст
1
Л= 14,6
см-ммрт.ст
В = 250
_____в______.
см-ммрт. ст 1
В = 365
в
см-ммрт. ст *
Выражение (1—5) для а позволяет установить зависимость
интенсивности объемной ионизации от внешних факторов: давле-
ния и напряженности поля.
18
При нормальных атмосферных условиях (давлении
7G0 жм рт.ст. и температуре / = 20° С) и при напряженности
электрического поля 30000 в/см, при которой происходит пробой
воздуха, коэффициент ионизации равен а=11-М2. При повыше-
нии напряженности поля, как это следует из (1—5), коэффициент
а возрастает.
Зависимость а от давления сложная. Можно определить, что
при некотором давлении рм коэффициент а имеет максимальное
значение. Для определения величины рм возьмем производную,
и приравняем ее нулю. Из (1—5)
_	_ Др
=Ае~ Е	Е =0.
dp	Е
Отсюда
Е
Рм— в.
При напряженности электрического поля £ = 30000 в/см опти-
мальное для ударной ионизации электронами давление равно
рм =82 мм рт. ст. При этом давлении а = 442.
Полученный результат указывает на то, что при давлениях
ниже нормального атмосферного давления процесс ударной
ионизации облегчается. Это объясняется увеличением длины сво-
бодного пробега электронов и повышением вероятности иониза-
ции при столкновениях.
При давлениях р<82 мм рт. ст. условия для ударной иониза-
ции эдекхронами ухудшаются, что связано с уменьшением числа
столЛГновений электронов с частицами газа при низких давле-
ниях.
Выражение, аналогичное (1—5), но с другими постоянными,
можно вывести для коэффициента ионизации положительными
ионами р. Однако ионизация положительными ионами из-за их
малой подвижности в начальных стадиях пробоя практически
отсутствует и можно положить |3 = 0.
Термическая ионизация. Под термической иониза-
цией подразумевают процессы ионизации, происходящие в газе,
нагретом до высокой температуры (Т>4000°К), когда кинетиче-
ская энергия атомов и молекул газа высока. При этом соударе-
ния между молекулами и атомами газа могут привести к их
ионизации. Тепловые излучения нагретого газа также могут вы-
звать ионизацию. Степень ионизации нагретого газа может быть
определена из уравнения индийского ученого Саха
lg rS = 2’51g г - -Т- и‘ - 6’5>	(1-6)
2*
19
где р — давление газа, мм рт. ст.;
tn — степень ионизации, т. е. отношение числа ионизирован-
ных атомов к общему числу атомов и молекул в еди-
нице объема газа;
Т — абсолютная температура газа;
Ui — потенциал ионизации, в.
Из (1—6) следует, что с повышением температуры Т степень
ионизации ш увеличивается. Так, для воздуха при Т = 10 000° К
и атмосферном давлении степень ионизации составляет примерно
3%, а при температуре Т= 12 000° К — 14%.
Термическая ионизация играет существенную роль в дуговом
разряде.
Поверхностная ионизация. Поверхностная иониза-
ция — это поступление в газовую среду электронов, испускаемых
одним из электродов — катодом.
В металле катода имеется большое число свободных электро-
нов, движущихся в разных направлениях и с различными скоро-
стями между узлами кристаллической решетки. Электроны,
скорость которых значительна, преодолевают силы притяжения
со стороны положительных ионов и могут покинуть поверхность
катода.
Условия для такого испускания почти всегда имеются.
При разряде возбужденные частицы газа, переходя в нор-
мальное состояние, излучают фотоны. Фотоны, попадающие на
поверхность катода, сообщают электронам дополнительную энер-
гию, необходимую для преодоления сил притяжения. Это же
явление фотоэлектронной эмиссии происходит вследствие облу-
чения катода коротковолновыми излучениями (ультрафиолето-
вые, космические лучи, радиоактивные излучения), энергия кван-
тов которых превосходит «работу выхода» электронов.
Бомбардировка поверхности катода положительными ионами
также приводит к «выбиванию» электронов из катода.
Интенсивность указанных процессов характеризуется коэф-
фициентом поверхностной ионизации у, равным числу освобож-
даемых с катода электронов, приходящихся на один положитель-
ный ион, попадающий на поверхность катода. Экспериментально
определенные значения коэффициента у при разряде в воздухе
(в зависимости от материала катода) при низких давлениях
имеют следующие значения:
Катод: Al	Си	Fe;
у: 0,035	0,025	0,02.
Кроме перечисленных, ¥ак называемых гамма-процессов на
катоде, испускание электронов поверхностью катода может
происходить вследствие авто- и термоэлектронной эмиссий. Авто-
20
электронная эмиссия происходит под действием сильного элек-
трического поля у поверхности катода, а термоэлектронная —
в результате сильного разогрева катода током разряда. Оба эти
процесса играют большую роль в дуговом разряде и будут рас-
смотрены при изучении процессов в дуге.
ПРОЦЕССЫ ДЕИОНИЗАЦИИ
Существование электрических разрядов в большой степени
определяется процессами, обратными ионизационным процессам,
т. е. процессами деионизации. Эти процессы ведут к увеличению
электрической прочности разрядных промежутков.
Важнейшими процессами деионизации являются рекомбина-
ция и диффузия.
Рекомбинация заключается во взаимной нейтрализации
противоположно заряженных частиц при их столкновениях. При
рекомбинации положительного и отрицательного ионов избыточ-
ный электрон отрицательного иона присоединяется к положи-
тельному иону, в результате чего образуются две нейтральные
молекулы.
При рекомбинации положительного иона с электроном по-
следний присоединяется к иону, в результате чего образуется
нейтральная молекула.
Для рекомбинации нужно, чтобы скорость относительного
движения противоположно заряженных частиц не была слишком
велика, так как при больших скоростях частицы свободно проле-
тают мимо друг друга. Рекомбинация может произойти в том
случае, если потенциальная энергия притяжения заряженных
частиц больше кинетической.
Число рекомбинаций ионов в 1 см3 за 1 сек при прочих равных
условиях пропорционально числу встреч ионов, а это число,
в свою очередь, пропорционально концентрации ионов -в 1 см3.
Если концентрация ионов обоих знаков одинакова и равна п, то
убыль ионов вследствие рекомбинации в 1 см3 в единицу времени
можно выразить уравнением
--^- = рп2.	(1-7)
где р — коэффициент рекомбинации;
п — концентрация ионов.
Решая уравнение (1—7), находим закон изменения количе-
ства ионов в единице объема вследствие рекомбинации
где п0 — начальная концентрация ионоз;
21
п — концентрация ионов в некоторый момент t.
Коэффициент рекомбинации ионов для воздуха по опытным
данным равен q = 1,6* 10~6.
Коэффициент рекомбинации электронов с ионами вследствие
больших скоростей движения электронов значительно ниже и ра-
вен примерно 10-10.
Диффузия, или рассеивание, ионов происходит в резуль-
тате их хаотического теплового движения. Ионы перемещаются
из области с большей их концентрацией в область с меньшей кон-
центрацией, • стремясь распределиться равномерно по всему
объему.
Величина коэффициента диффузии, характеризующего интен-
сивность процесса диффузии, связана со средней арифметической
скоростью теплового движения ионов v и средней длиной их сво-
бодного пробега- Лер соотношением
D=±KP.v.	(1-9)
По опытным данным, при атмосферном давлении и темпера-
туре 15° С коэффициенты диффузии положительных и отрица-
тельных ионов в воздухе соответственно равны
£)_|_ = 0,028 [см2 • сек~1]\ D_ = 0,043 [см2 • сек~х].
В установившемся режиме электрического разряда иониза-
ционные и деионизационные процессы находятся в равновесии.
При зажигании разряда преобладают ионизационные процессы.
Для прекращения разряда необходимо, чтобы интенсивность про-
цессов деионизации была выше, чем процессов ионизации.
ОБЩАЯ КАРТИНА ВОЗНИКНОВЕНИЯ
ЭЛЕКТРИЧЕСКОГО РАЗРЯДА В ГАЗЕ
Возникновение электрического разряда согласно классиче-
ской теории ученого Таунсенда объясняется следующим образом.
Под действием естественных ионизаторов в газовой среде обра-
зуются свободные заряды, играющие роль «запальных» зарядов
в процессе пробоя. При достаточно высоких напряженностях
электрического поля свободные электроны, двигающиеся от ка-
тода к аноду, сталкиваясь с атомами газа, производят ударную
ионизацию, в результате которой образуются новые свободные
заряды. Освобожденные при ударной ионизации электроны под
действием сил поля ускоряются и также участвуют в ионизации.
Таким образом, количество свободных электронов, двигающихся
по направлению к аноду, увеличивается и возникает лавина элек-
тронов.
Положительные ионы, двигающиеся к катоду, освобождают
22
из поверхности катода электроны, которые образуют новую элек-
тронную лавину. Эти процессы приводят к резкому увеличению
проводимости и тока в промежутке, означающему возникновение
электрического разряда.
УСЛОВИЕ САМОСТОЯТЕЛЬНОСТИ РАЗРЯДА
Рис. 1. Схема для рассмотрения
условия перехода несамостоятель-
ного разряда в самостоятельный.
При достаточно высокой интенсивности ударной ионизации,
происходящей под действием сил электрического поля, разряд
может существовать без внешних ионизаторов. Такой разряд на-
зывается самостоятельным и в равномерном поле представляет
собой пробой промежутка. Физи-
ческим условием существования
самостоятельного разряда являет-
ся следующее. Каждый электрон,
пролетая путь от катода к аноду,
должен образовать в результате
ударной ионизации столько сво-
бодных положительных ионов,
чтобы они, подойдя к катоду,
освободили с его поверхности
один или больше электронов.
В таком случае разряд будет под-
держиваться процессами объем-
ной и поверхностной ионизации
и его существование не будет за-
висеть от действия естественных
ионизаторов. Это условие может
быть выражено математически.
Рассмотрим промежуток между
Вылетевший с катода электрон на своем пути производит
ударную ионизацию, в результате которой образуются свободные
положительные ионы и электроны. Под действием сил поля ионы
и электроны движутся соответственно к катоду и аноду. В ре-
зультате этого к слою dx подойдет уже не один, а п электронов,
которые произведут здесь ионизацию частиц газа. Количество
свободных электронов, образованных в результате ударной иони-
зации в этом слое, равно
катодом и анодом (рис.
dn = па dx.
Разделяя переменные и интегрируя, в пределах от 1 до п и от
О до х> получаем
п = е**.	(1 — Ю)
Выражение (1 —10) дает закон нарастания лавины электро-
нов по направлению от катода к аноду.
23
К аноду долетит n = eaS электронов, где S — расстояние меж-
ду электродами.
Следовательно, вылетевший с поверхности катода один элек-
трон создает в промежутке (e*s—1) новых свободных элек-
тронов.
Так как образование каждого нового свободного электрона
сопровождается одновременно образованием свободного положи-
тельного иона, то и число образованных в промежутке положи-
тельных ионов равно
n+ = (6aS- 1).	(1 — Н)
Подойдя к катоду, положительные ионы освободят с его по-
верхности у (eaS—1) электронов.
В соответствии со сформулированным условием самостоя-
тельности разряда для того, чтобы разряд продолжался, необ-
ходимо, чтобы
y(e*s - 1)> 1.	(1-12)
Таким образом, выражение (1 —12) является условием пере-
хода несамостоятельного разряда в самостоятельный.
§ 1—3. Разрядное напряжение в равномерном поле.
Закон Пашена
Условие самостоятельности разряда может быть использо-
вано для определения разрядного напряжения в равномерном
поле. Если из условия самостоятельности разряда (1 —12) опре-
делить значение коэффициента а, при котором это условие вы-
полняется, и подставить найденное значение в общее выраже-
ние (1—5) для а, то из последнего можно найти напряженность
поля Е, соответствующую условию пробоя.
Из условия самостоятельности разряда (1—12)
Подставляя полученное значение а в (1—5), после преобра-
зований находим
Е =
Вр
ApS
1	1 + Y
In---—
У
Для равномерного поля U = ES. В таком случае разрядное
напряжение равно
24
(1-13)
и=----
In
BpS
ApS
ln-1+J?
У
Анализ формулы показывает, что разрядное напряжение
является функцией произведения давления газа на межэлек-
тродное расстояние
U=f(pS).
Эта закономерность была установлена экспериментально не-
мецким ученым Пашеном и носит название закона Пашена.
Зависимость U = f(pS) представлена для воздуха в виде графи-
ка (рис. 2).
Как видно из графика (это можно доказать аналитически),
зависимость U = f (pS) имеет минимум, соответствующий опти-
мальным условиям для ионизации. Для воздуха минимальное
пробивное напряжение £/ = 327 в соответствует произведению
(р5)кр = 5,7 мм*мм рт. ст.
Наличие минимума пробивного напряжения вызвано сле-
дующим. Интенсивность ударной ионизации зависит от двух
факторов: числа соударений электронов с атомами и от вероят-
ности ионизации, которая определяется длиной свободного про-
бега электрона и напряженностью электрического поля ( напом-
ним, что вероятность ионизации определяется коэффициентом
_2_
е ср = е ср / . При больших давлениях число столкновений
велико, но свободный пробег электрона Хср мал и мала вероят-
ность ионизации. Здесь превалирует второй фактор, вследствие
чего для пробоя требуются высокие напряженности поля, а сле-
довательно, и большие напряжения, при которых вероятность
ионизации повышается. С уменьшением давления (при постоян-
ном расстоянии) в результате увеличения длины свободного
пробега электронов Лср вероятность ионизации повышается, что
приводит к уменьшению пробивного напряжения (правая ветвь
кривой). Однако при малых давлениях, когда длина свободного
пробега электрона Zcp становится соизмеримой с длиной меж-
электродного промежутка S, число столкновений электронов
с атомами становится столь малым, что развитие лавины вслед-
ствие ударной ионизации затрудняется и для пробоя требуются
высокие напряжения (левая ветвь кривой).
При постоянном давлении р и изменении расстояния между
электродами S характер изменения пробивного напряжения бу-
дет таким же, как в предыдущем случае. При больших расстоя-
ниях S, для того чтобы в промежутке была достигнута необхо-
25
димая для ударной ионизации напряженность электрического
поля, требуется приложить к электродам высокое напряжение
(U=E-S). С уменьшением расстояния пробивное напряжение
уменьшается, достигая минимума при 3= <^кр-. Дальнейшее
уменьшение расстояния приводит к увеличению пробивного на-
Рис. 2. Зависимость пробивного на-
пряжения воздушного промежутка
от произведения давления на длину
межэлектродного промежутка.
пряжения вследствие уменьше-
ния числа столкновений элек-
тронов с атомами при малых
расстояниях между электрода-
ми. Следует, однако, заметить,
что это возрастание имеет мес-
то только при низких давле-
ниях, когда критическая вели-
чина (рЗ)кр достигается при
относительно больших значе-
ниях 3. При больших давле-
ниях, близких к атмосферному,
пробивное напряжение не воз-
растает. При малых расстоя-
ниях между электродами по-
рядка 10-4 см, которые соответ-
ствуют критической величине
(рЗ)кр при давлениях, близ-
ких к атмосфе)рному, напря-
женности электрического поля
в промежутке столь велики, что возникают процессы автоэлек-
тронной эмиссии с катода, приводящие к снижению пробивного
напряжения при уменьшении расстояния 5.
Зависимость U=f (pS) позволяет установить пути повыше-
ния разрядного напряжения: увеличение расстояния между
электродами, повышение или уменьшение давления.
Эти пути используются в высоковольтных электроустанов-
ках. В обычных условиях изоляционные расстояния между то-
коведущими и заземленными частями электроустановок выби-
раются в соответствии с требуемой величиной разрядного на-
пряжения.
Там, где это возможно, создают повышенные давления или
вакуум. Повышенные давления газа используются, в частности,
в воздушных выключателях, в газонаполненных кабелях и кон-
денсаторах. Вакуум используется для повышения электриче-
ской прочности в ускорителях заряженных частиц, в высоко-
вольтных выпрямительных лампах (кенотронах), в вакуумных
выключателях и конденсаторах и др.
При давлениях, близких к атмосферному, и расстояниях по-
рядка сантиметров разрядные напряжения в равномерном поле
можно определять по приближенной формуле
26
и = 1,36 + 30-6-S,	(1—14)
где U — разрядное напряжение, кв;
я 0,386 р
о = 2^+1—относительная плотность воздуха, учитывающая
давление и температуру;
6 = 1 при р = 760 мм рт. ст и / = 20° С;
S — расстояние между электродами, см.
Теория ударной ионизации (теория Таунсенда), объясняю-
щая развитие разряда как результат объемной ударной иони-
зации электронами и поверхностной ионизации на катоде, при-
менима только при начальных стадиях разряда при малых
значениях pS, когда влияние объемных зарядов на развитие
пробоя незначительно.
Если влияние объемных зарядов не учитывать, то нельзя
объяснить ряд факторов, имеющих место при разряде при боль-
ших значениях pS. Сюда относится значительно меньшая дли-
тельность развития разряда (примерно в 100 раз), чем это
следует из теории Таунсенда, независимость пробивного напря-
жения от материала катода, развитие канала разряда от анода
и зарождение его в середине разрядного промежутка, ветви-
стый характер искр и др.
§ 1—4. Теория стримерного пробоя
Теорией стримерного пробоя делается попытка объяснить
развитие разряда, исходя из допущения возможности фотоиони-
зации в объеме газа, происходящей под влиянием излучения
самого разряда.
Сущность теории состоит в следующем. Электроны, движу-
щиеся под действием сил поля, вызывают не только ионизацию,
но и возбуждение атомов газа, причем часть атомов возбуж-
дается до энергий, превышающих энергию ионизации (напри-
мер, при возбуждении электронов на внутренних оболочках
атома). Возбужденные атомы испускают фотоны большой энер-
гии, которые поглощаются атомами газа и приводят к их иони-
зации. Таким образом, развитие электронной лавины сопровож-
дается возникновением новых очагов ионизации всюду, куда
попадают фотоны высокой энергии. В новых очагах ионизации
образуются новые электронные лавины. Наряду с этим по мере
продвижения электронной лавины от катода к аноду позади
лавины остается положительный объемный заряд. Электроны,
освобожденные в результате фотоэффекта, втягиваются в канал
разряда, который превращается в проводящую плазму — иони-
зированный объем газа, заполненный положительными и отри-
цательными ионами. Образование плазмы начинается у ано-
27
да — в головке лавины, где плотность положительного объемного
заряда наибольшая. Головка канала плазмы, направленная от
анода к катоду, имеет избыточный положительный заряд, кото-
рый перемещается к катоду, оставляя за собой столб плазмы.
В результате, в направлении от анода к катоду продвигается
так называемый стример — самораспространяющийся положи-
тельный объемный заряд, превращающийся в плазму вследствие
проникновения в канал фотоэлектронов. Скорость продвижения
стримера достигает 1,3 • 108 см/сек.
Продвижение -стримера к катоду ведет к увеличению напря-
женности поля в промежутке катод—головка стримера, что,
в свою очередь, вызывает усиление ионизации вблизи катода.
При этом образуется так называемый рой электронов, двигаю-
щийся от катода к аноду по стримеру. Увеличение проводимости
стримера, распространяющееся с большой скоростью от катода
Рис. 3. Схема образования электронной лавины и положительного стримера:
Д — образование лавины электронов; Б — вторичный электрон, выбитый из катода поло-
жительным ионом; В— схематический вид лавины; Г —лавина, пересекшая промежуток;
Д — образование положительного объемного заряда после ухода электронов на анод
и развитие фотоионизации в объеме; ,Е — образование плазмы в результате втягивания
электронов в область положительного объемного заряда; Ж — головка стримера, распро-
страняющегося от анода; 3 — стример, приближающийся к катоду.
к аноду, сопровождается волной тока, которая и является искрой.
При достаточной мощности источника напряжения искровой
разряд переходит в дугу. На рис. 3 схематически представлено
образование и развитие стримера.
В настоящее время стримерная теория не дает еще надежных
и простых количественных критериев, определяющих возникнове-
ние пробоя.
§ 1—5. Разряды в неравномерных полях
В большинстве случаев электрические поля в электроустанов-
ках неравномерные: напряженности поля в различных точках
межэлектродного промежутка различны. Развитие разряда в не-
28
равномерных полях характеризуется рядом особенностей. Преж-
де всего, в резконеравномерных полях ударная ионизация возни-
кает не во веем объеме газа между электродами, а в местах
наибольшей напряженности поля, обычно у одного или обоих
электродов. При этом возникает коронный разряд. Пробой про-
межутка наступает при напряжениях, существенно более высо-
ких, чем напряжение начала короны, когда ионизация распрост-
раняется на достаточно большую область межэлектродного про-
межутка.
Таким образом, разряд в условиях неравномерного поля
характеризуется двумя значениями напряжений: начальным (ко-
ронным) и пробивным.
Второй особенностью является то, что в условиях неравномер-
ного поля пробивные напряжения значительно ниже, чем в усло-
виях равномерного, при одинаковых расстояниях между электро-
дами в обоих случаях. Это объясняется тем, что в неравномерных
полях при большой кривизне поверхности электродов напряжен-
ности электрического поля у электродов высоки.
Можно аналитически показать, что при уменьшении радиуса
электрода, т. е. при увеличении его кривизны при неизменных
расстоянии между электродами и приложенном напряжении, на-
пряженность поля у поверхности электрода возрастает. Рассмо-
трим для примера промежуток между двумя коаксиальными
цилиндрическими электродами (рис. 4).
Емкость между электродами на единицу длины выражается
формулой
С = ^-[ф/см].	(1-15)
1п-^
Г
Поверхностная плотность заряда на поверхности внутреннего
электрода о будет равна
Q	си ErfiU г / 9i	/1
° = -h = -Й7 = 7^7 ^и2Ь	О-
г
где	Q — заряд на электродах;
U — приложенное напряжение;
8 — относительная диэлектрическая про-
ницаемость среды;
8о = 8,86 • 10“14 ф/см — диэлектрическая проницаемость воз-
духа;
R — радиус наружного электрода;
г — радиус внутреннего электрода.
R = г + S,
Где S — расстояние между электродами.
29
Подставляя значение R, получаем
80еС/
о= —kz
(1-17)
Анализируя выражение для о, можно видеть, что с уменьше-
нием радиуса г величина о увеличивается и при г = 0 о=оо.
При г = 0 знаменатель выражения (1—17) представляет неоп-
ределенность вида 0 - со. Перепишем знаменатель в виде
In £±3-: ±.
Г г
Теперь неопределенность приобретает вид— и для ее раскры-
тия можно применить правило Лопиталя
lim |/in£+£\:±l = nm ln(S + r)-lnr = lim S+7-- =0
L\ г / r J	—-	r->°	___—
r	r2
Так как при r->0 знаменатель выражения (1 —17) стремится
к нулю, то величина о стремится к бесконечности.
Рис. 4. Изменение напря-
женности электрического
поля в промежутке между
Рис. 5. Зависимость пробивно-
го напряжения азота от дав-
ления для промежутка стер-
жень — плоскость при расстоя-
нии между электродами 20 мм.
Переменное напряжение.
цилиндрическими электро-
дами.
Увеличение поверхностной плотности заряда при увеличении
кривизны электрода является, в свою очередь, причиной увеличе-
ния напряженности поля у внутреннего электрода, так как
о
880
(1-18).
30
Напряженность поля у электродов в условиях неравномерного
поля достигает критического разрядного значения при относи-
тельно невысоком значении напряжения, приложенного к элек-
тродам.
Одной из особенностей разрядов в неравномерных полях
является и то, что с увеличением давления электрическая проч-
ность промежутков увеличивается значительно медленней, чем
в равномерных полях. Более того, в диапазоне давлений 8—12 атм
наблюдается резкое уменьшение разрядного напряжения, после
чего с повышением давления прочность вновь медленно возра-
стает (рис. 5). Максимум в зависимостях U = f (р) имеет место
при напряжении 50 гц и при постоянном напряжении при поло-
жительной полярности электрода с большей кривизной. Объяс-
нение отступлений от закона Пашена в неравномерных полях
нужно искать во влиянии давления на процессы ионизации, сту-
пенчатой ионизации и диффузии.
Наконец, в условиях неравномерного поля при несимметрич-
ных электродах наблюдается эффект полярности: пробивное на-
пряжение ниже в том случае, когда электрод с большей кривиз-
ной является анодом. Это явление связано с влиянием объемных
зарядов на развитие разряда. Ударная ионизация начинается
у электрода с большей кривизной поверхности. Здесь возникают
свободные заряды: положительные ионы и электроны. Вследст-
вие малой подвижности положительных ионов они образуют
у электрода положительный объемный заряд. Когда электрод
Рис. 6. Разрядные напря-
жения промежутка стер-
жень — плоскость при поло-
жительной (а) и отрица-
тельной (б) полярности
стержня (по И. К. Федчен-
ко и М. Е. Иерусалимову).
? большей кривизной имеет положительный знак, положительный
объемный заряд как бы удлиняет этот электрод, усиливает на-
пряженность поля в промежутке. Это облегчает развитие пробоя.
31:
Если электрод с большей кривизной имеет отрицательный знак,
положительный объемный заряд усиливает поле у этого электро-
да, но ослабляет поле в остальной части промежутка. Поэтому
прорастание разряда в глубь промежутка здесь затруднено, что
и приводит к более высоким пробивным напряжениям по сравне-
нию с предыдущим случаем.
На рис. 6 приведены зависимости пробивных напряжений от
расстояний между электродами стержень — плоскость при поло-
жительной и отрицательной полярностях стержня. Из зависимо-
стей рис. 6 видно, что при положительной полярности стержня
пробивные напряжения значительно ниже, чем при отрица-
тельной.
Для некоторых форм электродов, поле между которыми ана-
литически определено, можно рассчитать разрядные напряжения
при переменном напряжении 50 гц в зависимости от размеров и
расстояния между электродами.
Сферические электроды
U =
(1-19)
£кр--27,2-6 (1 + -^
\ V
где	U — разрядное напряжение (ам-
плитудное значение), кв;
[кв/см] — максимальная напряжен-
ность у поверхности сфер,
при достижении которой
начинается разряд;
б — относительная плотность
воздуха;
г — радиус сфер, см;
S — расстояние между электро-
___________ дами, см;
f = 0,25|y + 1 + (у -}-1)2 4-8^ — геометрический фактор,
учитывающий снижение
разрядного напряжения из-
за неравномерности поля.
Формула (1 —19) позволяет определить значение пробивного
напряжения между сферами при условии, что S<2r, когда поле
сравнительно равномерно.
При S>2r формула дает коронное напряжение.
Коаксиальные цилиндры

(1-20)
где R и г — радиусы наружного и внутреннего цилиндров, см;
32
£-»=31'б(1+^
[кв/см].
При —<3, когда поле сравнительно равномерно, формула
Р
(1—20) дает величину пробивного напряжения; при — >3 полу-
чаем значение коронного напряжения.
Параллельные цилиндры
6/ = 2EKprln -у,	(1—21)
Екр = 30,36 ( 1 +
\ УгЬ
где 5 — расстояние между электродами, см;
г — радиус электродов, см;
J [кв/см].
Формула (1—21) дает значения пробивных напряжений при
— < 30, но при условии, что г < S и значения коронных напря-
жений при у >30.
Стержневые электроды. Расчет поля между стержневыми
электродами затруднителен. Поэтому для определения пробивных
напряжений приходится пользоваться эмпирическими формулами.
Для незаземленных стержней
и = /2 б (14 + 3,36-5) [кв].	(1—22)
Один стержень заземлен
С/= /26(14 + 3,16-5) [кв].	(1—23)
Промежуток стержень — плоскость
U = V2 6 ( 7 + 3,36 • S) [кв].	(1—24)
Формулы (1—22), (1—23) и (1—24) справедливы при расстоя-
ниях между электродами S>8 см для переменного напряжения
и дают амплитудные значения разрядных напряжений.
При одинаковых расстояниях между электродами наимень-
шие пробивные напряжения получаются для промежутка стер-
жень— плоскость, поле которого наиболее неравномерно.
Однако следует заметить, что при расстояниях 2—3 м пробив-
ные напряжения промежутка стержень — плоскость становятся
выше, чем, например, у промежутка сфера — плоскость с более
равномерным полем. Вследствие сильной короны у стержня об-
разуется объемный заряд, выравнивающий поле и увеличиваю-
щий пробивное напряжение.
В связи с развитием электропередач сверхвысоких напряже-
ний важное значение имеют исследования электрической проч-
ности длинных воздушных промежутков, приближающихся по
3. Иерусалимов, Орлов
33
своим размерам и форме электродов к изоляционным промежут-
кам воздушных линий и подстанций. При переменном напряже-
нии такие исследования были проведены Н. Н. Тиходеевым
и А. Н. Тушновым (НИИПТ). Исследовались промежутки стер-
жень — стержень, стержень — плоскость, провод — опора, про-
вод — провод, кольцо — кольцо и др.
По данным исследований для промежутка стержень — плос-
кость в диапазоне расстояний 1 <5<9 м амплитудные значения
разрядных напряжений могут быть приближенно определены по
формуле
U= (l,62yCS—1,1) -103 [кв],	(1—25)
где 5 выражено в метрах.
Для промежутка стержень — стержень заземленный при
1<5<4,5 м
и = (1,45 Ks —0,93) -103 [кв],	(1—26)
Из (1—25) и (1—26) следует, что разрядные напряжения при
несимметричных электродах значительно ниже, чем при симме-
тричных. Так, при 5 = 4 м для промежутка стержень — плоскость
{7=1480 кв, а для промежутка стержень — стержень {7=1970 кв,
т. е. на 33% выше. Для промежутка стержень — плоскость при
5 > 3 м электрическая прочность растет значительно медленнее,
чем длина промежутка 5.
Так, если при 5 = 4 м, U= 1480 кв, то при 5 = 8 м {7 = 2140 кв.
Следовательно, увеличение расстояния в 2 раза ведет к увели-
чению разрядного напряжения в 1,44 раза. Это обстоятельство
указывает на трудности, возникающие при создании электроуста-
новок особо высоких напряжений в связи с необходимостью зна-
чительного увеличения изоляционных промежутков.
Исследования показали, что разрядные напряжения проме-
жутков между симметричными электродами (кольцо — кольцо,
провод — провод, провод — стержень) близки к разрядным
напряжениям промежутка стержень — стержень, а разрядные
напряжения промежутков между несимметричными электродами
(шар — плоскость, кольцо — плоскость) приближаются к раз-
рядным напряжениям промежутка стержень — плоскость.
Для промежутка провод — провод разрядные напряжения
при 1<5< 4,75 м могут быть рассчитаны по формуле
U = (0,21 + 0,355) • 103 [кв].	(1—27)
Проведенные в лаборатории техники высоких напряжений
им. А. А. Горева (Ленинградский политехнический институт) из-
мерения с помощью каскада испытательных трансформаторов
с номинальным напряжением, равным 2250 кв, позволили иссле-
довать промежутки между стержнями и между стержнем и плос-
костью длиной соответственно до 8 и 12 м. Результаты измерений
приведены на рис. 7.
34
Разрядные напряжения промежутка стержень « плоскость по
данным ЛПИ ниже, чем по данным НИИПТ. Это связано с раз-
личной методикой приведения результатов испытаний к нормаль-
ным атмосферным условиям.
В связи с созданием электропередачи постоянного тока пред-
ставляют практический интерес разрядные напряжения больших
воздушных промежутков при постоянном высоком напряжении.
Исследования, проведенные И. К. Федченко и М. Е. Иерусалимо-
вым в Киевском политехническом институте, позволили устано-
вить следующие зависимости разрядных напряжений.
Piic. 7. Разрядные напряжения про-
межутков стержень—плоскость (1) и
стержень—стержень (2) при напря-
жении 50 гц (амплитудные значения
по данным ЛПИ).
Положительная полярность незаземленного электрода:
а)	стержень — стержень заземленный
(7 = 4,75-5 ,[кв] при 25 < 5 <; 300 см;	(1—28)
б)	стержень — плоскость
U = 4,47 • 5 [лее]	при 25 < S < 300 см;	(1—29)
в)	кольцо — опора
[7 = 4,8 -5 [га]	при 75 < 5 < 300 см.	(1—30)
Отрицательная полярность незаземленного электрода:
а)	стержень — стержень заземленный
[7 = 4,96*5 [га] при 25<5< 300 см;	(1—31)'
б)	стержень — плоскость
U = 90 + 9,1 • 5 [га] при 5 < 100 см; (1—32)
в)	кольцо—опора
[7 = 5,45*5 [га] при 75<5<300 сл<.	(1—33).
35
3'
Приведенные выражения указывают на значительную зависи-
мость пробивного напряжения от полярности незаземленного
электрода, особенно для промежутка стержень — плоскость. При
положительной полярности стержня разрядные напряжения
ниже, чем при отрицательной.
Сопоставление разрядных напряжений при переменном и по-
стоянном напряжениях показывает, что эти напряжения различ-
ны. Для промежутка стержень — стержень при расстояниях до
300 см разрядные напряжения при постоянном напряжении поло-
жительной полярности примерно на 15—18% ниже, чем ампли-
тудные значения разрядных напряжений при переменном напря-
жении. Для промежутка стержень — плоскость при расстояниях
до 225 см разрядные напряжения при постоянном напряжении
положительной полярности ниже, чем при переменном напряже-
нии, в среднем на 10—13%. При расстояниях более 225 см раз-
рядные напряжения при постоянном напряжении становятся
выше, чем при переменном.
Это, по-видимому, связано с большим влиянием объемного
заряда при постоянном напряжении, который при малых расстоя-
ниях снижает разрядные напряжения, а при больших несколько
выравнивает электрическое поле и повышает разрядные напря-
жения.
Рассмотрим примеры расчета электрической прочности про-
межутков.
Пример 1. Определить разрядное напряжение между сфери-
ческими электродами при расстоянии 5=10 см и при радиусах
сфер г=12,5 см и г = 25 см; 6 = 1.
Радиус сфер г = 12,5 см
£кр = 27,2 (1 4
7Й-) = 31.3 [-/«];
/=»«[тёг+1 + 1/'|тй-+1)1+8] = ‘.2!’1
и = =242
Радиус сфер г = 25 см
Е«р = 27,2 (1 +	= 30,2 [кв/см];
\	V 25 /
f » 0.25 [-В- + 1 + Vh8-+1)!+8l = 1Л4;
U = -30’2г]?- = 265 [ка].
1,14	L J
36
По опытным данным разрядные напряжения между сферами
в первом и втором случаях равны соответственно 248 и 263 кв.
Эти цифры указывают, что расчетные формулы дают достаточ-
ную точность результатов. Более высокое разрядное напряжение
во втором случае объясняется тем, что при увеличении радиуса
сфер поле становится более равномерным.
Пример 2. Определить разрядное напряжение между коакси-
альными цилиндрами, радиусы которых R = 10 см; г = 5 см; 6 = 1.
При радиусе наружного цилиндра 10 см найти величину ра-
диуса внутреннего цилиндра г, при которой разрядное напряже-
ние будет максимальным,
ЕКр = 31 f 1 +	= 35 [кв/см];
\	V 5 /
(/= 35-5-1п-^-= 120 [кв].
Исследуем зависимость (1—20) U=f (г) на максимум
-^- = £Kp(ln/?-lnr- 1) = 0; In 4 = h
— = е = 2,72.
Г
Следовательно, наибольшее разрядное напряжение будет
в том случае, когда отношение радиусов цилиндров равно 2,72.
В нашем случае г=10 : 2,72 = 3,68 см.
Определим величину разрядного напряжения
£кр = 31 (1 4- -£Яг) = 36 [kbIcmY
и = 36-3,68-1п^5-= 132 [кв].
0,00
§ 1—6. Коронный разряд
Коронным разрядом называется один из видов самостоятель-
ного разряда в газах, возникающий в сильнонеравномерных
полях.
Если у поверхности одного или обоих электродов, имеющих
большую кривизну, напряженность электрического поля дости-
гает значений электрической прочности воздуха (примерно
30 кв!см), то в тонком слое газа возле электродов возникает
ионизация, сопровождающаяся свечением газа. По этому внеш-
нему признаку — светящемуся слою вокруг коронирующего элек-
трода— разряд и получил свое название. Вне коронирующего
(’лоя — во внешней области короны — напряженность поля зна-
чительно ниже 30 кв/см и ударная ионизация не происходит.
37
С коронным разрядом приходится сталкиваться на линиях
электропередачи напряжением ПО кв и выше, а также в высоко-
вольтных электрических машинах и аппаратах, где корона может
возникать в газовых прослойках в толще изоляции и у острых
краев электродов.
Коронный разряд сопровождается рядом сопутствующих
явлений: потерями электрической энергии, появлением высоко-
частотных электромагнитных колебаний, образованием в’воздухе
озона и окислов азота.
На линиях электропередачи при определенных условиях по-
тери на корону могут достигать сотен киловатт на один
километр длины, поэтому при проектировании линий необхо-
димо выбирать конструкцию проводов, исключающую большие
потери на корону при рабочем напряжении. Необходимость
устранения короны связана также с влиянием, которое оказы-
вают высокочастотные составляющие в кривой тока, возникаю-
щие при короне, на соседние линии связи, на работу высоко-
частотной связи и высокочастотной защиты, осуществляемых по
проводам ЛЭП, а также с помехами радиоприему, создаваемыми
короной.
Озон, окислы азота, кислоты, которые образуются в воздухе
при короне, вызывают коррозию металлов и разрушающе дейст-
вуют на изоляцию, особенно органическую, электрических аппа-
ратов и машин.
Рассмотрим коронный разряд на линиях электропередачи.
На проводах различают местную и общую корону. Поверх-
ность проводов негладка. Помимо неровностей, вызванных про-
волоками верхнего повива, на поверхности провода имеются
царапины, заусеницы, загрязнения. В этих местах напряженности
электрического поля высоки и здесь уже при сравнительно невы-
соких напряжениях возникает местная корона. При более высо-
ких напряжениях корона охватывает провод по всей длине. Эта
стадия называется общей короной. Теоретическое определение
напряженности и напряжения возникновения местной короны
еще не дано. Поэтому при рассмотрении короны на линиях исхо-
дят из характеристик общей короны.
Начальная напряженность электрического поля, соответст-
вующая появлению общей короны, может быть рассчитана по
формуле
Ео = 30,3 • m • S (1+	[кв/см],	(1—34)
V У'<£/
где Го — радиус провода, см;
т = 0,82— коэффициент негладкости для витого провода
(этот коэффициент учитывает снижение расчетной
38
напряженности поля из-за негладкости поверх-
ности) ;
6 — относительная плотность воздуха.
Рабочая напряженность у поверхности провода определяется
из выражения
(1—35)
где
ео = 8,86- 10-9
Е= -Q
2ле/0 ’
Q — заряд на проводе, к!км;
ф!км — диэлектрическая проницаемость воз-
духа;
го — радиус провода, см.
Величину заряда на проводе можно выразить через напряже-
ние линии ил и рабочую емкость рассматриваемой фазы С
Q-^cu..
где ил — среднее эксплуатационное напряжение между фазами
линии, кв (действующее значение);
С — рабочая емкость рассматриваемой фазы линии, ф!км.
Подставляя в выражение для Е значение Q, получим
Е = 0,0147-^- 109 [кв/см].
го
Если емкость С выражать в пикофарадах на метр, то формула
примет вид
Е = 0,0147-^- [кв!см].	(1—36)
го
С потерями на корону на проводах линий можно не считаться,
если рабочая напряженность электрического поля на поверхности
проводов Е значительно меньше, чем начальная напряженность
Eq, определенная при среднегодовой плотности воздуха 6.
Если напряженности электрического поля на поверхности про-
водов крайних фаз Е>0,5 Е$, потери на корону становятся значи-
тельными и необходимо определять их величину для того, чтобы
решить вопрос о целесообразности принятия мер для уменьше-
ния потерь на корону.
Снижение потерь на корону может быть достигнуто примене-
нием проводов, имеющих большой радиус. При этом рабочая на-
пряженность поля у поверхности проводов Е снижается и интен-
сивность коронного разряда падает. Обычно этот путь приводит
к приемлемым результатам при рабочих напряжениях НО, 150,
220 кв.
39
По условиям потерь на корону принимаются следующие наи-
меньшие диаметры проводов:
Номинальное
напряжение, кв
НО
150
220
Наименьший
диаметр
провода, мм
9,5
13,5
21,5
При напряжениях 330—500 кв уменьшение потерь на корону
достигается путем применения расщепленных фаз. Этот метод,
предложенный еще в 1911 г. акад. А. Ф. Миткевичем, состоит
в том, что каждая фаза вы-
полняется из пучка прово-
дов, электрически соединен-
ных между собой (рис. 8).
Каждый элементарный про-
вод имеет относительно не-
большое сечение, и суммар-
ное сечение проводов фазы
выбирается по величине пе-
Рис. 8. Расщепленные провода.
редаваемой мощности. Ма-
лые потери на корону на ли-
ниях с расщепленными фа-
зами обусловлены меньшими
значениями напряженностей
электрического поля у по-
верхности проводов. Средняя
напряженность поля для рас-
щепленной фазы с п прово-
дами определяется по фор-
муле
Е = 0,0147 [кв/см].
пг 0
(1-37)
Даже с учетом того, что емкость расщепленной фазы больше,
чем емкость одиночного провода, напряженность поля оказы-
вается сниженной в результате распределения электрического
заряда между п элементарными проводами. На линиях 330 кв
обычно применяется расщепление фаз на два провода, а на ли-
ниях 500 кв — на три провода с расстоянием между ними 40 см.
На линиях 750 кв будет применено расщепление на 4 провода.
Об эффективности расщепления фаз для снижения потерь на
корону можно судить по следующим данным. На опытной уста-
новке 500 кв при переходе от одиночного провода в фазе сечением
40
1X1440 мм2 к расщепленной фазе, состоящей из трех проводов
3 X 330 мм2, среднегодовые потери на корону уменьшились
с 12,2 кет/км до 8,8 кет/км, т. е. на 40%. При этом суммарное
сечение расщепленной фа-
зы меньше, чем сечение
одиночного провода. Если
бы применить расщепле-
ние на 3 провода по
480 мм2, т. е. с сохране-
нием суммарного сече-ния,
то потери уменьшились
бы до 4 кет/км — более
чем в три раза.
Потери на корону зна-
чительно зависят от усло-
вий погоды. Осадки в виде
дождя, снега, изморози,
тумана сильно увеличива-
ют величину потерь.
Для расчета потерь на
корону предложен ряд эм-
пирических и полуэмпири-
ческих формул (Пика, За-
лесского, Холма, Майра,
Петерсона и др.). Однако
эти формулы не позволя-
ют получить надежные ре-
зультаты для различных
условий погоды.
Более надежные ре-
зультаты получаются при
использовании данных из-
мерений, полученных в
СССР и за границей непо-
средственно на линиях при
различных условиях пого-
ды. Потери на корону за-
висят главным образом
Рис. 9. Обобщенные характеристики
потерь на корону:
/ — хорошая погода; 2 — снег; 3 — дождь;
4 — изморозь.
от соотношения рабочей и
начальной напряженнос-
« Е
теи Е^ и Условии погоды.
Полученные опытные данные потерь можно обобщить для
различных марок одиночных, а также для расщепленных прово-
дов в виде зависимостей
(1—38У
41
где Рк — потери мощности на корону на рассматриваемой фазе,
кет! км;
го — радиус провода, см;
Е — рабочая напряженность электрического поля, кв!см;
Ео — начальная напряженность электрического поля при
6=1;
п — число проводов в фазе при расщеплении.
Эти зависимости (рис. 9) построены для следующих основных
видов погоды: хорошая погода, дождь, изморозь, снег. К дождям
отнесены морось и мокрый снег.
Пользуясь обобщенными зависимостями, можно определить
потери мощности для каждого вида погоды
PK = nV*F^-).	(1-39)
Среднегодовые потери мощности на корону трехфазной линии
определяются суммированием потерь по фазам при хорошей по-
годе, дожде, снеге и изморози по формуле
(1-40)
где	Е — напряженности электрического поля для
каждой фазы при среднем эксплуатаци-
онном напряжении линии;
Тх; Та; Тс; Тизм — годовая продолжительность хорошей по-
годы, дождя, снега и изморози для дан-
ной местности, час;
Fx; FA; Fc; FR3M —обобщенные зависимости потерь на ко-
рону при разных условиях погоды;
б — среднегодовое значение относительной
плотности воздуха вдоль трассы линии.
В районах с умеренным климатом средняя продолжитель-
ность различных видов погоды может быть охарактеризована
следующими данными:
хорошая погода	Тх	=7120	ч;
дождь и мокрый снег	Тд	=	500	ч;
изморозь зернистая и гололед 7\зм.з = НО ч;
изморозь кристаллическая	Гизм к	= 230	ч;
снег	Тл	=	800	ч.
42
Деление изморози на зернистую и кристаллическую связано
с тем, что нагрев проводов током уменьшает продолжительность
кристаллической изморози. Расчетное число часов кристал-
лической изморози Гизм.к. следует определять путем умножения
фактического числа часов Т„змк на поправочный коэффициент у,
определяемый в зависимости от плотности тока (рис. 10). В таком
случае число часов хорошей погоды увеличивается на величину
(1 -
Можно принять следующий порядок расчета среднегодовых
потерь на корону.
1. Исходные данные для расчета: расстояние между фазами
D; средняя высота подвеса проводов над землей h; радиус про-
вода го; число проводов в фазе
п; шаг расщепления а; плот-^.
ность тока в проводах /.
Рис. 11. Графики для определения
рабочих емкостей проводов (горизон-
тальное расположение фаз).
Рис. 10. Зависимость поправочно-
го коэффициента у от плотности
тока для различных марок про-
водов:
1 — АСО-ЗОО; 2 -АСО-400; 3 — АСО-500;
4 — АСО-600; 5 — АСО-700. 2
2. Вычисляется средняя емкость транспонированной линии
без учета влияния земли по формуле
С=7ТЭ55- 1**1 •	(1-41)
где гэ — эквивалентный радиус фазы
V
гэ — Га при п — 1; г9 =У гоа',~1 при п - 2 и п = 3.
43
По величине средней емкости, пользуясь графиками рис. 11,
определяются рабочие емкости крайних и средней фазы Ci = C3
и Сг.
3.	Вычисляются средние значения напряженности поля для
трех фаз. При горизонтальном расположении фаз
£, = Е3 = 0,0147	и £2 = 0,0147
1	3	пг0 2	пг0
4.	Вычисляется начальная напряженность поля
Ео = 30,3-0,82 fl +
\ Vr0 J
и отношения и
При расчете среднегодовых потерь мощности на корону для
линий, проходящих на высоте до 500 м над уровнем моря, по-
правку на плотность воздуха можно не учитывать.
Е Е
5.	По значениям f- и / определяются обобщенные харак-
теристики короны для разных групп погоды
6.	Определяется по метеорологическим таблицам годовая
продолжительность различных групп погоды. Для районов с уме-
ренным климатом можно пользоваться средними данными, при-
веденными выше.
7.	По формуле (1—40) рассчитываются среднегодовые потери
на корону.
В качестве примера рассчитаем среднегодовые потери мощ-
ности на корону для линии 220 кв, выполненной проводами
АСО-240 (го = 1,08 см).
Расстояние между проводами 22 = 5,25 м, расположение про-
водов горизонтальное. Средняя высота подвеса провода /г=10 м;
плотность тока / = 0,7 а!мм2.
1. Средняя емкость линии
С =	= 8'51*"!'
g 1,081
Рабочие емкости проводов (по рис. 11)
Ci = С3 = 8,6 [пф/м]\	С2 = 9,2 [пф/м].
2. Средние значения напряженности электрического поля
44
3.
4.
Ei = £3 = 0,0147	• = 25,8 [кв/см];
E2 = 0,0147 -9,^°- = 27,5 [кв/см]. '
Начальная напряженность электрического поля
Ео = 30,3 • 0,82 jl + - °£_ j = 31,9 [кв/см].
Отношения рабочей к начальной напряженности поля
В -о.8‘; -fj--snr = 0’862-
5.
Ei _ £3
Eq Eq
Обобщенные характеристики короны (по рис. 9)
Лх ~ ^зх =	1; -^хд = -^зд = 2,5; F1C = F3C = 0,4;
Р 1изм = -^зизм = 6; F= 0,12; F^ = 3; F— 0,5; /**2Изм = 7.
6. Принимаем среднюю продолжительность различных групп
погоды для районов с умеренным климатом
Тх = 7120*; Тд = 500*, ТИЗм.3. = НО*; Г змк = 230*; То = 800*.
Поправочный коэффициент у принимаем равным 0,7. Тогда фак-
тическая продолжительность кристаллической изморози составит
Тиам. К = 0,7-230 = 161 ч.
Общая продолжительность изморози
Тнзи = 161 + ПО = 271 ч.
Общая продолжительность хорошей погоды
7\ = 7120 + (1 —0,7)230 = 7189 ч.
7. Среднегодовые потери мощности на корону
[(2 • 0,1 + 0,12) 7189 + (2 • 2,5 + 3) • 500 +
+ (2 • 0,4 + 0,5) 800 + (2 • 6 + 7) 271] = 1,65 [квт/км].
Среднегодовые потери мощности на корону необходимо рас-
считывать не только при проектировании новых ЛЭП, но и в слу-
чаях перевода действующих ЛЭП на повышенное номинальное
напряжение. Как известно, это широко применяется для увеличе-
ния пропускной способности действующих линий. При повыше-
нии номинального напряжения линии, естественно, возрастают
45
потери на корону. Необходимо, следовательно, рассчитать потери
на корону при новом номинальном напряжении и на основе эко-
номических сравнений решить вопрос о возможности использова-
ния на линии прежних проводов. Обычно, если напряженности
электрического поля на крайних фазах не превышают 27—
28яв/ои, замены проводов можно не производить.
При переводе линий 220 кв на напряжение 330 кв допускается
не переходить на расщепленные провода и оставлять одиночные
провода с диаметром 30,2 мм (АСО-500).
Важным фактором, заставляющим ограничивать интенсив-
ность короны на линиях электропередачи, являются радиопомехи
и помехи в высокочастотных каналах связи, создаваемые ко-
роной.
Уровни радиопомех от короны определяются по показаниям
специального прибора ИП-12, установленного на расстоянии 50 м
от линии. Норма допустимых радиопомех для частот 0,5—2 Мгц
составляет 50 мкв (показания ИП-12).
Исследования показали, что интенсивность помех определяет-
ся главным образом напряженностью электрического поля у по-
верхности проводов. Уровни радиопомех находятся в допустимых
пределах при напряженностях поля, не превышающих 25 кв/см.
На линиях, переводимых на повышенное номинальное напря-
жение, при рабочих напряженностях 27-4-28 кв!см допускаются
повышенные уровни радиопомех. В этих случаях необходимо обо-
рудовать каналы связи мощными выходными усилителями, а для
радиоприемников, расположенных вблизи трассы линии, преду-
сматривать выносные антенны.
На интенсивность радиопомех оказывает большое влияние
состояние поверхности провода. Любые шероховатости, загрязне-
ния на поверхности провода могут явиться причиной увеличения
уровня радиопомех. Поэтому необходимо избегать повреждений
поверхности провода в процессе производства, при перевозках
и монтаже. Опыт показывает, что линии с длительным сроком
эксплуатации дают меньшие величины помех, чем новые.
В электрических аппаратах вычислить напряжение начала
короны можно только при немногих формах электродов. Для
цилиндрических и сферических электродов соответствующие фор-
мулы приведены в § 1—5.
Для двух параллельных полос квадратной формы, располо-
женных друг против друга острыми кромками, напряжение коро-
ны можно определить по формуле
и= 13 ^S"2 [кв],	(1-42)
где S — расстояние между электродами, см.
Практически для аппаратов коронное напряжение опреде*
ляется опытным путем.
46
Для повышения коронного напряжения нужно уменьшать
кривизну поверхности токоведущих частей, избегать острых
углов и кромок.
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ КОРОННОГО РАЗРЯДА
ДЛЯ ГАЗООЧИСТКИ И НАНЕСЕНИЯ ЛАКОВЫХ ПОКРЫТИЙ
Коронный разряд применяется в установках электрофильтров
для очистки дымовых газов промышленных предприятий от твер-
дых уносов. Принцип работы электрофильтров состоит в следую-
щем: дымовые газы поступают в зону коронного разряда, создан-
ного в электрофильтре вокруг электродов, находящихся под вы-
соким отрицательным потенциалом. Твердые частицы в дымовых
газах адсорбируют газовые ионы и, заряжаясь отрицательно,
движутся к осадительным заземленным электродам. Фильтры
снабжены устройствами, стряхивающими пыль с электродов,
и транспортерами для пыли. Электрофильтры работают при на-
пряжениях 70-4-90 кв и расстояниях между электродами 5-4-10 см.
Сила тока коронного разряда составляет до 0,5 ма на 1 м коро-
нирующего провода. Газ движется со скоростью порядка 5 м/сек
и находится в электрическом поле от 3 до беек. Полнота пыле-
улавливания может достигать 98—99%.
На таком же принципе основано нанесение лаковых покрытий
на металлические и неметаллические детали. В область коронно-
го разряда подается лак в распыленном состоянии. Частицы лака
адсорбируют газовые ионы и вместе с ними движутся к заземлен-
ному электроду. Встречая на своем пути детали, подвергающиеся
лакировке, частицы лака оседают на их поверхности. Этот метод
применяется в автомобильной промышленности для лакировки
кузовов автомашин, а также в мебельной. Опыт показал высокую
эффективность метода, дающего экономию лака и улучшение
качества покрытия.
§ 1—7. Разряды при импульсных напряжениях
Импульсные напряжения имеют апериодическую форму
и кратковременный характер. Обычно электроустановки подвер-
гаются воздействию импульсных напряжений в результате уда-
ров молний в провода воздушных линий электропередачи. При
этом на проводах возникают электромагнитные волны, имеющие
форму апериодических импульсов с амплитудой в миллионы
вольт и длительностью в десятки микросекунд. Распространяясь
вдоль линий, импульсные волны воздействуют на линейную изо-
ляцию и изоляцию электрооборудования электрических станций
и подстанций. В связи с этим высоковольтное электрооборудова-
47
ние должно обладать определенной импульсной прочностью, т. е.
иметь определенные разрядные характеристики при импульсных
воздействиях.
Величины импульсных напряжений, которые электрооборудо-
вание должно выдерживать без возникновения разрядов (испы-
тательные напряжения), устанавливаются в соответствии с вели-
чинами возможных импульсных воздействий с учетом действия
защитных аппаратов (разрядников). Для трансформаторов, ап-
паратов и изоляторов высокого напряжения импульсные испыта-
тельные напряжения зафиксированы в ГОСТ-1516-60.
Импульсная волна характеризуется амплитудой, длиной
фронта и полной длиной. Длина фронта и полная длина волны
выражаются в микросекундах и определяются на осциллограм-
мах соответственно отрезками Тф и тв (рис. 12).
Опыт показывает, что пробой газов при импульсах происходит
обычно при больших напряжениях, чем в случае постоянного или
Рис. 13. Срезанная импульсная
волна. Uс—напряжение среза
волны.
Рис. 12. Полная импульсная вол-
на:
*св — полная длина волны; ?ф — длина
фронта волны.
переменного напряжения. Это связано с тем, что время действия
импульса ограничено и имеет один порядок с временем форми-
рования разряда.
Кратковременность действия импульсной волны требует для
развития пробоя более высоких амплитуд напряжения, чем при
длительно действующем напряжении.
Отношение пробивного импульсного напряжения к пробивно-
му напряжению при длительном воздействии (статическому про-
бивному напряжению) называется коэффициентом импульса 3
О ^имп
За пробивное импульсное напряжение принимают амплитуду
импульсного напряжения, которое приводит к пробою промежут-
ка в 50% случаев, т. е. то напряжение, при котором из общего
числа подаваемых на объект волн 50% волн приводят к пробою,
а 50 не дают пробоя. Это так называемое 50%-ное разрядное на-
пряжение. Коэффициент импульса обычно больше единицы. Ве-
48
личина его зависит от длительности импульса и характера элек-
трического поля разрядного промежутка. В неравномерных полях
коэффициент импульса выше, чем в равномерных. С уменьшением
длины импульсной волны разрядное импульсное напряжение
увеличивается и коэффициент импульса р возрастает.
При определении импульсных разрядных характеристик элек-
трооборудования (необходимо пользоваться импульсными волна-
ми постоянной длины — стандартными импульсными волнами.
В Советском Союзе используются две стандартные волны: пол-
ная волна 1,5/40, имеющая длину фронта 1,5 мксек и полную
длину 40 мксек, и срезанная — длиной 2—3 мксек (рис. 13).
Рассматривая пробой при импульсах, необходимо обратить
внимание на развитие процесса во времени. Обычно при кратко-
временных импульсных воздействиях, когда напряжение на
фронте волны достигает значения напряжения пробоя при дли-
тельном воздействии (Uc — статическое пробивное напряжение),
пробоя не происходит. Это объясняется тем, что для развития
разряда необходимо определенное время — большее, чем при
достижении величины Uc при импульсной волне. Отрезок вре-
мени от момента достижения статического пробивного напря-
жения до момента окончательного формирования разряда назы-
вается временем запаздывания разряда. В свою очередь, время
запаздывания разряда составляется из статистического времени
запаздывания ?Ст и времени формирования разряда /ф
^зап = ^ст ""F ^ф.	(1	43)
Величина обусловливается отсутствием в момент достиже-
ния статического пробивного напряжения в разрядном проме-
жутке начальных электронов, которые могут создать электрон-
ную лавину в результате ударной ионизации. Величина 4т
зависит от величины приложенного напряжения, материала
катода, а главное, от освещенности катода.
При облучении катода коротковолновым излучением, создаю-
щим поверхностную фотоионизацию, вероятность появления на-
чального «запального» электрона увеличивается и время /ст сни-
жается.
Время формирования разряда /ф обусловлено скоростью дви-
жения электронной лавины и скоростью распространения стри-
мера. Величина /ф уменьшается при увеличении напряженности
поля и уменьшении давления и пропорциональна длине разряд-
ного промежутка. Важно отметить, что если длительность им-
пульса меньше в-ремени запаздывания разряда, пробой проме-
жутка не произойдет.
Более полно, чем коэффициент импульса, характеризуют
поведение изоляционных промежутков при импульсах вольт-се-
4. Иерусалимов, Орлов
49
кундные характеристики. Эти характеристики устанавливают
связь между амплитудой импульса и полным временем разряда
Zp — временем от момента приложения напряжения до заверше-
ния разряда.
Для получения вольт-секундной характеристики необходимо
испытываемый объект подвергнуть воздействию стандартных
импульсных волн различной амплитуды. В зависимости от вели-
чины амплитуды импульса разряд будет происходить при раз-
личных временах разряда tp. При помощи электронного осцилло-
графа можно зафиксировать форму и амплитуду импульсной
волны и время разряда в каждом случае. На основании этих дан-
ных строят вольт-секундную характеристику, как это показано
на рис. 14.
Если разряд происходит на хвосте волны, то точки вольт-се-
кундной характеристики связывают время разряда tp и ампли-
туду импульса. Если разряд происходит на фронте волны, то эти
точки связывают время разряда tp с напряжением импульса
в момент разряда.
Вольт-секундные характеристики имеют спадающий харак-
тер: с уменьшением амплитуды импульса увеличивается время
Рис. 14. Построение вольт-
секундной характеристики.:
тр — время разряда.
Рис. 15. Разрядные импульсные напря-
жения воздушных промежутков.
разряда. Профессора А. А. Горев и Л. Е. Машкилейсон предло-
жили формулу для построения вольт-секундных характеристик
£7 = Л|Л + -£-,	(1-44)
где постоянные А и Т определяются экепериментально для дан-
ного промежутка. Для этого достаточно определить время раз-
50
ряда при двух значениях напряжения U\ и t/2. В таком случае
постоянные А и Т определяются из двух уравнений
Зная постоянные А и Т, можно определить остальные точки ха-
рактеристики.
Для промежутка между стержневыми электродами уравнение
вольт-секундной характеристики может быть записано в виде
U = E0S 1/1+	(1—45У
г	Гр
где 5 — расстояние между электродами, см;
Eq — представляет собой средний разрядный градиент при
/р = ОО.
По данным ЛПИ, вольт-секундная характеристика промежут-
ка стержень — стержень при волне 1,5/40 положительной по-
лярности описывается уравнением
и = 4,95  3 (1 + [кв]	(1 —46)'
'	Гр •
(5 в сантиметрах и tp в микросекундах).
Вольт-секундные характеристики имеют существенное значе-
ние при защите электрооборудования от воздействия набегающих
импульсных волн с помощью защитных разрядников. Характери-
стики защитных разрядников должны лежать ниже характери-
стик защищаемой изоляции. В этом случае опасные импульсные
напряжения будут приводить к разрядам в защитных разрядни-
ках, а не в защищаемых объектах.
Определение импульсных разрядных характеристик произво-
дится опытным путем. В качестве источника импульсных волн
применяются генераторы импульсных напряжений (см. гла-
ву IX).
Приближенные значения 50%-ных разрядных напряжений
при воздействии полной волны 1,5/40 для некоторых форм элек-
। родов могут быть определены по формулам:
промежуток стержень — стержень (30 < S < 400 см)
{/+ = 50 + 6-5 [кв];	(1—47)’
{/_ = 50 + 6,7 • 5 [кв];	(1—48);
промежуток стержень — плоскость
U+= 5,3-5 [кв].	(1— 49 Г
Г	51
Для больших промежутков при различной форме электродов
импульсные разрядные напряжения определяются по опытным
кривым (рис. 15).
§ 1—8. Разрядные напряжения при нестандартных
формах воздействующего напряжения
Изоляция электрических установок подвергается воздействию
напряжений, форма которых может резко отличаться от стан-
дартных воздействий: синусоидального напряжения 50 гц и им-
пульсного 1,5/40.
Обычно нестандартные формы кривых напряжений возникают
при коммутационных перенапряжениях, в результате включений
и отключений линий, трансформаторов и других изменений режи-
мов электроустановок. Формы коммутационных волн весьма
многообразны и зависят от вида коммутационных перенапряже-
ний и параметров электрической
цепи, в которой перенапряжения
развиваются.
Рис. 17. Разрядные характе-
ристики воздушных промежут-
0,02 сек
\J V	V V
ков стержень — плоскость при
Рис. 16. Осциллограмма одной из	импульсной волне с Тф=200
форм коммутационных волн перена-	мксек (1) и переменном напря-
пряжений.	жении (2)ч
Чаще всего коммутационные волны представляют собой зату-
хающие колебания с частотой от нескольких сотен до нескольким
тысяч герц. На рис. 16 представлена осциллограмма волны пере-
напряжения, соответствующей случаю автоматического включе-
ния предварительно заряженной линии. Как видно из рисунка,
на изоляцию предварительно действует постоянное напряжение,
затем следует переменное, соответствующее переходному про-
цессу перезарядки емкости линии, после чего устанавливается
рабочее напряжение 50 гц. Исследования показали, что электри-
ческая прочность воздушной изоляции при коммутационных вол-
52
нах отличается от прочности при импульсных напряжениях и на-
пряжениях 50 гц. Так как изоляционные расстояния, особенно
в установках напряжением 330 кв и выше, определяются в значи-
тельной степени величинами коммутационных перенапряжений,
важно знать электрическую прочность воздушных промежутков
при этих формах напряжений.
До сих пор еще нет общепринятых форм коммутационных
волн, при которых определяется электрическая прочность изоля-
ции. В ФРГ воспроизводят основную волну рабочей частоты
с наложенными экспоненциально затухающими колебаниями
частотой 5 кгц. В швейцарских исследованиях принята половина
периода синусоиды частотой 250 гц.
В Советском Союзе в Энергетическом институте им. Г. М. Кржи-
жановского под руководством проф. И. С. Стекольникова были
проведены исследования больших воздушных промежутков
при импульсных напряжениях с экспоненциальным фронтом,
длительность которого изменялась в диапазоне от 20 до
700 мксек. Эти длительности фронта соответствуют длительности
четверти волны синусоидального напряжения частотой 12,5 кгц
и 357 гц. Установлено, что при длительности фронта Тф = 200-н
250 мксек разрядные напряжения для промежутков стержень —
стержень и стержень — плоскость имеют минимальные значения,
которые существенно ниже, чем при переменном и импульсном
(стандартном) напряжениях. На рис. 17 приведена характери-
стика минимального разрядного напряжения промежутка стер-
жень — плоскость. Для сравнения приведена характеристика при
напряжении 50 гц. Из сопоставления кривых видно, что при рас-
стояниях порядка 6 м разрядное напряжение при волне с Тф =
= 200-4-250 мксек на 30% ниже, чем при переменном напряжении.
Аналогичный факт был установлен при испытаниях полувол-
нами синусоидального напряжения различной частоты. При час-
тотах порядка 250 гц наблюдался минимум разрядного напря-
жения.
В табл. 1 приведены разрядные напряжения для промежутка
стержень — плоскость при различных воздействующих напряже-
ниях, показана область частот, при которых разрядные напряже-
ния снижены по сравнению с импульсными и 50-периодными
разрядными напряжениями.
Наличие минимума разрядного напряжения можно объяснить
следующим образом. Во время первой стадии искры — короны
у электродов образуется объемный заряд, который снижает на-
пряженности электрического поля в приэлектродной зоне, что
приводит к увеличению пробивного напряжения. Чем меньше
иштельность волны, тем меньше величина объемного заряда и,
следовательно, ниже разрядное напряжение. С другой стороны,
при малых длительностях волны (тф<200 мксек) на величину
разрядного напряжения большее влияние оказывает инерцион-
53
Таблица 1
Разрядные напряжения для промежутка стержень — плоскость
при различных воздействующих напряжениях
Длина промежут- ка, см	Разрядное напряжение, кв			
	+ 1/50	5000 гц	250 гц	50 гц
10	90	72	64	80
20	130	124	108	120
30	172	161	152	170
ность разряда, которая проявляется в отставании развития раз-
ряда от скорости подъема напряжения на промежутке. Этот фак-
тор приводит к увеличению разрядного напряжения при умень-
шении длительности волны.
Дальнейшие исследования различных разрядных промежут-
ков должны установить формы коммутационных волн, при кото-
рых электрическая прочность этих промежутков минимальна. Это
позволит определять разрядные напряжения в наиболее трудных
для изоляции условиях. В настоящее время в ряде институтов
созданы испытательные установки для таких исследований, по-
зволяющие получать испытательные напряжения, приближаю-
щиеся по форме к коммутационным волнам.
§ 1—9. Разряды по поверхности
твердых диэлектриков в воздухе
В электрических установках обычно газообразные диэлектри-
ки сочетаются с твердыми. В таких случаях электрические
разряды могут развиваться в воздухе по поверхности твердых
диэлектриков. При этом твердые диэлектрики оказывают сущест-
венное влияние на развитие разряда и величины разрядных на-
пряжений.
Влияние твердого диэлектрика в условиях равномерного поля,
когда линии напряженности электрического поля идут вдоль
поверхности диэлектрика (рис. 18), исследовано советскими уче-
ными Вальтером и Инге. Они показали, что на поверхности ди-
электрика при относительной влажности воздуха более 50%
могут образовываться сплошные полоски влаги, идущие от одно-
го электрода к другому. При сплошном слое влаги на поверх-
ности диэлектрика под действием сильного электрического поля
происходят перемещения электрических зарядов и их накопление
у электродов. В результате этого поле у поверхности диэлектрика
искажается и разряд развивается в воздухе в условиях неравно-
54
мерного электрического поля. Таким образом, разрядные напря-
жения в этом случае соответствуют разрядным напряжениям
в неравномерном поле между игольчатыми электродами. Если
поверхность диэлектрика плохо смачивается (парафин) и сплош-
Рис. 18. Разряд по поверх-
ности в условиях равномер-
ного электрического поля:
/ — электроды; 2 — диэлектрик;
3 — направление развития раз-
ряда.
ные пленки влаги плохо образовы-
ваются, разрядные напряжения при-
ближаются к пробивным для воз-
духа в равномерном поле.
Рис. 19. Разряд по поверхности при
наличии нормальной к поверхности
составляющей электрического поля:
1 — электроды; 2 — диэлектрик.
При малой влажности воздуха (<50%) разрядные напряже-
ния также остаются высокими. Эти закономерности относятся
к постоянному и переменному напряжению 50 гц. При импульс-
ном напряжении и напряжении высокой частоты (105 гц и выше)
перезарядка поверхности диэлектрика не происходит и разряд-
ные напряжения по поверхности близки к напряжениям пробоя
воздуха при импульсах и высокой частоте. В условиях неравно-
мерного поля, естественно, влияние поверхностной пленки влаги
незначительно. Разрядные напряжения по поверхности оказыва-
ются близкими к пробивным напряжениям воздуха для той же
формы электродов.
Положение существенно меняется, когда поле имеет значи-
тельную составляющую, нормальную к поверхности диэлектрика
(рис. 19). В этом случае разрядные напряжения по поверхности
значительно ниже, чем без нормальной составляющей. Немецкий
ученый Теплер, исследовавший детально этот случай, считает,
что при наличии нормальной составляющей напряженности элек-
трического поля ионы «прижимаются» к поверхности диэлектри-
ка и движутся вдоль поверхности с трением. Выделяющееся
вследствие этого тепло вызывает местный разогрев поверхности
и создает дополнительную термическую ионизацию воздуха, об-
легчающую разряд.
При повышении напряжения, приложенного к электродам, по-
верхностный разряд проходит ряд стадий. Вначале у электродов
появляется свечение, далее — светящиеся полосы, состоящие из
многочисленных светящихся нитей, и при более высоком напря-
55
м<ении — отдельные скользящие разряды, завершающиеся пол-
ным поверхностным перекрытием.
По Теплеру, при переменном напряжении скользящие разря-
ды возникают при напряжении (действующее значение)
тт 1,36-10—4Г п	Z1
=	0,44 [Кб]>	(1 —50)
сп
где Сп — поверхностная емкость. Эта величина представляет со-
бой емкость между поверхностью, по которой развивается раз-
ряд, и вторым электродом, отнесенную к единице поверхности.
Для плоского диэлектрика поверхностная емкость опреде-
ляется выражением
г 8,86-10“14-е г , , 2,	/1 rxi\
Сп =------д----[ф!см2\	(1—51)
где е — относительная диэлектрическая проницаемость диэлек-
трика;
______Д — толщина диэлектрика, см.
Для цилиндрического проходного изолятора поверхностная
емкость определяется следующим образом.
Общая емкость равна
С = 2лее05
1п^- ’
где S — длина боковой поверхности, по которой развивает-
ся разряд;
Г\ и г2 — внутренний и наружный радиусы цилиндрического
изолятора.
Боковая поверхность, по которой развивается разряд, равна
s — 2nr2S.
В таком случае поверхностную емкость можно выразить следую-
щим образом:
г* с е-е0 8,86-10“14-е г ,, 21 Z1
Сп = — =--------=---------------[ф/см2].	(1—52)
5	г21п^-	г,1п-^-
2 Г)	2 г.
Для многослойного цилиндрического проходного изолятора по-
верхностная емкость может быть определена из выражения
56
где £i, £2,	—диэлектрические проницаемости слоев;
Го — радиус токоведущего стержня;
гь Ъ, — наружные радиусы слоев.
При импульсах напряжение начала скользящих разрядов
в 1,5—2 раза выше чем при 50 гц.
При постоянном напряжении скользящие разряды не образу-
ются, так как отсутствуют емкостные токи через диэлектрик. При
выпрямленном (пульсирующем) напряжении скользящие разря-
ды возникают так же, как и при переменном.
Из выражения (1—50) следует, что напряжение начала сколь-
зящих разрядов повышается при уменьшении поверхностей
емкости. Иногда специально увеличивают диаметр изоляторов,
что приводит к уменьшению поверхностной емкости и увеличе-
нию разрядного напряжения по поверхности.
Проф. А. М. Залесский, выражая аналитически опытные зави-
симости, дает следующее выражение для напряжения начала
скользящих разрядов (действующее значение):
(1—54)
(Сп дано в пикофарадах на квадратный сантиметр)/
НапряжениеПполногоПйовёрхностного перекрытия может быть
определено из формулы Теплера для длины кистевого разряда
S = kC\w\fd±	(1-55)'
где S — длина кистевого разряда, см;
k — коэффициент пропорциональности, равный при импульс-
ном напряжении положительной полярности 39 • 1015
и при отрицательной полярности 33 • 1015;
U — амплитуда приложенного напряжения, кв;
du	,
— скорость возрастания напряжения, кв!мксек.
Если принять за длину кистевого разряда S расстояние между
электродами по поверхности диэлектрика (разрядное расстоя-
ние), то величина разрядного напряжения определится выраже-
нием
и~
V dt
Формула указывает на относительно малое увеличение раз-
рядного напряжения при увеличении разрядного расстояния.
В изоляторах, для того чтобы получить нужные разрядные харак-
теристики без значительного увеличения габаритов, делают реб-
57
ра на боковой поверхности. При этом увеличивается разрядное
расстояние и повышается напряжение поверхностного разряда.
Для изоляторов, имеющих ребра на боковой поверхности, разряд
развивается частично по поверхности фарфора и частично по воз-
духу. Разрядные напряжения для таких конструкций определя-
ются опытным путем.
Величины разрядных напряжений по поверхности при посто-
янном и переменном напряжениях зависят от состояния поверх-
ности диэлектрика. При мокрой поверхности (под дождем)
разрядное напряжение 50 гц примерно вдвое ниже, чем при
сухой. При этом имеют значение сила дождя, проводимость воды,
длительность пребывания изоляторов под дождем. ГОСТ-1516-60
нормирует условия испытаний для определения мокроразрядных
напряжений изоляторов.
В еще большей степени снижаются разрядные напряжения
при увлажнении и загрязнении поверхности. В зависимости от
интенсивности и характера загрязнений разрядные напряжения
могут составлять 50—25% от мокроразрядных.
Разрядные напряжения при импульсных напряжениях мало
зависят от увлажнения и загрязнения и приближаются к величи-
нам сухоразрядных.
§ 1 — 10. Дуговой разряд
ОСНОВНЫЕ ПРОЦЕССЫ В ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ДУГЕ
Рис. 20. Области электриче-
ской дуги:
1, 2 — электроды; I, II, III — облас-
ти дуги.
Электрическая дуга представляет собой разряд с большой
плотностью тока (до 105 а! см2). Явление электрической дуги было
впервые открыто проф. В. В. Петровым в 1802 г. Электрическая
дуга нашла широкое применение в различных отраслях техники.
Она используется в источниках
света, для электрической, свар-
ки и резки металлов, при плав-
лении металлов и др. Исследо-
ванию свойств и физических
процессов в дуге посвящено
много работ.
В электрических установ-
ках дуговой разряд чаще все-
го образуется между контак-
тами выключающих аппаратов
при отключении электрических
цепей (дуга отключения). Кро-
возникают при пробоях и пере-
крытиях изоляции электрических установок. Такие дуги часто
наблюдаются на линиях электропередачи при перекрытиях
линейной изоляции.
разряды
ме того, дуговые
58
В дуге, горящей между двумя электродами, можно выделить
три характерных области: прикатодную, столб дуги и прианод-
пую (рис. 20). Протяженность прикатодной области имеет вели-
чину порядка длины свободного пробега электрона (10~4—
К) ь см). Примерно такую же величину имеет прианодная об-
ласть. Остальное пространство между электродами занимает
столб дуги. Напряжение на дуге распределяется между указан-
ными областями так, что на прикатодную область ложится на-
пряжение Uk (катодное падение напряжения), близкое по вели-
чине к потенциалу ионизации газа, в котором горит дуга. Для
воздуха UK = 84-12 в (в зависимости от материала катода).
Анодное падение напряжения t/a равно нескольким вольтам.
Падение напряжения в столбе дуги составляет
Uc = EcSct
где Ес = 154-25 в/см— градиент потенциала в столбе дуги, сво-
бодно горящей в воздухе;
S — длина столба дуги, см.
На рис. 21 схематически представлено распределение напря-
жения вдоль дуги. Ток в дуге поддерживается электронами и
ионами, создаваемыми в результате процессов ионизации, проис-
ходящих около катода и в столбе дуги.
Катодное падение напряжения, приходящееся на очень малую
длину прикатодной области, создает у поверхности катода весьма
высокие (105—106 в!см) напряженности электрического поля.
Рис. 21. Распределение на-
пряжения вдоль дуги.
Рис. 22. Вольт-амперная характерис-
тика дуги в воздушном выключателе.
Неровности поверхности катода еще более увеличивают напря-
женности электрического поля. Под действием сил поля некото-
рая часть свободных электронов покидает поверхность катода.
Это явление называется автоэлектронной эмиссией.
59
При больших плотностях тока, при которых горит дуга, тем-
пература поверхности катода достигает температуры испарения
металла, из которого выполнен катод. Если температура поверх-
ности катода достигает 3500—4000° К, что возможно для туго-
плавких металлов, скорости свободных электронов становятся
столь большими, что значительная часть их покидает поверхность
катода. Это явление называется термоэлектронной эмиссией.
Плотность тока термоавтоэлектронной эмиссии может быть
определена по эмпирической формуле
ь
} = А(Т + аЕ)2е т+аЕ [а! см2},	(1—57)
где А, а, b — константы, зависящие от свойств металла;
Т — температура поверхности катода, ° К;
Е — напряженность электрического поля, в!см.
Из формулы видно, что с увеличением температуры Т и на-
пряженности поля Е плотность тока эмиссии быстро увеличи-
вается.
Столб дуги представляет собой сильно ионизированный объем
газа, заполненный положительными и отрицательными ионами.
Газ в таком состоянии называется плазмой. Так как напряжен-
ности электрического поля в столбе дуги невелики (154-25 в!см),
ударная ионизация не возникает. Главным процессом ионизации
молекул газа в области столба дуги является термическая иони-
зация. Столб дуги (плазма дуги) имеет очень высокую темпера-
туру, которая, по данным исследований, проведенных на различ-
ных дугах, находится в пределах от 5000 до 25000 °К. Высокая
температура дуги поддерживается протеканием тока дуги, и с
увеличением плотности тока температура возрастает. Свободно-
горящая дуга в воздухе при небольших токах имеет температуру
60004-7000 °К. При токах порядка тысяч ампер температура дуги
достигает 10 0004-12 000° К. При продольном обдувании сжатым
воздухом температура дуги может достичь 15 000° К, а в отдель-
ных случаях и 25 000° К.
При таких высоких температурах степень ионизации столба
дуги, а следовательно, и его проводимость весьма велики, как это
следует из уравнения Саха (1—6). Таким образом, дуга пред-
ставляет собой явление электрическое и тепловое. Условия теп-
лообмена с окружающей средой играют весьма важную роль в
поведении дуги.
Важнейшей характеристикой дуги является ее вольт-ампер-
ная характеристика, устанавливающая зависимость между током
и напряжением дуги. Различают характеристику статическую,
относящуюся к стационарной дуге постоянного тока, и динами-
ческую, относящуюся к дугам в неустановившемся режиме (дуги
переменного тока и дуги отключения). Вид вольт-амперной ха-
60
рамеристики зависит от условий, в которых горит дуга. Поэтому
шльзя дать общего аналитического выражения	зависи-
мости напряжения дуги от тока. Для дуги в воздухе при неболь-
ших токах /<20 а вольт-амперная характеристика имеет падаю-
щий характер: с увеличением тока напряжение на дуге умень-
шается. Уравнение такой характеристики может быть представ-
лено в виде
{/д = Л+4-,	(1-58)
где Uд — напряжение дуги;
А и В — постоянные;
/ — ток в дуге.
Вольтамперная характеристика дуги, полученная в воздуш-
ном выключателе (рис. 22), может быть выражена формулой
Ua = 13,5-Z—°'15 [/се].	(1—59)
В дуге переменного тока нет однозначной зависимости напря-
жения от тока. При возрастании и уменьшении тока вольт-ампер-
ные характеристики получаются различными.
ГАШЕНИЕ ДУГИ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
В ВЫКЛЮЧАЮЩИХ АППАРАТАХ
Характерной особенностью дуги переменного тока является
то, что каждые полпериода при переходе тока через нуль проис-
ходит естественное погасание дуги. Это обстоятельство исполь-
зуется для гашения дуги в выключающих аппаратах.
В конце и в начале каждого полупериода, в течение некоторо-
го времени, пока величина тока близка к нулю, энергия к дуге
практически не поступает. Температура дуги уменьшается, и
ионизация прекращается. В этот отрезок времени происходит
деионизация столба дуги, и электрическая прочность дугового
промежутка увеличивается. В момент гашения дуги на ее элек-
тродах восстанавливается напряжение цепи, питающей дугу.
Если скорость деионизации столба дуги, а следовательно, и ско-
рость возрастания электрической прочности дугового промежут-
ка малы, то под действием восстанавливающегося напряжения
происходит повторное зажигание дуги. Для того, чтобы зажига-
ние дуги не произошло, необходимо, чтобы скорость роста ди-
электрической прочности дугового промежутка была выше ско-
рости увеличения восстанавливающегося напряжения (рис. 23).
Восстановление напряжения на контактах выключателя обыч-
но имеет колебательный характер вследствие наличия в цепи
емкостей и индуктивностей. Частота колебаний восстанавливаю-
щегося напряжения в зависимости от параметров цепи может
61
составлять от сотен до тысяч и десятков тысяч герц, а его ампли-
туда значительно превышает номинальное напряжение сети.
При высокой частоте восстанавливающегося напряжения ско-
рость его роста весьма велика. Поэтому для того чтобы произо-
Рис. 23. Зависимости восста-
навливающегося напряжения а
на контактах выключателя и
роста диэлектрической проч-
ности дугового промежутка
б и в.
1 — пробой.
Рис. 24. Зависимости роста
диэлектрической прочности
дугового промежутка для
воздушного (1) и масляно-
го (2) выключателей.
шло гашение дуги, необходимо обеспечить весьма быстрый рост
диэлектрической прочности дугового промежутка.
Таким образом, выключатели переменного тока должны обес-
печить недопущение повторного зажигания дуги после перехода
тока через нуль. Эта задача решается различными путями. При
расхождении контактов выключателей увеличивается длина меж-
контактного промежутка, что ведет к увеличению его прочности.
Дуговой промежуток подвергается активному воздействию внеш-
ней среды, обладающей высокой диэлектрической прочностью
(трансформаторное масло и газы (водород) в масляных выклю-
чателях; сжатый воздух в воздушных выключателях; газы под
давлением в автогазовых выключателях и трубчатых разрядни-
ках). Воздействие внешней среды приводит к интенсивному
охлаждению дугового промежутка, к эвакуации ионизированных
частиц и к замене в дуговом промежутке ионизированной среды
на среду с высокой электрической прочностью. На рис. 24 даны
кривые роста электрической прочности дугового промежутка для
воздушного и масляного выключателей.
Из сопоставления кривых -видно, что в воздушных выключате-
лях электрическая прочность межконтактных промежутков на-
растает весьма быстро, и поэтому гашение дуги происходит бы-
стрее, чем в масляных выключателях. По этой же причине воз-
62
душные выключатели лучше приспособлены к отключениям в
условиях высокой частоты восстанавливающегося напряжения.
При высоких напряжениях и больших токах погасить дугу
отключения в одном межконтактном промежутке сложно. Поэто-
му обычно в выключателях создается несколько разрывов цепи.
На каждый разрыв приходится часть восстанавливающегося
напряжения, благодаря чему гашение дуги облегчается. Так, в
масляных выключателях ПО кв с большим объемом масла имеет-
ся 8 разрывов на фазу, в выключателях 220 кв — 12 и 500 кв — 32.
Гашение дуги переменного тока может быть облегчено, если
дугу разделить на ряд коротких дуг, горящих между металличе-
скими (латунными, медными или стальными) пластинами. При
переходе тока через нуль и естественном погасании дуги элек-
трическая прочность каждого элементарного промежутка быстро
возрастает до величины 180—230 в (в зависимости от тока и ма-
териала электродов).
Таким образом, суммарная прочность дугового промежутка
составит
17 = п(180ч-230)[в],
где п — число элементарных промежутков.
Дуга погаснет, если восстанавливающееся напряжение будет
меньше этой величины.
Начальный скачок электрической прочности короткой дуги
обусловливается двумя факторами. Происходит быстрый уход
электронов из прикатодной области и около катода образуется
значительный положительный объемный заряд, создающий по-
вышенный градиент потенциала (теория Слепяна). При больших
токах, по исследованиям И. С. Таева, имеет значение охлажде-
ние остаточного ствола дуги через пластины выключающего уст-
ройства. Если при этом короткие дуги под действием магнитного
поля вращаются между пластинами, охлаждение дуги еще более
усиливается и гашение ее облегчается. Принцип деления дуги на
большое число коротких дуг нашел применение в деионных вы-
ключателях и вентильных разрядниках.
Для каждого выключателя характерна наибольшая величина
тока, который выключатель может погасить при данном линей-
ном напряжении. Этот ток называется током отключения выклю-
чателя. Его величина обусловливается главным образом конст-
рукцией дугогасящего устройства. Для того, чтобы выключатель
надежно отключал токи, фактическая величина токов короткого
замыкания в цепи, где установлен выключатель, должна быть
меньше нормированного тока отключения для данного выклю-
чателя.
Важной характеристикой выключателя является его номИ’
пальное напряжение. С ростом его облегчается восстановление
63
дуги после перехода тока дуги через нуль. Поэтому при высоких
номинальных напряжениях приходится усложнять конструкцию
дугогасящего устройства, в частности увеличивать количество
дугогасящих разрывов, а также изоляционные расстояния.
Выключатели характеризуются также величиной номиналь-
ной мощности отключения
Р ОТКЛ =	3 £/нЛ)ТКл[#в#],
где UH — номинальное напряжение, кв;
/откл — номинальный ток отключения, а.
С помощью этой величины удобно характеризовать отключаю-
щую способность выключателей. Выпускаются выключатели с
номинальной мощностью отключения от 20 тыс. ква до 15 и
25 млн. ква. В 1964 г. завод «Уралэлектроаппарат» выпустил
воздушный выключатель с мощностью отключения 35 млн. ква на
напряжение 750 кв переменного тока. Рост мощности электроус-
тановок и увеличение токов короткого замыкания требуют даль-
нейшего повышения мощности отключения выключателей. В свя-
зи с отсутствием надежных методов расчета дугогасящих уст-
ройств величины мощностей отключения выключателей опреде-
ляются экспериментально.
Подробно гашение дуги в выключателях и конструкции
выключателей рассматриваются в курсах электрических аппа-
ратов.
МОЩНАЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКАЯ ДУГА В ВОЗДУХЕ
Электрические дуги возникают на линиях электропередачи и в
распределительных устройствах в результате перекрытий изоля-
ции при перенапряжениях или вследствие загрязнения и увлаж-
нения изоляции. В зависимости от величины тока, протекающего
через дугу, и начальной длины дуги может произойти или не
произойти самопроизвольное угасание дуги. Основным фактором,
определяющим самопогасание открытой дуги, является ее удли-
нение под влиянием восходящих потоков нагретого воздуха и
электродинамических сил. Если в процессе удлинения дуга до-
стигнет некоторой критической длины, она гаснет. Критической
длиной дуги называется такая ее длина, при которой напряжение
сети оказывается недостаточным для поддержания дуги в момент
максимума тока в дуге.
Выражение для критической длины дуги в воздухе дает проф.
Ю. В. Буткевич
SKp = (0,54-4-0,73)/°'25 -С/. 10-4[л£],	(1—60)
где / — амплитуда тока короткого замыкания, а;
U.— амплитуда действующего в цепи напряжения, в.
64
hu м|и|)1!циент 0,54 относится к случаю чисто активного сопро-
। ни 'iriiihi, а 0,73 — реактивного сопротивления цепи. При гори-
•••II।.ин.пом расположении электродов длина дуги при растяже-
нии чосгигает примерно двадцатикратной величины, а при вер-
। и ь I л гном расположении — пятикратной величины ее начальной
I'Hiiii.i. Следовательно, возможность самопогасания дуги опре-
и .чшчся соотношениями
5кр 2OSo и *SKp 5S0
• «ниветственно для горизонтального и вертикального расположе-
ния электродов, где So — начальная длина дуги, равная расстоя-
нию между электродами.
Наблюдения показали, что на линиях электропередачи 110—
ЛЬ кв на деревянных опорах дуги, возникающие при междуфазо-
1И.1Х замыканиях, самостоятельно не гаснут, хотя и могут растя-
гиваться при сильном ветре до 30—40 м. Дуги однофазных замы-
каний на землю на линиях НО—220 кв на металлических опорах
также не могут погаснуть самостоятельно вследствие неблаго-
приятных условий растяжения между электродами провод —
траверса и большой критической длины, до которой дуги должны
были бы растянуться.
При небольших токах дуги могут самоугасать. Это обстоя-
тельство используется, в частности, при отключении токов холо-
стого хода трансформаторов разъединителями. Установлено, что
растяжение дуги вследствие расхождения контактов разъеди-
нителя и выдувания дуги позволяет отключать разъединителями
токи холостого хода трансформаторов:
Мощность трансфор-
Напряжение, кв	маторов
не свыше, ква
ПО	31500
35	20 000
20	5600
10	750
Гашение мощных открытых дуг в электроустановках может
быть осуществлено путем кратковременного снятия рабочего на-
пряжения. За время бестоковой паузы канал дуги охлаждается
и деионизируется и его электрическая прочность возрастает. При
последующем включении напряжения дуга не восстанавливается,
если электрическая прочность канала ее будет выше величины
рабочего напряжения. Длительность минимально необходимой
бестоковой паузы зависит от ряда факторов: величины тока ко-
роткого замыкания, расстояния между электродами, рабочего
напряжения и др. Опыт показал, что бестоковая пауза в 0,2—
0,3 сек достаточна для надежного гашения дуг на линиях элек-
5. Иерусалимов, Орлов
65
тропередачи. Вместе с тем, такая пауза не вызывает нарушения
динамической устойчивости электросистемы и перебоев в работе
потребителей электрической энергии.
Кратковременное снятие напряжения с линий с последующим
автоматическим включением является эффективным средством
ликвидации дуг на линиях и обеспечения их бесперебойной рабо-
ты. Большинство линий электропередачи оборудованы устройст-
вами автоматического повторного включения (АПВ). При воз-
никновении на линии короткого замыкания в результате пере-
крытия изоляции устройство АПВ подает команду на отключе-
ние, выключатели отключают линию, а затем автоматически
включают ее. В большинстве случаев (~90%) АПВ является
успешным, т. е. после автоматического включения линии продол-
жают работать нормально. Только в тех случаях, когда короткое
замыкание на линии устойчиво (обрыв проводов, наброс на про-
вода и др.) АПВ является неуспешным и происходит отключение
линии. Наиболее приспособлены к работе в цикле АПВ воздуш-
ные выключатели, в которых отключение и включение линии при
АПВ осуществляется контактами выключателя при заблокиро-
ванном отделителе. Бестоковая пауза в воздушных выключателях
составляет 0,25—0,35 сек. В масляных выключателях с малым
объемом масла минимальная бестоковая пауза составляет 0,3—
0,5 сек, а в выключателях с большим объемом масла 1,2 сек.
§ 1—-11. Применение в электрических устройствах
газов с повышенной электрической прочностью
Увеличение пробивного напряжения газовой изоляции в элек-
трических устройствах может быть достигнуто применением га-
зов с повышенной электрической прочностью. Известно, что ряд
газов обладает прочностью более высокой, чем воздух. В табл. 2
приведены относительные электрические прочности некоторых
газов.
Для практического использования газов в электрических уста-
Таблица 2
Относительные электрические прочности некоторых газов
Газ	n2	CC12F2	SF6	C2C12F2	СС14
Относительная электриче- ская прочность Температура кипения, °C .	1 —195,8	2,4 —28	2,5 —62	2,8 38	6,3 76
С6
Рис. 25. Зависимости пробив-
ного напряжения между ци-
линдрическими соосными элек-
тродами для воздуха (1) и
элегаза (2) при нормальном
давлении и напряжении 50 гц.
ihiiiiuix недостаточно одной высокой электрической прочности.
11» ио ходи мо еще, чтобы они обладали низкой температурой ежи-
I*» iiini, были химически инертны по отношению к материалам,
и и * и цч щи мся в их атмосфере, не разлагались под действием
। н к । ричсских разрядов.
Но/гому, например, четыреххлористый углерод (CCU), кото-
рый обладает наиболее высокой электрической прочностью, не
мо/ыч быть практически использован в качестве изоляции. При
• loi.i'inoii температуре С С14 является жидкостью; под действием,
• •н-к грических разрядов раз-
ни. нчея с выделением хло-
|i.i Колее благоприятными
•ппйсгвами обладает соеди-
ните С CI2F2 (фреон), элек-
।рпчгекая прочность которо-
ц| н 2/1 раза выше прочно-
। hi воздуха. Фреон химиче-
< i n (чоек, но имеет относи-
и паю высокую температу-
р\ сжижения, что препят-
। । нус г использованию его в
шиаратах, работающих на
hi крытом воздухе.
11аиболее подходящей
1ля использования в элек-
трических установках явля-
йся шестифтористая сера
SI (> - - элегаз. Подробное
исследование электрических
свойств этого соединения было проведено проф. Б. М. Гохбергом
и (‘го сотрудниками в Ленинградском физико-техническом инсти-
iyre. В последнее время исследования по применению элегаза
в выключающих аппаратах выполняются в Ленинградском по-
литехническом институте под руководством проф. А. М. Залес-
ского и в ВЭИ им. В. И. Ленина М. И. Сысоевым. Элегаз в чис-
юм виде инертен, не имеет запаха, негорюч, нагревостоек до
К()0° С и нетоксичен. Температура сжижения элегаза — 51° С,
что позволяет использовать его в газообразном состоянии при
достаточно низких температурах.
Элегаз принадлежит к числу так называемых электроотрица-
юльных газов. Его молекулы обладают высоким сродством со
свободными электронами. При столкновении электрона с молеку-
лой элегаза почти всегда электрон «захватывается» молекулой
г образованием тяжелого отрицательного иона. По-видимому,
именно это является причиной высокой электрической прочности
и дугогасящей способности элегаза. Уменьшение количества сво-'
бодных электронов в промежутке затрудняет процессы ионизации
67,
и развитие разряда и приводит к быстрому снижению проводи-
мости межэлектродного промежутка.
На рис. 25 приведены зависимости пробивного напряжения
50 гц для элегаза и воздуха от расстояния между цилиндриче-
скими соосными электродами, находящимися в фарфоровой ка-
мере. Диаметр электродов 40 мм, диаметр фарфоровой камеры
100 мм.
Из кривых рисунка видно, что для данного случая при рас-
стоянии S = 10 см пробивное напряжение элегаза примерно
в 2,2 раза выше чем воздуха.
Элегаз может с успехом использоваться в качестве изоляции
в газонаполненных конденсаторах, газонаполненных кабелях,
высоковольтных вводах, силовых и измерительных трансформа-
торах. Особенно эффективно применение элегаза в качестве ду-
гогасящей среды в высоковольтных выключателях. С помощью
элегаза можно отключать токи в десятки раз большие, чем при
гашении сжатым воздухом. В настоящее время разрабатываются
выключатели напряжением 110—500 кв, в которых контакты на-
ходятся в атмосфере элегаза, а гашение дуги осуществляется
струей элегаза при давлении 14—15 атм.
§ 1 —12. Влияние метеорологических факторов
на электрическую прочность воздушных промежутков
Разрядные напряжения воздушных промежутков зависят от
метеорологических факторов: относительной плотности воздуха
и его абсолютной влажности. Относительной плотностью воздуха
называется отношение плотности при давлении р и температуре t
к плотности воздуха при стандартных условиях (ро = 760 мм
рт. ст., tQ = 20° С). Так как плотность воздуха прямо пропорцио-
нальна давлению р и обратно пропорциональна абсолютной тем-
пературе Т, можно записать, что относительная плотность
воздуха б равна
6 “ 760 (273 + 0	0,38 6 273+/ ’	61)
Если давление воздуха измеряется в миллибарах (1 мбар
равен 0,735 мм рт. ст.), то относительная плотность воздуха выра-
жается равенством
6 = 0,289 Р . .	(1-62)
ZZ О —р L
Обычно принимается, что электрическая прочность воздушных
промежутков при напряжениях 50 гц и импульсных прямо про-
порциональна относительной плотности воздуха
U = UQt>,	(1-63)]
68
।/ir U — разрядное напряжение воздушных промежутков при
относительной плотности воздуха 6;
Но — то же при 6=1.
При равномерном электрическом поле эта зависимость доста-
ki'iiio хорошо выполняется. При неравномерных полях зависи-
мость разрядного напряжения от относительной плотности возду-
ха слабее. Некоторые исследователи предлагают для больших
промежутков принимать зависимость
U=U0Vb.	(1— 64)'
При поверхностных разрядах влияние относительной плотно-
сти воздуха на разрядное напряжение 50 гц может быть выраже-
но формулой
U = (0,14 + 0,866) Uo.	(1 —65)
Разрядные напряжения воздушных промежутков зависят от
абсолютной влажности воздуха: с увеличением ее разрядные на-
пряжения увеличиваются. Это обусловливается, по-видимому,
тем, что свободные электроны «прилипают» к частицам водяного
пара, содержащегося в воздухе, вследствие чего количество сво-
бодных электронов в промежутке уменьшается. Особенно влия-
Рис. 26. Поправочный коэффициент k на влажность воздуха
и номограмма для определения абсолютной влажности воз-
духа.
ние влажности проявляется в сильнонеравномерных полях, где
пробою предшествует корона. Наоборот, в равномерных и сравни-
тельно равномерных полях, где явление короны отсутствует (на-
69
пример, пробой между шарами), влияние влажности незначи-
тельно. Зависимость разрядного «напряжения от влажности может
быть представлена в виде
и = -£-•	(1-66)
где (7о — разрядное напряжение при стандартной абсолютной
влажности, равной 11 г/ж3;
U —разрядное напряжение при абсолютной влажности Г;
к — поправочный коэффициент, значения которого указаны
на рис. 26.
Для определения величины поправочного коэффициента к не-
обходимо знать абсолютную влажность воздуха.
Абсолютной влажностью воздуха Г называется вес водяного
пара, содержащегося в 1 м3 воздуха. В зависимости от темпера-
туры в воздухе может содержаться то или иное максимальное
количество водяных паров Гм. Отношение фактической абсолют-
ной влажности Г к максимальной возможной абсолютной влаж-
ности Гм , выраженное в процентах, называется относительной
влажностью воздуха
<р = -£--100.	(1—67)
1 м
Отсюда величина абсолютной влажности может быть опреде-
лена из выражения
Г =	(1-68)
где ф — относительная влажность воздуха.
Относительная влажность воздуха ф определяется по показа-
ниям психрометра (прибор для измерения влажности) и психро-
метрическим таблицам.
На рис. 26 приведена номограмма, по которой можно опре-
делить абсолютную влажность воздуха по показаниям сухого и
влажного термометров психрометра. По значениям абсолютной
влажности определяется поправочный коэффициент /с.
Кривые поправочных коэффициентов на рис. 26 даны для слу-
чаев, указанных в табл. 3.
При импульсных напряжениях меньших 141 кв и длительно-
стью менее 10 мксек процентная поправка на влажность умень-
шается пропорционально напряжению и предразрядному време-
ни. Величину поправочного коэффициента можно определить из
уравнения
<*-1)-йГ-т = ^-1-	(1-69).
70
К рис. 26	Таблица 3
Вид изоляции	Обозначение кривой (рис. 26)		
	Напряже- ние 50 гц	Импульс- ное напря- жение, + 1,5/40	Импульс- ное напря- жение, — 1,5/40
Воздушные промежутки Изоляторы опорные и	А	Б	В
проходные	А	В	Г
|дс k —поправочный коэффициент (рис. 26);
k[ — поправочный коэффициент при напряжении U < 141 кв
и предразрядном времени /р<10 мксек.
Итак, совместное влияние относительной плотности и влажно-
сти воздуха на величину разрядного напряжения выражается за-
висимостью
i7=t/o4-	(1-70)
При определении разрядных напряжений электрооборудова-
ния обычно метеорологические условия отличаются от стандарт-
ных.
Для сопоставления результатов измерений производят пере-
счет полученных опытных значений разрядных напряжений,
приводя их к стандартным условиям. Из (1—70) следует, что
разрядное напряжение при стандартных условиях равно
При испытаниях электрооборудования повышенным напряже-
нием величины испытательных напряжений, согласно ГОСТ 1516-
60, установлены для стандартных метеорологических условий.
Так как при испытаниях метеорологические условия отличаются
от стандартных, то величины испытательных напряжений необ-
ходимо корректировать в соответствии с фактическими метеоро-
логическими условиями согласно уравнению (1—70).
Рассмотрим пример. Для изоляторов НО кв, испытываемых
отдельно от аппаратов, испытательное напряжение 50 гц состав-
ляет У о = 265 кв действ, а импульсные испытательные напряжения
при полной волне 1,5/40 Уио = 480 кв и при срезанной С/ср» =
= 600 кв.
Пусть при испытаниях температура воздуха / = 25°С, давле-
ние р = 741 мм рт. ст.; температура влажного термометра психро-
метра 16° С. Определим величины испытательных напряжений
при этих условиях.
71
Относительная плотность воздуха равна
,	0,386-741 n QR
6 = ' 273~25~ = °’96'
Абсолютная влажность воздуха при температуре сухого тер-
мометра tcyx =25° С и температуре влажного термометра tM =
= 16° С, согласно номограмме рис. 26, равна Г = 9 г/м3. Поправоч-
ные коэффициенты на влажность воздуха, согласно этому же ри-
сунку, будут иметь следующие значения:
1)	для напряжения 50 гц (кривая A) k = 1,025;
2)	для импульсного напряжения положительной полярности
(кривая В) k = 1,015;
3)	для срезанной импульсной волны при времени среза
2 мксек
9
(1,015 - 1)-±- = ^- 1;
k. = 1,003.
В таком случае величины испытательных напряжений будут
равны:
а)	испытательное напряжение 50 гц (действующее значение)
и = 265 -Sr = 248 [кв];
ljUlj
б)	испытательное импульсное напряжение +1,5/40
t/„ = 480-^|- =454 [кв];
в)	испытательное импульсное напряжение при срезанной
волне
t/cp = 600	= 575 [кв].
Из приведенного примера наглядно видно, насколько важно
вносить поправки на метеорологические условия. Если бы в дан-
ном случае поправки не были внесены и испытания производи-
лись напряжениями, соответствующими стандартным условиям,
изоляторы могли бы не выдержать испытательных напряжений,
так как они существенно выше значений, которые соответствуют
метеорологическим условиям при испытаниях.
Следует заметить, что опыт последних лет указывает на то,
что для больших воздушных промежутков влияние влажности и
относительной плотности воздуха значительно меньше, чем это
принимается. В связи с этим высказывается предложение
72
Глава вторая
РАЗРЯДЫ В ЖИДКИХ ДИЭЛЕКТРИКАХ
§ 2—1. Жидкие диэлектрики в высоковольтных
электрических устройствах. Характеристики
жидких диэлектриков
В электрических установках широко применяются жидкие
диэлектрики. Они используются в трансформаторах, бумажно-
масляных конденсаторах, маслонаполненных кабелях, проходных
изоляторах, выключателях и других аппаратах. Основные досто-
инства жидких диэлектриков заключаются в том, что они имеют
значительно более высокую электрическую прочность, чем газо-
вая изоляция, и хорошо отводят тепло от обмоток трансформа-
торов и аппаратов.
Обычно жидкие диэлектрики используются в сочетании с
твердой изоляцией, чаще всего с изоляционной бумагой. Пропи-
тывая твердую изоляцию, жидкие диэлектрики заполняют воз-
душные поры и прослойки, благодаря чему повышается электри-
ческая прочность и теплопроводность твердой изоляции. Кроме
того, твердая изоляция оказывается защищенной от проникнове-
ния извне и непосредственного воздействия воздуха и влаги.
В выключателях жидкие диэлектрики служат также дугогася-
щей средой.
Применяются природные и синтетические жидкие диэлектри-
ки. К природным относятся трансформаторное, конденсаторное
и кабельное масла, получаемые путем переработки нефти.
Для получения изоляционных масел нефть подвергается фрак-
ционной перегонке под вакуумом. При этом происходит разделе-
ние нефти на фракции, каждая из которых содержит близкие по
свойствам углеводороды. Одна из фракций нефти — мазут — под-
вергается дальнейшей перегонке, в результате которой получает-
ся соляровый дистиллат. из которого и изготовляется изоляцион-
ное масло. Дистиллат подвергается обработке крепкой серной
кислотой, благодаря чему очищается от нефтяных кислот, смол,
серы и других вредных соединений. Затем дистиллат обрабаты-
вается водным раствором щелочи, промывается водой и просу-
шивается продувкой воздухом. Удаление остатков смол и кислот
производится путем перемешивания масла при температуре 70—
80° С с мелкоразмолотой отбеливающей глиной. Для придания
73
маслу нужных свойств в него вводят некоторые дополнительные
химические вещества — присадки. Конденсаторное и кабельное
масла отличаются от трансформаторного более высокой степенью
очистки.
Для использования в электрических установках изоляционные
масла должны обладать вполне определенными характеристика-
ми. Важнейшей характеристикой является электрическая проч-
ность, которая должна быть возможно более высокой.
Как охлаждающая среда масло должно обладать малой вяз-
костью и низкой температурой застывания.
Основные нормированные характеристики изоляционных
масел приведены в табл. 4.
Таблица 4
Основные нормированные характеристики изоляционных масел
Наименование показателей	Един, изме- рения	Трансфор- маторное масло (ГОСТ 982—56)	Конденса- торное мае-1 ло (ГОСТ 5775—56)	Кабельное масло С-220 (ГОСТ 8463—57)
Вязкость кинематическая а) при +20°С (не более) б) при 4-503С (не более)	сст	30 9,6	37—45 9—12	800 50
Кислотное число (не более) Температура вспышки (не	мг	0,05	0,02	0,02
ниже)	 Температура	застывания	°C	135	135	180
(не выше) .... tg6 при частоте 50 гц и	°C	—45	—45	—30
20° С (не более) . Электрическая прочность при частоте 50 гц (не ме-	%	0,3	—	
нее) ......	кв/см	120—160	200	200
Синтетические жидкие диэлектрики применяются в основном
для огнебезопасности и повышенной нагревостойкости.
Одной из наиболее распространенных синтетических изоля-
ционных жидкостей является совол.
Совол представляет собой продукт хлорирования дифенила
(С12Н10). Хорошо очищенный совол является бесцветной жидко-
стью с резким запахом. Вязкость совола значительно выше, чем
трансформаторного масла. Будучи полярной жидкостью, совол
имеет повышенную диэлектрическую проницаемость, равную 4—
4,5. Его электрическая прочность составляет 150—200 кв/см.
В качестве жидкого диэлектрика используется обычно совтол —
смесь совола с трихлорбензолом. Его вязкость и температура за-
стывания ниже, чем у совола. Применяются совол и совтол для
74
1лнолнения бумажных конденсаторов, где повышенная диэлек-
трическая проницаемость позволяет получить большие емкости
конденсаторов, и в трансформаторах для полной огнебезопас-
пости.
В качестве жидких диэлектриков с повышенной нагревостой-
костыо используются кремнийорганические соединения. Они яв-
ляются такими же нагревостойкими и негорючими, как и совол,
но имеют низкую температуру замерзания (до —80° С). Диэлек-
трическая проницаемость кремнийорганических жидкостей 2,5—
3,5; удельное объемное сопротивление 1014-И015 ом • см; tg6 при
50 гц 0,0002—0,0005; электрическая прочность 200-^250 кв!см.
Кремнийорганическая жидкость «калория-2» применяется для за-
ливки конденсаторов.
Разработаны и начинают находить применение фторорганиче-
ские жидкости — фторированные углеводороды (C4Fg)3N;
(C4F9)2O и др. Эти жидкости обладают высокими электрическими
характеристиками и очень высокой нагревостойкостью. При на-
греве до 300° С никаких химических изменений в них не наблю-
дается.
§ 2—2. Электрическая прочность жидких диэлектриков
Под действием электрического поля в жидких диэлектриках
возникает электрический ток. Электропроводность жидких диэ-
лектриков — ионная. Носителями электрических зарядов явля-
ются ионы самого диэлектрика, а также примесей. Такими при-
месями обычно являются вода и различные кислоты.
Удельное объемное сопротивление, характеризующее элек-
тропроводность чистых масел, равно 1012-v-1014 ом • см. В эксплу-
атации вследствие появления примесей оно может снизиться до
1010 ом • см. С увеличением температуры усиливается диссоциа-
ция молекул жидкости на ионы, увеличивается подвижность
ионов. В результате этого с повышением температуры удельное
сопротивление жидких диэлектриков падает.
В сильных электрических полях в жидких диэлектриках воз-
никают электрические разряды.
В сравнительно равномерных полях при повышении напряже-
ния, приложенного к электродам, вначале происходят единичные
слабые искровые пробои промежутка. С повышением напряже-
ния пробои учащаются и, наконец, переходят в полный устойчи-
вый пробой.
В неравномерных полях пробою предшествует появление ко-
роны у одного или обоих электродов в виде неустойчивых неза-
вершенных искр, длина которых зависит от величины приложен-
ного напряжения.
75
ТЕОРИЯ ПРОБОЯ ЖИДКИХ ДИЭЛЕКТРИКОВ
Считается, что пробой тщательно очищенных жидких диэлек-
триков имеет ионизационный характер и является результатом
двух основных процессов: ударной ионизации электронами и
автоэлектронной эмиссии с катода. Но достаточно строгой коли-
чественной теории ионизационного пробоя нет.
Большую роль в пробое жидких диэлектриков играют при-
меси: вода, газовые включения. Выяснению роли этих примесей
посвящено ряд теорий.
По одной из теорий (Гюнтершульце) ионы, двигаясь в жидко-
сти с «трением», вызывают нагревание участков жидкости вдоль
траекторий их движения. В результате образуется газовый канал,
по' которому и происходит пробой.
По теории Флоренского, пробой происходит в результате раз-
вития газовых пузырьков, имеющихся в жидкости. Рост газовых
пузырьков обусловливается химическими реакциями, происходя-
щими в жидкой среде под действием ионизационных процессов
в газовых включениях. «Газовые» теории пробоя сводят, таким
образом, пробой жидкости к пробою газового канала, образую-
щегося в жидкости в результате тех или иных процессов. Эти
теории находятся в противоречии с экспериментально установ-
ленным фактом, что пробивное напряжение чистой обезгаженной
жидкости практически не зависит от давления. Д^ежду тем, если
бы во всех случаях пробой жидкости происходил в газовом кана-
ле, пробивное напряжение с увеличением давления увеличива-
лось бы, как это имеет место при пробое газов.
Теория Геманта рассматривает пробой увлажненного масла.
Вода в масле находится обычно в состоянии эмульсии, т. е. взве-
шена в виде мельчайших капелек. В сильном электрическом поле
происходит растяжение этих капель и их слияние в водяной ка-
нал, по которому происходит пробой. Эта теория позволяет выяс-
нить в общих чертах влияние увлажнения жидкости на ее элек-
трическую прочность.
Существующие теории пробоя жидких диэлектриков не дают
количественных критериев пробоя и не позволяют определять
разрядные напряжения в конкретных случаях. Поэтому при опре-
делении разрядных напряжений жидких диэлектриков приходит-
ся пользоваться экспериментальными данными.
§ 2—3. Опытные данные о пробое изоляционных масел
Пробой изоляционных масел характеризуется двумя значе-
ниями разрядного напряжения: минимальным и максимальным.
Первое относится к появлению единичной искры между электро-
дами, второе — к установившемуся пробою. При выборе изоля-
76
цпопных расстоянии особенно важно минимальное разрядное
напряжение. Величины разрядных напряжений зависят от рас-
стояния между электродами, степени неравномерности электри-
ческого поля и степени очистки масла. Для технически чистого
трансформаторного масла при сравнительно больших расстоя-
ниях между электродами зависимость разрядного напряжения от
расстояния между электродами является нелинейной. При этом
чем больше расстояние, тем больше отступление от пропорцио-
нальности между разрядным напряжением и расстоянием. С уве-
личением степени неравномерности поля при одинаковых рас-
стояниях между электродами разрядные напряжения уменьша-
ются. На рис. 27 приведены, по данным ВЭИ, значения
разрядных напряжении для
технически чистого трансфор-
маторного масла для проме-
жутков шар — плоскость при
различных диаметрах шаров.
Рис. 28. Разрядные напряже-
ния в трансформаторном мас-
ле для промежутка стержень—
плоскость при положительной
(1) и отрицательной (2) по-
лярности стержня (амплитуд-
ные значения).
Рис. 27. Разрядные на-
пряжения в трансформа-
торном масле для про-
межутков шар — плос-
кость (действующие зна-
чения).
Для сравнения приведена зависимость для промежутка стер-
жень — плоскость. Из кривых рисунка видно, что при уменьше-
нии диаметра шара, когда неравномерность электрического поля
увеличивается, разрядные напряжения значительно снижаются.
Наиболее низкие значения разрядных напряжений в случае резко
неравномерного поля у промежутка стержень — плоскость. Сле-
довательно, как и в случае газовых диэлектриков, для увеличения
разрядных напряжений промежутков с жидким диэлектриком
следует стремиться к созданию более равномерных электриче-
ских полей.
Приближенные значения разрядных напряжений для транс-
77
форматорного масла могут быть получены из эмпирических
формул (напряжение 50 гц, амплитудные значения):
промежуток стержень — стержень
V = 39 • S0'7 [кв]	при S < 50 см;	(2—1)
промежуток стержень — плоскость
U = 28,8 • S0’74 М	при S < 30 см;	(2—2)
(7 = 39,9 • S0,G4 кв] при 30<S< 100 см, (2—3)
где S — расстояние между электродами, см.
При постоянном напряжении и несимметричных электродах
разрядные напряжения зависят от полярности электродов.
При положительной полярности электрода с большей кривиз-
ной разрядные напряжения ниже, чем при отрицательной поляр-
ности, как это видно из кривых рис. 28.
При импульсных напряжениях разрядные напряжения жид-
ких диэлектриков значительно выше, чем при напряжении 50 гц.
Это обусловливается двумя факторами: во-первых, кратковре-
Рис. 30. Зависимость
содержания воды в
трансформаторном
масле от температу-
ры и относительной
влажности окружаю-
щего воздуха.
Рис. 29. Напряжения по-
верхностного разряда по
электрокартопу в транс-
форматорном масле при
50 гц и различном ха-
рактере электрического
поля (действующие зна-
чения) :
1 — электроды; 2 — изоля-
ция.
Рис. 31. Зависи-
мость пробивной
напряженности
трансформатор-
ного масла от со-
держания воды.
менностью импульсных воздействий и, во-вторых, малым влия-
нием примесей и загрязнений на электрическую прочность при
импульсных воздействиях.
Для промежутка стержень — плоскость при положительной
78
полярности волны 1,5/40 и расстояниях между электродами от
Ю до 120 см минимальные разрядные импульсные напряжения
могут быть определены по формуле
U = 56-S°'C4 [кв].	(2-4)
Сопоставляя выражения (2—3) и (2—4), видим, что для про-
межутка стержень — плоскость в диапазоне расстояний 30<S<
< 100 см коэффициент импульса равен 0=1,4.
Важное значение имеют характеристики разрядных напряже-
ний в масле по поверхности твердых диэлектриков. Здесь следует
различать два основных типа устройств. В первом (рис. 29, в)
силовые линии электрического поля направлены вдоль поверх-
ности раздела диэлектриков. Здесь при некотором значении при-
ложенного к электродам напряжения происходит разряд по по-
верхности, причем разрядное напряжение мало отличается от
величины разрядного напряжения чисто масляного промежутка
при той же форме электродов. Приближенно можно принять, что
при разряде по электрокартону, бумаге и лакоткани разрядное
напряжение составляет 67% разрядного напряжения чисто мас-
ляного промежутка. Во втором типе (рис. 29, б) силовые линии
электрического поля пересекают поверхность раздела и поверх-
ностная емкость конструкции значительна. В этом типе конструк-
ций при некотором напряжении наблюдается коронный разряд у
электродов, который при повышении напряжения переходит в
скользящий, завершающийся полным поверхностным перекры-
тием. Напряжение возникновения скользящих разрядов (ампли-
тудное значение) может быть определено по формуле
£7сК = 26,6-Д0/13[кв],	(2--5)
где А — толщина диэлектрика, мм.
С увеличением толщины диэлектрика уменьшаются поверхно-
стная емкость и напряженность поля у электродов, что приводит
к некоторому увеличению 1АС . Разрядные напряжения во втором
случае значительно ниже, чем в первом. На рис. 29 приведены
напряжения поверхностного разряда для обоих типов конструк-
ций.
§ 2—4. Примеси и их влияние на электрическую
прочность жидких диэлектриков
В процессе эксплуатации происходит старение масла: появля-
ются примеси, загрязнения, изменяются состав, физические и
электрические характеристики.
Основными факторами, обусловливающими старение масла,
являются окисление его кислородом воздуха, нагрев и разложе-
79
ние под действием электрических разрядов. Часто наблюдается
увлажнение изоляционных масел. Вода попадает в масло из воз-
духа, из плохо высушенной твердой изоляции, например из обмо-
ток трансформаторов, а также образуется в результате окисле-
ния углеводородов масла.
Количество воды, попавшей в масло из воздуха, зависит от
влажности воздуха. При одинаковой температуре масла и окру-
Рис. 32. Зависимость
пробивной напряженнос-
ти трансформаторного
масла от длительности
соприкосновения с влаж-
ным воздухом.
Рис. 33. Маслорасшири-
тель трансформатора:
/ — маслорасширитель; 2 —
выхлопная труба; 3— крыш-
ка трансформатора; 4 — га-
зовое реле.
жающего воздуха их относительные влажности также одинако-
вы. На рис. 30 приведены зависимости содержания воды в масле
от относительной влажности воздуха и температуры.
Вода в масле находится в растворенном состоянии и в виде
эмульсии. Увеличение содержания воды до 0,01—0,02% (по весу)
значительно снижает электрическую прочность масла. На рис. 31
представлена зависимость пробивной напряженности масла от
содержания влаги, а на рис. 32 зависимость пробивной на-
пряженности от длительности соприкосновения масла с воз-
духом.
При наличии эмульсионной воды при помощи микроскопа
можно наблюдать в масле водяные шарики размерами 2—3 мк.
Под действием сил электрического поля водяные шарики распо-
лагаются вдоль силовых линий, образуя цепочки между электро-
дами. Образование водяных цепочек приводит к пробою при
напряжениях более низких, чем в сухом масле. Последние иссле-
дования (Д. А. Каплан и Г. С. Кучинский) показали, что при
расстояниях между электродами более 50 мм в слабо и сильно
неравномерных полях пробивное напряжение мало зависит от
влажности масла. Возможно, это связано с тем, что при таких
расстояниях уже не образуются цепочки водяных шариков между
электродами. Этим же можно объяснить то, что в увлажненном
масле при небольших расстояниях между электродами электри-
80
чггкая прочность в сильно неравномерных полях оказывается на
К) •!()% выше, чем в сравнительно разномерных полях: в сильно
неравномерном поле шарики воды, попавшие в зону высокой на-
пряженности у острия, быстро электризуются и уходят в разные
стропы, не образуя цепочки.
В присутствии воды старение масла и выпадение в нем осад-
ков происходит быстрее, чем в сухом масле.
В масле, работающем совместно с твердой изоляцией, воз-
можно появление загрязнений в виде хлопчатобумажных и цел-
люлозных волокон. Присутствие волокон, особенно во влажном
масле, приводит к резкому уменьшению разрядных напряжений.
Скапливаясь в межэлектродном пространстве и увлажняясь, во-
локна образуют проводящие мостики, которые сильно искажают
поле между электродами и являются причиной снижения раз-
рядных напряжений. При этом снижение разрядных напряжений
в сравнительно равномерных полях значительно больше, чем в
резко неравномерных. Это связано, по-видимому, с невозможно-
стью образования устойчивых мостиков между электродами при
больших напряженностях поля у электродов. Так как образова-
ние мостиков требует определенного времени, то при кратковре-
менных импульсных напряжениях они не успевают образовы-
ваться и импульсные разрядные напряжения не зависят от при-
сутствия волокнистых веществ.
При старении в масле образуются нерастворимые осадки —
шлам. Различают асфальтовые осадки, образующиеся при поли-
меризации ненасыщенных углеводородов и продуктов окисления,
и мыловые осадки, образующиеся от взаимодействия металлов
и кислот в масле. Осадки гигроскопичны. Поэтому их наличие
увеличивает содержание воды в масле. Оседая на поверхности
твердых диэлектриков, шлам может привести к разрядам по по-
верхности.
В масле может находиться значительное количество газовых
включений. В свежем изоляционном масле в 100 см? содержится
примерно 6 см? газов. Количество газов увеличивается в резуль-
тате разложения масла под действием электрической дуги, по-
верхностных разрядов, короны. Как было указано выше, газовые
включения существенно снижают разрядные напряжения жидких
диэлектриков.
При эксплуатации изоляционных масел необходимо прини-
мать специальные меры, препятствующие загрязнению и старе-
нию масел, уменьшающие вредное влияние примесей и удлиняю-
щие срок службы масла.
Прежде всего, в ряде случаев может быть осуществлена гер-
метизация, предотвращающая соприкосновение масла с возду-
хом. Герметичными являются конструкции маслонаполненных
кабелей и конденсаторов и некоторых типов проходных изолято-
6. Иерусалимов, Орлов
81
такими, чтобы при
Рис. 34. Термоси-
фонный фильтр,
установленный на
трансформаторе.
ров. В трансформаторах уменьшается площадь соприкосновения
масла с атмосферным воздухом. Для этого их снабжают расши-
рителями. Расширителем называется бачок, установленный на
баке трансформатора и соединенный с ним трубкой (рис. 33).
Размеры расширителя и количество масла в нем выбираются
нагревании масла и увеличении его объема
избыток масла мог переместиться из бака
в расширитель. При низкой температуре
уровень масла в расширителе не должен
снижаться ниже определенной отметки, что-
бы воздух не мог проникнуть под крышку
трансформатора. Малая поверхность зерка-
ла масла в расширителе и то, что масло
в расширителе всегда холодное, уменьшает
количество поглощаемых маслом воды и
воздуха.
Еще лучшие результаты дает азотная за-
щита трансформаторов. При азотной защи-
те пространство над поверхностью масла
заполняется азотом. Таким образом пол-
ностью исключается соприкосновение масла
с воздухом и его окисление кислородом.
Азотная подушка служит вместе с тем мас-
лорасширителем.
Эффективным средством снижения ско-
рости окислительных процессов является
добавка к маслу антиокислительных приса-
док. Эти присадки поглощают кислород,
чем предохраняют масло от окисления.
Присадка, разработанная во Всесоюзном
теплотехническом институте (присадка
ВТИ-1), представляет собой параоксидифе-
ниламин и добавляется к маслу в количестве 100 г на 1 т масла.
Кроме антиокислительных присадок, существуют присадки, улуч-
шающие другие свойства масла. Кумароновая смола, добавляе-
мая в количестве 0,3—0,5%, уменьшает в 5—10 раз количество
воды, поглощаемой маслом из воздуха.
Срок эксплуатации масла может быть удлинен постоянной
очисткой масла непосредственно в трансформаторах во время
работы. Очистка осуществляется с помощью термосифонных
фильтров, которые присоединяются к верхней и нижней частям
бака (рис. 34). Благодаря разности температур масла в верхней
и нижней частях трансформатора происходит циркуляция его.
Масло проходит через фильтр, где очищается от воды, кислот и
смол. Фильтрующим веществом является силикагель — высушен-
ный и прокаленный гель двуокиси кремния SiO2.
Силикагель обладает пористой структурой, причем суммарная
82
поверхность пор составляет 100—400 м2 на 1 г. Благодаря разви-
той поверхности силикагель является хорошим сорбентом. Коли-
чество силикагеля должно составлять 1% от общего веса масла.
§ 2—5. Применение барьеров, твердых покрытий
и изолировки электродов для повышения
разрядных напряжений жидких диэлектриков
Обычно в электрических устройствах применяется комбини-
рованная изоляция: жидкие диэлектрики в сочетании с тверды-
ми. Твердая изоляция применяется в виде барьеров, покрытий и
изолировки электродов.
Барьером называется прямая или фасонная перегородка
из твердого диэлектрика, помещаемая в ма-сляном промежутке
между электродами. При наличии барьеров электрическая проч-
ность изоляционных промежутков значительно возрастает. Это
обусловливается двумя факторами. Барьер непроницаем для
ионов жидкости. Поэтому ионы, двигаясь от одного электрода к
другому и встречая на своем пути барьер, «растекаются» по его
поверхности и заряжают ее. Благодаря этому электрическое поле
в промежутке делается более равномерным, что приводит к уве-
личению разрядного напряжения. Кроме того, барьер затрудняет
образование сплошных проводящих мостиков из волокнистых
веществ, находящихся в масле. Действие барьеров более эффек-
тивно в неравномерных полях. В сравнительно равномерных по-
лях, где эффект от выравнивания поля незначителен, эффектив-
ность барьеров мала.
При применении комбинированной жидкой и твердой изоля-
ции необходимо учитывать то, что напряженность электрического
поля в жидкой изоляции возрастает. Это связано с различием
диэлектрических постоянных твердой и жидкой изоляции. Рас-
смотрим случай плоских электродов и барьеров.
При отсутствии барьеров напряженность электрического поля
в масле равна
£м = 4~-	(2-б)
где U — приложенное напряжение;
S — расстояние между электродами.
При наличии барьеров при переменном напряжении напря-
женности электрического поля в слоях распределяются обратно
пропорционально диэлектрическим проницаемостям. В таком
случае
Ем   еб .
Eq	6м *
6*
83
U = EMSM ЕбЕ6,
(2-8)
где Ем и Еб— напряженности электрического поля в масле и
барьере;
ем и 8б- диэлектрические проницаемости масла и барьера;
SM и Se — толщины слоев: Ем + Еб = Е.
Из уравнений (2—7) и (2—8) находим
Можно принять, что — = 0,5. Заменяя Ем =Е—Еб и подстав-
еб
€м
ляя значение отношения — , получаем
еб
Ем = S—0,5S6 •	(2—Ю)
Из полученного выражения видно, что при неизменном общем
расстоянии Е между электродами при наличии барьеров напря-
женность электрического поля в масле выше, чем без барьеров.
При этом, чем больше толщина барьеров Еб, тем выше будет на-
напряженность поля Ем. Аналогичная картина будет и в случае
неравномерного электрического поля.
В результате повышения напряженности электрического поля
в масле снижается напряжение, при котором появляются ча-
стичные разряды в масляном промежутке между барьером и
одним из электродов. Учитывая это, суммарная толщина барье-
ров не должна превышать — g- межэлектродного расстояния.
Несмотря на указанное обстоятельство, общее разрядное на-
пряжение промежутка при наличии барьеров все же оказывается
значительно повышенным вследствие выравнивания электриче-
ского поля барьерами.
При наличии барьеров электрическая прочность промежутка
со сравнительно равномерным полем может быть определена по
формуле
= 40 (] + ,S[/cs]’ (2“11)
где Е — расстояние между электродами, см;
U — пробивное напряжение (амплитудное значение)'.
Барьеры из электрокартона в главной изоляции трансформа-
торов применяются в виде цилиндров, перегородок и угловых
шайб. Цилиндрические гетинаксовые барьеры применяются в
маслонаполненных проходных изоляторах.
84

Рис. 35. к расчету напря-
женности электрического
поля в проходном маслона-
полненном изоляторе при
изолировке внутреннего
электрода:
1, '4 — электроды; 2 — твердая
изоляция; 3 — масло.
Покрытием называется тонкий слой изоляции, плотно
облегчающий металл электрода и не изменяющий существенно
напряженность электрического поля в ма-сле. Покрытием являет-
ся обычно собственная изоляция обмоточных проводов. Упроч-
няющее действие покрытий с-вязано с тем, что они препятствуют
образованию сплошных проводящих
мостиков непосредственно от одного
до другого электрода. Влияние покры-
тий проявляется в сравнительно рав-
номерных полях при напряжении
50 гц, когда вредное действие загряз-
нений и проводящих мостиков особен-
но сильно. В неравномерных полях,
а также при импульсных напряже-
ниях, когда влияние загрязнений не-
ощутимо, покрытия не повышают элек-
трической прочности масла.
Изолировка отличается от по-
крытий большей толщиной твердой
изоляции. Типичным примером изоли-
ровки является бумажная изоляция
катушек обмоток трансформаторов,
изоляция отводов обмоток трансфор-
маторов, изоляционная намотка на
токоведущих стержнях высоковольт-
ных проходных изоляторов. Упрочнение
при изолировке одного из электродов связано с тем, что напря-
женность электрического поля в масле на границе изоляция —
масло будет меньше, чем напряженность у поверхности голого
электрода. Снижение напряженности электрического поля при-
водит к повышению напряжения возникновения частичных раз-
рядов в масле.
Рассмотрим влияние изолировки на максимальную напряжен-
ность электрического поля в масле для изоляционного промежут-
ка между токоведущим стержнем и заземленным фланцем изо-
лятора (рис. 35).
При отсутствии изолировки стержня напряженность электри-
ческого поля у поверхности стержня равна
Ео =----(2-12):
г«1п^
го
где U — приложенное напряжение;
Го — радиус стержня;
г2 — радиус второго электрода (фланца).
При изолировке стержня напряженность электрического поля
в масле может быть найдена следующим образом.
масляного промежутка
85
Приложенное напряжение распределяется между слоями
твердой и жидкой изоляции обратно пропорционально емкостям
слоев	=	(2—13)
где	(7М и UT — напряжения, приходящиеся соответ- ственно на слой масла и слой твердой
2зТВ"р80 Ьт —	г » 1п^- го	изоляции; л	и См =	„	емкости слоев твердой изоляции и мас- 1п^- ла на единицу длины; 8т и 8М—диэлектрические проницаемости слоев; гх — наружный радиус слоя твердой изо- ляции.
Подставляя значения Ст и См, получаем
	6т1Пу- & =	г~-	(2-14) UT	8и1П-^-
Используя уравнение
и = им + иг,
находим напряжение, приходящееся на слой масла
	8Т1П-^- = U			л	—	(2-15) 6т In -2- + ем In -i- Г1	го
В таком случае, максимальная напряженность электрическо-
го поля в масле на границе твердой и жидкой изоляции равна
	<214 1 гг	1 1 G 1 ет r0 |
Сопоставляя выражения для Ем и £0> видим, что во втором
случае напряженность электрического поля будет ниже, так как
радиус кривизны гх слоя изоляции больше радиуса кривизны
электрода г0.
Полученное выражение для £м может быть использовано для
определения изоляционного масляного промежутка S = r2—гь
если заданы напряжение U, допустимая напряженность в масле
86
Лм , радиус токоведущего стержня rQ и твердой изоляции гь Для
трансформаторов допустимая напряженность в масле при испы-
тательном напряжении 50 гц принимается равной (амплитудное
значение)
£м.доп =	_— [кв/см].
При симметричных электродах необходимо изолировать оба
электрода. При несимметричных электродах нужно изолировать
электрод с большей кривизной. Эффективность изолировки мож-
но видеть на следующем примере. Для промежутка провод —
плоскость при диаметре провода 3 мм и масляном промежутке
100 мм изолировка провода слоем изоляции в 3 мм увеличивает
пробивное напряжение вдвое.
§ 2—6. Контроль за состоянием изоляционных масел
Изоляционные масла должны подвергаться периодическому
контролю с целью определения их характеристик. Для трансфор-
маторного масла, находящегося в эксплуатации, значения его
характеристик даны в табл. 5.
Таблица 5
Нормы для эксплуатационных масел
Показатели	Единица измерения	Нормы
Температура вспышки (не ни- же) 		°C	135
Кислотное число (не более) . .	мг	0,4
Содержание водорастворимых кислот и щелочей	—_	Нет
Содержание механических при- месей, визуально Электрическая прочность	—	Нет
	Кв!см	
а) для аппаратов с напря- жением от 15 до 35 кв (не ниже) ....		100
б) для аппаратов от 60 до 220 кв (не ниже)		140
в) для аппаратов от 330 кв и выше (не ниже)		180
Тангенс угла диэлектрических потерь 		%	
при 20° С не более		2
при 70° С не более		7
87
В Правилах технической эксплуатации электрических станций
и сетей предусматриваются три вида испытаний изоляционных
масел: полный химический анализ, сокращенное испытание и
испытание на содержание взвешенного угля.
Полный химический анализ производится при приемке све-
жего масла и после аварий, в результате которых качество масла
может резко меняться.
При сокращенном испытании определяется состояние масла и
устанавливается интенсивность процессов старения: определяет-
ся пробивное напряжение, на-
личие твердых осадков, темпе-
ратура вспышки, реакция вод-
ной вытяжки, кислотное число.
В ответственных случаях сле-
дует определять также тангенс
угля диэлектрических потерь.
Сокращенный анализ масла
производится не реже одного
раза в три года, а также после
капитальных ремонтов транс-
форматоров и аппаратов. Для
трансформаторов, работающих
без термосифонных фильтров,
сокращенный анализ должен
производиться один раз в год.
Минимум 15
Рис. 36. Маслопробойник.
Испытание масла на пробой
производится в стандартном разряднике (рис. 36). Электроды
разрядника представляют собой стальные диски диаметром
25 мм, установленные строго параллельно на расстоянии 2,5 мм
друг от друга.
В масляных выключателях производится внеочередное опре-
деление присутствия угля в масле после отключения мощного
короткого замыкания, сопровождавшегося выбросом масла и га-
зов, а также после отключения выключателем четырех коротких
замыканий.
Проверку содержания угля следует производить сразу после
отключения короткого замыкания, пока уголь не успел осесть;
пробу масла берут из крана в стенке бака, расположенного на
уровне контактов.
В энергосистемах и на промышленных предприятиях состав-
ляется годовой график взятия проб масла из каждого аппа-
рата.
Масло, характеристики которого не удовлетворяют нормам,
должно быть удалено из электрического устройства и подвергну-
то очистке.
88
Глава третья
ЭЛЕКТРИЧЕСКАЯ ПРОЧНОСТЬ ТВЕРДЫХ
ДИЭЛЕКТРИКОВ
§ 3—1. Применение твердых диэлектриков
в электрических установках
Твердые электроизоляционные материалы, применяемые в
электрических установках, разнообразны по составу, структуре
и свойствам.
В трансформаторах в качестве витковой, катушечной и глав-
ной изоляции применяются электроизоляционные бумага и кар-
тоны. Силовые кабели изолируются пропитанной бумагой, рези-
ной и полиэтиленом. Изоляторы изготовляются из керамических
материалов (фарфор) и стекла.
В изоляции высоковольтных электрических машин использу-
ются главным образом сложные композиционные материалы на
основе слюды: микалента и стекломикалента, микафолий, мика-
нит и др. Применяются также пленки из синтетических смол и
эфиров целлюлозы.
В высоковольтных электроустановках твердая изоляция под-
вергается воздействию сильного электрического поля, нагреву,
механическим воздействиям и др. Поэтому поведение изоляции
в эксплуатации определяется комплексом ее электрофизических
свойств и характеристик: электропроводностью, диэлектрически-
ми потерями в изоляции, теплостойкостью, механической проч-
ностью, стойкостью к воздействиям электрических разрядов (ко-
роны) и т. д.
Свойства и характеристики конкретных электроизоляционных
материалов рассматриваются в курсе электрических материалов.
Здесь мы остановимся на рассмотрении тех процессов в изоля-
ции, которые имеют решающее значение в пробое твердых диэ-
лектриков. Наиболее важными в отношении пробоя являются
электропроводность, поляризационные явления и связанные с
ними диэлектрические потери в твердых диэлектриках.
§ 3—2. Электропроводность твердых
диэлектриков
Электропроводность твердых диэлектриков в большинстве
случаев в слабых электрических полях — ионная.
В твердых диэлектриках, имеющих ионную кристаллическую
структуру, электропроводность обусловливается движением
ионов, сорванных со своих узлов под влиянием теплового движе-
ния. Тепловое движение в кристаллических телах состоит в ос-
новном в колебаниях закрепленных в узлах ионов. При этом воз-
89
можен срыв отдельных ионов, обладающих большим запасом
энергии, с мест закрепления. Освобожденные таким образом
ионы под действием сил электрического поля приобретают на-
правленное движение, создавая электрический ток.
Такой же ионный механизм электропроводности имеет место
в аморфных диэлектриках (стекло).
Электропроводность обусловливается также движением отно-
сительно слабо закрепленных ионов, в первую очередь ионов
примесей, содержащихся в диэлектриках. Электропроводность
керамических материалов, которые можно рассматривать как
совокупность кристаллической фазы и аморфной стеклообразной
прослойки, обусловлена главным образом электропроводностью
стеклообразной фазы.
Аморфные органические диэлектрики (смолы, битумы, кау-
чук) имеют довольно значительную электропроводность, обуслов-
ленную примесями, склонными к ионной диссоциации. Особенно
сильно увеличивает электропроводность примесь воды, поэтому
гигроскопичные вещества имеют обычно высокую электропровод-
ность.
Одной из важнейших характеристик диэлектриков является
зависимость их электропроводности от температуры. С повыше-
нием температуры электропроводность возрастает. Это объяс-
няется усилением теплового движения ионов, в результате чего
большее их количество становится свободным. Для большинства
диэлектриков зависимость электропроводности от температуры
имеет экспоненциальный характер и может быть выражена фор-
мулами
в
у—Ае т	(3—1).
ИЛИ
у = V т +л2е т ,	(3—2)
где	Y — электропроводность;
Т — температура;
А, В, Ab Bi, А2, В2 — константы, зависящие от свойств диэ-
лектрика.
§ 3—3. Поляризация диэлектриков
Поляризация диэлектриков заключается в смещении электри-
ческих зарядов атомов и молекул, образующих диэлектрик, под
действием сил электрического поля. Существует несколько видов
поляризации.
90
Электронная поляризация обусловлена смещением элек-
тронов относительно ядра в пределах атома под воздействием
внешнего поля. Смещению подвергаются главным образом наи-
более удаленные от ядра электроны, так как они менее прочно
связаны и легче поддаются внешнему воздействию. Длительность
установления электронной поляризации составляет 10“154-
-7-10~16 сек.
Ионная поляризация обусловлена смещением ионов в кри-
сталлических диэлектриках. Это смещение происходит на незна-
чительные расстояния от положения равновесия и носит упругий
характер. Длительность ионной поляризации несколько больше,
чем электронной, вследствие большей массы ионов и составляет
примерно 10~13 сек.
Различают также ионно-релаксационную поляри-
зацию. Она заключается в образовании поляризационных про-
странственных зарядов внутри диэлектрика за счет переброса
электрическим полем ионов, имеющих ослабленные связи с со-
седними частицами. Эти ионы смещаются вблизи от своего перво-
начального расположения и не становятся свободными, а закреп-
ляются на некотором расстоянии, образуя в диэлектрике прост-
ранственный заряд. Положительный заряд концентрируется в
зоне отрицательного электрода и отрицательный — в зоне поло-
жительного. Отличие ионно-релаксационной поляризации от
ионной заключается также в неупругом характере перемещения
ионов: после прекращения действия внешнего поля ионы не воз-
вращаются в первоначальное месторасположение.
Ионно-релаксационная поляризация наблюдается в кристал-
лических диэлектриках, имеющих примеси, в керамических ма-
териалах и стеклах.
Процессы поляризации обусловлены и связаны также со
структурой молекул диэлектрика. В некоторых диэлектриках мо-
лекулы представляют собой диполи, у которых центры положи-
тельных и отрицательных зарядов смещены относительно друг
друга. Диполи или полярные молекулы поляризованы без воз-
действия электрического поля — самопроизвольно. Характеристи-
кой диполя является электрический момент т, равный произве-
дению заряда q на расстояние I между зарядами в диполе
т = ql.
В отсутствии электрического поля сумма дипольных моментов
молекул равна нулю, так как диполи расположены хаотично.
Под действием электрического поля происходит ориентация
диполей так, что их положительные заряды располагаются в сто-
рону отрицательного электрода, а отрицательные — в сторону
положительного. В результате этого суммарный электрический
момент уже не будет равен нулю. Этот вид поляризации носит
91
название дипольной, или ориентационной, поляриза-
ции. В твердых диэлектриках поворот молекул обычно невозмо-
жен из-за большой плотности вещества. Однако возможен пово-
рот дипольных групп атомов, входящих в структуру молекул, без
нарушения связи с молекулами. При этом наблюдаются все за-
кономерности дипольной поляризации.
Такая поляризация происходит в органических волокнистых
диэлектриках растительного происхождения. Основой этих диэ-
лектриков является клетчатка, в состав молекул которой входят
дипольные гидроксильные группы ОН. Полярные молекулы вхо-
дят в состав ряда смол, например полихлорвиниловой. Диполь-
ная поляризация характерна для многих органических и неорга-
нических диэлектриков.
В технических изоляционных материалах, состоящих из диэ-
лектриков с различными характеристиками, происходит межслое-
вая поляризация. Она заключается в накоплении свободного
заряда на поверхности раздела слоев. Частным случаем межслое-
вой поляризации является высоковольтная поляризация, заклю-
чающаяся в образовании объемных зарядов в диэлектрике в при-
электродных слоях при высоких напряженностях электрического
поля. Установление межслоевой поляризации происходит в тече-
ние значительного времени, измеряемого иногда десятками минут.
Явления поляризации в диэлектриках связаны с протеканием
через диэлектрик помимо тока проводимости также тока поляри-
зации, или, как его называют, тока абсорбции. Ток абсорбции
имеет наибольшее значение в момент включения напряжения и
спадает со временем. Протекание тока прекращается, когда за-
канчиваются процессы поляризации. При постоянном напряже-
нии протекание наблюдается в первый момент после включения
напряжения. При переменном напряжении он имеет синусоидаль-
ный характер и протекает в каждый полупериод при очередном
изменении полярности электродов. Ток абсорбции имеет емкост-
ную и активную составляющие. Последняя связана с неупругим
перемещением ионов при релаксационной, дипольной и межслое-
вой видах поляризации.
§ 3—4. Диэлектрические потери
Протекание тока через диэлектрик связано с потерями элек-
трической мощности. При постоянном напряжении в равномер-
ном электрическом поле потери мощности определяются величи-
ной тока проводимости и могут быть выражены формулой
/’пост = UI* = ~ = -f- • U2 [eml (3-3)
92
i де U — приложенное напряжение, в;
/а — ТОК проводимости, (Г,
R— сопротивление диэлектрика, ом;
у—удельная объемная проводимость диэлектрика,
ом~х • см~х\
d— толщина диэлектрика, см;
s — площадь диэлектрика, см2.
Удельные потери мощности в единице объема диэлектрика
при постоянном напряжении равны
Рпост = ^ = у&[вт/смЧ,	(3-4)
где Е — напряженность электрического поля, в)см.
При переменном напряжении потери мощности (диэлектриче-
ские потери) обусловливаются не только током проводимости, но
и активной составляющей тока абсорбции. Для диэлектрика
Рис. 37. Векторная диаграмма токов
для диэлектрика с потерями:
/а — ток проводимости; /аа — активная
составляющая тока абсорбции; /с — емко-
стный ток. обусловленный процессами
мгновенной поляризации в диэлектрике;
/с а — емкостная составляющая тока аб-
сорбции, обусловленного медленными про-
цессами поляризации.
с потерями при переменном синусоидальном напряжении может
быть построена векторная диаграмма токов, представленная на
рис. 37.
Величина потерь мощности может быть выражена следующим
образом:
Р = U(la + /а.а) = t/(/0 + /c.a)tgd.	(3-5)
Емкостный ток в диэлектрике можно выразить через полную
емкость диэлектрика С, напряжение U и частоту переменного
тока f
+ /с. а = 2nfUC.	(3—6)
В таком случае
Р = 2nfU*Ctgt = 2л/(72	(3-7)
93
Удельные потери мощности в единице объема диэлектрика
при переменном напряжении равны
р^^-/К^[вт/см^.	(3-8)
Угол 6 в векторной диаграмме называется углом диэлектри-
ческих потерь. Чем больше этот угол, тем больше величина потерь
в диэлектрике. Обычно в качестве характеристики диэлектрика
дается тангенс угла диэлектрических потерь, величина которого
может быть измерена.
Потери при переменном напряжении значительно выше, чем
при постоянном. Это можно видеть на примере расчета потерь
в лакоткани ЛХЧ.
Характеристики лакоткани ЛХЧ.
Y= 10-13 [ом.см]~ h 8 = 4; tg б = 0,03.
Рассчитаем удельные потери при постоянном напряжении и
при напряжении 50 гц при напряженности поля Е = 25 • 104 в! см
Рпост = \Е* = 10-13 • 252 • 108 = 6,25-10-3 [вт/сл3].
При переменном напряжении
„ Z72 Mg б	252-10*.50-4.0,03	пог ,
Р = & '|8Д012 =------= °’2 ^вт,см 1-
Сопоставление результатов показывает, что в данном случае
потери при переменном напряжении в 32 раза больше, чем при
постоянном.
Большое значение в поведении диэлектриков в электрическом
поле имеет температурная зависимость диэлектрических потерь.
Как было указано выше, электропроводность диэлектриков при
повышении температуры увеличивается, поэтому потери мощно-
сти при постоянном напряжении возрастают.
При переменном напряжении зависимость tg6 и диэлектриче-
ских потерь от температуры сложная. Величина tgS зависит от
тока проводимости и активной составляющей тока абсорбции.
При повышении температуры ток проводимости возрастает.
Влияние температуры на ток абсорбции двоякое. При повышении
температуры за счет ослабления межмолекулярных связей,
уменьшения вязкости диэлектрика поляризация облегчается и
ток абсорбции увеличивается. Вместе с тем, из-за усиления теп-
лового хаотического движения поляризация затрудняется. Эти
факторы приводят к наличию максимумов и минимумов в зави-
симости tg6 = cp(/°). Однако для многих технических диэлектри-
ков в определенном интервале температур можно принять, что
tg6 с повышением температуры возрастает по экспоненциально-
му закону
94
tg 6 = tg soea(/“4
(3-9)
где tgS — соответствует температуре f С;
tgfi0— ПРИ температуре ^С;
а—температурный коэффициент возрастания потерь, за-
висящий от свойств диэлектрика.
§ 3—5. Пробой твердых диэлектриков
Пробой твердых диэлектриков представляет собой сложное
явление, закономерности которого являются функцией физиче-
ских свойств диэлектриков, условий окружающей среды, характе-
ра приложенного напряжения и формы электрического поля.
Различают три формы пробоя твердых диэлектриков: тепловую,
электрическую и ионизационную.
Тепловой пробой. Тепловой пробой твердых диэлектриков со-
стоит в следующем. Под влиянием диэлектрических потерь диэ-
лектрик разогревается, его температура повышается. В резуль-
тате роста температуры проис-
ходит увеличение тангенса уг-
ла диэлектрических потерь
(или проводимости диэлектри-
ка при постоянном напряже-
нии) и дальнейший разогрев.
Если отвод тепла от диэлект-
рика в окружающую среду
компенсирует выделение теп-
ла, то на определенной стадии
разогрева между тепловыделе-
нием и теплоотводом устанав-
ливается равновесие и даль-
нейший разогрев прекращает-
ся. Диэлектрик остается разо-
гретым до некоторой постоян-
ной температуры, отвечающей
условию теплового равновесия.
Если же тепловыделение в
диэлектрике превышает тепло-
отвод, то температура его не-
уклонно повышается и дости-
Рис. 38. Зависимости выделяющегося
и отводимого от диэлектрика тепла
от температуры поверхности диэлек-
трика:
Pi (U\); Pi (U2); Рз (Уз) — зависимости
выделяющегося в диэлектрике тепла от
температуры поверхности диэлектрика при
напряжениях соответственно Ut; Li->; U3;
Q — отводимое с поверхности диэлектрика
тепло.
гает значения, при котором происходит тепловое разрушение
диэлектрика. Обычно в диэлектрике, в той его части, где по усло-
виям теплоотвода температура максимальна, прогорает канал.
Вслед за прогоранием канала в нем происходит пробой. Таким
образом, непосредственной причиной пробоя является тепловое
разрушение диэлектрика.
95
На рис. 38 представлены графические зависимости, иллюст-
рирующие возможное развитие процесса. Кривые Pi, Р2, Рз пред-
ставляют зависимости выделяющегося в диэлектрике тепла от
его температуры при напряжениях соответственно U\, U2y
причем U\ < U2 < C/3. Прямая Q характеризует отвод тепла от
диэлектрика.
При напряжении U\ кривые тепловыделения и теплоотвода
пересекаются в двух точках, одна из которых а соответствует
устойчивому тепловому равновесию, а вторая б — неустойчивому.
При напряжении С/3 точки пересечения отсутствуют и тепловое
равновесие невозможно. Очевидно, в качестве минимального про-
бивного напряжения можно принять напряжение U2, при котором
зависимости Р = дч (/) и Q = <р2(/) касаются в одной точке, и теп-
ловое равновесие является уже неустойчивым.
Первая попытка дать математический анализ явления тепло-
вого пробоя была сделана немецким ученым Вагнером. Однако
теория Вагнера страдает многими неточностями и необоснован-
ными предположениями. Основной ее недостаток заключается
в том, что она предполагает непременным условием теплового
пробоя наличие неоднородностей, слабых мест в диэлектрике.
Кроме того, расчетная формула Вагнера не позволяет вычислить
абсолютные значения пробивных напряжений, так как в формулу
входят ряд неизвестных величин, характеризующих неоднород-
ность, например сечение прогоревшего канала.
Строгую математическую теорию теплового пробоя для одно-
родного диэлектрика впервые разработали советские ученые ака-
демики В. А. Фок и Н. Н. Семенов. Ввиду сложности математи-
ческого анализа теории ограничимся приведением окончательных
выражений для пробивных напряжений и их анализом.
Пробивное напряжение плоского диэлектрика, расположен-
ного между двумя электродами, при отводе тепла через поверх-
ности обоих электродов равно (при переменном токе)
у“3™/тГ5М *>•	<3-10)
где U —пробивное напряжение (действующее значение), кв;
с— коэффициент теплопроводности диэлектрика, ~-гра^
f—частота напряжения, гц;
8 и tgfi0 — относительная диэлектрическая проницаемость и
тангенс угла потерь диэлектрика при начальной тем-
пературе диэлектрика, равной температуре окружаю-
щей среды;
а — величина, характеризующая рост тангенса угла по-
терь с температурой, в предположении, что тангенс
угла потерь связан с температурой зависимостью
вида (3—9);
96
0—безразмерный параметр, характеризующий условия
отвода тепла через электроды в окружающую среду.
Если пренебречь перепадом температур в электродах, пара-
метр 0 равен
(3-11)
где k — коэффициент теплоотдачи смъ.град' >
d — толщина диэлектрика, см;
с — коэффициент теплопроводности ~м,град .
Функция ср (0) определяется из графика рис. 39.
Для плоского диэлектрика, охлаждаемого с одной стороны,
величина пробивного напряжения выражается формулой
"-'90°/7йкг-’<е)'	(3“12)
kd
где 0= — . Остальные обозначения те же, что в формуле
(3—10). с
Для односторонне охлаждаемого цилиндра пробивное напря-
жение определяется из формулы
г7= 1900)/’тЙ1^ '«•	<з—13>
где
е = Лг,1п-^-;	(3-14)
г0 — радиус внутреннего цилиндрического электрода, см;
Г\ — наружный радиус диэлектрика, см.
Из формул (3—10), (3—12), (3—13) следует, что пробивное
напряжение уменьшается при увеличении диэлектрической про-
ницаемости е, тангенса угла диэлектрических потерь tg6o, коэф-
фициента а и частоты переменного тока f. С увеличением пере-
численных параметров возрастают потери в диэлектрике и кри-
тическая величина потерь, соответствующая условию нарушения
теплового равновесия, достигается при меньшем напряжении.
Увеличение теплопроводности диэлектрика и теплоотдачи с
его поверхности, характеризуемые коэффициентами с и к, при-
водит к увеличению пробивного напряжения. При улучшении
теплоотвода нарушение теплового равновесия происходит при
больших значениях тепловыделения, соответствующих более вы-
соким значениям приложенного напряжения.
7. Иерусалимов, Орлов
97
Зависимость пробивного напряжения от толщины диэлектри-
ка d определяется изменением функции ф(0) при возрастании d.
Из рис. 39 видно, что при увеличении d и параметра 0 функция
qp (0) возрастает не пропорционально d, а медленнее. Также изме-
няется и величина пробивного напряжения. Это объясняется тем,
Рис. 39. Функция ф (0) для расчета
пробивного напряжения твердых ди-
электриков.
бивного напряжения фар-
фора от температуры ди-
электрика.
что с увеличением толщины диэлектрика ухудшаются условия
теплоотвода от внутренних слоев изоляции. При больших толщи-
нах функция ф(0) стремится к пределу, равному 0,66, и пробив-
ное напряжение с ростом толщины не увеличивается.
Напряжение теплового пробоя непосредственно связано с тем-
пературой окружающей среды. Чем выше эта температура, тем
больше величина tg6o, больше потери в диэлектрике и ниже про-
бивное напряжение. Изменяя температуру окружающей среды,
можно изменить характер пробоя одного и того же диэлектрика.
На рис. 40 представлена зависимость пробивного напряжения
фарфора от температуры диэлектрика. Начиная примерно с тем-
пературы 90° С, наблюдается резкое уменьшение пробивного на-
пряжения с увеличением температуры. В области температур
t>90° С пробой имеет тепло-вой характер.
Рассмотрим пример расчета пробивного напряжения.
Вычислим, пользуясь приведенными формулами, пробивное
напряжение микалентной компаундированной изоляции электри-
ческой машины на отдельных стержнях обмотки при толщине
изоляции d = 0,3 см и температурах 20 и 60° С. Примем следую-
щие значения коэффициентов: коэффициент теплоотдачи к =
= 0,0017 вт!см2град; коэффициент теплопроводности изоляции
с=0,0026 вт)см • град; диэлектрическая проницаемость 8 = 5; ко-
эффициент возрастания потерь а = 0,017; тангенс угла потерь при
20° С tg б2о = 0,042. В данном случае нужно применить формулу
(3—13) для одностороннего охлаждения.
98
Определяем параметр 0
© = —
с
0,0017-0,3
0,0026
= 0,196.
По графику рис. 39 функция ср(0) =0,155. Пробивное напряжение
при 20° С равно
U= 1900/50.5.oZo.Oi7-0'155 = 35-6
Для определения пробивного напряжения при 60° С необходи-
мо вычислить значение tg6 при 60° С. Воспользуемся формулой
(3-9):
tg660 = tg б20 • еа(в0~ 2°> = 0,042-е0-017'40 = 0,084.
В таком случае, пробивное напряжение при 60° С будет равно
- и2а /5Е _ 35.6 /	= 25
Из приведенного числового примера видно, сколь значительно
уменьшение пробивного напряжения при увеличении начальной
температуры диэлектрика.
В данном случае мы определили пробивное напряжение изо-
ляции стержня обмотки при испытании его вне машины, когда
медь обмотки не нагрета и вторым электродом служит тонкий
слой металла (фольга).
Определение пробивного напряжения стержней обмоток, уло-
женных в пазы статора, было бы затруднено из-за влияния на
его величину нагрева меди обмотки и охлаждения обмотки через
большую массу -статора. Первый фактор ведет к снижению про-
бивного напряжения, а второй — к его повышению. Какой из этих
факторов сильнее, оценить трудно. В современных крупных элек-
трических генераторах с непосредственным охлаждением меди
статора, когда тепло, выделяющееся в меди, не проходит через
толщу изоляции, пробивное напряжение может оказаться даже
выше, чем при испытании отдельных стержней.
Электрический пробой твердых диэлектриков. Когда количе-
ство тепла, выделяющееся в диэлектрике под действием электри-
ческого поля, незначительно, тепловой пробой невозможен. В этих
случаях нарушение электрической прочности диэлектрика назы-
вают электрическим пробоем. Электрический пробой имеет место
' при кратковременных импульсных воздействиях, при которых
тепловые процессы не успевают развиваться, при малых диэлек-
трических потерях и интенсивном охлаждении диэлектрика, при
низких температурах окружающей среды.
7*
99
Существует ряд теорий электрического пробоя.
В 1927 г. Роговский выдвинул теорию разрыва кристалличе-
ской решетки диэлектрика внешним электрическим полем. Расче-
ты Роговского привели к величинам пробивной прочности, в
100—200 раз превышающим опытные данные. Однако, как указал
впоследствии Г. И. Сканави, возможность разрыва кристалличе-
ской решетки, особенно для диэлектриков с высокой диэлектри-
ческой проницаемостью, нельзя безоговорочно отбрасывать. Если
учесть внутреннее поле, действующее в диэлектрике, то различие
между расчетными и опытными значениями пробивной напря-
женности значительно уменьшается.
А. А. Воробьев и Е. К. Завадовская обосновали возможность
разрыва кристаллической решетки электрическим полем при
очень коротких электрических импульсах (меньше 10“9 сек). Ког-
да время действия напряжения сравнимо со статистическим вре-
менем запаздывания разряда, а электрическая прочность диэлек-
трика имеет очень высокое значение, механические усилия, созда-
ваемые в диэлектрике электрическим полем, превосходят предел
его механической прочности и происхфдит разрыв кристалличе-
ской решетки.
В работах проф. А. А. Смурова в 1928 г. было высказано
предположение о возможности ударной ионизации электронами
в сильных электрических полях. В дальнейшем был предложен
ряд квантовых теорий электрического пробоя, основанных на
ионизации электронным ударом (теории Хиппеля, Фрелиха
и др.).
Большие работы по теории и исследованию закономерностей
электрического пробоя твердых диэлектриков, выполненные в
Томском политехническом институте под руководством проф.
А. А. Воробьева, подтвердили электронную природу электриче-
ского пробоя твердых диэлектриков.
В процессе пробоя диэлектриков можно выделить три стадии:
стадию формирования разряда, в конце которой между электро-
дами создается проводящий путь; стадию завершения разряда,
когда напряжение на диэлектрике спадает практически до нуле-
вого значения, и послепробойную стадию, ток в которой опреде-
ляется в основном параметрами разрядного контура. Стадия
формирования разряда определяет электрическую прочность диэ-
лектрика. Формирование разряда можно считать лавинно-стри-
мерным процессом.
В равномерном электрическом поле свободные электроны,
появляющиеся вблизи катода в основном за счет автоэлектрон-
ной эмиссии, ускоряются, и к аноду продвигается электронная
лавина. После прихода электронной лавины на анод в обратном
направлении развивается положительный стример.
Ускоряемые электроны, передазая свою энергию узлам твер-
дой структуры, разрушают ее на пути своего движения. При этом
100
происходит проплавление канала в диэлектрике, сопровождаю-
щееся резким увеличением электропроводности. С представле-
ниями лавинно-стримерного механизма согласуются такие уста-
новленные закономерности, как развитие разряда с анода в слу-
чае равномерного поля; более высокое пробивное напряжение
в случае отрицательной полярности электрода — острия; повыше-
ние пробивного напряжения при установлении барьера вблизи
электрода — острия и др.
Рассмотрим некоторые экспериментально установленные за-
кономерности электрического пробоя твердых диэлектриков.
В условиях равномерного электрического поля, при отсутствии
короны и краевых разрядов у электродов электрический пробой
твердых диэлектриков наступает при напряженностях электриче-
ского поля, равных 106—107 в/см. При достижении этих критиче-
ских значений напряженности электрического поля происходит
почти скачкообразное возрастание тока, вслед за чем в диэлек-
трике образуется проводящий канал. В условиях равномерного
электрического поля величина пробивного напряжения при элек-
трическом пробое пропорциональна толщине диэлектрика
U = EK[)-d,	(3—15)
где U — пробивное напряжение, в:
£кр = 106—107 в/см— критическая напряженность электри-
ческого поля;
d —толщина диэлектрика, см.
Зависимость пробивного напряжения от длительности прило-
женного напряжения не наблюдается вплоть до длительности
10-7—10“8 сек. На рис. 41 приведена зависимость пробивного на-
пряжения от длительности приложенного напряжения для гети-
накса. Аналогичные зависимости получены и для других мате-
риалов.
В условиях неравномерного электрического поля пробой на-
ступает в том случае, когда напряженность электрического поля
достигает предельного (пробивного) значения на некотором
небольшом участке (10~3—10-4 см) вблизи одного или обоих элек-
тродов.
Напряженности поля у электродов в условиях неравномерно-
го поля весьма высоки и зависят не столько от расстояния между
электродами, сколько от их кривизны. Поэтому критические зна-
чения напряженностей у электродов достигаются при сравнитель-
но невысоких напряжениях, и пробой диэлектриков происходит
при более низких напряжениях, чем в равномерных полях. Кроме
того, пробивное напряжение мало зависит от расстояния между
электродами.
На рис. 42 представлены зависимости пробивных напряжений
от расстояний для случаев равномерного и неравномерного полей.
101
В неравномерных полях наблюдается более сильная, чем в
равномерных, зависимость пробивного напряжения от времени
действия напряжения. Это обстоятельство можно объяснить тем,
что в неравномерных полях высокая напряженность электриче-
ского поля возникает сначала лишь в сравнительно малом объе-
ме диэлектрика у электродов,
вследствие чего развитие раз-
ряда происходит постепенно и
требует большего времени, чем
в равномерном поле, когда на-
пряженность поля велика по
Рис. 42. Зависимости
пробивных напряжений
твердого диэлектрика от
расстояния между элек-
тродами для случаев
равномерного (1) и не-
равномерного (2) элек-
трических полей.
Рис. 41. Зависимость пробивного
напряжения гетинакса от длитель-
ности приложенного напряжения.
всей толще диэлектрика. Кроме того, при малых длительностях
напряжения энергия, выделяющаяся в диэлектрике, может быть
недостаточной, чтобы разрушить его, и поэтому для пробоя тре-
буются более высокие напряжения. Уже при длительностях
10~6—10~5 сек наблюдается заметный рост электрической проч-
ности. Таким образом, в неравномерных полях при длитель-
ностях импульса меньше 10-5 сек коэффициент импульса стано-
вится заметно больше единицы.
Зависимость пробивного напряжения в неравномерных полях
от длительности импульсов является причиной неполного и после-
довательного пробоя диэлектриков, открытых и исследованных
советскими учеными А. Ф. Вальтером и Л. Д. Инге.
Явления эти состоят в следующем.
При приложении к диэлектрику импульса напряжения, амп-
литуда которого превышает пробивное напряжение при 50 гц, но
недостаточна для полного пробоя диэлектрика при кратковре-
менном воздействии, происходит частичное разрушение, т. е. не-
полный пробой в виде микроскопической трещины, идущей от
одного из электродов по направлению к другому. В некоторых
диэлектриках, например в стекле, при повторении импульсов не-
полный пробой возникает каждый раз в новом месте. Это связа-
но, вероятно, с тем, что сразу после одиночного разряда здесь
происходит своеобразное «заживление» (может быть заплавле-
Д02
ние) нарушенной области. В таких диэлектриках пробивное на-
пряжение мало зависит от числа приложенных импульсов.
Однако в большинстве диэлектриков (кристаллы, керамиче-
ские диэлектрики и др.) неполный пробой имеет иной характер.
При повторных приложениях импульсов происходит развитие
Рис. 43. Зависимость про-
бивного напряжения ка-
бельной бумаги от числа
последовательных импуль-
сов.
Рис. 44. Усиление изоляции
у краев электродов для ос-
лабления краевого эффекта:
1 — основная изоляция; 2 — до-
полнительная изоляция; 3 —
электроды.
разрушений, завершающееся полным пробоем. В этом случае
пробивное напряжение зависит от числа приложенных импуль-
сов. На рис. 43 приведена зависимость пробивного напряжения
кабельной бумаги от числа последовательных импульсов.
Как видно из рис. 43, с ростом числа воздействующих импуль-
сов наблюдается уменьшение пробивного напряжения, которое
снижается до определенного предела, стремящегося к значению
пробивного напряжения при 50 гц. Явления неполного и после-
довательного пробоя приводят к тому, что опасными для изоля-
ции являются не только импульсные напряжения, которые вызы-
вают пробой в один удар, но также импульсные напряжения с
меньшей амплитудой, приводящие к пробою при многократных
воздействиях. Отношение пробивного напряжения при много-
кратных воздействиях Un к пробивному напряжению при одно-
кратном воздействии импульса U\ называется коэффициентом
кумулятивности (cumulatio — латинск.— скопление)
(3—16)
Величина коэффициента кумулятивности /<к для различных
диэлектриков изменяется в пределах от 1 до 0,5.
Явление последовательного пробоя учитывается при установ-
лении величин испытательных напряжений электрооборудования.
Характер электрического поля в диэлектрике определяется
прежде всего формой электродов. Однако следует учесть, что
103
даже при благоприятном характере поля между электродами
(плоские электроды) в области краев электродов наблюдается
местное увеличение напряженности электрического поля. Из-за
неравномерности поля у краев электродов в большинстве случа-
ев возникают значительные тангенциальные составляющие на-
пряженности электрического поля, направленные вдоль поверх-
ности диэлектрика. При этом возникают скользящие разряды по
поверхности диэлектрика, еще более искажающие поле в диэлек-
трике. Таким образом, краевой эффект и возникновение скользя-
щих разрядов приводят к искажению поля, а следовательно,
к снижению пробивных напряжений диэлектрика.
Для ослабления краевого эффекта в электроизоляционных
конструкциях принимают специальные меры. Так, в ряде конст-
рукций кабельных муфт и цроходных изоляторов в области ост-
рого края электрода утолщается изоляция, чем повышается ее
электрическая прочность (рис. 44).
На рис. 45 показано увеличение радиуса закругления края
электрода с помощью металлического кольца. Этот метод приво-
дит к значительному снижению напряженности поля у края
электрода, что, в свою очередь, ведет к повышению напряжения
начала скользящих разрядов.
Естественно, что во всех случаях, когда это возможно, сле-
дует регулировать форму поверхности основных электродов, де-
Рис. 45. Увеличение радиу-
са закругления края элек-
трода с помощью металли-
ческого кольца:
Рис. 46. Изоляция с газовым
включением:
1 — электроды; 2 — изоляция; 3 — га-
зовое включение.
/ — электроды; 2 — металли-
ческое кольцо; 3 — изоляция.
лая ее более плоской, гладкой, лишенной неровностей и выступов,
которые создают опасные местные повышения напряженностей
электрического поля.
Ионизационный пробой. Принято различать кроме теплового
и электрического пробоя также ионизационный. Эта форма про-
боя относится к неоднородным диэлектрикам, содержащим вклю-
чения с пониженной по сравнению с остальным диэлектриком
электрической прочностью (рис. 46). При определенных напря-
104
женностях электрического поля во включениях начинаются иони-
зационные процессы, приводящие в дальнейшем к пробою основ-
ного диэлектрика.
Ионизация слабой интенсивности (начальная ионизация) при-
водит к относительно медленному (на протяжении тысяч часов
и более) разрушению изоляции. Ионизация высокой интенсивно-
сти (критическая ионизация) приводит к быстрому разрушению
некороностойкой изоляции, а также снижению напряжения нача-
ла ионизации. Разрушение изоляции вследствие развития иони-
зацонных процессов обычно происходит следующим образом.
При воздействии па электрооборудование перенапряжений в мас-
ляных прослойках или в газовых включениях в изоляции возни-
кает интенсивная критическая ионизация, которая ведет к сниже-
нию напряжения начала ионизации. Это напряжение может стать
ниже рабочего напряжения. В таком случае ионизационные про-
цессы продолжаются и при рабочем напряжении, что приводит
к пробою изоляции. Ионизационный пробой характерен для сло-
истой изоляции, например для бумажно-масляной изоляции ка-
белей, конденсаторов, трансформаторов тока и др., а также для
изоляции электрических машин. Очагами ионизации в изоляции
являются обычно газовые или масляные прослойки в толще диэ-
лектрика.
Под действием достаточно интенсивной и длительной иониза-
ции происходит разложение пропиточного состава и органической
изоляции (клетчатки), сильное газовыделение, возрастает tgS
изоляции, и процесс завершается электрическим или тепловым
пробоем.
В некоторых случаях ионизация сопровождается механиче-
ским разрушением материала. Так, действие озона и окислов азо-
та, которые образуются при ионизации воздуха, приводит к появ-
лению мелких трещин в резиновой изоляции. Трещины быстро
углубляются под действием электрического поля, что и вызывает
пробой. Нельзя не учитывать и химических изменений, происхо-
дящих в изоляции под действием ионизации. В ряде случае, на-
пример при пробое пропитанной бумаги, при ионизации газовых
включений, ионы газа выбивают из минерального масла водород,
который в момент выделения может образовывать воду.
Для того, чтобы не было ионизационного разрушения изоля-
ции, необходимо ограничивать напряженности электрического
поля в изоляции. При этом исходят из того, что напряженность
электрического поля при рабочем напряжении должна быть ниже
напряженности начальной ионизации, а при испытательных на-
пряжениях или при перенапряжениях — ниже напряженности
критической ионизации. В этом случае при перенапряжениях или
при приложении к изоляции испытательных напряжений возни-
кает только начальная ионизация, которая при снижении напря-
105
жения до рабочего прекращается. Наиболее опасная — критиче-
ская ионизация — при этом вообще не наблюдается.
Экспериментально установлены средние значения напряжен-
ностей электрического поля, при которых возникает ионизация

Рис. 47. Конструкция
с листовой бумажной
изоляцией при резко
неравномерном поле
у краев электродов.
Рис. 48. Конструкция
с ленточной бумаж-
ной изоляцией при
устраненном краевом
эффекте.
в масляных прослойках бумажно-масляной изоляции при отсут-
ствии в ней воздушных включений. Для листовой изоляции из
конденсаторной бумаги при резко неравномерном поле у краев
электродов, (рис. 47) напряженности возникновения начальной
Ен и критической ЕКр ионизации определяются зависимостями
Ен = 5,5 - d~ °’58;	(3—17)
Екр = 13-d-0'58,	(3—18)
где d —толщина изоляции, мм;
Ен и Екр— средняя напряженность электрического поля, кв/мм.
Для ленточной изоляции из кабельной бумаги
Ен = 10°'58;	(3—19)
Екр = 18-d-°>58.	(3—20)
Для образцов со слабо неравномерным полем и с устранен-
ным краевым эффектом (рис. 48) напряженности возникновения
ионизации не зависят от толщины изоляции. Для образцов с лен-
точной изоляцией из кабельной бумаги 120 мк Ен = 12 кв/мм и
Еф =30 кв!мм.
Приняв запас 0,9 и учтя разброс значений ионизационных на-
пряженностей, принимают следующие средние значения рабочей
Ер и испытательной ЕИсп напряженностей электрического поля.
106
Для листовой изоляции из конденсаторной бумаги при резко
неравномерном поле у краев электродов
£p = 3-d“0*58.	(3-21)
£исп = 9.й-°'58.	(3-22)
Для ленточной изоляции из кабельной бумаги при резко не-
равномерном поле у краев электродов
£p = 4.d-°’58;	(3—23)
Еисп= 12-d-°'58.	(3-24)
Для ленточной изоляции из кабельной бумаги в условиях
слабо неравномерного поля
£р = 5 ч- 6 кв/мм;
£исп = 18 кв/мм.
Пользуясь приведенными значениями, можно определить до-
пустимые значения напряжений при заданной толщине изоляции.
Например, для конструкции (рис. 47) при d=l мм рабочее на-
пряжение в соответствии с формулой (3—21) должно быть
t/p = £p.d=3-d“°'58.d = 3.^42 = 3 кв.
РАЗДЕЛ II
изоляция УСТАНОВОК высокого НАПРЯЖЕНИЯ
Глава четвертая
ИЗОЛЯТОРЫ УСТАНОВОК высокого напряжения
§ 4—1. Назначение. Классификация.
Требование к изоляторам
Изоляторами называются устройства для крепления токове-
дущих частей электрических установок и для их изоляции друг
от друга и от заземленных частей.
Изоляторы подразделяются на три основные группы: 1) ли-
нейные, 2) станционные и 3) аппаратные.
Линейные изоляторы применяются для крепления и изоляции
проводов воздушных линий электропередачи. К станционным от-
носятся изоляторы, применяемые в распределительных устрой-
ствах электрических станций и подстанций, в трансформаторных
киосках и т. п. Эта группа изоляторов подразделяется на опорные
и проходные,'Опорные изоляторы используются для создания
неподвижных изолирующих опор для токоведущих частей, а про-
ходные— для пропуска голых токоведущих частей сквозь стены,
потолки и крыши зданий. К аппаратным относятся проходные и
опорные изоляторы, входящие в конструкцию того или иного
аппарата: трансформатора, выключателя, разъединителя и др.
По условиям работы различают изоляторы для внутренней и
для наружной установки, и изоляторы для установки в условиях
загрязнений.
Изоляторы также классифицируются по номинальному на-
пряжению, механической прочности, а проходные и по номиналь-
ному току.
Совокупность всех перечисленных признаков определяет тип
изолятора.
В эксплуатации изоляторы подвергаются различным внешним
воздействиям: рабочего напряжения и перенапряжений, вызван-
ных атмосферными разрядами и изменениями режима работы
электроустановок (внутренние перенапряжения), а также меха-
ническим (вес и тяжение проводов, ветровые нагрузки, электро-
динамические усилия, вызванные протеканием токов короткого
замыкания). Наконец, изоляторы претерпевают нагрев и охлаж-
дение.
108
Для того, чтобы эти воздействия не вызывали перекрытий,
пробоев и разрушений изоляторов, они должны иметь опреде-
ленные электрические и механические характеристики.
Величины испытательных выдерживаемых напряжений, при
которых не должно происходить перекрытий изоляторов, приве-
дены в ГОСТ 1560-60 (табл. 6).
Таблица 6
Испытательные напряжения изоляторов							
Класс напряжения, кв	6	10	20	35	ПО	150	220
Выдерживаемое напряжение 50 гц в СУХОМ СОСТОЯНИИ, Кв действ •	36	47	75	ПО	295	375	550
Выдерживаемое напряжение 50 гц под дождем, кв/ейств .	.	.	.	26	34	55	85	215	290	425
Импульсное испытательное напряже- ние, полная волна, кв макс . Импульсное испытательное напряже- ние, срезанная волна, квмакс .	60	80	125	195	480	660	950
	73	100	158	240	600	825	1190
Величины выдерживаемых напряжений 50 гц установлены
исходя из расчетных кратностей внутренних перенапряжений
так, чтобы эти перенапряжения не приводили к разрядам по изо-
ляторам. Разрядные напряжения должны быть примерно на 5%
выше выдерживаемых. Импульсные испытательные напряжения
установлены на основе требований газоупорности электроуста-
новок.
Для изоляторов, предназначенных для внутренней установки,
характерным, определяющим размеры и форму изоляторов яв-
ляется выдерживаемое напряжение при сухой и чистой поверх-
ности. Для изоляторов наружной установки определяющим яв-
ляется выдерживаемое напряжение под дождем.
Испытания изоляторов напряжением промышленной частоты
производится при плавном подъеме напряжения без выдержки
при достижении величины испытательного напряжения. Испыта-
ния под дождем производятся при силе дождя в горизонтальной
плоскости 3 мм в 1 мин и при удельном сопротивлении воды в
пределах от 9500 до 10 500 ом • см, измеренном при 20° С. Дождь
должен падать под углом 45° к горизонту и иметь капельную
структуру.
Испытательные напряжения, приведенные в табл. 6, соответ-
ствуют нормальным атмосферным условиям. Если при испыта-
ниях атмосферные условия отличаются от нормальных, величины
испытательных напряжений корректируются, как это было пока-
зано в главе первой.
Мокроразрядное напряжение изоляторов мало зависит от
109
температуры воздуха. Поэтому при корректировке величины ис-
пытательного напряжения под дождем учитывается влияние
только атмосферного давления. При этом предполагается, что
половина разрядного напряжения приходится на воздушные про-
межутки, а половина на участки поверхности изолятора. Влияние
давления сказывается на электрической прочности воздушных
промежутков. Следовательно,
ии = О,5£7мо 4- О,5£/мо	= ии0 —(4-1)
где UM — выдерживаемое напряжение под дождем в условиях
испытаний, кв;
— то же, при нормальных атмосферных условиях, кв;
р— атмосферное давление при испытаниях, мм рт. ст.
Изоляторы, установленные на высоте более 1000 м над уров-
нем моря, но не более 3500 м, должны выдерживать испытатель-
ные напряжения, умноженные на коэффициент х, вычисленный
по формуле
,	(4-2)
1 1_____
1,1	10000
где Н — высота установки над уровнем моря, м.
Разряды по поверхности не разрушают изоляторов, тогда как
при пробое изоляторов сквозь толщу диэлектрика они выходят
из строя. В связи с этим изоляторы конструируются таким обра-
зом, чтобы их пробивные напряжения были на 20—60% выше
сухоразрядных.
Механические характеристики изоляторов устанавливаются в
зависимости от условий их работы в эксплуатации. Для подвес-
ных изоляторов линий электропередачи нормируется механиче-
ская прочность при растяжении. Опорные и проходные изолято-
ры характеризуются механической прочностью на изгиб, так как
они в основном испытывают изгибающие нагрузки, обусловлен-
ные электродинамическими силами.
Рабочие нагрузки на изоляторы должны быть примерно в
3 раза ниже, чем нормированные минимальные разрушающие
усилия.
Для определения стойкости изоляторов к перепадам темпера-
тур фарфоровые изоляторы подвергают двухкратному циклу на-
грева и охлаждения. Каждый цикл состоит из нагрева изолятора
в течение 15 мин в воде при температуре' 70—100° С и последую-
щего немедленного погружения на 15 мин в охлаждающую воду,
имеющую температуру на 70° С ниже температуры воды, в кото-
рой изолятор нагревался. После этого испытания изолятор дол-
жен выдержать без пробоя в течение 3 мин непрерывный поток
110
искр по его поверхности при приложении напряжения 50 гц. Для
крупных неармированных проходных изоляторов перепад темпе-
ратур уменьшается до 60° С.
§ 4—2. Изоляторы воздушных линий электропередачи
ЛИНЕЙНЫЕ ШТЫРЕВЫЕ ИЗОЛЯТОРЫ
На линиях электропередачи напряжением 6 и 10 кв, а в неко-
торых случаях — 20 и 35 кв для изоляции и крепления проводов
применяются линейные штыревые изоляторы. На напряжения 6
и 10 кв используются в основном изоляторы типа ШС (рис. 49).
Рис. 49. Линейный штыре-
вой изолятор типа ШС.
Рис. 50. Линейный штыре-
вой изолятор типа ШД.
Изоляторы изготовляются из электротехнического фарфора. В
последнее время начали выпускать штыревые линейные изолято-
ры из стекла и стеклофарфора (ситалл), имеющие более высокие
механические характеристики. Провод в изоляторах крепится в
верхней или боковой канавке с помощью проволочной вязки.
В теле изолятора имеется гнездо с резьбой, в которое ввинчивает-
ся стальной штырь или крюк для крепления изолятора на опоре.
Ввертывание штыря или крюка производится на пакле, пропитан-
ной суриком, что предохраняет изолятор от проникновения внутрь
гнезда влаги и растрескивания фарфора при нагревании изоля-
тора лучами солнца (коэффициент температурного расширения
устали больше, чем у фарфора).
На линиях 20 и 35 кв применяются штыревые изоляторы типа
ШД (рис. 50).
Так как при больших толщинах фарфор плохо обжигается и
имеет невысокие электрические и механические характеристики,
изоляторы ШД на 20 и 35 кв выполняются из двух фарфоровых
частей, склеенных цементным раствором. Юбки штыревого изо-
лятора ШД предотвращают сплошное смачивание поверхности
дождем, благодаря чему повышаются мокроразрядные напряже-
ния изоляторов. В табл. 7 приведены основные характеристики
фарфоровых штыревых изоляторов (согласно ГОСТ 1232—53).
111
Таблица 7
Характеристики фарфоровых штыревых линейных изоляторов
Тип изоля- тора	Размеры, мм		Разру- шающее усилие при из- гибе, /с Г, не менее	Мокро- разряд- ное на- пряже- ние, Кв действ	Сухо- разряд- ное на- пряже- ние, кв действ	Импульсное раз- рядное напряже- ние	
	Н	д				1,5/40, Кв макс	срезан- ное, /Самаке
ШС-6	94	126	1400	28	50	63	81
ШС-10	ПО	147	1400	34	60	90	112
ШД-20'	190	185	2000	57	86	140	200
ШД-35	287	267	3000	80	120	211	300
ЛИНЕЙНЫЕ ПОДВЕСНЫЕ ИЗОЛЯТОРЫ
Рис. 51. «Линейный подвесной
фарфоровый изолятор типа
П-4,5:
1 — фарфоровая тарелка; 2 — чу-
гунная шапка; 3 — цемент; 4 —
штырь.
На линиях электропередачи напряжением 35 кв и выше при-
меняются линейные подвесные фарфоровые изоляторы. Подвес-
ной изолятор (рис. 51) состоит из фарфорового тела сравнительно
простой формы, шапки из ковкого
чугуна и стального штыря. Шапка
и стержень служат для сочленения
изоляторов между собой, для креп-
ления изоляторов на опорах и креп-
ления проводов. Тело изолятора со-
единяется с металлической армату-
рой (шапкой и стержнем) с по-
мощью цемента марки 400—500.
Между торцом головки стержня и
фарфором проложена эластичная
прокладка. Для предотвращения
проникновения влаги в цемент на-
ружная поверхность цементного
шва у стержня имеет защитное по-
крытие.
Подвесные фарфоровые изоля-
торы выполняются различной механической прочности, харак-
теризуемой одноминутной испытательной нагрузкой и одноча-
совой электромеханической испытательной и разрушающей на-
грузками. При электромеханических испытаниях одновременно
с приложением механической нагрузки к изолятору приклады-
вается напряжение 60—70 кв переменного тока. При появлении
в изоляторе трещин под действием приложенного напряжения
происходит его пробой. В наименовании подвесных изоляторов
указываются величины одночасовой электромеханической на-
грузки в тоннах, которую изоляторы должны выдерживать без
112
повреждений. Механические характеристики подвесных фарфо-
ровых изоляторов приведены в табл. 8.
Таблица 8
Механические характеристики подвесных изоляторов типа П
Тип изо- лятора	Размеры, мм		Испыта- тельная од- номинутная нагрузка, кГ	Электро- механиче- ская испы- тательная нагрузка, кГ	Электроме- ханическая разрушаю- щая нагруз- ка, кГ	Вес, кГ
	Высота Н	Диаметр D				
П-3	150	245	2400	3000	4000	4,75
П-4,5	170	270	3600	4500	6000	6,7
П-6	180	300	4800	6000	8000	8,4
П-8,5	204	320	5500	8500	11 000	11,8
П-11	215	350	7000	11 000	14 500	14,3
Начинают получать распространение стеклянные подвесные
изоляторы из щелочного стекла, разработанные во Львовском
политехническом институте, и изоляторы из малощелочного
стекла, разработанные ВЭИ и ГР1С.
Для изготовления стеклянных изоляторов из щелочного стек-
ла применяется состав, принятый для производства обычного
оконного стекла. Высокая механическая прочность и термостой-
кость стеклянных изоляторов обеспечиваются специальной тер-
мической обработкой — закалкой. Равномерно нагретые до тем-
пературы размягчения стеклянные изоляторы затем интенсивно
охлаждаются воздушным дутьем. В первую очередь остывают
наружные слои изолятора. Когда охлаждение и уменьшение объ-
ема наружных слоев уже закончено, внутренние слои еще оста-
Таблица 9
Сравнительные данные фарфоровых
и стеклянных изоляторов
Тип изо- лятора	Н, мм	D, мм	Вес, кГ
П-4,5	170	270	6,7
ПС-4,5	140	255	3,9
ются размягченными. Уменьшению объема внутренних слоев
препятствует твердая корка наружного слоя. В связи с этим внут-
ренние слои оказываются в состоянии растяжения, а наруж-
ные — сжатия. Благодаря этому прочность изоляторов на разрыв
резко повышается. Это позволяет конструировать стеклянные
8. Иерусалимов, Орлов
113
изоляторы с меньшей головкой. Поэтому при одинаковых с фар-
форовыми изоляторами электрических и механических характе-
ристиках они имеют меньшую высоту и вес (табл. 9).
ГИРЛЯНДЫ ПОДВЕСНЫХ ИЗОЛЯТОРОВ
Для получения нужных электрических характеристик изоля-
ции линий электропередачи подвесные изоляторы соединяются в
гирлянды (рис. 52). Электрические характеристики гирлянд —
сухоразрядное и мокроразрядное напряже-
ния— зависят от числа и типа изоляторов
в гирляндах. Однако разрядные напряжения
гирлянд не равны сумме разрядных напря-
жений отдельных изоляторов, так как путь
электрического разряда по гирлянде всегда
меньше суммы разрядных расстояний от-
дельных изоляторов.
Исследования показали, что величины
мокроразрядных напряжений гирлянд ли-
нейных изоляторов прямо пропорциональ-
ны их длине, а следовательно, и числу
изоляторов в гирлянде
Рис. 53. Зависимость сухораз-
рядного напряжения гирлянд
изоляторов (амплитудные зна-
чения) от длины гирлянды:
1 — железобетонная и деревянная
опоры; 2 — металлическая опора
портального типа.
Рись 52. Гирлянда
подвесных изолято-
ров:
1 — поддерживающий
зажим для трех прово-
дов в фазе; 2 — защит-
ная арматура гирлянды.
114
им—Е^-п-Н,	(4 3)
где t7M — мокроразрядное напряжение, квдейств/
п — число изоляторов в гирлянде;
£м—средний мокроразрядный градиент, квдейств/сл*;
Н — строительная длина одного изолятора, см.
Средний мокроразрядный градиент зависит от соотношения
геометрических размеров изоляторов H/D. Для изоляторов типа
П ///0 = 0,62—0,64 и Ом = 2,1 квдейств/c-M. Для стеклянных изолято-
ров ПС отношение H/D = 0,51 и Бм = 2,6 кв ^<^1 см.
Величина сухоразрядного напряжения гирлянд практически
не зависит от типа изоляторов, а определяется строительной дли-
ной гирлянды. Зависимость сухоразрядного напряжения от дли-
ны гирлянд представлена на рис. 53.
Число элементов в гирляндах выбирается на основе следую-
щих соображений.
Мокроразрядные напряжения гирлянд должны быть примерно
на 10% выше уровня внутренних перенапряжений
ии.9=	(4-4)
V 6
где U м.э — мокроразрядное напряжение в условиях эксплуата-
ции, /Св действ;
UH— наибольшее длительно допустимое рабочее линейное
напряжение, кедейств ;
К—расчетная кратность внутренних перенапряжений.
В условиях эксплуатации мокроразрядное напряжение U мэ
отличается от мокроразрядного напряжения UM при нормальных
атмосферных условиях и напряжении 50 гц
f/м-э = Ы4	(4-5)
где С/М.э—мокроразрядное напряжение в условиях эксплуата-
ции;
UM — мокроразрядное напряжение при стандартных усло-
виях испытаний;
k3—коэффициент, учитывающий влияние эксплуатацион-
ных факторов на величину мокроразрядного напря-
жения.
Согласно данным ВНИИЭ для линий на высоте до 1000 м
k3 = kx • k2 • k3 • й4 • k§,	(4—6)
где &i=0,94 — поправка на возможное снижение атмосферного
давления ниже стандартного;
Л2=1,1 — поправка, учитывающая, что проводимость дожде-
вой воды обычно ниже нормированной при мокро-
разрядных испытаниях;
8*
115
/г3=1,05— поправка, учитывающая, что в большинстве слу-
чаев интенсивность дождя не превышает
2 мм/мин, вследствие чего разрядное напряжение
выше, чем при стандартной силе дождя 3 мм! мин;
&4 = 0,95 — поправка, учитывающая снижение мокроразряд-
ного напряжения из-за небольших загрязнений
поверхности изоляторов;
£5= 1,1 — поправка, учитывающая повышение мокроразряд-
ного напряжения вследствие кратковременности
(0,05 сек) воздействия внутренних перенапряже-
ний.
Более точно поправочный коэффициент k$ может быть опре-
делен из выражения
*5 = 1	1),	(4-7)
где Uс — сухоразрядное напряжение гирлянды;
С’м — мокроразрядное напряжение гирлянды.
В таком случае поправочный коэффициент ks равен:
k-. = 0,94-1,1 - 1,05-0,95- 1,1 = 1,13
и
С/мэ = l,13t7M.	(4-8)
Подставляя полученное значение Uм,3 в (4—4), находим вели-
чину расчетного значения мокроразрядного напряжения при стан-
дартных условиях
(/м = тк^г = 0’567<(/н-	(4-9)
1,1и • у О
Это выражение позволяет определить необходимую величину
мокроразрядного напряжения линейной изоляции в зависимости
от рабочего напряжения линии и расчетной кратности перена-
пряжений.
На основании выражений (4—3) и (4—9) число изоляторов
в гирлянде можно определить по формуле
Расчетные кратности внутренних перенапряжений принима-
ются на основании имеющихся статистических данных измерений
перенапряжений в энергосистемах.
Наибольшие длительно допускаемые рабочие напряжения ли-
ний принимаются на 15—5% выше их номинальных напряжений.
В табл. 10 приведены значения напряжений £/н по ГОСТу и
116
расчетные кратности внутренних перенапряжений, рекомендуе-
мые внииэ.
При напряжениях 330 и 500 кв расчетная кратность внутрен-
них перенапряжений принимается с учетом действия защитных
Таблица 10
Наибольшие длительно допустимые рабочие напряжения
и кратности внутренних перенапряжений для ЛЭП
Номинальное напряжение линии, кв	35	ПО	150	220	330	500
Наибольшие длительно допустимые напряжения, квдейств		40,5	126	172	252	363	525 ।
Кратности внутренних перенапряже- ний К		3,5	3	3	3	2,5	2,5
разрядников, ограничивающих величины внутренних перенапря-
жений.
Необходимая надежность изоляции линий при рабочем напря-
жении достигается выбором удельной длины пути утечки гирлян-
ды у, под которой понимают отношение полной длины пути утечки
гирлянды L к наибольшему длительно допустимому фазовому
напряжению U&
y = W	(4—11)
Опыт эксплуатации показал, что надежная работа линейной
изоляции в условиях слабозагрязненной атмосферы обеспечи-
вается при удельной длине пути утечки, равной
У = Уь-^	(4—12)
где г/о = 2,25 см/кв— для систем с заземленной нейтралью;
#0 = 2,95 см/кв— для систем с изолированной нейтралью;
т] — коэффициент, зависящий от типа изолятора.
Общая длина пути утечки гирлянды определяется длиной пути
утечки одиночного изолятора L\ и числом изоляторов п
L = L,-n.	(4—13)
В таком случае, из (4—11), (4—12) и (4—13),
n=^-Ut.	(4-14)
117
Значения Ц и т] для раз- ных ТИПОВ изоляторов приве-	Длина пути	Таблица 11 утечки по изоляторам	
дены в табл. 11.	т Тип изоля- Пользуясь приведенной	тора	см	П
методикой, рассчитаем число изоляторов типа П-4,5 в гир- п-4,5 ляндах линии НО кв на ме- пУ таллических опорах:	П-8,5 ч	*	п-11 а) по условиям рабочего пм-4,5 напряжения (4—14)	НЗ-4,5 ПС-4,5 n=	. t/ф =	= 6,6; ПСГ-4,5 Li	ф	25	j/з	25 30 34 35 25 45 25 28 35	1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,3 1,0 1,0 1,2
б) по условиям работы при внутренних перенапряжениях
(4-Ю)
0,56/Шн	0,56-3-126
П=~ЁГ =	2,1-17	=5’9-
Следовательно, в гирлянде должно быть не менее 6 изоляторов.
Учитывая возможность повреждений изоляторов в эксплуата-
ции, число изоляторов в поддерживающих гирляндах на линиях
35—330 кв на металлических и железобетонных опорах прини-
мается с одним, а на линиях 500 кв с двумя запасными элемен-
тами.
Правила устройства электроустановок предусматривают зна-
чения мокроразрядных напряжений и количество элементов в
гирляндах в соответствии с данными табл. 12.
На линиях 35—220 кв с деревянными опорами количество изо-
ляторов в гирлянде принимается на один меньше, чем указано
в табл. 12.
В натяжных гирляндах на анкерных и угловых опорах изоля-
торы испытывают большие механические нагрузки и поврежда-
ются значительно чаще, чем в поддерживающих гирляндах. За-
мена дефектных изоляторов в этих гирляндах сложнее, чем в под-
держивающих. Поэтому в натяжных гирляндах линий 35 и НО кв
количество изоляторов принимается на один больше, чем в под-
держивающих.
На линиях 150 кв и выше при 9 изоляторах в гирлянде и более
количество изоляторов в натяжных и поддерживающих гирлян-
дах принимается одинаковым.
Натяжные гирлянды, расположенные горизонтально, вслед-
ствие равномерного смачивания дождем имеют на 10—11 % более
высокие мокроразрядные напряжения, чем вертикально располо-
женные поддерживающие.
.118
Таблица 12
Мокроразрядные напряжения и количество изоляторов
в поддерживающих гирляндах линий с металлическими
и железобетонными опорами
Увеличение мокроразрядного напряжения натяжных гирлянд
при 9 и более изоляторах эквивалентно увеличению на один эле-
мент числа изоляторов.
Следует отметить, что в эксплуатации перекрытия изоляторов
чаще происходят не при дожде, а при утренних туманах и росе,
когда вся поверхность изоляторов оказывается полностью увлаж-
ненной. Пока нет достаточных данных о разрядных характеристи-
ках изоляторов и гирлянд при тумане и росе. Накопление этих
данных позволит конструировать изоляторы и выбирать их число
в гирляндах с учетом требований туманостойкости.
При напряжениях более 500 кв, как показали исследования,
проведенные в НИИПТ, число изоляторов в гирлянде определяет-
ся не мокроразрядным, а сухоразрядным напряжением. Это объ-
ясняется тем, что мокроразрядное напряжение растет прямо про-
порционально длине гирлянды, тогда как сухоразрядное при
больших расстояниях между электродами с увеличением расстоя-
ния возрастает незначительно, как это характерно для промежут-
ка стержень — плоскость. В связи с этим, при большой длине
гирлянд (более 6 м) сухоразрядные напряжения становятся
меньше мокроразрядных.
В этом случае величина необходимого сухоразрядного напря-
119
жения по условиям воздействия внутренних перенапряжений
определится из соотношения
t/c=	(4-15)
у 3
где Uc—сухоразрядное напряжение при стандартных атмос-
ферных условиях;
К — расчетная кратность внутоенних перенапряжений.
1/н— наибольшее длительно допустимое рабочее линейное
напряжение;
ks — коэффициент, учитывающий влияние метеорологиче-
ских условий (А- принимается равным k3 =0,96 • 0,94 =
= 0,9, где коэффициент 0,96 учитывает возможное сни-
жение атмосферного давления, а коэффициент 0,94 —
возможное снижение абсолютной влажности воз-
духа).
По найденной величине сухоразрядного напряжения и дан-
ным рис. 53 определяется строительная длина гирлянды Lr. Ко-
личество изоляторов в гирлянде определяется делением найден-
ного значения длины гирлянды Lp на строительную высоту Н
выбранного типа изолятора
П=-^-	(4-16)
Сухоразрядное напряжение гирлянды не снижается при од-
ном — двух пробитых изоляторах в гирлянде. Поэтому при выбо-
ре числа изоляторов по сухоразрядному напряжению нет необхо-
димости добавлять в гирлянды запасные элементы.
В настоящее время разрабатывается уточненная методика
выбора линейной изоляции, основанная на учете статистического
характера возникающих коммутационных перенапряжений. При
многократных повторениях в одной и той же системе коммутации
одного и того же вида кратности перенапряжений меняются в
широких пределах в зависимости от вида коммутации, схемы и
параметров электропередачи, характеристик выключающих ап-
паратов и случайных условий в процессе коммутации.
Обобщение и обработка большого числа измерений, выпол-
ненных в энергосистемах при широком варьировании параметров
схем и оборудования позволяют установить статистические рас-
пределения кратностей перенапряжений в течение года. Эти дан-
ные используются для выбора уровня линейной изоляции. При
этом для каждой операции коммутации допускается определен-
ная вероятность перекрытия изоляции, однако достаточно малая,
с тем, чтобы ущерб, связанный с перекрытиями изоляции, не
превышал затрат, которые потребовались бы для усиления изо-,
ляции линии.
120
Такой технико-экономический подход является наиболее
правильным и в дальнейшем он позволит уточнить необходимые1
уровни линейной изоляции в каждом случае в зависимости от
конкретных условий для данной линии.
ЗАЩИТНАЯ АРМАТУРА ГИРЛЯНД
Гирлянды изоляторов на линиях 220 кв и выше снабжаются
защитной арматурой в виде металлических колец, восьмерок.
Арматура служит для выравнивания распределения напряжения
между изоляторами. Естественное распределение напряжения
между изоляторами гирлянды
неравномерно. Это следует из
рассмотрения эквивалентной
схемы гирлянды (рис. 54).
Рис. 55. Фаза линии 500 кв с рас-
щепленными проводами и защит-
ной арматурой гирлянды.
Рис. 54. Эквивалентная схема гир-
лянды изоляторов (а) и распре-
деление напряжения вдоль гир-
лянды (б):
С—собственная емкость изолятора;
Сз — емкость изолятора по отношению
к земле (опоре); Сп— емкость изоля-
тора по отношению к проводу.
Емкости С3 и Сп вызывают неравенство токов, проходящих
через собственные емкости изоляторов С, а следовательно, и не-
равенство падения напряжения на изоляторах. Так как С з^>Спг
то превалирует влияние емкостей на землю, вследствие чего на
ближайшем к проводу изоляторе будет наибольшее падение на-
пряжения. При числе изоляторов в гирлянде больше 6 на нижний
изолятор приходится около 20% фазового напряжения. Если
121
напряжение на изоляторе превышает 22—25 кв, на нем возникает
корона, вызывающая коррозию металлических частей и сильные
радиопомехи.
Опасным по условиям возникновения короны на нижнем изо-
ляторе будет рабочее линейное напряжение, которое можно оп-
ределить из соотношения
0,2	= 22 н- 25 кв.
ГЗ
Отсюда
Ua = (22"g	= 190 — 216 кв.
Арматура, укрепляемая на конце гирлянды со стороны про-
вода, увеличивает емкость изоляторов по отношению к проводу,
благодаря чему выравниваются токи, протекающие через изоля-
торы, и падения напряжения на них. При наличии арматуры в
.виде колец или восьмерок на нижний изолятор приходится не
более 13—15% пол-
Рис. 56 Стержневые подвесные изоля-
торы на 35 кв:
а —с кольцевыми ребрами; б — с винтовыми
ребрами.
ного напряжения.
Влияние арматуры
на разрядные харак-
теристики гирлянд
н ез н а ч ит ел ьн о. Это
объясняется тем, что
предразрядная иони-
зация воздуха у изо-
ляторов, а также
смачивание изолято-
ров дождем делают
Рис. 57. Воздушные
изоляционные проме-
жутки на опоре.
122
распределение напряжения по изоляторам при напряжениях,
близких к разрядным, сравнительно равномерным. На рис. 55
показана защитная арматура гирлянды 50 кв.
СТЕРЖНЕВЫЕ ПОДВЕСНЫЕ
ИЗОЛЯТОРЫ
Стержневой изолятор (рис. 56) представляет собой фарфоро-
вый цилиндрический стержень с ребрами, армированный метал-
лическими шапками. Простота формы и конструкции изолятора
облегчает его изготовление. Один стержневой изолятор СП-110
заменяет гирлянду из 7 изоляторов П-4,5. Вес изоляторов 23 кг,
тогда как гирлянда из 7 изоляторов П-4,5 весит 48 кг.
Стержневой изолятор с винтообразными ребрами имеет то
преимущество, что дождь лучше смывает загрязнения с его по-
верхности, распределение напряжения по изолятору более рав-
номерно, что приводит к повышению мокроразрядного напряже-
ния. Опыт эксплуатации стержневых изоляторов выявил некото-
рые их недостатки.
Вследствие значительной толщины фарфора затрудняется
обжиг изоляторов, и в теле некоторых изоляторов возникают
трещины, которые приводят к разрушению изоляторов в работе.
Для получения высококачественных стержневых изоляторов не-
обходимо улучшение качества исходного сырья и совершенство-
вание технологии производства изоляторов.
Представляют интерес подвесные изоляторы стержневого
типа на основе эпоксидных смол. Они обладают высокой электри-
ческой и механической прочностью, на 70% легче фарфоровых,
непробиваемы, обладают высокой ударной прочностью благодаря
усилению смолы стеклянным волокном, не подвергаются корро-
зии. Эти изоляторы испытаны за рубежом на линиях 69,115 и
500 кв.
ВОЗДУШНЫЕ ИЗОЛЯЦИОННЫЕ
ПРОМЕЖУТКИ лэп
На линиях электропередачи разряды могут происходить не
только по изоляторам, но и по воздуху между токоведущими и
заземленными частями опор линий (рис. 57). Воздушные изоля-
ционные промежутки ЛЭП должны иметь электрическую проч-
ность, по крайней мере, не меньшую, чем изоляторы.
Величины воздушных промежутков для ЛЭП с подвесными
изоляторами определяются исходя из условий воздействия рабо-
чего напряжения, внутренних и атмосферных перенапряжений.
Во всех случаях изоляционные промежутки должны быть такими,
чтобы при отклонении гирлянды под действием ветра, направ-
ленного поперек трассы линии, разрядные напряжения воздуш-
ных промежутков были на 10% выше воздействующих напряже-
ний и равны разрядным напряжёниям по изоляторам.
123
При расчете по воздействию рабочего напряжения величина
пробивного напряжения воздушного промежутка определяется
из соотношения
(7=1,1-^-,	(4—17)
т
где — длительно действующее напряжение промышленной
частоты, принимаемое равным линейному напряжению
в сетях с изолированной нейтралью и фазовому напря-
жению в сетях с глухозаземленной нейтралью;
6
-у — расчетное значение поправки на метеорологические
условия;
U — разрядное напряжение воздушного промежутка.
При расчете по воздействию внутренних перенапряжений зна-
чение разрядного напряжения воздушного промежутка при стан-
дартных атмосферных условиях определяется из соотношения
u=1AlK-Uh^	(4—18)
Т
Г,	6
Расчетная поправка на метеорологические условия у по дан-
ным ВНИИЭ рекомендуется равной 0,89 для высоты 500 м над
уровнем моря, 0,84 для высоты 1000 м и 0,74 — для высоты
2000 м.
Численные значения этих поправок получены в результате
статистической обработки результатов одновременных измерений
давления, температуры и влажности воздуха в различных пунк-
тах Советского Союза.
Поправка на кратковременную.длительность внутренних пе-
ренапряжений не вводится, так как принято считать, что пробив-
ные напряжения воздушных промежутков при 50 гц и при дли-
тельности воздействия напряжения 0,005 сек и более примерно
одинаковы.
При выборе воздушного промежутка по условию воздействия
атмосферных перенапряжений расчетное значение разрядного
напряжения принимается равным импульсному 50°/о-ному раз-
рядному напряжению гирлянды изоляторов при положительной
полярности.
Вносить при этом поправки на метеорологические условия не
требуется, так как изменение импульсной прочности воздушных
промежутков и линейных изоляторов в условиях эксплуатации
примерно одинаково.
По расчетным значениям разрядных напряжений воздушных
124
промежутков определяются их величины на основе опытных за-
висимостей U = f(S) для промежутка провод — опора.
В табл. 13 приведены наименьшие допустимые изоляционные
расстояния по воздуху, согласно Правилам устройства электро-
установок.
Таблица 13
Наименьшие изоляционные расстояния по воздуху
между токоведущими и заземленными частями ЛЭП
Расчетные условия
По внутренним перенапряже-
ниям ......................
По атмосферным перенапря-
жениям ....................
а)	для штыревых изоля-
торов ..................
б)	для подвесных изолято-
ров серии П .	.	.	.
в)	для подвесных изолято-
ров серии ПС
Наименьшие изоляционные
расстояния (см) при напряжении, кв
до 10	20	35	НО	150	220	330 | 500
15	30
10
15
20
20
25	35
40	45
35	40
§ 4—3. Опорные изоляторы
Опорные изоляторы служат изолирующим основанием для
токоведущих частей электрических аппаратов, сборных шин, ши-
нопроводов и др. Для внутренней установки на напряжения 3—
35 кв опорные изоляторы имеют простую форму и состоят из
фарфорового тела и металлической арматуры — колпачка и ос-
нования. На рис. 58 представлен опорный изолятор типа ОА-Юкр
старой конструкции, а на рис. 59 — малогабаритный опорный
изолятор типа ОМА-10 новой конструкции.
Как видно из рис. 58, опорные изоляторы старой серии имеют
фарфоровое тело с внутренней полостью и фарфоровой перемыч-
кой. Герметизация внутренней полости осуществляется штампо-
ванным из жести донышком, приклеенными нижнему торцу фар-
фора битумной массой. /Металлическая арматура соединяется
с фарфоровым телом с помощью цемента.
Малогабаритные изоляторы новой серии (рис. 59) имеют
внутреннее крепление арматуры. Благодаря этому их высота
в среднем на 35—45% меньше, чем высота обычных опорных
изоляторов. Отсутствие внутренней полости исключает возмож-
ность возникновения внутренних разрядов.
125
Опорные изоляторы для внутренней установки подразделяют-
ся на группы, отличающиеся величинами минимальных разру-
шающих нагрузок на изгиб: группа А—375 кГ; группа Б —
750 кГ; группа В— 1250 кГ; группа Д — 2000 кГ; группа Е—
3000 кГ; группа Л — 4000 кГ; группа Р — 6000 кГ.
Рис. 58. Опорный изоля-
тор на 10 кв для внут-
ренней установки типа
ОА-Ю кр.
Рис. 59. Опорный ма-
логабаритный изоля-
тор на 10 кв для вну-
тренней установки ти-
па ОМА-10.
В обозначение типа опорного изолятора включается характе-
ристика его механической прочности, например ОМА-10 или
ОМБ-Ю, что означает: опорный малогабаритный группы А (или
Б) на 10 кв. В табл. 14 приведены основные характеристики опор-
ных малогабаритных изоляторов.
Для наружной установки применяются опорно-штыревые и
Основные размеры и характеристики малогабаритных
опорных изоляторов
Таблица 14
Тип изоля- тора	Класс напря- жения, кв	Высота, мм	Диа- метр, мм	Фактиче- ское сухое разрядное напряже- ние, Кв действ	Фактиче- ское про- бивное на- пряжение, Кв действ	Вес, кГ
ОМА-6	6	100	77	50	95	1,03
ОМА-10	10	120	82	57	ПО	1,36
ОМБ-10	10	120	102	57	140	2,2
ОМД-Ю	10	134	160	60	125	5,78
ОМЕ-20	20	206	186	129	170	13,9
ОМА-35	35	372	ПО	—	—	—.
ОМБ-35	35	372	140	—		—
126
опорно-стержневые изоляторы. Опорно-штыревые изоляторы со-
стоят из фарфорового тела с сильно развитой боковой поверхно-
стью и металлической арматуры: колпака и стального или чугун-
ного штыря с фланцем. Колпак и штырь скрепляются с фарфором
цементом. На напряжения 6 —
10 кв фарфоровое тело изоля-
Рис. 60. Опорно-штыре-
вой изолятор ШН для
наружной установки на
напряжения 6 и 10 кв.
тора выполняется цельным с
одним—двумя ребрами
Рис. 61. Опорно-штыревой изо-
лятор ШТ-35.
(рис. 60), а на напряжения 20—35 кв-
фарфоровое тело выполняется составным — из двух или трех
фарфоровых частей, соединенных цементом (рис. 61). На ПО, 150
и 220 кв штыревые изоляторы со-
единяются в колонки, состоящие,
соответственно, из трех, четырех
и пяти 35-киловольтных изолято-
ров типа ИШД-35 (рис. 62).
Недостатками опорно-штыре-
вых изоляторов являются значи-
тельный вес, большие размеры
и недостаточная механическая
прочность. В эксплуатации до-
вольно часто наблюдается появле-
ние трещин в фарфоре.
Для наружных установок ши-
рокое распространение получили
опорно-стержневые изоляторы ти-
па КО-400; СТ-НО; КО-220 (рис.
63). Эти изоляторы состоят из ци-
Рис. 62. Опорно-штыревой изо-
лятор ИШД-35.
линдрического сплошного фарфорового тела с ребрами и метал-
лических колпаков, закрепленных на фарфоре цементом. Вслед-
ствие большой толщины фарфора пробой изоляторов практиче-
127
«ски исключается, кроме случаев явного брака — трещин в фар-
форе. По минимальным разрушающим нагрузкам на изгиб опор-
но-стержневые изоляторы на напряжения от 10 до НО кв разде-
Рис. 64. Опорная конструк-
ция на 330 кв.
ляются на четыре группы: группа I — не менее 300 кГ; группа
II — не менее 500 кГ; группа III — не менее 1000 кГ; группа
IV — не менее 2000 кГ.
При напряжении 220 кв два стержневых изолятора скрепля-
ются между собой, образуя колонку. При напряжении 330 кв и
выше по условиям механической прочности опорная изоляция
выполняется из трех колонок, расположенных по углам трехгран-
ной призмы или пирамиды (рис. 64). Для увеличения жесткости
конструкции все три колонки соединяются между собой поясами
жесткости. Напряжение, приложенное к колонке опорных изоля-
торов, распределяется по высоте неравномерно, подобно тому,
как это имеет место в гирляндах подвесных изоляторов. Наибо-
лее нагруженным является верхний изолятор. Может оказаться,
что напряжение, приходящееся на верхний элемент, будет больше
его разрядного напряжения и, следовательно, произойдет его пе-
рекрытие.
128
Для выравнивания распределения напряжения между изоля-
торами применяют защитную арматуру, устанавливаемую на
верхнем элементе. Положение защитного кольца относительно
верхнего края последнего изолятора оказывает существенное
влияние на распределение напряжения между изоляторами.
Обычно отношение расстояния кольца до края изолятора к общей
высоте колонки не превышает 0,1.
Разрядное напряжение по сухой и чистой поверхности опор-
ных изоляторов определяется главным образом величиной раз-
рядного расстояния, т. е. кратчайшего расстояния по воздуху
между электродами изоляторов.
Приближенно сухоразрядное и импульсное разрядные напря-
жения опорных изоляторов равны разрядным напряжениям про-
межутка стержень — плоскость при расстоянии между электро-
дами, равном разрядному расстоянию изоляторов.
Для колонки штыревых изоляторов разрядное расстояние
определяется с учетом высоты металлической арматуры изоля-
торов
S = Si + (п — 1) (Я — 0,5й),	(4—19)
где Si — разрядное расстояние одного изолятора, см;
п — число изоляторов в колонке;
Н — полная высота изолятора, см;
h — высота металлических частей изолятора, см,
В колонке из стержневых изоляторов вылет ребер изоляторов
Таблица 15
Характеристики опорных изоляторов для наружной установки
Тип изо- лятора	Класс напря- жения, кв	Высота изолято- ра, мм	Наи- больший диа- метр, мм	Факти- ческое сухораз- рядное напря- жение, /Св действ	Факти- ческое мокро- разряд- ное на- пряже- ние, /С8 дейсгв	Факти- ческое импульс- ное раз- рядное напря- жение (+). Кв макс	Вес, кГ
ШН-6	6	170	140	62	33	89	2,8
ШН-10	10	188	160	73	36	98	4,1
ШТ-35	35	400	370	135	. 86	215	32
ИШД-35	35	400	470	145	88	245	44,6
КО-400	35	500	200	150	100	230	36
СТ-110	НО	1030	180	330	240	500	40
ЗХ ШТ-35	НО	1200	370	330	240	575	96
5 X ИШД-35 Колонки из КО-НОу	220	2000	470	610	460	930	223
и СТ-110	220	2060	220	570	460	1000	108
129
9. Иерусалимов, Орлов
мал и они плохо экранируют металлические части изоляторов.
Поэтому высота металлических частей не учитывается и разряд-
ное расстояние определяется как сумма разрядных расстояний
одиночных изоляторов. При импульсных напряжениях высота ме-
таллических частей также не оказывает влияния на величину
разрядных напряжений.
Разрядное напряжение изоляторов под дождем при стандарт-
ных условиях испытаний за-висит от конструкции изоляторов —
вылета ребер и расстояния между ними. С увеличением вылета
ребер увеличивается длина сухих участков изолятора и повы-
шается мокроразрядное напряжение. Обычно у стержневых изо-
ляторов принимают вылет ребра равным расстоянию между реб-
рами. При этом разряд распространяется уже не по поверхности
изолятора, а по воздуху от ребра к ребру, и дальнейшее увели-
чение вылета ребер эффекта не дает.
Основные характеристики опорных изоляторов для наружной
установки приведены в табл. 15.
§ 4—4. Проходные изоляторы
Проходные изоляторы (вводы) предназначены для изоляции
токоведущих частей от заземленных частей в электрических ма-
шинах и аппаратах и распределительных устройствах.
ФАРФОРОВЫЕ ИЗОЛЯТОРЫ
Проходные изоляторы для внутренней установки на напряже-
ния от 3 до 35 кв состоят из фарфорового тела цилиндрической
формы с внутренней воздушной полостью, токоведущего стержня,
металлического фланца и деталей, с помощью которых токоведу-
щий стержень закрепляется и фиксируется в изоляторе (рис. 65).
Овальные или квадратные фланцы закрепляются на фарфоре
цементом.
Электрическая прочность изолятора на пробой определяется
толщиной стенки фарфора. Для фарфора среднего качества тол-
щина стенки может быть определена из формулы
и2
Д = "б4бб-[™Ь	(4-20)
где t/пр —расчетное пробивное напряжение изолятора, кв.
Толщину фарфора следует проверять также по механической
прочности.
Разрядное напряжение по поверхности определяется величи-
ной разрядного расстояния от фланца до токоведущего стержня,
а также диаметром изолятора. Увеличенный диаметр изолятора
и наличие внутренней воздушной полости обусловливают малую
130
поверхностную емкость, что благоприятно сказывается на повы-
шении напряжения начала скользящих разрядов и поверхност-
ного перекрытия. Средние разрядные напряженности для этого
1нна изоляторов при сухой поверхности могут быть приняты
•1—5 Кв см.
Для уменьшения длины проходных изоляторов на напряже-
ние 35 кв они снабжаются несколькими ребрами. При напряже-
нии 35 кв у токоведущего стержня’
может возникнуть корона. Для ее
предотвращения внутренняя поверх-
ность изолятора металлизируется
или покрывается проводящей крас-
кой и ей сообщается потенциал
стержня. Благодаря этому в воздуш-
ной полости вокруг стержня не будет
электрического поля и корона не воз-
никнет.
Рис. 66. Проходной изолятор
для наружной установки типа
ПНБ на 6 и 10 кв.
Рис. 65. Проходной изолятор для внутрен-
ней установки на напряжения 6 и 10 кв:
/ — фарфоровое тело изолятора; 2 — фланец; <3 —
воздушная полость; 4 — токоведущий стержень.
Металлизации подвергается также средняя часть наружной
поверхности изолятора, благодаря чему уменьшается напряжен-
ность электрического поля у фланца и повышается напряжение
возникновения скользящих разрядов. Механическая прочность
изоляторов характеризуется величиной разрушающей нагрузки
па изгиб. Проходные фарфоровые изоляторы изготовляются ти-
пов ПА, ПБ и ПВ и имеют разрушающую нагрузку соответствен-
но 375, 750 и 1250 кГ.
Проходные изоляторы на 6—35 кв для наружной установки
несимметричны. Верхняя часть изолятора, работающая на воздух
9*
131
хе, снабжена развитыми ребрами, а нижняя имеет небольшие
ребра (рис. 66).
Для предотвращения попадания влаги во внутренюю полость
изолятора на шапке и стержне имеются уплотнения.
Проходные фарфоровые изоляторы выпускаются на различ-
ные номинальные токи. В зависимости от величины тока выби-
рается конструкция и сечение токоведущего стержня изолятора.
ИЗОЛЯТОРЫ
КОНДЕНСАТОРНОГО ТИПА
Электрическое поле проходного изолятора неравномерно.
Вследствие этого использование изоляции оказывается неэффек-
тивным. Это приводит к увеличению диаметра изолятора, особен-
но при высоких напряжениях.
В проходных изоляторах конденсаторного типа осуществляет-
ся регулирование электрического поля.
Изоляционный остов изолятора подразделяется на ряд цилин-
дрических слоев различной длины. Радиальная напряженность
поля в каждом из слоев может быть определена по формуле
где q — заряд на электродах;
е — относительная диэлектрическая проницаемость изоля-
ции слоя;
rt — радиус слоя;
Zz — длина слоя.
Из (4—21) следует, что если выполнить слои так, чтобы про-
изведение радиуса на длину для всех слоев было одинаковым, то
радиальные напряженности поля в слоях будут также одинако-
выми. Электрическое поле в изоляторе при этом будет более рав-
номерным, что позволит уменьшить общую толщину изоляцион-
ного слоя.
На рис. 67 представлен изоляционный остов ввода, в котором
длины слоев определяются длинами промежуточных металличе-
ских обкладок, закладываемых в толщу изоляции в процессе из-
готовления ввода. Такая конструкция получила название конст-
рукции конденсаторного типа, поскольку остов изолятора пред-
ставляет собой как бы ряд последовательно соединенных цилин-
дрических конденсаторов.
Если выполнить обкладки конденсаторного сердечника в со-
ответствии с соотношением
= const,	(4—22)
то длины обкладок будут изменяться обратно пропорционально
радиусу
132
При этом длины уступов между обкладками будут неодинако-
выми и аксиальные составляющие напряженности поля (вдоль
поверхности) будут распределяться крайне неравномерно. Для
получения безопасной величины аксиальной составляющей на-
пряженности поля пришлось бы в этом случае значительно уве-
личивать длину ввода.
Поэтому, а также из технологических соображений, изоляци-
онные конденсаторные сердечники в большинстве случаев выпол-
няют с постоянной длиной уступов между
обкладками и с одинаковой толщиной	-----т-
слоев. В этом случае аксиальные и ради-	II
альныё составляющие напряженности по-	К
ля будут неодинаковыми, однако коэффи-
циент неравномерности, т. е. отношение
наибольшей напряженности к средней, _
можно довести, примерно, до 1,2—1,4, и 3 TySZ
использование изоляции будет достаточно	-Jr~
235
7
Рис. 67. Изоляцион-
ный остов конден-
саторного ввода:
/—токоведущий стер-
жень; 2 — изоляция;
3 — конденсаторные
обкладки; — 4 фла-
нец.
Рис. 68. Ввод на напряжение 35
с конденсаторным бумажно-баке-
литовым сердечником:
1 — нажимная шайба; 2 — диск с вы-
емкой; 3 — мастика; 4—фарфоровая
покрышка; -5 — фланец; 6 — бумажно-
бакелитовый конденсаторный сердеч-
хорошим. Выравнивание электрического поля будет тем более
эффективным, чем больше слоев имеет сердечник изолятора.
На практике принимают при напряжении 35 кв — 6—11 слоев,
при 110—20—30, при 150—220 кв — 30—40. Толщина слоя
2—'4 мм.
Одной из первых подобных конструкций явились бумажно-ба-
келитовые конденсаторные изоляторы. Для изготовления конден-
саторного остова бумажно-бакелитового ввода применяется на-
моточная бумага толщиной 0,06 мм с нанесенной крезол-фенол-
133
формальдегидной смолой. Бумага наматывается на специальных
станках на стержень или трубу. При намотке бумага пропу-
скается по нагретому до 185° С металлическому цилиндру для
испарения влаги, а затем наматывается на токоведущую трубу,
зажатую между двумя нагретыми опорными валами и верхним
нажимным валом. Такая намотка обеспечивает удаление влаги
и выход газообразных продуктов в процессе поликонденсации
смолы. По мере намотки в остов закладываются конденсаторные
обкладки из алюминиевой фольги толщиной 8 мк. Намотанный
изоляционный остов подвергается термообработке, в процессе
которой крезол-фенолформальдегидная смола переходит в нера-
створимое в спирте и неразмягчаемое при нагревании состояние.
Концы изоляционного остова обтачиваются на конус, а затем
изоляционный сердечник многократно покрывается лаками и
эмалями для предохранения от увлажнения. Фланцевую втулку
(чугунную или из сплава алюминия) надевают на остов в нагре-
том состоянии. Наружная конденсаторная обкладка изолятора
соединяется с проволочным бандажом и фланцевой втулкой и за-
земляется.
Конденсаторные бумажно-бакелитовые изоляторы для наруж-
ной установки снабжены в верхней части фарфоровой покрыш-
кой, защищающей изолятор от увлажнения и препятствующей
развитию разрядов по поверхности. Пространство между конден-
саторным сердечником и покрышкой заполняется мастикой
(рис. 68). Бумажно-бакелитовые конденсаторные изоляторы ком-
пактны, механически прочны, просты в изготовлении. Однако
они обладают и рядом недостатков. Слоистая структура изолято-
ра обусловливает его гигроскопичность и отсыревание, несмотря
на лаковые покровы. При значительной толщине изолятора, осо-
бенно при отсыревании, имеется опасность теплового пробоя.
Остов изолятора недостаточно стоек к токам утечки по увлажнен-
ной поверхности. Длительное протекание этих токов вызывает по-
явление проводящих дорожек и приводит к разряду по поверх-
ности.
Широкое распространение получают конденсаторные вводы с
бумажно-масляной изоляцией. Изоляция ввода выполняется пу-
тем намотки лент кабельной бумаги шириной 100 мм с концент-
рически расположенными в изоляционном остове уравнительны-
ми обкладками из перфорированной алюминиевой фольги.
Изоляционный остов в сборке с другими частями ввода подвер-
гается сушке с последующим заполнением ввода маслом. Бумаж-
но-масляная изоляция имеет ряд преимуществ перед бумажно-
бакелитовой: у нее значительно ниже величина tg6 (2,24-2,5 • 10-3
вместо 64-7 • 10~3 при 20° С) и более высокая электрическая проч-
ность. Это позволяет уменьшить толщину изоляции и повысить
тепловую устойчивость. Толщина слоев изоляции обычно прини-
мается 1^—5 мм, а длина уступов между обкладками 30—60. При
134
наибольшем рабочем напряжении радиальная напряженность
электрического поля в изоляции не должна превышать 2—
2,2 кв/мм, а аксиальная 0,1. Для
вости вводов бумажная изоля-
ция их, начиная с напряжения
220 кв и выше, секционируется,
то есть выполняется из несколь-
ких цилиндров с масляными ка-
налами между ними. Масляные
каналы не находятся под на-
пряжением, так что электриче-
ская прочность изолятора опре-
деляется только суммарной
электрической прочностью бу-
мажных изоляционных цилин-
дров.
На рис. 69 представлен чер-
теж бумажно-масляного кон-
денсаторного ввода напряжени-
ем НО кв. Изоляционный остов
ввода защищен фарфоровыми
покрышками. Верхняя покрыш-
ка имеет развитую поверхность
с ребрами для повышения мок-
роразрядного напряжения вво-
да. Нижняя покрышка не име-
ет развитой поверхности и
обычно короче верхней, так
как находится внутри бака
трансформатора или аппарата
с трансформаторным маслом.
повышения тепловой устойчи-
Рис. 69. Ввод на напряжение
110 кв с бумажно-масляной изо-
ляцией конденсаторного типа:
1 — расширитель с масляным затво-
ром; 2 — маслоуказатель; 3 — верх-
няя фарфоровая покрышка; 4 — сер-
дечник ввода;	5 — изолятор с
отводом для измерения tgS; 6 — со-
единительная втулка; 7 — нижняя
фарфоровая покрышка; 8 — гети-
наксовая шайба; 9 — опорный изо-
ляционный цилиндр; 10 — шайба
гетинаксовая; 11 — стакан; 12—алю-
миниевый экран.
Только в вводах для масляных выключателей нижние покрышки
имеют ребра специальной конструкции, которые служат для
осаждения копоти, возникающей при отключении выключателя.
135
Верхняя и нижняя покрышки соединяются с помощью соедини-
тельной втулки или фланца, которые служат также для закрепле-
ния ввода на аппарате или в стене. Соединение узлов и деталей
ввода осуществляется на токоведущей трубе или стержне. Для
трансформаторных вводов в большинстве случаев труба не яв-
ляется токоведущей. В качестве токоведущего элемента здесь
используется кабель, проходящий внутри трубы.
В верхней части ввода имеется консерватор (расширитель),
который служит резервуаром для расширения масла при нагре-
вании.
В случае горизонтального расположения ввода консерватор
делается выносным. Выполняется он из стали, алюминия или ла-
туни и снабжается маслоуказателем.
ИЗОЛЯТОРЫ С МАСЛОБАРЬЕРНОЙ
ИЗОЛЯЦИЕЙ
При напряжениях 110—500 кв до последнего времени выпуска-
лись проходные изоляторы с маслобарьерной изоляцией
(рис. 70). Изоляцией между токоведущим стержнем и фланцем
служит трансформаторное масло, электрическая прочность кото-
рого увеличена путем применения цилиндрических барьеров из
бакелизированной бумаги. Обычно барьеры снабжены конденса-
торными обкладками, которые обеспечивают некоторое выравни-
вание электрического поля в радиальном и аксиальном направ-
лениях. Поверх конденсаторных обкладок накладывается кабель-
ная бумага. Бакелитовые цилиндры собираются в общий каркас
и центрируются при помощи деревянных клиньев, забивае-
мых между ними по верхнему и нижнему краям каждого
цилиндра.
Для уменьшения напряженности электрического поля у края
заземляемой конденсаторной обкладки на некотором расстоянии
от края расположено охранное кольцо, сделанное из проволоки,
покрытой бумажной намоткой. Оно соединено с заземляемой
обкладкой. Так как кольцо расположено выше края обкладки и
имеет некоторый радиус закругления, краевой эффект на зазем-
ляемой обкладке в значительной мере ослабляется.
В маслобарьерных вводах электрическая прочность опреде-
ляется напряженностью электрического поля в масляных кана-
лах. По данным ВЭИ, допустимая напряженность в слое масла
при испытательном напряжении не должна превышать значений,
определяемых эмпирической формулой
69
Е = —(----r ,о,з1 [кв/см],	(4—23)
(rlnT)
136
где R и г — наружный и внутренний радиусы цилиндрического
слоя масла, см.
Изоляционный остов маслобарьерного ввода представляет со-
бой последовательно чередующиеся слои пропитанной маслом
бумаги, трансформаторного масла и
гетинаксовых цилиндров. Различие в
значениях диэлектрических проницае-
мостей слоев вызывает значительную
неравномерность радиального электри-
ческого поля, даже при наличии урав-
нительных обкладок. Это ведет к уве-
личению диаметра маслобарьерных
вводов, особенно при высоких рабочих
напряжениях. Вследствие этого изго-
товление вводов с маслобарьерной изо-
ляцией ограничено и в большинстве
случаев в высоковольтных вводах при-
меняется бумажно-масляная конденса-
торная изоляция.
Высоковольтные вводы выпускают-
ся типов МТ (для трансформаторов),
МВ и МВП (для выключателей) и
МН — для прохода через перекрытия
и стены зданий.
§ 4—5. Изоляция для районов .
с загрязненной атмосферой
Часто электрические установки рас-
положены вблизи промышленных пред-
приятий, в районах, где атмосфера
Рис. 70. Ввод на напряжение ПО кв с масло-
барьерной изоляцией:
1	— стакан; 2 — нижний фланец нижней покрышки;
3 — нижняя фарфоровая покрышка; 4 — верхний фла-
нец нижней покрышки; 5 — соединительная втулка;
6 — нижний фланец верхней покрышки; 7 — верхняя
фарфоровая покрышка; <8 — верхний фланец верхней
покрышки; Я—поддон; 10 — дыхательная трубка;
11	— крышка маслоуказателя; 12 — контактная клем-
ма; 13 — колпак; 14 — маслоуказатель; 15 — трубка;
16 — втулка бакелитовая дистанцирующая; 17 — цен-
трирующая шайба; 18 — кольцо экранное; /Р —транс-
форматорное масло; 20— цилиндр, несущий заземляе-
мую обкладку; 21 —токоведущая труба; 22— цилиндр,
несущий уравнительную обкладку.
137
загрязнена уносами этих предприятий. При оседании на поверх-
ности изоляторов твердых проводящих осадков (угольная пыль,
сажа, цемент, соляные отложения и др.) и увлажнении осадков
дождем и туманом разрядные напряжения изоляторов резко
снижаются.
По опытным данным, осадки цементных, химических и ме-
таллургических предприятий в количестве 5—10 мг на 1 см2
поверхности изоляторов снижают мокроразрядные напряжения
в 3—4 раза. Снижение мокроразрядных напряжений приво-
дит к перекрытиям по изоляторам даже при рабочем напря-
жении.
Борьба с перекрытиями изоляторов при загрязнениях осуще-
ствляется путем усиления нормальной изоляции (большее число
элементов в гирляндах и в опорных колонках), применением спе-
циальных типов изоляторов и эксплуатационными мерами (очи-
стка, обмывка изоляторов).
Установлено, что решающее влияние на величину мокрораз-
рядного напряжения изоляторов при загрязнениях оказывает
длина пути утечки: мокроразрядное напряжение прямо пропор-
ционально длине пути утечки по изоляторам.
Для нормальной изоляции в районах с чистой атмосферой
удельная длина пути утечки, т. е. длина пути утечки, приходя-
щаяся на 1 кв рабочего .фазового напряжения, составляет для
открытых распредустройств ПО—500 кв — 2,6 см!кв, а для линий
электропередачи этого напряжения 2,25 см!кв. Для электроуста-
новок напряжением 3—35 кв удельная длина пути утечки состав-
ляет 2,94 см)кв.
В условиях загрязненной атмосферы, в зависимости от рас-
стояния между открытыми электроустановками и промышленны-
ми предприятиями, значения удельных путей утечки долж-
ны составлять 3,94-5,2 см/кв для электроустановок 110—
500 кв и 4,54-6 см)кв для электроустановок напряжением
3—35 кв.
В тех случаях, когда усиление нормальной изоляции не дает
нужного эффекта, применяются специальные типы изоляторов,
имеющие увеличенную длину пути утечки по сравнению с обыч-
ными изоляторами и форму, облегчающую смывание и сдувание
загрязнений.
На рис. 71 приведены конструкции некоторых типов изолято-
ров для загрязняемых районов.
Эффективным мероприятием для повышения мокроразрядных
напряжений при загрязнениях может быть применение изолято-
ров с полупроводящей глазурью, разработанных в СССР
Р. Т. Левшуновым. Полупроводящая глазурь получается путеАм
добавления к обычной глазури полупроводящих окислов. При
этом удельное поверхностное сопротивление изоляторов снижает-
138
ся до 107—108 ом, тогда как у изоляторов с обычной глазурью
оно составляет 1012—1013 ом. Ток утечки, проходящий по полу-
проводящей глазури (до 1 ма) нагревает и подсушивает поверх-
ность изолятора, что приводит к резкому повышению мокрораз-
рядного напряжения.
Рис. 71. Линейные подвесные изоляторы для
районов с загрязнениями.
Эксплуатация линейных подвесных изоляторов с полупрово-
дящей глазурью в некоторых энергосистемах показала, что в
течение первых лет работы число перекрытий на линиях резко
уменьшается, однако затем оно становится таким же, как на ли-
ниях с обычными изоляторами. Это объясняется нарушением кон-
такта полупроводящего слоя с металлической арматурой — шап-
кой и стержнем изолятора. При этом ток утечки резко снижается
и влияние полупроводящей глазури пропадает. Улучшение соста-
ва глазури и технологии ее нанесения позволит устранить этот
недостаток и в полной мере использовать преимущества изолято-
ров с полупроводящей глазурью.
По опыту некоторых энергосистем полезно покрывать поверх-
ность изоляторов кремнийорганической смазкой. Это покрытие
обладает водоотталкивающей способностью, благодаря чему на
поверхности не образуется сплошная водяная пленка и затрудня-
ются перекрытия изоляторов.
Применение усиленной изоляции или специальных типов изо-
ляторов не исключает полностью перекрытия изоляции вслед-
ствие загрязнений. Непременным условием является контроль за
загрязнением изоляторов и периодическая их очистка. Слой за-
грязнений может быть очень плотным и очистка изоляторов за-
труднена. Для облегчения очистки изоляторов в некоторых энер-
госистемах практикуется покрытие чистых изоляторов тонким
слоем парафина или церезина, растворенного в бензине (0,5 кг
парафина на 2 л растворителя или 0,5 кг церезина на 10 л раство-
рителя).
139
Гладкая поверхность изоляторов, способствующая удалению
осадков, сохраняется 2—3 месяца, после чего слой покрытия не-
обходимо наносить вновь.
§ 4—6. Профилактические испытания изоляторов
С течением времени под действием различных внешних фак-
торов в изоляторах могут образовываться дефекты, приводящие
к их пробою при перенапряжениях или при рабочем напряжении.
Для предотвращения этого изоляторы должны подвергаться пе-
риодическому контролю с целью выявления опасных дефектов
в них.
ИСПЫТАНИЯ ЛИНЕЙНЫХ
ПОДВЕСНЫХ ИЗОЛЯТОРОВ
В линейных подвесных изоляторах под действием механиче-
ских нагрузок (вес и тяжение проводов, вес гололеда, давление
ветра), а также в результате нагревания прямыми лучами солнца
возникают значительные механические напряжения, приводящие
к образованию трещин в фарфоре. Действие открытой дуги на
изоляторы может вызвать растрескивание фарфора и оплавление
глазури. В последнем случае фарфор’ постепенно теряет свои
изолирующие свойства вследствие проникновения в него через
поврежденную глазурь влаги.
Образование и развитие повреждений быстрее происходит
в изоляторах, имеющих производственные дефекты, например не-
правильную рецептуру армирующих замазок, отсутствие амор-
тизирующих прокладок и промазок между цементом и фарфором,
трещины в фарфоре из-за неправильного режима сушки и об-
жига.
Контроль изоляторов осуществляется перед их монтажом, а
также в процессе эксплуатации.
Измерение сопротивления изоляции и испытание повышенным
напряжением. Для выявления повреждений в изоляторах перед
монтажом производится измерение сопротивления изоляторов и
испытание их повышенным напряжением.
Сопротивление изоляции измеряется с помощью мегомметра
МС-06 на напряжение 2500 в, схема которого приведена на
рис. 72. Мегомметр состоит из генератора постоянного тока, ко-
торый приводится во вращение от руки или с помощью моторного
привода, магнитоэлектрического логометра и дополнительных
сопротивлений.
Логометр имеет две рамки: малую, включенную параллельно
генератору, и большую, включенную через сопротивление после-
довательно с генератором. Ток в малой рамке имеет постоянное
значение, а в большой — зависит от величины измеряемого со-
140
противления. Подвижная система прибора отклоняется на угол,
пропорциональный величине отношения указанных токов, а сле-
довательно, и величине измеряемого сопротивления. Шкала при-
бора проградуирована непосредственно в мегомах. Мегомметр
имеет зажимы с надписями «Линия», «Земля» и «Экран». Зажимы
«Линия» и «Земля» присоеди-
Рис. 72. Принципиальная
схема мегомметра типа
МС-06:
/—зажим «экран»; 2 — большая
рамка логометра; 3 — дополни-
тельная обмотка малой рамки
логометра; # —малая рамка; 5—
генератор; 6 — зажим «земля»;
7 — зажим «линия».
няются к электродам изолято-
ра, а «Экран» — к металличе-
скому экранирующему элек-
троду, который накладывается
в случае -необходимости на по-
верхность изолятора для устра-
нения влияния токов утечки.
Рис. 73. Принципиальная схема ис-
пытаний изолятора повышенным пе-
ременным напряжением:
АТ — регулировочный автотрансформатор;
Т — испытательный трансформатор; г —
защитное сопротивление.
Подвесные изоляторы бракуются, если их сопротивление ока-
зывается меньше 300 Моя.
Однако следует указать, что при таком контроле трещины в
фарфоре в сухота состоянии обычно не обнаруживаются, так как
сопротивление изоляции остается высоким.
Более эффективным является испытание изоляторов напря-
жением 50 кв. Принципиальная схема испытания приведена на
рис. 73. При значительных повреждениях изоляторов, когда их
электрическая прочность составляет менее 45—50% пробивного
напряжения целых изоляторов, испытание повышенным напря-
жением приводит к пробою и отбраковке дефектных изоляторов.
Обнаружение частичных разрядов в изоляторах. Повышение
эффективности контроля изоляторов может быть достигнуто в
результате обнаружения частичных разрядов в изоляторах при
их испытании повышенным напряжением. Суть этого метода,
предложенного в 1934 г. А. С. Архангельским и А. Н. Власовым,
состоит в следующем. При приложении к изоляторам повышен-
ного испытательного напряжения в трещинах и воздушных вклю-
141
чениях, если они имеются, возникают местные частичные раз-
ряды.
При возникновении частичных разрядов в кривых напряже-
ния и тока, протекающего через изолятор, появляются высоко-
частотные составляющие, которые могут быть обнаружены с
помощью специального прибора — указателя частичных разря-
дов.
Принципиальная схема для обнаружения частичных разрядов
представлена на рис. 74. Указатель частичных разрядов конст-
рукции ОРГРЭС (рис. 75) состоит из следующих основных узлов:
колебательных контуров L\C\ и Ь2С2, настроенных на частоту
34 кгц, двух усилительных ламп Л\ и Л2, миллиамперметра посто-
Рис. 74. Принципиальная схема для
обнаружения частичных разрядов в
изоляторах:
АТ — регулировочный автотрансформатор;
Т — испытательный трансформатор; С —
разделительная емкость; У — указатель
частичных разрядов.
янного тока, включенного че-
рез выпрямители В\ и В2, пере-
ключателя чувствительности
прибора П и блока питания.
Указатель частичных разрядов
присоединяется <к испытуемому
изолятору через разделитель-
ную емкость С, изолирующую
указатель от высокого напря-
жения. При возникновении вы-
сокочастотных составляющих
в кривой напряжения колеба-
тельные контуры прибора воз-
буждаются, колебания усили-
ваются и фиксируются прибо-
ром.
Напряжение, при котором возникают частичные разряды, ха-
рактеризует величину и количество местных дефектов: чем ниже
это напряжение, тем более значительными являются дефекты в
изоляторе.
На рис. 76 представлены зависимости показаний прибора а
от величины приложенного напряжения для целых и дефектных
изоляторов. Кривые 1 и 2 относятся к исправным изоляторам
П-4,5. Показания прибора начинаются здесь при напряжении,
близком к 25 кв, и обусловлены короной на изоляторах. С увели-
чением напряжения показания возрастают сравнительно медлен-
но. Кривая 3 относится к целому изолятору, но с сильными сле-
дами дуги на его поверхности. Кривые 4, 5, 6 относятся к изоля-
торам с внутренними трещинами. При испытании этих изолято-
ров прибор начинает давать показания уже при 7н-10 кв, и с
увеличением напряжения показания резко возрастают.
Из рис. 76 видно, что кривые а = j((7) для дефектных и целых
изоляторов сильно отличаются, что и позволяет обнаруживать
поврежденные изоляторы.
Применение указателя частичных разрядов необходимо в пер-
142
вую очередь для контроля изоляторов, предназначенных для
линий 220—330—500 кв, где старение происходит быстрее, а об-
наружение и замена дефектных изоляторов сложнее.
Рис. 75. Схема указателя частичных разрядов конструкции
ОРГРЭС.
Контроль изоляторов на линиях с помощью штанги. Для кон-
троля изоляторов на линиях разработаны простые и надежные
методы, которые позволяют периодически проверять состояние
каждого изолятора без отключения линии.
Рис. 76. Зависимости показаний а
указателя частичных разрядов от
величины испытательного напря-
жения:
1, 2 — исправные изоляторы П-4,5; 3 —
изолятор с поврежденной поверхностью;
4, 5, 6 — изоляторы П-4,5 с внутренни-
ми трещинами (по М. Е. Иерусали-
мову).
Рис. 77. Кривые распреде-
ления напряжения по эле-
ментам гирлянды изолято-
ров при отсутствии (1) и
наличии (2) дефектных изо-
ляторов (по М. В. Хомя-
кову).
Контроль изоляторов основывается на измерении напряже-
ния, которое приходится на каждый изолятор гирлянды.
Рабочее фазовое напряжение линии распределяется между
143
Рис. 78. Схема измере-
ния напряжения на изо-
ляторе с помощью штан-
ги:
С — защитная емкость в
штанге; Р — регулируемый
искровой промежуток.
изоляторами гирлянды в соответствии с их внутренними емко-
стями и емкостями по отношению к земле и проводу.
В гирляндах, состоящих из одинакового числа однотипных
элементов, распределение фазового напряжения между изолято-
рами имеет вполне определенный характер. При появлении в
гирлянде дефектных изоляторов нормаль-
ное распределение напряжения изменяет-
ся. На дефектные изоляторы приходится
малое напряжение (при полном пробое
изолятора напряжение на нем равно ну-
лю), а на целые — большее, чем обычно.
На рис. 77 приведены кривые распреде-
ления напряжения по элементам гирлян-
ды изоляторов при отсутствии (кривая 1)
и при наличии (кривая 2) дефектных изо-
ляторов. Из рисунка (кривая 2) видно,
что дефектным является пятый изолятор
гирлянды.
Для измерения напряжения на изоля-
торах применяются изолирующие измери-
тельные штанги.
В СССР наибольшее распространение получила штанга кон-
струкции М. В. Хомякова. Измерительным элементом этой
штанги является переменный искровой промежуток между элек-
тродами игла — плоскость. После наложения на контролируемый
изолятор щупов штанги, вращая ее, изменяют расстояние между
электродами до пробоя искрового промежутка. Величина проме-
жутка в момент пробоя характеризует напряжение на изоляторе.
Чтобы при пробое искрового промежутка не был шунтирован
изолятор, в цепь разрядника включается конденсатор, емкость
которого'приблизительно равна емкости одного изолятора. Кон-
денсатор вмонтирован в штангу. На рис. 78 приведена схема
контроля изолятора с помощью штанги. Контроль изоляторов
штангой целесообразно проводить после влажной погоды, когда
влага, проникшая в трещины дефектных изоляторов, облегчает
их выявление. Изоляторы бракуют, если приходящееся на них
напряжение меньше 2 кв.
Применение высокочастотных дефектоскопов на линиях.
В связи с развитием линий напряжением 330 и 500 кв, имеющих
большое количество изоляторов в гирляндах, возникает необхо-
димость в более продуктивном и менее трудоемком методе конт-
роля, чем измерение с помощью штанг.
С этой целью может быть использован метод частичных раз-
рядов. Если в изоляторах имеются трещины, в них возникают
частичные разряды, создающие в окружающем пространстве вы-
сокочастотное электромагнитное поле. Это позволяет обнаружить
частичные разряды с помощью дефектоскопа, представляющего
144
собой радиоприемник, настроенный на частоту 1,2—2 Мгц. Ра-
мочная направленная антенна приемника устанавливается вбли-
зи опоры, изоляторы которой нужно проверить.
При наличии в гирляндах дефектных изоляторов, прибор,
включенный в анодную цепь дефектоскопа, дает показания. По-
казания прибора зависят от интенсивности частичных разрядов.
Переходя с дефектоскопом от опоры к опоре, определяют, на ка-
кой из них имеются дефектные изоляторы. Гирлянды, в которых
обнаружены дефектные изоляторы, проверяются штангой.
Применение дефектоскопов в настоящее время ограничено
из-за влияния на их показания короны, разрядов по поверхности
изоляторов и других помех.
Следует отметить, что применение на линиях изоляторов из
закаленного стекла значительно упрощает задачу выявления
дефектных изоляторов. При образовании трещин в стеклянном
изоляторе его тарелка разрушается. При этом гирлянда остается
целой благодаря заклиниванию элементов изолятора. Таким об-
разом, дефектный изолятор можно выявить визуальным наблю-
дением.
ИСПЫТАНИЯ ОПОРНЫХ ИЗОЛЯТОРОВ
Контроль состояния опорных изоляторов осуществляется не-
сколькими методами:
а)	испытанием повышенным напряжением;
б)	измерением распределения напряжения по многоэлемент-
ным изоляторам;
в)	измерением сопротивления изоляции мегомметром 2500 в.
Все эти методы позволяют выявлять грубые дефекты в виде
трещин, проникших на значительную глубину фарфора.
Изоляторы, состоящие из одного элемента, испытываются в
течение 1 мин повышенным напряжением переменного тока.
Величины испытательных напряжений при вводе в эксплуата-
цию изоляторов приведены в табл. 16.
Таблица 16
Величины испытательных напряжений промышленной частоты
для одноэлементных изоляторов
Испытательное напря- жение для изоляторов, КВ действ	Номинальное напряжение, кв								
	3	6	10	20	35	по	220	330	500
Испытательное напряже- ние для изоляторов с нормальной изоляцией	25	32	42	68	100	265	490	630	770
То же с облегченной изоляцией ....	14	21	32	—	—	—	—	—	—
145
10. Иерусалимов, Орлов
Опорные многоэлементные изоляторы испытываются прило-
жением напряжения 50 кв переменного тока в течение 1 мин
к каждому элементу изолятора.
В ряде случаев удается выявить дефектные элементы изоля-
торов, измеряя распределение рабочего фазового напряжения по
элементам. Измерение выполняется с помощью штанги, щупы
которой подводят к каждому элементу. Изоляторы бракуются,
если на один из элементов приходится меньше половины нор-
мального напряжения.
Состояние изоляторов можно контролировать также мегом-
метром. Сопротивление изоляции каждого элемента не должно
быть ниже 300 Мом.
Опорные изоляторы контролируются в эксплуатации один раз
в 3 года, а изоляторы типов ШТ-35 и ИШД-35, имеющие повы-
шенную аварийность,— один раз в год.
КОНТРОЛЬ и ИСПЫТАНИЕ
ПРОХОДНЫХ ИЗОЛЯТОРОВ
В проходных изоляторах и вводах в зависимости от их конст-
рукции могут образовываться различные, характерные для дан-
ного типа дефекты. В простых по конструкции фарфоровых изо-
ляторах в результате ’ электродинамических, тепловых и других
воздействий могут образовываться трещины. В бакелитовых изо-
ляторах, представляющих слоистую конструкцию, наблюдается
проникновение влаги между слоями бумаги, расслоение бакели-
тового сердечника с образованием воздушных включений и нару-
шение поверхности. В бумажно-масляных и маслобарьерных изо-
ляторах возможно ухудшение качества масла, оседание шлама
на внутренних поверхностях фарфоровых рубашек, увлажнение
бумажного сердечника и гетинаксовых барьеров.
В мастиконаполненных изоляторах с конденсаторными сер-
дечниками дефекты чаще всего возникают в мастике в виде тре-
щин, каверн, газовых включений, отслоений мастики от сердеч-
ника или фарфора.
Для выявления возникающих дефектов изоляторы подверга-
ются различным испытаниям — в первую очередь повышенным
напряжением промышленной частоты. Значения испытательных
напряжений приведены в табл. 16. При испытании изоляторов
совместно с аппаратами, на которых они установлены, испыта-
тельные напряжения соответствуют нормированным для этих
аппаратов. Испытания повышенным напряжением позволяют вы-
явить снижение электрической прочности изоляторов вследствие
образования дефектов.
146
ИЗМЕРЕНИЕ ТАНГЕНСА УГЛА
ДИЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ПОТЕРЬ
Измерение тангенса угла диэлектрических потерь является
важным методом контроля состояния изоляции. Увеличение его
свидетельствует о возрастании диэлектрических потерь, вызван-
ном старением изоляции. Рост tg6 наблюдается при увлажнении
изоляции. По характеру увеличения tgS при повышении напря-
жения можно установить наличие в изоляции воздушных вклю-
чений.
На рис. 79 приведены зависимости tg6=f (U) для трех слу-
чаев: сухая доброкачественная изоляция 1, сухая изоляция с воз-
душными включени-
ями 2 и увлажненная
изоляция с воздуш-
ными включения-
ми 5.
Рис. 80. Принципиальная нормаль-
ная мостовая схема для измерения
tg6:
Сх — испытываемый объект; Сдо— об-
разцовый конденсатор; R3 и С4 — регу-
лируемые сопротивление и емкость мо-
ста; UT — испытательный трансформа-
тор (НОМ-10).
Рис. 79. Зависимости tg б
от величины приложен-
ного напряжения для
проходных изоляторов
конденсаторного типа:
7 — исправная изоляция; 2—
изоляция с воздушными
включениями; 3 — увлажнен-
ная изоляция с воздушными
включениями.
При сухой доброкачественной изоляции tg6 имеет малое абсо-
лютное значение и в определенных пределах не зависит от вели-
чины приложенного напряжения. Если в изоляции имеются воз-
душные включения, с некоторого значения приложенного напря-
жения наблюдается увеличение tg6. Это связано с возникнове--
нием ионизации в воздушных включениях и увеличением потерь^
Для увлажненной изоляции характерны большие абсолютные'
значения tgS.
Тангенс угла диэлектрических потерь измеряется обычно
с помощью мостовых схем. На рис. 80 показана принципиальная
нормальная схема высоковольтного моста переменного тока. Рав-
новесие моста достигается изменением сопротивления /?3 и емкое-
10*
147
ти С4. Величины емкости Сх и tg5 испытываемого объекта при
условии равновесия моста определяются из уравнений
С,= -^-Слг;	(4-24)’,
tgSx = юС42?4,	(4-25):
при (0 = 314 и г\4= —-— выражение для tgox упрощается
tgSx = C4-106,	(4-26)’
Рис. 81. Принципиальная перевернутая
мостовая схема для измерения tgd.
где Са выражается в фарадах.
Мост МДП конструкции проф. А. Д. Нестеренко, выпускае-
мый заводом «Точэлектроприбор», позволяет измерять значения
tgS в пределах от 0,01 до 100% при емкостях объектов от 40 до
20 000 мкмкф.
Нормальную схему измерений можно применять в случаях,
когда оба электрода испытываемого объекта изолированы от
земли. Если один из электродов заземлен, измерения необходимо
производить по «перевернутой» схеме, изображенной на рис. 81.
Для измерений по пере-
вернутой схеме применя-
ется малогабаритный пе-
реносной мост переменно-
го тока типа МД-16 (рис.
82), который позволяет
измерять величины tg 6
в пределах от 0,5 до 60%
при емкостях объектов от
30 до 40 000 мкмкф. Номи-
нальное напряжение мос-
та 10 кв. Конструкция мо-
ста предусматривает изо-
ляцию измерительной ча-
сти моста от заземленно-
го корпуса прибора. Уп-
равление осуществляется
с помощью изолирующих
рукояток.
Проходные изоляторы с конденсаторными сердечниками вы-
полняются со специальными изолированными выводами от пред-
последней и последней конденсаторных обкладок. Эти выводы
позволяют производить измерения tg6 изоляторов, установлен-
ных на оборудовании по нормальной схеме. Величины tg6 не дол-
жны превышать значений, указанных в табл. 17.
Измерение tgS маслобарьерных вводов должно производиться
не реже 1 раза в 6 лет, а вводов с бумажно-масляной изоляцией
через 1 год после монтажа и далее 1 раз в 3 года.
148
Рис. 82. Принципиальная схема моста переменного тока типа МД-16:
Г1 — испытательный трансформатор; Г2— трансформатор для испытаний на низ-
ком напряжении; Сх — испытываемый объект; С?]— образцовый конденсатор; 77t—
переключатель шунтов сопротивления; 772 — переключатель полярности гальвано-
метра; П3 — переключатель емкости С<.
Таблица 17
Предельные величины тангенса угла диэлектрических потерь
вводов и проходных изоляторов в эксплуатации при + 20°, %
Вид основной изоляции объекта испытания	Номинальное напряжение, кв					
	3—15	20—35	60—110	150—220	330	500
Маслонаполненные вводы и проходные изоляторы с маслобарьерной изоля- цией 			8	5	4	2	2
Маслонаполненные с бу- мажно-масляной изоля- цией 			.		1.5	1,2	1.2	1
Мастиконаполненные с ба- келитовой изоляцией .	12	9	5			г—	—
Виоды и проходные изоля- юры с бакелитовой изо- ляцией .	12	8	. 5	—	—	—
149
РЕНТГЕНОДЕФЕКТОГРАФИЯ ВЫСОКОВОЛЬТНЫХ ИЗОЛЯТОРОВ
Рентгеновские лучи широко применяются в технике для про-
свечивания различных материалов с целью выявления в них
скрытых внутренних дефектов. Выявление дефектов с помощью
О 1 II 111
Рис. 83. Схема рентге-
новского просвечивания
изолятора, имеющего
воздушное включение в.
мастике (по М. Е. Иеру-
салимову):
1 — воздушное включение:
2 — мастика; 3 — сердечник
ввода; 4 — фарфоровая ру-
башка; 5 — токоведущий
стержень.
ших через изолятор
ветственно равны
рентгеновского просвечивания называет-
ся рентгенодефектографией. Суть метода
состоит в следующем. Если на пути рент-
геновских лучей поместить испытываемый
объект, то лучи, проходя через него, бу-
дут ослабляться. При наличии в объекте
посторонних включений, например воз-
душных полостей, ослабление лучей бу-
дет неодинаковым на дефектных и безде-
фектных участках. Следовательно, лучи,
прошедшие через объект, будут иметь на
различных участках разную интенсив-
ность. Для измерения интенсивности
рентгеновских лучей чаще всего исполь-
зуется фотометод: рентгеновские лучи па-
дают на фотопленку, почернение которой
пропорционально интенсивности падаю-
щих лучей. Рентгенодефектография вы-
соковольтных изоляторов осуществлена
и разработана М. Е. Иерусалимовым. На
рис. 83 представлена схема рентгеновско-
го просвечивания изолятора, имеющего
воздушное включение в мастике. Интен-
сивности рентгеновских лучей, прошед-
на дефектном и соседнем участках, соот-
(4-27)
(4-^28)
/2 = .
где	Iq — интенсивность падающих лучей;
НФ» HmJ Пр — линейные коэффициенты ослабления рентге-
новских лучей в фарфоре, мастике и гетинаксе;
А, В, С — толщины фарфора, мастики и гетинакса по
ходу лучей;
d — толщина дефекта.
Контрастность изображения на фотопленке определяется от-
ношением интенсивности лучей, падающих на соседние участки
пленки,
— — г
Л •
(4—29)
150
Из (4—29) видно, что контрастность зависит от размера де-
фекта и коэффициента ослабления лучей в материале, в которого
расположен дефект. Коэффициент ослабления лучей зависит
от жесткости лучей, которая, в свою очередь, зависит от
напряжения просвечивания:
с уменьшением напряжения
коэффициент ослабления цм
возрастает.
Из этого следует, что
для получения контрастных
снимков необходимо произ-
водить просвечивание при
возможно меньших напря-
жениях. Однако снижение
напряжения ограничивается
допустимой длительностью
просвечивания, так как с
уменьшением напряжения
экспозиция возрастает. Для
мастиконаполненных изоля-
торов с конденсаторными
Рис. 84. Просвечивание изоляторов на
подстанции с помощью передвижной
портативной рентгеновской установки.
сердечниками напряжение
просвечивания должно быть 60 кв при экспозиции 2,5 мин. Про-
свечивание изоляторов на месте их установки без демонтажа мо-
жет быть выполнено с помощью переносной рентгеновской уста-
новки типа УРПН-70-1 (рис. 84).
Рис. 86. Рентгенограмма
ввода ВМ-35-Н с цемен-
том, проникшим внутрь
фарфоровой рубашки.
Рис. 85. Рентгенограмма
ввода ВМ-35-Н с воздуш-
ными включениями в мас-
тике.
151
Метод рентгеновского просвечивания оказался эффективным
способом для обнаружения внутренних дефектов в изоляторах.
На рис. 85 представлена рентгенограмма (позитив) верхней час-
ти изолятора ВМ-35-Н. Воздушные включения в мастике четко
видны, как более светлые участки (указаны стрелками). На
рис. 86 представлена рентгенограмма изолятора с производствен-
ным дефектом: слоем цемента, проникшим внутрь фарфоровой
рубашки. Такие дефекты приводят к повреждениям изоляторов
из-за растрескивания фарфора при нагревании изоляторов луча-
ми солнца.
Контроль изоляторов методом рентгенодефектоскопии позво-
ляет выявлять дефекты и заменять или ремонтировать дефектные
изоляторы.
Глава пятая
СИЛОВЫЕ КАБЕЛИ ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
§ 5—1. Назначение кабелей.
Основные элементы кабелей
Кабелем (от голландского kabel канат)’ называется устрой-
ство, состоящее из гибких металлических изолированных прово-
дов, заключенных в защитные оболочки, и предназначенное для
передачи и распределения электрической энергии. Кабельные
электрические линии применяются главным образом в тех слу-
чаях, когда затруднено использование воздушных высоковольт-
ных линий и сетей: на территории городов, внутри зданий, при
переходах через большие водные преграды, для питания подвиж-
ных токоприемников.
Кабель был изобретен в России. В 1812 г. русский академик
П. Л. Шиллинг применил изолированные резиной провода для
взрыва мин в Неве. В 70-х годах XIX ст. появились первые
кабельные заводы. Быстрое развитие кабельная техника полу-
чила в нашей стране только в годы Советской власти. В настоя-
щее время освоен выпуск силовых кабелей на напряжения до
500 кв включительно. Разрабатываются кабели переменного тока
на напряжение 750 кв и постоянного тока на 800—1500 кв.
Силовой кабель состоит из одной или нескольких (обычно
трех для передачи трехфазного тока) медных или- алюминиевых
жил, покрытых изоляцией и скрученных вместе. Для защиты изо-
ляции от действия влаги, газов, а также механических поврежде-
ний поверх изоляции накладываются защитные оболочки: герме-
тичная из свинца, алюминия или пластмассы и стальная броня.
Свинцовые и алюминиевые оболочки, а также броня защищаются
от коррозии антикоррозийными покровами.
Рассмотрим основные типы и конструкции кабелей.
152
§ 5—2. Кабели с бумажной изоляцией
с вязкой пропиткой на напряжение до 35 кв
КАБЕЛИ С ПОЯСНОЙ ИЗОЛЯЦИЕЙ
На рис. 87 представлен трехжильный кабель с поясной изоля-
цией на напряжение до 10 кв. Токопроводящие жилы кабеля вы-
полняются медными или алюминиевыми, скрученными из отдель-
ных проволок. Форма жил — секторная, благодаря чему диаметр
Рис. 87. Трехжильный кабель с
поясной изоляцией:
1 — токопроводящая жила; 2 — фазо-
вая изоляция; 3 — поясная изоляция;
4 — междуфазовое заполнение: 5 —
свинцовая или алюминиевая оболочка;
6 — подушка под броню; 7 — броня
из двух стальных лент; 8 — антикор-
розийный покров.
кабеля получается примерно на
15% меньше, чем при круглой
форме жил того же сечения.
Жилы изолированы друг от
друга бумажной изоляцией.
Кабельная бумага изготовля-
ется из небеленой целлюлозы
и выпускается трех марок:
К-08, К-12 и К-Д.7, толщиной
соответственно 0,08; 0,12 и
0,17 мм.
Рис. 88. Схема наложе-
ния бумажной изоляции:
1 — бумажная лента; 2 —
пропитка.
Бумажная изоляция накладывается на жилы в виде лент. Для
того, чтобы изоляция была более гибкой, не рвалась при изгибах
кабеля, ленты накладываются с зазорами, величина которых со-
ставляет 1,5—3,5 мм. Зазоры между лентами одного слоя пере-
крываются лентами следующих слоев (рис. 88). Толщина фазо-
вой изоляции определяется рабочим напряжением кабеля.
Между двумя жилами двойная фазовая изоляция рассчитана
на линейное напряжение. Для изоляции фаз по отношению к за-
земленной оболочке накладывается дополнительный слой пояс-
ной изоляции. Увеличивать толщину фазовой изоляции( вместо
наложения поясной) нерационально, так как это привело бы к из-
лишнему запасу электрической прочности между жилами и уве-
личению диаметра кабеля.
Толщины изоляции кабелей 6—10 кв указаны в табл. 18.
Кабельная бумага в обычном состоянии содержит 6—8% вла-
ги. Такое содержание влаги сильно снижает электрические
153
Таблица 18
Толщины изоляции кабелей 6—10 кв
Толщина изоляции, мм	Напряжение, кв	
	6	10
Фазовая	 Поясная 			2,0 0,95	2,75 1,25
характеристики изоляции. Поэтому после наложения изоляции
кабели подвергаются сушке. Сушка производится под вакуумом
в вакуум-котле, обогреваемом паром или маслом. После сушки
содержание воды в изоляции не должно превышать 0,2—0,3%.
Бумажная изоляция пропитывается пропитывающим соста-
вом. Пропитка производится с целью замены воздуха в бумаге
и между слоями бумажных лент более прочным в электрическом
отношении пропитывающим составом. Одновременно с повыше-
нием электрической прочности пропитка повышает теплостой-
кость изоляции, ее механическую прочность, увеличивает тепло-
проводность и влагостойкость. В кабелях с вязкой пропиткой
в качестве пропитывающего состава применяется минеральное
масло повышенной вязкости ( брайтсток) с добавкой канифоли
в количестве от 15 до 25%. Канифоль повышает вязкость пропит-
ки и является антиокислителем. Пропитка изоляции кабеля осу-
ществляется в вакуум-котле, в котором производится сушка и
куда после окончания сушки впускается пропитывающий состав
при температуре 120—130° С.
Защита изоляции кабеля от внешних воздействий осущест-
вляется с помощью герметичных оболочек. В силовых кабелях
применяются свинцовые и алюминиевые оболочки. Основным
преимуществом свинцовой оболочки является ее полная влагоне-
проницаемость, гибкость и сравнительная простота наложения
на кабель с помощью свинцового пресса.уДля изготовления обо-
лочек применяется не чистый свинец, а сплавы, содержащие кро-
ме свинца различные присадки, улучшающие структуру оболочки
и повышающие ее механическую прочность. Лучшей присадкой
является олово в количестве 1—3% по весу. В последнее время
применяют медисный свинец, в котором имеется около 0,05%
меди.
Однако свинец имеет и недостатки: большой удельный вес,
малую механическую прочность и стойкость к вибрациям, недо-
статочную стойкость к коррозии. Поэтому широко применяются
также алюминиевые защитные оболочки.
Механическая прочность алюминиевой оболочки в два-три
раза выше свинцовой. Стойкость против вибраций у алюминия
154
также значительно выше, чем у свинца. Удельный вес алюминия
в 4,2 раза меньше, чем у свинца. Применение алюминия вместо
свинца позволяет получить прочную оболочку при значительном
снижении (на 20—25%) веса кабеля. Оболочка из алюминия мо-
жет быть наложена выпрессованием или холодным способом.
Сложность выпрессования алюминиевой оболочки связана
с высокой температурой плавления алюминия (675° С) и необхо-
димостью применять значительные давления при выпрессовании.
При наложении оболочки холодным способом изолированные
кабели протягиваются в предварительно изготовленные выпрес-
сованием алюминиевые трубы с последующей обсадкой их воло-
чением или вальцеванием.
В последнее время применяются пластмассовые защитные
оболочки, использование которых несомненно будет расширяться.
Для защиты кабелей от механических воздействий применяет-
ся ленточная или проволочная броня. Ленточная броня состоит
из двух стальных лент, наложенных повивом так, что зазоры
между витками одной ленты перекрываются витками другой. Для
бронирования применяется стальная лента толщиной 0,3, 0,5
и 0,8 мм и шириной (в зависимости от диаметра кабеля) от 15 до
60 мм. Ленточная броня применяется главным образом для бро-
нирования кабелей подземной прокладки, при прокладке в ка-
бельных каналах, туннелях, внутри зданий.
В случаях, когда кабель подвергается значительным растяги-
вающим усилиям ( подводная прокладка и прокладка по круто-
наклонным трассам), броня выполняется из круглой или плоской
стальной оцинкованной проволоки.
Броня накладывается на кабель поверх подушки, которая со-
стоит из предварительно пропитанной противогнилостным соста-
вом кабельной пряжи, покрытой слоем битума.
Броня от коррозии защищается путем покрытия битумным
составом и слоем пропитанной кабельной пряжи, покрытой
сверху также битумом. Кабельная пряжа не только защищает
броню от коррозии, но и скрепляет ее, препятствуя сдвигу броне-
лент и раскручиванию бронепроволок.
Конфигурация электрического поля в трехжильном кабеле
с поясной изоляцией неблагоприятна. Как видно из рис. 89, элек-
трическое поле в изоляции нерадиальное, т. е. силовые линии
электрического поля направлены не по нормали к слоям бумаж-
ной изоляции. В результате этого появляются тангенциальные
составляющие напряженности электрического поля, направлен-
ные вдоль слоев бумаги (рис. 90). Так как развитие электриче-
ских разрядов вдоль слоев бумаги облегчено и происходит при
напряженностях поля, значительно более низких, чем пробой бу-
маги, в кабелях с поясной изоляцией приходится ограничивать
максимальные допустимые напряженности электрического поля
у жил величиной 1,5—2 кв/мм (действующее значение). Это,
155
в свою очередь, ограничивает рабочее напряжение кабелей с по-
ясной изоляцией напряжением 10 кв.
Приведем основные марки кабелей с поясной изоляцией:
Рис. 89. Конфигурация электрического
поля в трехжильном кабеле с поясной
изоляцией.
Рис. 90. Тангенциальные со-
ставляющие напряженности
электрического поля в трех-
жильном кабеле с поясной
изоляцией.
СБ — кабель с медными жилами, в свинцовой оболочке,
бронированный стальными лентами с наружным по-
кровом из волокнистых материалов;
СБГ — то же, что СБ, но без наружных волокнистых покровов
(голый) ;
СП — то же, что СБ, но имеющий броню из стальных плос-
ких проволок;
СК — то же, что СБ, но имеющий броню из стальных круг-
лых проволок;
АСБ —то же, что СБ, но с алюминиевыми жилами;
ААБ — кабель с алюминиевыми жилами в алюминиевой обо-
лочке, бронированный стальными лентами, с наруж-
ным покровом из волокнистых материалов.
КАБЕЛИ С ОТДЕЛЬНО ОСВИНЦОВАННЫМИ
ЖИЛАМИ ТИПА ОСБ
В 1923 г. инженерами С. А. Яковлевым и С. М. Брагиным
была предложена конструкция кабеля с наложенными поверх
изоляции каждой фазы свинцовыми оболочками. Таким образом,
кабель ОСБ имеет не одну, а три свинцовых оболочки (рис. 91).
156
Освинцованные жилы трехжильного кабеля скручиваются с за-
полнением промежутков между ними пропитанной кабельной
пряжей до круга в сечении, обматываются тканевой лентой или
кабельной пряжей и бронируются.
Основное преимущество этой конструкции состоит в том, что
электрическое поле в изоляции кабеля радиальное. Отсутствие
тангенциальных составляющих
напряженности электрического
поля позволяет повысить макси-
мальные напряженности поля у
жил до 3—3,5 кв!мм (действую-
щее значение) и применять эти
кабели на напряжения 20 и 35 кв.
Кроме того, наличие трех свин-
цовых оболочек улучшает отвод
тепла от жил, вследствие чего ка-
бели ОСБ допускают повышение
токовых нагрузок на 5—20% по
сравнению с кабелями с поясной
изоляцией с тем же сечением жил.
Толщина изоляции кабелей
20 кв составляет 5—7 мм, а кабе-
лей 35 кв — 9—11. Меньшие зна-
чения толщин изоляции относятся
к кабелям с сечением жил более
120 мм2.
В кабелях ОСБ напряжением
20 и 35 кв поверх токопроводящих
Рис. 91. Трехжильный кабель с
отдельно освинцованными жи-
лами:
1 — токопроводящая жила; 2 — эк-
ран из полупроводящей бумаги;
3 — бумажная изоляция; 4 — экран
по изоляции из полупроводящей
бумаги; 5 — свинцовая оболочка;
6 — джутовое заполнение; 7 — про-
волочная броня; 8 — антикоррозий-
ный покров.
жил и изоляции накладываются два—три слоя полупроводя-
щей (сажевой) бумаги. Назначение полупроводящей бумаги со-
стоит в том, чтобы уменьшить местные напряженности электри-
ческого поля у жил, скрученных из отдельных проволок (местное
повышение напряженности электрического поля из-за эффекта
многопроволочности может достигать 30%). Кроме того, сажевая
бумага обладает адсорбирующей способностью и поглощает
вредные продукты окисления, образующиеся в изоляции при экс-
плуатации.
ОБРАЗОВАНИЕ ПУСТОТ И ГАЗОВЫХ ВКЛЮЧЕНИЙ
В ИЗОЛЯЦИИ КАБЕЛЕЙ С ВЯЗКОЙ ПРОПИТКОЙ
В изоляции кабелей с вязкой пропиткой в процессе производ-
ства и эксплуатации образуются пустоты и газовые включения.
Объем газовых включений, образующихся в процессе произ-
водства, определяется тем объемом газа, который остается
в изоляции после пропитки, а также вносится пропитывающим
157
составом в растворенном виде. При самом тщательном проведе-
нии сушки, пропитки и охлаждения кабеля объем газовых вклю-
чений составляет не менее 0,1—0,3%. При эксплуатации объем
газовых включений и пустот увеличивается. Это происходит в ре-
зультате циклов нагрева и охлаждения, которые претерпевает
кабель во время работы. При нагревании все материалы кабеля
увеличивают свой объем. Особенно сильно увеличивается объем
пропитки, температурный коэффициент которой составляет 0,08%
на 1°С. В результате этого давление в кабеле увеличивается и
свинцовая оболочка расширяется. При охлаждении кабеля объем
пропитывающего состава сокращается до первоначального, тогда
как деформация свинцовой оболочки сохраняется, так как имеет
необратимый характер. Таким образом, в кабеле возникает неза-
полненный пропиткой объем. Так как кабель охлаждается снару-
жи, вязкость пропитки увеличивается при охлаждении в пер-
вую очередь в наружных слоях изоляции, тогда как во внутрен-
них слоях она еще остается малой. При этом более вязкий
пропитывающий состав наружных слоев изоляции как бы подтя-
гивает к себе весь остальной объем пропитывающего состава
в кабеле. В результате этого в слоях изоляции у токопроводящих
жил образуются незаполненные пропиткой пустоты (воздушные
включения). Пустоты в изоляции кабелей образуются также
в результате стекания пропитывающего состава при прокладке
кабелей по наклонным трассам.
Если напряженности электрического поля у токопроводящих
жил достаточны для того, чтобы в воздушных включениях в изо-
ляции начались ионизационные процессы, эти процессы приведут
к быстрому разрушению изоляции и ее пробою. Поэтому необхо-
димо огрничивать максимальные значения рабочих напряженно-
стей электрического поля величинами, при которых ионизация
в воздушных включениях в изоляции не возникает. Этим и объяс-
няется, что даже в кабелях типа ОСБ с радиальным полем рабо-
чая напряженность не превышает 3,5 кв[мм, хотя электрическая
прочность пропитанной бумажной изоляции при длительном воз-
действии напряжения достигает 40—80 кв/мм. Низкие значения
допустимых рабочих напряженностей в кабелях с вязкой пропит-
кой ограничивают рабочие напряжения этих кабелей величиной
35 кв.
§ 5—3. Маслонаполненные кабели
и кабели под давлением масла
При рабочих напряжениях ПО кв и выше применяются одно-
фазные маслонаполненные кабели низкого, среднего и высокого
давления (рис. 92). Изоляцией токоведущей жилы кабеля слу-
жит кабельная бумага, пропитанная чистым дегазированным
158
маслом марки МН-3. Масло проникает в изоляцию из масляного
канала, находящегося внутри полой витой токопроводящей жилы.
Масляный канал сообщается со специальными компенсатора-
Рис. 93. Маслонаполненный ка-
бель напряжением 500 кв с двумя
маслопроводящими каналами:
1 — центральный маслопроводящий ка-
нал; 2 — опорная спираль; 3—токопро-
водящая жила из круглых проволок;
4 — экран из полупроводящих бумаг;
6 — бумажная изоляция; 6 — экран по
изоляции из медной перфорированной
ленты; 7 — первая свинцовая оболочка
с каналами для масла; 8 — вторая
свинцовая оболочка; 9 — усиливающие
ленты; 10— антикоррозионный покров.
Рис. 92. Маслонаполненный кабель
среднего давления марки МССК-4 на
110—220 кв:
1 — маслопроводящий канал; 2 — токопро-
водящая жила из Z-образных и сегмент-
ных проволок; 3 — экран из полупроводя-
щей бумаги; 4 — изоляция из бумаг тол-
щиной 0,075 и 0,125 мм; 5 —экран из полу-
проводящей бумаги; 6 — оболочка из
медистого свинца; 7 — битумный состав;
8 — ленты из полихлорвинилового пласти-
ката; 9—усиливающие ленты; 10 — ленты
из полихлорвинилового пластиката; 11 —
подушка под броню из кабельной пряжи и
битума; 12 — броня из стальных оцинко-
ванных проволок и 4 проволок из твердо-
катанной меди; 13 — антикоррозионный по-
кров.
ми — баками питания и баками давления, принимающими масло
при нагревании кабеля и отдающими его при охлаждении. Бла-
годаря температурной компенсации давление внутри кабеля под-
держивается постоянным, что практически исключает возмож-
ность образования в изоляции пустот и газовых включений.
Вследствие этого допустимые максимальные рабочие напряжен-
ности электрического поля в маслонаполненных кабелях значи-
тельно выше, чем в кабелях с вязкой пропиткой, и достигают
9—12 кв! мм (действующее значение). Диаметр маслопроводя-
щего канала в кабелях ПО—220 кв обычно 12—14 мм, а в кабе-
лях 400—500 кв — 18—22.
Избыточное давление масла в масляном канале в кабелях
низкого давления не более 1 ат, в кабелях среднего давления
до 3 и в кабелях высокого давления до 15 ат.
Толщины изоляции зависят от номинального напряжения
159
кабеля, сечения токопроводящих жил и толщин лент бумаги.
В табл. 19 приведены толщины изоляции маслонаполненных ка-
белей.
Толщины изоляции маслонаполненных кабелей
Таблица 19
Тип кабеля	Толщина изоляции при напряжении, мм			
	ПО кв	150 кв	220 кв	500 кв
Кабели низкого и сред- него давления Кабели высокого давле- ния 		9,5—12	13—16	16—22 12—18	24—28
В кабелях высокого и среднего давления свинцовые оболочки
усиливаются в радиальном направлении медными лентами или
лентами из.нержавеющей стали. Алюминиевые оболочки такого
усиления не требуют.
Так как в кабелях среднего .давления толщина изоляции та-
кая же, как и в кабелях низкого, они могут работать в большом
Рис. 94. Принципиальная схема линии, выполненной одно-
жильными маслонаполненными кабелями низкого давления:
/ — баки питания; 2 — маслопроводящая трубка; 3 — концевая муфта;
4— строительная длина одножильного кабеля; 5 — соединительная
муфта; 6 — бак давления; 7 — киоск для установки баков питания; Л —
подземный колодец; 9 — стопорная муфта.
диапазоне давлений: от 0,3 до 3 ат. Это позволяет увеличивать
допустимые разности уровней по трассе и расстояния между
пунктами подпитки, что снижает стоимость кабеля.
Для выравнивания перепада давлений в изоляции при неста-
160
ционарных тепловых процессах в кабелях высокого давления при
напряжении 500 кв делается два масляных канала: в центре по-
лой жилы и под свинцовой оболочкой в виде продольных борозд
на внутренней ее поверхности (рис. 93).
На рис. 94 дана принципиальная схема кабельной линии, вы-
полненной одножильными кабелями низкого давления. Строи-
тельные длины кабеля соединяются между собой соединительны-
ми муфтами. Масляный канал разделяется на герметически
изолированные друг от друга участки с помощью стопорных
муфт. Благодаря этому предотвращается вытекание масла на
большой длине при механических повреждениях линии. Кроме
того, при прокладке по наклонным трассам предотвращается
чрезмерное повышение гидростатического давления в кабеле на
его нижних участках.
При ровном профиле трассы (разность уровней 3—5 ж) рас-
стояние между стопорными муфтами принимается 600—1200 м,
а при наклонной трассе расстояния должны быть такими, чтобы
на каждом участке разность уровней не превышала 11 —12 м.
Аппараты подпитки присоединяются в концевых и стопорных
муфтах.
Для контроля за давлением масла в кабеле подпитывающие
баки снабжаются контактными манометрами, дающими сигнал
при значительном увеличении или уменьшении давления.
В Советском Союзе изготовляются следующие типы маслона-
полненных кабелей:
Кабель марки МНСГ — маслонаполненный кабель низкого
давления в свинцовой оболочке без антикоррозионных и защит-
ных покровов поверх свинцовой оболочки.
Кабель МССГ — маслонаполненный кабель среднего давле-
ния в свинцовой оболочке без антикоррозионных и защитных по-
кровов поверх усиливающих лент.
Эти кабели предназначены для прокладки в воздухе, в тунне-
лях и каналах, где нет опасности механических повреждений
и коррозии оболочек.
Кабели МНСА и МССА — кабели асфальтированные — то же,
что кабели МНСГ и МССГ, но имеющие поверх свинцовой обо-
лочки или усиливающих лент антикоррозионные покровы, состоя-
щие из слоев тугоплавного битума, лент полихлорвинилового
пластиката и кабельной пряжи, пропитанной противогнилостным
составом. Эти кабели предназначены для прокладки в земле при
условии, что они не будут подвергаться внешним механическим
воздействиям.
Кабели МНСК-4 и МССК-4 бронированы круглыми стальны-
ми оцинкованными и медными проволоками диаметром 4 мм
и имеют наружный антикоррозионный защитный покров. Эти
кабели предназначены для прокладки в земле, когда возможны
внешние механические воздействия на кабель.
11. Иерусалимов, Орлов
161
Кабели МНСК-6 и МССК-6 имеют диаметр проволок брони
6 мм и предназначены для подводной прокладки.
При напряжениях 110—220 и 500 кв находят применение кабе-
ли в стальных трубах с маслом под давлением 15 ат. На рис. 95
представлен поперечный разрез кабельной линии напряжением
220 кв. Жилы кабеля выполнены из медных или алюминиевых
проволок, по наружному повиву
которых накладываются три слоя
полупроводящих бумаг. Поверх
Рис. 96. Схема присоединения
подпитывающего устройства к ка-
бельной линии в стальном трубо-
проводе:
/ _ трубопровод кабельной линии; 2 —
изолирующая вставка; 3 — автоматиче-
ское подпитывающее устройство; 4 —-
электроконтактный манометр; 5 — к пе-
редвижной дегазационной установке.
Рис. 95. Кабель в стальной трубе с
маслом под давлением напряжением
220 кв:
1 — токопроводящая жила; 2 — бумажная
изоляция; 3 — медные перфорированные
ленты; 4 — масло; 5 — стальная труба; 6—
антикоррозийный защитный покров; 7 —
полукруглые проволоки скольжения.
бумажной изоляции также накладываются полупроводящие бу-
маги и экраны из двух медных перфорированных лент. По мед-
ным лентам для предохранения их от повреждения при затягива-
нии кабелей в трубопровод накладываются спирально две или
три медные или бронзовые полукруглые проволоки. Масло под
давлением хорошо пропитывает изоляцию, придавая ей высокую
электрическую прочность.
Стальной трубопровод защищает кабель от механических по-
вреждений и внешних воздействий. Трубопровод сваривается
в секции длиной 350—750 м из цельнотянутых труб длиной 12 м.
Внутренний диаметр трубопровода обычно выбирается в 2,6—
2,8 раза больше диаметра кабеля.
Секции трубопровода вакуумируются, проверяются на герме-
тичность и до затягивания кабелей хранятся под избыточным
162
давлением сухого азота. Сам кабель перевозится и хранится во
временной свинцовой оболочке, которая защищает изоляцию от
увлажнения. Свинцовая оболочка разрезается и снимается при
затягивании кабеля в трубопровод.
Кабели от увлажнения при транспортировке можно защищать
также наложением поверх медных экранов герметизирующего
полиэтиленового покрытия.
Кабельная линия оборудуется автоматическим подпитываю-
щим насосным устройством, предназначенным для поддержания
давления масла в стальных трубах. На рис. 96 представлена
принципиальная схема присоединения автоматического подпиты-
вающего устройства.
Кабель в стальных трубах, заполненных маслом, проще мас-
лонаполненного и стоимость его несколько ниже, несмотря на
значительно больший объем масла.
§ 5—4. Газонаполненные кабели
Газонаполненные кабели имеют бумажную обедненно-пропи-
танную изоляцию, поры и прослойки которой заполняются газом
под давлением. На рис. 97 представлен разрез одножильного
газонаполненного кабеля среднего давления. Газопроводящий
Рис. 97. Одножильный газонаполненный
кабель среднего давления марки ГСП
напряжением 35 кв:
I — газопроводящий канал; 2 — токопроводя-
щая жила из медных профильных проволок;
J — экраны по жиле и по изоляции из полу-
проводящих бумаг; 4 — изоляция из бумаг
толщиной 0,075 и 0,125 мм; 5 — свинцовая обо-
лочка; 6 — усиливающие медные твердоката-
ные ленты и защитные покровы из полихлор-
виниловых и бумажных лент и битума; 7 —
броня из плоских стальных проволок и 4 мед-
ных проволок; 8 — защитные антикоррозийные
покровы из битума, лент полихлорвинила, бу-
маги, кабельной пряжи и мелового покрытия.
канал находится в центре полой жилы, выполненной из Z-образ-
ных проволок. Газ под давлением из газопроводящего канала
поступает в изоляцию. Кабели на напряжение 35 кв могут выпол-
няться трехжильными (рис. 98). Газопроводящие каналы распо-
ложены в пространстве между фазами. Два канала образованы
металлическими спиралями и дают свободный доступ газа в изо-
ляцию по всей длине кабеля. т~°тий канал представляет собой
н*	163
полую трубку со сплошными стенками. В соединительных муфтах
полости всех трех каналов соединены.
По условиям пропитки изоляции газом центральный газопро-
водящий канал лучше каналов, расположенных под оболоч-
кой. Кроме того, при возникновении утечки газа через не-
плотности в оболочке при подаче газа через полую жилу
давление газа в слоях изоляции у жилы изменяется незначи-
Рис. 98. Газонаполненный кабель среднего дав-
ления напряжением 35 кв:
1 — медная многопроволочная секторная уплотнен-
ная жила; 2 —экран из полупроводящей бумаги; 3 —
обедненно-пропитанная бумажная изоляция; 4 — ме-
таллизированная бумага; 5 — тканевая лента, проши-
тая медной луженой проволокой; 6 — стальной оцин-
кованный гибкий газопроницаемый шланг; 7 — обо-
лочка из медистого свинца; 8 — усиливающие ленты
из твердокатанной меди; 9 — антикоррозийные покро-
вы; 10 — броня из стальных оцинкованных лент.
тельно даже тогда, когда около оболочки оно падает до
атмосферного.
Высокая электрическая прочность изоляции газонаполненных
кабелей обусловлена заполнением изоляции газом под давле-
нием. В кабелях низкого давления избыточное давление газа со-
ставляет 1,5—2 ат, в кабелях среднего давления — 3—6 и в кабе-
лях высокого давления 12—15. Пропитывающим газом является
осушенный и очищенный от примесей азот. Ведутся исследования
по использованию в кабелях вместе с азотом элегаза (SFe)
до 20%, что повысит электрическую прочность газовых включе-
ний. Поддерживается давление в газо-
наполненных кабелях от баллонов
с азотом с помощью устройства пнев-
матического саморегулирования. При
уменьшении давления газ автомати-
Рис. 99. Концевое устройство трехжилыюго
газонаполненного кабеля напряжением 35 кв:
1 — газонаполненный кабель; 2 — разветвительная
муфта; 3 — трубы, соединяющие разветвительную и
концевые муфты; 4 — однофазные концевые муфты;
5 — стойка для концевых муфт; 6 — газопровод от
подпитывающего устройства.
чески впускается в линию, а при его чрезмерном повышении
излишнее количество газа выпускается в атмосферу через макси-
мальный клапан. Подпитывающая установка располагается не-
164
посредственно у концевых муфт и соединяется с кабелем с по-
мощью разветвительной муфты (рис. 99).
Газонаполненные кабели значительно проще и дешевле, чем
маслонаполненные. Малое количество пропиточного состава
в изоляции газонаполненных кабелей позволяет применять их
при крутонаклонных трассах. Кроме того, поскольку в изоляции
газонаполненных кабелей не происходят процессы старения, ха-
рактерные для кабелей с вязкой пропиткой при циклах нагрева
и охлаждения, газонаполненные кабели допускают более высокие
рабочие температуры, а следовательно, и большие токовые на-
грузки, чем кабели с вязкой пропиткой.
В Советском Союзе изготовляются следующие типы газона-
полненных кабелей при напряжении 35 кв.
Кабель ГЭСБ — трехжильный с газопроводящими каналами
под свинцовой оболочкой, с медными жилами, экранированный,
бронированный стальными лентами с наружными покровами из
кабельной пряжи.
Кабель ГЭСБГ — то же, что ГЭСБ, но без наружного покрова
из кабельной пряжи.
Кабель ГЭСК — то же, что ГЭСБ, но бронированный круглы-
ми стальными оцинкованными проволоками.
Кабель ГСП — одножильный с центральным газопроводящим
каналом, с медной жилой, в свинцовой оболочке, бронированный.
§ 5—5. Элементы электрического
и теплового расчета кабелей
Целью электрического расчета изоляции кабелей является
определение минимальной толщины изоляции, обеспечивающей
надежную работу кабелей при рабочем напряжении и перенапря-
жениях.
Для кабелей напряжением 1—3 кв толщина изоляции выби-
рается по условиям механической прочности. При этом электри-
ческая прочность изоляции оказывается вполне достаточной. Тол-
щины изоляции кабелей би 10 кв обычно не рассчитываются,
а устанавливаются на основе эксплуатационного опыта и лабора-
торных исследований кабелей. В кабелях напряжением 20 кв
п выше доминирующим фактором при выборе толщины изоляции
является ее электрическая прочность. При этом предполагается,
что изоляция пробивается, когда в месте наибольшей напряжен-
ности электрического поля значение напряженности достигает
величины электрической прочности изоляции.
Так как в кабелях типа ОСБ и в одножильных кабелях на на-
пряжение НО кв и выше поле радиальное, наибольшая напря-
165
женность электрического поля у поверхности токопроводящей
жилы определяется выражением
Еы=—^~,	(5-1)
г In —-
Г
где U — напряжение между жилой и наружной оболочкой;
г — радиус токопроводящей жилы;
R — радиус наружной оболочки.
Если задано сечение токопроводящей жилы, ее радиус и зна-
чение максимальной допустимой напряженности электрического
поля ЕМ) можно определить наружный радиус слоя изоляции R
и толщину изоляции Д = 2? — г.
На основе опыта эксплуатации установлены примерные значе-
ния максимальной допустимой напряженности электрического
поля для кабелей разного типа при рабочем напряжении
(табл. 20). Эти значения выбраны с запасом, который обеспечи-
вает надежную работу изоляции также при перенапряжениях.
Допустимые максимальные напряженности
электрического поля для кабелей разного типа
Таблица 20
Тип кабеля	Рабочее па- ' пряжение, кв	Допустимая максимальная напряжен- ность поля, кв!мм
Кабель с вязкой пропиткой (ОСБ) . Маслонаполненный кабель	до 35	3—3,5
а) низкого давления	110—220	7—9
б) среднего давления	110—220	9-11
в) высокого давления Газонаполненный кабель (азот при	220—500	13,5—15
14—17 ат) 	 Кабель в стальной трубе	110—220	8,5—13,5
а) с маслом под давлением .	110—220	9—10,5
б) с газом под давлением .	110—220	10—11
Пользуясь приведенными данными, рассчитаем, для примера,
толщину изоляции для кабеля ОСБ 35 кв с сечением жил 120 лш2.
Примем допустимую напряженность электрического поля у жилы
Еи = 3,5 кв!мм.
Радиус токопроводящей жилы г можно определить, зная сече-
ние Q, из соотношения
166
где / = 0,92 — коэффициент заполнения сечения при уплотненной
жиле.
Отсюда
l/'Q’ 1/ 12б
Г V nf ~ V 3,14 • 0,92 ~ 6,4 мм-
Из выражения (5—1) находим
1пЯ= +1пг.
Подставляем числовые значения
35
In/? =	+ In6,4 = 2,8; R= 16,4 мм.
O,D’O,4
В таком случае толщина изоляции равна
Д = R — г = 16,4 — 6,4 = 10 мм.
Полученное значение находится в пределах, принимаемых
в настоящее время толщин изоляции для кабелей 35 кв : 9—
11 мм.
Рассчитаем толщину изоляции для маслонаполненного кабеля
среднего давления на ПО кв с центральным масляным каналом
(рис. 92).
Диаметр токопроводящей жилы 2г = 23,2 мм. Примем допу-
стимую максимальную напряженность электрического поля Ем =
= 10 кв/мм. В таком случае
ПО
1п/? = -йгтЙ- + In П,6 =3; R = 21 мм;
Д = 21 — 11,6 = 9,4 мм.
Сравнивая полученные результаты, видим, что в обоих слу<
чаях толщины изоляции получились примерно одинаковыми, хотя
рабочее напряжение во втором случае значительно выше. Это
объясняется более высокими значениями допустимой напряжен-
ности электрического поля в маслонаполненном кабеле, чем в ка-
беле типа ОСБ, и большим значением радиуса токопроводящей
жилы.
ГРАДИРОВАНИЕ ИЗОЛЯЦИИ
Электрическое поле одножильного кабеля является неравно-
мерным: напряженности поля убывают по направлению от жилы
к оболочке кабеля. В результате этого изоляция в кабеле исполь-
16Z
зуется неравномерно: внутренние слои изоляции (у жилы) нагру-
жены полностью, а наружные слои недогружены. Использование
изоляции можно улучшить, если обеспечить большую равномер-
ность электрического поля в изоляции. С этой целью изоляция
кабелей выполняется градированной, состоящей из 2—3 слоев
с различными диэлектрическими про-
ницаемостями. Рассмотрим электриче-
ское поле одножильного кабеля, изоля-
ция которого состоит из двух слоев
с относительными диэлектрическими
Рис. 100. Двухслойная градированная изоля-
ция одножильного кабеля:
1 — изменение напряженности электрического поля в
однородной изоляции; 2 — то же в двухслойной изо-
ляции при eiri=e2ra ,
проницаемостями 81 и ег (рис. 100). Конструкцию можно рас-
сматривать, как два последовательно соединенных цилиндриче-
ских конденсатора с емкостями на единицу длины Ci и С2, рав-
ными
2ле180
In —
С2 —
2ле2е0
1п^
Г2
Напряжения, приходящиеся
порциональны емкостям слоев
на
каждый слой,
обратно про-

Ct.

(5-2)
Кроме того,
U\и2 = и,
(5-3)
где U — напряжение между жилой и оболочкой.
Решая совместно уравнения (5—2) и (5—3), получим
е21пу-
__________£1_____.
ва 1П ± + 811П £ ’
168
и2 = и
1„ R
61 In —
______________£2________
е2 In + ет In ~
Г1	'2
Максимальные напряженности электрического поля в каждом’
из слоев можно выразить следующим образом:
(5—4)
(5-5У
Если электрическая прочность слоев изоляции одинакова, то
наилучшее использование изоляции будет в том случае, когда
максимальные напряженности поля в слоях будут равны. Из
уравнений (5—4) и (5—5) следует, что это условие выполняется,
если
П61 = г2е2.	(5—6>
Таким образом, слои изоляции в кабеле необходимо распола-
гать по убывающим значениям диэлектрических проницаемостей.
У токопроводящей жилы располагают слой более плотной бумаги
с большей диэлектрической проницаемостью, а у свинцовой обо-
лочки слой менее плотной бумаги с меньшей диэлектрической
проницаемостью.
На рис. 100 представлено распределение электрического поля
в неградированной (кривая 1) и в градированной изоляции (кри-
вая 2) При условии, ЧТО Г18]=Г2б2-
Рассмотрим в качестве примера, как влияет градирование
изоляции на ее толщину. Возьмем исходные данные предыдущего
примера. Маслонаполненный кабель среднего давления на 110 кв
имеет радиус токопроводящей жилы г=11,6 мм. Допустимая
максимальная напряженность поля в изоляции £м= 10 кв/мм.
Применим градирование в два слоя с бумагой, имеющей относи-
тельные диэлектрические проницаемости 81 = 4,2 и е2 = 3,3.
В соответствии с условием (5—6) находим внутренний радиус
второго слоя
г2 = п = 11,6 -фт = 14,75 мм.
02	0,0
Далее из уравнения (5—5) определяем наружный радиус изо-
ляции
169
10 =
НО /3
После вычислений находим
R = 18,7 мм.
Общая толщина изоляции будет
А = R — и = 18,7— 11,6 = 7,1 мм.
Сравнивая полученный результат с результатов^ предыду-
щего примера, видим, что толщина градированной изоляции по-
лучилась на 2,3 мм меньше толщины неградированной изоляции.
ТЕПЛОВОЙ РАСЧЕТ КАБЕЛЕЙ
Тепловой расчет кабелей имеет целью определить длительные
токовые нагрузки кабелей, при которых максимальные темпера-
туры в изоляции не превышают допустимых значений. Нагрев
кабелей ограничивается свойствами изоляции, процессами обра-
зования газовых включений в результате циклов нагрева и ох-
лаждения, старением масла в маслонаполненных кабелях.
Приняты следующие максимальные значения допустимых
температур для токопроводящих жил:
Для	кабелей	1—3	кв	80°	С;
	»	6	кв	65°	С;
	»	10	кв	60°	С;
	»	20—35	кв	50°	С;
для	маслонапол-				
ненных кабелей		НО	кв	70°	С;
		220	кв	65°	С.
В кабелях напряжением до 35 кв включительно при расчете
нагрева кабеля учитывают только тепло, выделяющееся в жилах
•в результате прохождения электрического тока. Применяя так
называемый тепловой закон Ома, можно записать
tx - /о = Лк 2 s,	(5—7);
где — температура жилы кабеля, ° С;
— температура окружающей среды, 0 С;
Рж— тепловой поток, выделяющийся в жиле, вт;
SS — тепловое сопротивление слоев, град/вт.
Тепловой поток в жиле рассчитывается на 1 см длины. Для
трехфазного кабеля величина теплового потока равна
Рж - 3/^Ж2011 + а (/ж - 20)1,	(5—8)]
170
где /ж — ток в жиле, а;
^?ж2о—сопротивление токопроводящей жилы на 1 см длины
при 20° С, ом;
а — температурный коэффициент возрастания сопротив-
ления.
Тепловой поток, выделяющийся в жиле, проходит через изо-
ляцию кабеля, защитные покровы и переходит в окружающую
среду. Общее тепловое сопротивление состоит из трех слагаемых
SS=SH3+Sn+S0,	(5—91
где Sиз —тепловое сопротивление изоляции;
Sn— тепловое сопротивление покровов кабеля;
So—тепловое сопротивление окружающей среды.
Подставляя в (5—7) значения и SS, находим допустимую
токовую нагрузку
ЗЯЖ2О (1 + а (<ж - 20)КЗиз + Sn + So) •
Принимаются следующие расчетные температуры
щей среды:
при прокладке кабеля в земле на глубине 0,7—1 м
при прокладке в воздухе — в трубах, каналах, тун-
нелях
. при прокладке в воде
Тепловые сопротивления определяются, исходя из геометриче-
ских размеров кабеля и тепловых свойств изоляции, покровов
и среды.
Для одножильных кабелей напряжением НО кв и выше, кро-
ме тепла, выделяющегося в жиле, необходимо учитывать диэлек-
трические потери в изоляции Рд и потери в оболочке кабеля РОб.
В таком случае выражение для допустимой нагрузки одножиль-
ного кабеля принимает вид
+Sn + Se)
ЯжЗиз + (Лж + /П^об)(5„ + So) ’	(5—11)
где Pfl = tAoCtgS— диэлектрические потери в изоляции, вт;
С — емкость кабеля на 1 см длины, ф;
tg 6 — тангенс угла диэлектрических потерь:
U — рабочее напряжение, в;
со — угловая частота переменного тока;
7?ж и 7?об —сопротивления жилы и оболочки в нагретом
состоянии на 1 см длины, ом;
m — отношение тока в оболочке к току в жиле.
(5-10)
окружаю-
+ 15° С;
+25° С;
+ 15° С.
171
Температуру оболочки кабеля принимают равной
4	_ 4	] ^Ж 4)
4 об — ^оТ	2	•
На основании тепловых расчетов составлены таблицы допус-
тимых токовых нагрузок для одиночных кабелей, проложенных
в земле, воде и воздухе. Таблицы приведены в Правилах устрой-
ства электроустановок. При прокладке в воде, когда условия
охлаждения кабеля наиболее благоприятны, токовые нагрузки
наибольшие. При прокладке в земле нагрузки ниже и значения
нагрузок при прокладке в воздухе наименьшие. При смешанной
прокладке кабелей допустимые длительные токовые нагрузки
должны приниматься для участка трассы с наихудшими тепло-
выми условиями, если длина его более 10 м. Рекомендуется
применять в таких случаях кабельные вставки большего се-
чения.
Обычно параллельно прокладывается несколько кабелей.
Вследствие их взаимного нагрева расчетная нагрузка каждого из
них должна быть снижена. Если температура окружающей среды
отличается от расчетной, величина токовой нагрузки также тре-
бует корректировки.
Таким образом, расчетная токовая нагрузка определяется
с учетом конкретных условий прокладки
/р = /АД,	(5—12)
где /р — расчетный ток нагрузки;
/ — ток нагрузки, определяемый по таблицам;
k\ — поправочный коэффициент на число кабелей;
k2— поправочный коэффициент на температуру среды.
Значения коэффициентов kx и k2 приводятся в Правилах
устройства электроустановок.
§ 5—6. Профилактические испытания изоляции кабелей.
Определение места повреждения кабельных линий
Практика показала, что в процессе производства, при монта-
же и особенно в эксплуатации, в изоляции кабелей образуются
дефекты. В отдельных случаях — при некачественном наложении
изоляции -— в ней возникают складки, порезы, трещины. Каче-
ство изоляции снижается и при недостаточной ее сушке, неполной
пропитке или пропитке некачественной массой. В эксплуатации
вследствие чередования циклов нагрева и охлаждения в изоля-
ции образуются пустоты, газовые включения.
Значительное количество дефектов в изоляции образуется из-
за механических повреждений и коррозии защитных оболочек.
172
Через поврежденные места в изоляцию проникает влага, которая
резко снижает ее электрическую прочность. В кабелях, проло-
женных по наклонным трассам, наблюдается постепенное перете-
кание пропитывающего состава с верхних участков в нижние.
При этом в изоляции возникают пустоты, а на нижних участках
может произойти разрыв защитных оболочек. Для предупрежде-
ния аварийных пробоев изоляции кабелей, вызванных появле-
нием дефектов, кабели периодически подвергают профилактиче-
ским испытаниям.
Основным методом испытаний изоляции кабелей является
испытание ее повышенным выпрямленным напряжением, позво-
ляющее выявлять дефектные места в изоляции, имеющие пони-
женную электрическую прочность.
Применение для испытаний выпрямленного напряжения
обусловлено следующими соображениями. Установлено, что изо-
ляция лучше противостоит воздействию выпрямленного напряже-
ния, чем переменного. Воздействие повышенного переменного на-
пряжения может вызвать частичное разрушение неповрежденной
изоляции и привести к ее высыханию вследствие значительных
диэлектрических потерь. При испытании выпрямленным напря-
жением можно допустить более высокие испытательные напряже-
ния, не опасаясь повреждения здоровой изоляции.
С другой стороны, испытание выпрямленным напряжением
позволяет в ряде случаев лучше выявлять дефекты в кабельной
изоляции, чем испытание переменным напряжением. Это связано
с различным характером распределения напряжения в изоляции
при переменном и выпрямленном напряжении. В первом случае
напряжение распределяется обратно пропорционально емкостям
слоев изоляции, во втором — обратно пропорционально проводи-
мостям. Поэтому при дефектах в изоляции, имеющих повышенную
проводимость, на неповрежденный слой изоляции падает боль-
шая часть выпрямленного напряжения, что облегчает пробой и
выявление их. Существенное значение имеет и то, что необходи-
мая мощность испытательной установки при испытании выпрям-
ленным напряжением значительно меньше, чем при испытании
переменным.
Величина испытательного напряжения может быть ориенти-
ровочно установлена, исходя из следующих соображений. Элек-
трическая прочность изоляции должна быть выше уровня комму-
тационных перенапряжений, воздействию которых подвергается
кабель в эксплуатации. По имеющимся данным, величина комму-
тационных перенапряжений в кабельных линиях не превышает
3,2 f/ф. В таком случае величина испытательного напряжения
должна быть равна
=	(5-13)1
173
где UH — линейное номинальное напряжение;
ky — коэффициент упрочнения, равный отношению про-
бивного выпрямленного напряжения к амплитуд-
ному значению пробивного переменного напряже-
ния. Для кабельной изоляции с дефектами можно
принять ky = 1,5;
k0= 0,8 — коэффициент кумулятивности, который учитывает
постепенное ослабление изоляции вследствие мно-
гократного воздействия перенапряжений.
Подставляя числовые значения, получаем
t/исп = 4,9t/H.
На основании опыта установлены уровни испытательных на-
пряжений (табл. 21).
Приведенные значения близки к полученному выше уровню
испытательного напряжения.
При испытании выпрямленное напряжение подается на каж-
дую жилу кабеля по очереди, а две другие жилы при этом соеди-
нены между собой, с оболоч-
Таблица 21
Испытательные напряжения кабелей
при испытании выпрямленным
напряжением
Номиналь- ное напря- жение ли- нии, кв	Испытательное напря- жение, кв	
	после про- кладки	в эксплуа- тации
3	18	154-18
6	36	304-36
10	60	504-60
20	100	804-100
35	175	1404-175
кой и заземлены (рис. 101).
Длительность испытания
изоляции каждой жилы со-
ставляет 5 мин, а при испы-
тании после укладки кабе-
ля— 10. Кабель считается
выдержавшим испытание,
если во время испытания не
произошло пробоя или пере-
крытия по поверхности кон-
цевой муфты.
При испытании изоляции
повышенным выпрямленным
напряжением можно изме-
рять токи утечки через изо-
ляцию. Для этого в цепь вто-
ричной обмотки высоковольтного испытательного трансформато-
ра включают микроамперметр. Ток утечки не является показа-
телем для отбраковки кабеля, однако при его чрезмерно боль-
шом значении или ассиметрии по фазам необходимы более час-
тые и продолжительные испытания кабелей повышенным напря-
жением. По опытным данным, кабельные линии с удовлетвори-
тельной изоляцией имеют токи утечки в пределах до 500 (кабели
до 10 кв) и до 800 мка (кабели 20—35 кв), а коэффициент асси-
метрии по фазам, не превышающий 2.
Согласно Правилам технической эксплуатации кабельные ли-
нии напряжением от 2 до 35 кв должны подвергаться профилак-
174
тическим испытаниям не реже 1 раза в год. Практика показала,
что эффективность испытаний выше, если они проводятся весной
или осенью, когда в грунте много влаги. Если в защитных обо-
лочках кабеля имеются повреждения, влага проникает через де-
фектные места в изоляцию и облегчает ее пробой при испытаниях.
Кабели, имеющие повышенную аварийность, должны испыты-
ваться 2 и даже 4 раза в год.
Рис. 101. Принципиальная схема
испытания изоляции кабеля по-
вышенным выпрямленным напря-
жением:
1 — испытательный трансформатор; 2 —
трансформатор накала кенотрона; 3 —
кенотрон; 4 — испытываемый кабель.
Испытания кабелей повышенным выпрямленным напряже-
нием производятся на отключенных кабелях и требуют вы-
полнения большого числа переключений в кабельных сетях. Для
упрощения проведения испытаний Г. М. Шалытом (ВНИИЭ)
разработан метод испытания кабельных линий под нагрузкой.
Выпрямленное испытательное напряжение подается в нулевую
точку системы, например через дугогасящую катушку в нулевую
точку трансформатора собственных нужд подстанции 6 кв
(рис. 102). При этом изоляция всех трех фаз электрооборудова-
ния по отношению к земле оказывается под воздействием пульси-
рующего напряжения, равного сумме переменной и постоянной
составляющих. Так, если при линейном напряжении 6 кв принять
постоянную составляющую испытательного напряжения 18 кв, то
амплитуда испытательного пульсирующего напряжения составит
+ 18 = 23 кв.
V3
Обычно постоянную составляющую испытательного напряже-
ния принимают равной (3-4-4) • t7H.
Испытанию подвергается целый электрически связанный уча-
сток сети; при этом вместе с кабелями испытывается изоляция
трансформаторов, выключателей и других элементов электро-
станций и сетей потребительских установок. Испытание кабелей
под нагрузкой может производиться часто: 4—6 раз в год. Дан-
ный метод имеет ряд недостатков:
а)	поврежденная кабельная линия остается неизвестной и не-
обходима специальная аппаратура и методика для ее выявления;
б)	невозможность проверки междуфазной изоляции;
в)	вероятность автоматического отключения линии под на*
грузкой при пробое изоляции;
175
К системе
г)	необходимость отключать при испытаниях вращающиеся
машины, разрядники и др.
Вследствие указанных недостатков применение данного мето-
да пока ограничено.
Если при испытаниях кабеля происходит пробой изоляции,
необходимо определить место повреждения и отремонтировать
.кабель. Определение места повреждения должно быть по воз-
можности простым и точным,
что обусловлено трудностью
раскопок кабеля.
Методы определения места
повреждения разделяются на
две группы: относительные, по-
зволяющие определить рассто-
яние от конца кабеля до места
повреждения, и абсолютные,
указывающие место поврежде-
ния непосредственно на трассе.
Обычно используются относи-
тельный и абсолютный методы
совместно, что позволяет наи-
более быстро и точно опреде-
лить место повреждения.
Одним из наиболее эффек-
тивных относительных методов
является импульсный, разрабо-
танный В. Л. Бакиновским и
Я. Л. Быховским (ВНИИЭ).
Импульсный метод основан на
измерении времени пробега им-
пульсной электромагнитной
волны по линии от начала ка-
беля до, места повреждения и
обратно.^ Если 1Х — расстояние
до места повреждения, v —
скорость распространения им-
пульса вдоль линии, a tx— вре-
мя двойного пробега импульса
по линии, то
Рис. 102. Принципиальная схе-	lx==v.JL	(5—J4V
ма испытания кабелей под на-	2
грузкой.	„
Для импульсных измерении
в СССР применяется прибор
ИКЛ-5 — испытатель кабелей и линий. Прибор содержит им-
пульсный генератор, вырабатывающий посылаемые в линию зон-
дирующие импульсы/ Измерение времени пробега импульса про-
176
изводится на экране электронно-лучевой трубки с помощью
калибровочных импульсов, следующих друг за другом через
2 мксек. Для кабелей скорость распространения электромагнит-
ных волн может быть принята и = 160 м/мксек. Это означает, что
цена деления на экране прибора составляет 160 м.
Рис. 103. Измерение расстояния до мес-
та повреждений кабеля по экрану при-
бора ИКЛ-5:
/ — зондирующий импульс; 2 — неравномер-
ности линии; 3 — отраженный от места по-
вреждения импульс; 4 — масштабные отметки.
На рис. 103 дана кривая, видимая на экране трубки при по-
вреждениях в линии. Место однофазного замыкания или обрыва
жилы можно наиболее надежно определять при включении при-
бора ИКЛ между поврежденной и неповрежденной жилами
(рис. 104).
Ошибка при определении места повреждения с помощью при-
бора ИКЛ на линии длиной 1—2 км обычно не превышает
10—20 м.
Для того чтобы отраженный импульс был достаточно четко
виден на экране трубки, переходное сопротивление в месте по-
вреждения изоляции должно быть возможно меньшим — во вся-
икл
Рис. 104. Присоединение при-
бора ИКЛ к линии.
ком случае меньше 100—150 ом. Так как при пробое изоляции
при испытаниях кабеля не возникает устойчивого короткого за-
мыкания и сопротивление изоляции в месте пробоя остается вы-
соким, для определения места повреждения приходится прожи-
гать изоляцию кабеля. Прожиг осуществляется путем многократ-
ного подъема напряжения до пробоя и пропускания через
разрядный канал значительного тока.
Среди абсолютных методов большое распространение получи-
ли индукционный и акустический.
При применении индукционного метода по кабелю пропускают
ток от генератора звуковой частоты (5—25а, 800—1000 гц), кото-
рый создает вокруг кабеля электромагнитное поле. На поверх-
ности земли с помощью индукционной рамки, усилителя и телефо-
на (рис. 105) можно зафиксировать наличие электромагнитного
12. Иерусалимов, Орлов
177
поля и его интенсивность^Звук в телефоне от наведенной в рамке
и усиленной э.д.с. прослушивается по всей трассе до места по-
вреждения одинаково хорошо.
Над местом повреждения образуется некоторое усиление
электромагнитного поля и звучание в телефоне возрастает. Далее
Рис. 105. Принципиальная схема
определения места повреждения ка-
беля индукционным методом:
Г—генератор звуковой частоты; а—кри-
вая изменения интенсивности звучания по
трассе кабеля.
на расстоянии 0,5 м за местом повреждения звучание совершенно
затухает. Для использования индукционного метода необходимо
предварительное прожигание изоляции кабеля с тем, чтобы был
_создан замкнутый путь для тока звуковой частоты.
Акустический метод разработан А. К. Манном и впервые при-
менен в Ленинградской кабельной сети. Сущность метода заклю-
чается в прослушивании над местом повреждения звуковых коле-
баний, вызванных искровым разрядом при пробое изоляции.
Искровой разряд в месте
Рис. 106. Схема включения генератора
импульсов для определения места по-
вреждения кабеля акустическим мето-
дом:
Т - повысительный трансформатор; Л — кено-
трон; С — конденсатор; Р — разрядник.
повреждения изоляции
кабеля создается с по-
мощью схемы, приведен-
ной на рис. 106.
Конденсатор С заряжа-
ется от выпрямительной
установки. После пробоя
разрядника Р конденса-
тор разряжается на повре-
жденную жилу кабеля.
При этом в кабель посы-
лается импульс высокого
напряжения. Этот им-
пульс создает искровой
пробой в месте повреждения изоляции. Звуковые колебания, воз-
никающие в месте пробоя, распространяются в окружающей
среде и могут быть прослушаны на поверхности земли. Для про-
слушивания используется деревянный стетоскоп в виде дубовой
трости длиной 1000 мм и диаметром 15 мм с контактным диском
и слуховой раковиной. Стетоскоп обеспечивает звукопроводящую
связь между ухом оператора и поверхностью земли. При малой
силе звуковых колебаний для их фиксации применяют специаль-
ные акустические датчики с усилителями.
178
Импульсные разряды посылаются в кабель с периодичностью
примерно в 2—3 сек. Это позволяет наиболее удобно выявлять
шуковые колебания, отличая их от посторонних шумов.
Здесь не рассматриваются другие методы определения мест
Рис. 107. Принципиальная схема испытательно-прожигательной установки:
Л 5 — трансформаторы накала; 2, 4 — газотроны; 3 — трансформатор газотронов на-
пряжением 5—10 кв; 6 — испытательный трансформатор 0,22/42,5 кв; 7 — кенотрон; 8 —
трансформатор накала кенотрона; Р — испытываемый кабель; 10 — автотрансформатор
0-220 в; 11 — автотрансформатор 120—220—380 в; 12 — регулировочный трансформатор
0-250 в; АД — асинхронный двигатель 3 кет; 134 — генератор звуковой частоты 3 кет,
110—220 в, 1000 гц.
повреждения кабелей: метод колебательного разряда, петлевой,
контактные и др., описание которых приведено в специальной
литературе.
В заключение приведем принципиальную схему передвижной
установки для испытаний и прожигания кабелей, используемую
в Мосэнерго (рис. 107). Для испытания и первой ступени прожи-
12*
179
гания используется кенотронная часть схемы, собранная на кено-
троне КР-220. Испытательный трансформатор 0,22/42,5 кв, 6 ква
позволяет испытывать кабели выпрямленным напряжением вели-
чиной до 42,5 -V 2 = 60 кв.
Для второй ступени прожигания, когда напряжение пробоя
снижается до 10—12 кв, используется газотронная часть схемы,
собранная по двухполупериодной схеме на газотронах типа
В Г-237, 10а, Юке.
Регулирование напряжения кенотронного и газотронного
трансформаторов осуществляется с помощью регулировочного
масляного трансформатора, имеющего катящиеся роликовые
контакты. Для третьей ступени прожигания и определения места
повреждения кабеля индукционным методом служит генератор
высокой частоты (1000	3 кет, ПО—220 в), который смонтиро-
ван на одном валу с трехфазным асинхронным двигателем. Пе-
редвижная установка смонтирована в кузове автомашины
ГАЗ-51.
Глава шестая
изоляция силовых
ТРАНСФОРМАТОРОВ
§ 6—1. Конструкции изоляции трансформаторов
Изоляция является важнейшим элементом трансформаторов,
определяющим в значительной степени их вес, габариты и на-
дежность в работе. Различают внутреннюю изоляцию, т. е. изо-
ляцию токоведущих частей, находящихся в баке с маслом,
и внешнюю — воздушную. Мы рассмотрим только внутреннюю
изоляцию, так как относительно воздушной изоляции необходи-
мые сведения были даны в предыдущих главах.
Внутренняя изоляция обмоток подразделяется на главную
и продольную. Главной изоляцией называется изоляция между
обмотками, а также между обмотками и заземленными частя-
ми (магнитопровод, бак). Продольной изоляцией называется
изоляция между витками, катушками и слоями одной обмотки.
К внутренней изоляции относится также изоляция отводов и
переключателей.
Внутренняя изоляция трансформаторов в большинстве слу-
чаев выполняется как маслобарьерная: изоляционные проме-
жутки заполнены трансформаторным маслом и усилены барье-
рами из электрокартона, а также изоляционными покрытиями
электродов.
180
ИЗОЛЯЦИЯ ТРАНСФОРМАТОРОВ 6—35 кв
На рис. 108 представлена схема главной изоляции трансфор-
маторов напряжением до 35 кв.
Между обмотками высокого напряжения (ВН) и низкого
(НН) располагается один изоляционный цилиндр. Для того,
чтобы цилиндр в полной мере использовался для предотвраще-
ния разрядов с края обмотки, необходимо, чтобы он выступал
щ торец обмотки. Изоляционный промежуток между торцом
обмотки и ярмом усиливается ярмовым щитком из электро-
картона.
В промежутке между обмотками ВН разных фаз устанав-
ливаются междуфазовые перегородки, представляющие Собой
листы электрокартона.
Таблица 22
Основные размеры главной изоляции трансформаторов
напряжением 6—35 кв (к рис. 108)
Класс напря- жения обмот- ки ВН, кв	Размеры, мм							
	А	Ввн	Внн	h	b		Е	^мф
6	8,5	20	12,5	2,5	10			10	2
10	12	30	30	3	16	—	14	2
15	16	40	40	3,5	22	—	17	2
35	27	70	70	5	50	2	30	3
В табл. 22 приведены основные размеры главной изоляции
трансформаторов 6—35 кв.
Обмотки ВН трансформаторов первого и второго габаритов
при классах напряжения 6, 10 и 35 кв выполняются многослой-
ными из круглого провода марки ПЭЛБО (изолированный ла-
костойкой эмалью и одним слоем обмотки из хлопчатобумажной
пряжи) и марки ПБ (изолированный несколькими слоями
обмотки из телефонной или кабельной бумаги). Междуслоевая
изоляция выполняется из нескольких слоев кабельной бумаги.
Обычно для улучшения охлаждения слои обмотки разделяют-
ся на две группы цилиндрическим вертикальным масляным
каналом.
Наряду с цилиндрическими широкое распространение полу-
чили непрерывные обмотки. Непрерывная обмотка состоит из
катушек, намотанных из прямоугольного провода марки ПББО
(изолированный несколькими слоями обмотки из кабельной или
телефонной бумаги и открытой спиралью из хлопчатобумажной
пряжи). Число катушек в обмотке колеблется в широких пре-
181
делах от 30 до 80—100. В каждой катушке может быть от 2 до
25—30 витков.
Непрерывные обмотки напряжением до 10 кв выполняются
из провода с «нормальной» изоляцией толщиной 0,45 мм на обе
стороны.
В обмотках 35 кв по две катушки с обоих концов выполня-
ются с «усиленной» изоляцией толщиной 1,35 мм на две сто-
Рис. 108. Схема главной изоляции
трансформаторов напряжением до
35 кв:
1 — сердечник; 2 — изоляционный цилиндр;
3 — обмотка НН; 4 — изоляционный ба-
рьер; 5 — обмотка BH; 6 — междуфазовая
перегородка; 7 — изоляционный щиток.
Рис. 109. Схема продольной
изоляции обмотки 35 кв:
1 — входные катушки из прово-
да с усиленной изоляцией; 2 —
катушки из провода с нормаль-
ной изоляцией; 3 — шайбы.
роны, остальные катушки — из провода с «нормальной»
изоляцией.
Между катушками для изоляции и охлаждения с помощью
электрокартонных прокладок образуются горизонтальные мас-
ляные каналы. При мощности трансформаторов до 1000—
1800 ква достаточное охлаждение катушек получается при
устройстве каналов не после каждой катушки, а через одну.
В этом случае каналы чередуются с шайбами из электрокарто-
182
на (рис. 109). Шайбы делаются разрезными. Между парой ка-
тушек закладываются две шайбы так, чтобы разрезы шайб
были сдвинуты относительно друг друга. Три крайних гори-
зонтальных канала с каждой стороны обмотки длиной не менее
6 мм, остальные каналы — не менее 5 мм. Шайбы могут закла-
дываться, начиная с третьей пары катушек; первые две шайбы
по 2 мм, остальные по 1 мм. Непрерывная катушечная обмотка
имеет большую торцевую поверхность, и потому более стойка
к осевым усилиям короткого замыкания и имеет большую по-
верхность охлаждения, чем цилиндрическая.
ИЗОЛЯЦИИ ТРАНСФОРМАТОРОВ
НАПРЯЖЕНИЕМ ПО кв И ВЫШЕ
В главной изоляции обмоток напряжением НО кв и выше
используется не один, а несколько изоляционных цилиндров,
количество которых зависит от величины изоляционных проме-
жутков. Цилиндры выполняются из электрокартона марок ЭМТ
или ЭМЦ. Толщина отдельных цилиндров — 4—6 мм. Эта тол-
щина достаточна для того, чтобы не происходило пробоя ци-
линдра при случайном пробое масляного промежутка между
обмоткой и цилиндром. Цилиндры выполняются из листов
электрокартона толщиной 2 мм.
Кроме изоляционных цилиндров, в главной изоляции при-
меняются угловые шайбы из электрокартона толщиной
6—8 мм. Угловая шайба представляет собой кольцевой Г-об-
разный барьер, затрудняющий развитие разрядов с торца об-
мотки в радиальном направлении и в сторону ярма.
На рис. НО представлена главная изоляция класса НО кв
двухобмоточного трехфазного трансформатора с испытатель-
ным напряжением 230 кв.
В трансформаторах, предназначенных для работы в систе-
мах с заземленной нейтралью, изоляция «нейтрального» конца
может быть выполнена на более низкое напряжение, чем изо-
ляция линейного конца.
Обмотки НО кв выполняются из непрерывной части и вход-
ных дисковых катушек (по две катушки с каждого конца) с
дополнительной бумажной изоляцией. Все катушки выполня-
ются из прямоугольного провода с толщиной изоляции 1,35 мм
на обе стороны. Дополнительная изоляция крайней катушки
3,5 мм на сторону, а второй катушки — 2 мм.
В трансформаторах НО кв новых серий с испытательным
напряжением 200 кв с вводом на конце и изоляцией нейтрали
класса 35 кв угловых шайб нет, крайние катушки не имеют до-
полнительной изоляции, радиальные расстояния в средней час-
ти обмотки и у торца возле нейтрали одинаковы.
183
Обмотки трансформаторов класса напряжения 220 кв
и выше имеют обычно ввод напряжения в середину обмотки
(рис. 111). В этом случае обмотка ВН подразделяется на две
параллельные ветви, начала которых соединены в середине
S////////S////////7/7/77//.-'7777/7/777/777
Рис. 111. Главная изо-
ляция обмотки 220 кв
с вводом посередине и
ступенчатой изоля-
цией:
1 — обмотка НН; 2 — яр-
мо магнитопровода; 3 —
угловые шайбы; 4 — ней-
тральный конец обмотки
ВН; 5 — изоляционные
цилиндры; 6 — угловая
шайба; 7 — линейный
конец обмотки ВН; 8 —
обмотка ВН класса
220 кв.
Рис. ПО. Схема главной изоляции об-
мотки трансформатора класса ПО кв:
1 — ярмовая изоляция; 2 — изоляционная шай-
ба; 3 — нижний барьер; 4 — обмотка НН; 5 —
угловые шайбы; 6 — рейка обмотки ВН;
7 — обмотка ВН; 8 — цилиндры обмотки ВН;
9 планка из электрокартона; 10 — емкостное
кольцо обмотки ВН; 11 — междуфазовая пере-
городка; /2 —шайба; 13 — шайба; 14 — сталь-
ное нажимное кольцо.
184
обмотки и образуют линейный ввод, а концы ветвей соединены
между собой и образуют нейтраль трансформатора. В области
линейного ввода электрическое поле между обмотками сравни-
тельно равномерное, что позволяет уменьшить изоляционное
расстояние. У «нейтрального» конца — в торцах обмотки, где
электрическое поле резко неравномерно, потенциалы относи-
тельно земли снижены, что также облегчает конструирование
изоляции.
В обмотках 220 кв часть катушек имеет дополнительную
бумажную изоляцию для повышения электрической прочности
продольной и главной изоляции. Эти катушки наматываются
попарно и изолируются вручную. Из двойных (спаренных) ка-
тушек собирается так называемая дисковая часть обмотки, ко-
торая присоединяется к непрерывной части. В обмотках 220 кв
дисковой выполняется средняя часть, у линейного ввода.
В последние годы в зарубежной практике трансформаторо-
строения получают распространение трансформаторы с бумаж-
но-масляной изоляцией (рг
обмотками является пропи-
танная маслом бумага в
виде отбортованных бумаж-
ных цилиндров. Электриче-
ская прочность бумажно-
масляной изоляции выше.
Рис. 112. Бумажно-масляная глав-
ная изоляция обмотки трансфор-
матора высокого напряжения:
1 — стержень магнитопровода; 2 — об-
мотка НН; 3 — бумажно-бакелитовый
цилиндр; 4 — бумажно-масляная изо-
ляция; 5 — обмотка BH.
. 112). Здесь изоляцией между
чем маслобарьерной, что позволяет уменьшить габариты и вес
трансформаторов.
Большое значение для качества изоляции и поведения ее в
эксплуатации имеет технология обработки.
Обмотки напряжением 110 кв и выше проходят следующие
основные операции технологической обработки: вакуумную
сушку при температуре 90—110° С; пропитку глифталевым ла-
ком; запечку лака; вакуумную сушку выемной части (магнито-
провод с собранными на нем обмотками); пропитку маслом под
вакуумом; заливку маслом в собственном баке под ваку-
умом.
Применение вакуума при сушке, а также при пропитке об-
моток маслом и заливке трансформаторов маслом обеспечива-
185
ет более полное удаление из твердой изоляции и масла влаги
и газовых включений.
Технологические режимы сушки, пропитки и заполнения
маслом устанавливаются производственными инструкциями в
зависимости от рабочего напряжения и мощности трансформа-
торов.
§ 6—2. Испытательные напряжения трансформаторов
и выбор изоляционных расстояний главной изоляции
Изоляция трансформаторов подвергается в эксплуатации
воздействию трех видов напряжения: рабочего напряжения,
внутренних (коммутационных) и атмосферных (грозовых)
перенапряжений.
Некоторым эквивалентом воздействующих напряжений
являются испытательные напряжения: одноминутное испыта-
тельное напряжение промышленной частоты и импульсное испы-
тательное при полной волне 1,5/40 и волне, срезанной при
2 мксек.
Исходя из величин нормированных испытательных напря-
жений, выбираются изоляционные расстояния главной изоля-
ции трансформаторов.
Испытательное напряжение промышленной частоты уста-
навливается исходя из уровня воздействующих внутренних пе-
ренапряжений. При этом учитывается наличие аппаратов для
защиты от перенапряжений — вентильных разрядников. В этом
случае уровень воздействующих внутренних перенапряжений
может быть оценен по величине наивысшего значения пробив-
ного напряжения вентильного разрядника при промышленной
частоте
(/вн = 1,07(/р,	(6—1)
где Z7p — пробивное напряжение разрядника при промышлен-
ной частоте;
1,07 — коэффициент, учитывающий статистический разброс
пробивных напряжений разрядника.
Испытательное напряжение промышленной частоты может
быть определено из выражения
где йк.в— коэффициент, учитывающий кумулятивный эффект
при внутренних перенапряжениях. Так как испыта-
ния проводятся однократно, а воздействия перена-
пряжений многократны,— величина испытательного
186
напряжения должна быть увеличена в соответствии
с величиной .
Ри.в—коэффициент импульса, учитывающий кратковремен-
ность воздействия внутренних перенапряжений. Так
как длительность испытания напряжением промыш-
ленной частоты (1 мин) значительно превышает
длительность воздействия внутренних перенапряже-
ний (менее 0,1 сек), величина испытательного напря-
жения должна быть уменьшена в соответствии со
значениями ри.в.
Величины коэффициентов кумулятивности и коэффициентов
импульса для изоляции силовых трансформаторов, согласно
данным исследований А. В. Панова (ВЭН), приведены
в табл. 23.
Таблица 23
Коэффициенты импульса и коэффициенты кумулятивности
главной изоляции силовых масляных трансформаторов
Класс напряжения, к,в	6—10	35	110—220	
			с вво- дом на конце	с вво- дом по- сере- дине
Коэффициент импульса для внутрен- них перенапряжений при эквива- лентной длительности воздействия 0,1 сек		1,3	1,3	1,35	1,55
Коэффициент импульса для атмос- ферных перенапряжений: а) при полной волне	1,75	2	2,2	2,05
б) при срезанной волне .	1.75	2	2,2	2,45
Коэффициент кумулятивности: а) при внутренних перенапряже- ниях 		0,9	0,9	0,9	0,95
б) при атмосферных перенапря- жениях	......	0,86	0,86	0,86	0,95
При определении импульсных испытательных напряжений
в качестве воздействующего на трансформатор в эксплуатации
импульсного напряжения принимают остающееся импульсное
напряжение на вентильном разряднике при протекании через
разрядник импульсного тока 5 ка для классов напряжения до
220 кв и 10 ка для классов 330 и 500 кв.
По рекомендации ВЭИ величину воздействующего импульс-
ного напряжения принимают для полной волны 1,5/40 равной
^ИМП --- 1>1£/оСТ 4“ 15 [кв],
(6-3)
187
где Uост—остающееся импульсное напряжение на разряд-
нике, кв.
Формула (6—3) учитывает повышение напряжения на
трансформаторе по отношению к напряжению на разряднике
вследствие удаления разрядника от трансформатора.
Импульсное испытательное напряжение при полной волне
устанавливается с учетом явления кумулятивности при много-
кратных импульсных воздействиях в эксплуатации, а также
с учетом того, что в момент прихода волны перенапряжения к
изоляции приложено рабочее напряжение. Величина импульс-
ного испытательного напряжения определяется из выражения
t/исп 1,5/40 = 1,И/°Ст+15 +	(6-4)
Лк.и
где йк.и— коэффициент кумулятивности при импульсных воз-
действиях;
UH —номинальное напряжение трансформатора, /се действ.
При выборе испытательного напряжения при срезанной
волне учитывается то обстоятельство, что при малом времени
воздействия (менее 3 мксек) импульсные разрядные напряже-
ния разрядников оказываются повышенными на 15—20%.
В связи с этим испытательное напряжение при срезанной вол-
не принимается на 25% большим, чем при полной, однако без
учета возбуждения трансформатора рабочим напряжением
п _ 1,25(1,ШОст+15)
исп. срез —	z	♦	Vи—°)
кк.и
В табл. 24 приведены значения испытательных напряжений
для трансформаторов согласно ГОСТ 1516-60 и дополнениям
к ГОСТу.
Пробивные напряжения изоляции должны быть на 10—15%
большими, чем испытательные. Исходя из этого, на основании
опытных зависимостей пробивных напряжений маслобарьерной
изоляции, выбираются изоляционные расстояния главной изо-
ляции. Электрическая прочность главной изоляции при неогра-
ниченно длительном воздействии рабочего напряжения ориен-
тировочно может быть принята равной 0,5—0,6 значения одно-
минутного испытательного напряжения.
В последние годы в результате применения разрядников для
защиты от перенапряжений с улучшенными защитными харак-
теристиками оказалось возможным снизить уровни испытатель-
ных напряжений. Это, в свою очередь, привело к уменьшению
изоляционных расстояний, веса и потерь холостого хода
в трансформаторах. Так, например, для однофазных автотранс-
форматоров АОДЦТГ напряжением 500/242/38,5 кв мощностью
135 Мва Запорожского трансформаторного завода снижение
188
Таблица 24
Испытательные напряжения для силовых трансформаторов
Класс напряжения,
кв
Испытательное на-
пряжение промыш-
ленной (50 гц) час-
тоты, Кв действ •
Импульсное испыта-
тельное напряже-
ние внутренней изо-
ляции при испыта-
ниях без возбужде-
ния, полная волна,
к^макс .	.	.	.
Импульсное испыта-
тельное напряже-
ние внутренней
изоляции, срезан-
ная ВОЛНа, Квмакс
25
60
70
18
43,5
импульсного уровня изоляции с 1750 кв до 1550 привело
к уменьшению потерь холостого хода на 22% и полного веса
на 24%.
Дальнейшее снижение изоляционных расстояний в транс-
форматорах возможно в результате улучшения характеристик
защитных разрядников, улучшения технологии производства,
выявления имеющихся запасов в изоляции, а также при пере-
ходе на новые конструкции изоляции.
§ 6—3. Градиенты в продольной изоляции
обмоток трансформаторов и способы их уменьшения
Продольная изоляция обмоток трансформаторов выбирается
исходя из величин воздействующих на нее градиентов напряже-
ния (разностей потенциалов между элементами обмотки). Наи-
большие значения градиентов возникают при набегании на об-
мотку трансформатора импульсных электромагнитных волн ат-
мосферного происхождения.
ПЕРЕХОДНЫЕ ПРОЦЕССЫ В ОБМОТКАХ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Процессы, возникающие в обмотке трансформатора при
набегании импульсной электромагнитной волны, можно прибли-
женно проанализировать при рассмотрении эквивалентной схе-
мы замещения обмотки (рис. 113).
189
При весьма быстрых изменениях напряжения, имеющих
место при воздействии на обмотку импульсных электромагнит-
ных волн с крутым фронтом, проводимость индуктивностей
обмотки во много раз меньше, чем при частоте 50 гц, а проводи-

Рис. 113. Эквивалентная схема
замещения обмотки трансфор-
матора:
а — полная схема замещения; б —
схема замещения для начального
момента времени; L, М, С и К —
средние значения индуктивности,
взаимной индуктивности, емкости
относительно земли и продольной
емкости на единицу длины об-
мотки.
мость емкостей во столько же раз больше. Поэтому, при набе-
гании на обмотку трансформатора импульсной волны с прямо-
угольным фронтом, эквивалентную схему обмотки для началь-
ной стадии процесса можно представить в виде емкостной
цепочки, принимая проводимость индуктивностей равной нулю
(рис. 113,6). Исследуем распределение напряжения вдоль об-
мотки в начальный момент времени. Из рассмотрения эквива-
лентной схемы видно, что токи, протекающие через продольные
емкости элементов обмотки , неодинаковы. Они уменьша-
ются по направлению от начала к концу обмотки вследствие
того, что продольные емкости неодинаково нагружены токами,
ответвляющимися в емкости С dx. Поэтому и распределение
напряжения вдоль обмотки будет неравномерным: наибольшие
падения напряжения на единицу длины будут в начале
обмотки.
Если отсчитывать длину обмотки в осевом направлении от
начала к ее концу и обозначить через U напряжение в точке х,
то для элемента обмотки, изображенного на рис. ИЗ, б, будут
действительны следующие соотношения:
= си,	(6—7)
К
где q — заряд на емкости ;
190
.	---приращение заряда q.
Продифференцировав уравнение (6—6)', получаем
&Я   zz	/п о\
-dT-K-w-	(6“8)
Объединяя уравнения (6—7) и (6—8), получаем дифферен-
циальное уравнение для напряжения относительно земли
5-4^ = °-	<6-9)
Решение уравнения (6—9) будем искать в виде
U = Аелх.	(6—10)
Отсюда
Подставляем значения U и	в (6—9)
Да2е"---Де" = 0
Отсюда
а=±/£	(6-П)
В таком случае общее решение дифференциального уравне-
ния имеет вид
U = А{е^х + Л2е-ах.	(6—12)
Постоянные интегрирования А{ и А2 определяются из гра-
ничных условий, которые, в свою очередь, зависят от способа
заземления нейтрали трансформатора. При заземленной нейт-
рали напряжение на ней равно нулю, следовательно, при
x = l (Z — длина обмотки) U = 0. В начале обмотки (х = 0)
U=UQ.
На основании двух граничных условий можно записать
0 = А{е*1 + Л2е-а/;	(6—13)
Uo —	+ А2.	(6—14)
Из (6—13) и (6—14) находим
—
л‘ = -
191
Подставляя значения и Л2 в (6—12), получаем
(i_i)	,< U--r)
и -	----- (6-15)
Величина параметра а/ может быть определена на основа-
нии (6—И)
К?----./IF-/В <6-16»
Г '
где Соб и /(об — суммарная емкость относительно земли и сум-
марная продольная емкость обмотки. Для современных транс-
форматоров сх/~ 10. В таком случае е*1 e~al и
Поэтому уравнение (6—15) может быть упрощено
-а/ у
и = иое 1.	(6—17)
К такому же выражению можно прийти для случая изолиро-
ванной нейтрали, принимая следующие граничные условия:
х = /;	= 0. (продольный ток равен нулю)
и
х = 0; U = Uo.
На рис. 114 представлено начальное распределение напря-
жения по обмотке при сс/= 10 для случая заземленной нейтрали.
Из данного рисунка видно, что распределение напряжения
вдоль обмотки крайне неравномерно: большая часть напряже-
ния ложится на начальные элементы обмотки, вследствие чего
продольная межвитковая и межкатушечная изоляция в начале
обмотки работает в тяжелых условиях. Как показывают теоре-
тические выводы и опытные данные, высокие градиенты, воз-
никающие в первый момент в начале обмотки, распространяют-
ся в дальнейшем в глубь обмотки.
По прошествии некоторого времени (десятки микросекунд)
ток в индуктивностях обмотки сильно возрастает и установив-
192
шсеся распределение напряжения вдоль обмотки становится
равномерным (кривая 2, рис. 114). При изолированной нейтра-
ли вся обмотка примет одинаковый потенциал относительно
земли (кривая 2, рис. 115). Несовпадение начального и уста-
новившегося распределений напряжения вдоль обмотки приво-
Рис. 114. Кривые начального
(1) и установившегося (2) рас-
пределения напряжения вдоль
обмотки трансформатора с за-
земленной нейтралью и оги-
бающая амплитуд потенциалов
(3).
Рис. 115. Кривые начального
(1) и установившегося (2) рас-
пределения напряжения вдоль
обмотки трансформатора с изо-
лированной нейтралью и оги-
бающая амплитуд потенциа-
лов (3).
дит к возникновению сложного колебательного процесса, при-
чем осью колебаний являются установившиеся значения напря-
жений. В процессе колебаний потенциалы точек обмотки могут
значительно превосходить значения потенциалов в установив-
шемся режиме. Кривые 3 (рис. 114 и 115) представляют собой
огибающие максимальных значений потенциалов вдоль обмо-
ток. При заземленной нейтрали в начале обмотки максималь-
ные значения потенциалов могут достигать (1,2—1,3) t/0, а при
изолированной нейтрали потенциалы на конце обмотки могут
достигать 1,8 Uo.
Из рассмотренного выше следует, что начальное распреде-
ление напряжения вдоль обмотки трансформатора неблагопри-
ятно из-за его сильной неравномерности, а также вследствие
возникновения колебаний из-за несовпадения начального и ус-
тановившегося распределений напряжения.
При воздействии на обмотку импульсной волны с конечной
длительностью фронта крутизна кривой начального распреде-
ления несколько уменьшается, в результате чего градиенты
в обмотке снижаются.
13. Иерусалимов, Орлов	193
Наибольшие градиенты в обмотке возникают при действии
на обмотку срезанной волны, возникающей в реальных услови-
ях при импульсных разрядах по изоляции в непосредственной
близости от трансформатора.
Срезанную волну можно представить как сумму двух волн
(рис. 116): полной волны с фронтом, равным предразрядному
Рис. 116. Разложение срезанной волны
(1) на «прямую» (2) и «обратную» (3)
волны:
Рис. 117. Импульсные гра-
диенты на третьем межка-
тушечном канале обмотки
ВН 35 кв:
т — предразрядное время; К —коэффициент а — полная волна; б — срезан-
перехода через нуль.	ная волна.
времени («прямая» волна), и полной волны обратного знака
с наложенными колебаниями, падающей на обмотку в момент
среза («обратная» волна).
«Обратная» волна имеет очень крутой фронт, определяемый
крутизной среза, и повышенную за счет колебаний ампли-
туду. Поэтому она создает в обмотке высокие градиенты,
значительно превышающие градиенты от нормальной полной
волны.
На рис. 117 представлены осциллограммы импульсных гра-
диентов на третьем межкатушечном канале обмотки ВН транс-
форматора ТМН 1000/35 при полной (а) и срезанной (б)
волнах.
Теоретический анализ дает достаточно правильную качест-
венную картину процесса, однако в настоящее время для реаль-
ных трансформаторов он не позволяет получать достоверные
количественные значения напряжений между витками и катуш-
ками обмоток. В связи с этим для получения исходных данных
для выбора продольной изоляции производят импульсные об-
меры моделей обмоток трансформаторов.
Установлено, что характер распределения напряжения вдоль
обмотки не зависит от амплитуды воздействующей импульсной
волны. Это позволяет экспериментально исследовать характер
194
распределения напряжения вдоль обмотки и измерять напря-
жения между отдельными элементами обмотки при воздействии
на нее импульсов небольшой величины, безопасной для изо-
ляции.
Импульсные обмеры проводятся при помощи специального
электронного прибора — градиентографа, состоящего из низко-
вольтного генератора импульсных напряжений, срабатывающе-
го 50 раз в секунду, и синхронизированного с ним электронного
осциллографа. Импульсное напряжение от градиентографа по-
дается на обмотку трансформатора, а измеряемое напряжение
между выбранными точками обмотки — на пластины явления
осциллографа. На экране осциллографа возникает кривая из-
менения исследуемого напряжения во времени.
Поочередное присоединение измерительных концов гради-
ентографа к межкатушечным переходам в случае непрерывной
обмотки производится с помощью стальных игл, которые вво-
дятся под бумажную изоляцию провода касательно к его по-
верхности до соприкосновения с' медью. При этом изоляция
практически не повреждается.
Импульсные обмеры позволяют получить исходные данные
для выбора изоляционных расстояний продольной изоляции,
выявить наиболее опасные участки изоляции, проверить эффек-
тивность различных мероприятий по снижению импульсных
градиентов.
На отечественных заводах при разработке новых конструк-
ций трансформаторов и при внесении изменений в существую-
щие конструкции модели обмоток этих трансформаторов под-
вергаются импульсному обмеру при воздействии полной и сре-
занной волн.
Новые возможности по исследованию переходных процессов
в обмотках трансформаторов открываются в результате при-
менения электронных вычислительных машин. В Советском
Союзе методику математического моделирования волновых про-
цессов в обмотках трансформаторов разработали 3. М. Белец-
кий и Ю. А. Бахвалов (Всесоюзный институт трансформаторов
строения). Обмотка трансформатора рассматривается в виде
эквивалентной схемы замещения, состоящей из определенного
числа элементов с сосредоточенными постоянными. Каждый
элемент схемы содержит продольную и поперечную емкости,
собственную и взаимную индуктивности. Параметры элементов
схемы определяются, исходя из геометрии элемента и характе-
ристик изоляции. Переходный процесс в схеме описывается си-
стемой обыкновенных дифференциальных уравнений, решение
которых выполняется с помощью аналоговой вычислительной
машины. Сравнение данных расчета и опыта показало хорошее
совпадение результатов.
13*
195
ПРОДОЛЬНАЯ ИЗОЛЯЦИЯ и МЕРЫ
ВНУТРЕННЕЙ ЗАЩИТЫ ОБМОТОК
В связи с тем, что градиенты в продольной изоляции в на-
чале обмотки велики, приходится усиливать продольную изо-
ляцию первых катушек обмоток: усиливается витковая изоля-
ция, дается дополнительная изоляция первых катушек, масля-
ные каналы между первыми катушками увеличиваются.
Однако усиление продольной изоляции имеет свои недостат-
ки. Оно ведет к уменьшению продольной емкости между витка-
ми и катушками, что приводит
Рис. 118. Схема емкостной компенса-
ции катушечной обмотки трансфор-
матора:
а — конструктивная схема; б — расчетная
схема замещения: 1 — емкостное кольцо;
2 — экранные витки; 3 — катушки обмотки.
к увеличению напряжения,
приходящегося на первые
катушки. Таким образом,
эффект от усиления изо-
ляции в значительной сте-
пени снижается. Кроме
того, при наличии допол-
нительной изоляции кату-
шек их охлаждение ухуд-
шается. Это вынуждает
принимать в первых ка-
тушках меньшие плотнос-
ти тока, для чего исполь-
зуется провод большего
сечения. При этом, для
того чтобы радиальные
размеры всех катушек
были одинаковыми, коли-
чество витков в первых
катушках уменьшается.
Неравномерность об-
мотки приводит к допол-
нительным отражениям и
преломлениям волн в об-
мотке и вызывает резкое
повышение градиентов во всей остальной части обмотки.
В связи с этим более действенным средством для обеспече-
ния надежной работы продольной изоляции является принуди-
тельное выравнивание начального распределения напряжения
вдоль обмотки.
Наиболее распространенным способом выравнивания на-
чального распределения напряжения является емкостная защи-
та обмоток с помощью экранных витков и емкостных колец.
Экранные витки в виде незамкнутых экранов охватывают сна-
ружи несколько первых катушек обмотки и соединяются с ее
линейным концом (рис. 118). Через экранные емкости Сэ меж-
ду экранными витками и катушками протекают емкостные токи.
196
Если величины экранных емкостей подобрать так, чтобы токи
через Сэ равнялись токам через емкости катушек на землю С,
го продольные емкости обмотки К разгружаются от емкостных
токов, идущих на зарядку емкостей С. В результате этого про-
дольный емкостный ток в катушках в зоне защиты выравни-
вается и напряжение вдоль обмотки распределяется более рав-
номерно.
Величины необходимых экранных емкостей могут быть опре-
делены из условия равенства зарядов на емкостях C$dx и Cdx
(рис. 118, б)
dqc = d4№'<	(6—18)
dqc = U Cdx;	(6—19)
dqC9 = (Uo - и)Сэ dx,	(6—20)
где Uq — потенциал линейного конца;
U — потенциал в рассматриваемой точке обмотки.
В таком случае
UC = (UQ—U)C3.	(6—21)
Так как при наличии экранных витков распределение на-
пряжения вдоль обмотки становится равномерным, можно за-
писать для случая заземленной нейтрали
и = и0	(6—22)
Подставляя значение U в предыдущее уравнение, находим
СЭ = С-Ц^.	(6—23)
Из (6—23) видно, что ближе к началу обмотки (х->0) эк-
ранные емкости возрастают.
Величины экранных емкостей определяются размерами
экранных витков, расстоянием между экранными витками и ка-
тушками, диэлектрическими проницаемостями изоляции экран-
ных витков и катушек.
Емкостное кольцо, присоединяемое к линейному концу об-
моток, выравнивает распределение напряжения между витками
первой катушки.
На рис. 119 представлено распределение напряжения вдоль
обмотки трансформатора без и при наличии емкостной защиты.
В последнем случае напряжение распределяется более равно-
мерно и импульсные градиенты в продольной изоляции сниже-
ны в 2—3 раза.
197
Недостатком емкостной защиты является усложнение кон-
струкции трансформатора из-за введения линейного потенциала
в глубь обмотки.
8	7	6	5	4	3	2	1
							
9	10	11	12	13	1k	15	16
Q							
12	4	11	3	10	2	9	1
X	I							
5	13	6	74	7	15	8	16
6
Рис. 120. Расположение витков в
двух парных катушках обмотки
трансформатора:
а — обычное; б — с переплетением вит-
ков.
Рис. 119. Начальное распределение
напряжения вдоль обмотки транс-
форматора класса 110 кв:
/ — без емкостной защиты; 2— с емкост-
ной защитой. Р — процент числа катушек,
считая от линейного конца.
В последнее время получают распространение так называе-
мые переплетенные обмотки трансформаторов, в которых резко
(в сотни раз) повышена продольная ем-
Рис. 121. Увеличение
межкатушечной емкости
путем укладки между
витками катушек изоли-
рованной металлической
ленты.
кость. В результате этого уменьшается
влияние емкостей на землю и начальное
распределение импульсного напряжения
вдоль обмотки становится равномерным.
На рис. 120 представлена схема укладки
витков в дисковых катушках при нор-
мальной (а) намотке и переплетении (б)
витков.
Для переплетения обмотки катушки
укладываются двумя параллельными вет-
вями. При этом можно произвести соеди-
нение витков, лежащих в разных катуш-
ках: 4-го, с 5-м; 12-го с 13-м и 8-го с 9-м.
Увеличение продольной емкости достига-
ется тем, что витки одной катушки лежат
рядом с витками второй: 1-й, 2-й, 3-й и 4-й
витки первой катушки лежат рядом с 9-м,
10-м, 11-м и 12-м второй катушки, а вит-
ки 5-й, 6-й, 7-й, 8-й — рядом с 13-м, 14-м,
15-м и 16-м.
198
Представляет интерес предложение об увеличении продоль-
ной емкости обмоток путем размещения между витками кату-
шек танкой металлической ленты (рис. 121), изолированной от
витков. Один конец ленты, например внутренний, остается сво-
бодным, второй конец — наружный соединяется перемычкой
с таким же концом во второй катушке. Дополнительная метал-
лическая лента усиливает емкостную связь между катушками
и увеличивает продольную емкость.
§ 6—4. Контроль за состоянием изоляции
трансформаторов в эксплуатации
В процессе эксплуатации изоляция трансформаторов под-
вергается воздействиям рабочего пятидесятипериодного напря-
жения и перенапряжений, механических усилий при коротких
замыканиях, нагреву, увлажнению и др. В результате этого
изоляция стареет, характеристики ее ухудшаются, в ней появ-
ляются дефекты.
Чаще всего наблюдается увлажнение изоляции. Оно проис-
ходит вследствие поглощения трансформаторным маслом влаги
из атмосферы, а также при транспортировке трансформаторов,
если они не заполнены маслом и не герметизированы. Увлаж-
нение изоляции (масла, барьеров, изоляции витков и катушек,
крепежных деталей) приводит к снижению электрической проч-
ности, увеличению диэлектрических потерь и нагреву изоляции.
Часто наблюдается старение трансформаторного масла
вследствие его нагревания и окисления.
Чтобы старение изоляции не приводило к авариям, необхо-
димо периодически контролировать ее состояние, производя
профилактические испытания.
ИСПЫТАНИЕ ГЛАВНОЙ ИЗОЛЯЦИИ ТРАНСФОРМАТОРОВ
ПОВЫШЕННЫМ ПЕРЕМЕННЫМ НАПРЯЖЕНИЕМ
Для контроля электрической прочности главной изоляции
при вводе в эксплуатацию трансформаторов и во время капи-
тальных ремонтов ее испытывают повышенным напряжением
50 гц.
Главная изоляция трансформаторов, обмотки которых име-
ют одинаковую изоляцию линейных и нейтральных концов,
испытывается приложенным напряжением согласно схеме
рис. 122.
Испытательное напряжение от испытательного трансформа-
тора ИТ подается на испытываемую обмотку трансформатора.
Выводы других обмоток трансформатора соединяют между со-
бой и заземляют вместе с баком трансформатора.
199
Замыкание обмоток накоротко предохраняет продольную
изоляцию от перенапряжений и пробоя в случае пробоя главной
изоляции испытываемой обмотки.
Подъем напряжения до величины, равной 40% испытатель-
ного может быть произвольным; дальнейшее повышение напря-
жения производится со скоростью примерно 3% испытательного
Рис. 122. Схема испытания главной
изоляции трансформатора приложен-
ным напряжением:
ИТ—испытательный трансформатор; Г —
испытываемый трансформатор; Р — шаро-
вой разрядник.
напряжения в 1 сек. Выдержка при испытательном напряжении
составляет 1 мин. Если пробоя не произошло, напряжение
плавно снижается и установка выключается.
На случай пробоя испытываемой изоляции в схеме испыта-
ния должно быть предусмотрено автоматическое отключение
испытательного трансформатора со стороны питания.
Шаровой разрядник, включенный параллельно испытывае-
мой изоляции, устанавливается на пробивное напряжение, рав-
ное (1,15—1,2)(7исп/и защищает изоляцию от случайных повы-
шений испытательного напряжения. Кроме того, он служит для
градуировки вольтметра, по которому устанавливается испыта-
тельное напряжение.
Такая градуировка необходима из-за изменения коэффици-
ента трансформации испытательного трансформатора при его
нагрузке емкостным током.
При испытании переменным напряжением во вторичной
обмотке испытательного трансформатора протекает емкостный
ток, равный
/с = ^исп(оС- 10-3 [а],
где (7исп—испытательное напряжение, кв;
С — емкость испытываемой обмотки относительно корпу-
са и других обмоток, мкф;
со = 314 — угловая частота переменного тока.
Коэффициент трансформации испытательного трансформа-
тора, нагруженного емкостным током, равен
4=‘«<1+^-(6—24)
где k — коэффициент трансформации при емкостной на-
грузке;
£о — коэффициент трансформации при холостом ходе;
200
U вн — номинальное напряжение обмотки ВН испытатель-
ного трансформатора;
^исп —испытательное напряжение;
/с —ток емкостной нагрузки на вторичной стороне;
/н —номинальный ток вторичной обмотки испытатель-
ного трансформатора;
«к%—напряжение короткого замыкания, %.
Изменение коэффициента трансформации при емкостной
нагрузке не позволяет устанавливать испытательное напряже-
ние по коэффициенту трансформации при холостом ходе и по-
казаниям вольтметра в первичной обмотке трансформатора.
Для определения истинного коэффициента трансформации
электроды шарового разрядника устанавливаются на расстоя-
ние, соответствующее пробивному напряжению, равному 80%
испытательного. При подключенном объекте испытания повы-
шают напряжение на испытательном трансформаторе до про-
боя шарового разрядника, фиксируя при этом показания вольт-
метра. Величина истинного коэффициента трансформации оп-
ределяется из соотношения
k _  t/opg^	(6—25)
где t/op—амплитуда пробивного напряжения шарового раз-
рядника, определяемая по градуировочным таблицам
для шаровых разрядников в соответствии с установ-
ленным расстоянием между шарами и их диамет-
ром;
U\ —показания вольтметра, действующее значение;
б — относительная плотность воздуха при испытаниях.
Зная величину коэффициента трансформации, определяют
величину напряжения на первичной стороне, соответствующую
испытательному напряжению
t/Wcn =	(6-26)
где t/исп—испытательное напряжение.
Таблица 25
Величины испытательных напряжений для масляных
трансформаторов, кв
Номинальное напряжение, кв	3	6	10	20	35	НО
Испытательное напряжение при при- емо-сдаточных испытаниях, кв-ейств	16	22	31	49	76	180
Испытательное напряжение в экс- плуатации, кв действ .	.	15	21	30	47	72	170
201
В табл. 25 приведены значения испытательных напряжений
для масляных трансформаторов с нормальной изоляцией.
Испытания изоляции трансформаторов в эксплуатации по-
вышенным напряжением не обязательны, так как состояние
изоляции и наличие дефектов в ней может быть определено
другими, так называемыми неразрушающими методами испы-
тания.
ИЗМЕРЕНИЕ ТАНГЕНСА УГЛА
ДИЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ПОТЕРЬ (tg 8)
Для трансформаторов тангенс угла диэлектрических потерь
является важным показателем состояния изоляции и измерение
его входит в программу обязательных испытаний для трансфор-
маторов напряжением 35 кв и выше.
Величина tgS у полностью собранных трансформаторов опре-
деляется состоянием твердой изоляции (изоляция витков, кату-
шек, барьеры), трансформаторного масла и вводов.
Увеличение tg6 наблюдается обычно при увлажнении изоля-
ции и ухудшении качества масла. Состояние изоляции вводов
вследствие их малой емкости сравнительно мало сказывается на
величине общего tg6. Однако, если известны емкости и tg6 вво-
дов, можно вычислить tgS самой обмотки. Поскольку обмотки
и вводы соединены по отношению к корпусу параллельно, можно
записать
__ Cxtg6x - (Сх tg 6, -J- С2 tg д2 + •••)-//>
+ + ...)---------------------------------’ (6“27)
где	tg606 — тангенс угла диэлектрических потерь
обмотки;
tg6x; Сх — тангенс и емкость, полученные при из-
мерениях;
tgSi; Ci; tg62; С2 — тангенсы и емкости вводов.
Измерения tg6 обмоток производят с помощью моста пере-
менного тока МД-16 по «перевернутой» схеме.
Для двухобмоточных трансформаторов выполняются три из-
мерения по схемам: ВН — бак, НН; НН бак, ВН; ВН + НН —
бак, а для трехобмоточных трансформаторов — 5 измерений по
схемам: ВН — бак, СН, НН; СН — бак, ВН, НН; НН — бак, ВН,
CH; ВН + СН — бак, НН; НН + СН + НН — бак.
При измерениях все неиспытываемые обмотки и бак транс-
форматора должны быть совместно заземлены.
Измерения tg6 должны производиться при температуре изо-
ляции не ниже + 10° С. Если температура масла ниже +10° С, то
для измерения tgS трансформатор должен быть нагрет. Наиболь-
шие допустимые значения tgS изоляции обмоток приведены
в табл. 26.
202
Таблица 26
Наибольшие допустимые значения tgd изоляции
обмоток трансформаторов, %
Температура обмотки, град
Класс напряжения обмотки
ВН
10	20	30	40	50	60	70
А. Для вновь вводимых транс-
форматоров ................
1.	До 35 кв включительно
мощностью менее 2500
ква.....................
2.	До 35 кв включительно
мощностью менее 10000
ква.....................
3.	35 кв мощностью 10000
ква и более и ПО кв,
независимо от мощности
Б. В эксплуатации
1. 35 кв и ниже .
2. Выше 35 кв .
1,5
1,2
0,8
2,5
2
2
1,5
1
3,5
2,5
2,6
2
1,3
5,5
4
Существенное влияние на результаты измерения tg6 может
оказать tg6 трансформаторного масла. Поэтому, если при изме-
рениях tg6 изоляции оказался выше допустимых значений, необ-
ходимо измерить tg6 масла. Если tg6 масла превышает нормиро-
ванное значение (для трансформаторов, находящихся в эксплуа-
тации 2% при 20° С), необходимо сменить масло и вновь изме-
рить tg6 изоляции.
Результаты измерения tgS не могут однозначно определить
характер изменений в изоляции, так как на его величину влияет
не только увлажнение изоляции, но и оседание шлама на обмот-
ки, загрязнения изоляторов и др. Кроме того, при измерениях
tgS на подстанциях могут вноситься существенные ошибки вслед-
ствие влияния сильных электромагнитных полей. Поэтому для
более полной оценки состояния изоляции необходимо произво-
дить и другие измерения.
ИЗМЕРЕНИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ ИЗОЛЯЦИИ
И КОЭФФИЦИЕНТА АБСОРБЦИИ ♦ (RtMRis)
В диэлектрике под действием приложенного постоянного на-
пряжения протекает ток, обусловленный:
а)	зарядом геометрической емкости;
б)	явлениями диэлектрической поляризации;
в)	электропроводностью диэлектрика.
Величина тока со временем изменяется. В первый момент,
203
когда ток состоит из всех трех составляющих, величина его мак-
симальна. Затем он уменьшается, достигая установившегося
значения после завершения процессов поляризации. Так как изо-
ляция электрооборудования, в том числе трансформаторов, неод-
нородна и состоит из различных диэлектриков, на перечисленные
выше процессы накладываются явления, связанные с неоднород-
О и о-
Рис. 123. Двухслойный диэлектрик!
е- и е2 — диэлектрические проницаемости
слоев; р и “р — удельные проводимости
слоев; d\ и — толщины слоев; Е\ и
Ez — напряженности поля в слоях.
ностью. Рассмотрим простейший случай двухслойного диэлек-
трика (рис. 123). В начальный момент распределение напряжен-
ностей электрического поля в слоях соответствует диэлектриче-
ским проницаемостям
__ е2
^2Н	е1
(6—28)
где Е1н и Е2н— начальные напряженности электрического поля
в слоях.
Под действием электрического поля в слоях возникают токи
проводимости. Начальные значения плотностей токов проводи-
мости равны
Ан — Yi-Eih*,
?2н = Y2^2H«
Из (6—28) находим, что
F — Р g2 _
^2Н — ^1H	•
Подставим значение Е2н в (6—30)
/гн = Y2 ~Г~ ^1н-
Б1
(6—29)
(6—30)
(6—31).
Так как обычно
204
Yi
значения плотностей тока проводимости в слоях различны.
Вследствие этого на границе раздела слоев начинает накапли-
ваться свободный заряд. Это, в свою очередь, приводит к измене-
ниям напряженностей и токов проводимости в слоях. Процесс
закончится, когда токи проводимости в слоях становятся одина-
ковыми. Таким образом, для установившегося состояния можно
записать
Yl^lK — Y2^2K
(6—32)
и
= Ъ
^2К	Y1
(6—33)
где Е1к и £2к — конечные значения напряженности электриче-
ского поля в слоях.
Из сказанного вытекает, что напряженности электрического
поля в каждом из слоев изменяются от EiH до £*iK и от Егн до Дгк.
Изменение напряженностей поля приводит к возникновению
в изоляции емкостного тока. Полный ток в каждом из слоев ра-
вен сумме токов проводимости и смещения. Для плотностей пол-
ного тока в слоях можно записать равенство
= V.E, +	(6-34)
где Л=4л9 • 1011.
Подставляя в уравнение (6—34) значение Е2 =	решая
а2
дифференциальное уравнение, получаем выражение для
р _	(8271 — 61^2)4^	,	иъ	. Zfi OCX
где 0=	d у—постоянная времени процесса перераспре-
деления поля;
t — время от момента включения напряжения.
В таком случае полный ток, который равен
+	(6—Зв)
можно выразить уравнением
, _	(е2?1 — SiYa)2 dtdasC/	sy^JJ	/r_q7i
(8id2 + e2d1p.(V1d2 + Y2di)e ' Т ТЛ + УЛ ’	'	'
205
s — площадь изоляции.
Рис. 124. Зависимость пол-
ного тока в неоднородном
диэлектрике от времени
действия постоянного на-
пряжения:
ZCK —сквозной ток; ^абс’”ток
абсорбции.
где U — приложенное напряжение;
Из полученного выражения
видно, что ток состоит из двух
составляющих. Первая составля-
ющая, которая уменьшается со
временем, называется абсорбци-
онным током. Этот ток обуслов-
лен явлением междуслоевой по-
ляризациии и существует, пока
происходит накопление свободно-
го заряда на поверхности раз-
дела слоев. Вторая составляю-
щая называется остаточным то-
ком, который обусловлен только
проводимостями слоев.
На рис. 124 показана зависи-
мость тока в неоднородном ди-
электрике от времени при посто-
янном напряжении. Величина
тока, протекающего через изоля-
цию при приложении постоянно-
го напряжения, и скорость изме-
нения тока могут в ряде случаев характеризовать состояние изо-
ляции.
Измерение сопротивления изоляции. Принимается, что вели-
чина сопротивления изоляции равна отношению приложенного
напряжения к току, который проходит через изоляцию
(6-38)
На основании (6—37) и (6—38) можно записать
О __ (6А + В2^1)2 (Т1^2 4~ ?2^1)	(С._ОП\
V1T2 (М2 + Вг^)2 S + (е2?1 — е1Т2)2
Из (6—39) видно, что при изменении характеристик слоев
изоляции, например при ее увлажнении и увеличении проводимо-
стей, изменяется величина сопротивления изоляции. Опыт пока-
зал, что при увлажнении изоляции трансформаторов, ее загряз-
нении или при наличии сквозных дефектов сопротивление изоля-
ции уменьшается. Поскольку величина сопротивления изоляции
зависит от выдержки времени с момента приложения напряже-
ния до момента измерения, принято измерять сопротивление
в одинаковые интервалы -времени: через 60 сек после приложения
напряжения.
206
Измерение сопротивления изоляции обмоток трансформато-
ров выполняется мегомметром 2500 в с верхним пределом изме-
рения не ниже 10 000 Мом. Схемы соединения обмоток при изме-
рениях те же, что и при измерении tgS.
Наименьшие допустимые и среднеэксплуатационные значения
сопротивления изоляции обмоток трансформаторов в масле при-
ведены в табл. 27.
Таблица 27
Наименьшие допустимые значения сопротивления изоляции
обмоток трансформаторов, Мом
Класс напряжения обмотки
ВН
Температура обмотки, град
10	20	30	40	50	60	70
А. При вводе в эксплуатацию
1. До 35 кв включительно,
менее 10 000 ква
2. До 35 кв включительно,
мощностью 10 000 ква и
более и 110 кв незави-
симо от мощности .
Б. В эксплуатации (среднеэкс-
плуатациопные значения)
1.	До 10 кв включительно
2.	35 кв.................
3.	110—220 кв .	. .	.
450
300
200
130
900
600
400
260
90
180
60	40
120	80
2150
3250
5400
1000
1700
2400
570
810
1200
240
450
600
Измерение коэффициента абсорбции (/?6o//?is). Выше указы-
валось, что ток в изоляции, а следовательно, и ее сопротивление
при приложении постоянного напряжения изменяются со време-
нем: ток спадает до установившегося значения, а сопротивление
изоляции, наоборот, возрастает. Характер изменения этих вели-
чин во времени зависит от состояния изоляции. В качестве крите-
рия состояния изоляции может быть принята величина отноше-
ния сопротивлений изоляции, измеренных через 60 и 15 сек после
приложения напряжения. Это отношение получило название
коэффициента абсорбции
Кабс =	(6-40)
*<15
В увлажненной изоляции основные процессы поляризации за-
канчиваются за время f<15 сек, поэтому в интервале от 15 до
60 сек сопротивление изоляции изменяется мало и величина ко-
эффициента абсорбции близка к единице.
В сухой изоляции процессы поляризации протекают более
207
15 сек, поэтому значения /?бо и 7?is сильно отличаются. Таким об-
разом,
(Аабс)сух > (^абс)увл-
Измерение коэффициента абсорбции позволяет определить
частичное увлажнение изоляции, наличие увлажненных деталей
и местных дефектов.
Коэффициент абсорбции в меньшей степени, чем сопротивле-
ние изоляции, зависит от размеров изоляции и ее температуры,
что повышает надежность измерений.
По опытным данным, при удовлетворительном состоянии изо-
ляции трансформаторов и температуре +10-4-30° С величина
^абс 1,3.
КОНТРОЛЬ увлажнения изоляции
ТРАНСФОРМАТОРОВ
МЕТОДАМИ ЕМКОСТЬ — ЧАСТОТА,
ЕМКОСТЬ —ТЕМПЕРАТУРА И ЕМКОСТЬ — ВРЕМЯ
Метод емкость — частота. В Советском Союзе для контроля
увлажнения обмоток трансформаторов в эксплуатации приме-
няется метод, разработанный во ВНИИЭ В. Б. Кулаковским,
основанный на измерении емкостей обмоток при двух частотах.
Отношение емкостей является критерием увлажнения изоляции
*/=>’	(б-41)
где Cyi и С/2 — емкости трансформатора соответственно при
частотах Л и f2-
Известно, что емкость изоляции зависит от частоты приложен-
ного напряжения. При увеличении частоты емкость уменьшается.
Эта зависимость является следствием процессов медленной поля-
ризации. В результате процессов поляризации происходит накоп-
ление зарядов в диэлектрике, которое приводит к увеличению его
емкости. При переменном напряжении процесс накопления заря-
дов ограничен длительностью одного полупериода. Чем выше
частота, тем в меньшей степени успевают развиваться процессы
поляризации и тем меньшей будет емкость.
В предельном случае при бесконечно большой частоте процес-
сы медленной поляризации не происходят и емкость диэлектрика
равна его геометрической емкости, которая определяется процес-
сами быстрой поляризации и геометрическими размерами об-
разца. Наоборот, при постоянном напряжении процессы медлен-
ной поляризации полностью завершаются, вследствие чего
емкость имеет максимальное значение. Таким образом, емкость
изоляции можно представить в виде суммы двух компонент
С(/) = СГ + Сабс(/),	(6—40),
208
где С (f) — физическая емкость при частоте f;
Сг — геометрическая емкость;
Сабе (f) — абсорбционная составляющая емкости при час-
тоте f.
Характер зависимости емкости от частоты зависит от увлаж-
нения изоляции. Чем более увлажнена изоляция, тем быстрее
протекают процессы поляризации. Поэтому при невысоких часто-
тах в увлажненной изоляции эти процессы успевают проявиться
Рис. 125. Зависимости
емкости от частоты для
изоляции трансформато-
ров:
1 — сухая; 2 — увлажненная.
Рис. 126. Принципиальная схема прибо-
ра ПКВ для контроля увлажнения изо-
ляции трансформаторов:
Сх — испытываемый объект; П — переключа-
тель для измерений при частоте 50 гц и 2 гц;
Пи Пг — потенциометры.
и зависимость емкости от частоты оказывается значительной.
В сухой изоляции процессы поляризации протекают весьма
медленно, их длительность значительно больше длительности по-
лупериода приложенного напряжения даже при низкой частоте;
поэтому изменения частоты мало влияют на величину емкости.
На рис. 125 показаны зависимости емкости от частоты для
сухой 1 и увлажненной 2 изоляции трансформатора. Из рисунка
видно, что отношение емкостей, измеренных при двух частотах
для увлажненной изоляции выше, чем для сухой,
/
\ С/2 /ум \ С/а /сух*
Контроль увлажнения изоляции трансформаторов по методу
емкость — частота производится с помощью прибора ПКВ-13,
который позволяет определять отношение емкостей, измеренных
при частотах 2 и 50 гц.
Принципиальная схема измерения представлена на рис. 126.
14. Иерусалимов, Орлов
209
Испытываемый объект Сх через подвижный контакт поляризо-
ванного реле поочередно переключается на заряд от источ-
ника выпрямленного напряжения и на разряд на сопротивление
/?ь Подвижный контакт может производить переключения с час-
тотой 2 и 50 гц, в зависимости от положения переключателя П.
Среднее значение тока разряда, протекающего через сопротивле-
ние /?ь и напряжение на нем пропорциональны величине изме-
ряемой емкости и частоте. При измерениях на частоте 50 гц
включается шунтирующее сопротивление /?иь уменьшающее ток
через в 25 раз. В таком случае, средние значения тока и напря-
жения при обоих измерениях пропорциональны только соответст-
вующим значениям емкостей, а отношение этих напряжений рав-
но отношению емкостей
^(2) _	^2
^(50)	^50
(6-43)
где U(2) и U(50) —напряжения на сопротивлении /?1 при часто-
тах соответственно 2 и 50 гц;
С2 и С50 — емкости испытываемого объекта при часто-
тах 2 и 50 гц.
Измерения производятся компенсационным методом. На галь-
ванометр подается напряжение на сопротивлении 7?ь обусловлен-
ное протеканием тока разряда и одновременно компенсирующее
напряжение, которое можно регулировать с помощью потенцио-
метров /71 и П2.
При измерении на частоте 50 гц рукоятка потенциометра П2
ставится в фиксированное положение I, и с помощью потенцио-
метра 7?! устанавливается нулевое показание гальванометра.
Величина компенсирующего напряжения в этом случае равна
^(50)=^-,	(6-44)
где k\ — коэффициент деления потенциометра П\;
k2 — коэффициент деления потенциометра П2 при фиксиро-
ванном (1) положении его рукоятки.
При измерениях на частоте 2 гц нулевые показания гальвано-
метра устанавливаются с помощью потенциометра П2, тогда как
ползунок потенциометра ГЦ остается в прежнем положении. Ком-
пенсирующее напряжение в этом случае равно
Ц2) =	(6-45)
где &з — коэффициент деления потенциометра П2, соответствую-
щий положению его ползунка при измерениях на часто-
те 2 гц.
210
Разделив (6—45) на (6—44), получаем
^(2) ___
ЦбО) ^3
(6—45У
Так как в (6—46) коэффициент k2 является постоянной вели-
чиной, то отношение напряжений полностью характеризуется;
величиной коэффициента деления k3.
Коэффициент йз определяется положением ползунка потен-
циометра П2 и, значит, каждому положению ползунка соответст-
вует определенное значение отношения компенсирующих напря-
жений, равное отношению измеряемых емкостей. Таким образом,
положение ползунка потенциометра П2 при соответствующей
градуировке шкалы непосредственно дает отношение С2/С33.
Прибор ПКВ-13 позволяет измерять емкости от 103 до 105 пф.
Многочисленные измерения показали, что для неувлажненной
изоляции трансформаторов отношение С2/С50 не превышает зна-
чений, указанных в табл. 28.
Таблица 28
Предельные значения С2/С50 для неувлажненной изоляции
трансформаторов в эксплуатации
Класс изоляции обмотки ВН	Температура, град						
	10	20	30	40	50	60	70
35 кв и ниже		1,2	1,3	1,4	1,5	1,6	1,7	1,8
Выше 35 кв		1,1	1,2	1,3	1,4	1,5	1,6	1,7
Метод емкость — температура. На Московском электрозаводе
в 1945 г. разработан метод контроля влажности изоляции транс-
форматоров, основанный на измерении емкостей обмоток при
двух температурах. С повышением температуры емкость изоля-
ции увеличивается. Это обусловливается увеличением проводи-
мости изоляции и уменьшением вязкости, вследствие чего процес-
сы поляризации протекают быстрее и в течение полупериода
успевают проявляться в большей степени. Чем более увлажнена
изоляция, тем быстрее протекают процессы поляризации и тем
резче выражена зависимость емкости от температуры. На
рис. 127 показаны зависимости емкости трансформатора от тем-
пературы при неувлажненной 1 и увлажненной 2 изоляции. Для
оценки увлажнения может быть принято отношение
Кг =	(6—47/
G20
14*
211
Рис. 127. Зависимости емкости от
температуры обмоток для изоляции
трансформаторов:
1 — сухая; 2 — увлажненная.
где С7о и С20 — емкости обмоток, измеренные соответственно
при температурах 70 и 20° С.
Измерение емкостей производят мостом переменного тока
одновременно с измерением tg6 обмоток.
У новых трансформаторов с неувлажненной изоляцией отно-
шение С70/С20 обычно близко к
единице, тогда как при сильном
увлажнении это отношение ста-
новится больше 1,3—1,4.
Недостатком метода ем-
кость — температура является
необходимость в нагревании
трансформатора. Поэтому он
получил меньшее распростране-
ние, чем метод емкость—часто-
та.
Метод емкость—время. Ме-
тод емкость — время, разрабо-
танный во ВНИИЭ Б. А. Алек-
сеевым, основан на раздельном
измерении абсорбционной ем-
кости Сабе и геометрической
емкости СР по однократному
циклу заряд—разряд. Показа-
телем степени увлажнения изо-
ляции является отношение
Сабс/Ср, выраженное в процентах. При увлажнении изоляции по-
ляризационные явления в ней проявляются в большей степени,
чем в сухой изоляции, вследствие чего увеличиваются величина
Сабе и отношение С .
Принципиальная схема измерения величин Сабс и СР показа-
на на рис. 128.
Рис. 128. Принципиальная схема измере-
ния геометрической и абсорбционной со-
ставляющих емкости:
Б — источник постоянного напряжения; Сх—
испытываемый объект; Суу—эталонный кон-
денсатор; П — переключатель.
При измерении абсорбционной составляющей емкости испы-
тываемая обмотка Сх заряжается от источника выпрямленного
напряжения в течение 1 мин, а затем заземляется на время не бо-
лее 10 мсек. При заземлении происходит разряд геометрической
21?
емкости Сг. Затем с помощью переключателя П испытываемая
обмотка присоединяется к эталонному конденсатору Cn. Через
1 сек после включения объекта на разряд производится измере-
ние напряжения Un на эталонном конденсаторе. Заряд абсорб-
ционной емкости распределяется на параллельно включенные
еМКОСТИ Сабе, Сдги Сг
U^qUq = (Сабс + Cn + сг) UN.	(6—48)'
где Uq — напряжение заряда;
Un—напряжение на эталонном конденсаторе См.
Из (6—48) находим
=	,%бс. с .	(6-49)'
'-’абс	-j- Gyy
Так как обычно См^>СабС + С?» формула (6—49) может
быть упрощена
с/» = и. %.	(6-50)-
Из (6—50)' видно, что напряжение на конденсаторе См прямо
пропорционально величине абсорбционной емкости. Шкала
вольтметра, измеряющего напряжение Un> может быть градуиро-
вана непосредственно в единицах емкости.
Для определения величины СР выполняется второе измерение,
без закорачивания объекта. Измерение напряжения на эталон-
ном конденсаторе производится через 0,1 сек. Это напряжение
пропорционально величине геометрической емкости испытывае-
мого объекта.
Для практических измерений по методу емкость — время при-
меняется прибор ЕВ-3.
Следует отметить, что показатель C^JCP значительно более
чувствителен к увлажнению изоляции трансформаторов, чем ве-
личина Съ/Сы. Однако, как показал опыт измерений, на величину
Сабс/Сг весьма сильно влияют характеристики масла и конст-
руктивные соотношения трансформатора. Поэтому измерения по
методу емкость — время производятся на трансформаторах, не
залитых маслом для контроля сушки трансформаторов.
КОНТРОЛЬ ЗА УВЛАЖНЕНИЕМ МЕТОДОМ ИЗМЕРЕНИЯ
КОЭФФИЦИЕНТА ИСТИННОЙ АБСОРБЦИИ (Я*и)
Как показала практика, для трансформаторов залитых мас-
лом эффективность контроля за увлажнением путем измерения
величин /?ео//?15 и С2/С50 недостаточна, особенно при малых сте-
213
пенях увлажнения. Это связано с малой чувствительностью ука-
занных показателей к увлажнению.
Дальнейшее повышение эффективности контроля может быть
достигнуто при измерении скорости изменения тока абсорбции
в изоляции. В качестве показателя увлажнения может быть при-
нята величина коэффициента истинной абсорбции равная от-
ношению токов абсорбции, измеренных в два последовательных
момента времени и t2,
Ки =	(6-51)
^абс (А)
Для двухслойного диэлектрика (рис. 123) величина тока
абсорбции определяется выражением
___t_
/абс == V »	(6—52)
где io начальное значение тока абсорбции. В таком случае
— h
Ка = е в .	(6—53)
Из (6—53) видно, что величина коэффициента истинной аб-
сорбции определяется постоянной времени процессов междуслое-
вой поляризации 0, которая равна
При увлажнении изоляции возрастают проводимости слоев,
уменьшается постоянная времени 0, а коэффициент истинной
абсорбции увеличивается. Эта закономерность сохраняется так-
же для многослойной изоляции.
Принципиальная схема измерения тока абсорбции в изоляции
представлена на рис. 129. Испытываемый объект Сх заряжается
г
т
Рис. 129. Принципиальная схема из-
мерения тока абсорбции в изоляции:
Б — источник постоянного напряжения;
П — переключатель; Сх — испытываемый
объект; КО — катодный осциллограф.
от источника постоянного напряжения, а затем разряжается
через малое сопротивление г, величина которого значительно
меньше внутреннего сопротивления объекта испытания.
214
Через сопротивление г протекает вначале ток разряда геоме-
трической емкости, который спадает очень быстро, а затем
абсорбционный. Падение напряжения на сопротивлении г по-
дается на вход электронного осциллографа КО. Кривая на экра-
не осциллографа представляет собой (в определенном масштабе)
кривую изменения тока абсорбции.
Для практических измерений в энергосистемах разработан
специальный прибор, включающий зарядное устройство, пе-
реключающие элементы и измерительное устройство, позво-
ляющее непосредственно фиксировать отношение токов абсорб-
ции, измеренных через 0,1 и 0,2 сек после начала разряда (при-
бор ППИ-2).
То обстоятельство, что величина коэффициента истинной аб-
сорбции определяется по величине токов абсорбции, а не полных
токов в изоляции, как это имеет место при определении величины
/?бо/^?15л значительно повышает чувствительность его к увлажне-
нию, исключает зависимость от состояния поверхности изоляции.
Измерения величины Ки хорошо согласуются с данными измере-
ний tg6, однако выполняются значительно проще.
В табл. 29 приведены сравнительные данные измерений по
двум однотипным трансформаторам с различными характеристи-
ками изоляции.
Таблица 29
Сравнительные данные измерений по двум однотипным трансформаторам
с различным состоянием изоляции
Данные трансформаторов	t°c	Ибо Мом	^абс	.«1 S	tgd %		tgd мас- ла, %
20 000 ква: 35/6 кв	10	1600	1,28	1,11	2,9	6,6	о,1
20 000 ква; 35/6 кв	10	2600	1,45 *	1,09	1,5	3,25	0,1
Из сопоставления данных табл. 29 видно, что у трансформа-
тора 1 состояние изоляции значительно хуже, чем у трансформа-
тора 2, на что указывают большее значение tg6 и меньшее значе-
ние сопротивления изоляции. Однако величины Кабс и для
этих трансформаторов отличаются незначительно, в то время как
коэффициент истинной абсорбции Ки у первого трансформатора
вдвое больше, чем у второго.
Результаты измерений коэффициента истинной абсорбции на
ряде трансформаторов в энергосистеме показали эффективность
нового метода, разработанного в лаборатории ТВН Киевского
политехнического института.
215
Глава седьмая
ИЗОЛЯЦИЯ ОБМОТОК ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН
§ 7—1. Требования к изоляции электрических машин
Качество и размеры изоляции обмоток электрических машин
в значительной степени обусловливают надежность работы и тех-
нико-экономические показатели электромашин.
При эксплуатации изоляция электрических машин подвер-
гается действию электрического поля, нагреву, вибрациям и
ударным механическим нагрузкам, увлажнению, а в некоторых
случаях и действию химически активных веществ (паров кислот,
щелочей и др.).
В связи с этим изоляция должна обладать высокой электри-
ческой и механической прочностью, нагревостойкостью, быть не-
гигроскопичной и стойкой по отношению к действию химических
реагентов. Эти качества изоляции обеспечиваются применением
соответствующих электроизоляционных материалов, выбором
толщины, а также технологией обработки изоляции. Важнейшей
характеристикой изоляции является ее нагревостойкость. Она
определяет в значительной мере срок службы изоляции и исполь-
зование активных материалов в электрической машине, ограни-
ченное предельно допускаемым перегревом обмоток. По ГОСТу
8865-58 электроизоляционные материалы классифицируются по
нагревостойкости в соответствии с табл. 30.
Таблица 30
Классы нагревостойкости электроизоляционных материалов
Класс нагревостой- кости	У	А	Е	В	F	Н	С
Рабочая температу- ра, °C .	90	105	120	130	155	180	Выше 180
К классу У относятся непропитанные изоляционные материа-
лы на основе целлюлозы (дерево, бумага, картон, хлопчатобу-
мажное волокно) и натурального шелка. К классу А относятся
материалы класса У, пропитанные масляными, масляно-битум-
ными лаками или погруженные в минеральное масло, а также
изоляция эмальпроводов на основе масляно-битумных лаков.
К классу Е относятся пластмассы на фенолформальдегидных
и меламиноформальдегидных смолах с целлюлозным наполните-
лем (гетинакс, текстолит, триацетатная пленка, изоляция эмаль-
проводов на основе поливинилформалевых лаков).
К изоляции класса В относятся изоляционные материалы из
слюды, стекловолокна и асбеста в сочетании с битумно-масляны-
. 216
ми связующими и пропитывающими составами (микалента, ми-
каниты, стеклолакоткань и др.).
К классу F относятся материалы класса В, но с более нагре-
востойкими связующими и пропитывающими составами.
В класс Н входят материалы класса В с применением в каче-
стве связующих и пропитывающих составов кремнийорганиче-
ских лаков.
К классу С относятся слюда, стекло, фарфор, кварц без
связующих, а также политетрафторэтилен.
В изоляции электрических машин используются изоляцион-
ные материалы классов Е, В, F, Н. Выбор того или иного
класса изоляции определяется условиями работы машины и тех-
нико-экономическими данными, так как с повышением нагрево-
стойкости стоимость изоляции быстро возрастает.
Толщина изоляции определяет важный показатель электриче-
ской машины — коэффициент заполнения паза медью. В настоя-
щее время величина коэффициента заполнения паза медью
составляет 0,3—0,4. Это значит, что 60—70% площади паза за-
полнено изоляцией и только 30—40%—медью. Известно, что
увеличение на один процент заполнения паза медью позволяет
повысить мощность электрического двигателя примерно на 0,75%.
В связи с этим большое значение имеет применение тонкослойной
изоляции, обладающей высокой электрической и механической
прочностью. Рассмотрим некоторые конструкции изоляции обмо-
ток электрических машин.
§ 7—2. Изоляция статорных обмоток
высоковольтных машин
Основным типом изоляции высоковольтных электрических
машин (двигателей и генераторов) является непрерывная ком-
паундированная микалентная изоляция (рис. 130). Катушки
(стержни) изолируются по всей длине микалентой. Количество
слоев микаленты зависит от номинального напряжения машины.
При напряжении 3 кв накладывается 5 слоев микаленты вполна-
хлеста с двухсторонней толщиной (по ширине паза) 2,6 мм. При
напряжении 6 кв накладывается 9 слоев микаленты с двухсто-
ронней толщиной 4,68 мм. Обмотки машин, предназначенных для
работы в тяжелых условиях, изолируются дополнительно одним
слоем микаленты, а машин с повышенной надежностью — двумя
слоями.
Толщина микалентной изоляции статорных обмоток стержне
вого типа (двухсторонняя, по ширине паза) составляет:
U к, кв ............. 3,15	6,3	10,5	13,8	15,7	20
Толщина изоляции, мм .4	6	8	9,5	10,5	14
217
Одновитковые стержни выполняются из обмоточных проводов
ПДА или ПСД без дополнительного усиления изоляции отдель-
ных проводников. Стержень разде-
лен на две половины, между которы-
ми ставится вертикальная проклад-
ка из прокладочного миканита. По-
верх корпусной изоляции наклады-
вается асбестожелезистая лента или
стеклолента, пропитанная полупро-
водящими лаками. Полупроводящий
слой препятствует возникновению
короны в воздушных прослойках в
пазу, так как устраняет разность по-
тенциалов между поверхностью изо-
ляции обмотки и стенками паза.
Обычно полупроводящий слой
выходит за пределены паза, чтобы
устранить коронирование в месте вы-
хода обмотки из паза, где без этого
напряженность электрического поля
в воздухе была бы очень высокой.
Однако у конца полупроводящего
покрытия, имеющего потенциал зем-
ли, напряженности поля будут так-
Рис. 130. Непрерывная изо-
ляция статорной обмотки
высоковольтной машины:
1 — микалента ЛМЧ; 2 — асбес-
товая или киперная лента; 3 —
электрокартон пропитанный.
же высокими и здесь могут возникнуть коронирование и разряды
вдоль поверхности изоляции. Во избежание этого полупроводя-
щее покрытие делают ступенчатым. В пазовой части полупрово-
дящий слой имеет меньшее удельное поверхностное сопротивле-
ние (104—106 ом), а в лобовой части большее (108—109 ом). Бла-
годаря этому выравнивается распределение напряжения вдоль
поверхности изоляции обмотки, уменьшаются напряженности
электрического поля и устраняется появление скользящих разря-
дов. В лобовых частях проводящий слой накладывается на длине
200—250 мм в виде хлопчатобумажной или стеклянной ленты,
пропитанной полупроводящим лаком.
Изоляция катушек и стержней подвергается сушке и компаун-
дировке. Секции обмотки помещаются в вакуумный котел, где
производится сушка изоляции под вакуумом. Затем при полном
вакууме в котел подается расплавленный компаунд и в котле
создается повышенное давление 7—8 ат, способствующее лучше-
му проникновению компаунда в изоляцию. Обычно сушка и ком-
паундировка изоляции производятся многократно. Вначале
сушится и пропитывается изоляция обмоточных проводов, а так-
же межвитковая (в многовитковых обмотках), после чего стерж-
ни и катушки опрессовываются на специальных станках. Затем,
по мере наложения определенного числа слоев микаленты, произ-
218
водятся последующие циклы сушки и компаундировки. После
компаундировки изоляция становится монолитной, в ней отсутст-
вуют крупные воздушные включения.
НОВЫЕ ВИДЫ ИЗОЛЯЦИИ ГЕНЕРАТОРОВ
Изоляцию крупных турбогенераторов мощностью 200—
300 тыс. кет выполняют из стекломикаленты, пропитанной эпок-
сидностирольным компаундом. Стекломикалента накладывается
на стержень обмотки впритык или с зазорами между витками
1,5—2,5 мм. Каждый последующий слой изоляции должен пере-
крывать зазоры между витками предыдущего слоя. В процессе
изолировки изоляция густо промазывается эпоксидностирольным
компаундом. После изолировки стержни подвергаются опрессов-
ке в специальных пресс-формах при высоком давлении и запечке.
В результате опрессовки и запечки изоляция становится моно-
литной, компаунд твердеет и переходит в термореактивное
состояние: при повышении температуры не размягчается.
Электрическая прочность изоляции составляет 15—20 кв!мм,
а ее тангенс угла диэлектрических потерь в нагретом состоянии
не превышает 4—5%.
Весьма перспективным является применение для изоляции
мощных высоковольтных генераторов бумажно-масляной изоля-
ции, аналогичной по конструкции изоляции маслонаполненных
кабелей. Невысокая стоимость этой изоляции, высокая электри-
ческая прочность и хорошее охлаждение маслом позволяют вы-
полнять генераторы с бумажно-масляной изоляцией при напря-
жении 35 и даже ПО кв. В настоящее время имеются опытные
генераторы с изоляцией этого типа.
§ 7—3. Профилактические испытания изоляции
высоковольтных электрических машин
Под действием внешних факторов изоляция электрических
машин стареет, ее характеристики изменяются, электрическая
прочность снижается. Особенно способствуют старению изо-
ляции механические и температурные влияния, действие электри-
ческого поля и, в некоторых случаях, ионизационные разрушения,
а также действие масла, паров кислот и щелочей и др.
Перечисленные факторы приводят к постепенному высыха-
нию, расслоению и растрескиванию изоляции, к образованию
в толще изоляции газовых включений, к механическим поврежде-
ниям — разрывам и порезам.
Старение изоляции происходит неравномерно.
Неоднородность изоляции и внешних воздействий (темпера-
тура, напряженность электрического поля) приводят к тому, что
219
скорость процессов старения на разных участках неодинакова.
Вследствие этого в изоляции образуются места, которые имеют
значительно меньшую электрическую прочность, чем здоровая
изоляция. Опыт эксплуатации электрических машин свидетельст-
вует о том, что в большинстве случаев причиной аварий являются
пробои изоляции в местах образования сосредоточенных дефек-
тов. Чаще всего пробои бывают в местах выхода обмотки из паза,
возле вентиляционных каналов, где наблюдается вспучивание
и разрыв изоляции.
Чтобы предотвратить аварийные повреждения электрических
машин, их изоляцию периодически испытывают для контроля за
ее состоянием и своевременного выявления опасных дефектов.
ИСПЫТАНИЯ ГЛАВНОЙ ИЗОЛЯЦИИ ОБМОТОК
ПОВЫШЕННЫМ НАПРЯЖЕНИЕМ ПРОМЫШЛЕННОЙ ЧАСТОТЫ
Электрическая прочность главной изоляции обмоток электри-
ческих машин должна быть выше уровня напряжений, которые
воздействуют на изоляцию в процессе эксплуатации. Запас элек-
трической прочности изоляции должен учитывать уровень вну-
тренних перенапряжений, а если электрическая машина непо-
средственно связана с воздушной сетью, и возможные величины
импульсных воздействий.
Возникновение местных дефектов в изоляции приводит к сни-
жению электрической прочности, что может стать причиной про-
боя ее при эксплуатации.
Для выявления дефектов, которые представляют опасность
для нормальной эксплуатации, главную изоляцию периодически
испытывают повышенным напряжением промышленной частоты.
Эффективность испытаний определяется прежде всего величиной
испытательного напряжения и длительностью его приложения.
При малом испытательном напряжении опасные дефекты не вы-
являются, а при чрезмерно высоком, наоборот, могут пробиться
те участки изоляции, которые не пробились бы в эксплуатации.
Величина испытательного напряжения зависит также от перио-
дичности испытаний: чем реже проводятся испытания, тем выше
должно быть испытательное напряжение с тем, чтобы обеспечи-
валась надежная работа изоляции на протяжении более долгого
периода.
На основе опыта эксплуатации, для генераторов и синхронных
компенсаторов установлены испытательные напряжения при про-
филактических испытаниях, равные С7ИСп = (1,5-г- 1,7) UH. Если
испытания производятся ежегодно, изоляцию испытывают напря-
жением 1,5 UB, а при испытаниях, проводимых один раз в 2 го-
да,— напряжением 1,7 UH.
Изоляцию статоров электрических двигателей при профилак-
тических испытаниях испытывают напряжениями:
220
Номинальное, кв Испытательное, кв
0,4 и ниже	1
0,5	1,5
2	4
3	5
6	10
10	16
При вводе в эксплуатацию изоляция электрических машин
испытывается более высоким напряжением, чем при профилакти-
ческих испытаниях, равным 75% заводского испытательного на-
пряжения.
Для генераторов, синхронных компенсаторов и двигателей
установлены следующие испытательные напряжения обмоток
статоров при вводе в эксплуатацию:
Мощность более 3 кет и менее
1000 кет при номинальном на-
пряжении выше 36 в
Мощность от 1000 кет и более при
номинальном напряжении до
3300 в
При	номинальном	напряжении
выше 3300 до 6600 в
При	номинальном	напряжении
выше 6600 в
Испытательное напряжение, в
0,75 (2 Uа +1000), но не ниже 1100 в
0,75 (2 i/н+ЮОО)
0,75 (2,5 Uti)
0,75 (2 t/н + ЗООО)
Схема испытаний изоляции приведена на рис. 131. Испытания
проводятся для каждой фазы относительно корпуса и двух дру-
гих заземленных фаз. Дли-
тельность испытания 1 мин.
Для повышения эффек-
тивности испытаний их про-
водят сразу после остановки
машины до ее очистки от пы-
ли и грязи. Это облегчает
выявление местных дефек-
тов.
По этой же причине
вновь вводимые генераторы
и синхронные компенсаторы
испытываются до сушки.
Рис. 131. Принципиальная схема испы-
таний изоляции статорной обмотки вы-
соковольтной машины переменным на-
пряжением:
/ — регулировочный автотрансформатор; 2 —
испытательный трансформатор; 3 — защитное
сопротивление; rf — шаровой разрядник.
ИСПЫТАНИЯ ГЛАВНОЙ ИЗОЛЯЦИИ ОБМОТОК
ВЫПРЯМЛЕННЫМ НАПРЯЖЕНИЕМ
В дополнение к испытанию главной изоляции электрических
машин повышенным переменным напряжением ее испытывают
выпрямленным напряжением. При этом испытании, как показал
опыт, лучше выявляются дефекты в лобовых частях обмотки,
221
вследствие более равномерного распределения напряжения по
поверхности изоляции. Кроме того, при испытаниях выпрямлен-
ным напряжением в некоторых случаях выявляются дефекты,
которые не всегда видны при испытаниях переменным напряже-
нием.
При испытании выпрямленным напряжением распределение
напряжений между слоями изоляции определяется проводимо-
стями слоев.
В электрических машинах со слюдяной изоляцией выпрямлен-
ное напряжение позволяет лучше выявлять дефекты в слюде, так
Рис. 132. Принципиальная схема испытаний
изоляции статорной обмотки высоковольт-
ной машины выпрямленным напряжением:
1 — регулировочный автотрансформатор; 2 — ис-
пытательный трансформатор; 3 — трансформатор
накала; 4 — кенотрон; 5 — испытываемая обмотка.
как на слюду, имеющую
меньшую проводимость,
чем лак и бумага, прихо-
дится большая часть при-
ложенного напряжения.
Важным преимуще-
ством испытания выпрям-
ленным напряжением яв-
ляется возможность изме-
рения токов утечки. В не-
которых случаях большие
значения токов утечки,
несимметрия их по фазам,
а также непропорциональ-
но быстрое увеличение токов утечки при повышении испытатель-
ного напряжения позволяют выявить дефекты в изоляции. Вели-
чина испытательного выпрямленного напряжения принимается
равной (2,4—2,7) t/H, что близко к амплитуде переменного испы-
тательного напряжения 1,517н. В некоторых энергосистемах при-
нимают испытательное напряжение равным (3—3,5) t7H.
На рис. 132 приведена принципиальная схема испытаний вы-
прямленным напряжением.
ИЗМЕРЕНИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ ИЗОЛЯЦИИ (Кео)
И КОЭФФИЦИЕНТА АБСОРБЦИИ (Яв0/Я1в)
Сопротивление изоляции электрических машин уменьшается
при возникновении сквозных дефектов, приводящих к увеличе-
нию проводимости на всем пути от одного электрода к другому.
Это может наблюдаться при поверхностном загрязнении и
увлажнении изоляции, объемном увлажнении, проникшем на
значительную глубину, а также при сквозных местных дефектах
(проколы, порезы), если проводимость в дефектных местах вели-
ка, например если они увлажнены. Следовательно, перечислен-
ные сквозные дефекты можно выявить путем измерения сопро-
тивления изоляции. Дефекты, не имеющие сквозного характера,
измерением сопротивления изоляции не выявляются. Это объяс-
222
няется тем, что неповрежденная часть изоляции ограничивает
величину тока утечки и сопротивление изоляции остается высо-
ким. Исходя из этого, измерение сопротивления изоляции обмо-
ток машин следует рассматривать главным образом, как кон-
трольное испытание, имеющее целью установить отсутствие
сквозных дефектов, которые могли случайно возникнуть, напри-
мер, во время ремонта.
Поскольку сопротивление изоляции зависит не только от со-
стояния изоляции, но и от ее размеров, абсолютная величина со-
противления изоляции для статорных обмоток электрических
машин не нормируется. Результаты измерений сопоставляются
с данными предыдущих измерений для этой же машины. Только
для вновь вводимых машин по ГОСТ 183-55 установлена норма,
согласно которой сопротивление изоляции при температуре 75° С
не должно быть ниже величины, определяемой по формуле
_ Uh
(7-1)
где Uи — номинальное напряжение машины, в;
Рн — номинальная мощность, ква;
R — сопротивление изоляции, Мом.
При измерениях сопротивления изоляции температурный пе-
ресчет можно производить из расчета повышения сопротивления
в 2 раза на каждые 18° С снижения температуры.
Измерение сопротивления изоляции статоров высоковольтных
машин производится мегомметром на 2500 в для каждой фазы
в отдельности по отношению к корпусу и другим заземленным
фазам.
В процессе измерения сопротивления изоляции фиксируются
значения сопротивлений через 15 и 60 сек после начала вращения
рукоятки мегомметра и определяется величина коэффициента
абсорбции /?бо//?15-
Снижение коэффициента абсорбции в изоляции всех трех фаз
обмотки по сравнению с данными предыдущих измерений указы-
вает на увлажнение изоляции, а значительная несимметрия его
по фазам — на наличие местного дефекта в фазе, где коэффи-
циент абсорбции меньше. Для исправной неувлажненной изоля-
ции генераторов при температуре 20—30° С коэффициент абсорб-
ции находится в пределах 1,3—2.
ИЗМЕРЕНИЕ
Измерения тангенса угла диэлектрических потерь изоляции
генераторов не входят в число обязательных испытаний, так как
эти измерения не позволяют выявлять наиболее опасные местные
223
дефекты в изоляции объектов большой емкости, какими являют-
ся генераторы. Действительно, пусть объем изоляции составляет
V см3, а удельные потери в единице объема р вт/см3. В таком слу-
чае общие потери равны
pV = tAoCtgSb
Если в п-ой части объема удельные потери увеличились
в k раз, то общие потери составят
4 = y2°ct^2'
Выражая tg 62 через tg 61, получаем
tg62= (l + ^-Jtgfib
Легко показать, что даже значительное увеличение потерь
в ограниченном объеме не приводит к заметному возрастанию
tg6. Пусть /2= 1000, £ = 20. Тогда
tg62 = 0,019tg6i.
Такое изменение tg6 находится в пределах точности изме-
рений.
Однако измерение tgS позволяет оценить общее состояние
изоляции и, в частности, установить значительное старение изо-
ляции во всем ее объеме. Поэтому в ряде энергосистем произво-
дятся измерения тангенса угла потерь изоляции генераторов.
ИСПЫТАНИЯ ВИТКОВОЙ изоляции
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН
В процессе изготовления обмоток электрических машин и во
время их эксплуатации в изоляции витков многовитковых кату-
шек и секций могут образоваться дефекты, которые приводят
к возникновению витковых замыканий. По статистическим дан-
ным, повреждения витковой изоляции высоковольтных двигате-
лей составляют 30% от общего числа их повреждений. Витковые
замыкания бывают также в обмотках генераторов и синхронных
компенсаторов. В связи с этим испытания витковой изоляции
должны проводиться при изготовлении электрических машин и
в процессе их эксплуатации.
Витковую изоляцию обмоток испытывают до их укладки
в пазы машин, чтобы выявить дефекты, возникшие в процессе
производства. Для обнаружения дефектов витковую изоляцию
необходимо испытать напряжением 500—2000 в на виток — в за-
висимости от рабочего напряжения и мощности машины. Создать
224
такую межвитковую разность потенциалов путем приложения
к концам обмотки пятидесятипериодного напряжения невозмож-
но, так как при этом в обмотке будет проходить недопустимо
большой ток, равный
/ = .	,	(7—2)
где £/исп=(500—2000) w — испытательное напряжение;
w — число витков в испытываемой катушке или секции;
г —активное сопротивление обмотки;
соЛ — индуктивное сопротивление обмотки.
Величину тока можно ограничить за счет увеличения индук-
тивного сопротивления обмотки — при применении испытатель-
ного напряжения высокой частоты (104—105 гц).
Существует ряд схем для испытания витковой изоляции,
в большинстве которых высокочастотное испытательное напря-
жение создается при разряде емкости на испытываемую обмотку.
На рис. 133 представлена принципиальная схема аппарата
Рис. 133. Принципиальная схема аппарата ВЧФ-1-14 для испытания витковой
изоляции секций обмоток высоковольтных электрических машин.
ВЧФ-1-14, разработанного В. Н. Фадеевым, для испытания элек-
трической прочности витковой изоляции секций обмоток высоко-
вольтных электрических машин. Принцип работы аппарата со-
стоит в следующем. Конденсатор С3 заряжается от трансформа-
тора Т. При достижении напряжения, достаточного для про-
боя искровых промежутков разрядника происходит разряд
конденсатора на две, соединенные последовательно испытывае-
мые секции. В образовавшемся контуре, состоящем из емкостей
С3 и сопротивлений и /?2 и испытываемых секций, возни-
кают высокочастотные затухающие колебания, повторяющиеся
100 раз в секунду. Испытательное напряжение регулируется сту-
пенями по 1 кв и может быть доведено до 14 кв при импульсном
токе 3400л. Это обеспечивает получение испытательного напря-
15. Иерусалимов, Орлов
225
жения до 2—3 кв на виток, даже при испытании двухвитковых
секций крупных электрических машин. В случае пробоя витковой
изоляции в одной из секций напряжение небаланса моста, состоя-
Рис. 134. Принципиальная схема
аппарата С-5П-ВЭИ для испыта-
ния витковой изоляции обмоток,
уложенных в пазы машины.
ются импульсы тока. При этом
щего из двух секции и сопро-
тивлений и /?2, подается на
электронный индикатор, кото-
рый фиксирует пробой. Сопро-
тивления и 7?2 служат пле-
чами моста и, кроме того, уве-
личивают затухание высоко-
частотных колебаний.
Наибольшие трудности
представляет испытание витко-
вой изоляции полностью соб-
ранных обмоток в эксплуата-
ции, так как испытательное на-
пряжение, которое необходимо
приложить к концам обмотки
для испытания витковой изоля-
ции, во много раз превышает
прочность главной изоляции.
В этом случае применяется
испытание витковой изоляции
индуктированным импульсным
напряжением. При этом обмот-
ка испытывается по частям.
В непосредственной близости
от испытываемой части обмот-
ки располагается вспомогатель-
ная обмотка, в которой созда-
испытываемой части обмотки ин-
дуктируются значительные импульсные напряжения, обеспечива-
ющие испытание витковой изоляции. На этом принципе устроен
аппарат С-5П-ВЭИ, разработанный М. В. Смирновым. Принци-
пиальная схема аппарата представлена на рис. 134.
Прибор состоит из импульсного генератора, управляющих
контуров, двух электромагнитов и измерительных устройств. Им-
пульсный генератор включает автотрансформатор АТ, высоко-
вольтный испытательный трансформатор Т, газотрон Л\, тира-
трон Л2, конденсатор С. В положительный полупериод конденса-
тор С заряжается через газотрон Л\ от трансформатора Т. При
зарядке конденсатора тиратрон Л2 заперт подачей отрицательно-
го потенциала на сетку от запирающего блока В\. В следующий
полупериод на сетку тиратрона Л2 подается положительный им-
пульс от пик-трансформатора ПТ, который превышает величину
запирающего потенциала. При этом тиратрон Л2 отпирается и
конденсатор С разряжается на обмотку электромагнита ЭМи
226
установленного над пазом статора П. Разряд конденсатора про-
исходит один раз в период. Импульсный ток, проходящий по об-
мотке электромагнита ЭМЪ создает магнитный поток Фь который
сцепляется с проводниками, лежащими в пазу, и индуктирует
в них импульсное напряжение. Амплитуда напряжения, которое
подается на обмотку электромагнита, составляет 3000 в, а индук-
тированное напряжение на один виток испытываемой части об-
мотки — 500 в.
Если под действием индуктированного напряжения произой-
дет пробой витковой изоляции и образуется короткозамкнутый
виток, в нем возникнет электрический ток. Этот ток создает маг-
нитный поток Ф2, часть которого замкнется через контрольный
электромагнит ЭМ2, установленный над тем же пазом, что и элек-
тромагнит ЭМ\. В этом случае загорается неоновая лампочка.
Данный метод позволяет не только испытывать витковую изоля-
цию, но и определять, в каком пазу расположен замкнувшийся
виток.
РАЗДЕЛ ТРЕТИЙ
ВЫСОКОВОЛЬТНЫЕ ИСПЫТАТЕЛЬНЫЕ
УСТАНОВКИ
Глава восьмая
ВЫСОКОВОЛЬТНЫЕ ИСПЫТАТЕЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ
ПРОМЫШЛЕННОЙ ЧАСТОТЫ
И ПОСТОЯННОГО НАПРЯЖЕНИЯ
§ 8—1. Испытательные трансформаторы
Высоковольтное электротехническое оборудование, выпускае-
мое заводами (силовые трансформаторы, электрические машины,
изоляторы, трансформаторы тока и напряжения, выключатели
и др.), проходит заводские испытания, а в период эксплуата-
ции — профилактические испытания повышенным напряжением
промышленной частоты.
Эти испытания, создающие для электрооборудования условия,
приближающиеся к эксплуатационным, позволяют установить со-
стояние изоляции электрооборудования и пригодность его к ра-
боте.
Для проведения испытаний существуют стационарные (в усло-
виях заводов, исследовательских институтов) и передвижные
(для испытаний в эксплуатации) испытательные установки.
Основным элементом высоковольтных испытательных устано-
вок промышленной частоты являются испытательные трансфор-
маторы. Испытательные трансформаторы по своим параметрам
(номинальное напряжение, мощность) должны обеспечивать воз-
можность проведения испытаний соответствующего электрообо-
рудования. Для испытания электрооборудования на классы на-
пряжения 3—220 кв требуются испытательные напряжения
промышленной частоты от 18 до 550 кв. Для электрооборудова-
ния напряжением 500 кв величины испытательных напряжений до-
стигают 1200 кв. Еще более высокие испытательные напряжения
требуются для определения разрядных характеристик изоляции,
а также для испытания оборудования напряжением 750 кв.
Испытательные напряжения до 500 кв могут быть получены
с Помощью единичных испытательных трансформаторов, а свыше
500 кв получают обычно на каскадных установках, состоящих из
нескольких трансформаторов.
Мощности испытательных трансформаторов определяются
величинами испытательных напряжений, а также длительно про-
текающих по обмоткам токов.
228
При испытании изоляции электрооборудования во вторичной
обмотке испытательного трансформатора протекает емкостный
ток, величина которого зависит в основном от емкости испыты-
ваемого объекта
/с = £/исп(оС- 10-3,	(8-1)
где 7С — емкостный ток, а;
С — емкость испытываемого объекта, мкф;
со — угловая частота;
Uисп — испытательное напряжение, кв.
Необходимая мощность испытательного трансформатора
определяется из выражения
Р= С72испсо С  10-3 М.	(8-2)
В табл. 31 приведены емкости некоторых видов электрообору-
дования, значения которых могут быть использованы для расчета
необходимой мощности испытательных трансформаторов. Приве-
денные емкости соответствуют принятым схемам испытаний, т. е.
емкости одной фазы относительно двух других и корпуса. В зави-
симости от величин емкостей и испытательных напряжений мощ-
ности испытательных трансформаторов должны составлять от
единиц до десятков и сотен киловольт-ампер.
Таблица 31
Значения емкостей некоторых видов электрооборудования
Наименование оборудования	Емкость, мкф
Вводы трансформаторов и выключате- лей, выключатели, трансформаторы тока и напряжения, мелкие электро- двигатели 	 Силовые трансформаторы до 20 Мва - Силовые трансформаторы 20 Мва и вы- ше, электродвигатели более 100 ква Турбогенераторы 15 Мва, 10,5 кв Турбогенераторы 58,5 Мва, 10,5 кв . Турбогенераторы 166,5 Мва, 18 кв . Гидрогенераторы 50 Мва, 10,5 кв Гидрогенераторы 50 Мва, 15,75 кв . Гидрогенераторы 103,5 Мва, 13,8 кв . Синхронные компенсаторы:	(0,05—1)  10-3 (2—10) • 10-3 (10—100)  10-3 0,08 0,25 0,32 0,64 0,57 0,94
1,5 Мва, 6,3 кв	 15 Мва, 10,5 кв	 30 Мва, 10,5 кв	 75 Мва, 10,5 кв .	.	0,1 0,11 0,344 0,334
229
Особенностями испытательных трансформаторов являются
кратковременность работы, отсутствие воздействий атмосферных
перенапряжений, а также возможность бросков тока и резких
Рис. 135. Схема испытательного транс-
форматора с одним выводом высокого
напряжения (а) и распределение напря-
жения вдоль обмотки ВН (б):
НН — обмотка низкого напряжения; ВН — об-
мотка высокого напряжения.
спадов напряжения
ваемых объектов.
Эти особенности
тельных трансформаторов:
на выводах при пробоях изоляции испыты-
находят
Рис. 136. Испытательный транс-
форматор ИОМ-ЗОО.
отражение в конструкциях испыта-
в них проще решаются вопросы
охлаждения, значительно ниже,
чем у силовых трансформаторов,
запасы электрической прочности
изоляции. Благодаря этому раз-
меры испытательных трансформа-
торов во много раз меньше сило-
вых. Защита трансформаторов от
перенапряжений, возникающих
при резких спадах напряжения,
осуществляется с помощью ем-
костных колец, экранов и путем
усиления изоляции первых витков
обмоток. Для ограничения брос-
ков тока в цепь высокой стороны
включается защитное сопротивле-
ние из расчета 0,5—1 ом на 1 в
номинального напряжения транс-
форматора.
Испытательные трансформато-
ры выполняются обычно однофаз-
ными, поскольку электрооборудо-
вание испытывается пофазно. Об-
(ВН) чаще всего имеет один вы-
мотка высшего напряжения
вод, а второй конец обмотки соединен с корпусом и сердечни-
ком. Такая схема обмотки ВН, приведенная на рис. 135, соответ-
ствует условиям испытаний электрооборудования и позволяет
испытывать изоляцию по отношению к заземленному корпусу.
Изоляция обмотки ВН трансформатора может быть выполнена
ступенчатой, с уменьшением ее в направлении от линейного кон-
ца обмотки к ее заземленному концу. Заземление корпуса транс-
230
форматора облегчает условия эксплуатации по технике безопас-
ности. Легче производятся измерение и осциллографирование
тока — путем включения измерительных приборов в заземленный
конец обмотки. Трансформаторы выполняются с магнитопровода-
ми броневого типа и концентрически расположенными обмотками
НН и ВН на среднем стержне. Изоляцией между обмотками
и сердечником является трансформаторное масло и система
барьеров в виде изолирующих цилиндров и угловых (воротнико-
вых) шайб.
Между обмотками ВН и НН имеется медный экран в виде
разрезанного цилиндра, соединенный с баком трансформатора.
Экран служит для защиты обмотки НН от электростатического
наведения высоких потенциалов со стороны обмотки ВН.
На рис. 136 приведен общий вид испытательного трансформа-
тора напряжением 300 кв.
Московский электрозавод выпускает трансформаторы типа
НОМ (испытательный однофазный масляный), основные харак-
теристики которых приведены в табл. 32.
Таблица 32
Основные технические данные испытательных трансформаторов
Московского электрозавода
Тип
Номинальное
напряжение
ИОМ-100/25
ИОМ-100/100
ИОМ-ЗОО/ЗОО
ИОМ-500/500К
25
100
300
500
100
100
300/150
500
0,2 или 0,35
0,2 или 0,35
3,3 или 6,6
3 или 6
12
10
5/2,5
5
4
5
11
12
525
990
20 000
31 000
Обмотка НН трансформатора ИОМ-ЗОО/ЗОО имеет две ветви,
при последовательном соединении которых номинальное напря-
жение вторичной обмотки равно 150 кв при номинальной мощ-
ности 150 ква.
В некоторых случаях испытательные трансформаторы выпол-
няются с двумя выводами обмотки ВН (рис. 137), причем сред-
няя точка обмотки присоединяется к сердечнику и корпусу. Изо-
ляцию выводов в этом случае можно выполнять на половинное
напряжение. Недостатком схемы с двумя выводами является
невозможность испытывать полным напряжением испытательно-
го трансформатора изоляцию электрооборудования по отноше-
нию к заземленному корпусу, так как величина испытательного
напряжения ограничивается половиной номинального напряже-
231
ния испытательного трансформатора. Этот недостаток может
быть устранен при изоляции обмотки НН от сердечника на поло-
винную величину высокого напряжения. При этом один вывод
обмотки ВН может быть заземлен.
Тогда сердечник и корпус получают потенциал £7Н /2 по отно-
шению к обмотке НН и к земле. Корпус трансформатора должен
быть изолирован от земли.
Для передвижных испытательных установок небольшой мощ-
ности иногда используются трансформаторы рентгеновских аппа-
Рис. 137. Схема испытательного
трансформатора с двумя выводами
высокого напряжения (а) и распре-
деление напряжения вдоль обмотки
ВН (б):
НН — обмотка низкого напряжения; ВН —
обмотка высокого напряжения.
Рис. 138. Схема включения
компенсирующей индуктивнос-
ти через промежуточный транс-
форматор:
ИТ — испытательный трансформа-
тор; ПТ — промежуточный транс-
форматор; L — компенсирующая
индуктивность.
ратов, а также трансформаторы напряжения. При использовании
трансформаторов напряжения в режиме испытаний допускаются
их пятикратные перегрузки по току.
При большой емкости испытываемых объектов необходимая
мощность испытательного трансформатора может быть уменьше-
на путем компенсации емкостного тока объекта. С этой целью
параллельно обмотке ВН испытательного трансформатора под-
ключается индуктивность, которая потребляет индуктивный ток,
что эквивалентно генерированию емкостного тока.
В этом случае величина нагрузки испытательного трансфор-
матора без учета активной составляющей равна
Р = (<оС • 10-6 --JL) . 103 [кеа], (8-3)
где 17исп испытательное напряжение, кв;
С — емкость объекта, мкф;
L — индуктивность компенсирующей катушки, гн;
со — угловая частота.
На рис. 138 приведена схема включения компенсирующей
индуктивности через промежуточный трансформатор.
Ограниченная мощность испытательных трансформаторов
создает значительные трудности при проведении испытаний
232
в условиях больших предразрядных токов. Такйе условия могут
иметь место, например, при определении мокроразрядных харак-
теристик изоляторов или при испытаниях загрязненной изоляции.
Большие предразрядные токи вызывают значительную посад-
ку испытательного напряжения в основном за счет падения
напряжения на индуктивном сопротивлении испытательного
трансформатора и регулятора напряжения.
Для поддержания стабильности испытательного напряжения
в условиях протекания больших предразрядных токов Г. Н. Але-
ксандров и В. Е. Кизеветтер (ЛПИ) предложили схему испыта-
ний с продольной емкостной компенсацией индуктивного сопро-
тивления испытательной установки (рис. 139).
При полной компенсации, когда емкостное сопротивление
тановки:
ИТ — испытательный трансформатор;
С — конденсатор; ИП — искровой за-
щитный промежуток; R — защитное со-
противление.
Рис. 140. Определение коэффициента не
кажения синусоидальности кривой на
пряжения.
конденсатора хс равно индуктивному сопротивлению испытатель-
ной установки Х[ , посадка напряжения может быть определена
из соотношения
4^- = 4-----.	(8—4)
U /н С/.100 /1+ с2
где АСУ —посадка напряжения;
U — испытательное напряжение;
I — предразрядный ток;
UH и /н — номинальные напряжение и ток испытательно-
го трансформатора;
«к %—напряжение короткого замыкания испытатель-
ной установки;
XL
с= — ; г и xl— активное и индуктивное сопротивления испыта-
тельной установки.
233
При продольной компенсации установка не подвергается
опасности в режиме короткого замыкания, поскольку предусмо-
трено шунтирование конденсатора искровым промежутком после
завершения разряда. Шунтирующий искровой промежуток выби-
рается таким, чтобы его пробой происходил при токе, равном
номинальному току трансформатора. Шунтирование конденсато-
ра приводит к резкому уменьшению тока короткого замыкания
и к разгрузке трансформатора. Создание конденсатора для
продольной компенсации индуктивности испытательного транс-
форматора не представляет трудности. Так, для испытатель-
ной установки, состоящей из испытательного трансформатора
ИОМ-100/100 и регулировочного автотрансформатора АСМК-
100/0,5 мощностью 75 ква 100%-ная компенсация обеспечивается
конденсатором емкостью 0,06 мкф на номинальное напряжение
20 кв.
При испытаниях переменным напряжением промышленной
частоты необходимо иметь строго синусоидальную кривую испы-
тательного напряжения. Коэффициент искажения кривой напря-
жения не должен превышать 5%. Проверка величины коэффи-
циента искажения может быть выполнена графоаналитическим
методом. Кривая напряжения осциллографируется и вычерчи-
вается (рис. 140). Период исследуемой кривой разбивается на
12 равных частей и измеряются ординаты уь у2... у и в точках де-
ления. Амплитуда основной синусоиды равна
А = |/а2 + 63.	(8—5)
а начальная фаза ее определяется равенством
tg^ = V-	(8—6).
Если отрицательная и положительная полуволны кривой на-
пряжения одинаковы, величины а и b определяются формулами
я = (yi + VЗу2 + 2г/з Зу4 + у$);	(8—7)
6 = 4 (КЗг/1.+: У2 - z/4 - VЗу5).	(8-8)
Коэффициент искажения определяется как отношение наи-
большей разности ординат точек кривой и основной синусоиды
к амплитуде синусоиды
k = d-=^- 100%.	(8—9)
234
§ 8—2. Каскадные испытательные установки
Для получения испытательных напряжений промышленной
частоты свыше 500 кв применяются каскадные установки, состоя-
щие обычно из 2—3 трансформаторов. Вторичные обмотки транс-
форматоров соединены последовательно, что позволяет получить
на выходе испытательной установки напряжение, равное сумме
напряжений единичных трансформаторов. На рис. 141 представ-
Рис. 141. Схема трехэлементного каскада на 1500 кв:
НН — обмотки низшего напряжения; ОН — обмотки возбуждения;
ВН — обмотки высшего напряжения.
лена схема трехэлементного каскада испытательных трансформа-
торов на 1500 кв Московского электрозавода.
Поскольку обмотки ВН трансформаторов соединены последо-
вательно, а один из полюсов каждой обмотки соединен с корпу-
сом и сердечником, корпуса второго и третьего трансформаторов
приобретают потенциалы соответственно 500 и 1000 кв и должны
быть изолированы от земли, а также друг от друга. Изоляция
трансформаторов осуществляется с помощью опорных изолирую-
щих конструкций. Наряду с корпусами второго и третьего транс-
форматоров высокие потенциалы по отношению к земле, равные
соответственно 500 и 1000 кв, получают обмотки НН этих транс-
форматоров, присоединенные одним концом к корпусам и сердеч-
никам. В связи с этим питание обмоток НН не может произво-
диться непосредственно от сети и осуществляется с помощью
специальных обмоток возбуждения (ОВ), имеющихся в первом
235
и втором трансформаторах. Обмотки ОВ имеют такое же коли-
чество витков, как и обмотки НН. Они расположены вблизи вы-
соковольтных выводов обмоток ВН и присоединяются к ним од-
Рис. 142. Общий вид каскада испы-
тательных трансформаторов на
1500 кв.
ним концом. Таким образом,
каждая обмотка ОВ имеет по
отношению к земле потенциал,
равный потенциалу обмотки
НН следующего трансформато-
ра. Как видно из рис. 141, внут-
ренняя изоляция трансформато-
ров и их высоковольтные выво-
ды должны быть рассчитаны на
напряжение 500 кв.
Мощность первого элемента
каскада равна выходной мощ-
ности всего каскада; мощность
второго элемента равна 2/з
мощности каскада. Таким об-
разом, суммарная мощность
трех элементов каскада равна
удвоенной мощности каскада
на выходе.
На рис. 142 показан общий
вид каскада на 1500 кв, уста-
новленного в высоковольтной
лаборатории Запорожского
трансформаторного завода.
Наиболее мощная каскад-
ная установка напряжением
2250 кв и мощностью 4950 ква установлена на наружном испыта-
тельном стенде Ленинградского политехнического института.
§ 8—3. Регулирование напряжения
испытательных трансформаторов
Для проведения испытаний электрооборудования необходимо
точное и плавное регулирование испытательного напряжения.
С этой целью первичная обмотка испытательного трансформа-
тора получает питание от регулировочного устройства, позволяю-
щего изменять первичное напряжение трансформатора от нуля
до его номинального значения.
Простейшим способом регулирования напряжения трансфор-
маторов небольшой мощности (до 2—3 ква) является регулиро-
вание с помощью переменного омического сопротивления, вклю-
ченного по потенциометрической схеме (рис. 143).
Широкое применение для регулирования напряжения полу-
236
чили различные автотрансформаторы. На рис. 144 представлена
электрическая схема автотрансформатора. Снимаемое с авто-
трансформатора напряжение равно
U2 « U,	(8-10)
где t7i — первичное напряжение;
0)1 — число витков первичной обмотки между точками АВ;
о)2 — число витков вторичной обмотки между‘точками 4С.
Путем изменения числа витков 0)2 можно регулировать напря-
жение с нуля до максимума с точностью, определяемой напряже-
Рис. 143. Схема регулирования
напряжения испытательного транс-
форматора малой мощности с по-
мощью омического сопротивления,
включенного по потенциометриче-
ской схеме.
Рис. 144. Схема регулиро-
вочного автотрансформа-
тора.
нием на одном витке, конструкцией и размерами подвижного
контакта.
Московский электрозавод выпускает автотрансформаторы
с плавным регулированием вторичного напряжения, осущест-
вляемым путем изменения индуктивной связи обмоток. На
рис. 145 приведена электрическая схема соединения обмоток
автотрансформатора. Первичная обмотка состоит из катушек А
и В, соединенных последовательно, но имеющих разное направ-
ление намотки витков. Вторичная обмотка, соединенная с первич-
ной по автотрансформаторной схеме, состоит из катушек Б и Г.
Катушка Б имеет одинаковое с катушкой А направление намот-
ки, а катушка Г намотана в направлении, обратном направлению
намотки витков катушки В. Поверх этих обмоток размещена
короткозамкнутая обмотка П, которая может перемещаться
в осевом направлении посредством ручного или моторного про-
вода. В зависимости от положения катушки П, приложенное на-
пряжение распределяется не одинаково между катушками А и В
первичной обмотки. Если обмотка П находится в крайнем верх-
нем положении, благодаря ее размагничивающему действию
237
почти все первичное напряжение U\ ложится на катушку А.
В этом случае вторичное напряжение равно
U'2 ~
где Д17' — добавочное напряжение, индуктируемое в катушке Б.
При крайнем нижнем положении обмотки П почти все пер-
вичное напряжение ложится на катушку В. Тогда вторичное на-
пряжение равно
U'2	Ui — MJ",
где MJ"— противоположное по фазе добавочное напряжение,
индуктируемое в катушке Г.
При MJ'=MJ" =U\ регулирование напряжения может осуще-
ствляться в пределах от 0 до 2 U\. Повышение напряжения от
минимального до максимального значения продолжается около
Рис. 145. Схема обмоток
автотрансформатора с
плавным регулированием
вторичного напряжения.
Рис. 146. Схема соедине-
ния обмоток однофазно-
го индукционного регу-
лятора напряжения:
СТ — обмотка статора; Р —
обмотка ротора.
1 мин при моторном приводе и около 2 мин при ручном регулиро-
вании. В табл. 33 приведены основные технические характери-
стики однофазных регулировочных автотрансформаторов Мос-
ковского электрозавода.
Регулирование напряжения может осуществляться с помощью
индукционного регулятора, представляющего собой однофазный
(или трехфазный) асинхронный двигатель с заторможенным ро-
тором. Обмотки статора и ротора соединены между собой гибким
кабелем по автотрансформаторной схеме, как показано на
рис. 146. Напряжение сети U\ подается на обмотку статора, а ре-
гулируемое напряжение U2 снимается с последовательно соеди-
238
Таблица 33
Основные технические характеристики автотрансформаторов
производства Московского электрозавода
Тип	Напряжение, в		Номиналь- ная мощ- ность, ква	Вес с мас- лом, кГ
	первич- ное U\	вторичное		
АОСК 25/0,5	220	230-0	25	270
	380	400—0	25	
АОМК 100/0,5	220	230—0	100	
	220	400—0	100	2100
	380	400—0	100	
АОМК 250/0,5	220	230—0	250	4925
	380	400—0	250	
ненных обмоток статора и ротора. С помощью червячной пере-
дачи ротор может поворачиваться вокруг оси. В зависимости от
взаимного расположения обмоток статора и ротора магнитный
поток статора будет индуктировать в обмотке ротора э.д.с.» про-
порциональную Фет - cos а, где Фет —полный магнитный поток
статора, а а — угол между осями обмоток ротора и статора. Та-
ким образом, регулирование напряжения может осуществляться
в пределах
U2 = Ui ± MJ,
где ±Д[/ — добавочное напряжение, индуктируемое в обмотке
ротора соответственно при cos а = 1 и cos а = —1.
Для питания крупных испытательных трансформаторов
ИОМ-500-К и каскадных испытательных установок применяются
специальные двигатель-генераторные установки. В этих установ-
ках синхронный или асинхронный двигатель приводит во враще-
ние синхронный генератор, напряжение которого подается на
испытательный трансформатор. Регулирование напряжения осу-
ществляется путем изменения тока в обмотке возбуждения син-
хронного генератора. Независимое питание от двигатель-генера-
торной установки обеспечивает синусоидальность кривой питаю-
щего напряжения, независимость величины испытательного
напряжения от колебаний напряжения сети, плавность регули-
ровки. Кроме того, необходимая величина первичного напряже-
ния испытательного трансформатора 3 или 6 кв получается непо-
средственно от синхронного генератора, без промежуточной
трансформации.
239
На рис. 147 представлена схема двигатель-генераторной уста-
новки для питания каскада 1000 кв, 1000 ква.
Синхронный двигатель СД и синхронный генератор СГ наса-
жены на одном валу. Двигатель СД возбуждается от возбудителя

Рис. 147. Схема питания двигатель-генераторной установки
для питания каскада 1000 кв, 1000 ква:
СД — синхронный двигатель; СГ — синхронный генератор; Ш\ — шины
сети 6 кв, питающей двигатель; Ш2 — шины генераторного напряжения;
Д\ — двигатель постоянного тока для дистанционной регулировки воз-
буждения синхронного двигателя; ВД — возбудитель синхронного дви-
гателя; ВГ — возбудитель генератора; Дч — двигатель сериесного реос-
тата возбуждения генератора; Д3— двигатель шунтового реостата воз-
буждения генератора; С — сельсин—указатель положения сериесного
реостата возбуждения генератора.
ВД, сидящего с ним также на одном валу. Запуск синхронного
двигателя осуществляется как запуск асинхронной машины. Для
увеличения асинхро*нного вращающего момента обмотка возбуж-
240
дения двигателя замыкается на сопротивление Для уменьше-
ния пусковых токов двигатель запускается через автотрансфор-
матор при пониженном напряжении. Запуск производится в сле-
дующей последовательности.
При включенном выключателе В{ и отключенном выключателе
В2 включается масляный выключатель В. При этом пониженное
напряжение с автотрансформатора подается на обмотку статора
двигателя. Когда двигатель наберет обороты и ток статора до-
стигнет установившегося значения, включается выключатель В2,
шунтирующий автотрансформатор и подающий на обмотку ста-
тора полное линейное напряжение. После достижения подсин-
х.ронной скорости двигатель возбуждается и втягивается в син-
хронизм. Ток возбуждения регулируется дистанционное помощью
переменного сопротивления и двигателя Д\.
Схема возбуждения синхронного генератора СГ позволяет
дистанционно — с пульта управления — осуществлять переклю-
чение обмотки возбуждения с возбудительного агрегата на гаси-
тельное сопротивление г2, а также регулировать сопротивление
R2 в цепи возбуждения генератора и сопротивление /?з в цепи
шунтовой обмотки возбудителя. Это позволяет дистанционно воз-
буждать генератор и плавно регулировать величину тока возбуж-
дения, а следовательно, и величину напряжения, подаваемого на
первую ступень каскада трансформаторов.
§ 8—4. Высоковольтные испытательные установки
постоянного напряжения
СХЕМЫ ВЫПРЯМЛЕНИЯ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
Высокое постоянное напряжение получается при выпрямле-
нии переменного напряжения с помощью выпрямительных
устройств, которые пропускают ток в одном направлении, при
определенной полярности их электродов. В высоковольтных
Рис. 148. Кенотрон КР-ПО.
испытательных установках используются главным образом элек-
тронные и газонаполненные, а также твердые полупроводниковые
выпрямители.
Электронный выпрямитель-кенотрон (рис. 148) представляет
собой двухэлектродную лампу, в которой используется явление
электронной эмиссии накаленного катода. Ток через кенотрон
16. Иерусалимов, Орлов
241
проходит только в тот полупериод приложенного переменного на-
пряжения, когда катод имеет отрицательный потенциал по отно-
шению к аноду. При изменении полярности электродов ток через
кенотрон не проходит, так как высокий вакуум в приборе являет-
ся хорошим диэлектриком. Катод выполняется из вольфрамовой
нити, накал которой осуществляется пропусканием по ней тока
9а от специального трансформатора накала. Анод выполняется
обычно в виде круглой вольфрамовой, молибденовой или танта-
ловой пластинки, укрепленной на молибденовой трубке.
Рентгеновские кенотроны КР-110 и КР-220, которые чаще
всего используются в высоковольтных испытательных установ-
ках, рассчитаны на длительное пропускание тока 30 ма и на на-
пряжение, выдерживаемое в нерабочий полупериод (обратное
напряжение), равное соответственно НО и 220кв. Для получения
более высоких значений тока кенотроны могут быть включены
параллельно, а для повышения рабочего напряжения — последо-
вательно.
При необходимости получать от испытательной установки
большие значения токов в качестве выпрямителей используются
газотроны с ртутным заполнением (рабочее давление порядка
10~3 мм рт.ст.). В тот полупериод, когда оксидный накаливаемый
катод газотрона имеет отрицательную полярность, между като-
дом и анодом зажигается дуга и газотрон пропускает ток. Элек-
троны, летящие из накаленного катода, создают в парах ртути
много положительных ионов, которые компенсируют отрицатель-
ный объемный заряд у катода. Благодаря этому в газотронах не
возникает ограничение тока за счет действия объемных зарядов,
как это наблюдается в кенотронах.
Из-за низкой электрической прочности межэлектродного
промежутка газотроны обычно изготовляются на рабочее напря-
жение до 15—20 кв, однако имеются конструкции газотронов
(с промежуточными электродами и принудительным линейным
Рис. 149. Однополупсриодная схе-
ма выпрямления переменного на-
пряжения:
Т — трансформатор; К — кенотрон;
/?н— нагрузка.
распределением напряжения между ними), рассчитанные на об-
ратное напряжение 250—300 кв. В газотронах напряжением до
20 кв можно получить токи до 10 а, а при 200—300 кв — до 1а.
В последнее время начинают находить применение высоко-
вольтные испытательные установки с твердыми полупроводнико-
выми выпрямителями: селеновыми, германиевыми, кремниевыми.
Последовательным соединением полупроводниковых выпрямите-
лей можно получить выпрямитель на весьма высокое напряжение.
242
Основными преимуществами твердых полупроводниковых
выпрямителей являются отсутствие постороннего питания, высо-
кий к. п. д. порядка 98%, постоянная готовность к работе и долго-
вечность.
Простейшая схема выпрямления переменного напряжения
представлена на рис. 149. Ток в цепи протекает в течение одного
полупериода переменного напряжения, когда катод имеет отри-
цательный потенциал относительно анода. Мостовая схема вклю-
чения кенотронов (рис. 150) позволяет осуществить двухполупе-
Рис. 150. Мостовая схема двухполупериодного выпрямления.
риодное выпрямление, когда ток во внешней цепи протекает
в одном направлении в обоих полупериодах. Направление тока
в каждый полупериод показано стрелками. Преимуществами
двухполупериодной схемы являются меньшая пульсация выпрям-
ленного напряжения, чем в однополупериодной схеме, и более-
благоприятные условия работы кенотронов.
Так как кенотроны в мостовой схеме включены последова-
тельно по два, то на каждый кенотрон в нерабочий полупериод
приходится обратное напряжение, равное половине амплитуды
напряжения трансформатора.
В испытательных установках на более высокое напряжение,
чем то, которое может быть получено путем выпрямления напря-
жения единичного трансформатора, применяются схемы умноже-
ния напряжения.
Простейшая схема выпрямления и удвоения напряжения
представлена на рис. 151.
В один полупериод, когда выпрямитель пропускает ток,
емкость С заряжается до амплитудного значения напряжения
трансформатора t7M. Во втором полупериоде напряжение транс-
форматора суммируется с напряжением на конденсаторе. На вы-
ходе схемы получается пульсирующее выпрямленное напряжение,
изменяющееся от нуля до удвоенного напряжения трансформа-
тора. Кенотрон в схеме оказывается под воздействием двойного
напряжения 2 Uм.
16*
243
На рис. 152 изображена схема удвоения другого типа. В один
полупериод через кенотрон Ki конденсатор Ci заряжается до на-
пряжения (7М. В результате суммирования напряжения трансфор-
Рис. 151. Схема выпрямления и удвоения напряжения:
Т — трансформатор; Л — кенотрон; С — конденсатор; /?н — нагрузка.
матора и напряжения на конденсаторе напряжение между точ-
ками 0 и 2 пульсирует от нуля до 2 UM, подобно тому, как это
имеет место в схеме рис. 151. Под действием этого напряжения
конденсатор С2 заряжается через кенотрон К2 до напряжения
2 UM. Кенотрон К2 препятствует разряду емкости С2 в полупе-
риод, когда она не заряжается. При холостом ходе схемы потен-
циал точки 2 изменяется по закону
Uu (1 + cos со/),
а в точке 3 он сохраняет постоянную величину 2 UM.
Если в схеме имеется нагрузка, то происходит разряд емко-
стей Ci и С2 на нагрузку и их подзаряд, в результате чего кривая
напряжения на выходе искажается, а максимальное напряжение
падает. На рис. 153 приведены кривые напряжения в отдельных
точках схемы.
В течение значительной части периода (участки АВ, CD) кон-
денсатор С2 разряжается на сопротивление нагрузки по кривой,
близкой к экспоненте. При этом конденсатор теряет заряд
AQ =/Ср-Г,	(8—11)
где Iср — среднеарифметическое значение тока;
Т = -j--период;
f — частота переменного тока.
Разность между максимальным и минимальнььм напряжением
называется пульсацией напряжения 6t7. Величина пульсации
равна
&Q __ /ср
(8-12).
244
После того, как напряжение в точке 3 делается меньше, чем
сумма напряжений на трансформаторе и конденсаторе Сь отпи-
рается кенотрон и конденсатор С2 вновь заряжается др своего
ния и удвоения напряжения
с двумя конденсаторами и
кенотронами:
Т — трансформатор; Ль Кг — ке-
нотроны; С\, Сг — конденсато-
ры; Кн — нагрузка.
рис. 152 одноступенчатого выпрямителя с
нагрузкой:
1 — напряжение источника питания; 2 и 3 — из-
менение потенциалов в точках 2 и 3; 4 — напря-
жение на конденсаторе С\; 5 — напряжение на вы-
ходе схемы при холостом ходе.
максимального напряжения (участки ВС, DE). При этом конден-
сатор (?1 разряжается и напряжение на нем снижается (участки
В'С' и D'E') на величину
6Z7 =
Напряжение на конденсаторе С] восстанавливается путем за-
рядки через кенотрон К\ (участок G'H'). Максимальное напря-
жение на выходе схемы имеет место в момент, когда конденса-
тор Ci разряжен, и равно
t/M + (t/м - 6U) = 2UM - 6U.	(8-13)
Разность между максимальным напряжением при холостом
ходе и максимальным напряжением при нагрузке называется
падением напряжения Д(7. В данной схеме
At/ = 2t/M-(2t/M — 6U) = 6U = £?-.	(8—14X
КАСКАДНЫЙ ГЕНЕРАТОР
ПОСТОЯННОГО НАПРЯЖЕНИЯ
Высокие постоянные напряжения 1 —1,5 Me могут быть полу-
чены с помощью каскадного генератора постоянного напряжения,
принципиальная схема которого представлена на рис. 154. Схема
состоит из нескольких каскадов, каждый из которых представ-
245
ляет собой схему удвоения напряжения, изображенную на
рис. 152. Конденсатор С3 и кенотрон /С3 присоединены к точкам 2
и 3 первого каскада, напряжение между которыми пульсирует
Рис. 154. Принципиальная схема
каскадного генератора постоянно-
го напряжения.
Рис. 155. Общий вид каскадного
генератора постоянного напряже-
ния на 1,5 Мв.
с амплитудой 2 UM. В результате этого конденсатор С3 заряжает-
ся до напряжения 2 (7М, а напряжение в точке 4 пульсирует от
2 UM до 4Uм
= ^2 + ^С3 =	+ UM COSCO/ + 2t/M =
= UM (1 + cosco/) + 2t/M,	(8—151
где	Ut — напряжение в точке 4-
U2 = Um + Um cos со/ — напряжение в точке 2;
2UMUc3 —напряжение на конденсаторе С3.
Напряжение на кенотроне Кз пульсирует от 0 до 2 Uм
UK3 = U<—U3=UM(1 + cosco/) +2t7M - 2t/M =
= ^м(1 + COSCO/).	(8—16)]
246
От этого напряжения заряжается конденсатор С4. Потенциал
точки 5 равен сумме напряжений конденсаторов С2 и С4
= Uc2+UCi = 2UM + 2UU =
При п ступеней генератора напряжение на выходе при холо-
стом ходе оказывается равным
U^ = 2nU«.	(8-17)
Пульсация напряжения всей установки при нагрузке склады-
вается из пульсаций ступеней каскада и может быть представле-
на выражением
8U =	п .	(8—18)
Падение напряжения в схеме каскада может быть определено
по формуле
&и= -7г(т"3 + 4"!-тг)-	<8-19»
Из (8—19) видно, что с увеличением числа ступеней падение на-
пряжения быстро возрастает.
При выполнении каскадных генераторов серьезные трудности
представляет осуществление накала кенотронов. Потенциалы
катодов кенотронов от ступени к ступени возрастают, и потен-
циал по отношению к земле катода последнего кенотрона равен
полному напряжению генератора. При использовании трансфор-
маторов накала, питаемых от сети, приходится применять много-
ступенчатую каскадную схему, усложняющую всю установку.
Другой возможностью является питание нитей накала от генера-
торов с самовозбуждением, посаженных на изолирующий верти-
кальный вал, приводящийся во вращение расположенным внизу
двигателем.
Указанные трудности отпадают при использовании в качестве
выпрямителей твердых полупроводниковых вентилей.
На рис. 155 представлен общий вид каскадного генератора
на 1,5 Мв.
Глава девятая
ГЕНЕРАТОРЫ ИМПУЛЬСНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
И ГЕНЕРАТОРЫ ВНУТРЕННИХ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
§ 9—1. Одноступенчатый генератор
импульсных напряжений
Большинство видов высоковольтного электрооборудования
подвергается типовым импульсным испытаниям, для установле-
ния характеристик импульсной прочности электрооборудования.
247
Источниками импульсных испытательных напряжений являются
генераторы импульсных напряжений (ГИН). В простейшем слу-
чае одноступенчатого ГИН его схема имеет вид, представленный
на рис. 156.
Конденсатор Сг заряжается через кенотрон К и защитное
сопротивление R3 от высоковольтного испытательного трансфор-
матора Т. Когда напряжение на конденсаторе СР достигает вели-
Рис. 156. Принципиальная схема одноступенчатого генератора
импульсных напряжений:
Т — высоковольтный испытательный трансформатор; К — кенотрон; Сг—
конденсатор; 7?3 — защитное сопротивление; Р — шаровой разрядник;
Сф— фронтовая емкость; Гф — фронтовое сопротивление; /?хв— разряд-
ное хвостовое сопротивление; ИО — испытываемый объект.
чины пробивного напряжения искрового промежутка Р, происхо-
дит пробой этого промежутка, и конденсатор Сг начинает раз-
ряжаться на сопротивление 7?хв (хвостовое сопротивление) и
емкость Сф (фронтовая емкость) через сопротивление Гф (фрон-
товое сопротивление). Так какднапряжение на конденсаторе Сф
не может мгновенно возрасти, напряжение на выходе схемы воз-
растает с нуля до максимального значения, а затем спадает до
нуля. Таким образом, на выходе схемы формируется импульсная
волна, воздействующая на испытываемый объект. Процесс фор-
мирования импульсной волны можно условно и с некоторыми
допущениями расчленить на две стадии. На первой стадии про-
исходит зарядка емкости Сф; при этом формируется фронт волны.
На второй стадии емкости Сг и Сф разряжаются на сопротивле-
ние /?хв; при этом формируется хвост волны. Если пренебречь
распределенной емкостью и индуктивностью в разрядном конту-
ре, форма импульса w2(/) будет определяться только параметра-
ми схемы Сг, Сф, Гф , /?хв.
Установим связь параметров импульсной волны и параметров
ГИН.
Для стандартной импульсной волны время фронта 1,5 мксек
значительно меньше времени спада волны, которое составляет
80—100 мксек (40 мксек — время спада волны до половины ам-
плитуды). В связи с этим время зарядки емкости Сф значительно
248
меньше времени разряда емкости Сг, и можно принять, что в пе-
риод зарядки емкости Сф емкость Сг не разряжается через /? хв,
т. е. в период формирования фронта /?хв—оо, Наоборот, при спа-
де напряжения можно считать обе емкости Сг и Сф заряженными
до одного напряжения, равного напряжению на конденсаторе С г,
поскольку Сф Сг.
Изменение напряжения при зарядке емкости Сф и принятых
допущениях определится уравнением
/	_ t \
и2 = U \1 - е ФЛ	(9—1)
где	U —напряжение на конденсаторе Сг;
7ф = СфГф — постоянная времени зарядки емкости Сф через
сопротивление Гф.
Используя параметры условного фронта волны (рис. 157), на
основании (9—1) можно составить два уравнения:
для точки А
(_ 1 \
1-е Гф /;	(9—2)
для точки В
/ — \
0,917 =£/\1-е Гф/.	(9—3)
Уравнения (9—2) и (9—3) преобразуются в виде
е	Ф = 0,7;	(9—4)
t,
е	Ф =0,1.	(9—5)
Разделив (9—4) на (9—5), получаем
tn—
т
е Ф = 7.	(9—6)
Отсюда
/2 —^ = ТФ1п7.	(9—7)
Из подобия треугольников АВС и Д]В|С1 можно записать
АС ВС h— _ O,9t7 — 0,3U
AlC1 ~ В^ или тф ~ U
249
Отсюда
/2 — t\ = 0,6тф.
Подставляя полученное значение в (9—7), находим длину z
фронта волны
Тф = Тф = 3,25СфГф.	(9-8)
Перейдем к расчету длины волны тв.
Учитывая, что Гф<2?хв и Сф<^Сг , можем принять, что спад
напряжения целиком определяется характером процесса разряда
Рис. 157. К расчету
длины фронта им-
пульсной волны.
Рис. 158. К расчету полной
длины импульсной волны.
емкости СР через сопротивление /?хв. В таком случае для про-
цесса разряда можно записать уравнение
t
и2 = Ue “ ,	(9—9)
где 7\=СГ7?ХВ —постоянная времени разряда емкости С₽ через
сопротивление /?хв.
Так как длина волны определяется временем спада напряже-
ния до 0,5(7 (рис. 158), на основании (9—9) можно записать
:в
Q,5U = Ue Т‘.
(9-10Х
250
Отсюда
е Т‘ = 2; тв = Та 1п2 = 0,6977
ИЛИ
тв = 0,69CrZ?XB.	(9—11)
Выражения (9—8) и (9—11) указывают на то, что длина вол-
ны зависит, в первую очередь, от емкости Сг и сопротивления
/?хв , а длина фронта волны от емкости Сф и сопротивления Гф.
Пользуясь полученными формулами, определим параметры
одноступенчатого ГИН для стандартной волны 1,5/40.
Задаемся Ср =0,5 мкф; Сф =0,01 мкф. На основании (9—8)
*	_ Тф __	1,5	_
Гф— 3,25Сф-~ 3,25-0,01
На основании (9—11)
тр __ Тв ___	40	. «л
^хв “ ОД59СГ “ 0,69-0,5 = 10 0М'
Истинные параметры волны отличаются от расчетных вслед-
ствие влияния индуктивности разрядного контура ГИН, а также
тех факторов, которые не учитывались при выводе упрощенных
формул. К ним относятся, в первую очередь спад напряжения
на емкости СР в период зарядки емкости Сф, неравенство напря-
жений на емкостях Ср и Сф при разряде и др. Более точные ме-
тоды расчета (С. М. Смирнова) позволяют учесть указанные
факторы. Однако и при уточненных расчетах параметры импуль-
сной волны отличаются от расчетных.
- Поэтому после расчета ГИН и его выполнения производят
осциллографирование импульсной волны и корректировку пара-
метров ГИН в соответствии с опытными данными.
Напряжение одноступенчатого ГИН ограничено, во-первых,
рабочим напряжением испытательного трансформатора и кон-
денсатора и, во-вторых, допустимым напряжением кенотрона.
При применении кенотрона КР-220 наибольшее номинальное
напряжение зарядки составляет НО кв.
§ 9—2. Многоступенчатые генераторы
импульсных напряжений
Для получения импульсных напряжений в сотни тысяч и мил-
лионы вольт, необходимых для испытаний высоковольтного элек-
трооборудования и физических исследований, применяются мно-
251
/
гоступенчатые ГИН. Впервые схема многоступенчатого ГИН
была предложена проф. В. К. Аркадьевым в 1914 г.
Многоступенчатый ГИН (рис. 159) состоит из зарядного
устройства и конденсаторов. Все конденсаторы соединены парал-
лельно — через большие зарядные сопротивления 7?зар — и заря-
жаются от выпрямителя до напряжения U. Параллельно каждо-
му конденсатору присоединены искровые промежутки Р2, Рз-
Когда напряжение на конденсаторах достигает значения пробив-
£=±=
чар
зар
чар
ио
Прямая схема многоступенчатого генератора импульсных на-
пряжений:
высоковольтный испытательный трансформатор; К — кенотрон; — защитное
опротивление; ₽зар— зарядные сопротивления; С — конденсаторы; гд] — демпфирую-
щие сопротивления; Pt, Р2, Рз— искровые промежутки; Р — разделительный искровой
промежуток; Гф—фронтовое сопротивление; Сф—фронтовая емкость; /?хВ—разрядное
хвостовое сопротивление; ИО — испытываемый объект.
ного напряжения искровых промежутков, происходит их пробой.
В результате этого конденсаторы оказываются соединенными
последовательно через пробитые искровые промежутки. При
этом на выходе схемы возникает напряжение, равное сумме на-
пряжений на конденсаторах. Под действием суммарного напря-
жения пробивается разделительный искровой промежуток Р, и
напряжение оказывается приложенным к разрядной цепи, состо-
ящей из хвостового, и фронтового сопротивлений, фронтовой ем-
кости и испытываемого объекта. На выходе схемы формируется
импульсная волна, параметры которой определяются параметра-
ми разрядной цепи. Таким образок!, из сказанного видно, что
принцип действия ГИН весьма прр( п_^жхостоит _в автоматиче-
ском переключении конденсаторов../: параллельного соединения
при зарядке на последовательное соединение при разряде с по-
мощью искровых промежутков. t
Для устр'анёнйя высокочастотных колебаний, которые могут
возникнуть в схеме и исказить форму импульсной волны, после-
довательно с искровыми промежутками включаются активные
демпфирующие сопротивления гД1, величина которых составляет
обычно 10-Г-15 ом. Общее демпфирующее сопротивление сумми-
руется с фронтовым при формировании фронта волны и с хвосто-
вым при разряде конденсаторов и формировании хвоста волны.
252
На рис. 160 представлена эквивалентная схема многоступен-
чатого ГИН при разряде.
Приближенные формулы, связывающие параметры импульс-
ной волны и параметры ГИН, имеют вид
Тф = 3,25Сф (гф + гд);	(9— 12)
тв = 0,69Сг(₽хв + Гд),	(9—13)
Q
где Ср =------емкость ГИН в разряде;
С	— емкость одного конденсатора;
п	—число ступеней ГИН;
Гд = (п—1)гД1 — суммарное демпфирующее сопротивление.
Сг — емкость ГИН в разряде; гд — демпфи-
рующее сопротивление; /?хВ — разрядное хвос-
товое сопротивление; Сф—фронтовая емкость;
гф— фронтовое сопротивление.
Рис. 161. Влияние длины фрон-
та волны на коэффициент ис-
пользования схемы.
В величину фронтовой емкости включается и емкость испы-
тываемого объекта.
Максимальное напряжение на выходе ГИН всегда несколько
ниже суммы напряжений на конденсаторах и может быть выра-
жено формулой
^2м —	(9—14)
где U — напряжение на первом конденсаторе;
п — число ступеней ГИН;
Лисп— коэффициент использования ГИН
Киев = 0,9^7(2,	(9-15)
где 0,9 — коэффициент, учитывающий снижение напряжения
на конденсаторах по мере удаления от первой ступени. Это сни-
жение напряжения происходит по двум причинам: вследствие
более медленной зарядки удаленных от начала схемы конденса-
253
торов и вследствие падения напряжения на зарядных сопротив-
лениях от токов утечки в конденсаторах и по изоляторам;
/(1 — коэффициент использования схемы;
/С2 — коэффициент использования волны.
Коэффициент использования схемы Ki учитывает снижение
амплитуды напряжения на испытываемом объекте вследствие
падения напряжения в разрядной схеме. Это падение напряже-
ния обусловлено зарядкой емкости Сф от предварительно заря-
женной емкости Сг и падением напряжения в демпфирующих
сопротивлениях.
Величина коэффициента Ki может быть рассчитана по фор-
муле
= ТОГ ' ТОГ	<9*16>
Из (9—16) видно, что коэффициент Ki увеличивается при
уменьшении отношений Сф/Сг и /?хв/гд. Однако выбор постоян-
ных схемы не может быть произвольным и определяется пара-
метрами волны.
Коэффициент использования волны К2 учитывает снижение
амплитуды напряжения на испытываемом объекте за счет того,
что при достижении амплитуды напряжения емкость Сг успевает
уже несколько разрядиться через сопротивление /?хв. Величина
коэффициента К2 зависит только от формы импульсной волны,
как видно из рис. 161. Для стандартной волны 1,5/40 К2 = 0,94.
Общий коэффициент использования ГИН обычно равен Лисп =
= 0,72—0,75., .
Пользуясь приведенными приближенными соотношениями,
определим параметры ГИН на напряжение 1200 кв.
Пусть емкость испытываемого объекта составляет 1100 пф, а
паразитная емкость Спар =400 пф. Для ГИН используем конден-
саторы типа ИМ-100-0,5 на рабочее напряжение 100 кв и емкость
С = 0,5 мкф. Задаемся коэффициентом использования ГИН
Кисп =0,72. Тогда число конденсаторов определится согласно
(9-14).
Принимаем п= 17.
Задаемся величиной демпфирующего сопротивления гД1 =
= 12 ом. Общее демпфирующее сопротивление составит
Гд= (П—1}Гм= (17—1)12= 192 ом.
Примем, что суммарная емкость испытываемого объекта и
паразитная емкость будут выполнять функции фронтовой емко-
сти Сф
254
Сф = 1100+400= 1500 пф.
Из (9—12) находим величину фронтового сопротивления
Г* = З-Д. - =1^40-* ~192=110 0М-
Из (9—13) находим величину хвостового сопротивления
^хв== 0,69Сг "" Гд = 0,69-0,5	1 92= 1778 ом.
Проверяем значение коэффициента использования ГИН:
к __ Сг Яхв __	29400	1778
Л1 Сг + Сф ‘^хв+гд 29400+ 1500 * 1778 + 192
В таком случае Ли?п равен
Лисп =0,9 /<1-Т<2 = 0,9-0,86-0,94=0,728.
Так как коэффициент использования ГИН не ниже принятого
вначале расчета, напряжение на выходе ГИН будет соответство-
вать заданию.
Приводимые расчеты носят приближенный характер и имеют
целью лишь показать взаимосвязь основных параметров ГИН
с параметрами импульсной волны.
Рис. 162. Обратная схема многоступенчатого генератора импульсных на-
пряжений.
Схема многоступенчатого ГИН, представленная на рис. 159,
называется прямой. В этой схеме полярность импульсной волны
такая же, как полярность зарядки конденсаторов. Для много-
ступенчатых ГИН возможна и обратная схема (рис. 162), в кото-
255
рой полярность импульсной волны имеет обратный знак по
сравнению с напряжением зарядки. В обратной схеме количество
искровых промежутков на один больше, чем в прямой.
Преимуществом обратной схемы является то, что в первом
искровом промежутке один электрод заземлен, что облегчает
подачу на этот промежуток «поджигающего» импульса и синхро-
низацию срабатывания ГИН с осциллографом.
Для работы ГИН существенное значение имеют так назы-
ваемые паразитные емкости конденсаторов на землю Спар , пока-
занные на рис. 162. Пусть все конденсаторы заряжены до напря-
жения U, причем потенциалы верхних обкладок положительны
(4-У), а нижних равны нулю. После пробоя первого искрового
промежутка потенциал точки А равен нулю, так как эта точка
получает соединение с землей. Напряжение на первом конденса-
торе не может измениться сразу, поэтому при изменении потен-
циала Uа с + U до 0 потенциал точки В изменяется с 0 до —U:
ДО пробоя Pl
Ua — Ub=U—0=U;
после пробоя Pi
UA-UB = 0-UB = U,
отсюда
ив = —и.
Потенциал точки D также не может измениться сразу, так
как постоянная времени перезарядки паразитной емкости СпарХ
Х/?зар значительно больше времени пробоя искрового промежут-
ка. Следовательно, в момент пробоя искрового промежутка по-
тенциал точки D по-прежнему равен Ud = + СЛ В таком случае
на втором искровохм промежутке напряжение равно
Ud — Ub = U— (—U)=2U.
Аналогичные рассуждения покажут, что после пробоя второго
искрового промежутка напряжение на третьем промежутке будет
равно 3U и т. д.
Исходя из этого, искровые промежутки ГИН устанавливаются
на постепенно возрастающие расстояния, а следовательно, и про-
бивные напряжения (/2 = Л + 1 мм; U = l2+i мм и т. д.). Этим
предотвращаются случайные пробои какого-либо из промежутков
до пробоя первого промежутка. Вместе с тем, срабатывание ГИН
после пробоя первого промежутка не будет затруднено благодаря
быстрому нарастанию напряжения на промежутках по мере уда-
ления от начала. Пробой первого промежутка обеспечивается
уменьшением расстояния между его электродами либо подачей
256
на первый промежуток «поджигающего» импульса от вспомога-
тельного ГИН.
Изменение напряжения ГИН в процессе импульсных испыта-
ний осуществляется путем регулировки расстояний между элек-
тродами искровых промежутков Р2 и т. д. При этом изменяет-
ся напряжение зарядки конденсаторов, а следовательно, и ре-
зультирующее напряжение ГИН.
При необходимости испытания электрооборудования срезан-
ной импульсной волной срез волны осуществляется с помощью
шарового разрядника Р, как показано на рис. 163. Срезающий
разрядник располагается между фронтовой емкостью и объектом

Рис. 163. Схема среза волны с
помощью шарового разрядника:
Сф — фронтовая емкость ГИН; Р —
шаровой разрядник; ИО — испытывае-
мый объект.
Рис. 164. Расположение
конденсаторов в двухпро-
летной лестничной кон-
струкции ГИН.
испытания. Чтобы снизить ток разряда фронтовой емкости через
срезающий промежуток и падение напряжения от этого тока,
между фронтовой емкостью Сф и срезающим разрядником Р
включается защитное сопротивление г3 порядка нескольких со-
тен ом. Частота колебаний напряжения после среза определяется
входной емкостью объекта и индуктивностью петли среза
ABDE. ГОСТ 1516-60 нормирует размеры h, I и Н при испытании
различных объектов. Сопротивление гср, имеющее величину по-
рядка нескольких десятков ом, включается в случае необходи-
мости уменьшения амплитуды обратной волны среза до норми-
рованной величины, равной 0,6 амплитуды прямой волны.
Амплитуда срезанной волны определяется пробивным напря-
жением шарового разрядника Р, которое, в свою очередь, опре-
деляется расстоянием между его электродами.
По конструктивному исполнению различают три основных
типа ГИН:
1.	Лестничный тип. Конденсаторы, образующие ГИН,
размещаются на полках изоляционной конструкции, имеющей
17. Иерусалимов, Орлов
25Z
вид лестницы (рис. 164). Преимуществом лестничной конструк-
ции является доступность всех частей, удобство обслуживания
и замены поврежденных конденсаторов. Однако конструкция за-
нимает много места, и поэтому на высокие напряжения не при-
меняется.
2.	Колонковый тип. Конденсаторные секции, располо-
женные друг над другом, объединены в одну колонну в общем
изолирующем цилиндрическом кожухе, заполненном маслом.
Обкладки конденсаторов выведены на клеммы, укрепленные в
стенке цилиндрического кожуха. К этим клеммам присоединяют-
ся демпфирующие и зарядные сопротивления, которые укрепля-
ются снаружи кожуха. Электроды искровых промежутков кре-
пятся на общем валу и располагаются также снаружи цилиндра.
Колонковый ГИН весьма компактен, однако обслуживание
его и особенно замена пробитого конденсатора затруднены.
3.	Башенный тип. Конденсаторы в металлических кожу-
хах располагаются на полках несущей конструкции. Этажи кон-
струкции разделены фарфоровыми опорными изоляторами.
На рис. 165 представлен внешний вид ГИН башенного (эта-
жерочного) типа напряжением 5000 кв. Опорная конструкция
состоит из шести колонн фарфоровых изоляторов, разделенных
на 23 этажа. На полках — этажах расположены 46 бумажно-мас-
ляных конденсаторов в металлических кожухах с одним выводом,
на напряжение 110 кв, емкостью 1,06 мкф. Общий вес генератора
36,5 т.
В ВЭИ им. В. И. Ленина сконструирован ГИН башенного
типа напряжением 7,2 Мв.
§ 9—3. Генераторы внутренних перенапряжений
Для исследования электрической прочности изоляции при воз-
действиях напряжений, соответствующих по форме внутренним
перенапряжениям в электроустановках, применяются генераторы
внутренних перенапряжений (ГВП).
Несмотря на то, что форма и величина внутренних перенапря-
жений зависят от целого ряда факторов — параметры сети, вид
коммутации, вызвавшей перенапряжения, тип выключателя
и т. п.— для исследования изоляции можно выделить две основ-
ные формы испытательного напряжения: напряжение промыш-
ленной частоты с наложенными на него затухающими колебания-
ми повышенной частоты и колебательное затухающее напряже-
ние с частотой, соответствующей основной гармонике собственных
колебаний сети данного класса напряжения. Испытательные на-
пряжения обоих видов могут быть получены с помощью испыта-
тельной установки (ГВП) на основе каскада испытательных
трансформаторов. Принципиальная схема установки дана на
рис. 166.
258
В режиме ГВП первый трансформатор каскада питается
от регулятора PH, что дает возможность получить на испытывае-
мом объекте напряжение промышленной частоты. На обмотку
возбуждения трансформатора Т2 и питающую обмотку транс-
форматора Т3 подается напряжение от двух встречно включенных
колебательных контуров C\—L\ и С2—Л2, настроенных на раз-
Рис. 166. Принципиальная схема генератора
внутренних перенапряжений на основе каска-
да испытательных трансформаторов:
Рис. 165. Общий вид ге-
нератора импульсных
напряжений на 5000 кв
башенной конструкции.
Ть Тг, Гз — трансформаторы каскада; PH — регуля-
торы напряжения; ИЗТ — изолирующий трансформа-
тор; ЗТ — зарядный трансформатор; В — выпрями-
тель; Сь Сг — емкости колебательных контуров; Lb
L2 — индуктивности колебательных контуров; К —
контактор.
личные частоты. При определенных соотношениях между часто-
тами колебательных контуров сумма падений напряжения на
индуктивностях Li и Ь2 будет близка по форме к затухающему
колебательному напряжению. В результате возбуждения транс-
форматоров Т2 и Тз на испытываемый объект воздействует зату-
хающее напряжение повышенной частоты, наложенное на напря-
жение рабочей частоты.
Конденсаторы С\ и С2 колебательных контуров заряжаются
от выпрямительного устройства, изолированного от земли посред-
ством изолирующего трансформатора ИЗТ на напряжение испы-
тательного трансформатора Ту
Для замыкания цепи колебательных контуров в заданный
момент времени используется контактор К. Управление тиратро?
ном осуществляется от специальной схемы синхронизации. Для
17* ?>5?.
подачи управляющего импульса на сетку тиратрона, находящего-
ся под высоким напряжением, используется световая импульсная
схема, состоящая из импульсной лампы с оптической передаю-
щей системой, и приемного блока с фотосопротивлениями.
Для получения колебательного напряжения повышенной ча-
стоты без наложения на напряжение промышленной частоты
Рис. 167. Характерные осциллограм-
мы испытательных напряжений:
а — напряжение промышленной частоты с
наложенными высокочастотными колеба-
ниями; б — колебательное напряжение по-
вышенной частоты.
отключается трансформатор Т\ и вывод его обмотки высокого
напряжения заземляется.
На рис. 167 представлены характерные осциллограммы на-
пряжений для обоих режимов.
Для получения колебательных затухающих напряжений
большой величины с возможностью изменения их частоты в ши-
роких пределах может быть использована видоизмененная
схема генератора импульсных напряжений, представленная на
рис. 168.
В схеме многоступенчатого ГИН с двумя зарядными ветвями
исключены демпфирующие сопротивления и включены индуктив-
Рис. 168. Принципиальная схема генератора внутренних перенапря-
жений на основе многоступенчатого импульсного генератора.
ности L\—L8. Кроме того, несколько изменена зарядная цепь:
вторая половина схемы имеет полярность зарядных ветвей, про-
тивоположную полярности первой половины. Схема работает
следующим образом. Емкости заряжаются в параллельном сое-
динении через зарядные сопротивления /?3ар и индуктивности L.
После подачи управляющего импульса на искровой промежуток
Pi происходит пробой этого, а также всех остальных искровых
260
промежутков и образуется цепочка последовательно включенных
колебательных контуров.
Благодаря изменению полярности зарядки второй половины
схемы, вторая половина цепочки колебательных контуров вклю-
чается встречно, причем собственные частоты колебательных
контуров обеих половин существенно различны.
В результате такого включения кривая суммарного напряже-
ния колебательных контуров представляет собой кривую биения
колебаний. Максимальная амплитуда напряжения на выходе
установки с учетом затухания в колебательных контурах и коэф-
фициента использования может достигать 0,8 от номинального
напряжения.
Так как на разрядниках Р& Р§> Pi напряжения будут несколь<
ко ниже, чем в режиме ГИН, четкую работу разрядников и
Р7 можно обеспечить, используя трехэлектродные разрядники
с поджигом, подавая на поджигающие электроды падение напря-
жения на индуктивностях L.
Рассмотренные установки ГВП разработаны в Ленинград-
ском политехническом институте.
Главадесятая
ИЗМЕРЕНИЕ ВЫСОКИХ НАПРЯЖЕНИЙ
§ 10—1. Измерение высоких напряжений
шаровыми разрядниками
Для измерения высоких напряжений при испытаниях элек-
трооборудования широко используются шаровые разрядники
(рис. 169). К электродам разрядника подводится измеряемое на-
Рис. 169. Эскиз шарового разрядни-
ка типа ШР-250:
I — подвижная изоляционная стойка; 2 —
шаровые электроды диаметром 250 мм;
’> — неподвижная изоляционная стойка; / —
указатель расстояний; 5 — направляющие.
пряжение, после чего расстояние между электродами плавно
уменьшается до возникновения пробоя между шарами. Величина
пробивного напряжения зависит от расстояния между шарами,
. 261
их диаметра, от -способа включения шаров и, наконец, от относи-
тельной плотности воздуха. Зная все эти данные, можно опреде-
лить величину измеряемого напряжения, вызвавшего пробой
промежутка.
Метод измерения прост и доступен и позволяет измерять ам-
плитудные значения постоянного, переменного и импульсного
напряжений с достаточной точностью.
Однако для получения высокой точности должен быть выпол-
нен ряд условий.
Для того чтобы электрическое поле между шарами при изме-
рениях было близко к равномерному и чтобы корона и объемные
заряды не искажали результатов измерений, максимально допу-
стимое отношение расстояния между шарами 3 к их диаметру D
при измерениях не должно превышать 0,75
4 < 0.75.
Поэтому при измерении высоких напряжений, когда пробой
происходит при больших расстояниях между электродами, необ-
ходимо применять шары большого диаметра.
Таблица 34
Максимальные измеряемые напряжения с помощью шаровых разрядников
В табл. 34 приведены максимальные измеряемые напряжения
с помощью шаров различного диаметра.
Для измерения напряжений 7000—8000 кв необходим шаро-
вой разрядник с диаметром шаров 350 см.
Пробивное напряжение между шарами значительно зависит
от состояния поверхности электродов. Негладкость поверхности,
наличие тончайшего слоя пыли приводят к резкому уменьшению
пробивного напряжения, а следовательно, к искажению резуль-
татов измерений. В связи с этим поверхность шаров должна быть
строго сферической, тщательно полированной, чистой и сухой.
Допускается отклонение кривизны поверхности измерительных
шаров от кривизны поверхности идеальных шаров соответствую-
262
щсго диаметра не более чем на ±1% при диаметре шаров D<
<100 см и не более ±2% для шаров большего диаметра.
Важным фактором является достаточное удаление от измери-
тельного разрядника находящихся под напряжением или зазем-
ленных посторонних предметов, которые могут вызвать дополни-
тельные ошибки при измерениях. Расстояние от шаров до зазем-
ленных предметов при S >0,5/) и малых диаметрах шаров долж-
но быть не менее 5D, а при D = 200 см не менее 3D.
При 5<0,5/) наименьшие расстояния принимаются равными
(6-т-10)5. Расстояния до посторонних предметов, находящихся
под напряжением, должны быть на 50% больше, чем расстояния
до заземленных предметов. Это требование вызывает необходи-
мость иметь значительные свободные площади для установки
шаровых разрядников. Величина пробивного напряжения между
шарами подчинена статистическим закономерностям, и поэтому
при нескольких измерениях одного и того же напряжения имеет
место разброс получаемых результатов. В связи с этим измере-
ния следует производить 4—5 раз и за измеряемую величину при-
нимать среднее арифметическое значение всех отсчетов.
Измерение импульсных напряжений с помощью шаровых раз-
рядников имеет ряд особенностей, связанных с явлением запаз-
дывания разряда при кратковременных импульсных воздействи-
ях. Для уменьшения времени запаздывания разряда и получения
стабильных результатов необходимо облучение разрядных про-
межутков при измерении напряжений до 50 кв, и в особенности
при измерении коротких импульсов. Облучение ультрафиолето-
вым излучением ртутно-кварцевой лампы или излучением радио-
активных веществ увеличивает число свободных электронов в
промежутке и тем самым уменьшает статистическое время запаз-
дывания разряда.
Необходимая точность измерений импульсных напряжений
достигается при расстоянии между шарами, не превышающем
S< 0,5D.
Исходя из этого ограничения, можно установить правило,
согласно которому шары данного диаметра пригодны для изме-
рения импульсных напряжений, величина которых в киловольтах
не превышает диаметра шаров в миллиметрах.
При измерениях амплитуды волны импульсного напряжения
за пробивное напряжение шарового разрядника принимают та-
кое напряжение, при котором половина всех импульсов, прило-
женных к электродам разрядника, вызывает его пробой. Это
напряжение называется 50%-ным пробивным напряжением.
Методика измерений состоит в следующем. Промежуток меж-
ду шарами уменьшают ступенями, соответствующими не более
чем 2% ожидаемой величины измеряемого напряжения. На каж-
дой ступени дается по шесть импульсов с интервалами не менее
чем по 5 сек. Если не будет достигнуто точно 50% пробоев (три
263
Рис. 170. Шаровой разрядник с
диаметром шаров 2 м.
пробоя из шести импульсов), то за величину промежутка, соот-
ветствующего 50%, принимается среднее арифметическое из
двух значений, при одном из которых происходит два или
менее, а при другом — четыре или более пробоя из шести
импульсов.
Шаровые разрядники диаметром до 25 см имеют горизонталь-
ное расположение шаров. При ди-
аметре шаров свыше 75 см шары,
как правило, располагаются вер-
тикально. При этом, обычно, ниж-
ний шар заземлен, а измеряемое
напряжение подается на верхний
шар, укрепленный на изоляцион-
ной конструкции. Нижний шар
снабжен приводным механизмом
для вертикального перемещения.
С приводным механизмом связан
указатель расстояния между ша-
рами.
Для ограничения тока при про-
бое промежутка и предотвраще-
ния обгорания поверхности шаров
применяются водяные токоограни-
чивающие сопротивления в рези-
новых. фарфоровых или стеклян-
ных трубках.
Минимальные величины за-
щитных сопротивлений при изме-
рении переменного напряжения
промышленной частоты составля-
ют 1400—5000 ом.
При измерении импульсных напряжений защитные сопротив-
ления должны быть значительно ниже, чтобы зарядка емкости
шара через сопротивление не вызвала заметного удлинения
фронта и снижения амплитуды импульсной волны. Защитное
сопротивление не должно превышать 500 ом, а для шаров
150—200 см— 150 ом. На рис. 170 представлена фотография ша-
рового разрядника с диаметром шаров 200 см.
Величины разрядных напряжений шаровых разрядников оп-
ределяются по градуировочным таблицам Международной элек-
тротехнической комиссии, (табл. 35, 36).
Таблицы составлены для нормальных атмосферных условий,
соответствующих давлению Р = 760 мм рт. ст. и температуре ок-
ружающего воздуха 20° С. Если при измерениях атмосферные
условия отличаются от нормальных, величина измеряемого на-
пряжения определяется с учетом относительной плотности воз-
духа
264
и. = ил
где UK — фактическое измеряемое напряжение;
U„ — напряжение, соответствующее данному расстоянию
между шарами при 6=1, согласно градуировочным
таблицам;
б — относительная плотность воздуха.
Изменение влажности воздуха на пробивные напряжения ша-
ровых разрядников не влияет.
Таблица 35
Пробивные напряжения шаровых разрядников
при атмосферном давлении 760 мм рт. ст и температуре окружающего
воздуха 20° С для переменного напряжения, постоянного напряжения
обеих полярностей и для стандартной импульсной волны
отрицательной полярности, /свмакс-
Один шар заземлен
Расстоя- ние между шарами, см	Диаметр шаров, см					
	2	5	6,25	10	12,5	15
0,05	2,8			—			—	—
0,10	4,7	—	—	—	—	—
0,15	6,4	—	—	—	—	—
0,20	8,0	8,0	—	—	—	—
0,30	11,2	11,2	—	—	—	—
0,40	14,4	14,3	14,2	—	—	—
0,50	17,4	17,4	17,2	16,8	16,8	16,8
0,60	20,4	20,4	20,2	19,9	19,9	19,9
0,70	23,2	23,4	23,2	23,0	23,0	23,0
1,0	30,7	32,0	31,9	31,7	31,7	31,7
1,2	(35,1)	37,6	37,5	37,4	37,4	37,4
1,5	(40,0)	45,5	45,5	45,5	45,5	45,5
1,8	—	53,0	53,5	53,5	53,5	53,5
2,2	—	61,5	63,0	64,5	64,5	64,5
2,8	—	(72,5)	76,0	79,5	80,0	80,5
3,0	—	(75,5)	79,5	84,0	85,0	86,0
3,5		(82,5)	(87,5)	95,0	97,0	98,0
4,0	—	(88,5)	(95,0)	105,0	108,0	110,0
4,5	—	—	(Ю1)	115,0	119,0	122,0
5,0	—	—	(Ю7)	123,0	129,0	133,0
5,5	—	—		(131,0)	138,0	143,0
6,0				(138)	146	152
6,5	—.	—	—	(144)	(154)	161
7,0	—	—	—	(150)	(161)	169
7,5	—	—	—	(155)	(168)	177
8,0	—	—	—1		(174)	(185)
9,0	—•	—	—	—	(185)	(198)
10	—	—	। —	—	(195)	(209)
И	—	—	I -	—	—	(219)
12	—		1	—	—	(229)
265
Продолжение табл. 35
Расстоя- ние между шарами, см	Диаметр шаров, см					
	25	50	75	100	150	200
2,0	59,0	59,0	59,0	—	—		
2,2	64,5	64,5	64,5	—	—	—
2,8	81,0	81,0	81,0	—	—	—
3,0	86,0	86,0	86,0	86,0	—	—
3,5	99,0	99,0	99,0	99,0	—	—
4,0	112	112	112	112	—	—
4,5	125	125	125	125	—	—
5,0	137	138	138	138	—	—
5,5	149	151	151	151	151	>—»
6,0	161	164	164	164	164	—>
7,0	184	189	190	190	190	'—
8,0	206	214	215	215	215	—
9,0	226	239	240	241	241	—
10	244	263	265	266	266	266
11	261	286	290	292	292	292
12	275	309	315	318	318	318
14	(302)	353	363	366	366	366
16	(326)	392	410	414	414	414
18	(347)	429	453	462	462	462
20	(366)	460	492	510	510	510
22	я- ч	489	530	555	560	560
24	—	515	565	595	610	610
26	>—।	(540)	600	635	655	660
28				(565)	635	675	700	705
30	—	(585)	665	710	745	750
32	—>	(605)	695	745	790	795
34	—	(625)	725	780	835	840
36		.	(640)	750	815	875	885
38	—	(655)	(755)	845	915	930
40	—	(670)	(800)	875	955	975
45		•	,—	(850)	945	1050	1080
50				—	(895)	1010	ИЗО	1180
55	—	—	(935)	(1060)	1210	1260
60	—	—	(970)	(НЮ)	1280	1340
65	•——>	—	—	(1160)	1340	1410
70		—•		(1200)	1390	1480
266
Таблица 36
Пробивные напряжения шаровых разрядников при атмосферном
давлении 760 мм рт. ст и температуре окружающего воздуха 20° С
для стандартной импульсной волны положительной полярности явмакс:
Один шар заземлен.
Расстоя- ние между шарами, см	Диаметр шаров, см					
	2	5	6,25	10	12,5	15
0,3	11,2	11,2							
0,4	14,4	14,3	14,2	—	—	
0,6	20,4	20,4	20,2	19,9	19,9	19,9
0,8	25,8	26,3	26,2	26,0	26,0	26,0
1,0	30,7	32,0	31,9	31,7	31,7	31,7
1,5	(40,0)	46,2	45,9	45,5	45,5	45,5
2,0	.—	59,5	59,0	•59,0	59,0	59,0
2,4		69,0	69,0	70,0 '	70,0	70,0
3,0		(81,0)	82,0	85,5	85,5	85,5
3,5	.		(90,0)	(91,5)	97,5	98,0	98,5
4,0	—	(97,5)	(101)	109	ПО	НО
4,5	—		(Ю8)	120	122	124
5,0	—	—	(115)	130	134	136
6,0	—	—		(148)	155	158
7,0	—	—	—	(163)	(173)	178
8,0	—	—	—	—	(189)	(196)
9,0	•		—	—	—	(203)	(212)
10,0	<—	—	—	—	(215)	(226)
11	—	—	—	—	—	(238)
12 '	—	—	—	—	•—•	(249)
Расстоя- ние между шарами, см	Диаметр шаров, см					
	25	50	75	100	150	200
1,0	31,7										
1,5	45,5	—	—	—.	—	—
2,0	59,0	59,0	59,0				—	—
2,4	70,0	70,0	70,0	—	—	—
3,0	86,0	86,0	86,0	86,0	—	—
3,5	99,0	99,0	99,0	99,0	——	—
4,0	112	112	112	112	—	—
4,5	125	125	125	125	—	—
5,0	138	138	138	138	—	—.
6,0	163	164	164	164	164		-
7,0	187	189	190	190	190			
8,0	211	214	215	215	215			
9,0	233	239	240	241	241	—
10	254	263	265	266	266	266
11	273	287	290	292	292	292
12	291	311	315	318	318	318
13	(308)	334	339	342	342	342
14	(323)	357	363	366	366	366
267
Продолжение таблицы, 36
Расстоя- ние между шарами, см	Диаметр шаров, см					
	25	50	75	100	150	200
15	(337)	380	387	390	390	390
16	(350)	420	411	414	414	414
17	(362)	422	435	438	438	438
18	(374)	442	458	462	462	462
19	(385)	461	482	486	486	486
20	(395)	480	505	510	510	510
22	—	510	545	555	560	560
24	—	540	585	600	610	610
26	—	570	620	645	655	660
28	—	(595)	660	685	700	705
30	—	(620)	695	725	745	750
32	— •	(640)	725	760	790	795
34	—	(660)	755	795	835	840
36	—	(680)	785	830	880	885
38	—	(700)	(810)	865	925	935
40	—	(715)	(835)	900	965	980
45	—		(890)	980	1060	1090
50	—	—	(940)	1040	1150	1190
55	—	—	(985)	(1100)	1240	1290
60	—	—	(1020)	(1150)	1310	1380
65	—	—	—	(1200)	1380	1470
70	—	—	—	(1240)	1430	1550
75	—	—	—	(1280)	1480	1620
80	—	—	—	—	(1530)	1690
85	—	—	—	—	(1580)	1760
90	—	—	—	—	(1630)	1820
100	—	—	—	—	(1720)	(1930)
ПО	—	—	—	—	(1790)	(2030)
120	—	—	—	—	(I860)	(2120)
130	—	—	—	—	—	(2200)
140	—	—	—	—.	—	(2280)
150	—	—	—	—	—	(2350)
§ 10—2. Электростатические вольтметры
На рис. 171 представлена принципиальная схема электроста-
тического вольтметра. Измеряемое напряжение подводится к
двум электродам, один из которых (верхний) подвижный и свя-
зан с пружиной и стрелкой прибора.
В электрическом поле, созданном приложенным напряжением,
между пластинами возникает сила механического взаимодейст-
вия, стремящаяся сблизить пластины и увеличить емкость С
системы. Под действием силы F подвижная пластина приблизит-
ся к неподвижной на расстояние dl. При этом уравновешиваются
сила притяжения пластин и противодействующая сила пружины.
Работа силы F при перемещении пластины равняется приросту
268
электрической энергии вследствие увеличения емкости на вели-
чину dC
Fdl=---^U2dC.	(Ю—1)
Отсюда
F—(10—2)
Минус в (10—1) и (10—2) указывает на то, что увеличению емко-
сти соответствует уменьшение расстояния между электродами.
Для плоского конденсатора
С=	(10—3)
где 5 — площадь пластины;
I — расстояние между пластинами.
Из (10—3)
Подставляя значение производной в (10—2), находим
F=	(ю-5)
Из (10—5) видно, что сила взаимодействия между пластина-
ми пропорциональна квадрату приложенного напряжения.
Величина напряжения из (10—5) равна
U=l КгГТ	(ю-6)
В абсолютных электростатических вольтметрах измеряемое
напряжение определяется в результате непосредственного изме-
рения силы F с помощью грузов или масштабов. При относитель-
ных измерениях данное напряжение сравнивается с известным
напряжением трансформатора, с показаниями абсолютных изме-
рительных приборов и разрядников. .В лабораторной практике
нашли применение электростатические киловольтметры, градуи-
рованные от постороннего источника. Киловольтметр С-96 для
напряжений до 30 кв имеет подвижный и неподвижный электро-
ды, изолированные друг от друга изолятором чашечного типа,
изготовленным из высокочастотной керамики. Подвижный элек-
трод соединен с электростатическим экраном, которым является
корпус прибора. К электродам подводится измеряемое напряже-
ние, под действием которого подвижный электрод поворачивает-
ся. Угол его поворота указывает величину приложенного напря-
жения. Подвижная часть прибора укреплена на растяжках, кото-
рые создают противодействующий момент . На подвижной части
укреплено зеркальце, отражающее световой луч, используемый
269
для отсчета измеряемого напряжения по шкале. Луч света со-
здается электрической лампочкой 6,3 в, 0,28 а, установленной
внутри прибора и питаемой через трансформатор от сети пере-
менного тока напряжением 127 или 220 в. Трансформатор вмон-
тирован в корпусе прибора. Киловольтметр С-96 имеет несколько
Рис. 171. Принципиальная
схема электростатического
вольтметра:
1 — пружина; 2 — подвижный
электрод; 3 — неподвижный
электрод; 4 — стрелка прибора.
Рис. 172. Схема для
измерения амплитуды пе-
ременного напряжения:
С — конденсатор; Къ Ал» —
кенотроны; Р — защитный
разрядник.
пределов измерений. Переход с одного предела на другой осу-
ществляется путем перестановки неподвижного электрода, вслед-
ствие чего изменяется расстояние между ним и подвижным элек-
тродом. С помощью специальной рукоятки производится смена
шкалы, по которой производится отсчет. Погрешность измерения
приборов не превышает 1,5%.
Электростатические приборы позволяют измерять постоянное
напряжение и действующее значение переменного напряжения
промышленной и высокой частоты.
§ 10—3. Емкостно-выпрямительные схемы
для измерения высоких напряжений
Для измерения амплитудного значения переменного и пуль-
сирующего напряжений может быть использована схема, пред-
ставленная на рис. 172.
Емкостный ток через высоковольтный образцовый конденса-
тор С протекает» в течение одного полупериода через выпрями-
270
тель Ki и гальванометр G, а в течение второго полупериода —
через выпрямитель Л2. Гальванометр показывает среднее значе-
ние тока за полупериод, равное
/0+П2
4 = 4 J idt'	(Ю-7)’
to
где I — мгновенное значение тока;
/о — момент прохождения тока через нуль;
Т/2 — время полупериода.
Амплитудное значение напряжения на конденсаторе связано
с величиной тока, протекающего через конденсатор, уравнением
им
t0+Tf2
4- fidt-
*0
(10-8)
Из (10—7) и (10—8) находим
Г 7   Ic'T'
“ 2С ~ 2fC
(10-9)
где f = частота переменного тока;
С — емкость образцового конденсатора.
Формула (10—9) показывает, что амплитудное значение на-
пряжения на конденсаторе пропорционально среднему значению
выпрямленного тока и обратно пропор-
ционально частоте. Следовательно, по по-
казаниям гальванометра можно опреде-
лить величину амплитуды измеряемого
напряжения, если известны емкость С и
частота f. Для защиты от перенапряжений
схема снабжается разрядником Р.
Рис. 173. Шаровой раз-
рядник для использова-
ния в емкостно-выпря-
мительной измеритель-
ной схеме в качестве
емкости.
Рис. 174. Принципиальная схема ам-
плитудного вольтметра:
Л' — кенотрон; С — конденсатор.
271.
В качестве емкости С могут использоваться*не только образ-
цовые конденсаторы, но и специальные шаровые разрядники
(рис. 173). В заземленном шаре имеется сегмент, изолированный
от остальной части шара и соединенный с измерительной частью
схемы. Емкость С образуется между сегментом и шаром, нахо-
дящимся под высоким напряжением.
Для измерения высоких напряжений широкое распростране-
ние получили амплитудные вольтметры (пик-вольтметры). На
рис. 174 представлена принципиальная схема пик-вольтметра.
Конденсатор С заряжается до амплитудного значения измеряе-
мого переменного, пульсирующего или импульсного напряжения.
Напряжение на конденсаторе может быть измерено электроста-
тическим вольтметром или гальванометром, включенным через
большое сопротивление.
§ 10—4. Делители напряжения
Делители напряжения представляют собой устройства, позво-
ляющие измерять некоторую, вполне определенную часть общего
измеряемого напряжения и, благодаря этому, использовать для
измерений более простые приборы и схемы, чем это требуется для
непосредственного изменения очень высоких напряжений.
Рис. 175. Принципиальная схема дели-
теля напряжения:
а — активный делитель; б — емкостный дели-
тель.
Рис. 176. Кольцевой
экран на делителе:
1 — колонна делителя; 2 —
кольцевой экран.
Делители напряжения состоят из последовательно соединен-
ных активных сопротивлений или емкостей или комбинаций этих
элементов и включаются между электродом, находящимся под
высоким напряжением,, и землей, как показано на рис. 175-
272
Отношение высокого напряжения Ub подаваемого на дели-
тель, к напряжению U2t измеряемому прибором, называется ко-
эффициентом деления делителя
k=	(10-10)
Зная коэффициент деления, можно вычислить полное изме-
ряемое напряжение по формуле
U\=kU2.	(10—11)
В первом приближении, без учета неравномерности распреде-
ления напряжения по делителю и различных искажающих фак-
торов, коэффициент деления может быть выражен через пара-
метры делителя:
для активного делителя
k = Г17Г*'	(Ю—12)
для емкостного делителя
k =	(10-13)
где Г] и С\, г2 и С2 — активные сопротивления и емкости высоко-
вольтных и низковольтных плеч активного
и емкостного делителей.
К делителям напряжения предъявляются следующие основ-
ные требования:
1.	Подключение делителя не должно влиять на амплитуду и
форму измеряемого напряжения.
2.	Коэффициент деления не должен зависеть от частоты и
амплитуды измеряемого напряжения в рабочем интервале
измерения этих величин.
3.	В делителе должны отсутствовать корона и утечки по изо-
ляции.
4.	Энергия, рассеиваемая в делителе, не должна вызывать за-
метного изменения его коэффициента деления.
При измерении высоких постоянных напряжений применяют
активные делители из проволоки высокого сопротивления или из
непроволочных сопротивлений. Полное сопротивление делителя
должно быть таким, чтобы ток, протекающий через делитель,
находился в пределах от десятков до 1—2 ма.
Для увеличения теплоемкости делителя и усиления его изо-
ляции сопротивления делителя могут быть погружены в масло.
Активные делители постоянного напряжения изготовляются для
измерения напряжений до 2000'гкв. Так, одна из конструкций
делителя на напряжение 1250 кв состоит из 200 непроволочных
18. Иерусалимов, Орлов
273
сопротивлений по 0,75 Мом каждое с общим сопротивлением
1500 Мом. Сопротивления погружены в масло. Измерение на-
пряжения на низковольтном плече делителя производится с по-
мощью электростатического вольтметра или микроамперметра.
Микроаперметр может быть включен параллельно низковольт-
ному плечу делителя или последовательно с делителем между
концом низкого напряжения делителя и землей. В последнем
случае делитель напряжения выполняет роль дополнительного
сопротивления. Шкалы измерительных приборов градуируются
непосредственно в киловольтах измеряемого напряжения.
При измерении высоких напряжений промышленной частоты
применение активных делителей напряжения сопряжено с рядом
трудностей: необходимы громоздкие и дорогостоящие сопротив-
ления на высокие напряжения; вследствие влияния емкостных
токов, протекающих через паразитные емкости элементов делите-
ля на землю, возникают погрешности при измерениях. В связи
с этим обычно для измерения высоких напряжений промышлен-
ной частоты применяют емкостные делители, которые по сравне-
нию с активными имеют меньшие размеры и стоимость их ниже.
В емкостных делителях паразитные емкости элементов на
землю не имеют существенного значения, так как добавление их
к собственной емкости элементов не изменяет зависимости коэф-
фициента деления делителя от частоты. Кроме того, емкостные
делители не потребляют активной энергии.
В качестве емкостей делителя используются конденсаторы
с керамическим диэлектриком, а также бумажно-масляные кон-
денсаторы.
Для измерения импульсных напряжений применяются как
активные, так и емкостные делители.
В случае активного делителя его собственная индуктивность
вызывает сглаживание фронта волны, которое проявляется тем
больше, чем меньше длина волны и больше индуктивность. Кро-
ме того, индуктивность в сочетании с емкостями элементов де-
лителя вызывает появление колебаний напряжения. Существен-
ные искажения вносятся распределенной паразитной емкостью
между высоковольтным плечом делителя и окружающими зазем-
ленными предметами. Действие этой емкости сказывается в неко-
тором сглаживании выходного напряжения.
Для уменьшения влияния емкостей на землю и выравнивания
распределения напряжения по длине делителя применяют экран
в виде диска или кольца, установленный на высоковольтном
конце делителя (рис. 176). Диаметр экранирующего электрода
должен быть порядка высоты делителя.
Сопротивление делителя выполняется из проволоки высокого
сопротивления или жидкостным. Проволока из константана, ман-
ганина или нихрома бифилярно наматывается на изоляционный
каркас. Такая намотка уменьшает индуктивность делителя. Со-
274
противление делителя может работать в воздухе и в масле. При
работе в воздухе допустимый градиент напряжения по длине
делителя, при котором в делителе отсутствуют разряды по по-
верхности, составляет 3-^5 кв!см. При работе в масле допусти-
мый градиент составляет 15 кв/см.
Жидкостное сопротивление представляет собой водный раст-
вор NaCl или НС1, заливаемый в трубку из йенского стекла или
парафина. Эти сопротивления обладают малой индуктивностью,

X
Рис. 177. Схема присоединения катодного
осциллографа к активному делителю:
К — кабель 20 — 30 м; ПЯ — пластины явления осцил-
лографа.
большой теплоемкостью, они дешевы и легко заменяются. Их не-
достатком является зависимость сопротивления от величины при-
ложенного напряжения и температуры. При повышении темпера-
туры на 1° С сопротивление уменьшается на 2—3%. Эти недостат-
ки ограничивают применение жидкостных сопротивлений.
Измерение импульсного напряжения с применением делителя
напряжения осуществляется с помощью катодного осциллогра-
фа, позволяющего фиксировать величину и форму измеряемого
напряжения. Напряжение с делителя подается на пластины яв-
ления осциллографа с помощью экранированного кабеля длиною
20—30 м. Наличие кабеля может внести дополнительные искаже-
ния, связанные с отражением импульсных волн от конца кабеля.
Для устранения отражений от конца кабеля в случае активного
делителя должно быть включено концевое сопротивление r3i как
показано на рис. 177, равноее волновому сопротивлению кабеля
где LK и Ск — индуктивность и емкость единицы длины кабеля;
Z — волновое сопротивление кабеля,

Коэффициент деления для схемы рис. 177 равен
—
(/2	г А
где
^2Z	=
г2+ 2	^ + гз’
Применение активного делителя при импульсных испытаниях
электрооборудования ограничивается напряжением 1 Мв.
Наиболее часто при осциллографировании высоких импульс-
ных напряжений применяются емкостные делители. Если высо-
Рис. 178. Измерение импульсных напряжений с помощью емкостно-
активного делителя.
ковольтная емкость делителя имеет достаточную величину (по-
рядка сотен пикофарад), то паразитная емкость делителя на
землю не оказывает влияния на его работу.
Источником искажений в случае емкостного делителя явля-
ются:
1.	Паразитная индуктивность в низковольтном плече делите-
ля и соединительных проводах, которая вызывает дополни-
тельное падение напряжения в схеме.
2.	Индуктивность заземляющих проводов, обусловливающая
падение напряжения и заметную разность потенциалов
между заземлениями делителя и осциллографа. Наклады-
ваясь на осциллографируемое напряжение, эта разность
‘ потенциалов дает искажения в виде высокочастотных коле-
баний напряженияс
276
3.	Кабель между делителем и осциллографом.
Для ослабления указанных искажений применяются различ-
ные специальные схемы емкостных делителей, например схема
М. Ф. Пашина.
Благоприятные результаты в отношении уменьшения искаже-
ний дает смешанный емкостно-активный делитель (рис. 178).
Высоковольтное плечо делителя представляет собой цепочку
емкостей, шунтированных активными сопротивлениями. Значи-
тельная собственная продольная емкость делителя устраняет
вредное влияние паразитных емкостей. Наличие шунтирующих
сопротивлений позволяет применить кабель любой длины, не
внося искажений.
Присоединение осциллографа к высоковольтному делителю
напряжения рекомендуется осуществлять не непосредственно, а
через небольшой дополнительный емкостный делитель, общая
емкость которого составляет порядка 100 пф, как это показано
на рис. 178. С помощью дополнительного делителя можно легко
регулировать величину изображения на экране осциллографа.
Между делителем и пластинами явления осциллографа вклю-
чается демпфирующее сопротивление гд, равное 1000 ом, для
устранения колебаний в контуре.
РАЗДЕЛ IV
АТМОСФЕРНЫЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ
В ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ УСТАНОВКАХ И ЗАЩИТА
ОТ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
Атмосферными перенапряжениями называются повышения
потенциалов и их разностей в электрических установках, вызван-
ные разрядами атмосферного электричества — молниями. Ат-
мосферным перенапряжениям наиболее подвержены воздушные
линии электропередачи. При попадании разрядов молнии в про-
вода ЛЭП или при разрядах молнии в землю вблизи линий элек-
тропередачи на проводах возникают электромагнитные импульс-
ные волны с весьма высокими амплитудами. Распространяясь
вдоль линий, электромагнитные волны воздействуют на линейную
изоляцию и на изоляцию электрооборудования, установленного
на электрических станциях и подстанциях, связанных с поражен-
ными линиями. Так как амплитуды электромагнитных волн, воз-
никающих при грозовых разрядах, значительно превышают но-
минальные рабочие напряжения электроустановок, атмосферные
перенапряжения представляют большую опасность для электро-
оборудования и требуют специальных мер защиты. Наиболее
опасны перенапряжения прямого удара молнии (ПУМ) в прово-
да, при которых амплитуды электромагнитных волн могут дости-
гать миллионов и даже десятков миллионов вольт. Индуктиро-
ванные перенапряжения, возникающие при грозовых разрядах
вблизи ЛЭП, имеют сравнительно меньшую величину, достигаю-
щую сотен тысяч вольт, и менее опасны.
Проблема защиты электроустановок от атмосферных перена-
пряжений возникла одновременно с появлением воздушных
линий электропередачи. В первый период (примерно до 1930 г.),
предполагалось, что защита от прямых ударов молнии неосущест-
вима, и основное внимание уделялось защите от индуктирован-
ных перенапряжений. В дальнейшем было доказано, что основной
причиной грозо-вых отключений и аварий являются прямые удары
молнии в провода ЛЭП и была разработана достаточно эффек-
тивная система мероприятий по защите от них. Линии электро-
передачи (в необходимых случаях) защищаются от прямых уда-
ров молнии с помощью специальных тросов. Защита электриче-
278
ских станций и подстанций от ПУМ осуществляется стержневыми
молниеотводами. Электрооборудование станций и подстанций
защищается от набегающих с линий электромагнитных волн с по
мощью специальных аппаратов — разрядников.
В связи с быстрым ростом протяженности высоковольтных
воздушных ЛЭП и развитием линий высших классов напряже-
ний — 330, 500 кв, а в ближайшее время и 750 кв задача повыше-
ния надежности грозозащиты становится особенно актуальной.
Так как прежние упрощенные методы расчета атмосферных пе-
ренапряжений и средств грозозащиты уже недостаточны, воз-
никла необходимость создать более полную теорию атмосферных
перенапряжений и на этой основе уточнить методику расчет.!
грозозащиты. В Советском Союзе этим вопросам уделяется боль
шое внимание.
В настоящем разделе рассматриваются причины возникнове-
ния атмосферных перенапряжений, основные параметры молнии
и методы их измерения, способы защиты линий электропередачи
от прямых ударов молнии и методика расчета удельного числа
отключений линий. Освещаются принципы действия и конструк-
ции защитных разрядников и схемы защиты подстанций от ат-
мосферных перенапряжений. Так как действие грозозащитных
устройств в значительной степени связано с надежностью их за-
земления, в раздел введена глава о заземляющих устройствах.
В качестве вступительной дана глава о волновых процессах
в электрических цепях, поскольку обычно атмосферные перена-
пряжения сопровождаются распространением, преломлением и
отражением электромагнитных волн.
Глава одиннадцатая
ВОЛНОВЫЕ ПРОЦЕССЫ
В ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ЦЕПЯХ
§ 11 — 1. Отражение и преломление
электромагнитных волн
Перенапряжения в электрических установках обычно связаны
с набеганием на различные участки электрической цепи электро-
магнитных волн, возникающих чаще всего в результате попада-
ния в линии электропередачи грозовых разрядов. В сложных
электрических цепях происходят отражения и преломления элек-
тромагнитных волн, в результате чего потенциалы в различных
точках электрической цепи отличаются ог потенциалов первона-
чально возникшей волны.
Рассмотрим основные закономерности распространения элек-
тромагнитных волн.
279
При движении электромагнитной волны вдоль проводов линии
без потерь скорость распространения волны определяется по
формуле
где с = 3- 108 м/сек— скорость световых волн;
е и ц— относительные диэлектрическая и магнит-
ная проницаемости среды, окружающей
провода.
Для воздушных линий 8=1 и ц=1. В таком случае
ув = с = 3-108 м/сек.
Для кабельных линий ц=1, а диэлектрическая проницаемость
изоляции е~4, следовательно,
vK = 0,5 va.
По данным измерений скорость распространения электромаг-
нитных волн в силовых кабелях составляет
vK = 1,6-108 м/сек.
Напряжение и ток волны связаны между собой соотношением
n- = V^-z- О >-2>
где U — напряжение волны;
I — ток волны;
Lq — индуктивность единицы длины линии;
Со — емкость единицы длины линии;
Z — волновое сопротивление линии.
Для воздушной линии
Lo = 21n	10-7 [е«/ж];
2-9-109- In^B-
Г
[ф/м],
где Лср — средняя высота подвеса проводов над землей, м;
г — радиус провода, м.
Подставляя значения £0 и Со в (11—2), получим выражение
для волнового сопротивления воздушной линии
Z=60 In
г
(11-3).
280
Для расщепленных проводов в (11—3) подставляется значение
эквивалентного радиуса, равного
Среднее значение волнового сопротивления одиночного прово-
да воздушной линии, вычисленное по геометрическим параме-
трам линии, составляет Z=400-4-450 ом.
Волновые сопротивления кабельных линий в сильной степени
зависят от конструкции кабелей и находятся в пределах от 5
до 40 ом.
При переходе электромагнитной волны с участка линии, обла-
дающего волновым сопротивлением Zj, на участок с волновым
сопротивлением Z2 происходит изменение параметров волны, так
как на первом участке соотношение напряжения и тока волны
определяется величиной волнового сопротивления Zb а на вто-
ром — величиной Z2
Например, если Z2>Zb то £/2>£Л и Ii<I\. Такое изменение пара-
метров волны происходит вследствие перераспределения энергии
электрического и магнитного полей волны. При увеличении на-
пряжения волны и уменьшении ее тока часть энергии магнитного
поля переходит в энергию электрического поля. Таким образом,
в узловой точке происходит преломление электромагнитной вол-
ны (рис. 179).
Одновременно от узловой точки по первому участку распрост-
раняется отраженная волна. Так как в узловой точке, принадле-

' Ъ // Z;
Рис. 179. Преломление и отра-
жение электромагнитной вол-
ны при переходе с волнового
сопротивления Zi на волновое
сопротивление Z2.
Рис. 180. К расчету многократ-
ных отражений при переходе
электромагнитной волны с од-
ной линии на другую через ко-
роткий участок линии.
жащей одновременно первому и второму участкам, могут быть
только вполне определенные значения тока и напряжения, между
параметрами падающей, отраженной и преломленной волн дол-
жны существовать соотношения
^пад 4“ ^отр — t4ip»
(U-4)'
281
(11-5)
где (7Пад, t/отр > Unp — напряжения падающей, отраженной и
преломленной волн;
/над, /отр , /пр—ТОКИ падающей, отраженной и прелом-
ленной волн.
Кроме того, можно записать, что
(/над = / пад ’	(11 —6)
(/пр = /пр*^2>	(11 7)
(/отр ~	/отр^1.	( 1 1—8)
Отрицательный знак в (11—8) означает, что ток и напряжение
отраженной волны имеют противоположные знаки. Если напря-
жение отраженной волны имеет положительный знак, что озна-
чает увеличение напряжения на первом участке в результате
сложения (/Пад + (/отр , то ток отраженной волны имеет отрица-
тельный знак, что означает уменьшение тока на первом участке
в результате сложения /цад + (—/отр).
Решая совместно уравнения (11—4)-=—(11—8), получаем со-
отношения между напряжениями падающей, преломленной и от-
раженной волн
^Aip =	-р2 z2 6/пад;	(11—9)
-^пад.	(11-10)
Обозначим
«=	(11-11)
Р- 4^'	<Ч-12)
Коэффициент а называется коэффициентом преломления,
а коэффициент р — коэффициентом отражения. Нетрудно видеть,
что если Z2 =°° (разомкнутый конец первого участка), то
Таким образом, при набегании электромагнитной волны на
разомкнутый конец линии происходит удвоение напряжения
282
в узловой точке. При Z2 = 0 (короткозамкнутый конец первого
участка) а = 0 и р = — 1, т. е. в узловой точке напряжение будет
равно нулю.
Из рассмотренных примеров, в которых величина волнового
сопротивления второго участка Z2 принимала граничные значения,
следует, что коэффициенты аир могут изменяться в пределах
0<а<2; - 1 < р< 1.
Во всех случаях значения коэффициентов р и а связаны соот-
ношением
1+р = а.	(П — 13)
В электрических установках возможны случаи многократных
отражений и преломлений электромагнитных волн, например,
когда между волновыми сопротивлениями Zx и Z2 включен корот-
кий участок /о с волновым сопротивлением Zo (рис. 180). В этом
случае при набегании электромагнитной волны процесс будет
развиваться следующим образом. Падающая волна U пад, дойдя
до точки /, преломится и на участок Zo перейдет волна с напря-
жением
i/g = а10^иад»
где
2Z0
Zt + Z0 •
При подходе волны UQ к точке // произойдет ее преломление
и отражение. Преломленная волна, которая перейдет на участок
Z2, будет иметь напряжение
^2 = а0зЦ) = а0гаЮ^паД’
где
_	2Z2
а<п~ Z0 + Z2 •
Отраженная волна, идущая от точки // к точке Л будет иметь
напряжение
^отр = Р20Ц) = Ргоа1о^пад»
где
283
В точке / произойдет отражение волны U°Tp в направлении от
точки / к точке II
Цугр = РгоЦэтр = Р1O02OG1O ^пад,
где
Следовательно, когда отраженная волна U'orp прийдет в точку 1,
напряжение в этой точке будет складываться из напряжений U
ц;ТР и^;тр
U1 = U'q + ^отр + ^QTp =СС10^пад +₽20(Хю^пад + Р10₽20аЮ ^пад ==
= аю^пад [1 + ₽2о (1 + Рю)].
Когда волна (7^тр прийдет в точку II, произойдет ее прелом-
ление, и на участок Z2 перейдет волна с напряжением рав-
ным
^2 = а02^оТр = О&02Р10Р20ОИО ^пад-
В таком случае, напряжение в точке II, если рассматривать ее
как принадлежащую участку Z2, можно выразить следующим об-
разом:
Чп = U2	U2 =ао2аю^пад + «огРюРгОйЮ ^пад =
= <Х1оС1о2^пад (1 +P10P20) •
Процесс многократных отражений удобно наглядно изобра-
жать в виде так называемой сетки, позволяющей легко опреде-
лять напряжения в узловых точках при любом числе отражений.
Сетка строится между двумя горизонтальными линиями, нахо-
дящимися на расстоянии /0 друг от друга (рис. 181). Вдоль верх-
ней горизонтали откладывается время. Зигзагообразные линии
изображают соответствующие отраженные от узловых точек вол-
ны. Общее напряжение в узловой точке получается суммирова-
нием волн в соответствующие моменты времени. Рассматривая
рис. 181, можно составить следующие общие выражения для на-
пряжений в точках I и II:
Ui =аю^пад [1 + Р20 ( 1 + рю) +Р10Р20 (1 + Рю) +
+ РХ (1 + Рю) +........];	(П-14)
un =aioao2t/nafl (1 +PioP2o + PfoP22o + PtnPlo + ...К	(11-15)
284
Следует иметь в виду, что изменения напряжений в точках 1
и II происходят скачками через промежутки времени т, равные
времени двойного пробега волны по участку /0
т= 2Zq
V ’
где /о — длина участка между точками I и II;
v — скорость движения волны на участке Zo.
Можно показать, что при бесконечно большом числе отра-
жений
^ = ^/ = -2^Г^пзд.
Таким образом, после бесконечного числа отражений напря-
жения в точках I и II получаются такими же, как и при непосред-
ственном переходе волны с участка Zx на участок Z2 и влияние
промежуточного участка /о сказывается только во время пере-
ходного процесса.
Рис. 181. Расчетная сетка для определения на-
пряжений в узловых точках при многократных
отражениях.
Рассмотрим числовой пример.
Пусть Zi = 400 ом; Zo = 2O ом; Z2 = 200 ом; 1о=ЗООм; v = 1,5Х.
X Ю8 м!сек; UaaA = 1000 кв
285
аю =	2Z„	_	2-20	_	0,095;
	А 4~ Zo	“ 4004-200 ~	
&02 =	2Z2	_	2-200	= 1,81;
	2o+Z2	20 + 200	
Р20 =	Z2 	 Zq	__ 200—20	=0,81;
	Z24-Zo	200 + 20	
Рю =	Zj — zo	__ 400—20 _	0,904;
	2, + Z0	4004-20 	
т = 		2-3°° — 4.10-	6 сек.
	V	1,5- 10е “4 1U	
Напряжение в точке / при первом преломлении
t/j = «ю^пад =0,095-1000 = 95 кв.
Через интервал 4 мксек напряжение в точке / сделается равным
UI ~ ^Чо^пад 4" р20^10^пад 4“ РюРзоСИО^пад = ^ю^пад X
X [1 +₽2о(1 + рю)] = 0,095-1000[1 + 0,81 (1 4-0,904)]=241,3 кв.
В конце процесса
“ -zrhr	- ига 1 “°=660 “
Таким образом, напряжение в точке I будет ступенями увеличи-
ваться.
Если падающая волна имеет косоугольный фронт, то ее ана-
литическое выражение имеет вид
^пад =	( 11	16)
где а — крутизна фронта волны, кв/мксек.
В этом случае напряжения преломленной и отраженной волн
могут быть записаны следующим образом:
Z/пр ==octzZ,
^отр =
При многократных отражениях напряжения в узловых точках
могут быть выражены уравнениями
til =tfa]oR4-02о( 1 4- рю) (t—т) 4-PioPjo 0 4" Рю) —2т) +...];
(П-17)
286
иц = ааюссог!^ + ₽io₽2o — t) +	— 2т) + ...], (11 —18)
где
Структура уравнений
(11 — 17) и (11 — 18) может
быть пояснена рис. 182, по-
строенным для точки II, ког-
да в ней действуют три вол-
ны, сдвинутые относительно
друг друга на время т. Для
некоторого момента време-
ни t напряжение в точке //
выразится суммой ординат
AD + AC+AB.
AD = а/аюаог;
А С = а (I — т) CZ10CC02P10P20/
Рис. 182. К определению напряжения
в узловой точке при многократных
отражениях и косоугольной форме
волны
АВ = a (/ —2т) ai0a02p ц^о-
Суммируя эти выражения, приходим к уравнению (11 —18).
§ 11—2. Эквивалентные схемы
при волновых процессах
Рассмотрение волновых процессов в сложных электрических
цепях, содержащих, кроме волновых сопротивлений, емкости
и индуктивности, удобно выполнять с помощью эквивалентных
схем. Пусть (волна [7пад по линии с волновым сопротивлением Z\
набегает на узловую точку, к которой подключены другие линии,
емкости и индуктивности. Для узловой точки справедливы урав-
нения (11—4)-4-(11—5).
В данном случае понятие преломленной волны [/пр относится
к напряжению в узловой точке, а понятие тока /Пр — к суммар-
ному току, протекающему во всех элементах, присоединенных
к узловой точке.
Уравнение (11—5) можно преобразовать следующим образом:
пр — 1 пад I I отр —
Отсюда
287
i/отр
/ z
1 пр4* i •
— ^пац
Воспользуемся уравнением (11—4), подставив в него найден-
ное выражение для С7Отр.
^Лтр = ^пад 4“ ^/отр = ^Лтад 4“ ^пад	Iпр^1’>
^пр
2^пад ^np^i.
(11-19)
Уравнению (11 —19) соответствует эквивалентная схема, со-
стоящая из генератора с э. д. с. холостого хода, равной 2U Пад>
и внутренним сопротивлением, равным волновому сопротивлению
них волн.
О	J
Рис. 184. Набегание электромагнит-
ной волны на шины подстанции:
а — расчетная схема; б — схема замеще-
ния.
линии Zb по которой набегает волна. К зажимам генератора
включены сопротивления, емкости и индуктивности, присоединен-
ные к узловой точке (рис. 183).
Определяя общий ток /пр в цепи эквивалентной схемы, нахо-
дим из (11 —19) напряжение Unp в узловой точке.
Таким образом, на основании того, что структура уравнения,
связывающего токи и напряжения в узловой точке электрической
цепи при волновом процессе и в эквивалентной схеме, одинакова,
решаем задачу волнового процесса, пользуясь эквивалентной схе-
мой с сосредоточенными постоянными.
Рассмотрим, пользуясь методом эквивалентной схемы заме-
щения, несколько примеров, представляющих интерес для задач
грозозащиты.
Набегание электромагнитной волны на шины подстанции.
Пусть электромагнитная волна Unap> по линии с волновым сопро-
тивлением Z набегает на шины подстанции, к которым присоеди-
нены другие линии также с волновыми сопротивлениями Z. Об-
щее число линий п (рис. 184).
Эквивалентная схема для этого случая представлена на
рис. 184, б. Общий ток в цепи
/	_ 2(7пад _ 2(7пад (Л 1)
— 7 . Z	Zn
/2 — 1
288
Напряжение в узловой точке, т. е. на шинах подстанции будет
равно
77   Q7 7	/ 7   Q7 7 2[/пад(П 1)Z
'-'пр — и пад упр^ — ^'-'пад	’
^пр=^-.	(11—20)
Справедливость формулы (11—20) очевидна. При п = 2 пре-
ломления -волны на шинах подстанции не происходит и [7пр =
= U пад •
При п=\ (тупиковая подстанция, к шинам которой подходит
одна линия) на шинах происходит удвоение напряжения падаю-
щей волны
^пр = 2{7пад.
Наконец, при /г>3 £7пр</7пад.
Прохождение электромагнитной волны через индуктивность.
Пусть электромагнитная волна с напряжением ?7пад с прямо-
угольным фронтом и бесконечной длиной по линии с волновым
Рис. 185. Прохождение электромагнитной волны через индуктив-
ность:
a — расчетная схема; б — схема замещения.

сопротивлением Z\ набегает на шины подстанции. Линия Z\ при-
соединена к шинам через индуктивность L (рис. 185). Схема за-
мещения для данного случая представлена на рис. 185,6.
Для эквивалентной схемы составляем уравнение по закону
Кирхгофа
2^пад =	+ Ь -^2..	(Н-21)
Для решения этого уравнения разделим переменные
_______^ПР________,_ dt	/1 1_99 \
ZUn^-inplZ' + ZJ L ’	in
После интегрирования уравнения (11—22) получаем
19. Иерусалимов, Орлов	289
ln[2f/naA-inp(Z1 + Z2)] = - p2 / + /(.	(11-23)
При t = 0 inp = 0. Отсюда К = In 2UnaA . В таком случае,
in 2(7пад — inp (^1 + ^г)   _ ^1 + A /
ШПад	“	L
Решив относительно inp, находим
(t \
Т 1
1-е	),	(11-24)
Т ^2
~ L
где Tl= Г7-----постоянная времени эквивалентной -схемы.
Z1"T“^2
Напряжение на шинах подстанции будет определяться урав-
нением
/	___z_\
«np = /npZ2- z^z2 -UnAl-e TL). (11-25)
Из (11—25) видно, что напряжение преломленной волны из-
меняется по экспоненциальному закону. В первый момент (^=0)
за индуктивностью напряжение волны равно нулю ипр =0, затем
оно нарастает, достигая максимального значения при /=оо,
^пр.м=	(11-26)
Из (11—25) и (И—26) следует, что индуктивность приводит
к сглаживанию фронта волны и не влияет на ее амплитуду (при
бесконечной длине падающей волны). Напряжение отраженной
волны может быть найдено из соотношения
t/рад + «отр -= Ь + ипр.	( 11 —27)
В (11—27) по сравнению с обычным соотношением (11—4)' до-
бавлен член L вследствие наличия в цепи индуктивности
и изменения во времени тока £пр.
Из (11—24) находим
Л’пр _2(/Пад Л TL
dt L
Подставляем значения и ипр в (11—27) и определяем
290
_ Z2 — Zx r, . _ 2^1 tj t	Tl /ц—28)
Z1 + Za ипад ' Zx 4- Z2 <Упад e • v
В первый момент (/ = 0) напряжение отраженной волны равно
напряжению падающей и0Тр (0) = С7пад; следовательно, перед
индуктивностью происходит удвоение напряжения падающей
волны. На рис. 186 графически представлены падающая, прелом-
ленная и отраженная волны в момент времени Z>0.
Рис. 186. Форма преломленной и от-
раженной волн при прохождении
электромагнитной волны через ин-
дуктивность.
Прохождение электромагнитной волны мимо емкости. На
рис. 187 представлен случай падения на шины подстанции элек-
тромагнитной волны при подключении к шинам сосредоточенной
емкости. Эквивалентная схема для этого случая представлена на
рис. 187,6.
о	б
Рис. 187. Прохождение электромагнитной волны мимо емкости:
а — расчетная схема; б — схема замещения.
Для эквивалентной схемы можно написать уравнения по за-
конам Кирхгофа
2£7пад = ^*пр	4"	(11—29)
$ icdt =	i2Z2;	(11—30)
^пр ~	(11 —31)
Продифференцировав уравнение (11—30) , находим-
Z0 = CZ2-^.	(11-32)
19*
291
Подставим выражение для ic в (11—31)
= CZ2 + /2.	(11—33)
Далее подставим выражение для inp в (11—29).
2£/пад = CZ1Z2 + Z2 (Z\ + Z%).	(11—34)
Полученное дифференциальное уравнение (11—34) аналогич-
но уравнению (11—21) с тем различием, что в (11—34) вместо
параметра L входит величина CZjZ2. Следовательно, решение
уравнения (11—34) можно записать в виде
___t__ \
1-е ГСА (Н-35)
т
где
/у ________________________ CZXZ2
с“ Zx + Z2 •
В таком случае,
_______£_\
1-е ГС). (11-36)
I ^2
Напряжение отраженной волны может быть найдено из соот-
ношения
^пад + ^отр = ^пр»
в которое подставляем найденное значение ипр
Иотр== Zj + z’ ^пад zl + z2 ^падб *	(11—37)
Анализ выражений (11—36) и (11—37) показывает, что в пер-
вый момент (t = 0) uup=0 и uOTp =— U пад. При ^=оо
__	2^2 Г Т	_ ^2 - Zj J ]
= Zi + Z2	UoTp = Zx + Z2 UaaA-
На рис. 188 представлено графическое изображение напряже-
ний электромагнитных волн при включенной в узловой точке
емкости. Из рис. 188 и анализа уравнения (11—36) видно, что
в первый момент напряжение в узловой точке равно нулю, а за-
292
тем оно возрастает по экспоненциальному закону с постоянной
'Г C-Zj-Zg
времени Тс= 7  7 •
“Г ^2
Сглаживание фронта электромагнитной волны благоприятно
сказывается на условиях работы межвитковой изоляции обмоток
электрических машин и трансформаторов при набегании на них
электромагнитных волн. Чем меньше крутизна фронта волны, тем
Рис. 188. Форма преломленной и от-
раженной волн при прохождении элек-
тромагнитной волны мимо емкости.
ниже будут разности потенциалов между витками при прохожде-
нии вдоль обмотки фронта волны. Емкости используются в схе-
мах грозозащиты для сглаживания фронта набегающих волн и
защиты межвитковой изоляции.
Можно определить величину емкости, необходимую для полу-
чения заданной крутизны фронта волны. Из (11—36) скорость
изменения напряжения на фронте волны равна
__t
dunp _ 2С7пад . с Тс'	(11—38)'
dt CZT
Наибольшее значение крутизна фронта волны имеет при t = 0
=	(11—39)
dt /макс CZX	7
Отсюда
q __ ___________
Zx[^\		(11-40)
' dt 1 макс
Пусть, например, электромагнитная волна с напряжением
^пад = 20 кв набегает по линии с волновым сопротивлением Z\ =
= 400 ом на шины подстанции. Допустимая максимальная кру-
тизна фронта волны составляет 1 кв!мксек. В этом случае необ-
ходимая для сглаживания фронта волны емкость будет равна
с= шТ=0>1 МКФ-
Рассмотрим далее случай прохождения мимо емкости волны
конечной длины. Такую волну можно представить в виде двух
293
волн — положительной и отрицательной, сдвинутых по времени
на величину т (рис. 189), равную
где т — длина волны, мксек;
lQ — длина волны, м;
v — скорость распространения волны, м/мксек.
До момента времени /<т в узловой точке действует положи-
тельная волна, а при также и отрицательная волна. На
Рис. 189. Преломление короткой волны при прохожде-
нии мимо емкости:
а — падающая волна; б — преломленная волна.
рис. 189 графически изображено построение преломленной вол-
ны, представляющей сумму двух составляющих
«Пр=иар+«;р.	(п-41)
где
_______t— \
гс I
1~е /для/<т;
т \
гс )
1~е /Для/>т.
Подставляя в (11—41) выражения для и'пр и и^р, после преоб-
разований получим
=	Г<Ц/С-1 • <Н-42)
"г "2
Уравнение (11—42) справедливо только для/>т.
Из рис. 189 видно, что максимум напряжения в узловой точке
наступает при / = т
294
и ___	2Z2 rr li — б Tc I	(11- 43)
cz z
Уравнение (11—43), «в которое входит величина 7c = у—7
Zl I Л.
свидетельствует о том, что в данном случае амплитуда прелом-
ленной волны зависит от величины емкости С: чем больше вели-
чина емкости С, тем меньше напряжение {7пр.м. С другой стороны,
уравнение (11—43) указывает на то, что чем короче набегающая
волна, тем ниже будет напряжение (7пр.м в узловой точке при на-
личии емкости. Определим величину емкости, необходимую для
заданного снижения амплитуды набегающей волны. Обозначим
Тогда уравнение (11—43) можно переписать так:
т
~Тс
т = а — ае .	(11—44)
Отсюда
Тс = —(U-45)
1п-^—
а— т
Но
Тс = 'z^z- =	(11 —46)
В таком случае,
С = 2т
"	(П-47)
1 а — т
Уравнение (11—47) позволяет определять величину емкости,
необходимую для заданного снижения амплитуды волны.
Пусть, например, на шины тупиковой подстанции (а = 2) ио
воздушной линии (Zi = 400 ом) набегает электромагнитная волна
длиною т=40 мксек. Необходимо определить величину емкости С
для снижения напряжения набегающей волны вдвое (/п = 0,5).
Из (11—47) находим
с = ------2-40 -г,— = 0,3 мкф.
2.400 In п

Как видим, величина необходимой емкости получилась срав-
нительно небольшой и емкости с успехом могут использоваться
для снижения амплитуды набегающей волны при условии, что
длина набегающей волны не превышает 50—100 мксек.
Максимальная крутизна фронта преломленной волны при на-
бегании волны конечной длины определяется уравнением (11 —
39), так же как для случая набегания волны бесконечной длины.
§ 11—3. Волновые процессы
в многопррводной системе
Обычно электромагнитные волны, возникающие при грозовых
поражениях линий электропередачи, распространяются в системе
проводов и грозозащитных тросов. При этом провода и тросы
оказывают взаимное влияние при волновом процессе. Для ана-
лиза волновых процессов в многопроводной системе можно вос-
пользоваться уравнениями Максвелла для системы проводов
с неподвижными зарядами
Ui = «1	+ cti2?2 4- ...	4-	а1п#Л;
U2 — «2191 + «22^2 4" ...	4“	СС2пЯп\	ц ।
f/n =	4“ an2<7 2 4" ...	4“	CLnnQrv*
где C7i, t/2, ..., Un — потенциалы проводов относительно земли;
?1, ?2, Яп — заряды на единицу длины проводов;
ап, а12 и т. д. потенциальные коэффициенты.
Потенциальные коэффициенты определяются геометрически-
ми размерами линии (рис. 190).
Для воздушных линий
aw = 2-9- 1091п ^-[м/ф];
= 2 • 9 • 1091п -^-[м/ф],
где hKCp —средняя высота подвеса я-го провода, м;
гк— радиус к-го провода, м;
с1кп — расстояние между проводами кип, м;
d'kn —расстояние между проводом к и зеркальным изобра-
жением провода п, м;
Т а к как d кп = d пк и d^n	, то a^ =сспк-
Умножим и разделим все члены правой части уравнений
(11—48) на скорость распространения электромагнитной волны
296
вдоль линии V. Произведения qKv представят токи 1К в проводах.
Система уравнений примет вид
^ = ^-^ + ^12 + .-.+
^-Л+ ^-Л + ...+
}	(11-49)
Un = Д +	/2 + ... +	7„.
п и 1 1 V	V	I
Обозначим
®п __ 7 . ®12 _ 7 gAfe ___ 7 . akrt _ 7
Т~ — Лп. —	^кк, v — ^кп-
Тогда -в окончательном ваде преобразованная система уравнений
Максвелла примет вид
(/] = ZH/1 + 712^2 + . . + ZyJn, 1
t/2 — Z2\I। + Z22I2 + • •. + Z2nln\ I
(11—50)
Un = ZnJx + Zn3/2 + . . . +^nnln- I
Коэффициенты Zu, Z\2 и т. д., связывающие значения токов
и напряжений на проводах, представляют собой волновые сопро-
тивления. Коэффициенты с одинаковыми индексами (ZKK) пред-
ставляют собой собственные волновые сопротивления и связы-
вают величины напряжения и тока волны на к-ом проводе. Коэф-
фициенты с различными индексами представляют взаим-
ные волновые сопротивления и связывают величину напряжения
волны на к-ом проводе с величиной тока 1п в n-ом проводе. Для
воздушных линий и = 3 • 108 м/сек. В таком случае,
Z„ - 60ln - 133 1с -'У'-;	(11-51)
Z„-60ln-^-1381g^-.	(11—52)
Рассмотрим прохождение электромагнитной волны вдоль про-
вода, расположенного вблизи другого изолированного провода
(рис. 191). Для этого случая можно составить систему из двух
уравнений
C/1 = Zn/i + Z12/2;
297
t/2 = Z2i/1 + /22/2-
Так как второй провод изолирован, то ток в нем равен нулю.
В таком случае система уравнений перепишется
{71 = 21]/!;	^2 = -Z2i/i.
Отсюда
и2=-^~иь	(11—53)
411
Из (И—53) следует, что на проводе, находящемся в поле
электромагнитной волны, движущейся по другому проводу, наво-
Рис. 190. К определе-
нию потенциальных
коэффициентов.
дится напряжение, составляющее не-
которую часть напряжения основной
волны. Коэффициент Z21/Z11, равный
отношению индуктированного напря-
жения U2 к индуктирующему напряже-
нию U\, называется геометрическим
коэффициентом связи и обозначается
^г=41--	(11-54)
^11
----Гпровод
----2 провод
Рис. 191. Прохождение электро-
магнитной волны по проводу в
системе двух проводов.
Величина геометрического коэффициента связи определяется
геометрическими размерами линии и может быть рассчитана на
основании (11—54), (11—51) и (11—52)
^-21 _
^>11
.	d21
1П^
(11—55)
298
Из (11—55) видно, что при увеличении радиуса Г\ первого
провода и при уменьшении расстояния между проводами di2
и высоты подвеса первого провода Л1Ср величина геометрического
коэффициента связи увеличивается. Обычно для воздушных ЛЭП
= 0,1—0,3.
Рассмотрим случай, когда электромагнитные волны распрост-
раняются по двум соединенным между собой одинаковым и под-
3 провод
2провод
'ЯШ- 1 провод
Рис. 192. Распространение электро-
магнитных волн по двум параллель-
ным проводам в системе из трех
проводов.
вешенным на одной высоте проводам, вблизи которых располо-
жен третий изолированный провод (рис. 192).
Система уравнений Максвелла для данного случая будет со-
стоять из трех уравнений
{71 =	4- Zi2/2 4- 213/3;
U2 — Z2i/i 4- Z22/2 4" 223/3;
Уз = ^з1Л 4- 232/2 4“ 233/3.
Так как первый провод изолирован, то /1 = 0; кроме того,
U2 = U3 = U и /2 = /3 = /.
В таком случае можно записать
= Z\2I 4"
U = Z22I 4“ 223/;
(У = 232/ 4- 233/.
Отсюда
Г 7 _ Т] £12 4~ Z13 _ Т] £12 4~ £13
1	£g2 4~ £23	£32 4“ £33
(11—56)
Коэффициенты в (11—56) представляют собой геометриче-
ский коэффициент связи между изолированным первым проводом
и соединенными вместе вторым и третьим. Так как провода 2 и 3
одинаковы, то Z22 = Z33 и
299
А2 4~ Аз
Ai2 + As
А2 + Аз
Аз 4" Аг
Можно получить выражение для геометрического коэффициента
связи через геометрические размеры линии
. 7 eoin^+eomA in-‘7';“
__ ^12 ~т~ ^13 _ _Д12______Q13	__ fll2 ’ Д13	Ц |__57)
Ai2 4* ^23	9/1 „г,	„ ^оо	. 2/1огп^9О
601п^с.р + 601п-Д	1п-^Л3
Л2	U23	?2 * ^23
Если умножить числитель и знаменатель (11—57) на то
выражение для Кг можно переписать так:
|п К и12‘а13
__ V ^12’413
(11—58)
у zn2Cpa23
1П-----=-
^2’ ^23
Обозначим
^кв =	^12’^13’
^экв if
Гэкв — if Г 2 ^23»
2/^экв — \ f 2/^2ср * ^23*
В таком случае, выражение для геометрического коэффициен-
та связи примет вид
in 4^
/(г = - Лк» .	(11—59)
Jn 2“ЭКВ
ГЭКВ
Выражение (11—59) используется, например, для расчета
геометрического коэффициента связи между двумя грозозащит-
ными тросами и линейными проводами.
Рассмотрим распространение электромагнитных волн с оди-
наковыми напряжениями по нескольким проводам одновременно.
Этот случай эквивалентен присоединению проводов к общему
источнику.
300
При двух одинаковых, подвешенных на одной высоте прово-
дах токи в них будут равны. В таком случае
U = ZnI + Z12Z;
U =	+ Z22Z.
Отсюда
1 = 7 -Л-7 = 7 М7 = -7—'	(И-60)
Л1 + Z12	Z21 + Z22 Z3KB
Из (11—60) следует, что эквивалентное волновое сопротивле-
ние одного провода в системе двух проводов равно Z^KB = Zn +
+ Zi2=Z22+Z2i. Общий ток в системе двух проводов равен
Отсюда эквивалентное сопротивление двух проводов равно
7	_ 2ЗКВ = zn + Z12.	(11—62)
^ЭКв    2—
Так как ZI2<Zu,to 0,5 Z\i<Z3Ka <Zn.
Если система состоит из трех одинаковых и расположенных
симметрично проводов, то
2;к, = 2u + 2Z12;	(11-63)
Z9K,= Z11 + 2Z12.	(11-64)
§ 11—4. Деформация и затухание
электромагнитных волн. Влияние
импульсной короны на волновой процесс
Выше мы рассматривали закономерности распространения
электромагнитных волн без потерь в линиях. В реальных усло-
виях большое влияние на волновой процесс оказывает активное
сопротивление цепи г, складывающееся из активного сопротивле-
ния провода гПр и активного сопротивления земли г3 как обрат-
ного провода для тока электромагнитной волны. Активное сопро-
тивление г вызывает уменьшение амплитуды импульсной волны
(затухание) и увеличение длины фронта волны (деформация).
По М. В. Костенко, эквивалентная длина фронта волны может
быть приближенно рассчитана по формуле
301
Гф.эКВ=	[мксек],	(11—65)
где q — удельное сопротивление грунта, ом • м;
I — путь, пройденный волной вдоль линии, м;
hep —средняя высота подвеса провода, м;
Z — волновое сопротивление линии, ом.
При больших удельных сопротивлениях грунта (500н-
4-1000 ом • м) при пробеге волной пути в 2 км длина эквивалент-
ного4 фронта волны может составить 0,3—0,6 мксек. Снижение
Рис. 193. Вольт-кулоно-
вая характеристика им-
пульсной короны при
положительной поляр-
ности провода.
Рис. 194. Кривая для расчета поправок на
корону для волнового сопротивления и ко-
эффициента связи троса и провода.
амплитуды волны за счет влияния активного сопротивления со-
ставляет, по опытным данным, примерно 10% на 1 км пройденно-
го волной пути.
Существенное влияние на волновой процесс оказывает им-
пульсная корона, возникающая на проводах при высоких
напряжениях импульсной волны.
Импульсная корона имеет стримерную структуру и состоит из
множества радиально направленных светящихся нитей — стри-
меров. Каналы стримеров являются проводящими, благодаря
чему часть зарядов провода стекает к головкам стримеров.
Вследствие сосредоточения значительного заряда в чехле им-
пульсной короны емкость провода линии увеличивается. Увели-
чение емкости приводит к уменьшению скорости распространения
волны и снижению волнового сопротивления провода.
Для коронирующей линии удобно ввести понятие динамиче-
скои емкости сд= , которая определяется наклоном каса-
тельной к вольт-кулоновой характеристике импульсной короны
(рис. 193). Как видно из рисунка, с увеличением напряжения'
302
угол наклона касательной возрастает, следовательно, динамиче-
ская емкость увеличивается.
Пользуясь понятиями динамической Сд и геометрической Сг
емкостей линии, скорость движения волны можно выразить сле-
дующим образом:
где с — скорость световых волн;
P"7F=^	m’"?'
Так как динамическая емкость с увеличением напряжения
растет, то коэффициент £ и скорость распространения волны v
с повышением напряжения уменьшаются.
Кроме того, коэффициент 0 должен зависеть от геометриче-
ских размеров линии, влияющих, в свою очередь, на напряжен-
ность электрического поля у провода. Чем выше напряженность
электрического поля, тем интенсивнее корона и ниже значение
коэффициента 0. Можно представить коэффициент 0 выражением
где f (и) —функция, определяемая по кривой рис. 194, на кото-
ром по оси абсцисс отложены значения
и
2^ср£ср
где и — напряжение на коронирующем проводе, кв;
hep —средняя высота подвеса провода, м;
Еср —средняя напряженность поля на границе коронного
чехла, принимаемая для положительной полярности
импульсной волны Е+ =9 кв/см и для отрицательной
полярности Е~ =21 кв!см;
г — радиус провода, м.
Для приближенного расчета коэффициента 0 может быть
использована формула
0 = 1,16
1,5/гСр£ср
________и
1п2йср
(11—691
303
где Еср —напряженность поля на границе коронного чехла;
£Ср = 9 кв/см при положительной полярности и 21 кв/см
при отрицательной полярности импульсной волны;
ЛСр и г — средняя высота подвеса и радиус провода, см;
и — мгновенное значение напряжения движущейся
волны, кв.
Можно графоаналитическим методом определить изменение
длины фронта электромагнитной волны вследствие импульсной
Рис. 195. Деформация фронта
волны с начальной амплитудой
1000 кв после пробега 2000 м.
Рис. 196. Деформация импульсной
волны с начальной амплитудой
1000 кв после пробега 2000 м.
короны. Для этого условно разбиваем импульсную волну на
зоны, каждая из которых характеризуется своим значением на-
пряжения (рис. 195). Из сказанного выше следует, что каждая
элементарная зона волны распространяется вдоль линии со своей
скоростью и по мере перемещения волны вдоль линии будет
происходить деформация фронта волны.
Если зона волны с напряжением ниже критического коронно-
го Uк движется со скоростью света с, то отставание во времени
остальных зон можно определить так:
д* (и) = -------- = Z(c~v) - (1	(11—70)
v 7 v с си	ср	v }
где I — пройденный путь, м.
Пользуясь (11—69) и (11—70), можно рассчитать смещение
во времени Д/ для всех зон и построить фронт волны после про-
бега пути I, как это показано на рис. 195.
Рассмотрим пример. Пусть волна положительной полярности
с амплитудой 1000 кв распространяется вдоль линии с Лср = 10 м
и г = 0,01 м. Необходимо определить длину фронта волны после
пробега пути в 2000 м. Разобьем волну на зоны со ступенями по
200 кв. Расчет смещений зон сведен в табл. 37. На рис. 196 при-
ведено построение согласно данным табл. 37,
304
Таблица 37 К расчету деформации фронта импульсной волны			
Номер зоны	Мгновен- ное значе- ние напря- жения, кв	№) (по рис. 194)	At (и) (по (11—70) мксек
1	200	0,9	0,74
2	400	0,83	1,36
3	600	0,8	1,67
4	800	0,76	2,11
5	1000	0,72	2,6
Импульсная корона оказывает влияние также на величину
волнового сопротивления провода. Волновое сопротивление коро-
нирующей линии может быть определено следующим образом:
ZK=	/^ = Zr—=Zrp. (11-71)
Г Ьд Г ЬдСг	-|/ С л
Г Ср
Для приближенных расчетов можно принимать следующие
значения волновых сопротивлений с учетом влияния короны:
для одиночного провода или троса ZK=400 ом;
для двух тросов ZK = 250 ом;
для двойного (расщепленного) провода ZK=370 ом;
для тройного (расщепленного) провода ZK = 300 ом.
Уменьшение волновых сопротивлений проводов вследствие
импульсной короны приводит к увеличению коэффициентов связи
между проводами. Приближенно можно принять, что
=	=	(11-72)
где К к— коэффициент связи с учетом короны;
/G — геометрический коэффициент связи;
ZK — волновое сопротивление провода с учетом влияния ко-
роны;
Zr—волновое сопротивление провода, рассчитанное по гео-
метрическим параметрам линии;
Р — определяется из выражения (11—68).
Для линий электропередачи увеличение коэффициента связи
вследствие импульсной короны составляет обычно 10—50%.
Затухание (уменьшение амплитуды) импульсной волны
вследствие потерь энергии на импульсную корону может быть
охарактеризовано зависимостью
(Ц-73)
20. Иерусалимов, Орлов
305
где и — напряжение волны;
k — коэффициент затухания.
Решая уравнение (11—73), получим
L/o
и — ____У---
1 + klUQ ’
(Н-74)
где UQ — напряжение волны в месте ее возникновения на про-
воде, кв;
I — длина пути, пройденного волной, км;
и — напряжение волны, прошедшей путь /, кв;
k = 0,3 • 10"3 — для положительной волны;
k = 0,2 • IO-3 — для отрицательной волны.
Пользуясь (11—74), найдем, что волна отрицательной поляр-
ности с {7о=16ОО кв, пройдя по линии путь Z = 5 км, будет иметь
ампли£уду
______1600
U= 1 + 0,2-10“3-5.1600 = 615 кв-
Затухание и деформация импульсных волн являются благо-
приятными факторами, облегчающими условия работы электро-
оборудования, на которое воздействуют импульсные волны.
В схемах грозозащиты подстанций, как будет показано в даль-
нейшем, это обстоятельство учитывается. Защита устанавливает-
ся таким образом, чтобы импульсные волны, прежде чем попасть
на шины подстанции, проходили по линии путь 1—2 км.
Глава двенадцатая
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ АТМОСФЕРНОГО ПРОИСХОЖДЕНИЯ
В ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЯХ ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ
§ 12—1. Грозовая деятельность.
Методы измерения параметров молнии
Выбор и расчет грозозащитных устройств и уровней изоляции
электрооборудования зависят от величин возможных перенапря-
жений и частоты их возникновения, которые в свою очередь
определяются параметрами грозовых разрядов: величиной тока
молнии, длительностью и крутизной фронта волны тока молнии,
полярностью грозовых разрядов и интенсивностью грозовой дея-
тельности.
Рассмотрим основные закономерности и характеристики гро-
зовых разрядов. Грозовая деятельность является непременным
спутником большинства географических районов земного шара.
Наиболее часты и интенсивны грозы в тропических странах,
306
в южных районах. В северных районах грозы — редкое явление.
В Советском Союзе имеются районы с самой различной интен-
сивностью грозовой деятельности. На Кавказе в ряде районов-
число грозовых дней в году достигает 40—50, в районах Ереванаг
Батуми, Сухуми, Киева, Харькове, Днепропетровска состав-
ляет примерно 30. В средней полосе Европейской части Со-
ветского Союза достигает 20—25. В северных районах (Архан-
гельск, Мурманск), число грозовых дней падает до 5—10
в год.
Интенсивность грозовой деятельности может быть охаракте-
ризована общей годовой продолжительностью гроз в часах в дан-
ном районе. Принимая среднюю продолжительность грозы 1,5 ч,
получаем
ЛГг.ч = 1,5Л/Г.д,	(12-1);
где Л'г.д — число грозовых дней;
Nr,4 — общая продолжительность гроз, ч.
Непосредственной причиной гроз является быстрое перемеще-
ние нагретых масс влажного воздуха в верхние слои атмосферы.
Развитие мощных вертикальных потоков воздуха происходит
вследствие сильного нагревания воздуха у земной поверхности
(тепловые грозы) и пи встречи масс холодного и теплого воздуха
(фронтальные грозы). Конвекция воздушных масс сопровож-
дается их охлаждением, конденсацией паров воды и образова-
нием грозовых облаков. Чаще всего грозы бывают в теплые лет-
ние месяцы (до 80%), но на островах и в прибрежных районах
наблюдаются и зимние грозы. Грозы сопровождаются электриче-
скими явлениями — разрядами молнии. Грозовые облака пред-
ставляют собой объемные электрические заряды: капельки воды,
кристаллики льда, насыщающие облако, несут на себе электриче-
ские заряды. Причины электризации грозовых облаков пол-
ностью не выяснены. Повидимому, основными факторами
являются следующие. Капельки воды заряжаются в электриче-
ском поле Земли. Так как Земля заряжена отрицательно, в ниж-
ней части капель индуктируется положительный заряд, а в верх-
ней — отрицательный. При столкновении капель они разбива-
ются, в результате чего положительные и отрицательные заряды
разделяются. Электризация капель обусловливается также и
разбрызгиванием потоками воздуха. Это явление носит название
эффекта Ленарда. Ледяные кристаллики могут быть наэлектри-
зованы трением о воздух или путем облучения их ультрафиоле-
товыми лучами.
В результате пространственного разделения положительных
и отрицательных зарядов структура грозового облака обычно
имеет вид, изображенный на рис. 197.
20*
зог
В нижней части облака скапливается небольшой положитель-
ный заряд. В основной части облака сосредоточены отрицательно
заряженные частицы. Основание этой части находится, примерно,
на 1 км выше видимого основания облака, а высота может дости-
гать 6 км. В верхней части облака сосредоточены положительные
заряды. Такое облако, несущее заряды обоих знаков, называется
биполярным.
Если потоками воздуха верхняя часть облака отрывается от
его основания, образуется униполярное облако, несущее заряды
одного знака. Между облаком и землей
возникает электрическое поле со сред-
ней напряженностью порядка 1 кв/см.
Однако в отдельных местах у облака,
или у Земли, там где плотности элек-
трических зарядов велики, напряжен-
ности электрического поля могут быть
существенно выше и достигать величин
25—30 кв/см. Эти напряженности ока-
зываются достаточными для возникно-
вения электрического разряда в виде
молнии между облаком и Землей. Мно-
гочисленные исследования разрядов
молнии с помощью вращающихся фо-
токамер позволили установить общую
картину развития разряда молнии.
Обычно разряд, называемый лидером
молнии, начинается от грозового обла-
_	1Л_ _	ка в направлении земли. Развитие ли-
Рис' зовог^Тоблакаа ГР°" деРа ПРОИСХ°ДИТ ступенями. Скорость
ступени достигает о- Ю' м/сек, а вре-
мя ее движения I мксек. Таким обра-
зом, длина ступеней достигает 50 м. Под действием электрическо-
го поля лидера молнии в земле происходит смещение зарядов.
Так как разряды молнии в большинстве случаев (80—90%) имеют
отрицательную полярность на поверхности земли, непосредствен-
но под развивающимся лидером, скапливаются положительные
заряды. Когда лидер молнии достигает земли, начинается стадия
главного разряда, воспринимаемая наблюдателем как собственно
разряд молнии и представляющая собой ярко светящуюся полосу
длиной в несколько десятков метров, распространяющуюся вверх
по пути лидерного канала со скоростью 1,5 • 107—15 * 107 м/сек.
В стадии главного разряда в канал лидера устремляются поло-
жительные разряды, сосредоточенные в земле, и происходит про-
цесс нейтрализации отрицательных зарядов, протекающий
с большой скоростью: этот процесс, эквивалентный стеканию
в землю отрицательных зарядов лидера, вызывает ток молнии,
достигающий величин десятков и сотен килоампер.
308
При разряде молнии в направлении возвышающегося на зем-
ле объекта, у вершины которого напряженность электрического
поля велика, навстречу, опускающемуся лидеру развивается стри-
мер, длина которого достигает десятков метров. В этом случае
главный разряд начинается в момент встречи лидера и встреч-
ного стримера.
Во многих случаях разряд молнии является многократным,
состоящим из трех и более компонент. Последующие компоненты
Рис. 198. Схематическая картина развития разряда молнии:
/ — ступенчатый лидер; 2 — главный разряд; 3 — послесвечение; 4 — стреловидный
лидер; 5 — второй главный разряд; б — ток лидера; 7—ток главного разряда; 8 — ток
послесвечения.
развиваются по пути первого разряда, причем лидеры этих
компонент как правило не имеют ступенчатого характера.
На рис. 198 представлена схематическая картина развития раз-
ряда молнии.
Разряды молнии могут возникать между разноименно заря-
женными облаками, между частями биполярного облака, однако
перенапряжения в электрических установках создаются, естест-
венно, разрядами, направленными в сторону земли.
Осциллографическая запись тока молнии, протекающего че-
рез хорошо заземленный объект, имеет вид, представленный на
рис. 199. Ток молнии быстро нарастает до максимума, а затем
сравнительно медленно спадает. Для расчетов грозозащиты элек-
трических установок необходимо знать основные параметры гро-
зовых разрядов: вероятные величины токов молнии, длительность
токовой волны и крутизну ее фронта, полярность грозовых
разрядов.
Все эти данные могут быть получены в результате система-
тически поставленных полевых измерений.
309
ИЗМЕРЕНИЕ ТОКОВ МОЛНИИ
Простейшим устройством для измерения токов молнии
является ферромагнитный регистратор. Он представляет собой
стерженек из ферромагнитного материала длиной 50 мм и диа-
метром 15 мм, который устанавли-
вается в специальной оправе на не-
котором расстоянии от проводника,
по которому может протекать ток
молнии (рис. 200). Обычно ферро-
магнитные регистраторы устанавли-
ваются на защитных молниеотводах
Рис. 200. Установка фер-
ромагнитных регистрато-
ров:
1 — держатель; 2 — ферро-
магнитные регистраторы.
Рис. 199. Осциллограмма тока
молнии.
или на опорах линий электропередачи. При протекании тока мол-
нии ферромагнитный регистратор, находящийся в магнитном поле
тока молнии, намагничивается, приобретая некоторую остаточную
намагниченность, по значениям которой можно судить о величине
амплитуды тока молнии. Остаточная намагниченность регистра-
тора определяется с помощью магнитометра — флюксметра с ка-
тушкой. Регистратор предварительно градуируется, т. е. опреде-
ляется зависимость его намагничивания от величины тока 1К,
протекающего по соленоиду.
Величина тока молнии определяется по формуле
где /м — амплитуда тока молнии;
/к — ток в соленоиде, вызывающий намагничивание, рав-
ное намагничиванию от измеряемого тока молнии;
w — число витков соленоида;
а и d — длина и диаметр соленоида;
г—расстояние от стерженька до проводника, обтекае-
мого током молнии.
310
Обычно для получения более точных результатов в оправе
располагаются несколько регистраторов, на разных расстояниях
от молниеотвода. При этом малые токи точнее измеряются реги-
стратором, расположенным ближе, а большие — расположенным
дальше от молниеотвода.
ИЗМЕРЕНИЕ АМПЛИТУДЫ И ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПОЛЯРНОСТИ
ЭЛЕКТРОМАГНИТНОЙ ВОЛНЫ, ВОЗНИКАЮЩЕЙ
ПРИ УДАРАХ МОЛНИИ
Измерение амплитуды напряжения, возникающего на прово-
дах при ударах молнии, может быть выполнено с помощью кли-
донографа (от греческого — прибой волн и пишу). Клидонограф
имеет следующее устройство. Электроды, игла и плоскость заклю-
чены в светонепроницаемый изоляционный футляр (рис. 201).
Рис. 201. Клидонограф:
1 — плоский электрод; 2 — фотопластинка;
3 — стержневой электрод; 4 — светонепро-
ницаемый изоляционный футляр.
Между электродами (эмульсией к игле) расположена фотопла-
стинка. К электродам клидонографа подводится измеряемое на-
пряжение. Под действием приложенного напряжения в слое воз-
духа у иглы возникают ио-
низационные процессы, со-
провождающиеся свечением.
В результате этого на фото-
пластинке образуются ха-
рактерные фигуры (так на-
зываемые фигуры Лихтен-
берга), которые могут быть
получены после фотообра-
ботки фотопластинки. Чем
выше приложенное к элек-
тродам напряжение, тем бо-
лее интенсивна ионизация,
тем большее пространство
она захватывает и тем боль-
а
Рис. 202. Клидонограммы:
а — положительная; б — отрицательная.
шими будут размеры фигур — клидонограмм. Если за-
ранее отградуировать клидонограф, т. е. установить зави-
симость радиуса фигур от амплитуды приложенного на-
пряжения, можно по полученным клидонограммам и градуи-
ровочным кривым определять величины измеряемых напряже-
ний. Форма клидонограмм зависит от полярности игольчатого
311
электрода. При положительной полярности клидонограмма со-
стоит из отдельных резко очерченных линий, расходящихся из
одного центра. При отрицательной полярности иглы клидоно-
грамма представляет собой ряд секторов с размытыми краями.
При одинаковой амплитуде приложенного напряжения положи-
тельная клидонограмма примерно вдвое больше отрицательной.
На рис. 202 представлены положительная и отрицательная кли-
донограммы. Отчетливые клидонограммы могут быть получены
при напряжениях от 2 до 20 кв. Более высокие напряжения вызы-
вают засвечивание и пробой фо-
топластинки. В связи с этим
клидонографы не могут присое-
диняться непосредственно к
Рис. 203. Присоединение
клидонографа к делите-
лю напряжения гирлянд-
ного типа:
К — клидонограф.
Рис. 204. Схема включе-
ния клидонографа для
измерения крутизны вол-
ны тока молнии:
Р — проволочная рамка; К—
клидонограф.
объектам, поражаемым молнией. Приходится присоединять кли-
донографы через делители напряжения. Зная коэффициент деле-
ния делителя и величину измеренного клидонографом напряже-
ния, можно рассчитать полное напряжение на пораженном мол-
нией объекте. Простейшим типом делителя является делитель
гирляндного типа, изображенный на рис. 203.
Конструкции клидонографов для полевых измерений преду-
сматривают возможность регистрации нескольких последова-
тельных разрядов. В этом случае одним из электродов служит
барабан с фотобумагой, вращающийся вокруг горизонтальной
оси от часового механизма. Клидонограф позволяет регистриро-
312
вать весьма кратковременные импульсы напряжения, длитель-
ность которых составляет менее 0,1 мксек.
Клидонограф может быть использован также для определе-
ния максимальной крутизны волны тока молнии. С этой целью
вблизи токоотвода, по которому протекает ток молнии, распола-
гается прямоугольная проволочная петля, к концам которой при-
соединен клидонограф (рис. 204). Магнитный поток тока молнии
индуктирует в петле э.д.с., равную
(12-3)'
где Л4 = 2/ In ~ Ю-9 [гн\ — коэффициент взаимной индукции меж-
ду токоотводом и петлей.
Измеряя с помощью клидонографа максимальное значение
э.д.с., наводимой в петле, можно определить наибольшую крутиз-
ну волны тока
Ошибка клидонографического метода составляет до ±20%.
Достоинством обоих описанных методов измерений является
их простота, позволяющая производить измерения в широких
масштабах и получать статистические данные о параметрах
молнии.
§ 12—2. Параметры разрядов молнии
по опытным данным
На основании обработки результатов многочисленных измере-
ний, установлена вероятность появления той или иной величины
тока молнии, которая может быть охарактеризована формулой
	— 7м 60 Р/=10	,	(12—5У
или	(12~6);
где 7М— амплитуда тока молнии, ка;
Pi — вероятность токов молнии с амплитудой, превышающей
7М, в относительных единицах.
Из (12—5) следует, что вероятность появления больших токов
молнии, превышающих 60—100 ка, мала, тогда как вероятность
3ia
токов молнии в десятки килоампер велика. Так, вероятность то-
ков молнии, превышающих 60 ка, составляет
__ 60
60
Р/=10	=0,1,
т. е. из десяти разрядов молнии только в одном случае ток мол-
нии превысит 60 ка. Вероятность токов молнии, превышающих
30 ка, составляет уже
зо
60
Pi = 10	« 0,32,
тогда как вероятность токов, превышающих 10 ка, составляет
_ ю
60
р/=Ю =0,68.
Важной характеристикой молнии является крутизна фронта
волны тока молнии. Вероятность появления крутизны фронта
волны тока молнии определяется следующей аналитической за-
висимостью:
а
“Зб"
Л, = ю	(12-7)
или
(12-8)
где а — средняя крутизна фронта волны тока молнии, ка!мксек;
Ра — вероятность тока молнии с крутизной фронта, превы-
шающей а, в относительных единицах.
Из (12—7) следует, что вероятность тока молнии с крутизной
фронта, превышающей 36 ка!мксек, составляет
__36
36
Ра=Ю =0,1,
а вероятность тока молнии с крутизной фронта, превышающей
18 ка!мксек, составляет
_ 18
36
Ра=Ю =0,32,
В расчетах грозозащиты существенным является статистиче-
ская связь величин амплитуды тока молнии и крутизны фронта.
314
На основании имеющихся опытных данных принята следующая
закономерность сочетаний амплитуды /м и крутизны фронта а
тока молнии:
\ 60	36 )
Р1,а = Ы	(12—9)
или
где Piа —вероятность того, что амплитуда и крутизна фронта
тока молнии одновременно превышают значения
/м и а.
Из (12—9) можно установить, например, что вероятность по-
явления токов молнии с амплитудой, превышающей 60 ка, и кру-
тизной фронта, превышающей 36 ка/мксек, составляет
_ /60_	36)
\60 + 36 )
РЦа= 10	=0,01,
т. е. из 100 разрядов молнии только в одном случае параметры
молнии превысят 60 ка и 36 ка!мксек.
Наконец, необходимо знать частоту поражений разрядами
молнии земной поверхности. Можно принять, что в течение одно-
го грозового часа на 1 км2 земной поверхности приходится в сред-
нем 0,07 разрядов молний. Возвышающиеся объекты, например
линии электропередачи, принимают на себя разряды с участка,
ширина которого равна примерно 6 hQp, где /гср —средняя высо-
та подвеса проводов линии. В таком случае число ударов молнии
в линию в течение года составит
Ир = 0,07 • 6йСр/лЛ^г.ч- IO"3,	(12—11)
где Аср —средняя высота подвеса проводов (или тросов), м;
1Л — длина линии, км;
Nг.ч — число грозовых часов в год для данной местности.
Из (12—11) можно вычислить удельное число ударов молнии,
отнесенное к 100 км длины линии и 100 грозовым часам,
N = 4ЛСР.	(12—12).
§ 12—3. Индуктированные перенапряжения
на линиях электропередачи
Разряды молнии в землю вблизи линий электропередачи вы-
зывают на проводах линий индуктированные перенапряжения.
Электрическое поле отрицательного лидера молнии индуктирует
315
на проводах положительные заряды (рис. 205). Плотность индук-
тированных зарядов максимальна на участке провода, ближай-
шем к каналу лидера. Из-за относительно малой скорости лидера
ток в линии, связанный с движением положительных зарядов,
мал и потенциал провода u = iZ остается равным нулю (без учета
рабочего потенциала провода). Электрическое поле положитель-
Рис. 205. Возникновение индуктирован-
ных перенапряжений на линии при раз-
ряде молнии в землю вблизи линии:
а — лидерная стадия; б — стадия главного
разряда молнии.

У//////Ш///777Л
Рис. 206. К расчету ве-
роятности возникновения
индуктированных пере-
напряжений.
ных зарядов на проводе компенсируется на высоте провода элек-
трическим полем отрицательных зарядов лидера. В стадии глав-
ного разряда молнии электрическое поле лидера распадается.
При этом индуктированные заряды на проводе высвобождаются,
и в обе стороны вдоль линии начинают двигаться электромагнит-
ные волны, являющиеся волнами индуктированных перенапряже-
ний. Как показал Д. В. Разевиг, в случае прямоугольной волны
тока молнии амплитуда индуктированного напряжения на про-
воде может быть определена по формуле
^и = ^о—^ПР- [кв],	(12-13)
где 7М — ток молнии, ка;
Л пр — средняя высота подвеса провода, м;
Ь =— расстояние от провода до места удара молнии, м;
/г0 — коэффициент, зависящий от скорости главного раз-
ряда.
При относительной скорости главного разряда молнии
Р = -^-=0,з
316
коэффициент йо может быть принят равным 0,6. В таком
случае
ия = 36/^tnp .	(12—14)
Индуктированные перенапряжения при разрядах молнии воз-
никают одновременно на всех проводах линии. Величины перена-
пряжений на проводах практически одинаковы. Незначительное
различие возможно только вследствие разных высот подвеса про-
водов. Таким образом, междуфазовая изоляция при индуктиро-
ванных перенапряжениях не подвергается воздействию перена-
пряжений. Вследствие этого для линий на деревянных опорах,
на которых разряды могут происходить только между фазами,
индуктированные перенапряжения не представляют опасности.
В линиях на металлических и железобетонных опорах индук-
тированные перенапряжения могут вызвать импульсное перекры-
тие с провода на опору, если величина индуктированного перена-
пряжения окажется больше импульсной прочности изоляции
линии.
Выше мы говорили, что линия «собирает» разряды молнии
с полосы шириною 6/?пр. Следовательно, минимальное расстояние
от линии, на котором разряд молнии может попасть в землю, со-
ставляет 3/гПр. В этом случае потенциал индуктированного пере-
напряжения на проводе будет равен
U* = 12/м.	(12-15)
Из (12—15) видно, что даже при весьма больших значениях
тока молнии порядка 100 ка величины индуктированных пере-
напряжений не превышают 1200 кв. При более удаленных от ли-
нии разрядах молнии и при меньших значениях тока молнии
индуктированные перенапряжения будут, естественно, меньше.
Можно рассчитать вероятность появления на линии индукти-
рованных перенапряжений с различными амплитудами. Для
этого выделим вдоль линии полоску земли шириной db, находя-
щуюся на расстоянии b от провода (рис. 206).
Общее число ударов молнии в эту полоску составит согласно
(12-11).
dn = 0,07 • 1Л> db •Nt.h* IO"3
Величина тока молнии, приводящая к появлению индуктиро-
ванных перенапряжений, превышающих некоторую величину Uat
согласно (12—14) равна
317
Вероятность появления таких токов на основании (12—5)
и (12—16) составляет
7м
60
Pi = 10
ии»
(12—17)
В таком случае число ударов в полоску db, приводящих к по-
явлению индуктированных перенапряжений, превышающих вели-
чину Ua, равно
2160Л
dNa = dnP/ = 0,07/Лг., IO"3• 10 P db.
Общее число ударов молнии в землю по обе стороны линии,
приводящих к индуктированным перенапряжениям, превышаю-
щим величину U , определится следующим образом:
°?	Т	2160/1 п
.V„ = 2 f d.VH = 2 | 0,07/лЛ7г.„-10-3-10 пр • db.
3^пр	3/‘лр
После интегрирования и подстановки пределов получаем
	Цц
h	720
N„ =	 10	(12—18)
Если принять длину линии /л = 100 км и число грозовых часов
Nr,4 = 100, то из уравнения (12—18) можно вычислить удельное
число случаев, в которых индуктированные перенапряжения
превысят некоторую величину ии
и*
NB.W = ПЗОО^пр 10 720	(12—19)
На основании уравнения (12—19) построена кривая (рис. 207)
вероятности амплитуд индуктированных перенапряжений при
средней высоте подвеса проводов Лпр = 10 м.
Из кривой рис. 207 видно, что, например, индуктированные
перенапряжения с амплитудой, превышающей 720 кв, могут по-
явиться на линии длиной 100 км при 100 грозовых часах не более
2 раз. Удельное число случаев индуктированных перенапряжений
с амплитудой, превышающей 1440 кв, составляет 0,09. Так как
обычно число грозовых часов на линии в течение года не превы-
шает 20—30, то вероятность появления индуктированных пере-
напряжений снижается в 3—5 раз по сравнению с рассчитанным
для 100 грозовых часов. Поэтому практически можно не считать-
318
ся с индуктированными перенапряжениями, амплитуда которых
превышает 500—600 кв.
Импульсная прочность изоляции линии 110 кв на металличе-
ских опорах составляет приблизительно 700 кв. Эти линии, как
увидим из дальнейшего, снабжены грозозащитными тросами, на-
Рис. 207. Кривая вероятности
появления индуктированных
перенапряжений:
Ua — амплитуда индуктированных
перенапряжений; N уд“” число слу-
чаев в год на 100 км длины линии
при 100 грозовых часах.
личие которых снижает величину индуктированных перенапряже-
ний примерно на 30%. Следовательно, для линий 110 кв на
металлических опорах индуктированные перенапряжения не
представляют опасности.
Практически учитывать отключения линий вследствие пере-
крытий изоляции при индуктированных перенапряжениях следует
только для линий 6—35 кв на металлических и железобетонных
опорах.
§ 12—4. Перенапряжения прямого удара молнии.
Приближенный метод определения
числа грозовых отключений линий
Наиболее опасными по своим последствиям являются перена-
пряжения, возникающие при попадании разрядов молнии в про-
вода линий электропередачи. При прямых ударах молнии (ПУМ)
на проводах возникают весьма высокие потенциалы, приводящие
в большинстве случаев к импульсным перекрытиям изоляции.
Само по себе импульсное перекрытие не представляет опасности,
так как длительность его не превышает 100 мксек и оно не вы-
зывает отключения линии. Однако импульсное перекрытие под
действием рабочего напряжения линии может перейти в силовую
дугу. В этом случае на линии возникает короткое замыкание
и линия отключается релейной защитой.
319
Таким образом, поведение линии электропередачи при атмос-
ферных перенапряжениях характеризуется количеством отклю-
чений этой линии, вызванных ПУМ. В зависимости от ожидае-
мого числа отключений линии решается вопрос о необходимости
тех или иных средств грозозащиты.
Рассмотрим упрощенную методику определения удельного
числа отключений линий вследствие ПУМ. При попадании раз-
ряда молнии в провод на проводе возникает электромагнитная
волна с амплитудой, равной
/ 7
(/пр = -4^,	(12-20)
где Uпр — напряжение на проводе, кв;
/м— амплитуда тока молнии, ка;
2пр.к — волновое сопротивление провода с учетом влияния
короны.
В (12—20) учтено, что ток молнии ограничивается волновым
сопротивлением провода при-
мерит) вдвое и что он расте-
кается по проводу в обе сторо-
ны от места удара (рис 208).
В линиях на металлических
или железобетонных опорах
напряжение импульсной вол-
ны воздействует на изоляцию
провода на опоре и перекрытие
изоляции произойдет в том слу-
чае, если Un? окажется выше
импульсной прочности изоля-
ции С/разр . Таким образом, им-
пульсное перекрытие произойдет, если ток молнии превысит
величину
/„ >  4УразР-.	(12-21)
“Пр. К
Вероятность появления разрядов с опасными значениями
токов молнии может быть рассчитана по формуле (12—5). В та-
ком случае число ударов молнии, приводящих к импульсным
перекрытиям, в расчете на 100 км длины линии и 100 грозовых
часов, может быть определено по формуле
^пр Провод	Znp
Рис. 208. К расчету перенапряжений
прямого удара молнии в провод.
^имп — NPj,
(12—22)
где N— общее число ударов молнии по (12—12),
Pz — вероятность появления опасных токов молнии, опреде-
ляемая из уравнений (12—5) и (12—21).
320
Число отключений линии пг равно числу случаев перехода
импульсного перекрытия в силовую дугу
nr = NPI.r},	/12—23)
где т] — коэффициент перехода импульсного перекрытия в сило-
вую дугу, равный 0,7 для ЛЭП на металлических опорах
напряжением до 220 кв включительно и 1 для ЛЭП
330 кв и выше.
Несколько иначе рассчитывается удельное число отключений
для линий на деревянных опорах. При импульсных напряжениях
дерево является изолятором, электрическая прочность которого
равна примерно 100 кв на 1 м длины. В связи с этим при возник-
новении перенапряжений импульсные перекрытия происходят
обычно между проводами по пути провод — гирлянда — травер-
за-— гирлянда — провод, так как разрядное напряжение по это-
му пути ниже, чем по пути провод — гирлянда — траверза —
стойка опоры — земля.
При возникновении на проводе электромагнитной волны с по-
тенциалом Uup на соседнем проводе наводится потенциал, рав-
ный KKt/np, где Кк—коэффициент связи между проводами
с учетом влияния короны. В таком случае на междуфазовую
изоляцию линии воздействует напряжение
t/из = t/np Лк^/пр ~ t/np (1 Лк);	(12—24)
/ 7
t/из = -^-^-(1-Лк).
Перекрытие изоляции происходит, если напряжение на изо-
ляции Uиз превысит величину разрядного напряжения ?7разР. От-
сюда величина опасного тока молнии равна
4Е/разр
^пр.к (1	*к)
(12—25)
где (/разр — разрядное напряжение комбинированной изоляции
фарфор —дерево.
Коэффициент перехода импульсного перекрытия в дугу про-
мышленной частоты для линий на деревянных опорах опреде-
ляется по формуле
т] =0,01 (1,5£ср - 4),	(12—26)
где Еф=^[кв1м\ — средний градиент рабочего напряжения по
пути импульсного перекрытия;
UH — рабочее линейное напряжение, кв;
I — суммарный путь импульсного перекрытия
по фарфору и дереву, м.
21. Иерусалимов, Орлов
321
Используя уравнения (12—12), (12—25), (12—5), (12—26),
можно определить общее число ударов молнии в линию, величину
опасного тока молнии и веро-ятность его появления, а также коэф-
фициент перехода импульсного перекрытия в силовую дугу. На
основании полученных данных по (12—23) определяется удель-
ное число отключений линии.
Пользуясь изложенной методикой, произведем оценку удель-
ного числа отключений линий на металлических и деревянных
опорах.
Линия 110 кв на металлических опорах имеет импульсное раз-
рядное напряжение при отрицательной полярности волны t/pa3p=
= 645 кв. В таком случае величина опасного тока молнии состав-
ляет согласно (12—21)
7м = ^=^ = 6,45ка.
Вероятность появления опасного тока молнии определяется
по (12—5)
'м __ LiL
60	60
Pj = 10	=10	= 0,84.
Общее число ударов молнии по (12—12) равно N = 4/гСр • При
средней высоте подвеса проводов Лср =10 м, ;V = 40. В таком слу-
чае удельное число отключений линий по (12—23) будет равно
пг = NPir} = 40 • 0,84 • 0,7 = 23,5.
При фактическом числе грозовых часов 20—30 линия 110 кв
на металлических опорах длиною 100 км будет отключаться
вследствие ПУМ 5—7 раз. Такое количество отключений в год
вызывает серьезные нарушения в работе линии, усложняет
эксплуатацию выключающих аппаратов. Поэтому линии напря-
жением 110 кв и выше на металлических опорах должны защи-
щаться от прямых ударов молнии. Защита линий от ПУМ осуще-
ствляется с помощью тросов, которые подвешиваются вдоль
линии над проводами и принимают на себя удары молнии.
Сооружение ЛЭП НО—330 кв на металлических опорах без
тросов допускается только при слабой грозовой деятельности при
среднегодовой продолжительности гроз менее 20 ч. Линии 20
и 35 кв на металлических опорах могут от прямых ударов молнии
тросами не защищаться. Эти линии работают в системах с изоли-
рованной нейтралью, в которых однофазные замыкания на землю
не являются короткими замыканиями и не вызывают отключений
линий. Опасность здесь может представлять только переход одно-
фазного замыкания на землю в двухфазное или трехфазное. Пос-
ле импульсного перекрытия изоляции с провода на опору ток
322
молнии протекает через заземление опоры. При этом тело опоры
и пораженный провод приобретают потенциал, приблизительно
равный /м-Я3(Яз —импульсное сопротивление заземления опо'
ры), а на соседнем проводе возникает потенциал Кк-ЛгРз , ина
изоляцию этого провода будет воздействовать импульсное напря-
жение, равное 7м• з (1 — Кк).
При больших токах молнии и значительных сопротивлениях
заземления R3 может произойти перекрытие изоляции с опоры
на второй провод, которое перейдет в двухфазное короткое замы-
кание и вызовет отключение линии.
Исходя из этого, в линиях 20 и 35 кв на металлических опорах
сопротивление заземления опор не должно превышать 10 ом.
При этом даже при больших токах молнии однофазные замыка-
ния не будут переходить в междуфазовые короткие замыкания и
не вызовут отключения линии.
Перейдем к опенке удельного числа отключений линий на
деревянных опорах. Рассмотрим для удобства сравнения также
линию напряжением ПО кв. Импульсное разрядное напряжение
между проводами для этой линии при шести изоляторах в гир-
лянде и длине траверзы между гирляндами 4 м составляет
t/разр = 1690 ка.
Примем величину коэффициента связи между проводами
Кк =0,3. В таком случае величина опасного тока молнии на осно-
вании (12—25) будет составлять
- __ 4^/раф	4* 1690
м== Znp.K (1 — ТСк) ~ 400(1-0,3)
= 24 [ка].
Вероятность появления опасного тока молнии по (12—5)
7М	24
“ 60“	60
Р/ = 10	=10	= 0,4.
При длине гирлянды приблизительно 1 м и расстоянии между
гирляндами 4 м средний градиент рабочего напряжения будет
равен
ЕсР = -Y- = ~2 “° г = 18,4 [кв/м].
Коэффициент перехода импульсного перекрытия в дугу опре-
деляется из (12—26)
т) = 0,01 (1,5ЕСР —4) =0,01 (1,5.18,4 — 4) =0,24.
При средней высоте подвеса проводов hcp =10 м общее число
ударов в линию на 100 км при 100 грозовых часах составит N =
= 4*10 = 40. Удельное число отключений линии будет равно
'	п9 = NP^ = 40 • 0,4 • 0,24 = 3,85.
21*
323,
При фактическом числе грозовых часов 20—30 число отклю-
чений линии в год составит 0,77—1,1.
Таким образом число отключений от ПУМ линий на деревян-
ных опорах примерно в 6 раз меньше, чем линий на металличе-
ских опорах. Это обусловливается двумя обстоятельствами. Во-
первых, разрядное напряжение между проводами на линии
с деревянными опорами значительно выше, чем с провода на опо-
ру на линии с металлическими опорами. Поэтому опасный ток
молнии для линий на деревянных опорах значительно выше,
а вероятность его появления ниже, чем для линий на металличе-
ских опорах. Во-вторых, вследствие большого разрядного рас-
стояния вероятность перехода импульсного перекрытия в дугу на
линиях на деревянных опорах невелика.
Опыт эксплуатации линий 10—35—НО и даже 220 кв на дере-
вянных опорах показал, что число отключений этих линий вслед-
ствие ПУМ незначительно, не вызывает нарушений нормальной
эксплуатации, вследствие чего линии на деревянных опорах мо-
гут не защищаться от прямых ударов молнии.
§ 12—5. Защита линий напряжением ПО кв
и выше на металлических опорах
с помощью тросов
Линии напряжением 110 кв и выше на металлических и желе-
зобетонных опорах защищаются от прямых ударов молнии с по-
мощью стальных тросовых молниеотводов. Тросы закрепляются
на опорах на специальных тросостойках и располагаются над
рабочими проводами (рис. 209). В лидерной стадии разряда мол-
нии на тросах скапливаются положительные заряды, создающие
высокие напряженности электрического поля в промежутке меж-
ду головкой лидера и тросом, в результате чего разряд молнии
направляется в трос. Защитное действие троса хорошо характе-
ризуется величиной защитного угла а между вертикальной
линией и линией, соединяющей провод и трос (рис. 210). Чем
выше расположен трос над проводом и чем ближе он к вертика-
ли, проведенной через провод, тем лучше защитное действие тро-
са. Из этого следует, что защита улучшается при уменьшении
защитного угла а. Опытные данные позволили установить сле-
дующую зависимость защитного действия троса от величины за-
щитного угла:
lgpa = ^12^-4,	(12-27)
где Ра — вероятность прорыва молнии через тросовую защиту,
а — защитный угол, град;
hon — высота опоры, ж.
324
Из (12—27) следует, что, например, при защитном угле а=25°
и высоте опоры hon =25 м вероятность прорыва молнии на прово-
ца составляет Ра =0,0025. Это значит, что из 10 000 ударов мол-
нии в линию электропередачи в провода попадет 25 разрядов. При
защитном угле а=45° вероятность попадания в провода составит
уже Ра =0,03, т. е. из 100 ударов молнии в линию 3 разряда пора-
зят провода.
По Правилам устройства электроустановок на линиях на ме-
таллических опорах с горизонтальным расположением проводов
для защиты от ПУМ должны подвешиваться два троса с углом
защиты по отноше-
нию к крайним про-
водам не более 20°.
Для того, чтобы
средний провод был
надежно защищен,
Защитные тросы
Рис. 209.
Защита линии на металлических опо-
рах с помощью тросов.
Рис. 210. Защитный угол
а при защите провода
тросом.
не более пятикратного
расстояние между тросами должно быть
превышения тросов над проводами. На одностоечных металличе-
ских и железобетонных опорах защита осуществляется одним тро-
сом с углом защиты не более 30°.
• При ударе молнии в трос в середине пролета высокий потен-
циал, образующийся на тросе, способен вызвать перекрытие
с троса на провод. В связи с этим необходимо устанавливать
безопасные расстояния между тросом и проводами.
Можно определить потенциал на тросе при прямом ударе
молнии. Если принять, что волна тока молнии имеет косоуголь-
ную форму фронта с крутизной а ка/мксек, то потенциал на тросе
выразится формулой
at
^тр = f ‘ ztp.k>
(12—28)
325
где uTp — потенциал на тросе, кв;
а — крутизна фронта волны тока молнии, ка!мксек;
Ztp.k — волновое сопротивление троса с учетом влияния
короны, ом;
t — время, мксек.
Так как тросы на опорах заземлены, то электромагнитная
волна, возникшая на тросе, дойдя до опоры, отражается с обрат-
ным знаком (/?з <С /тр.к) и отраженная волна приходит к месту
удара (середина пролета) через отрезок времени
т = [мксек],	(12—29)
ZuU
где I — длина пролета, м;
230 м!мксек — скорость распространения электромагнитной вол-
ны (с учетом импульсной короны).
В таком случае максимальный потенциал на тросе в момент
прихода отраженной волны будет равен
ат „	alZxr, и
^тр.м — -2тр.к ===	920	(12—30)
Потенциал на проводе, наводимый волной в тросе,
U — К U — oIKkZ'ipk ,
'-'пр — Лк(-утр.м—	920
где Кк — коэффициент связи между проводом и тросом с учетом
короны.
Напряжение, приложенное к промежутку трос — провод,
равно
a/Z к
ииз = (1 - Кк) 92у 	(12-31)
Электрическая прочность промежутка трос — провод может
быть охарактеризована уравнением вольт-секундной характери-
стики
t/разр = 500 (1 + S,	(12—32)
где U разр —разрядное напряжение, кв;
S — расстояние между тросом и проводом, м;
t — время, мксек.
Задаваясь значениями а и I, из уравнения (12—31) можно
определить наибольшие возникающие напряжения UK3. Тогда из
(12—32) определяется необходимое расстояние S, полагая, что
t = т = -2§о" [мксек].
326
Правила устройства электроустановок нормируют наимень-
шие расстояния по вертикали между тросом и проводами в зави
симости от длины пролета между опорами (табл. 38).
Таблица 38
Минимальные расстояния по вертикали между тросом
и проводом в середине пролета
При указанных в табл. 38 значениях расстояний перекрытия
с троса на провод в середине пролета практически исклю-
чены.
Тросы заземляются на опорах. Величина сопротивления за-
земления имеет существенное значение для защитного действия
тросов. При попадании грозового разряда в трос ток молнии от-
водится в землю через заземление опор. При этом на сопротивле-
нии заземления опоры образуется большое падение напряжения
и на опоре возникает высокий потенциал, способный вызвать пе-
рекрытие линейной изоляции. Для предотвращения возможности
обратных перекрытий с опоры на провод сопротивление заземле-
ния опор должно быть как можно меньшим.
Величины сопротивлений заземления опор нормируются в за-
висимости от удельного сопротивления грунта. В летнее время
при отсоединенном тросе сопротивления заземления опор при
токе промышленной частоты должны быть не более приведенных
в табл. 39. Для опор высотой более 40 м сопротивления заземляю-
щих устройств должны быть в 2 раза меньшими, по сравнению
с приведенными в табл. 39. При удельных сопротивлениях грун-
та q> 105 ом • см на ЛЭП НО—330 кв подвеска тросов не реко-
мендуется, так как возрастает опасность обратных перекрытий
с опоры на провод.
В электропередачах 220—500 кв тросы на опорах изолируются
и заземление их происходит только в момент разряда молнии.
Дело в том, что в многократно заземленных тросах в замкнутых
контурах трос — земля (при одном тросе) или трос — трос (при
двух тросах) появляются значительные токи, возникающие под
действием э.д.с., наводимых в тросах путем электромагнитной
индукции токами в проводах. Протекание токов в тросах связано
с значительными потерями электрической энергии.
327
В связи с этим возникает
необходимость разземления
тросов на опорах, исключа-
ющая возможность протека-
ния по тросам токов. Одна-
ко при полностью разземлен-
ных тросах вследствие ем-
костной связи между прово-
дами и тросами, на тросах
могут возникнуть значитель-
ные потенциалы, достигаю-
щие на линиях напряжением
500 кв значений 40 кв. Высо-
Таблица 39
Сопротивление заземляющих
устройств ЛЭП
Удельное сопротивление земли, ом  см	Сопротивле- ние заземляю- щего устрой- ства, ом
До 104	До 10
Более 104 до 5 • 104	До 15
Более 5 • 104 до 105	До 20
Более 105	До 30
кие потенциалы на тросах
требуют значительной изоляции тросов, что ведет к усложне-
нию конструкций опор и затрудняет эксплуатацию линий. В связи
с этим на линиях 220—500 кв полная изоляция тросов не реко-
мендуется. Для снижения наведенного напряжения и устранения
потерь трос разделяется на отдельные изолированные друг от
друга участки. В начале каждого участка на анкерной опоре трос
заземляется.
Разделение троса на самостоятельные участки, каждый из ко-
торых заземлен только в одной точке, исключает возможность
протекания по тросам токов, устраняет электростатическую со-
ставляющую напряжения и ограничивает величину продольной
э.д.с., индуктируемой в тросах токами в проводах.
При однофазных коротких замыканиях величина продольной
э.д.с. в тросе составляет 0,15—0,3 кв на 1 км. При длине участка
10 км на изолированном конце участка напряжение будет дости-
Анкерный пролет
Рис. 211. Схема подвески тросов на ЛЭП 500 кв:
А — анкерная опбра; П — промежуточные опоры.
гать 1,5—3 кв. В этих условиях для изоляции троса достаточно
одного изолятора П-4,5. На рис. 211 представлена схема изоля-
ции и разделения тросов на ЛЭП 500 кв.
Изоляторы, на которых подвешивается трос, шунтируются
искровыми промежутками длиной 40 мм.
Изоляция тросов не ухудшает их грозозащитных свойств. Еще
в лидерной стадии разряда молнии на тросах наводятся цотен^
328
циалы, достаточные для пробоя искровых промежутков, шунти-
рующих изоляторы. При этом тросы переходят в режим глухого
заземления и отводят в землю токи молнии при прямых ударах.
На участках подходов к подстанциям длиной около 5 км для
ЛЭП 500 кв и длиною 2—3 км для ЛЭП 220—330 кв тросы
заземляются на каждой опоре. Это обеспечивает надежную
защиту оборудования подстанций от волн атмосферных пере-
напряжений и позволяет использовать тросы в качестве есте-
ственных заземлителей на подстанциях. Следует отметить, что
изолированные тросы могут быть использованы в качестве
токонесущих проводов для электроснабжения потребителей
малой мощности и как каналы связи. Защита линий троса-
ми не исключает полностью их грозовых отключений. Вообще
говоря возможны прорывы молнии сквозь тросовую защиту, об-
ратные перекрытия с опор на провода при ударах молнии в опо-
ры или в тросы вблизи опор, разряды с тросов на провода.
Однако при правильно выбранных расстояниях трос — провод,
углах защиты и сопротивлениях заземления опор эти случаи
крайне редки. Как показал опыт эксплуатации, удельное число
грозовых отключений линий ПО—500 кв на металлических опо-
рах с тросами составляет 0,02—1, что вполне допустимо. Все ли*
нии оборудованы устройствами автоматического повторного
включения (АПВ), которые ликвидируют короткие замыкания на
линиях, возникающие при грозовых поражениях, без нарушения
их нормальной работы.
Вместе с тем следует подчеркнуть, что АПВ не может заме-
нить тросовую защиту линий. При чрезмерно частом действии
АПВ усложняется эксплуатация выключающей аппаратуры: тре-
буются частые ревизии выключателей, капитальные ремонты,
связанные с разрегулировкой механизмов выключателей и т. д.
Частые короткие замыкания на линиях, сопровождающиеся про-
теканием больших токов короткого замыкания, повышают по-
вреждаемость трансформаторов из-за значительных динамиче-
ских усилий в обмотках. Наконец, прямые удары молнии и сило-
вые дуги могут вызвать повреждения проводов, гирлянд. Поэтому
в настоящее время АПВ является лишь дополнительным средст-
вом грозозащиты, эффективным при малом числе грозовых от-
ключений (линии с тросами, линии на деревянных опорах).
Глава тринадцатая
ГРОЗОВЫЕ РАЗРЯДНИКИ
§ 13“ 1. Назначение разрядников
Из рассмотрения принятых способов грозозащиты воздушных
линий электропередачи следует, что в ряде случаев на проводах
линий возникают импульсные электромагнитные волны, вызван-
329
ные прямыми ударами молнии в провода, обратными перекры-
тиями с опор на провода или индуктированными перенапря-
жениями.
Распространяясь вдоль линий, электромагнитные волны набе-
гают на подстанции и воздействуют на установленное на
подстанциях электрооборудование. В большинстве случаев набе-
Рис. 212. Установка защитного про-
межутка (ПЗ) параллельно защи-
щаемому объекту:
а — электрическая схема включения; б —
координация вольт-секундных характерис-
тик; 1 — характеристика защищаемой изо-
ляции; 2, 3 — характеристики разрядников.
гающие электромагнитные
волны представляют опас-
ность для изоляции электро-
оборудования (трансформа-
торов, электрических ма-
шин) . Электрическая проч-
ность этого оборудования
ниже прочности линейной
изоляции и, следовательно,
набегающие с линии волны
могут вызвать пробой изоля-
ции. Пробой внутренней изо-
ляции электрооборудования
ведет к выходу его из строя,
в отличие от наружной изо-
ляции, для которой перекрытия опасности не представляют.
В связи с этим необходимо применение специальных
устройств — разрядников, предназначенных для снижения ам-
плитуд набегающих с линий электромагнитных волн до величин,
безопасных для изоляции электрооборудования. Простейшим
типом разрядника является защитный искровой промежуток
(ПЗ), включаемый параллельно защищаемому объекту
(рис. 212). Для защиты изоляции необходимо, чтобы вольт-се-
кундная характеристика разрядника лежала ниже вольт-секунд-
ной характеристики защищаемого объекта и не пересекалась
с нею. В этом случае при набегании электромагнитных волн про-
.исходит разряд в разряднике и срез импульсной волны.
Для надежной защиты ординаты вольт-секундной характери-
стики разрядника должны быть на 15—20% меньше ординат
вольт-секундной характеристики защищаемого объекта. Вместе
с тем, разрядные напряжения грозовых разрядников должны
быть не слишком низкими, чтобы не происходило пробоев проме-
.жутков разрядников при внутренних перенапряжениях, обуслов-
ленных изменениями режимов работы электроустановок. Мини-
мальное импульсное напряжение срабатывания защитных грозо-
вых разрядников может быть определено из соотношения
Ц, = ]/2/г₽КВ1Дф,	.(13—1)
где (7Р— минимальное пробивное импульсное напряжение раз-
рядника;
330
р — коэффициент импульса разрядника;
/Свн — расчетная кратность внутренних перенапряжений;
k — коэффициент запаса по отношению к воздействующе-
му напряжению;
t/ф—наибольшее фазовое напряжение электроустановки.
Минимальное импульсное разрядное напряжение изоляции
должно быть, по крайней мере, равно
f/р.из > l,2f/p.	(13-2)
Таким образом, характеристики грозовых разрядников
предопределяют необходимую импульсную прочность изоляции
электрооборудования, которое они защищают.
Простые защитные промежутки обладают тремя существен-
ными недостатками. Во-первых, вследствие неравномерности
электрического поля между электродами вольт-секундные харак-
теристики ПЗ в области малых времен имеют крутопадающий
характер (пунктирная кривая на рис. 212), тогда как вольт-се-
кундные характеристики внутренней изоляции электрооборудова-
ния пологи. * Поэтому при набегании электромагнитных волн
с большими амплитудами возможен пробой изоляции защищае-
мого объекта. Во-вторых, изменение метеорологических условий
влияет на величину разрядного напряжения защитного проме-
жутка. Наконец, защитные промежутки не обеспечивают беспе-
ребойности работы электроустановок. После пробоя искрового
промежутка и отвода импульсной волны в землю в разряднике
устанавливается силовая дуга тока промышленной частоты, под-
держиваемая рабочим напряжением на проводе. В системах
с глухим заземлением нейтрали такая дуга приводит к установ-
лению короткого замыкания и отключению электроустановки.
Возникновение коротких замыканий серьезно затрудняет экс-
плуатацию электроустановок.
В связи с этим грозовые разрядники должны не только защи-
щать электрооборудование от набегающих импульсных волн, но
и самостоятельно гасить дугу сопровождающего пятидесятипе-
риодного тока, обеспечивая тем самым бесперебойность работы
электроустановок. К таким разрядникам относятся трубчатые
(РТ) и вентильные (РВ) разрядники.
Простые защитные промежутки, не имеющие устройств для
гашения дуги сопровождающего тока, применяются иногда как
резервная защита или в тех случаях, когда нельзя использо-
вать РТ и РВ.
§ 13—2. Трубчатые разрядники
Трубчатый разрядник (рис. 213) состоит из трубки из газоге-
нерирующего материала, стержневого и кольцевого электродов
и металлической обоймы. Разрядник включается между проводом
331
и землей. При набегании на место установки разрядника им-
пульсной электромагнитной волны с амплитудой, превышающей
пробивное напряжение наружного и внутреннего промежутков
Рис. 213. Трубчатый фибробакелитовый разрядник РТФ:
/ — бакелитовая трубка; 2 —фибровая трубка; 3 — камера дутья; 4 —
стержневой электрод; 5 — металлическая обойма; 6 — хомутик крепления
разрядника; 7 — кольцевой электрод; 8 — указатель срабатывания.
разрядника, происходит пробой этих промежутков, и импульсный
ток отводится в землю. Вслед за этим в разряднике устанавли-
вается дуга сопровождающего тока.
Трубка разрядника выполняется из материала, который под
действием дуги разлагается с выделением большого количества
газов. Давление в канале трубки возрастает до нескольких десят-
ков атмосфер, и газы с большой скоростью вырываются через от-
крытый конец разрядника. Интенсивное продольное газовое
дутье в трубке обеспечивает гашение дуги при первом переходе
тока через нуль. Величина внутреннего промежутка разрядника
выбирается опытным путем по условиям дугогашепия. Наружный
промежуток необходим для изолирования разрядника от дли-
тельного воздействия рабочего напряжения. Его величина опре-
деляется необходимым импульсным разрядным напряжением
разрядника с учетом того обстоятельства, что при внутренних
перенапряжениях трубчатые разрядники не должны сраба-
тывать.
Надежная работа трубчатых разрядников возможна в опре-
деленном диапазоне сопровождающих токов. При малых значе-
ниях сопровождающего тока может не произойти гашение дуги'
из-за слабого газовыделения. При слишком больших отключае-
мых токах может произойти разрыв трубки разрядника. Верхний
и нижний пределы отключаемого тока зависят от конструкции
разрядника: внутреннего диаметра трубки, длины внутреннего
промежутка и механической прочности трубки.
1 Разрядники выпускаются на различные пределы отключаемых
гоков, которые указываются в их паспорте. Очень важно, чтобы
фактические значения токов короткого замыкания в месте уста-
новим разрядника находились в пределах, допускаемых для уста-
новленного разрядника.
' 332
Для сетей напряжением до 35 кв (с изолированной или ком-
пенсированной нейтралью) верхний предел тока, отключаемого
трубчатым разрядником, должен быть не менее наибольшего воз-
можного ударного тока трехполюсного короткого замыкания,
а нижний предел — не более наименьшего возможного устано-
вившегося тока двухполюсного короткого замыкания.
Для сетей напряжением НО кв и выше с большим током за-
мыкания на землю трубчатые разрядники выбирают соответст-
венно по наибольшему ударному току однополюсного или трех-
полюсного короткого замыкания и по наименьшему возможному
установившемуся току однополюсного или двухполюсного корот-
кого замыкания.
В процессе эксплуатации трубка разрядника выгорает, ее вну-
тренний диаметр увеличивается, в связи с чем изменяются (уве-
личиваются) пределы отключаемых токов. При возрастании
внутреннего диаметра трубки на 40% трубчатый разрядник под-
лежит замене.
В настоящее время выпускаются фибро-бакелитовые (РТФ)
и винипластовые (РТВ) трубчатые разрядники. В разрядниках
РТФ (рис. 213) газогенерирующим материалом является фибра.
Механическая прочность обеспечивается трубкой из бакелизиро-
ванной бумаги. Наружная поверхность трубки покрывается пер-
хлорвиниловой эмалью ПХВ-26, предохраняющей трубку от
увлажнения и повышающей разрядное напряжение по ее поверх-
ности.
У закрытого конца разрядника имеется камера объемом око-
ло 350 см3, в которой скапливаются газы при интенсивном газо-
выделении. При подходе тока к нулевому значению интенсив-
ность газовыделения резко уменьшается и давление в трубке
Рис. 214. Трубчатый разрядник типа РТВ:
/ — трубка из винипласта; 2— внутренний стержневой электрод; SBH—внутренний
искровой промежуток.
падает. Газы из камеры устремляются в трубку, усиливая дутье
и обеспечивая гашение дуги в момент перехода тока через нуль.
Камера дутья, предложенная М. М. Акодисом, повышает дугога-
сящую способность разрядника.
В последние годы широкое распространение получили вини-
пластовые разрядники, в которых газогенерирующим веществом
333
является винипл'астхлорвинило-вая смола без пластификатора
(рис. 214). Винипласт обладает высокой газогенерирующей спо-
собностью, достаточно механически прочен, хорошо обрабаты-
вается, негигроскопичен. В связи с этим трубки из винипласта не
требуют механического усиления, лакировки. В разрядниках РТВ
камеру дутья заменяет полость между стержневым электродом
и стенками трубки. При усилении винипластовой трубки стекло-
тканью на эпоксидной основе (разрядники РТВУ) верхний пре-
дел отключаемых токов достигает 20 ка.
В табл. 40 приведены характеристики некоторых типов труб-
чатых разрядников.
Трубчатые разрядника имеют вольт-секундные характеристи-
ки, подобные характеристикам стержневых промежутков. В-свя-
зи с этим, а также из-за ограниченного числа надежных срабаты-
ваний трубчатые разрядники не могут быть основным средством
защиты подстанционного электрооборудования. Они используют-
ся для защиты ослабленных мест на линиях, например, отдель-
ных металлических опор, на линиях на деревянных опорах,
а также на подходах к подстанциям в качестве дополнительных
защитных устройств.
На рис. 215 дан пример установки трубчатых разрядников на
опоре. При установке на опоре разрядники следует крепить за
Рис. 215. Установка трубчатых раз-
рядников на промежуточной деревян-
ной /7-образной опоре:
/ — наружный электрод разрядника; 2 —
трубчатый разрядник; 3 — заземляющий
спуск; SH—наружный искровой проме-
жуток.
Рис. 216. Зона выхлопа трубча-
того разрядника.
закрытый или открытый конец трубки. Выхлопное отверстие раз-
рядника не должно быть закрыто посторонними предметами. Во
избежание скапливания влаги внутри разрядника, он должен за-
крепляться с наклоном к горизонту под углом не менее 5° откры-
тым концом вниз. В условиях повышенных загрязнений угол на-
клона к горизонту увеличивается до 45—60°, что улучшает
334
Основные характеристики трубчатых разрядников
Тип разрядника		Длина искровых промежутков, мм		Вну- тренний диа- метр, мм
		S Вн	5нар	
РТФ	3 0,2—1,5	40	5-10	8
РТФ	3 1,5—7	40	5—10	8
РТФ	6 0,3—7	130	8—15	10
РТФ	10 0,5—7	130	20	10
РТФ	35 1,8—10	140	80—100 150—200	12
РТФ	НО 0,8—5	350	350—400 450—500	16
Таблица 40
Длина разряд- ника, мм	Импульсное разрядное напряжение при волне 1,5/40, квмакс				Разрядное напря- жение при 50 гц, Квдейств	
	минимальное значение		tp = 2 мксек			
					сухое	мокрое
	+	—	4-	—•		
357+8	35	40—45	40—42	45—50	10	7
351+8	35	40—45	40—42	45—50	10	7
489+20	60-80	60—80	70—83	70—83	42	39
489+20	80	80	83	83	—	—
723+30	155—170 210—245	155—170 220—270	180—195 240—290	180—195 240—290	90—95 115—230	80—85 95—105
1242+10	420—450 475—505	460-490 525—550	505-535 570—600	570-620 670—720	260—285 310—335	200—210 225—240
336
Продолжение табл. 4b
Тип разрядника		Длина искровых промежутков, мм		Вну- тренний диа- метр, мм	Длина разряд- ника, мм	Импульсное разрядное напряжение при волне 1,5/40, кв				Разрядное напря- жение при 50 гц, Кв действ	
		S ВН	S нар			минимальное значение		/р = 2 мксек			
										сухое .	мокрое
						+	—	+	—		
РТФ	по 2—10	250	350—400 450—500	20	1139+15	385—395 405—415	430—440 450—460	500—540 580—620	560—645 730—810	—	—
РТВ	6 0,5—5	60	10	6	672	55	57	55	58	33	32
РТВ	10 0,5—5	60	15	6	672	58	60	60	62	42	40
РТВ	35 2—10	140	80—100 150—200	11	882	135—155 210—260	140—165 225—285	140—165 220—275	145—170 225—288	100—115 150—180	100—110 145—170
РТВ	ПО 2—8	300	350—400 450-500	11	1472	380—405 435—460	400—430 460—490	415—450 485—520	435—470 510—575	310—335 365—395	275—300 320—350
Примечание. В обозначении разрядника указаны: в
пределы отключаемых токов, кадейств
числителе — номинальное напряжение, кв; в знаменателе-
условия самоочистки при дожде. Срабатывание разрядника со-
провождается выбросом ионизированных газов. Расположение
разрядников должно быть
(рис. 216) не попадали про-
вода, заземленные конструк-
ции, а также, чтобы зоны
выхлопа разрядников раз-
личных фаз не пересекались
между собой.
В табл. 41 приведены
размеры зон выхлопа раз-
рядников.
Для учета числа сраба-
тываний трубчатые разряд-
ники снабжаются указателя-
ми срабатывания. Обычно
применяются указатели од-
нократного действия. К на-
таким, чтобы в зоны выхлопа
Таблица 41
Размеры зон выхлопа трубчатых
разрядников
Тип разрядника	Размеры, /л	
	а	б
РТФ-3, 6, 10	1,5	1
РТФ-35	2,5	1,5
РТФ-110	3	2
РТВ-6, 10	2	1
РТВ-35	3	1,5
РТВ-110	3,5	1	2,2 i
конечнику открытого конца
трубки крепится гибкая металлическая пластинка, которая вто-
рым концом вставляется внутрь трубки. При срабатывании раз-
рядника свободный конец пластинки выбрасывается из трубки
наружу. В некоторых энергосистемах применяют простые указа-
тели многократного действия. К наконечнику открытого конца
трубки крепится металлическая обойма, в которую вставляется
пластинка из этернита, разделенная по высоте надрезами. При
срабатывании разрядника элемент пластинки, закрывающий от-
верстие трубки, выбрасывается, и пластинка в обойме опускается
на один элемент. Номера на элементах пластинки указывают чис-
ло срабатываний разрядника.
Иногда вследствие ржавления обоймы происходит застрева-
ние этернитовой пластинки. Чтобы этого не происходило, необхо-
димо покрывать внутреннюю поверхность обоймы невысыхающей
смазкой.
Перед установкой разрядника на опору и при ремонтах со
снятием с опоры проверяется состояние наружной и внутренней
поверхностей разрядника, которые должны быть ровными, без
трещин, расслоений и следов ионизационного разложения. Изме-
ряется также сопротивление изоляции разрядников, которое дол-
жно быть не ниже:
для разрядников 110 кв — 9000 Мом;
»	35 кв — 7000 Мом;
»	3—10 кв — 3000 Мом.
Проверка трубчатых разрядников со снятиехм с опор произво-
дится 1 раз в 3 года, а разрядников, расположенных в зонах
интенсивных загрязнений,— чаще (по местным инструкциям).
22. Иерусалимов, Орлов
337
§ 13—3. Вентильные разрядники
Вентильные разрядники являются основным типом разрядни-
ков для защиты подстанционного электрооборудования от набе-
гающих с линий импульсных электромагнитных волн. Основными
элементами вентильного разрядника являются многократный
искровой промежуток и рабочее сопротивление, заключенные
в защитные кожухи (рис. 217). Разрядник включается между
проводом и землей. При набегании электромагнитной волны, ам-
плитуда которой превышает
импульсное пробивное на-
пряжение искрового проме-
жутка, происходит пробой
этого промежутка, и им-
Рис. 217. Устройство вентильного
разрядника:
1 — многократный искровой промежу-
ток; 2 — кожух искровых промежутков;
3 — общий кожух разрядника; 4 — дис-
ки рабочего сопротивления.
пульсный ток отводится через рабочее сопротивление в зем-
лю. Затем через разрядник протекает сопровождающий 50-пери-
одный ток, который гасится при его первом переходе через нуль.
Гашение дуги происходит в искровом промежутке. Для облегче-
ния гашения искровой промежуток выполнен многократным —
состоит из нескольких единичных искровых промежутков
Рис. 218. Единичный искро-
вой промежуток.
Миконит	Электрода
(рис. 218). Благодаря этому дуга сопровождающего тока подраз-
деляется на ряд коротких дуг — по числу единичных искровых
промежутков.
При переходе тока через нуль у электродов единичных проме-
жутков происходит интенсивная деионизация, электрическая
прочность быстро возрастает, что облегчает гашение дуги.
Единичные искровые промежутки в большинстве типов раз-
рядников шунтированы высокоомными активными сопротивле-
ниями. Это обеспечивает равномерное распределение восстанав-
338
ливающегося напряжения пр промежуткам, что также способст-
вует гашению дуги. В вентильных разрядниках типов РВС и РВП
в искровых промежутках могут надежно гаситься токи до 80—
Рис. 219. Вольт-амперные характеристики вен-
тильных разрядников.
100 амакс . Ограничение сопровождающего тока до этих значений
осуществляется с помощью рабочего сопротивления, имеющего
нелинейную вольт-амперную характеристику (рис. 219), которую
можно выразить зависимостью
U = С1\	(13—зу
где U — напряжение на рабочем сопротивлении;
/ — ток, протекающий через рабочее сопротивление;
а<1 — коэффициент нелинейности;
С — коэффициент, численно равный напряжению на рабо-
чем сопротивлении при протекании тока в 1 а.
Величина сопротивления зависит от величины приложенного
напряжения: с уменьшением напряжения сопротивление воз-
растает.
Благодаря этому свойству рабочего сопротивления через раз-
рядник легко проходят импульсные токи при высоком импульс-
ном напряжении. Когда же на разряднике остается сравнительно
невысокое рабочее напряжение, сопротивление резко увеличи-
вается и величина сопровождающего тока ограничивается этим
сопротивлением.
В разрядниках РВС и РВП материалом для рабочего сопро-
тивления служит вилит, состоящий из зерен черного карборунда
(SiC) и жидкого стекла в качестве связующего.
22*	339
Нелинейность свойств вилита обусловливается наличием на
зернах карборунда запорного слоя толщиной порядка 10~5 см из
окиси кремния (SiO2). При низких напряжениях, а следователь-
но, и малых напряженностях электрического поля удельное со-
противление запорного слоя велико и составляет 106—=-108 ом • см,
а при высоких напряженностях поля оно резко падает, и величи-
на рабочего сопротивления определяется уже сопротивлением
самого карборунда.
Для вилита при токах порядка сотен ампер коэффициент не-
линейности а = 0,28—0,32, а при больших значениях тока а =
= 0,13—0,2.
Таким образом, надежное гашение сопровождающего тока
обеспечивается конструкцией искрового промежутка и нелиней-
ностью характеристики рабочего сопротивления.
Многократный искровой промежуток обеспечивает также
благоприятную — пологую форму вольт-секундной характеристи-
ки разрядника. Электрическое поле между электродами единич-
ного искрового промежутка близко к равномерному. В слое воз-
духа между миканитовой шайбой и электродами напряженность
электрического поля велика и здесь происходит усиленная иони-
зация, обеспечивающая пробой промежутка с малым временем
запаздывания. Поэтому коэффициент импульса единичного про-
межутка близок к единице.
При большом числе единичных искровых промежутков, обла-
дающих малой емкостью, вследствие влияния емкостей на землю
импульсное напряжение распределяется между промежутками
неравномерно. Это приводит к каскадному пробою при напряже-
нии, меньшем суммы пробивных напряжений единичных проме-
жутков. Все это обеспечивает низкий коэффициент импульса и
пологую форму вольт-секундной характеристики вентильного
разрядника.
Таким образом, преимуществами вентильных разрядников по
сравнению с трубчатыми являются пологий характер вольт-се-
кундной характеристики, надежное гашение сопровождающего
тока и многократность действия.
Основными защитными характеристиками вентильных раз-
рядников являются пробивные напряжения^щт частоте 50 гц и
при импульсах и остающееся на разряднике напряжение при про-
текании нормированного импульсного тока. Пробивные напряже-
ния грозовых разрядников задаются расчетной кратностью вну-
тренних перенапряжений, при которых разрядники не должны
срабатывать, и определяются количеством единичных искровых
промежутков.
Остающееся напряжение, воздействующее на изоляцию за-
щищаемого электрооборудования при протекании через разряд-
ник импульсного тока, определяется величиной рабочего сопро-
340
тивления. Это напряжение не должно существенно превышать
импульсное проби-вное напряжение.
Величина остающегося напряжения может быть определена
из соотношения
i/ост = С/‘мп,	(13—4)
где /имп— амплитуда нормированного импульсного тока. Для
разрядников нормальной конструкции нормируется амплитуда
импульсного тока 10 ка, а для облегченной конструкции разряд-
ников — 5 ка.
Из (13—4) следует, что при нормированной величине I ИМп
и заданной величине коэффициента нелийнейности а величина
f/ocr определяется параметром С, зависящим от геометрических
размеров рабочего сопротивления.
Величина рабочего сопротивления, характеризуемая парамет-
ром С, определяется из условий дугогашения: при наибольшем
рабочем напряжении на разряднике сопровождающий ток не дол-
жен превышать 80—100 амакс . Это условие может быть выраже-
но аналитически
^доп ~ С/«,	(13—о)
где i/доп — наибольшее допустимое напряжение на разряднике;
/с— предельное значение сопровождающего тока.
Из (13—5) следует, что
(13—6)'
'с
Используя (13—6), можно по (13—4) определить величину
остающегося на разряднике напряжения.
Учитывая возможные повышения напряжения при несимме-
тричных коротких замыканиях с землей, которые могут иметь
место одновременно с грозовыми поражениями, величину наи-
большего допустимого рабочего напряжения на разряднике при-
нимают большей номинального фазового напряжения.
В сетях 3—35 кв, работающих с изолированной нейтралью,
однофазное замыкание на землю ведет к повышению напряжения
на здоровых фазах до линейного. Поэтому здесь для разрядни-
ков в качестве наибольшего допустимого напряжения прини-
мается наибольшее линейное напряжение (1,15(7Н). В сетях
НО кв и выше, работающих с глухозаземленной нейтралью, на-
пряжение на здоровых фазах при однофазных замыканиях на
землю не превышает 80% линейного напряжения. Поэтому здесь
наибольшее допустимое напряжение принимается равным 0,8
наибольшего линейного напряжения.
341
Важно отметить, что по защитным характеристикам вентиль-
ных разрядников устанавливаются уровни изоляции электрообо-
рудования. Величины испытательных напряжений, определяю-
щие, в конечном счете, уров-
ни изоляции и технико-эко-
номические показатели элек-
трооборудования, непосред-
ственно связаны с защитны-
ми характеристиками раз-
рядников. Следовательно,
вентильные разрядники яв-
ляются не только аппарата-
ми, обеспечивающими за-
щиту электрооборудования
от перенапряжений, но так-
же являются элементами,
определяющими технико-
экономические показатели
электрооборудования.
Снижение уровней изо-
ляции электрооборудования
требует улучшения защит-
ных характеристик вентиль-
ных разрядников. Это мо-
жет быть достигнуто пу-
тем усиления дугогасящей
способности искровых про-
межутков. При этом увеличи-
вается предельный сопро-
Рис. 221. Разрядник типа РВП-10:
1 — фарфоровый кожух; 2 — пружина; 3 — бу-
мажно-бакелитовый цилиндр; 4 — многократ-
ный искровой промежуток; 5 — диски рабоче-
го сопротивления; 6 — фибровый фиксатор;
7—шпилька; 8 — хомут.
Магнитное поле
Рис. 220. Искровой проме-
жуток с дугой, вращающей-
ся в магнитном поле:
1 — наружный электрод; 2 —
внутренний дисковый электрод;
3 — дуга в кольцевом зазоре
между электродами.
342
вождающий ток разрядников, а следовательно, снижается
остающееся напряжение, как это видно из (13—6) и (13—4).
Во Всесоюзном электротехническом институте им. В. И. Ленина
в последние годы разработаны магнитно-вентильные разрядники,
интенсификация гашения в которых достигнута благодаря вра-
щению дуги в кольцевых зазорах единичных искровых промежут-
ков под действием магнитного поля (рис. 220).
Дугу можно рассматривать как проводник, обтекаемый током
и не связанный механически с электродами. Взаимодействие тока
в дуге с магнитным полем вызывает появление силы, приложен-
ной к дуге и направленной по касательной к окружности кольце-
вого зазора. Под действием этой силы дуга приходит во вращение
в кольцевом зазоре. За время одного полупериода промышленной
частоты дуга совершает несколько десятков оборотов. Маг-
нитное поле создается в искровых промежутках постоянными
магнитами.
Применение магнитно-вентильных разрядников позволило
снизить испытательные напряжения трансформаторов и другого
электрооборудования и улучшить его экономические показатели.
Для защиты электрооборудования подстанций от атмосфер-
ных перенапряжений выпускаются следующие основные типы
вилитовых разрядников:
1)	разрядники серии РВП (разрядник вентильный подстанци-
онный) облегченной конструкции на напряжения 3,6 и 10 кв;
2)	разрядники серии РВС (разрядник вентильный станцион-
ный) нормальной конструкции на номинальные напряжения 15,
20, 35, 110, 150 и 220 кв;
3)	разрядники серии РВВМ и РВМ (разрядники вентильные
для защиты вращающихся машин) на напряжения 3, 6 и 10 кв;
4)	разрядники серии РВМГ (разрядник вентильный с маг-
нитным гашением дуги грозовой) на напряжения 150, 220, 330
и 500 кв.
РАЗРЯДНИКИ СЕРИИ РВП
На рис. 221 представлен разрез конструкции разрядника
РВП-10. Искровые промежутки 4 заключены в бумажно-бакели-
товый цилиндр 3. Рабочее сопротивление состоит из шести вили-
товых дисков высотой 40 мм и диаметром 35. Многократный иск-
ровой промежуток и рабочее сопротивление сжаты спиральной
пружиной 2 и заключены в герметичный фарфоровый кожух 1.
Радиальное перемещение колонки рабочих сопротивлений пред-
отвращается фетровыми фиксаторами 6. Герметизация осущест-
вляется уплотнением озоностойкой резиной. Шпилька, приварен-
ная к стальной диафрагме, и гайка 7 служат для закрепления
нижней крышки и присоединения к разряднику провода зазем-
ления. Пружина 2 шунтирована гибкой медной лентой. Крепле-
343
ние разрядника в распределительных устройствах осуществляет-
ся посредством хомута 8.
Разрядники серии РВП не имеют шунтирующих сопротивле-
ний искровых промежутков.
В табл. 42, 43 приведены основные характеристики разрядни-
ков РВП.
Конструктивные данные разрядников серии РВП
Таблица 42
Тип раз- рядника	Номиналь- ное напря- жение, кв	Количество единичных искровых промежут- ков	Высота ко- лонки рабо- чих сопро- тивлений, мм	Общая высота раз- рядника, мм	Вес раз- рядника, кГ
РВП-3	3	4	80	225	3,4
РВП-6	6	7	140	315	4,6
РВП-10	10	11	240	415	6,0
Таблица 43
Электрические характеристики разрядников серии РВП
Тип раз- рядника	Номи- нальное напря- жение, кв	Наи- большее допус- тимое напря- жение, КЗ действ	Пробивное напря- жение при частоте 50 ец, квдейств			Им- пульс- ное про- бивное напря- жение разряд- ника, Кв адакс	Остающееся на- пряжение разряд- ника при им- пульсном токе с длиной фронта волны 10 мксек, кв^акс	
			не менее	не	более			
							3 ка	5 ка
РВП-3	3	3,8	9		11	21	15	16
РВП-6	6	7,6	16		19	35	28	30
РВП-10	10	12,7	26		30,5	50	47	50
РАЗРЯДНИКИ СЕРИИ РВС
Выполняются в виде стандартных элементов на напряжения
15, 20, 33 и 35 кв. На более высокие номинальные напряжения
разрядники комплектуются из стандартных элементов.
На рис. 222 представлен разрез элемента РВС-33. Элемент
разрядника состоит из фарфорового кожуха 4 с металлическими
фланцами 8 и размещенных внутри кожуха стандартных блоков
искровых промежутков 2 и колонки рабочих сопротивлений 6.
344
Стандартный блок искровых промежутков состоит из фарфорово-
го цилиндра с расположенными внутри четырьмя единичными
искровыми промежутками (рис. 223).
Единичные искровые промежутки, находящиеся в фарфоро-
Рис. 222. Элемент раз-
рядника типа РВС-33:
1 — пружина; 2 — блок иск-
ровых промежутков; 3 —
фарфоровый цилиндр; 4 —
фарфоровый кожух; 5 — не-
линейные шунтирующие со-
противления; 6 — рабочее
сопротивление; 7 — резино-
вые уплотнения; 5—фланцы.
вом цилиндре, сжимаются и закрепля-
ются в нем посредством специальных
пружинящих крышек, закрывающих
фарфоровый кожух с торцов. С одного
из торцов между фарфором и крышкой
прокладывается картонная шайба —
фиксатор, которая препятствует пере-
мещениям искровых промежутков.
К пружинящим крышкам прикреплены
шунтирующие сопротивления, состоя-
щие из двух последовательно соединен-
ных карборундовых сопротивлений под-
ковообразной формы. Колонка рабочие
сопротивлений 6 состоит из вилитовых
дисков диаметром 100 мм и высотой
60 и 30 мм. Торцевая поверхность ви-
литовых дисков металлизирована алю-
минием, а боковая поверхность покры-
та изоляционной обмазкой из жидкого
стекла, мела и талька. С помощью этой
же обмазки диски соединяются в блоки
с последующей запечкой при темпера-
туре 80—100° С. Для обеспечения элек-
трического контакта между деталями
разрядника они сжаты спиральной пру-
жиной 1, шунтированной медной лен-
той. Фарфоровый кожух разрядника
закрыт с обеих сторон силуминовыми и
Рис. 223. Блок искровых проме-
жутков:
1 — фарфоровый цилиндр; 2 — единич-
ный искровой промежуток; 3 — пружи-
нящие крышки; 4 — картонная шайба-
фиксатор; 5 — шунтирующие сопротив-
ления.
345
латунными дисками. Герметизация внутренней полости осуще-
ствляется с помощью резиновых колец 7, промазанных бакелито-
вым лаком.
Все разрядники данной серии имеют чугунные основания
Рис. 224. Основание разрядника РВС:
/ — плита основания; 2 — фарфоровая втулка; 3 — болт зазем-
ления; 4 — фарфоровое кольцо.
Рис. 225. Общий вид разрядника
РВС-1 ЮК для систем с изолиро-
ванной нейтралью.
(рис. 224). Чугунное основа-
ние 1 с помощью фарфоро-
вых колец 4 и втулок 2 изо-
лировано от земли. Это поз-
воляет присоединять разряд-
ник к земле наглухо или че-
рез регистратор срабатыва-
ния, который включается в
рассечку между разрядником
и заземляющим проводом.
К верхнему фланцу раз-
рядника крепится силумино-
вая крышка с болтом для
подключения разрядника к
проводу линии.
Стандартная комплектов-
ка разрядников РВС приве-
дена в табл. 44.
В табл. 45 приведены не-
которые конструктивные дан-
ные разрядников РВС.
В связи с тем, что раз-
рядники на 150 и 220 кв име-
ют большую высоту, их ко-
лонки укрепляются тремя
изолирующими оттяжками,
состоящими из стержневых изоляторов и тяг, расположенных
под углом 120° (рис. 225). Для выравнивания распределения на-
пряжения по элементам разрядника на верхнем элементе имеется
экранирующее кольцо.
346
Таблица 44
Комплектовка разрядников серии РВС
Тип разряд- ника	Номи- нальное напря- жение, кв	Наиболь- шее допус- тимое на- пряжение, кв действ	Число элементов в разряднике и их тип	Высота разряд- ника, мм	Радиус основа- ния, мм
РВС-15	15	19	1ХРВС-15	725	236
РВС-20	20	25	1ХРВС-20	885	236
РВС-35	35	40,5	IX РВС-35	1210	236
РВС-60	60	69	2ХРВС-20+ 1ХРВС-15	2265	236
РВС-110	НО	100	ЗХРВС-ЗЗ	3050	275
РВС-150	150	138	3XPBC-33 + 2ХРВС-15	4545	1535
РВС-220	220	200	6ХРВС-33	6190	2035
Таблица 45
Конструктивные данные разрядников серии РВС
Тип разряд- ника	Количество			Общая высота ко- лонки рабо- чих сопро- тивлений, мм
	блоков иск- ровых про- межутков	единичных искровых промежут- ков	дисков ра- бочих со- противле- ний	
РВС-15	4	16	6	330
РВС-20	5	20	7	420
РВС-33	8	32	10	570
РВС-35	8	32	11	660
РВС-60	14	56	20	1170
РВС-110	24	96	30	1710
РВС-150	32	128	42	2370
РВС-220	48	192	60	3420
Электрические
в табл. 46.
характеристики
разрядников приведены
347
Таблица 46
Электрические характеристики разрядников серии РВС
Номи-	Наиболь-	Пробивное напря- жение разрядника		Импульс-	Остающееся на- пряжение разряд-		
нальное напря- жение разряд- ника, кв	шее допус- тимое на-	при частоте 50 гц, Кв действ		ное пробив- ное напря- жение раз- рядника,	ника при импульс- ном токе с длиной фронта волны 10 мксек, кв макс		
	пряжение на разряд-		не более				
	нике, *	не менее		квмакс	3 ка	5 ка	
	к>в действ						10 ка
15	19	38	48	70	57	61	67
20	25	49	60,5	85	75	80	88
35	40,5	78	98	125	122	130	143
60	69	136	169	200	—	221	—.
ПО	100	200	250	285	315.	335	367
150	138	275	345	375	435	465	510
220	200	400	500	530	630	670	734
РАЗРЯДНИКИ МАГНИТНО-ВЕНТИЛЬНЫЕ ГРОЗОВЫЕ
СЕРИИ РВМГ
Магнитно-вентильные разрядники серии РВМГ на все классы
напряжения комплектуются из стандартных элементов типа
РВМГ-30; в разряднике на 150 кв четыре стандартных элемента,
на 220 кв — шесть, на 330 кв — восемь, на 500 кв—двенадцать.
$60
Рис. 226. Единичный искровой промежуток магнитно-вентильного раз-
рядника:
1 — наружный электрод; 2 — электрод внутренний; 3 — прокладка прессшпановая;
4 — прокладка миканитовая; 5 — винт; 6 — подсвечивающий электрод; 7 — кольцо
пластмассовое; 8 — постоянный магнит; 9 — винт.
348
В стандартном элементе
имеется 10 вилитовых дис-
ков диаметром 150 мм и
высотой 50 мм и 20 еди-
ничных искровых проме-
жутков. Диски и искровые
промежутки заключены в
фарфоровый кожух, за-
крытый с обоих торцов
крышками. Внутри эле-
мента помещается влаго-
поглотитель из хлористого
кальция. Конструкция
единичного искрового про-
межутка представлена на
рис. 226. Промежуток об-
разуется двумя концент-
рически расположенными
медными электродами.
Наружный электрод 1
представляет собою коль-
цо, а внутренний 2 —
диск. Между электрода-
ми образуется кольцевой
зазор.
Электроды сверху и
снизу закрыты изолирую-
щими прокладками из
электрокартона 3 и мика-
нита 4. Наружный элек-
трод и изолирующие про-
кладки крепятся между
двумя пластмассовыми
кольцами 7 тремя винта-
ми 9. Внутренний элек-
трод закреплен в центре
искрового промежутка
двумя винтами 5. Под-
вод напряжения к элек-
тродам осуществляется
через постоянные магни-
ты 8, являющиеся токове-
дущими элементами. Ре-
гулировка пробивного на-
пряжения искрового про-
межутка достигается сме-
Рис. 227. Блок с магнитными искровы-
ми промежутками:
1 — крышка; 2 — корпус фарфоровый; 3 —
пружина; 4 — магнит; 5 — искровой промежу-
ток.
Рис. 228. Общий вид разрядника
РВМГ-500.
349
щением внутреннего электрода относительно центра промежутка.
В том месте, где между электродами создается наименьший зазор,
к электродам прикреплены две пружинящие пластинки 6. На кон-
цах пластинок напряженности электрического поля велики и
здесь еще до пробоя искрового промежутка возникают скользя-
щие разряды по поверхности электрокартонных прокладок. Уль-
трафиолетовое излучение скользящих разрядов подсвечивает
искровой промежуток и обеспечивает уменьшение времени запаз-
дывания разряда и снижение коэффициента импульса. Четыре
единичных искровых промежутка объединяются конструктивно
в один блок. Они заключены в фарфоровый стакан, закрытый
с обеих сторон стальными крышками (рис. 227). Искровые про-
межутки внутри стакана фиксированы пружиной и* прокладками
из электрокартона. Каждый блок шунтирован нелинейным сопро-
тивлением из карборунда, размещаемым по наружной поверх-
ности фарфорового стакана. В разрядниках 330 и 500 кв для
уменьшения их высоты стандартные элементы РВМГ-30 монти-
Таблица 47
Электрические характеристики разрядников серии РВМГ
Показатели	Тип разрядника			
	РВМГ-150	РВМГ-220	РВМГ-330	РВМГ-500
Номинальное напряже- ние, кв ....	150	220	330	500
Наибольшее допустимое напряжение на раз- ряднике, кв действ .	138	200	280	395
Пробивное напряжение при частоте 50 гц, Кв действ	260	380	500	765
Импульсное пробивное напряжение разрядни- ка, КвмакС	•	•	•	375	535	700	1200
Остающееся напряжение на разряднике при им- пульсном токе с дли- ной фронта волны 10 мксек с амплитудой: 5 ка, не более, /се макс	375	535	750	1060
10 ка, не более квмакс	415	590	840	1180
руются на трех опорных колоннах из изоляторов КО-400 и распо-
лагаются по спирали. На рис. 228 представлен общий вид разряд-
ника РВМГ-500. Надежное гашение дуги сопровождающего тока
в магнитно-вентильных разрядниках при токах 300—500 амакс по-
350
зволило уменьшить сопротивление этих разрядников, что, в свою
очередь, привело к уменьшению остающихся напряжений и улуч-
шению их защитного действия.
В табл. 47 приведены основные электрические характеристики
разрядников серии РВМГ.
Если сравнить данные табл. 46 и 47 для разрядников на 150
и 220 кв, можно видеть, что остающиеся напряжения у магнитно-
вентильных разрядников примерно на 20% снижены.
РАЗРЯДНИКИ СЕРИИ РВВМ И РВМ
Разрядники серии РВВМ предназначены для защиты вра-
щающихся машин (генераторов, двигателей, синхронных компен-
саторов), непосредственно связанных с воздушными сетями.
Электрическая прочность изоляции вращающихся машин ниже,
чем у трансформаторов и других электрических аппаратов. В свя-
зи с этим защитные характеристики вентильных разрядников,
Рис. 229. Принципиаль-
ная схема разрядника
типа РВВМ-6:
1 — искровые промежутки;
2 — шунтирующие сопро-
тивления; 3 — шунтирующая
емкость; 4 — рабочее сопро-
тивление.
Рис. 230. Принципиаль-
ная схема машинного
разрядника РВМ:
1 — искровые промежутки;
2 — шунтирующие сопротив.
ления; 3 — рабочее сопро-
тивление; 4 — конденсаторы.
предназначенных для защиты электрических машин, должны
быть улучшены по сравнению с характеристиками обычных вен-
тильных разрядников. Снижение импульсного пробивного напря-
жения РВВМ достигается путем шунтирования части искровых
промежутков дополнительной емкостью (рис. 229). Это приводит
351
к резко неравномерному распределению импульсного напряже-
ния по искровым промежуткам и каскадному их пробою при сни-
женном импульсном напряжении.
Равномерное распределение по искровым промежуткам на-
пряжения промышленной частоты, необходимое для облегчения
гашения дуги сопровождающего тока, осуществляется шунтиро-
ванием искровых промежутков высокоомными активными сопро-
тивлениями. Уменьшение величины остающегося напряжения
достигается путем подбора вилитовых дисков с лучшей нелиней-
ностью.
В табл. 48 приведены электрические характеристики РВВМ.
Таблица 48
Электрические характеристики разрядников серии РВВМ
Номи- нальное напря- жение разряд- ника, кв	Наибольшее допустимое на- пряжение на разряднике, кв действ	Пробивное напряже- ние при час- тоте 50 гц, Квдейств		Импульсное пробивное на- пряжение раз- рядника, кв макс	Остающееся на- пряжение разряд- ника при импульс- ном токе с длиной фронта волны 10 мксек, кв макс		
		не ме- нее	не бо- лее		3 ка	5 ка	10 ка
3	3,8	7,5	9,5	11	11	12	13,5
6	7,6	15	18	21	21	22,5	25
10	12,7	25	30	35	35	37,5	41,5
Для защиты вращающихся машин освоен выпуск вентильных
разрядников по серии РВМ с магнитным гашением дуги в искро-
вые промежутках. Принципиальная электрическая схема новых
Таблица 49
Электрические характеристики разрядников серии РВМ
Номиналь- ное напря- жение раз- рядника, кв	Наиболь- шее допус- тимое на- пряжение на разряд- нике, Кв действ	Пробивное напря- жение при частоте 50 гц. Кв действ		Импульс- ное пробив- ное напря- жение, Кв макс	Остающееся на- пряжение разряд- ника при импульс- ном токе с длиной фронта 10 мксек, Кв макс	
		не ме- нее	не бо- лее			
					3 ка	5 ка
3	3,8	7,5	9,5	8	9	9,5
6	7,6	15	18	15,5	17	18
10	12.7	25	30	22,5	28	30
352
разрядников приведена на рис. 230. Искровые промежутки раз-
рядников разделены на три блока, в каждом из которых имеются
1, 2 или 3 единичных промежутка, для разрядников на номиналь-
ные напряжения 3, 6 и 10 кв. Параллельно каждому блоку искро-
вых промежутков присоединяются полукольцевые нелинейные
шунтирующие сопротивления, обеспечивающие равномерное рас-
пределение 50-периодного напряжения по искровым промежут-
кам. Два из этих блоков искровых промежутков шунтированы
конденсаторами, увеличивающими неравномерность распределе-
ния импульсного напряжения и снижающие импульсное пробив-
ное напряжение разрядников. В табл. 49 приведены основные
характеристики разрядников серии РВМ, которые примерно
на 20% лучше, чем у РВВМ.
§ 13—4. Контроль за состоянием
вентильных разрядников в эксплуатации
Контроль за состоянием вентильных разрядников в эксплуата-
ции включает внешний осмотр и профилактические испытания.
При внешнем осмотре контролируется целостность фарфоро-
вых покрышек и изолирующих растяжек, отсутствие нарушений
армировки фланцев, а также запыленность фарфоровых поверх-
ностей. При обнаружении механических повреждений дефектный
элемент разрядника должен быть заменен. Эмалевый покров
цементных швов армировки фланцев необходимо поддерживать
Рис. 231. Схема измерения то-
ков проводимости или утечки
вентильных разрядников:
1 — регулятор напряжения; 2 — ис-
пытательный трансформатор; 3 —
кенотрон; 4 — защитное сопротивле-
ние; 5 — сглаживающая емкость;
6 — измерительные шары; 7 — испы-
тываемый разрядник.
3 Ь
в хорошем состоянии. Периодически следует очищать поверх-
ность разрядника от пыли и грязи, так как загрязнение поверх-
ности может вызвать неравномерное распределение напряжения
по элементам и привести к отказу в гашении дуги и разрушению
разрядника.
Перед вводом разрядников в эксплуатацию и при эксплуата-
ции периодически они подвергаются испытаниям: измеряется ток
проводимости (у разрядников с шунтирующими сопротивления-
ми) или ток утечки (у разрядников без шунтирующих сопротив-
лений) при выпрямленном напряжении; измеряется сопротивле-
23 Иерусалимов, Орлов	353
иие изоляции; определяется пробивное напряжение промышлен-
ной частоты. Испытание разрядников, состоящих из нескольких
элементов, производится поэлементно.
Измерение тока проводимости дает (возможность судить о гер-
метичности разрядника и целости шунтирующих сопротивлений.
Увеличение тока проводимости указывает на проникновение вла-
ги внутрь разрядника, а уменьшение его обычно вызывается
поломкой или нарушением контакта шунтирующих сопротивле-
ний. Измерение тока проводимости производится по схеме
рис. 231.
Для сглаживания пульсаций выпрямленного напряжения па-
раллельно испытываемому разряднику подключается конденса-
тор. Для разрядников на 3—Юке и типа РВМГ величина сглажи-
вающей емкости должна быть не менее 0,2 мкф. Для разрядников
на 15—35 кв можно ограничиться емкостями 0,03—0,05 мкф.
Измерение испытательного напряжения может осуществляться
электростатическим киловольтметром или с помощью добавочных
нелинейных сопротивлений, включаемых последовательно с ми-
кроамперметром. Перед измерением наружные изоляционные
поверхности разрядника должны быть тщательно очищены.
В табл. 50 приведены допустимые значения токов проводи-
мости и утечки разрядников.
Таблица 50
Допустимые значения токов проводимости
и утечки разрядников
Серия разряд- ника	Номиналь- ное напря- жение эле- мента, кв	Выпрям- ленное ис- пытатель- ное напря- жение, кв	Допустимое зна- чение токов про- водимости и токов утечки, мка
РВП	3	4	<10
	6	6	<10
	10	10	<10
РВС	15	16	400—620
	20	20	400—620
	33	32	400—620
	35	32	400—620
РВВМ	3	4	400—620
	6	6	400—620
	10	10	400—620
РВМГ	30	30	900-1300
354
При измерении сопротивления элементов мегомметром напря-
жением 2,5 кв можно выявить проникновение влаги внутрь раз-
рядника и нарушение контакта в цепи шунтирующих сопротивле-
ний. Для разрядников РВП сопротивления должны быть порядка
нескольких тысяч мегом, для разрядников РВС и РВВМ от не-
скольких сотен до нескольких тысяч и для разрядников РВМГ
в пределах 500—1300 Мом.
Измерение пробивного напряжения 50 гц обязательно для
разрядников РВМГ и рекомендуется для разрядников РВП
и РВС. Испытания производятся по схеме, приведенной на
рис. 232.
Рис. 232. Схема измерения пробивно-
го напряжения разрядников с шун-
тирующими сопротивлениями:
1 — магнитный пускатель; 2 — регулятор
напряжения; 3—испытательный трансфор-
матор; 4 — испытываемый разрядник; 5 —
реле максимального тока.
В качестве испытательного трансформатора может быть
использован испытательный трансформатор. ИОМ-100/25 или
другой высоковольтный трансформатор с напряжением не менее
100 кв и мощностью 25 ква. Пробивное напряжение измеряется
при плавном подъеме напряжения за время, не превышающее
0,5 сек. Предельное время подъема напряжения определяется
ограниченной пропускной способностью по току шунтирующих
сопротивлений. Для быстрого подъема напряжения используется
регулировочный автотрансформатор РНО-250-Ю, в котором винт,
перемещающий контактные ролики, заменен скользящим штоком.
Для измерения напряжения может быть использован осцилло-
граф. Напряжение на осциллограф подается с измерительной от-
пайки испытательного трансформатора или с делителя напряже-
ния емкостного или омического типа.
Глава четырнадцатая
ЗАЩИТА ЭЛЕКТРООБОРУДОВАНИЯ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ СТАНЦИЙ И ПОДСТАНЦИИ
ОТ АТМОСФЕРНЫХ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИИ
§ 14—1. Защита от прямых ударов молнии
Прямые удары молнии в токоведущие части открытых распре-
делительных устройств электростанций или подстанций вызы-
вают тяжелые аварии, связанные с возникновением коротких
23*	355
замыканий при перекрытиях изоляции, а также с повреждением
электрооборудования из-за большой величины возникающих
перенапряжений. В связи с этим открытые распредустройства и
PrfiQ. 233. Стержневые молние-
отводы:
аллический; б — желез
бетонный.
открытые подстанции должны
быть надежно защищены от попа-
дания прямых ударов молнии.
Защита от ПУМ осуществляется
обычно с помощью стержневых
молниеотводов.
Стержневой молниеотвод пред-
оставляет собой конструкцию, со-
стрящую из молниеприемника, то-
ко вода и заземлителя. На рис.
233 едставлены конструкции ре-
шетч ого и железобетонного мол-
ниеотводов. Молниеприемником
являет стальная труба, кото-
ЗЕК
Рис.
234. Зона защиты одиночного
стержневого молниеотвода.
рая соединяется с токоотводом. У металлических молние-
отводов токоотводом служит сама конструкция молниеотвода.
У деревянных молниеотводов токоотводом служит стальной
провод сечением не менее 30—35 мм2. Токоотвод должен быть
надежно заземлен.
Молниеотводы образуют вокруг себя некоторое пространство,
защищенное от попадания молнии, называемое защитной зоной.
Размеры защитной зоны зависят от многих факторов: числа, вы-
соты и взаимного расположения молниеотводов, высоты ориенти-
ровки молнии, т. е. высоты, с которой развивающийся разряд
молнии начинает ориентироваться на молниеотвод, а также от
атмосферных и геологических условий. Исследования на моде-
356
лях, выполненные в ВЭИ А. А. Акопяном, привели к установле-
нию зон защиты стержневых молниеотводов. При определении
зон защиты для молниеотводов высотой до 30 м отношение высо-
ты ориентировки молнии к высоте молниеотвода h постоянно
и равно 20. Для молниеотводов высотой й>30 м принята постоян-
ная высота ориентировки молнии, равная 600 м.	- /
Многолетний опыт эксплуатации молниеотводов на электро-
технических установках подтвердил надежность рекомендуемых
зон защиты.
Зона защиты одиночного молниеотвода (рис. 234) представ-
ляет собой конусообразное пространство, радиус которого может
быть определен из формул:
для молниеотводов высотой й< 30 м
l,6ha
Гх=ТТ1Г;	(14—1)
1 r h
для м: лниеотводов высотой 30 <й< 100 м
где	гх— радиус зоны защиты на рассматриваемом уров-
не hx;
ha=h — hx—превышение молниеотвода над рассматривае-
мым уровнем hx (активная высота молниеот-
вода).
Оборудование, находящееся внутри зоны защиты, защищается
от ПУМ молниеотводом. Следовательно, наиболее удаленные
элементы защищаемого оборудования должны находиться от
молниеотвода на расстоянии не большем гх. Если, например, вы-
сота молниеотвода й=25 м, а защищаемого оборудования йх=
10 м, радиус зоны защиты на высоте 10 м будет равен
1,6(25 — 10)
1 + Л
25
= 17,1 м.
Защита двумя молниеотводами оказывается более эффектив-
ной, чем одиночными молниеотводами: зона защиты двух молние-
отводов больше суммы зон защиты одиночных молниеотводов.
На рис. 235 представлены очертания зоны защиты двух молние-
отводов. Радиус зоны защиты гх для внешних областей зоны
защиты определяется как для одиночного молниеотвода. Наи-
меньшая высота зоны защиты между молниеотводами йо равна:
для молниеотводов высотой й<30 м
357
h0=h-y,
для молниеотводов высотой 30 < h < 100 м
(14-3)
(14-4)
hQ = h —
a yh
где а — расстояние между молниеотводами.
Из (14—3) и (14—4) следует, что при высоте защищаемых
объектов hXj расстояние между двумя молниеотводами не должно
быть больше
а<7(Л — hx) или а< (Л — hx).
yh
Наименьшая ширина зоны защиты b х определяется по графи-
кам рис. 236 и 237, в зависимости от отношения a!ha. Для
молниеотводов высотой от 30 до 100 м масштабы обеих коорди-
нат, указанных на рисунках, нужно умножить на коэффициент
5,5/ V h.
Территории подстанций защищаются обычно несколькими
молниеотводами. Зоны защиты четырех молниеотводов, располо-
женных по углам четырехугольника, и трех молниеотводов, рас-
положенных не на одной прямой, показаны на рис. 238 и 239.
358
Условия защищенности всей площади на заданном уровне hx,
для молниеотводов высотой Л <30 м
Д < 8Ла;
для молниеотводов высотой 30<й< 100 м
Д < 8ha
5,5
где Д — диагональ четырехугольника, в вершинах которого рас-
положены молниеотводы, или диаметр окружности, проходящей
через вершины треугольника, образованного тремя молниеотво-
дами.
Размеры Ьх/2 и гх определяются так же, как для двойного
и одиночного молниеотводов.
При произвольном расположении стержневых молниеотводов
защищенность площади проверя-
ется для каждых трех ближайших
один к другому молниеотводов в
отдельности.
Рис. 236. Значения наимень-
шей ширины зоны защиты Ь,
двух стержневых молниеотво
дов.
Рис. 237. Значения наименьшей ши-
рины зоны защиты b х двух стержне-
вых молниеотводов.
На подстанциях напряжением ПО кв и выше стержневые мол-
ниеотводы устанавливаются, как правило, на конструкциях под-
станций. Это удешевляет сооружение молниеотводов. На под-
станциях напряжением 35 кв установка молниеотводов на
конструкциях (кроме трансформаторных порталов) допускается
359
в тех случаях, когда сопротивление заземления в месте присоеди-
нения к нему молниеотводов составляет не более 4 ом в зоне ра-
диусом 20 м при грунтах с
< 5 • 104 ом • см и в зоне 30 м -
Рис. 238. Площадь на уровне hXf за-
щищенная четырьмя стержневыми
молниеотводами одинаковой высоты:
1, 2» 3, 4 — стрежневые молниеотводы.
удельным сопротивлением р <
при грунтах с р > 5 • 104 ом • см.
Это требование вызвано тем,
что при больших сопротивле-
ниях заземления при протека-
нии токов молнии на заземлении
и конструкциях возникают вы-
сокие потенциалы, опасные для
изоляции 35 кв и способные
привести к обратным перекры-
тиям подстанционной изоляции
Стойки конструкций, на ко-
торых устанавливаются мол-
ниеотводы, должны быть крат-
чайшим путем присоединены к
заземляющему устройству под-
станции, причем в местах уста-
новки их заземление следует
усиливать, забивая дополни-
тельно 2—3 трубы. Установка
отдельно стоящих молниеотво-
дов осуществляется в тех слу-
чаях, когда это целесообразно по конструктивным и технико-эко-
номическим соображениям, а также если удельное сопротивление
грунта р > 105 ом • см. В последнем случае при больших сопро-
тивлениях заземления установ-
ка молниеотводов на конструк-
циях создавала бы опасность
обратных перекрытий при уда-
рах молнии.
Заземлители отдельно стоя-
щих молниеотводов на подстан-
циях напряжением 35 кв и вы-
ше следует присоединять к об-
щему контуру заземления под-
станции, однако так, чтобы мес-
то присоединения находилось
не ближе 15 м от места присое-
динения трансформаторов к за-
земляющему контуру.
При установке молниеотво-
дов на трансформаторных пор-
талах подстанций напряжением
35 кв и выше слабым местом
Рис. 239. Площадь на уровне hK, за
щищенная тремя стержневыми мол-
ниеотводами одинаковой высоты:
1, 2, 3 — стержневые молниеотводы.
360
является изоляция обмоток трансформаторов 3—35 кв. Для защи-
ты изоляции этих обмоток от пробоев вследствие возникновения
высоких потенциалов на заземлении непосредственно у выводов
этих обмоток или на расстоянии не более 5 м должны быть уста-
новлены вентильные разрядники. Кроме того, сопротивление за-
земляющего устройства в месте присоединения к нему молние-
отвода, установленного на трансформаторном портале, в зоне
20—30 м не должно превышать 4 ом. Эти же требования должны
быть выполнены, если заземлитель отдельно стоящего молние-
отвода присоединяется к общему заземляющему контуру в месте,
отстоящем менее чем на 15 м от места присоединения трансфор-
матора к заземляющему контуру.
Установка молниеотводов на трансформаторных порталах не
допускается в том случае, когда обмотки трансформатора связа-
ны открытым токопроводом с генератором, синхронным компен-
сатором или высоковольтным двигателем. В этом случае сраба-
тывание вентильных разрядников, установленных у выводов
трансформатора, вызовет занос высоких потенциалов на обмотки
машины.
На электрических станциях и подстанциях, кроме защиты от-
крытых распределительных устройств, необходима защита стерж-
невыми молниеотводами от прямых ударов молнии машинного
зала открытого типа, зданий хранения баллонов с водородом,
нефтехозяйства и маслохозяйства, дымовых труб, градирен и др.
Защита от прямых ударов молнии не обязательна для подстан-
ций напряжением 20—35 кв с трансформаторами мощностью
менее 1600 ква, а также для этих подстанций, расположенных
в районах с числом грозовых часов в году менее 10.
§ 14—2. Защита от электромагнитных
импульсных волн, набегающих с линии
Выше указано, что на линиях электропередачи достаточно
часто возникают атмосферные перенапряжения в виде импульс-
ных электромагнитных волн, распространяющихся вдоль линии
и набегающих на шины подстанции.
Основным средством защиты электрооборудования от набе-
гающих импульсных волн являются вентильные разрядники, при-
соединяемые к шинам подстанции или непосредственно у защи-
щаемого оборудования.
Защита разрядниками будет надежной лишь при выполнении
двух условий: ограничения расстояний между вентильными раз-
рядниками и защищаемым оборудованием и ограничения величи-
ны импульсных токов, протекающих через разрядники, нормиро-
ванными значениями 5—10 ка, при которых остающееся на раз-
361
ряднине импульсное напряжение находится в допустимых пре-
делах.
Рассмотрим влияние расстояния между вентильным разряд-
ником и защищаемым оборудованием на условия защиты. На
рис. 240 показана установка разрядника РВ на расстоянии I от
защищаемого объекта для случая тупиковой подстанции (одна
линия). Определим наибольшее напряжение на защищаемом
объекте при условии, что импульсное пробивное напряжение раз-
рядника равно l/р, а крутизна фронта набегающей импульсной
волны равна а кв! мксек.
Положим, что вентильный разрядник срабатывает после при-
хода к месту его установки отраженной от точки В волны, когда
суммарное напряжение падающей и отраженной волн будет рав-
но пробивному напряжению разрядника. Это условие может быть
выражено уравнением
(/р = atp -И а (/р — 2т),	(14—5)
где	t/p— импульсное пробивное напряжение разрядника;
/р—время от момента набегания падающей волны
на разрядник до момента его срабатывания;
т = -----время пробега волной расстояния I;
I—расстояние между разрядником и защищаемым
объектом;
v—скорость движения импульсной волны;
atp — напряжение падающей волны в месте установки
разрядника в момент его срабатывания;
а(/р — 2т)— напряжение отраженной волны в месте установ-
ки разрядника в момент его срабатывания.
Из (14—5) следует, что срабатывание разрядника произой-
дет в момент /р, причем время /р равно
(14_б)
Так как в момент срабатывания разрядника напряжение
падающей волны равно atpj то за разрядник проходит волна с ам-
плитудой а/р. В таком случае у защищаемого объекта, где напря-
жение падающей волны удваивается (тупиковая подстанция),
наибольшее напряжение будет равно
ипз = 2atp = UP + 2а -L	(14—7)
Из (14—7) видно, что напряжение на защищаемом объекте
ииз превышает пробивное напряжение разрядника на величину
2а-~. Чем больше расстояние I и крутизна фронта волны а, тем
значительнее это превышение.
362
Наибольшее напряжение на защищаемом оборудовании не
должно быть больше величины его импульсного испытательного
напряжения. Исходя из этого, пользуясь (14—7), можно опреде-
лить максимальное допустимое расстояние между разрядником
и защищаемым оборудованием
1	(^ИЗ.ДОП ^р) v
^ДОП^	2а
(И-8)
где ?7из.доп —допустимое импульсное напряжение на изоляции.
Из (14—8) видно, что величина допустимого расстояния /доп
зависит от крутизны фронта падающей волны: с уменьшением
крутизны фронта допустимое расстояние увеличивается.
Для увеличения защитной зоны I вентильного разрядника не-
обходимо добиваться снижения крутизны фронта набегающей
импульсной волны. С этой целью, если присоединенные к под-
станции линии не имеют тросовой защиты от прямых ударов мол-
нии по всей длине, защита от ПУМ осуществляется на подходах
к подстанции на протяжении 1—2 км. Тогда импульсные электро-
магнитные волны попадают на подстанцию только после пробега
по линии пути, равного, по
крайней мере, длине защищен-
ного подхода. При движении
волны вследствие импульсной
короны происходит деформа-
ция фронта импульсной волны
и уменьшение его крутизны.
Рис. 241. Падение импульс-
ной волны на разрядник:
а — расчетная схема; б — схе-
ма замещения.
Рис. 240. К расчету допустимого
расстояния между вентильным
разрядником и защищаемым обо-
рудованием.
Защита подходов от прямых ударов молнии должна осущест-
вляться на линиях 35—ПО—220 кв, если они не защищены троса-
ми по всей длине.
Линии напряжением 3—20 кв на подходах к распределитель-
ным устройствам могут не защищаться от прямых ударов молнии,
так как из-за их относительно малой высоты и экранировки окру-
363

Наибольшие допустимые расстояния от разрядников до защищаемого оборудования
Таблица 51
Номи- нальное напря- жение, кв	Длина за- щищенного тросами подхода, км	Расстояние до трансформаторов, м						Расстояние до аппаратов, м			
		тупиковая под- станция		подстанция с дву- мя постоянно включенными ли- ниями		подстанция с тре- мя и более вклю- ченными линиями		тупиковая под- станция		проходная под- станция	
		дере- вянные опоры	метал- лические и желе- зобетон- ные опоры	дере- вянные опоры	метал- лические и желе- зобетон- ные опоры	дере- вянные опоры	метал- лические и желе- зобетон- ные опоры	дере- вянные опоры	метал- лические и желе- зобетон- ные опоры	дере- вянные опоры	метал- лические и желе- зобетон- ные опоры
35	1 1,5 2 По всей длине	30 60 70 70	10 10 25 50	80 120 150 150	25 35 60 90	150 150 150 150	35 55 70 100	100 100 100 100	65 65 65 70	150 150 150 150	100 100 135 150
110	1 1,5 2 По всей длине	25 45 55 55	10 15 30 50	50 70 80 80	15 30 50 65	80 95 135 135	20 35 65 80	120 125 170 170	70 НО 120 120	130 200 200 200	150 150 200 200
150'	По всей длине	40/75	40/75	60/110	60/110	130/205	130/205	95/135	95/135	250/250	250/250
Продолжение табл. 51
Номи- нальное напря- жение, кв	Длина за- щищенного тросами подхода, км	Расстояние до трансформаторов, м						Расстояние до аппаратов, м			
		тупиковая под- станция		подстанция с дву- мя постоянно включенными ли- ниями		подстанция с гре- мя и более вклю- ченными линиями		тупиковая под- станция		проходная под- станция	
		дере- вянные опоры	мета л- лическне и желе- зобе тон- ные опо- ры	дере- вянные опоры	метал- лические и желе- зобетон- ные опо- ры	дере- вянные опоры	метал- лические и желе- зобетон- ные опо- ры	дере- вянные опоры	метал- лические и желе- зобетон- ные опо- ры	дере- вянные опоры	метал- лические и желе- зобетон- ные ОПО- РЫ
2201	По всей длине	40/85	40/85	40/90	40/90	105/140	105/140	100/140	100/140	190/250	190/250
330	По всей длине	Разрядник устанавливается на трансформаторном присоединении.									
500	По всей длине	Разрядник устанавливается на трансформаторном присоединении.									
1 В числитете— при защите разрядниками РВС;
в знаменателе — при защите разрядниками РВМГ;
жающими зданиями попадания молнии в линии в непосредствен-
ной близости от подстанций мало вероятны.
В зависимости от длины защищенного подхода и рабочего на-
пряжения линии крутизна фронта падающей волны находится
в пределах 1504-500 кв!мксек.
Расчеты позволяют установить наибольшие допустимые рас-
стояния от разрядников до защищаемого оборудования для под-
станций различного напряжения, в зависимости от числа присое-
диненных линий и условий защиты подходов. Соответствующие
данные приведены в табл. 51.
Перейдем к рассмотрению второго условия — ограничения
импульсных токов, протекающих через вентильные разрядники.
Это требование осуществляется путем ограничения амплитуд им-
пульсных волн, набегающих с линии.
Можно рассчитать допустимую величину амплитуды импульс-
ной волны, при которой импульсный ток в вентильном разряднике
не будет превышать нормированных значений. Рассмотрим
схему падения волны на разрядник (рис. 241). Для этой схемы
можно составить уравнение, связывающее величины амплитуды
падающей волны, остающегося на разряднике напряжения и им-
пульсного тока, протекающего через разрядник,
2£/пад =	+	(Н-9)
где ^пад — амплитуда падающей импульсной волны;
^ост — остающееся на разряднике напряжение;
/р—импульсный ток, протекающий через разрядник;
Z— волновое сопротивление линии.
Из (14—9) находим
Unaa = !^Z+2U^ .	(14-10)
Уравнение (14—10) позволяет определить наибольшую ам-
плитуду падающей волны, при которой ток /р будет находиться
в заданных пределах. Так, при установке на подстанции 110 кв
разрядника РВС-110 с UОст =335 кв при токе /р=5/ши2 =
= 400 ом получим
TJ 5-400 + 335	1 1Л_
£7Пад = ---2--- =Н67 Кв.
Ограничение амплитуд набегающих электромагнитных им-
пульсных волн на линиях с металлическими и железобетонными
опорами обусловливается относительно низким уровнем линей’
ной изоляции. Поэтому на этих линиях никаких дополнительных
средств для ограничения амплитуд набегающих волн не трег
буется.
366
На линиях напряжением 35—220 кв с деревянными операми,
защищенных от ПУМ на подходах, ограничение амплитуд набе-
гающих волн осуществляется с помощью комплекта трубчатых
разрядников, устанавливаемых на первой со стороны линии за-
щищенной тросом опоре.
Импульсное напряжение на проводе после срабатывания
трубчатого разрядника определяется током молнии, протекаю-
щим через разрядник, и величиной сопротивления заземления
разрядника ([7= /MR3). В связи с этим величины сопротивлений
заземления трубчатых разрядников должны быть возможно ниже
и не более 10 ом при грунтах с удельным сопротивлением
р< 105 ом • см и не более 15 ом при q> 105 ом • см. Иногда на вво-
де подстанций устанавливается второй комплект трубчатых раз-
рядников, который служит для защиты линейного выключателя
в тех случаях, когда он разомкнут, а линия с другого конца нахо-
дится под напряжением.
При отсутствии трубчатых разрядников на требуемые вели-
чины токов короткого замыкания допускается установка вместо
них защитных промежутков следующих размеров:
Номинальное напряжение
линии, кв	....	3	6	10	20	35	НО	150	220
Длина защитного проме-
жутка, мм	.... 20	40	60	140	250	650	930	1350
На воздушных линиях 220 кв с деревянными опорами при от-
сутствии трубчатых разрядников должны быть заземлены на
одной — двух опорах подвески гирлянд, а число изоляторов при-
нято таким, как для металлических опор. В этом случае уровень
линейной изоляции снижается, и это обеспечивает ограничение
амплитуд импульсных волн, набегающих на подстанцию.
На линиях 3—20 кв с деревянными опорами на подходах
к распределительным устройствам устанавливается по два ком-
плекта трубчатых разрядников. Один комплект (РТ2) должен
быть установлен непосредственно на концевой опоре у подстан-
ции, а второй (PTi) — на линии на расстоянии 100—200 м от пер-
вого. Если воздушная линия присоединяется к подстанции при
помощи кабельной вставки, комплекты трубчатых разрядников
устанавливаются перед кабельной вставкой. Заземляющие зажи-
мы разрядников комплекта РТ2 присоединяются к металлическим
оболочкам кабеля.
' На рис. 242 приведены схемы защиты подстанций напряже-
нием 3—220 кв в соответствии с изложенными положениями. Не-
обходимо отметить, что если один комплект вентильных разряд-
ников не обеспечивает надежной защиты всего электрооборудо-
вания по допустимым расстояниям (в соответствии с данными
табл. 51), необходимо устанавливать два комплекта вентильных
367
разрядников. Кроме того, для защиты сниженной по сравнению
с изоляцией линейных выводов изоляции нейтралей силовых
трансформаторов, работающих с разземленной нейтралью, дол-
жны применяться вентильные разрядники, присоединяемые
Рис. 242. Схемы защиты подстанций 3—220 кв от набегающих с линий элек-
тромагнитных волн:
1 — линии с деревянными опорами: 2 —линии с металлическими или железобетонными
опорами.
к нейтралhjНейтрали трансформаторов 110 кв должны защи-
щаться разрядниками, скомплектованными из элементов: 2Х
X РВС-20 или РВС-35 + РВС-15.
В последнее время с целью удешевления подстанций в некото-
рых случаях вентильные разрядники не устанавливают. Правила
устройства электроустановок разрешают не устанавливать раз-
рядники на подстанциях напряжением НО—220 кв в районах со
слабой грозовой деятельностью (не более 20 грозовых часов
в год), при четырех и более отходящих от подстанций постоянно
включенных линиях на металлических и железобетонных опорах.
При набега.нии на шины подстанции электромагнитной волны на-
пряжение на шинах равно
и=	(14—11)
где U — напряжение на шинах;
илад —напряжение набегающей волны;
п — число отходящих от подстанции линий.
Напряжение падающей волны принимается равным разрядно-
го
му напряжению линейной изоляции. При п>4 напряжение на
шинах оказывается ниже допустимого напряжения для изоляции
электрооборудования ПО и 220 кв, что и позволяет отказаться от
установки защитных разрядников.
На рис. 243 представлены варианты схем защиты подстанций
500 кв, требующие особой надежности. Для тупиковой подстан-
ции (когда к шинам подходит одна линия) защита обеспечивает-
Рис. 243. Схемы размещения вен-
тильных разрядников для защиты
трансформаторов (автотрансфор-
маторов) и шунтирующих
реакторов 500 кв от набегающих
с линии электромагнитных волн;
а, б, в, г — варианты схем.
ся двумя комплектами вентиль-
ных разрядников, один из кото-
рых устанавливается на вводе
линии или на шинах, а другой
непосредственно у трансформа-
тора. Если на тупиковой под-
станции нормально находятся в
работе не менее двух групп
150-200м 150~200м 150-200м !50-200м
150^200м 150-200м
Рис. 244. Схемы защиты подстан-
ций 35—НО кв, приключаемых к
ЛЭП с деревянными опорами че-
рез отпайки:
а — при коротком ответвлении; б —>
при длине ответвления до 0,5 км.
трансформаторов, у каждого трансформатора устанавливается
комплект вентильных разрядников. Защита шунтирующего реак-
тора 500 кв во всех случаях обеспечивается одним комплектом
разрядников, установленным у реактора.
Для проходной схемы подстанции (когда, к шинам присоеди-
нены две линии) защита трансформатора обеспечивается одним
комплектом разрядников,- установленным у трансформатора.
24. Иерусалимов, Орлов
’369
В последние годы получили распространение подстанции 35—
110 кв, приключаемые к линиям электропередачи через отпайки
без выключателей на стороне высшего напряжения. Защита этих
подстанций осуществляется следующим образом.
Если подстанция напряжением 35—ПО кв с трансформатора-
ми мощностью до 40 000 ква присоединена к линии через ответ-
вление длиной до 0,5 км и если линия не защищена тросом по
всей длине, то необходимо защитить ответвление от прямых уда-
ров молнии с помощью тросов; при длине ответвления менее
150 м— дополнительно защищаются тросами по одному пролету
линии в обе стороны от ответвления.
Комплекты трубчатых разрядников PTi и РТ2 устанавливают-
ся на деревянных опорах, как показано на рис. 244. При коротком
ответвлении трубчатые разрядники устанавливаются на линии,
причем комплекты разрядников РТ2 устанавливаются на первых
опорах, защищенных тросом, а комплекты PTi — удалены от ком-
плектов РТ2 на 150—200 м. При длине ответвления более 150 м
комплект разрядников РТ2 устанавливается на границе ответвле-
ния, a PTi на линии на расстоянии 150—200 м от комплекта раз-
рядников РТ2.
На подстанции на расстоянии не более 10 м от оборудования
устанавливается комплект вентильных разрядников РВ. Если
магистральная линия защищена тросом по всей длине, то и от-
ветвление должно иметь тросовую защиту. При выполнении от-
ветвления на деревянных опорах в месте его присоединения к ли-
нии должен быть установлен комплект трубчатых разрядников.
Подстанции, присоединяемые через ответвления длиной более
0,5 км, защищаются как обычные.
§ 14—3. Защита от набегающих электромагнитных волн
подстанций и распределительных устройств
с вращающимися машинами
В случаях, когда вращающиеся машины (генераторы, син-
хронные компенсаторы, двигатели) связаны непосредственно
с воздушными сетями, необходима надежная их защита от набе-
гающих импульсных электромагнитных волн. Уровни изоляции
электрических машин значительно ниже, чем у другого электро-
оборудования, и это требует более глубокого ограничения пере-
напряжений.
Главная изоляция электрических машин испытывается в экс-
плуатации напряжением промышленной частоты, равным (1,5ч-
4-1,7) t/H. Следовательно, амплитуды импульсных волн должны
быть ограничены величинами
*Ашп = /2 (1,5 -Г-1,7) и„.
370
Применяемые разрядники типа РВВМ обеспечивают сниже-
ние перенапряжений до заводского испытательного напряжения
машин, что значительно выше испытательного напряжения ма-
шин в эксплуатации. Поэтому при применении разрядников
РВВМ необходимо обеспечить такую обработку волны на подхо-
де к подстанции, которая обеспечила бы снижение перенапряже-
Рис. 245. Схема защиты подстанции с вращающейся машиной
и воздушным подходом.
ний до уровня эксплуатационных испытательных напряжений.
При этом на разрядники РВВМ возлагается функция резервной
защиты, снижающей перенапряжения при особенно сильных уда-
рах молнии.
Новые вентильные разрядники с магнитным гашением дуги
(РВМ), имеющие улучшенные защитные характеристики, позво-
ляют' ограничить перенапряжения величинами ]/2 • 1,7 Ua при
условии, что импульсный ток через вентильный разрядник не пре-
вышает 2 ка на фазу. Следовательно, и при использовании раз-
рядников РВМ защита подхода должна обеспечить соответствую-
щее ограничение импульсных токов через разрядники.
Исследования, проведенные в МЭИ, ЛПИ и во ВНИИЭ, по-
зволили разработать надежные схемы защиты вращающихся
машин.
На рис. 245 представлена схема защиты вращающихся машин
с воздушным подходом. На расстоянии 500 м от начала подхода
устанавливается защитный промежуток ПЗ, а далее два ком-
плекта трубчатых разрядников PTi и РТ2. Подход на участке
длиной 250 м защищается от прямых ударов молнии тросом.
Внешний искровой промежуток разрядника РТ2 принимается
нормальным для данного типа разрядников, а внешний искровой
промежуток PTi должен быть на 20—30 мм больше внешнего
промежутка РТ2. Сопротивления заземления ПЗ, PTi и РТ2
должны быть не более 3 ом каждое.
Искровой промежуток как бы отсекает все удары с большими
24*	371
токами вне подхода и ограничивает ток через трубчатые разряд-
ники. Дальнейшее снижение тока обеспечивается разрядниками
PTi и РТ2.
При принятых значениях сопротивлений заземления и рас-
стояниях ток через разрядник РТ2 будет меньше 10% тока мол-
нии при ударе в опору с защитным промежутком.
Вольт-секундные характеристики ПЗ и разрядников должны
быть согласованы таким образом, чтобы обеспечивалась правиль-
ная последовательность их работы при прямом ходе волны.
К шинам подстанции или электростанции должны быть подклю-
чены разрядники типа РВМ.
Ток через фазу вентильного разрядника не превышает 2 ка
даже при значениях тока через разрядник PTi около 50 ка. Ве-
роятность опасных ударов молнии в участок между искро-вым
промежутком и разрядником PTi и в защищенный тросом
подход равна одному случаю в 100 лет. Таким образом, сту-
пенчатый срез волны позволяет надежно ограничивать пере-
напряжения.
Кроме ограничения амплитуд набегающих импульсных волн,
необходимо снижение крутизны фронта с целью уменьшения
межвитковых разностей потенциалов. Крутизна фронта импульс-
ной волны должна быть ограничена значениями, при которых
разности потенциалов между витками обмотки машины не пре-
вышают испытательных напряжений витковой изоляции. При на-
бегании на обмотку машины волны с косоугольным фронтом
межвитковая разность потенциалов равна
=	(14—12)
где а — крутизна фронта волны, кв/мксек;
1л — длина витка, м;
v — средняя скорость распространения волны в обмотке,
м/мксек.
Приравнивая межвитковую разность потенциалов величине
испытательного напряжения витковой изоляции, получаем
а ± = /2 0(4.исп,	(14—13)
где р = 1,2—1,3 — коэффициент импульса витковой изоляции;
ил.исп —испытательное напряжение витковой изоляции
при переменном напряжении 50 гц, кв^ств •
В таком случае допустимая крутизна фронта импульсной
волны
tA.Hcn.	(14—141
372
Ограничение крутизны фронта импульсных волн достигается
путем включения на шинах подстанций емкостей С по 0,6 мкф на
фазу.
Часто воздушные линии присоединяются к шинам не непос-
редственно, а через кабельные вставки. При длине кабельной
вставки более 100 м рекомендуется схема защиты, приведенная
на рис. 246. Здесь на подходе установлены комплекты трубчатых
Рис. 246. Схема защиты подстанции с вращающейся машиной при
наличии кабельной вставки на подходе.
разрядников PTi и вентильных разрядников типа РВВМ или
РВП.
’ Применение вентильных разрядников взамен трубчатых об-
условлено тем, что вентильные разрядники имеют более низкие
пробивные напряжения, чем трубчатые генераторного напряже-
ния. Кроме того, установка трубчатых разрядников у кабельной
вставки во многих случаях недопустима из-за больших токов
короткого замыкания, не ограничиваемых малой индуктивностью
кабельной вставки.
При срабатывании разрядников на подходе сказывается за-
щитное действие кабельной вставки. Соединение токоведущих
жил с оболочкой кабеля при срабатывании разрядников приво-
дит к тому, что вследствие поверхностного эффекта импульсный
ток вытесняется с жил на оболочку кабеля. Часть тока будет сте-
кать с оболочки в землю, а остальная часть замкнется через за-
земляющий контур станции.
Вследствие малого волнового сопротивления кабеля по срав-
нению с волновым сопротивлением воздушной линии в месте
перехода воздушной линии в кабельную происходит преломление
электромагнитной волны и снижение ее напряжения. Если бы
разрядник РВ был установлен в узловой точке, преломление вол-
ны затруднило бы его срабатывание. В связи с этим разрядник
РВ находится на расстоянии 50 м от узловой точки и успевает
сработать прежде, чем напряжение снизится за счет преломления
волны в кабеле.
При наличии на линиях реакторов (рис. 247) надежность схем
373
защиты повышается. Это связано прежде всего с ограничением
токов в вентильных разрядниках индуктивностью реактора. На
подходах вместо вентильных разрядников могут быть установле-
ны трубчатые, так как реакторы ограничивают токи короткого
Рис. 247. Схемы защиты подстанции с
вращающимися машинами при наличии
реакторов на подходе:
а, б, в — варианты схем.
замыкания до значений,
безопасных для трубча-
тых разрядников. Воз-
душный подход дол-
жен быть защищен от
прямых ударов молнии
стержневыми или тросо-
выми молниеотводами.
В схеме рис. 247, в раз-
рядник РТ2 установлен не-
посредственно у кабель-
ной вставки, вследствие
чего из-за преломления
волны он может и не сра-
ботать.
Для того, чтобы сохра-
нить защитное действие
кабельной вставки зазем-
ляющий электрод разряд-
ника PTi соединяется воз-
душным проводом (проти-
вовесом) с оболочкой ка-
беля. При срабатывании
PTi происходит соедине-
ние проводов с оболоч-
кой кабеля, и его за-
щитное действие сохра-
няется.
В схемах с реакторами необходимо учитывать опасность зна-
чительного повышения напряжения перед реактором вследствие
отражения электромагнитной волны от индуктивности реактора.
Поэтому перед реактором необходима установка разряд-
ников.
Правила устройства электроустановок допускают присоедине-
ние воздушных линий к генераторам мощностью не более
15 000 ква и синхронным компенсаторам мощностью не более
20 000 ква. При большей их мощности присоединение к воздуш-
ным линиям должно осуществляться через разделительные транс-
форматоры с коэффициентом трансформации 1:1. В этом
случае защита от набегающих волн, устанавливаемая перед
трансформатором, обеспечивает также защиту вращающихся
машин.
374
Глава пятнадцатая
ЗАЗЕМЛЯЮЩИЕ УСТРОЙСТВА
§ 15—1. Назначение. Сопротивление
заземляющих устройств
Заземление элементов электроустановок осуществляется
с целью обеспечения безопасности их обслуживания, а также
обеспечения нормальной работы в выбранных режимах.
По условиям безопасности обслуживания заземлению подле-
жат корпуса электрических машин, трансформаторов, аппаратов,
приводы электрических аппаратов, металлические конструкции
распределительных устройств, металлические оболочки кабелей
и т. п.
По условиям режимов работы заземляются в необходимых
случаях нейтрали силовых трансформаторов, измерительных
трансформаторов напряжения, реакторы поперечной компенса-
ции и др. Большое значение имеет заземление грозозащитных
устройств: стержневых молниеотводов, тросов, разрядников (как
было показано в главе четырнадцатой).
Заземление осуществляется с помощью заземляющего устрой-
ства, которое состоит из заземлителя и заземляющих проводни-
ков. Заземлителем называется металлический проводник или
группа проводников, находящихся непосредственно в земле.
Заземляющими проводниками называются металлические про-
водники, соединяющие заземляемые части электроустановки
с заземлителем.
Электрический ток, стекающий с заземлителя в землю, соз-
дает вдоль пути растекания падение напряжения, которому соот-
ветствуют определенные потенциалы на поверхности земли во-
круг заземлителя. На расстоянии примерно 20 м от одиночного
заземлителя потенциалы в земле могут быть приняты равными
нулю. Потенциал заземлителя относительно точек с нулевым по-
тенциалом называется полным потенциалом относительно земли
или напряжением на заземлителе.
Сопротивление заземлителя относительно земли определяется
как отношение напряжения на заземлителе к току, проходящему
через заземлитель в землю
/? = -%	(15—1)
< 3
где U3 — напряжение заземлителя относительно земли;
13 — ток, проходящий через заземлитель в землю;
R — сопротивление заземления.
Величина сопротивления заземляющего устройства опреде-
ляется в основном сопротивлением заземлителя относительно
375
земли, которое состоит из сопротивления пути растекания тока
в землю и переходного сопротивления от заземлителя к грунту.
Сопротивление земли зависит от свойств грунта, как проводника
а
в
Рис. 248. Одиночные заземлители:
а — трубчатый заземлитель; б — трубчатый углубленный заземлитель; в — горизон-
тальный полосовой заземлитель; г — горизонтальный заземлитель в виде кольца.
электрического тока, и от распределения тока в земле, которое
определяется размерами, формой и взаимным расположением
заземлителей. На величину сопротивления заземлителя большое
влияние оказывают величина и скорость изменения стекающего
с него тока.
Для одиночных заземлителей сопротивление заземления при
токах промышленной частоты определяется по следующим фор-
мулам:
а)	Для вертикального электрода в виде трубы или стержня
круглого сечения (рис. 248 а)
^ = таг1п4~-	(is—з>
где /?то — сопротивление заземления, ом;
I — длина электрода, см;
d — диаметр электрода, см;
q — удельное сопротивление грунта, ом • см.
б)	Для вертикального электрода в виде трубы или стержня,
верхний конец которого погружен в землю (рис. 248, б)
376
R-=	+	<15”3)
где t — расстояние от поверхности земли до середины электрода,
см.
В случае выполнения вертикального электрода из угловой
стали в (15—3) вместо диаметра электрода d подставляется ве-
личина, равная
d. = 0.95&,
где b — ширина стороны уголка, см.
в)	Сопротивление горизонтально проложенной в земле поло-
сы (рис. 248, в) равно
где I — длина полосы, см;
b — ширина полосы, см;
t— расстояние заземлителя от поверхности земли, см.
В случае круглого сечения горизонтального заземлителя его
сопротивление заземления определяется по формуле
я- = ln	<15—S)
где d — диаметр заземлителя, см.
г)	Сопротивление заземления горизонтального заземлителя
в виде кольца из круглой стали (рис. 248, г)
Л =	+ "-%-)	<15-6)
где D — диаметр кольца, см;
d — диаметр заземлителя, см;
t — расстояние заземлителя от поверхности земли, см.
Для кольцевого заземлителя из полосы формула (15—6) при-
обретает вид
к’~ 2яИ|пТ +тг)’
где b — ширина полосы, см.
Сопротивление заземления при протекании импульсных токов
молнии значительно отличается по своей величине от сопротивле-
377
ния заземления при протекании токов промышленной частоты.
Это различие обусловливается большой величиной токов молнии
и их кратковременностью.
При стекании с заземлителей больших токов молнии напря-
женность электрического поля в земле оказывается весьма высо-
кой, вследствие чего удель-
Рис. 249. Сложные заземлители:
а — горизонтальный двухлучевой; б — го-
ризонтальный трехлучевой; в — горизон-
тальный четырехлучевой; г — три верти-
кальных электрода, соединенные кольцом;
д — четыре вертикальных электрода, сое-
диненные кольцом; е — два вертикальных
электрода, соединенные полосой; ж, з, и—
многолучевые сложные заземлители из
вертикальных электродов, соединенных
между собой горизонтальной полосой.
ное сопротивление грунта
снижается. Во влажных
грунтах снижение удельно-
го сопротивления объясняет-
ся тем, что проводимость
электролитов в полях высо-
кой напряженности возрас-
тает.
В сухих грунтах вслед-
ствие наличия в них воздуш-
ных включений при высоких
напряженностях электриче-
ского поля возникают мест-
ные искровые разряды, кото-
рые облегчают распростране-
ние тока в земле и ведут к
уменьшению сопротивления
заземления. Кроме того, в
этих грунтах проявляется не-
линейность сопротивления,
приводящая к уменьшению
сопротивления при возраста-
нии напряженности электри-
ческого поля, подобно тому,
как это имеет место в вили-
товых сопротивлениях. На-
ряду с этим, при протекании
импульсных токов проявля-
ется влияние собственной ин-
дуктивности заземлителя.
Индуктивность заземли-
теля препятствует распрост-
ранению тока к удаленным
участкам заземлителя, по-
этому эти участки в меньшей
степени участвуют в отводе
импульсного тока в землю. Это обстоятельство приводит к увели-
чению сопротивления заземления.
Сопротивление одиночных заземлителей при протекании им-
пульсных токов может быть выражено соотношением
378

(15-8)
где /?н — импульсное сопротивление заземления;
R— сопротивление заземления при токе промышленной
частоты;
аи — коэффициент импульса единичного заземлителя.
На основании опытов установлены значения коэффициентов
импульса аи для единичных заземлителей — в зависимости от их
длины и удельного сопротивления грунта, а также величины сте-
кающего тока.
Чем больше величина тока, стекающего с заземлителя, и чем
выше удельное сопротивление грунта, тем меньше коэффициент
(Хи (вследствие влияния искрообразования и других процессов
в грунте, обусловленных большими напряженностями электриче-
ского поля). При увеличении длины заземлителя коэффициент аи
увеличивается из-за влияния индуктивности заземлителя.
В табл. 52, 53 и 54 приведены значения коэффициентов аи для
одиночных заземлителей.
Таблица 52
Приближенные значения импульсного коэффициента а и
для одиночного горизонтального заземлителя
Удельное сопротив- ление грун- та, ом • см	1, м	/м , ка		
		10	20	40
104	5	0,75	0,65	0,50
	10	1,00	0,90	0,80
	20	1,15	1,05	0,95
5- 104	5	0,55	0,45	0,30
	10	0,75	0,60	0,45
	20	0,90	0,75	0,60
	30	1,00	0,90	0,80
105	10	0,55	0,45	0,35
	20	0,75	0,60	0,50
	40	0,95	0,85	0,75
	60	1,15	1,10	0,95
2 • 105	20	0,60	0,50	0,40
	40	0,75	0,65	0,55
	60	0,90	0,80	0,75
	100	1,20	1,10	1,05
379
Таблица 53
Приближенные значения импульсного коэффициента аи
для одиночного вертикального заземлителя
Удельное сопро- тивление грунта, ом • см	1, м	/м> ка			
		5	10	20	40
10«	2	0,85	0,75	0,6	0,5
	3	0,90	0,85	0,75	0,6
5 - 104	2	0,6	0,5	0,35	0,25
	3	0,7	0,6	0,45	0,3
10s	2	0,45	0,35	0,25		
	3	0,55	0,45	0,30	—
Таблица 54
Приближенные значения импульсного коэффициента аи
для горизонтального кольцевого заземлителя
Удельное сопротив- ление грун- та, ом • см	Диаметр кольца D, м	1м > ка		
		20	40	80
104	4	0,60	0,45	0,35
	8	0,75	0,65	0,50
	12	0,80	0,70	0,60
5- 104	8	0,55	0,45	0,30
	12	0,60	0,50	0,35
ю5	8	0,40	0,30	0,25
	12	0,45	0,40	0,30
В табл. 52, 53 и 54 приведены значения коэффициентов аи
для одиночных заземлителей.
Одиночные вертикальные заземлители выполняются из сталь-
ных труб длиной 2—3 м и диаметром 35—70 мм, с толщиной стен-
ки не менее 3,5 мм. Вместо труб могут применяться заземлители
из угловой стали 50X50X5 или 60X60X5 мм, а также стальные
стержни диаметром 12 мм. В качестве горизонтальных заземли-
телей используются стальные полосы толщиной не менее 4 мм
380
и сечением не менее 48 мм* 2 * и круглая сталь диаметром
12 мм.
Для обеспечения необходимых по нормам величин сопротив-
лений заземления заземляющие устройства обычно выполняются
в виде многократного заземлителя, состоящего из некоторого чис-
ла одиночных заземлителей, соединенных между собой. На
рис. 249 представлены различные варианты таких заземли-
телей.
При растекании электрического тока с многократного зазем-
лителя происходит наложение электрических полей одиночных
заземлителей и их взаимное экранирование. В результате этого
сопротивление многократного заземлителя несколько увеличи-
вается, что учитывается в расчетах коэффициентом использова-
ния заземлителя
(15—9)
где R\ — сопротивление одиночного заземлителя;
п — число однотипных одиночных заземлителей;
ц — коэффициент использования заземлителя.
Величина коэффициента использования зависит от формы за-
землителей, их числа и взаимного расположения, причем с умень-
шением отношения рас-
стояния между элек-
тродами а к их длине I
коэффициент использо-
вания уменьшается. Из
Таблица 55
Коэффициенты использования т]т трубчатыа
заземлителей, расположенных
в ряд при токе промышленной частоты
этого следует, что рас-
полагать электроды
близко друг к другу не-
целесообразно. В табл.
55 и 56 приведены зна-
чения коэффициентов
Отношение
расстояния
между тру-
бами к дли-
не трубы
all
Число труб
п
Пт
использования притоке
промышленной частоты
для трубчатых зазем-
лителей, расположен-
ных в ряд и по замкну-
тому контуру.
Взаимное экрани-
рование вертикальных
электродов и соединяю-
1
2
3
1
2
3
1
2
3
2
2
2
5
5
5
10
10
10
0,84—0,87
0,90—0,92
0,93—0,95
0,67—0,72
0,79—0,83
0,85—0,88
0,56—0,62
0,72—0,77
0,73—0,83
щего их горизонтально-
го электрода (полосы) -учитывается коэффициентом использова-
ния полосы т]п, значения которого приведены в табл. 57 и 58.
С учетом коэффициента использования сопротивление зазем-
ления соединительного электрода определится из выражения
381
Таблица 56
Коэффициенты использования Т|т трубчатых заземлителей,
расположенных по контуру при токе промышленной частоты
Отношение расстояния между тру- бами к дли- не трубы аЦ	Число труб п	Пт	Отношение расстояния между тру- бами к дли- не трубы аЦ	Число труб п	Пт
1	4	0,66—0,72	3	20	0,68—0,73
2	4	0,76—0,80	1	40	0,38—0,44
3	4	0,84—0,86	2	40	0,55—0,61
1	10	0,52—0,58	3	40	0,64—0,69
2	10	0,66—0,71	1	100	0,33—0,39
3	10	0,74—0,78	2	100	0,49—0,55
1	20	0,44—0,50	3	100	0,59—0,65
2	20	0,61—0,66			
Таблица 57
Коэффициенты использования т|п соединительного электрода
в ряду трубчатых заземлителей при токе промышленной частоты
Отношение расстояния между тру- бами к дли- не трубы аЦ	Число труб в ряду п					
	4	8	10	20	30	50
i	0,77	0,67	0,62	0,42	0,31	0,21
2	0,89	0,79	0,75	0,56	0,46	0,36
3	0,92	0,85	0,82	0,68	0,58	0,49
Таблица 58
Коэффициенты использования т]п соединительного электрода
контура трубчатых заземлителей при токе промышленной
частоты
Отношение расстояния между трубами к длине трубы аЦ	Число труб п						
	4	8	10	20	30	50	100
1	0,45	0,36	0,34	0,27	0,24	0,21	0,19
2	0,55	0,43	0,40	0,32	0,30	0,28	0,24
3	0,70	0,60	0,56	0,45	0,41	0,37	0,33
382
=	(15-10)
где /?по—сопротивление заземления полосы без учета экрани-
рования.
Общее сопротивление заземления сложного заземлителя, со-
стоящего из п вертикальных электродов и соединительного элек-
трода, при токе промышленной частоты определяется как для
параллельного соединения сопротивлений
Ят0 Япо
п __ ЯТ*Яп _ ПТ)т Чп __ ЯтО'Япо	/ 1 г_1 1 \
ЯТ + ЯП Ят0  Япо	ЧпЯто + Лт "Я ПО*
Пп
где	Rr—общее сопротивление вертикальных электро-
дов;
/?п — сопротивление горизонтального электрода;
Rro и /?п0 —сопротивления одного вертикального электро-
да и горизонтального электрода без учета
экранирования;
Лт и т]п—коэффициенты использования соответственно
вертикальных и горизонтальных электродов;
п—число вертикальных электродов.
Коэффициенты использования заземлителей при импульсных
токах отличаются от коэффициентов использования при токе про-
мышленной частоты, что объясняется различием в характере рас-
текания импульсного и пятидесятипериодного токов в земле. Зна-
чения импульсных коэффициентов использования т)н для зазем-
ляющих устройств, приведенных на рис. 249, даны в табл. 59.
С учетом коэффициента использования импульсное сопротив-
ление заземления сложного заземления, состоящего из п
вертикальных электродов и горизонтального соединительного
электрода, может быть определено по формуле
Яит Г)
Ъ =	--------V-	(15-12).
ЛИТ I D	«1и
И ‘ ^ип
где 7?ит—импульсное сопротивление заземления одного верти-
кального электрода;
и— число вертикальных электродов;
Ran — импульсное сопротивление заземления горизонталь-
ного электрода;
th—коэффициент использования заземлителя.
383
Таблица 59
Импульсные коэффициенты использования для заземляющих
устройств
Эскиз зазем- ляющего уст- ройства	Длина лу- чей, м	Отношение all	Число верти-	Коэффи-
			кальных элек- тродов по дли- не луча	циент ис- пользова- ния Т]и
Рис. 249, а	При любой			
	длине		—	1
Рис. 249, б	10			0,75
	20	—	—	0,80
	40	•—	—	0,85
Рис. 249, в	10			0,65
	20		—	0,70
	40	—	—	0,75
Рис. 249, г			3,5			0,70
	—	5	—	0,75
Рис. 249, д			3			0,70
	—	4,5	—	0,75
Рис. 249, е			2			0,80
	—	3	—	0,85
Рис. 249, ж	10			3	0,90
	20			5	0,90
	30			7	0,85
	40	—	10	0,85
Рис. 249, з	10			3	0,65
	20	—	5	0,75
	30	—	7	0,80
	40	—	10	0,80
Рис. 249, и	10		3	0,55
	20 .		5 .	0,65
	30		7	0,70
	40		10	0,70
384
Импульсное сопротивление n-лучевого заземлителя с верти-
кальными электродами (рис. 249 ж, з и) может быть выражено
соотношением
^?сист =	(15 13)
где /?и — импульсное сопротивление заземления каждого луча;
п — число лучей;
т] и — коэффициент использования.
Импульсное сопротивление заземления одного луча, состоя-
щего из вертикальных труб длиной 2 м и диаметром 5 см, соеди-
ненных стальной полосой шириной 2 см или круглой сталью диа-
метром 1 см, при различных удельных сопротивлениях грунта
приведены в табл. 60. Для расчета заземляющего устройства не-
Таблица 60
Импульсное сопротивление заземления одного луча из труб,
соединенных горизонтальным заземлителем
Среднее удель- ное сопротив- ление грунта, ом  см	Длина луча 1, м	Число вер- тикальных электродов	У? и при токе, ка			R-, ом
			10	20	40	
105	10	3	55	1 40	30	87
	20	5	45	35	25	50
	30	7	35	28	23	39
2- 10s	10	3	85	60	45	174
	20	5	70	50	35	100
	30	7	55	45	32	78
	40	10	50	40	30	60
обходимо знать удельное сопротивление грунта. Наиболее надеж-
ные данные можно получить путем непосредственных измерений
удельного сопротивления грунта в местах сооружения заземляю-
щих устройств. В расчет вводится величина удельного сопротив-
ления с учетом возможного его возрастания в течение года из-за
изменения состояния грунта
Ррасч = Ризм * Ф>	(15 14)
где ризм — удельное сопротивление грунта, полученное при изме-
рениях;
ф — коэффициент сезонности, учитывающий изменение
удельного сопротивления грунта в течение года.
25. Иерусалимов, Орлов
385
Для грозозащитных за-
землений принимаются сле-
дующие значения коэффи-
Таблица 61
Рекомендуемые средние значения
удельных сопротивлений грунтов
Наименование грунта	Удельное сопротив- ление Q, ом • см • 104
Песок		7
Супесок		3
Суглинок ....	1
Глина 		0,4
Садовая земля .	0,4
Слой глины 7—10 м	0,7
Каменистая глина .	1,0
Чернозем ....	2,0
Торф 		0,2
Речная вода	0,5
Морская вода	0,01
ных сопротивлений грунтов,
циента сезонности:
а)	для горизонтальных
заземлителей, уложенных на
глубине 0,5 ж ф = 1,44-1,8;
б)	для вертикальных за-
землителей ф = 1,24-1,4.
Верхние значения коэф-
фициента Ф принимаются в
тех случаях, когда измере-
ния выполнялись при влаж-
ном грунте.
При отсутствии данных
непосредственных измерений
для предварительных расче-
тов могут быть приняты при-
ближенные значения удель-
приведенные в табл. 61.
Рассмотрим несколько примеров расчета заземляющих
устройств.
Пример 1. Определить импульсное сопротивление заземления
горизонтального трехлучевого заземлителя (рис. 249,6), выпол-
ненного из стальной полосы шириной & = 2 см. Длина луча
1= 10 м.
Глубина укладки / = 50 см. Измеренное в сухом состоянии
грунта его удельное сопротивление равно рИЗм =3,6* 104 ом • см.
Расчетный ток молнии /м = 100 ка.
Расчетное удельное сопротивление грунта принимается для
данного случая равным
Ррасч — Ризм* ф = 3,6 • 104 • 1,4 = 5 • 104 ОМ.СМ.
Сопротивление заземления одного луча при токе промышлен-
ной частоты согласно (15—4)
n	Р 1 2/2	5-Ю4 1 2-10002	„
^по“ 2л/ П bt	2л1000 П 2-50	“ 79 0М'
Амплитуда импульсного тока, стекающего в землю с каждого
луча, равна
Г __ 1 М _ 100 ___ QQ
1 — о— — 5	33 ка.
•	о о
Согласно табл. 52 для горизонтального заземлителя длиной
10 м при q = 5- 104 ом • см импульсный коэффициент равен: при
токе 20 ка аи=0,6; при токе 40 ка аи = 0,45.
386
В нашем случае амплитуда стекающего тока составляет 33 ка.
Путем интерполяции находим аи=0,5. Тогда импульсное сопро-
тивление заземления одного луча составит
7?и.п = «Ло = 0,5 • 79 = 39,5 ом.
Общее сопротивление трехлучевого заземлителя будет
/?и г 39,5
Ra =	= пттг = 17,5 ом.
и п-т]и 3-0,75	’
Пример 2. Определить импульсное сопротивление заземления
двухлучевого многократного заземлителя, имеющего длину
луча I = 20 м с 5 трубами по длине луча (рис. 249, ж).
Длина труб 3 м, диаметр 5 см, ширина горизонтальной поло-
сы 4 см. Глубина погружения горизонтального электрода 50 см.
Измеренное удельное сопротивление грунта при его влажном со-
стоянии равно 7,15 • 104 ом • см. Расчетный ток молнии 1М= 100 ка.
Расчетное удельное сопротивление грунта для вертикальных
электродов
рв = Ризм Ф = 7,15 • 104 • 1,4 = 105 ом • см.
Расчетное удельное сопротивление грунта для горизонталь-
ных электродов
рР = Ризмф = 7,15-104- 1,8 = 1,3- 105 ом-см.
Сопротивление заземления каждого вертикального электрода
(по формуле (15—3))
п	Рв Л 2/ , 1 , 4Z + Z \	105	, 2-300 .
^то— 2л/ 'Л d + 2 П 4/ — /)“ 2л-300 (1п 5	+
. 1 , 4-200 + 300'	ооо
+ 2 П 4-200 —300 J	333 0М'
Сопротивление заземления каждого горизонтального электро-
да, соединяющего 5 труб (по формуле (15—4))
„	pp 1 2Z2	1,3-105 . 2-20002	11П
^по — 2л/ П Ы	2л-2000 П 4-50	10 ОМ.
Принимаем приближенно коэффициенты использования за-
землителей г]т = 0,6 и т]п = 0,65. В таком случае общее сопротивле-
ние 10 труб составит
п   Кто   333   г 7 м
~— T7S (\ с — О/ ОМ.
т	пит	10-0,6
Общее сопротивление двух лучей горизонтального заземления
составит
25*
387
= 85 ом.
р   ^по   ИО
Лп	2т]п “ 2.0,65
Импульсные токи, стекающие в землю с горизонтального и
вертикального заземлителей, могут быть найдены из соотношений
/т + /д = 100;
/т __ #п _ 85
In Rt 57 ’
Из этих соотношений находим
/т = 60 ка; /л = 40 ка.
В таком случае с одного вертикального заземлителя стекает
в землю ток, равный
ж /т 60 р
7ТО = — =	= б ка.
С одного луча горизонтального заземлителя стекает в землю
импульсный ток, равный
/по =	= -у- = 20 ка.
Согласно табл. 53 для трубы длиной 3 м при амплитуде сте-
кающего в землю тока 5 ка и = Ю5 ом • см импульсный коэффи-
циент оси =0,55, а при амплитуде стекающего в землю тока 10 ка
аи =0,45. В нашем случае амплитуда стекающего в землю тока
составляет 6 ка/поэтому принимаем схи = 0,53. Для горизонталь-
ного заземлителя длиной 20 м при амплитуде стекающего в зем-
лю тока 20 ка и qp = 105 ом • см импульсный коэффициент аи =
= 0,60 (табл. 52). При qp =2 • 105 ом • см аи = 0,50. В нашем слу-
чае рг = 1,3 • 105 ом • см, поэтому принимаем аи =0,57.
Импульсное сопротивление заземления каждой трубы будет
/?и.т = аи7?т = 0,53 • 333 = 176 ом.
Импульсное сопротивление заземления горизонтального элек-
трода, представляющего собой двухлучевой заземлитель, будет:
/?н.п= анф = 0,57	= 31 ом.
Импульсное сопротивление заземления всего заземлителя, со-
гласно формуле (15—12),
176
1	10
= 12,5 ом.
Ли 176	. n 1
10 + dl
388
§ 15—2. Заземляющие устройства на подстанциях
и линиях электропередачи
Конструкции заземляющих устройств определяются заданны-
ми величинами сопротивлений заземления и характеристиками
грунта, в котором сооружается заземляющее устройство.
Согласно Правилам устройства электроустановок в установ-
ках напряжением выше 1000 в с большими токами замыкания на
землю (однофазный ток замыкания на землю более 500 а) сопро-
тивление заземляющего устройства должно быть не более 0,5 ом,
В электроустановках напряжением выше 1000 в с малыми
токами замыкания на землю (однофазный ток замыкания на зем-
лю равен или менее 500 а) при отсутствии компенсации емкост-
ных токов сопротивление заземляющего устройства не должно
быть более
[ом],	(15—15)'
* зам
где Iзам — расчетный ток замыкания на землю.
Сопротивление заземляющего устройства в этих сетях не дол-
жно быть больше 10 ом. В сетях с компенсацией емкостных токов
в качестве расчетного тока следует принимать: для заземляющих
устройств, к которым присоединены компенсирующие аппара-
ты, ток, равный 125% номинального тока этих аппаратов; для
заземляющих устройств, к которым не присоединены компенси-
рующие аппараты,— остаточный ток замыкания на землю, кото-
рый может иметь место в данной сети при отключении наиболее
мощного компенсирующего аппарата, но не менее 30 а.
Сопротивления заземления грозозащитных устройств должны
быть в пределах от 3 до 30 ом.
При проектировании заземляющих устройств необходимо
стремиться к их наибольшей экономичности: минимальному рас-
ходу металла и наименьшему объему земляных работ. С этой
целью во всех случаях, когда это возможно, необходимо прежде
всего использовать естественные заземлители.
В качестве естественных заземлителей на электростанциях
и подстанциях могут быть использованы водопроводные и другие
металлические трубопроводы (за исключением трубопроводов
горючих жидкостей или газов, а также трубопроводов, покрытых
изоляцией для защиты от коррозии), свинцовые оболочки кабе-
лей, проложенных в земле, металлические конструкции и арма-
тура железобетонных конструкций зданий и сооружений, имею-
щие соединение с землей.
Если естественные заземлители имеют сопротивление, удов-
летворяющее нормам, то искусственных заземлителей не тре*
буется.
Искусственные заземлители на электрических станциях и под-
389
станциях представляют собой контуры, состоящие из вертикаль-
ных электродов (труб, стержней), соединенных между собой
горизонтальными электродами. К заземляющему контуру крат-
чайшим путем присоединяются заземляемые объекты. Если
трубчатые электроды, размещенные по контуру подстанции, не
Рис. 250. Заземляющее устройство подстанции 35 кв:
1, 2, 3 — стержневые молниеотводы.
обеспечивают необходимой величины сопротивления заземления,
то часть вертикальных электродов может быть размещена внутри
контура и объединена с общим контуром заземляющими шинами
(рис. 250).
Для устранения влияния резких сезонных колебаний удельно-
го сопротивления грунта вертикальные электроды забивают так,
чтобы их верхние концы находились от поверхности земли на глу-
бине 0,5 м и более. На этой же глубине располагаются и соедини-
тельные полосы. Длина вертикальных заземлителей принимается
равной 2—3 м, так как увеличение длины сверх 3 м приводит
обычно к незначительному уменьшению сопротивления заземле-
ния, как это можно установить из формул (15—2) и (15—3).
Однако последние исследования (Н. П. Катигроб) показали,
что в некоторых случаях следует идти на увеличение длины вер-
тикальных заземлителей. Это обусловливается тем, что удельное
сопротивление грунта не остается постоянным, а с увеличением
390
глубины резко уменьшается, как показано на рис. 251 для су-
глинка. Вследствие этого при увеличении длины вертикального
заземлителя от 3 до 5 м его сопротивление растеканию умень-
шается не на 12%, как это было бы
при постоянном удельном сопротив-
лении грунта, а в 3—4 раза. Таким
образом, применяя вертикальные за-
землители длиной 5 м в грунтах,
удельное сопротивление которых
уменьшается с увеличением глубины,
можно получить низкие сопротивле-
ния заземления при малом числе
электродов. Вертикальными элек-
тродами могут служить стальные
стержни диаметром 12 мм, кото-
рые легко забиваются в грунт
с помощью отбойных молотков. Ма-
лое сопротивление заземления вер-
тикальных заземлителей позволяет
Рис. 251. Изменение удель-
ного сопротивления грунта
(суглинок) с увеличением
глубины.
не учитывать снижения сопротивле-
ния растеканию за счет горизонталь-
ных заземлителей. Поэтому можно
отказаться от заглубления горизон-
тальных заземлителей на 0,5—е-0,8 м
и укладывать соединительные поло-
сы в бороздах глубиной 10 см. Это значительно сокращает объем
земляных работ на подстанции.
Значительные трудности возникают при создании заземляю-
щих устройств при высоких удельных сопротивлениях (более
2- 104 ом-см). В этих случаях рекомендуется выполнять углуб-
ленные заземлители, если на большой глубине удельное сопро-
тивление земли снижается. Если на расстоянии 1—2 км от элек-
троустановки имеются участки с более низким удельным сопро-
тивлением грунта, следует сооружать выносные заземления. Мо-
жет быть применена искусственная обработка грунта солями
в чистом виде или в смеси со шлаком. Присутствие в грунте солей
(NaCl, CaCl) понижает температуру замерзания грунта, а также
снижает его удельное сопротивление. На рис. 252 приведен спо-
соб обработки грунта солью и шлаком.
В районах вечной мерзлоты заземлители помещают в непро-
мерзаемые водоемы, талые зоны, артезианские колодцы.
На линиях электропередачи заземления используются как
один из элементов грозозащитных мероприятий. На высоковольт-
ных линиях должны быть заземлены железобетонные, металли-
ческие и деревянные опоры, на которых подвешен грозозащитный
трос или установлены трубчатые разрядники. Кроме того,
391
заземляются железобетонные и металлические опоры линий на-
пряжением 35 и 3—20 кв, проходящих в населенных пунктах.
При прохождении высоковольтных линий в местностях, где
удельное сопротивление грунта q<3 • 104 ом • см, в качестве есте-
Рис. 252. Заземлитель в грунте, обработанном солью и
шлаком:
/ — к соседнему электроду; 2 — соль: 3 — шлак; 4 — электрод; 5 —
полоса заземления.
ственных заземлителей используется арматура железобетонных
фундаментов опор. Исследованиями, проведенными Н. П. Кати-
гробом и в Харьковском политехническом институте (А. Л. Вай-
нер), показано, что в результате капиллярного подсоса влаги
в бетонный защитный слой фундамента он через 1—2 месяца на-
чинает проводить электрический ток, в связи с чем металличе-
ский арматурный каркас железобетонной сваи и подножника ста-
новится заземлителем. Стекание больших импульсных токов не
приводит к разрушению бетонного слоя фундамента, так как
плотность стекающего тока невелика.
Рассмотрим методику расчета сопротивления заземления же-
лезобетонных фундаментов. Для металлических опор линий на-
пряжением 35 кв и выше применяются железобетонные грибовид-
ные и свайные фундаменты. Конструкция железобетонного грибо-
видного фундамента под стойку опоры показана на рис. 253.
На рис. 254 показано железобетонное свайное основание под
опору.
Сопротивление заземления железобетонного грибовидного
фундамента при токе промышленной частоты может быть рассчи-
тано следующим образом:
1.	Сопротивление плиты подножника фундамента определяет-
ся по формуле
Р _ 1,25-1,4р
^пл ~ 2£>экв ’
(15—16)
392
где	1,25 — коэффициент, учитывающий, что металли-
ческий каркас фундамента находится не
в грунте, а в бетоне;
1,4 — коэффициент, учитывающий, что заземли-
тель представляет собой не сплошную ме-
таллическую поверхность, а металлическую
решетку;
q — расчетное значение удельного сопротивле-
ния грунта в течение грозового сезона;
^экв =	— эквивалентный диаметр плиты подножника;
а — сторона основания плиты подножника.
2.	Сопротивление заземления стойки подножника фундамента
2я/	In—,	(15-17)
где I и d — размеры стойки, принимаемые по размерам арма-
турного каркаса.
Рис. 253. Железобетонный грибо-
видный фундамент под стойку
опоры:
1 — стойка подножника; 2 — плита под-
ножника.
Рис. 254. Железобетонное свай-
ное основание под опору:
а — общий вид; б — железобетон-
ная свая.
3.	Общее сопротивление заземления подножника
Яподн =	(15-18)
АПЛ“Н<СТ ЧПОДН
593
где т]ПОдн =0,9 коэффициент использования, учитывающий
взаимное экранирование плиты и стойки.
Сопротивление заземляющего устройства под одной стойкой
опоры
(15-19)
где п — количество подножников под одной стойкой опоры;
т] — коэффициент использования подножников под одной
стойкой опоры, равный 0,6 при токах промышленности
частоты и 0,4 — при импульсных.
Для свайного фундамента сопротивление заземления сваи
определяется по формуле
(15-20)
где I и d — размеры сваи (рис. 254), принимаемые по размерам
ее арматурного каркаса.
При установке парных свай в качестве заземлителя учиты-
вается одна из них.
Сопротивление заземления всего свайного фундамента равно
*1 = TV	(15-21)
где п — количество свай;
г] — коэффициент использования, учитывающий взаимное
экранирование свай.
При расчете сопротивления заземления единичного элемента
фундамента при импульсных токах учитываются импульсные
коэффициенты аи и коэффициенты использования т]и, приведен-
ные в табл. 62 и 63.
Для иллюстрации методики расчета естественного заземли-
теля рассчитаем сопротивление заземления свободностоящей
оиоры портального типа (рис. 255, б) при размерах подножника
а=180 см; d = 40 см; / = 230 см. Удельное расчетное сопротивле-
ние грунта q= 1,5 • 104 ом • см.
1.	Сопротивление заземления плиты фундамента при токе
промышленной частоты по (15—16)
п	1,25-1,4-1,5-104	.-
Апл	9-203	бо ОМ,
п 1/4.1802 оло
/^экв —	— 20о см.
2.	Сопротивление заземления стойки фундамента по (15—17)
394
Таблица 62
Импульсные коэффициенты аи для железобетонных фундаментов,
используемых в качестве естественных заземлителей
Тип фундамента	/м, ка			
	5	10	15	20
Сборный железобетон- ный (подножники)	0,9	0,6	0,4	0,3
Свайный	....	0,7	0,5	0,4	0,3
Таблица 63
Коэффициенты использования для железобетонных
фундаментов, используемых в качестве естественных
заземлителей (рис. 255)
Тип опоры	Схема рис. 255	Коэффициент исполь- зования	
		при токах промыш- ленной час- тоты	при им- пульсных токах
А. Сборный железобе- тонный фундамент 1. Одностоечная	а	0,6	0,4
2. Портальная сво- бодностоящая	б	0,9	0,8
3. Портальная на от- тяжках	в	0,9	0,8
Б. Свайный фундамент 1. Одностоечная	г	0,7	0,5
2. Портальная .	д	0,9	0,8
D	1,25 • 1,4 • 1,5 • 10* , 4-230 ez? о Л „
=-----2-Л-230 • - 1П “ICT = 56’3 0М-
3.	Общее сопротивление заземления подножника по (15—18)
п _____ 65-56,3	1	_ по
Кподн "" 65 + 56,3 ’ "6J “ 66 0М-
4.	Сопротивление заземления четырех подножников под од-
ной стойкой по (15—19)
= 13’8 0М-
395
5.	Полное сопротивление заземления опоры
j-y	13,8
^оп ”’ "2rj	2-0,9 ~	0М,>
где т] = 0,9, согласно данным табл. 63.
При импульсном токе /м=Ю0 ка через каждый подножник
будет стекать ток, равный
Т	100 юг
•Люди — g — 12,5 ка.
Согласно данным табл. 62, импульсный коэффициент для под-
ножника при токе 10 ка составляет 0,6, а при токе 15 ка — 0,4.
Рис. 255. Схемы расположения железо-
бетонных фундаментов опор:
а — сборный железобетонный фундамент для
одностоечной опоры; б — то же для порталь-
ной свободностоящей опоры; в — то же для
портальной на оттяжках; г — свайный фунда-
мент для одностоечной опоры; д — свайный
фундамент для портальной опоры.
Рис. 256. Заземляющий контур
металлической опоры.
Для нашего случая принимаем аи =0,5. В таком случае сопротив-
ление заземления подножника при импульсном токе составит
•^?и.подн = 0,5 * 33 = 16,5 ом.
Сопротивление заземления четырех подножников под одной
стойкой
396
^ = ч^г = 10-3ол-
Сопротивление заземления всей опоры при импульсном токе
(т]и=0,8)
Яи.оп =	= 6,45 ом.
В грунтах с удельным сопротивлением q<1 • 104 ом • см сбор-
ные железобетонные фундаменты обеспечивают нормированные
значения сопротивления заземления опор. При 1 • 104
< 3 • 104 ом • см естественные заземлители обеспечивают пример-
но 50—80% требуемых нормами значений. В этих случаях
в дополнение к естествен-
ным заземлителям необхо-
димо создавать искусствен-
ные заземлители..
Обычно на дно котлова-
на под фундамент опоры до
установки железобетонных
подножников укладывается
заземлитель из круглой ста-
ли, который соединяется вы-
водами в виде стальных вер-
тикальных штырей со стой-
кой опоры (рис. 256).
Наиболее рационально
по условиям использования
естественного и искусствен-
ного заземлителей распола-
гать углубленный заземли-
тель на дне общего котлова-
на, предназначенного для ус-
тановки четырех подножни-
ков. Укладка кольцевых
электродов вокруг каждого
железобетонного подножни-
ка нерациональна, так как
взаимное экранирование че-
тырех параллельно соединен-
ных кольцевых заземлителей
Рис. 257. ^схиз заземляющего
устройства железобетонной опо-
ры:
1 — стойка опоры; 2 — сварка,
приводит к их малому ис-
пользованию: коэффициент использования составляет всего
Ли = 0,3. В необходимых случаях дополнительно устанавливаются
вертикальные или прокладываются поверхностные протяженные
заземлители. В случае свайного фундамента при погружении в
грунт сваи вместе с ней погружается и стальной электрод.
397
Заземляющие устройства для деревянных и железобетонных
опор представляют собой горизонтальные заземлители, усилен-
ные в необходимых случаях вертикальными электродами. Эскиз
заземляющего устройства железобетонной опоры представлен на
рис. 257.
Заземляющие спуски на деревянных и железобетонных опо-
рах должны иметь сечение не менее 35 мм2. В качестве заземляю-
щих спусков железобетонных опор следует использовать все эле-
менты ненапряженной продольной арматуры, которые должны
быть металлически соединены между собой и с заземлителем.
Для деревянных П-образных и АП-образных опор предусма-
тривается не менее двух заземляющих спусков, а для одностоеч-
ных и А-образных опор — один заземляющий спуск.
Тросы, подвешенные на опоре, и детали крепления изоляторов
к траверзе на железобетонной опоре должны быть металлически
соединены с заземляющим спуском.
§ 15—3. Измерение сопротивления
заземляющих устройств
После сооружения заземляющего устройства, а также в про-
цессе эксплуатации необходимо измерять его фактическое сопро-
тивление. Для измерения сопротивления заземления применяется
обычно метод амперметра и
вольтметра или использует-
ся специальный прибор — из-
меритель заземления.
Измерения с помощью
амперметра и вольтметра
выполняются согласно схе-
ме рис. 258. В землю на не-
котором расстоянии от за-
земляющего устройства Rх
забиваются два вспомога-
тельных электрода 3 и ВЭ.
Ток, протекающий в цепи
заземляющее устройство
Rx — вспомогательный элек-
трод ВЭ, создает на заземли-
теле потенциал U3 относи-
тельно удаленных точек, име-
ющих нулевой потенциал.
Принимая, что зонд 3 рас-
Рис. 258. Схема измерения сопротивле-
ния заземления с помощью амперметра
и вольтметра:
Rx — заземляющее устройство; 3 — зонд; ВЭ—
вспомогательный электрод.
положен в зоне нулевых потенциалов и что, следовательно, вольт-
метр измеряет напряжение на заземлителе U3, величину сопро-
тивления заземления можно найти из выражения
398
R =
(15—22)
или iz в. для повышения точности
Рис. 259. Принципиальная схема изме-
рения сопротивления заземления с по-
мощью прибора МС-08:
Кь Kz — коммутаторы; Л\; Л2 — рамки лого-
метра; заземляющее устройство; 3 —
зонд; ВЭ — вспомогательный электрод.
где U3 — напряжение, измеряемое вольтметром;
I — ток, измеряемый ампе-рметром.
Трансформатор Т служит для отделения источника питания
от схемы измерения и от земли. Здесь могут использоваться сва-
рочные трансформаторы или трансформаторы безопасности со
вторичным напряжением 36
измерений вольтметр дол-
жен иметь достаточно боль-
шое внутреннее сопротивле-
ние, значительно превышаю-
щее сопротивление заземле-
ния зонда.
Отметим, что измерения
при питании схемы постоян-
ным током производить
нельзя, так как при протека-
нии постоянного тока у элек-
тродов в земле будет проис-
ходить явление гальваниче-
ской поляризации, связанное
с появлением противо-э.д.с.
и с местным повышением па-
дения напряжения у элек-
тродов.
Широкое применение для
измерения сопротивления за-
земления получил измери-
тель заземления типа МС-08
завода «Энергоприбор».
Принципиальная схема измерений с помощью прибора МС-08
показана на рис. 259. Измеритель имеет генератор постоянного
тока с ручным приводом и два коммутатора К\ и К2, смонтиро-
ванных на одном валу с генератором. Прибор содержит логометр,
состоящий из двух рамок Л\ и Л2, находящихся на подвижной
оси и расположенных под углом друг к другу, и магнитной систе-
мы. Внешняя токовая цепь прибора (электроды Rx и ВЭ) при-
соединяется к зажимам Ц и /2 прибора. К потенциальным зажи-
мам £i и Е2 подводится от внешних электродов переменное на-
пряжение: зажим £1 соединяется с зажимом Ц, т. е. присоеди-
няется к электроду Rx> а зажим £2 — к зонду 3.
Проследим путь тока по схеме рис. 259.
От зажима плюс генератора через коммутатор Ki ток попа-
дает к зажиму 1{ и через электроды заземления Rx уходит в зем-
лю, а оттуда на вспомогательный электрод ВЭ и зажим /2. От за-
399
жима 12 ток снова попадает на коммутатор Къ проходит через об-
мотку рамки Л[ и возвращается в генератор. После того как ро-
тор генератора повернется на 180° путь тока во внешней цепи из-
менится.
Теперь ток после коммутатора будет проходить не к зажиму
/ь а к зажиму 12 и возвращаться через землю к зажиму Ц. Одна-
ко в обмотке рамки <Z7i ток будет направлен в ту же сторону, что
и в предыдущем случае. Таким образом, благодаря наличию ком-
мутатора Ki ток в токовой рамке Лх всегда протекает в одну и ту
же сторону, а в земле каждые пол-оборота ротора направление
тока изменяется.
Проследим путь тока в потенциальной цепи. Поскольку зажим
Е\ соединен с зажимом 1\, ток от зажима 12 пойдет к зажиму Еу
далее через коммутатор К2 — в обмотку рамки Л2, снова на ком-
мутатор К2 и на зажим Е2. Цепь тока замыкается через зонд
и землю.
В следующий период, когда ток в земле будет идти от зажима
12 через электрод ВЭ к зажиму /ь потенциал около вспомогатель-
ного электрода, а следовательно, и у зонда будет выше, чем у за-
землителя. В этом случае ток в потенциальной цепи пойдет от
зажима Е2 через коммутатор К2 в обмотку потенциальной рамки
Л2, Направление тока в рамке остается прежним. После рамки
ток через коммутатор Л2, зажим Ег и заземлитель Rx возвра-
щается в землю. Таким образом, коммутатор изменяет направле-
ние тока во внешней цепи и выпрямляет ток в измерительной
цепи прибора. Благодаря этому удается устранить явление поля-
ризации у электродов и применить для измерения высокочувстви-
тельный магнито-электрический логометр.
Из рассмотренного видно, что ток в обмотке рамки Л{ пропор-
ционален току в измеряемом сопротивлении, а ток в обмотке
рамки Л2 пропорционален напряжению на измеряемом сопротив-
лении.
Вращающий момент, создаваемый токовой рамкой равен
=М1 (а),	(15—23)
где fi (а)" — зависимость величины вращающего момента от угла
поворота оси прибора (а).
Вращающий момент потенциальной рамки равен
Mn = A2t/3fa(a),	(15—24):
где f2(a/ — зависимость величины Ма от угла поворота оси
прибора (а).
Стрелка прибора устанавливается при Л4Т=Л4П- Следователь-
но, для положения равновесия прибора можно записать
Mi ^) =k2U3f^a).	(15-25)]
400
Отсюда
kf (а) =
(15—26)
Из (15—26) видно, что угол поворота стрелки прибора а про-
порционален величине измеряемого сопротивления R. Шкала
прибора градуирована непосредственно в омах.
Прибор имеет переключатель пределов измерения, в зависи-
мости от положения которого вся шкала прибора соответствует
1000, 100 или 10 ом.
На основании результатов измерений сопротивления заземле-
ния контрольного электрода, размеры которого известны, можно
вычислить удельное сопротивление грунта, пользуясь (15—2) или
(15-3),
2л/7?
Р ~ ,	4/
1П —
Р =
2л/7?
,	2/	.	1	4/-Н Z	•
П	d	+	2	П 4/ — /
(15—27)
(15—28)
2G Иерусалимов. Орлов
РАЗДЕЛ V
ВНУТРЕННИЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ
В ЭЛЕКТРОУСТАНОВКАХ
Внутренними перенапряжениями называются перенапряже-
ния, возникающие в электроустановках при изменении их режи-
мов работы. Каждое нарушение установившегося режима элек-
трической цепи вызывает перераспределение запасов электриче-
ской и магнитной энергии в индуктивностях и емкостях цепи,
сопровождающееся переходными процессами и перенапряже-
ниями.
Непосредственными причинами возникновения внутренних
перенапряжений могут быть нормальные коммутации включения
и отключения элементов системы, а также различные аварийные
режимы, вызванные короткими замыканиями, разрывами пере-
дачи и другими причинами. По условиям работы изоляции вну-
тренние перенапряжения обычно условно разделяют на две
группы: резонансные, связанные с установившимися резонансны-
ми колебаниями в системе и могущие существовать неограничен-
но долго, и коммутационные, возникающие во время переходных
режимов и существующие от нескольких тысячных до нескольких
сотых долей секунды.
В отличие от атмосферных, при которых в каждом случае их
воздействию подвергается изоляция ограниченного участка элек-
тропередачи, внутренние перенапряжения распространяются на
всю электрически связанную цепь.
Коммутационные перенапряжения определяют уровни линей-
ной изоляции электропередачи. Резонансные перенапряжения
наряду с коммутационными имеют важное значение при выборе
уровней изоляции оборудования подстанций и их координации
с характеристиками защитных разрядников.
До последнего времени для электроустановок напряжением
до 220 кв включительно проблема внутренних перенапряжений
решалась путем установления уровней изоляции электрооборудо-
вания, превышающих возможные максимальные величины вну-
тренних перенапряжений. Никаких специальных мер по ограни-
402
чению внутренних перенапряжений не'принималось. Исключение
составляли перенапряжения при дуговых замыканиях на землю
в системах с изолированной нейтралью, величина и длительность
которых ограничивались специальными средствами.
В отношении электроустановок напряжением 500 кв такой
подход оказывается неприемлемым по технико-экономическим
соображениям. Здесь требуется принудительное ограничение вну-
тренних перенапряжений с целью снижения уровней изоляции
электрооборудования. В СССР эта задача успешно решена для
электроустановок 3304-500 кв. Вместе с тем имеется реальная
возможность ограничения внутренних перенапряжений в сетях
ПО—220 кв, которые широко распространены.
Ниже будут рассмотрены некоторые виды внутренних перена-
пряжений и указаны возможные способы их ограничения.
Глава шестнадцатая
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ ПРИ ОДНОФАЗНЫХ
ЗАМЫКАНИЯХ НА ЗЕМЛЮ
В СИСТЕМАХ С ИЗОЛИРОВАННОЙ НЕЙТРАЛЬЮ
§ 16—1. Заземление нейтрали
электрических систем
Электрические системы могут работать с изолированными
нейтралями трансформаторов и генераторов, с нейтралями, сое-
диненными с землей наглухо или через небольшие сопротивления
(эффективное заземление нейтрали), или, наконец, при включен-
ных в нейтрали реакторах с большой индуктивностью (резонанс-
ное заземление).
Рис. 260. Трехфазная систе-
ма с заземленной ней-
тралью.
Рис. 261. Трехфазная система с изо-
лированной нейтралью.
26*
40а
Выбор способа заземления нейтрали зависит главным обра-
зом от поведения системы при наиболее часто происходящих
авариях — однофазных замыканиях на землю.
В системах с глухим заземлением нейтрали замыкание одной
из фаз на землю (рис. 260) приводит к возникновению однофаз-
ного короткого замыкания (ОКЗ), сопровождающегося протека-
нием большого тока короткого замыкания и вызывающего отклю-
чение поврежденного участка. При этом ОКЗ не переходит
в двух- или трехфазное короткое замыкание, повреждения элек-
трооборудования минимальны, и в большинстве случаев повреж-
денный участок может быть вновь включен в работу с помощью
устройств автоматического повторного включения.
В системах с глухим заземлением нейтрали уровень изоляции
электрооборудования может быть снижен по сравнению с систе-
мами с изолированной нейтралью. Это объясняется более благо-
приятными условиями работы вентильных разрядников в систе-
мах с глухим заземлением нейтрали, в результате чего защитные
характеристики разрядников лучше и соответственно скоордини-
рованный с защитными характеристиками уровень изоляции
электрооборудования может быть ниже, чем при изолированной
нейтрали.
Рассмотрим этот вопрос подробней.
При замыкании одной из фаз на землю в системе с глухоза-
земленной нейтралью напряжения на здоровых фазах не превы-
шают 0,8 1/н , в то время как при изолированной нейтрали они
достигают 1,15 t/H. В связи с этим вентильные разрядники в си-
стемах с глухим заземлением нейтрали могут быть рассчитаны
на максимальное рабочее напряжение, равное 0,8 UHt тогда как
вентильные разрядники, предназначенные для работы в системах
с изолированной нейтралью, должны быть рассчитаны на напря-
жение 1,15 UH.
Максимальное рабочее напряжение непосредственно влияет
на величину остающегося на разряднике импульсного напряже-
ния, а это последнее — на уровень изоляции электрооборудо-
вания.
Из условия дугогашения сопровождающего тока в разряднике
можно записать
t/доп = С1“,	(16-1)
где Uдоп —максимальное рабочее напряжение на разряднике.
Отсюда
С=-^>.	(16-2)
2 С
Остающееся на разряднике импульсное напряжение равно
404
^°СТ — С/*мп — (7доп ( ™П) •	(16 — 3)
Из (16—3) видно, что при уменьшении напряжения на раз-
ряднике уменьшается остающееся напряжение, а следовательно,
снижается уровень изоляции электрооборудования, устанавли-
ваемый, исходя из величины U0CT .
Недостатками -систем с глухим заземлением нейтрали, связан-
ными с частыми возникновениями ОКЗ, являются тяжелые усло-
вия работы выключающей аппаратуры, возможность поврежде-
ний обмоток трансформаторов из-за значительных электродина-
мических усилий в обмотках при ОКЗ, сильное влияние линий
передачи на линии связи.
Перейдем к рассмотрению особенностей систем с изолирован-
ной нейтралью.
При изолированной нейтрали однофазное замыкание на зем-
лю не приводит к возникновению короткого замыкания и в боль-
шинстве случаев не требует отключения электроустановки. Через
место замыкания на землю (рис. 261) проходит емкостный ток,
величина которого определяется рабочим напряжением системы
и емкостью всей электрически связанной цепи на землю. При не-
больших емкостных токах дуга в месте замыкания оказывается
неустойчивой и быстро самоугасает. Поэтому в маломощных
системах с изолированной нейтралью при однофазных замыка-
ниях на землю нормальная работа не нарушается. В более мощ-
ных системах, в которых емкостный ток превышает десятки
ампер, дуга замыкания на землю может гореть длительное время,
вызывая значительные перенапряжения (см. § 16—2) и повреж-
дения изоляции. Кроме того, дуга замыкания на землю на воз-
душных линиях перебрасывается на соседние фазы, вызывая
двух- или трехфазные короткие замыкания, приводящие к отклю-
чению электроустановок.
В кабельных линиях длительное горение дуги между жилой
и оболочкой кабеля приводит к разрушению изоляции и сопро-
вождается возникновением междуфазовых коротких замыканий.
Указанные последствия длительного горения дуги замыкания
на землю могут быть устранены включением в нейтрали транс-
форматоров больших индуктивностей (резонансное заземление).
Включение индуктивностей приводит к компенсации емкостного
тока дуги и ее гашению.
Таким образом, резонансное заземление обеспечивает надеж-
ную работу достаточно мощных систем при емкостных токах
в десятки и сотни ампер. Однако в очень мощных системах пол-
ная компенсация емкостного тока и гашение дуги оказываются
затруднительными. Кроме того, выявление и селективное отклю-
чение поврежденного участка в таких системах представляет зна-
чительную трудность.
405
Исходя из изложенных соображений, а также некоторых дру-
гих, которые здесь не приводятся, в Советском Союзе установи-
лась следующая практика заземления нейтралей.
Системы напряжением ПО кв и выше, которые обычно хорошо
защищены от атмосферных перенапряжений и в которых вслед-
ствие этого однофазные замыкания на землю возникают не слиш-
ком часто, работают с глухим заземлением нейтрали. Здесь
используются преимущества глухого заземления нейтрали, свя-
занные со снижением уровня изоляции, быстрой локализацией
поврежденного участка, уменьшением количества двухфазных и
трехфазных коротких замыканий.
Системы напряжением 35 кв и ниже работают с изолирован-
ной нейтралью или с резонансным заземлением ее. В этих систе-
мах компенсация емкостного тока дуги однофазного замыкания
осуществляется достаточно просто, и, следовательно, при одно-
фазных замыканиях на землю нормальная работа не нарушается.
Относительно более высокий уровень изоляции здесь не имеет
столь существенного значения, как в системах высших классов
напряжений.
§ 16—2. Перенапряжения при однофазных
замыканиях на землю
Рассмотрим систему, состоящую из трансформатора с изоли-
рованной нейтралью и линии (рис. 261). Примем, что система
симметрична и транспонирована и емкости проводов линии по от-
ношению к земле Сь С2 и С3, а также междуфазовые емкости
равны между собой. В нормальном режиме потенциалы фаз по
отношению к земле равны фазовым напряжениям. При замыка-
нии одной из фаз на землю симметрия напряжений нарушается.
Как видно из векторной диаграммы напряжений и токов
(рис. 262), потенциал поврежденной фазы становится равным
нулю,а потенциалы здоровых фаз возрастают до линейного на-
пряжения. Через место замыкания на землю потечет емкостный
ток, равный геометрической сумме емкостных токов здоровых
фаз через емкости С2 и С3
/3 = /2 + /3;	(16-4)
4 =	t/фсоС,	(16—5)
где U$ — фазовое напряжение;
С=С3 = С2 — емкость провода по отношению к земле.
В таком случае, как это следует из рис. 263 и уравнений
(16—4) и (16—5),
406
/3 = 2/2cos30°=2-/З^фшС- =3и^.	(16—6)
В связи с тем, что рассматриваемая система обладает емко-
стями и индуктивностями, переход от начального состояния (нор-
мальный режим) к установившемуся аварийному режиму проис-
ходит в результате колебательного процесса, в ходе которого
потенциалы фаз могут превысить установившиеся значения.
В трехфазной системе перенапряжение носит характер кратко-
временного пика с амплитудой (2,1—2,2) L/ф. Процесс ослож-
няется, если замыкание происходит через дугу, возникшую в ре-
зультате перекрытия или пробоя изоляции. В этом случае наблю-
даются повторные гашения и зажигания дуги, которые приводят
к развитию переходных колебательных процессов и возрастанию
Рис. 262. Векторная диаграмма токов
и напряжений при однофазном замы-
кании на землю в системе с изолиро-
ванной нейтралью.
перенапряжений. Величины
перенапряжений зависят как
от условий гашения дуги,
так и от характера процесса
восстановления электриче-
ской прочности дугового про-
межутка после гашения дуги.
Рис. 263. Замыкание на землю в
двухфазной системе с изолирован-
ной нейтралью.
С момента замыкания на землю через дугу проходит емкост-
ный ток рабочей частоты (/3 =3 UфсоС) и ток высокочастотных
колебаний. Можно предположить, что гашение дуги происходит
при прохождении тока рабочей частоты через нулевое значение
(теория Петерса и Слепяна) либо при прохождении через нуль
тока высокочастотных колебаний (теория Петерсена). Рассмот-
рим процесс развития перенапряжений в соответствии с теорией
Петерса и Слепяна. Для простоты исследуем процесс в двухфаз-
ной системе (рис. 263), пренебрегая влиянием междуфазовой
емкости.
407
Пусть замыкание на землю произошло на первом проводе
в момент, когда напряжение на этом проводе было максималь-
ным (рис. 264, точка /). Напряжение поврежденного провода
падает до нуля, а здорового возрастает в процессе колебаний до
линейного значения, равного 2 U$. Частота колебаний равна
Юк vlsc 9
(16-7)
где Ls— индуктивность рассеяния трансформатора;
С — емкость на землю исправного провода.
Частота оз к на порядок (и больше) выше рабочей.
Рис. 264. Кривые изменения напряжения на по-
врежденной (1) и здоровой (2) фазах двухфаз-
ной системы при однофазном замыкании на
землю.
Амплитуда колебаний определяется разностью установивше-
гося и начального состояний. В нашем случае на исправном про-
воде начальное напряжение равно Uua4 =(7ф, а установившееся
£/уСт =2 11ф . В таком случае амплитуда колебаний равна
^кол — ^7уст ^нач — 2(7ф	67ф — L/ф.
(16-8).
408
Максимальное напряжение на исправном проводе опреде-
ляется как сумма установившегося напряжения и амплитуды
колебаний
t/макс = t/yCT + £/Кол = 2£/ф + t/ф = 3£/ф.	(16—9)
Таким образом, при первом зажигании дуги напряжение на
исправном проводе достигает утроенного значения начального
напряжения. Через полпериода рабочей частоты напряжение
достигает своего установившегося значения 2 (7ф (точка а,
рис. 264).
В этот момент емкостный ток I3f опережающий напряжение
на исправном проводе на 90°, проходит через нуль, и дуга может
погаснуть.
При обрыве дуги заряд на исправном проводе, равный 2 СфС,
распределяется поровну между емкостями обеих фаз, увеличивая
их потенциалы на величину Uф. В таком случае еще через полпе-
риода напряжение на исправном проводе, складывающееся из
напряжения источника (—Uф) и добавочного напряжения t/ф,
сделается равным нулю (точка б, рис. 264), а напряжение иа по-
врежденном проводе возрастет до значения (точка с, рис. 264)
Uф Ч- t/ф == ф.
В этот момент под действием напряжения 2 t/ф на поврежден-
ной фазе дуга может загореться вновь. При этом напряжение на
первом проводе упадет до нуля, а на втором проводе возникнут
колебания, амплитуда которых будет равна
Uкол — t/yCT — t/Ha4 = 2(/ф — 0 = 2(/ф.
В таком случае максимальное напряжение на исправном про-
воде достигнет в процессе колебаний значения (точка d, рис. 264)
t/макс = t/уст “Ь t/кол = 26/ф Ч- 2£/ф	4 t/ф.
Еще через полупериод напряжение на исправном проводе
достигнет своего установившегося значения 2 U ф (точка е,
рис. 264). В этот момент может произойти повторное гашение
дуги и напряжение на поврежденном проводе возрастет до 2 f/ф,
а на исправном упадет до нуля. Далее процесс может повто-
ряться.
Таким образом, согласно теории Петерса и Слепяна, в резуль-
тате перезарядки емкостей проводов при зажигании и гашении
дуги напряжение на исправном проводе достигает значений 4 t/ф,
а на поврежденном проводе 2 t/ф. Аналогичное рассмотрение для
трехфазной системы привело бы к значениям перенапряжений на
исправных фазах, равным 3,5 t/ф, а на поврежденной фазе —
2 t/ф.
409
Теория Петерсена дает значительно более высокие макси-
мальные кратности перенапряжений.
Как показал Н. Н. Беляков (ВНИИЭ), в реальных условиях
возможны оба варианта поведения дуги, однако кратности пере-
напряжений определяются не столько тем, в какой момент проис-
ходит гашение дуги, сколько свойствами дугового промежутка
и характерОхМ процесса нарастания его электрической прочности.
По теории Н. Н. Белякова, в трехфазной системе с учетом за-
тухания высокочастотных колебаний максимальные перенапря-
жения на здоровых фазах не превышают значений (3—3, 4) (7ф.
Многочисленные эксперименты в сетях 6—10 кв подтвердили, что
перенапряжения при дуговых замыканиях на землю не превы-
шают указанных величин. Длительные перенапряжения такого
порядка опасны для ослабленной изоляции электрооборудования,
которое может быть в системе. Они могут вызвать тепловой про-
бой изоляции. Кроме того, если дуговые замыкания на землю со-
провождаются обрывом одного из проводов, перенапряжения
значительно возрастают и представляют опасность для здоровой
изоляции электрооборудования. Как мы уже указывали, длитель-
ное горение дуги замыкания на землю обычно приводит к между-
фазному замыканию, сопровождающемуся отключением электро-
установки. Поэтому в случаях, когда нельзя рассчитывать на
самоугасание дуги замыкания на землю, необходимо быстро лик-
видировать дугу.
§ 16—3. Гашение дуги однофазного замыкания
на землю путем компенсации емкостного тока
Так как в дуге замыкания на землю протекает емкостный ток,
гашение дуги может быть осуществлено путем компенсации этого
емкостного тока индуктивным током, посылаемым к месту замы-
кания на землю в момент зажигания дуги.
Источником индуктивного тока является индуктивная катуш-
ка со стальным сердечником, включаемая между нейтралью
трансформатора и землей (рис. 265).
В нормальном режиме при полной симметрии системы потен-
циал нейтрали относительно земли равен нулю, и ток через
индуктивную катушку не проходит. При возникновении однофаз-
ного замыкания на землю потенциал нейтрали относительно зем-
ли возрастает до фазового напряжения. При этом через катушку
к месту замыкания на зехмлю потечет индуктивный ток, равный
=	(16-10)
где L — индуктивность катушки.
410
Для полной компенсации емкостного тока необходимо выпол-
нение равенства
Z3=/L.	(16-11)
На основании (16—6), (16—10) и (16—11) можно записать
зс/,»с = -&,
откуда необходимая для компенсации индуктивность равна
При полной компенсации емкостного тока через дугу проте-
кает только небольшой по величине активный ток, обусловленный
активными потерями в катушке и утечками через изоляцию про-
водов линии. Может протекать также ток повышенной частоты,
появляющийся вследствие некоторой нелинейности характеристи-
Рис. 265. Трехфазная система с дуго-
гасящей катушкой (ДГК).
Рис. 266. Осциллограмма восста-
навливающегося напряжения на
поврежденной фазе после погаса-
ния дуги замыкания на землю при
точной настройке дугогасящей ка-
тушки.
ки катушки или наличия высших гармонических в кривой э.д.с.
источника. Этот ток не компенсируется током катушки, однако
существенной роли в процессе он не играет. Гашение дуги проис-
ходит в момент прохождения через нуль остаточного тока. Далее
напряжение на поврежденной фазе начинает возрастать. Благо-
даря наличию индуктивной катушки скорость восстановления на-
пряжения на поврежденной фазе резко снижается.
После гашения дуги емкости системы и индуктивность катуш-
ки образуют колебательный контур, собственная частота которо-
го равна
411
(16—13)
1
(Ок — ----•	.
V3CL
Из (16—12) и (16—13) нетрудно видеть, что при идеальной
настройке катушки частота собственных колебаний контура рав-
на рабочей частоте со.
Переход системы к нормальному установившемуся состоянию
происходит в результате затухающего колебательного процесса.
Напряжение по нейтрали будет изменяться по закону
НнейтЮ = /7ф.м5ШсоЛв“а/,	(16—14)
где Uф.м — амплитудное значение фазового напряжения;
а — коэффициент затухания.
Напряжение на неисправной фазе равно разности напряжений
на нейтрали и напряжения источника
w2(0 = £4.Msinco/ — {7ф.м$1псоЛе-а* = U$. м sin со/ (1 — е~а').	(16—15)
Из (16—15) видно, что напряжение u2 (t) медленно нарастает
с нулевого значения до фазового.
На рис. 266 представлена осциллограмма восстанавливающе-
гося напряжения на поврежденной фазе.
Медленное возрастание напряжения на поврежденной фазе
является важнейшим фактором, так как создает благоприятные
условия для окончательного гашения дуги и невозможности ее
повторного зажигания.
Дугогасящие катушки (катушки Петерсена), или как их обо-
значают, ЗРОМ — защитный реактор однофазный масляный,—
представляют собой однофазные высоковольтные аппараты, со-
стоящие из обмотки и стального сердечника, помещенных в бак
с маслом. Сердечник катушки имеет большое количество воздуш-
ных зазоров, благодаря чему вольт-амперная характеристика
катушки имеет линейный характер. Регулировка индуктивности
катушки осуществляется переключением ее отводов, выведенных
на переключатель. На рис. 267 представлена схема соединения
обмоток дугогасящей катушки типа 3POM-550/35 мощностью
550 ква при напряжении 35 кв. Имеются также дугогасящие ка-
тушки, в которых регулировка индуктивности осуществляется
плавно — путем изменения воздушных зазоров в магнигопроводе.
В Советском Союзе исследуются методы плавной регулировки
индуктивности дугогасящей катушки при помощи вольтодобавоч-
ного трансформатора с подмагничиванием, а также дросселя на-
сыщения.
Выбор мощности дугогасящих катушек производится исходя
из величины емкостного тока замыкания на землю сети и рабо-
чего напряжения установки. Развитие сети и возможность работы
412
в режиме перекомпенсации учитываются увеличением расчетной
мощности на 25%, т. е.
Q = 1,25 Ш.	(16—16)
Приближенная оценка величины емкостного тока воздушной
сети с деревянными опорами может быть произведена по фор-
муле
/3 = (2,7-нЗ,3)£/нЛ10-3 [а],
(16—17)
где UH —линейное напряжение сети, кв;
I — длина линий, км.
Для линий без тросов принимается коэффициент 2,7, для
Рис. 267. Схема соединений об-
моток дугогасящей катушки ЗРОМ.
550/35:
1 — катушки с правыми и левыми вит-
ками; 2 — сигнальная обмотка; 3 — пе-
реключатель ответвлений; 4 — ярмо;
5 — левый и правый сердечники; 6 —
цилиндры.
линий с тросами — 3,3. При ме-
таллических опорах емкостный
ток увеличивается на 10—12%.
Емкости относительно земли
оборудования подстанций уве-
личивают емкостный ток при
напряжениях сети 6, 10 и 35 кв
соответственно на 18, 16 и 13%.
Емкостные токи кабельных ли-
ний зависят от конструкции и
рабочего напряжения кабелей.
Соответствующие данные при-
ведены в табл. 64.
Рис. 268. Схема измерения тока замыка-
ния на землю методом металлического
замыкания одной фазы:
ДГК — цугогасящая катушка; TT-1, ТТ-2 и
ТТК — трансформаторы тока; ТН-1 и ТН-2 —
трансформаторы напряжения; СН — сигналь-
ная обмотка катушки; В — выключатель.
413
Таблица 64
Емкостные токи замыкания на землю трехжильных
кабелей, а! км
Сечение ЖИЛ, ЛШ2	Кабели с поясной изоляцией		Кабели типа ОСБ	
	6 кв	10 кв	20 кв	35 кв
16	0,37	0,52				
25	0,46	0,62	2	—
35	0,52	0,69	2,2	—.
50	0,59	0,77	2,5	—
70	0,71	0,9	2,8	3,7
95	0,82	1,0	3,1	4,1
120	0,89	1,1	3,4	4,4
150	1,1	1,3	3,7	4,8
185	1,2	1,4	4,0	5,2
Более точно величина емкостного тока замыкания на землю
определяется путем непосредственного измерения. Одним из ме-
тодов измерения является искусственное металлическое замыка-
ние одной фазы на землю. Схема измерений приведена на
рис. 268.
С помощью одного из резервных выключателей осуществляет-
ся замыкание фазы 1 на землю. Трансформатор тока ТТ-2 уста-
навливается для измерения тока замыкания на землю /3. Ток
компенсации дугогасящей катушки измеряется с помощью транс-
форматора тока ТТЛ.
Реактивные составляющие этих токов определяются по ре-
зультатам измерений реактивных мощностей ваттметром W?
и линейному напряжению У2з
TV-
Активные составляющие определяются по активным мощно-
стям, измеряемым ваттметром, и напряжению нейтрали Uq
“ и0 •
Правила устройства электроустановок предусматривают необ-
ходимость установки дугогасящих катушек в тех случаях, когда
емкостные токи замыкания на землю превышают: 10 а — в сетях
напряжением 35 кв; 15 а — в сетях напряжением 15—20 кв; 30
и 20 а — в сетях соответственно 6 и 10 кв; 5 а — в схемах напря-
жением 6—20 кв блоков генератор — трансформатор.
414
Рассмотрим в качестве примера методику выбора дугогася-
щих катушек для сети 35 кв, схема которой представлена на
рис. 269. Величины емкостных токов отдельных линий с учетом
емкостей распределительных устройств подстанций указаны на
схеме. Сеть имеет питающие узловые подстанции А и Б и может
быть разделена на две электрически не связанные части выклю-
чателями В-1, В-2 и В-3.
Полный емкостный ток сети
составляет 94 а. Емкостный
ток части сети, питающейся
после разделения от под-
станции А, равен 66 а, а час-
ти сети, питающейся от под-
станции Б,— 28 а. Необходи-
мая компенсирующая мощ-
ность сети равна
Рис. 269. Схема сети 35 кв с дугога-
сящими катушками.
Рис. 270. Схема включения и сигна-
лизации дугогасящей катушки 35 кв.
Q= 1,25 - Wt> = 1,25 -94	= 2400 ква.
К 3
Часть этой мощности (примерно 1700 ква) должна быть со-
средоточена на подстанции А, а остальная часть — на подстан-
ции В.
Используя стандартные дугогасящие катушки, следует уста-
новить на подстанции А два аппарата мощностью 1100 и 550 ква,
а на подстанции Б — 3POM-550/35.
Дугогасящие катушки подключаются к нейтралям трансфор-
маторов с помощью разъединителей. Ввод катушки, предназна-
415
ценный для заземления, соединяется ошиновкой через трансфор-
матор тока с общим заземляющим контуром.
В аппаратах ЗРОМ предусмотрена вторичная сигнально-изме-
рительная обмотка, которая используется для измерения напря-
жения в нейтрали, питания реле и других приборов. На рис. 270
представлена схема включения и сигнализации дугогасящей ка-
тушки 35 кв. Схема сигнализации может приводиться в действие
через контакты реле напряжения.
Если дугогасящая катушка установлена на тупиковой под-
станции, к шинам которой подходит одна линия, то при отключе-
нии этой линии вследствие двухполюсного короткого замыкания
с землей на трансформаторе возникнет перенапряжение, вызван-
ное наличием катушки. При этом виде короткого замыкания ток
компенсации составляет
'б = ^7-	(16-18)
Магнитная энергия, запасенная в катушке, после отключения
линии расходуется на заряд емкостей ошиновки, обмоток транс-
форматора и самой катушки. Наибольшее напряжение на обору-
довании, суммарная емкость которого равна С, может быть опре-
делено из соотношения
LI2l CU*
~2~ = “2“’
(16—19)
откуда
(16—20)
где соо= —= —собственная угловая частота колебаний кон-
у
тура.
Так как соо>со, то U>U$. Перенапряжения могут превысить
величину 2 Uф.
Для защиты изоляции от этого вида перенапряжений парал-
лельно катушке устанавливается вентильный разрядник, рассчи-
танный на фазовое напряжение системы, как показано на
рис. 270.
При возникновении однофазного замыканию на землю обслу-
живающий персонал системы должен быстро обнаружить место
замыкания и ликвидировать причины аварии. Если в сети уста-
новлена сигнализация замыкания на землю, необходимо учиты-
вать ее действие.
Если же сигнализация установлена не везде, то выявление
416
должно производиться путем кратковременного деления сети на
электрически не связанные части и переводом отдельных линии
из части сети с повреждением в часть сети без повреждения.
Глава семнадцатая
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ ПРИ ОТКЛЮЧЕНИИ
ЕМКОСТНЫХ ЦЕПЕЙ И ИНДУКТИВНОСТЕЙ.
РЕЗОНАНСНЫЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ
§ 17—1. Перенапряжения при отключении
емкостных цепей
Одним из наиболее часто возникающих в эксплуатации видов
коммутационных перенапряжений являются перенапряжения при
отключении ненагруженных линий. По своей физической приро-
де эти перенапряжения сходны с перенапряжениями при отклю-
чении конденсаторных батарей, так как и в том и в другом слу-
чаях они связаны с остаточными
зарядами на емкостях и процес-
сами перезарядки емкостей при
разрыве емкостного тока и пов-
торных зажиганиях дуги в выклю-
чателях.
Возникновение перенапряже-
ний непосредственно связано с ха-
рактером процесса отключения
емкостного тока в выключателе.
Значительные перенапряжения
возникают в тех случаях, когда
отключение происходит при пов-
торных зажиганиях дуги между
выключателя.
Рассмотрим процесс отключения конденсаторной батареи
(рис. 27Ц^ Во включенном состоянии через выключатель прохо-
дит емкостный ток, который на 90° опережает напряжение источ-
ника. При отключении конденсаторов гашение дуги между кон-
тактами выключателя происходит в момент, когда ток проходит
через нулевое значение, а напряжение источника имеет макси-
мальное значение + Uф (момент на рис. 272)
Через полпериода рабочей частоты напряжение источника
становится равным — t/ф, в то время как напряжение на емкости
остается близким к величине + £/ф. На контактах выключателя
возникает разность потенциалов, равная
UB = t/ф _ (_ с/ф) = 2С/Ф.
Если к этому времени (через 0,01 сек после первого гашения
дуги) электрическая прочность между контактами выключателя
Рис. 271. Схема отключения
емкостной нагрузки:
L — индуктивность системы за вы-
ключателем; Сш—емкость на ши-
нах; С — емкость отключаемых
конденсаторов.
расходящимися контактами
27. Иерусалимов, Орлов
417
окажется недостаточной, в нем произойдет повторное зажигание
дуги (момент /2). При этом отключаемая емкость, заряженная до
напряжения + t/ф, окажется соединенной с источником, имеющим
Рис. 272. Кривые напряжений и токов при отключении емкостной нагрузки:
Uш - напряжение на шинах системы; — напряжение на отключаемой емкости;
i — ток рабочей частоты; ZB—высокочастотный ток.
напряжение—t/ф- Начнется колебательный процесс переза-
рядки емкости с начального напряжения + t/ф до установивше-
гося напряжения — t/ф.
Частота колебаний соо равна
_ 1
®°~ 1/£(С + Сш) •
Осью колебаний является напряжение на емкостях С+Сш
в установившемся состоянии.
Амплитуда колебаний будет равна разности установившегося
и начального значений напряжений
t/КОЛ ~ t/yCT t/Haq = t/ф t/ф =	2t/ф,
а максимальное напряжение на емкости определится как сумма
установившегося напряжения 1/уСт и амплитуды колебаний UK9Ji
t/макс = ^/yci "~Ь ^кол = t/ф 2^ф — St/ф.
Таким образом, повторное зажигание дуги в выключателе
приводит к возрастанию напряжения на отключаемой емкости
до 3 t/ф.
После затухания колебаний в цепи наступает установившийся
418
режим. При следующем прохождении мере» нуль iok.i	и
частоты произойдет новое гашение дуги в выключиiеле и ii.iiip.i
жение на его контактах достигнет величина 2 иФ. Если и irnrpi,
электрическая прочность между контактами окажется иедос ы
точной, происходит новое зажигание дуги и процесс повторится.
Следовательно, предполагая, что гашение дуги в выключателе
происходит при очередном переходе через нуль тока рабочей
частоты, получаем максимальную величину перенапряжения,
равную 3 Uф.
Иначе будет развиваться процесс в случае гашения дуги при
прохождении через нуль тока высокочастотных колебаний iB
Этот ток проходит через нуль в момент t3, когда напряжение на
отключаемой емкости имеет максимальное значение, равное
—3/7ф. После обрыва дуги напряжение на емкости сохраняется
равным — 3 £7ф, тогда как напряжение на шинах изменяется и че-
рез полпериода становится равным + £7ф. При этом на контактах
выключателя возникает напряжение, равное
UB = иф — (— 3£/Ф) = 4/7ф.
Если под действием этого напряжения произойдет повторное
•зажигание дуги, начнется колебательный процесс перезарядки
емкости С, амплитуда которого определяется из выражения
Uкол = /7уст	t/нач = ^7ф ( 3/7ф) = 4//ф.
Максимальное напряжение на емкости достигает в этом слу-
чае значения
^7макс = /7уст -|- Uкол = /7ф	4/7ф = 5//ф.
Таким образом, при гашении дуги в моменты перехода высо-
кочастотного тока через нуль перенапряжения ступенями возрас-
тают до тех пор, пока дуга не будет окончательно погашена в вы-
ключателе.
Рассмотренная элементарная картина может быть отнесена
также к случаю отключения короткой линии, которая может быть
замещена сосредоточенной емкостью. При более длинных линиях
их отключение следует рассматривать как волновой процесс. При
отключении линии (рис. 273, а) в момент прохождения емкостно-
го тока через нуль на линии остается напряжение + U ф. Через
0,01 сек напряжение источника меняет знак и на контактах вы-
ключателя возникает напряжение, равное
=	— (—£/ф) = 2£/ф.
При повторном зажигании дуги в выключателе линия, заря-
женная до напряжения + U$, начинает перезаряжаться до на-
пряжения источника — L/ф. Перезарядка линии происходит
28. Иерусалимов, Орлов
419
в результате распространения вдоль линии волны напряжения
— 2(7 ф (рис. 273, б) и прохождения тока 1 = — 2U$IZ (Z — волно-
вое сопротивление линии). Дойдя до холостого конца линии, вол-
на напряжения отражается с тем же знаком (рис. 273 в), и, таким
образом, на линии установится напряжение
t/ф + (— 4/7Ф) = — ЗС/ф.
Волна тока отражается с обратным знаком, в результате чего
суммарный ток в линии становится равным нулю. Когда отра-
женная волна доходит до начала линии, ток в выключателе де-
лается равным нулю и происходит повторное гашение дуги. После
гашения дуги напряжение на линии остается равным —3(7ф
(рис 273 г). При изменении напряжения источника до + (7ф мо-
жет произойти новое зажигание дуги в выключателе и возникнет
Рис. 273. Волновой процесс при от-
ключении ненагруженных линий:
а — первый обрыв емкостного тока в вы-
ключателе; б, в — первое повторное зажи-
гание дуги; г—второй обрыв тока в вы-
ключателе.
Рис. 274. Вероятность (р) появления
перенапряжений при отключении не-
нагруженных линий:
1 — линии 220 к.в, масляные выключатели
г большим объемом масла, измерения в
конце линии; 2 — линии НО кв, масляные
выключатели с большим объемом масла,
измерения в начале линии; 3—линии 110 кв,
масляные выключатели с большим объе-
мом масла и шунтирующими сопротивле-
ниями, измерения в начале линии; 4— ли-
нии НО и 220 кв, воздушные выключатели,
измерения в начале линии.
новый волновой процесс, в результате которого напряжение на
линии достигнет 5 f/ф. Таким образом, и в данном случае проис-
ходит кумулятивное возрастание напряжения на линии.
В реальных условиях при отключении линий и конденсаторов
не происходит неограниченного нарастания напряжения. Ограни-
420
чение величин перенапряжений обусловлено затуханием свобо/i
ных колебаний, возникающих при повторных зажиганиях, пали
чием на шинах значительных емкостей и, главное, отсутствием
повторных зажиганий у современных выключателей.
Исследования, проведенные в Советском Союзе на линиях
110—220 кв, показали, что даже при значительном числе повтор-
Рис. 275. Отключение линии
выключателем с шунтирующим
сопротивлением:
В — выключатель.
Рис. 276. Схема отключения линии
выключателем со стороны низшего
напряжения трансформатора.
ных зажиганий — до 7—11—перенапряжения на линиях редко
превышают 3 t/ф. Характерно, что число повторных зажиганий
практически не влияет на возможную максимальную кратность
перенапряжений, которая достигается уже при одном-двух по-
вторных зажиганиях. В современных воздушных выключателях
с продольным дутьем обычно не возникают повторные зажигания
дуги. Лишь в отдельных случаях наблюдаются единичные повтор-
ные зажигания примерно через четверть периода промышленной
частоты после первого обрыва тока. Возникающие колебания
имеют небольшую амплитуду и перенапряжения не превышают
1,5 Uф. На рис. 274 приведены вероятностные кривые перенапря-
жений при отключении ненагруженных линий выключателями
различных типов.
Ограничение перенапряжений при отключении ненагружен-
НЫХ....ЛЯНИЙ- и - - ксгндеж’аторнт~“батарей‘- может'бьтть^достигнуто
прежде всего в результате применения выключателей, не дающих
повторных зажиганий дуги. Для отключения конденсаторных
батарей с этой целью могут быть использованы, например, ваку-
умные выключатели. На линиях предпочтение должно’быть от-
дано воздушным выключателям. Как эффективное средство сни-
жения перенапряжений могут применяться выключатели с шун-
тирующими сопротивлениями. Такой выключатель имеет два
последовательных разрыва (рис. 275), один из которых зашунти-
рован сопротивлением. Первым размыкается шунтированный
разрыв, в котором дуга гаснет при прохождении тока через нуль.
После этого линия еще остается включенной через шунтирующее
сопротивление. Поэтому заряд с линии через сопротивление и
индуктивность системы частично стекает в источник, и напряже-
ние на линии уменьшается. Окончательное отключение линии
27*
421
происходит во втором разрыве. Вероятность повторного зажига-
ния дуги во втором разрыве уменьшается из-за снижения вели-
чины восстанавливающегося на его контактах напряжения. При
возникновении повторного зажигания перенапряжения оказыва-
ются ограниченными, так как повторное зажигание происходит
при напряжении на линии меньшем, чем t/ф, а также потому, что
благодаря наличию в цепи сопротивления переходные процессы
носят не колебательный, а апериодический характер. При вели-
чине шунтирующих сопротивлений порядка нескольких тысяч ом
на фазу предельные значения перенапряжений находятся на
уровне (1,24-1,4) 17ф
В некоторых случаях для ограничения перенапряжений могут
быть использованы блочные схемы трансформатор (или авто-
трансформатор) — линия с выключателями на стороне низшего
напряжения (рис. 276). При отключении линии совместно
с трансформатором, линия остается соединенной с землей через
обмотки трансформатора. Стекание зарядов с линии приводит
к уменьшению напряжения на линии, снижению вероятности по-
вторных зажиганий, а в случае их возникновения — к снижению
перенапряжений, которые не превышают 1,5 t/ф. Такое решение
может быть рекомендовано, в частности, при переводе линий на
повышенное рабочее напряжение.
Вентильные разрядники, предназначенные для защиты от
атмосферных перенапряжений, способны ограничивать перена-
пряжения при отключении линий НО—220 кв длиной не более
200 км, когда длительность протекания через разрядник тока не
превышает 200—300 мксек. При большей длине линий необходи-
мо применять специальные вентильные разрядники.
§ 17—2. Перенапряжения при отключении
индуктивностей
На практике при отключении холостых трансформаторов
и реакторов поперечной компенсации возникают значительные
перенапряжения, связанные с обрывом индуктивного тока в вы-
ключателях.
Рассмотрим процесс возникновения перенапряжений, поль-
зуясь схемой рис. 277.
До выключения ток протекает в основном через индуктивнос-
ти, так как при малых значениях емкостей С и Сш ток в них при
промышленной частоте мал.
Существенной особенностью отключения токов намагничива
ния трансформаторов и реакторов является то, что вследствие
малой величины этих токов гашение дуги в выключающем аппа-
рате может произойти не при нулевом значении тока. В этом слу-
чае после обрыва тока запасенная магнитная энергия в индуктив-
422
!-ч
Рис. 277. Схема отключения ин-
дуктивной нагрузки:
Li и Сщ — индуктивность и емкость ис-
точника; L и С — индуктивность и ем-
кость отключаемого объекта.
ыостях переходит в электрическую энергию, вызывая повышение
напряжений на емкостях С и Сш.
Так как а С<^Сиь со стороны источника обрыв тока не
вызывает существенных перена-
пряжений, тогда как на отклю-
чаемом объекте перенапряже-
ния могут быть значительны.
Если предположить, что об-
рыв индуктивного тока происхо-
дит в момент его прохождения
через максимум, когда напря-
жение источника равняется ну-
лю, и что вся магнитная энер-
гия, запасенная в индуктивнос-
ти Л, расходуется на зарядку
емкости С, напряжение на ем-
кости можно определить из ра-
венства магнитной и электрической энергии
LI2 __ CU2
2 “ 2
(17-1)
откуда
^'Zi-
ll 7-2)
где / — ток в момент обрыва дуги в выключателе;
U — напряжение на емкости С.
Колебательный процесс зарядки емкости С происходит с час*
тотой
°50- w
(17-3)
равной сотням и тысячам периодов в секунду.
В общем случае, когда обрыв тока происходит при токе £Ср и-
напряжении на емкости иср, изменение напряжения на отключае-
мом объекте определяется следующим образом. Для контура
L — С можно написать уравнения
+«. = 0:
(17-4)
due
dt 
(17-5).
Дифференцируя уравнение (17—5) и подставляя значение
dt" В (17—4) , получаем дифференциальное уравнение контура
423
=	(17-6)
Решение уравнения (17—6) имеет вид
ыс= А^ + Л2е-“<,	(17—7)
где корень характеристического уравнения
а=> VГс-
Постоянные интегрирования и А2 определяются из начальных
условий: при t=Q uc = ucp и i=tcp. Пользуясь этими условиями,
из уравнений (17—5) и (17—7), находим
Л, =	(17-9)
Ла = “CP2c7ZcP'.	(17-10)
Подставляя значения и Л2 в (17—7), после преобразований
получаем
uc = wcpcoS(o0/ + 4р j/*-£-sinoV« (17—11)
где
(Оо= W
Зависимость uc=f(t) согласно (17—11/ представлена на
рис. 278.
Максимальное значение ас можно найти, воспользовавшись
уравнением (17—И). Для этого возьмем производную и
приравняем ее нулю
dt	^ср(Оо sin сод/	^ерсоо	~q~ cos (Oq/ = 0. (17—12)
Отсюда
tg®</=	(17-13)
«ср r G
В таком случае
424
Sin „„< = Je"“'
1Z1 + tg2co0Z
V<+4?'
cos (oo^ =
________1________ _____________Мер__________
1/1 + tg2 COO/ 7 /	2 I ,-2 jL
У “ср “г *Cp с
(17 Hl
(17-15)
Подставляя значения sin со0^ и cos coot соответствующие усло-
вию максимума напряжения ис, находим
V < + 4т-
с. макс
(17-16)
Из (17—16) видно, что величина перенапряжения увеличи-
вается при увеличении обрываемого тока icp.
В реальных условиях вследствие потерь в контуре L — С,
а также в результате повторных зажиганий дуги в выключателе
перенапряжения не достигают
предельных ожидаемых значе-
ний, согласно (17—16).
Если принять,..что за время
колебательного процесса в кон-
туре L—С напряжение источ-
Рис. 278. Кривые напряжений и то-
ков при отключении индуктивной
нагрузки:
С7ср — напряжение среза, при котором про-
исходит обрыв тока в выключателе; Г7С—
напряжение на емкости отключаемого
объекта; (7ф— рабочее напряжение 50 гц.
ника остается постоянным и равным иСр, то напряжение на кон-
тактах выключателя изменяется согласно уравнению
Wjg Uq Ucp ^ср COS COq^ ~£*cp	sin ^cp
= ^*cp ~q sin Од/	^cp(l cos cooO»	(17—17)
После обрыва тока при расхождении контактов выключателя
электрическая прочность меж контакта ого промежутка возрас-
тает. Если скорость возрастанйя восстанавливающегося напря-
425
жения больше скорости роста электрической прочности, происхо-
дит пробой между контактами выключателя. При повторном
зажигании дуги в выключателе энергия емкости С отдается
источнику, тогда как индуктивность L не успевает получить до-
полнительную энергию намагничивания от источника. Когда на-
пряжение на емкости С в достаточной мере снизится, дуга в вы-
ключателе вновь гасится. Начнется новый процесс нарастания
напряжения на емкости С, однако теперь уже с меньшей ожидае-
мой амплитудой. Новое зажигание дуги приведет к дальнейшему
рассеиванию энергии контура L — Си дальнейшему снижению
ожидаемой величины перенапряжений. Процесс повторных зажи-
ганий и обрывов дуги прекращается, когда при расхождении кон-
тактов выключателя прочность промежутка сделается выше вос-
станавливающегося напряжения
Wnp(/)>uBrt(Z),	(17—18)
где ипр (t) — характеристика прочности межконтактного проме-
жутка;
илп (t) — характеристика восстанавливающего на контактах
выключателя напряжения после /г-ого повторного
гашения дуги.
Из приведенного упрощенного анализа слезет, что в отличие
от отключения емкостей при отключении индуктивностей повтор-
ные зажигания дуги в выключателях приводят к снижению вели-
чин перенапряжений на отключаемом объекте. Поэтому выклю-
чатели, имеющие малую скорость возрастания электрической
прочности, приводят к меньшим величинам перенапряжений.
Рис. 279. Вероятность (р) появле-
ния перенапряжений при отклю-
чении ненагруженного трансфор-
матора ПО кв, 20 Мва:
1 — воздушный выключатель; 2 — ма-
лообъемный масляный выключатель.
На рис. 279 приведены опытные вероятностные кривые пере-
напряжений при отключении ненагруженного трансформатора
110 кв мощностью 20 Мва воздушным (кривая 1) и малообъем-
ным масляным (кривая 2) выключателями. Из рисунка видно,
что воздушный выключатель дает наибольшее значение перена-
426
пряжения 3,8 С7ф, тогда как при отключении малообьгмпым m.i
ключателем оно не превышает величины 1,8 L/ф.
Величины перенапряжений существенно снижаются, как ни
видно из уравнений (17—2) и (17—И), при включении парал-
лельно емкости С отключаемого объекта добавочной емкости. На
практике это наблюдается при присоединении трансформаторов
через кабельные вставки.
Кратковременность перенапряжений при отключении ненагру-
женных трансформаторов и ограниченная их величина (обычно
не более 3, 5 С7ф) приводят к тому, что для нормальной изоляции
трансформаторов они не представляют серьезной опасности. При
необходимости уменьшить величину перенапряжений для защиты
трансформаторов со сниженным уровнем изоляции могут быть
использованы грозовые вентильные разрядники, устанавливае-
мые непосредственно на выводах трансформаторов. Энергия, за-
пасенная в индуктивности отключаемого трансформатора, неве-
лика и легко рассеивается в разряднике.
§ 17—3. Резонансные перенапряжения
Резонансные перенапряжения связаны с резонансными коле-
баниями, возникающими в электрической системе при различных
в большинстве случаев аварийных ее схемах. В связи с тем, что
индуктивности в электриче-
ской системе (трансформа-
торы, реакторы) имеют
стальные сердечники, харак-
теристики намагничивания
которых нелинейны, резо-
нансные колебания могут
возникать на частоте источ-
ника (гармонический резо-
нанс), на высших частотах
(улътрагармонический резо-
нанс) и низших частотах (субгармонический резонанс). Все эти
виды резонансных явлений объединяются общим понятием фер-
рорезонанс.
Рассмотрим явление гармонического резонанса в цепи
(рис. 280), состоящей из емкости и нелинейной индуктивности,
пренебрегая активным сопротивлением.
При гармоническом резонансе, когда собственная частота ко-
лебаний контура близка к частоте источника, основная роль
в кривых тока и напряжения принадлежит первой гармонике.
Это позволяет принять, что токи и напряжения в отдельных эле-
427
ментах цепи синусоидальны и для расчета можно пользоваться
символическим методом.
Определим изменение напряжения на индуктивности ul при
изменении емкости цепи.
Для рассматриваемого контура, учитывая, что напряжения
Ul и ис находятся в противофазе, можно записать
±uL = U + uc,	’ (17—19)
где	U — напряжение источника;
«с =	— напряжение на емкости;
I — ток в цепи;
иь — напряжение на индуктивности, которому припи-
сывается положительный знак, когда ul>uc,
и отрицательный знак, когда ul<uc.
Уравнение (17—19) можно решить графически, используя
вольт-амперную характеристику индуктивности, устанавливаю-
щую зависимость действующего значения тока от действующего
значения синусоидального напряжения.
На рис. 281 построены все составляющие уравнения (17—19):
Ul = f (I) и U+ (прямая /). Отрезок, отсекаемый прямой 1 на
оси ординат, равен напряжению источника U, а отсекаемый на
оси абсцисс, представляет собой зарядный ток, протекающий че-
рез емкость С под действием напряжения источника
1с = — (/g)C.	(17—20)
Условие равновесия (17—19) удовлетворяется в точках а\, б\
и ej пересечения прямой с вольт-амперной характеристикой
UL =f (I).
Из трех состояний а\г б\ и в1 первые два являются устойчивы-
ми, тогда как третье (точка в1) —неустойчивое. В этом легко
убедиться, рассматривая поведение схемы при небольших изме-
нениях тока в цепи.
Устойчивое состояние соответствует емкостному току
в цепи, когда uc>ul и напряжение источника совпадает по фазе
с напряжением ul, а напряжение uc имеет противоположную
фазу. Устойчивое состояние б[ соответствует индуктивному току,
когда напряжение источника совпадает по фазе с напряжением
Uc и ul>uc. Какой из двух устойчивых режимов возникнет при
включении схемы, зависит от начальных условий: мгновенного
значения напряжения источника в момент включения и началь-
ного напряжения на емкости. При изменении емкости С, напри-
мер при ее увеличении, наклон прямой U+ изменится (пря-
мая 2). Как видно из рисунка, в этОхМ случае возможные устойчи-
428
вые состояния определяются точками а2 и б2> причем напряжения
на индуктивности и емкости в ем-костном режиме (точка а2) по
сравнению с предыдущим случаем возрастают. Аналогичными
построениями можно получить значения напряжений ul при
разных значениях емкости.
Из рис. 281 видно, что напряжения ul и ис могут значительно
Рис. 281. Зависимости напряжении на
емкости и индуктивности в феррорезо-
нансном контуре от тока.
превышать напряжение ис-
точника, причем в отличие от
условий резонанса в линей-
ных цепях здесь повышен-
ные значения ul и ис имеют
место в широком диапазоне
значений емкости С. Актив-
ные сопротивления контура
уменьшают величины пре-
Z дельных перенапряжений.
Примерами возникнове-
ния гармонического резонан-
са являются перенапряжения
при несимметричных отклю-
чениях фаз линий электропе-
редачи. Такие случаи могут
быть при неодновременном
отключении фаз выключате-
ля, при перегорании плавких
предохранителей в одной
или двух фазах, при обрыве
провода линии с заземле-
ниехМ одного из его концов.
На рис. 282 приведена трехфазная и эквивалентная однофаз-
ная схемы замещения для случая обрыва одного провода с зазем-
лением в системе с изолированной нейтралью. Как видим, экви-
валентная однофазная схема отличается от схемы рис. 280 только
тем, что нелинейная индуктивность трансформатора шунтирована
емкостью 2/3 С.
Возникающие в данной схеме перенапряжения зависят от со-
отношений емкостного сопротивления линии хс и реактивного
хс
сопротивления холостого хода трансформатора хт. При — >6
________________________________	Хт
перенапряжения не превышают V 3 С7ф.
Это соотношение позволяет приближенно установить предель-
ную длину линии 1Л, при которой перенапряжения находятся
в указанных пределах
1 ________Q
(17—21)
где Рв — номинальная мощность трансформатора, кеа;
29. Иерусалимов, Орлов
429
Un — номинальное напряжение, кв.
При длине линии больше предельной перенапряжения могут
превышать 3 (7ф и представлять опасность для изоляции. В этих
случаях следует ограничивать вероятность несимметричных от-
ключений.
Рис. 282. Возникновение феррорезонансного
контура в трехфазной сети с изолированной
нейтралью при обрыве одного провода с за-
землением:
а — трехфазная схема; б — эквивалентная однофаз-
ная схема.
§ 17—4. Внутренние перенапряжения и способы
их ограничения в дальних электропередачах
При современных эффективных средствах защиты от атмос-
ферных перенапряжений в системах высших классов напряжений
определяющим фактором при установлении уровней изоляции
электрооборудования являются величины внутренних перенапря-
жений.
В установках напряжением 220 кв и ниже внутренние перена-
пряжения специальными средствами не ограничиваются. В уста-
новках напряжением 330 кв и выше по технико-экономическим
соображениям снижение уровня внутренних перенапряжений
обязательно. Применение рабочих напряжений 500 кв эконо-
мически оправдано только при условии принудительного ограни-
чения внутренних перенапряжений до величины 2,5 L/ф. Цля
электропередачи 750 кв необходимо снизить возможные макси-
мальные величины внутренних перенапряжений еще больше —
до 2,1 U ф.
При рассмотрении способов ограничения внутренних перена-
пряжений необходимо различать две группы перенапряжений:
430
переходного режима (коммутационные), возникающие непосред-
ственно после коммутационных операций, и длительные — резо-
нансного характера, устанавливающиеся после затухания свобод-
ных колебаний переходного режима. Обе эти группы между
собой взаимосвязаны. Повышение уровня длительных перенапря-
жений влечет увеличение коммутационных. Однако ограничива-
ются эти виды перенапряжений различными средствами.
При выборе средств защиты от коммутационных перенапря-
жений, длительностью в несколько полупериодов обычно рас-
сматривают перенапряжения, возникающие при включении
и отключении линии, автоматическом повторном включении, при
отключении симметричных и несимметричных коротких замы-
каний.
В естественных условиях, т. е. без принудительного ограниче-
ния, согласно расчетам, опытам на моделях и в реальных
условиях любая из перечисленных коммутаций может привести
к перенапряжениям, достигающим (3-=-3,5) f/фи, следовательно,
превышающим заданный уровень 2,5 (7ф.
Длительные перенапряжения в дальних электропередачах
возникают обычно в схемах с односторонним питанием, когда
вследствие неблагоприятного сочетания параметров возможно
возникновение режима, приближающегося к резонансному. При
этом происходит резкое увеличение токов и напряжений, что ве-
дет к возникновению значительных перенапряжений.
Одностороннее питание электропередачи может возникать
при холостом ходе линии, когда, например, линия включается со
стороны источника питания и остается ненагруженной до момен-
та синхронизации генераторов станции.
Большая емкость дальних электропередач обусловливает
протекание больших емкостных токов по линии и индуктивным
элементам питающей системы, в результате чего напряжение
в конце линии оказывается значительно выше, чем напряжение
в начале линии. Так, при длине участка линии напряжением
500 кв порядка 700—800 км напряжение в конце достигает
(1,4-г-2) (Уф.
Режим холостого хода линии возможен также вследствие раз-
рыва связи с приемной системой при отключении линии на прием-
ном конце. При этом на приемном конце линии появляются зна-
чительные перенапряжения, которые превышают перенапряже-
ния при холостом ходе при включении, так как в этом случае
значения э.д.с. питающей системы всегда выше, чем перед вклю-
чением. Особенно значительны перенапряжения при разрыве
передачи при небольшом количестве включенных генераторов,
так как в этом случае приведенное индуктивное сопротивление
источника питания приближается к значению емкостного вход-
ного сопротивления длинной линии. При этом создаются условия,
наиболее близкие к резонансным.
29*
431
При включении длинной линии толчком начинается колеба-
тельный процесс, приводящий к появлению в начале и в конце
линии установившихся резонансных перенапряжений, которые
могут достигать значений (1,84-2) (7ф.
Для электрооборудования напряжением 500 кв временное по-
вышение рабочего напряжения допускается в пределах, указан-
ных в табл. 65.
Таблица 65
Допустимые повышения напряжения на оборудовании 500 кв
Наименование оборудо- вания	При длительности воздействия				
	1 сек	20 сек	ДО 10 мин	20 мин	до 60 мин
Силовые трансформаторы и автотрансформаторы, в ДОЛЯХ i/ф		2,0	1,3	1,2	1,15	1,1
Шунтирующие реакторы, в долях (/фн ....	2,0	1,4	1,25	1,2	1,15
Трансформаторы напряже- ния, в долях Уф Трансформаторы тока, вво- ды масляных выключате- лей и другие аппараты, в ДОЛЯХ Уф	....	2,0	1,5	1,3	1,25	1,2
	2,0	1,6	1,45	1,4	1,3
Примечание. 303 кв — наибольшее рабочее фазовое напряжение
(эффективное значение); 47фн = 289 кв — номинальное фазовое напряжение.
Сопоставление данных табл. 65 и возможных значений уста-
новившихся перенапряжений указывает на то, что величины и
длительность этих перенапряжений должны быть ограничены.
Рассмотрим основные способы ограничения коммутационных
и длительных перенапряжений.
ОГРАНИЧЕНИЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ С ПОМОЩЬЮ
МАГНИТНО-ВЕНТИЛЬНЫХ РАЗРЯДНИКОВ
Внутренние перенапряжения, возникающие в передачах 330—
500 кв в переходном режиме достигают амплитуд (34-3,5) £/ф
с последующим установлением вынужденного напряжения по-
рядка (1,44-1,5) 0ф и более.
Для ограничения перенапряжений переходного режима
используются вентильные разрядники с магнитным гашением
дуги. При срабатывании разрядник должен пропустить через
себя ток переходного режима, ограничить величину остающегося
432
напряжения значением 2,5 t/ф и погасить после затухания свобод
ных колебаний дугу сопровождающего тока в ближайший иолу
период. Гашение дуги должно происходить при синусоидальном
напряжении с амплитудой не менее 1,6 t/ф, которая определяется
переходным процессом во время обрыва тока разрядником при
вынужденном напряжении сети (1,4ч-1,5) t/ф. Расчеты и опыты
показали, что наиболее вероятной нагрузкой разрядника в пере-
ходном режиме является колебательный затухающий разряд
с амплитудой тока в первый полупериод 1500 а. В качестве нор-
мированной нагрузки разрядника принимается один полупериод
тока с амплитудой 1500 а. На этот ток должны быть рассчитаны
пропускная и дугогасящая способность разрядника.
Из указанных требований вытекает, что разрядник для защи-
ты от атмосферных перенапряжений непригоден для защиты от
внутренних перенапряжений. Действительно, при грозовых пере-
напряжениях расчетный импульсный ток через разрядник состав-
ляет 10 ка. Для того чтобы при этом токе остающееся напряже-
ние на разряднике не превышало 2,5 t/ф, рабочее сопротивление
разрядника должно быть значительно ниже, чем для коммутаци-
онного разрядника, для которого расчетный ток составляет
1500 а.
При малых значениях рабочего сопротивления, соответствую-
щих грозовому разряднику, в режиме внутренних перенапряже-
ний при напряжении гашения 1,6 t/ф через разрядник протекал
бы сопровождающий ток, превышающий 1500 а, что недопустимо
по пропускной способности и по условиям дугогашения разряд-
ника.
При грозовых перенапряжениях облегчающим обстоятельст-
вом является то, что гашение дуги происходит при напряжении
не более 1,3 t/ф, в результате чего сопровождающий ток не превы-
шает допустимых пределов при относительно низких значениях
рабочего сопротивления.
На первом этапе ограничения коммутационных перенапряже-
ний были разработаны специальные коммутационные разряд-
ники. Однако установка в системах двух типов разрядников —
грозовых и коммутационных — привела к серьезным техническим
трудностям, связанным с отстройкой грозовых разрядников о г
внутренних перенапряжений. Это вызвало разработку универ-
сального комбинированного вентильного разрядника, пригод-
ного для ограничения внутренних и атмосферных перенапря-
жений.
На рис. 283 приведена принципиальная схема комбинирован-
ного разрядника. Характерным для данного разрядника явля-
ется то, что его рабочее сопротивление разделено на две
части, одна из которых шунтирована многократным искровым
промежутком.
433
При коммутационных перенапряжениях, когда ток через раз-
рядник не превышает 1,5 ка, шунтирующий искровой промежуток
не пробивается, и разрядник работает как коммутационный —
с полным включенным рабочим сопротивлением. При грозовых
воздействиях вначале пробивается основной искровой промежу-
ток разрядника и ток протекает через пол-
ное рабочее сопротивление, пока напряже-
ние на разряднике не достигнет примерно
1120—1260 кв. В этом диапазоне напряже-
ний происходит пробой шунтирующего иск-
рового промежутка и дальнейшее возраста-
ние напряжения на разряднике определяет-
ся уже оставшейся частью рабочего сопро-
тивления.
На рис. 284 представлена вольт-ампер-
ная характеристика комбинированного раз-
рядника на 500 кв. Участок 1 соответствует
работе разрядника при коммутационных
перенапряжениях при протекании токов до
1,5—2 ка. Участки 2 — при грозовых перена-
Рис. 283. Принципиальная схема комбинированного
магнитно-вентильного разрядника РВМК-500.
пряжениях при протекании волны тока с фронтом 3 мксек. Пере-
ход с одного участка на другой происходит в результате шунти-
ровки части рабочего сопротивления при протекании через раз-
рядник тока, превышающего 1,5 ка.
Рассмотрим устройство комбинированного разрядника
РВМК-500.
Единичный искровой промежуток разрядника представляет
собой кольцевую щель между двумя медными концентрически
расположенными в горизонтальной плоскости электродами. Элек-
троды находятся между постоянными магнитами, создаю-
щими в искровом промежутке магнитное поле, взаимодей-
ствие которого с током дуги приводит к вращению дуги
в кольцевом зазоре.
Четыре единичных искро-вых промежутка размещаются в фар-
форовой покрышке, образуя блок искровых промежутков. Каж-
дый блок имеет шунтировку нелинейным карборундовым сопро-
тивлением для обеспечения равномерности распределения напря-
жения по блокам. Шунтирующее сопротивление состоит из двух
параллельных цепей, каждая из которых содержит три карборун-
довых полуподковки. Ток проводимости шунтирующего сопротив-
ления составляет 1200 мка при напряжении 3600±50 в.
434
Рабочее сопротивление комбинированного разрядника выпол-
няется из нового нелинейного материала тервит, разработанного
в ВЭИ им. В. И. Ленина и обладающего в несколько раз большей
пропускной способностью по плотности тока, чем вилит. Тервит
состоит в основном из карбида
кремния, спекаемого при темпе-
ратуре порядка 1300° С.
ния вдоль ненагруженной линии
длиной 1000 км без реактора (1)
и при реакторе (2).
Рис. 284. Вольт-амперная характе-
ристика разрядника РВМЦ-500.
Из тервита изготовляются диски диаметром 70 и высотой
20 мм, из которых комплектуются рабочие сопротивления. Для
обеспечения нужной пропускной способности рабочее сопротивле-
ние выполняется из трех параллельных колонок дисков.
Пять блоков искровых промежутков (20 единичных искровых
промежутков) и три параллельных колонки дисков по 25 дисков
в каждой заключены в общий фарфоровый кожух и представляют
собой основной рабочий элемент разрядника. Таких элементов
в разряднике 17.
Кроме основных, в разряднике имеется пять искровых элемен-
тов, содержащих по восемь блоков искровых промежутков (всего
в элементе 4X8 = 32 искровых промежутка) и пять вентильных
элементов, содержащих по четыре блока рабочих сопротивлений.
Каждый вентильный элемент шунтирован своим искровым эле-
ментом. Элементы разрядника располагаются по спирали на
опорной конструкции, выполненной из изоляторов КО-400 С,
КО-15 и КО-35.
Выпускаемые разрядники РВМК-500 рассчитаны на напряже-
ние гашения 1,6 L/ф, а РВМК-500П — на напряжение гашения
1,9 t/ф. Эти разрядники могут устанавливаться во всех точках
сети 500 кв, в которых установившееся напряжение не превышает
соответственно 1,5 L/ф и 1.7 L/ф.
435
ШУНТИРУЮЩИЕ РЕАКТОРЫ
Для уменьшения влияния емкости длинных линий применяют
шунтирующие реакторы, включаемые в ряде пунктов вдоль линии
передачи. Реактивная (индуктивная) нагрузка реакторов ком-
пенсирует зарядную мощность линии, вызванную ее емкостью,
благодаря чему уменьшаются потери энергии и выравнивается
распределение напряжения вдоль линии. На рис. 285 представле-
но распределение напряжения вдоль линии длиной 1000 км без
реактора и при наличии реактора, установленного на расстоянии
750 км от начала линии.
Как видно из рисунка, установка реактора уменьшает напря-
жение U2 в конце линии с 2 U\ до 1,12 где U\ — напряжение
в начале линии.
По мере возрастания нагрузки влияние емкости линии умень-
шается, и реакторы, установленные вдоль линии, должны отклю-
чаться как по условию повышения пропускной способности пере-
дачи, так и по условию повышения ее к.п.д.
Шунтирующие реакторы имеют большое значение при огра-
ничении внутренних перенапряжений — главным образом пере-
напряжений установившегося режима.
Величина установившихся перенапряжений, возникающих
в результате каких-либо коммутаций, зависит только от схемы
сети, присоединенной к источнику после коммутации. Включение
реакторов, компенсирующих емкость линии, приводит к расстрой-
ке резонанса цепи и уменьшению перенапряжений. Снижая пере-
напряжения установившегося режима, реакторы тем самым об-
легчают работу комбинированных вентильных разрядников, так
как гашение дуги в .разрядниках происходит при сниженных на-
пряжениях.
Кроме того, реакторы ограничивают также перенапряжения
переходного режима. Например, при отключении ненагруженной
линии после обрыва дуги в выключателе емкость линии разря-
жается через реактор. При этом уменьшается величина восста-
навливающегося напряжения на контактах выключателя, и по-
вторные зажигания дуги либо не возникают, либо дают незначи-
тельные перенапряжения.
В связи с тем, что реакторы могут быть включены на линии
не во всех режимах ее работы, участие реакторов в ограничении
перенапряжений обеспечивается специальной схемой их включе-
ния через искровые промежутки (рис. 286). Искровой промежу-
ток устанавливается параллельно отключенному отъединителю
воздушного выключателя ВВ-500.
При повышении напряжения на линии выше 1,5 £7 ф искровой
промежуток пробивается, подключая реактор к линии. Ток, про-
ходящий через реактор, дает импульс для действия релейной за-
щиты на включение выключателя. После замыкания контактов
436
286. Схема включения шунти-
отъединителя дуга в искровом промежутке гаснет и реактор ока-
зывается подключенным к линии через выключатель. После окон-
чания аварийного режима реактор отключается от линии.
При реакторе с ответвлением можно осуществлять мгновенное1
увеличение мощности реактора путем закорачивания ответвления'
реактора при помощи искрово-
го промежутка. Ответвление
реактора, выполненное на на-
пряжение НО кв, через нор-
мально отключенный воздуш-
ный выключатель ВВ-110 сое-
динено с нейтралью. Парал-
лельно отъединителю установ-
лен искровой промежуток, ко-
торый пробивается при возник-
новении перенапряжения. При
этом за счет большой взаимной
индуктивности между частями
обмотки мощность реактора
возрастает.
После пробоя искрового про-
межутка от специальной авто-
матики включается выключа-
тель НО кв и шунтирует искро-
вой промежуток. Через 2—4 сек
после включения выключатель
отключается.
Присоединение реактора к
линии через искровой проме-
жуток и форсировка реактора
предложены инж. Ю. И. Лыс-
ковым и успешно применяются
в энергосистемах.
На рис. 287 представлена
общая схема защиты дальней
передачи 500 кв от внутренних
перенапряжений с помощью
комбинированных вентильных
реакторов, присоединенных через искровые промежутки.
Рис.
рующего реактора через искровой
промежуток:
1 — главные контакты воздушного выклю-
чателя ВВ-500; 2 — отъединитель выключа-
теля ВВ-500; 3 — искровой промежуток; 4—
главные контакты воздушного выключа-
теля ВВ-110; 5 — отъединитель ВВ-110; 6—
искровой промежуток; 7 — вентильный раз-
рядник РВМК-500.
разрядников и шунтирующих
ДРУГИЕ МЕРОПРИЯТИЯ ДЛЯ ОГРАНИЧЕНИЯ
ВНУТРЕННИХ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
В ДАЛЬНИХ ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧАХ
Помимо рассмотренных способов снижения внутренних
перенапряжений с помощью вентильных разрядников и шунти-
рующих реакторов, могут использоваться еще и другие средства
437
для этой цели. К ним прежде всего относятся схемные мероприя-
тия. При плановых оперативных коммутациях (включение или
отключение передачи), приводящих к режиму одностороннего
питания и сопутствующим ему длительным перенапряжениям,
можно ограничить величину перенапряжений соответствующим
размещением шунтирующих реакторов и предварительным под-
ключением к линии всех имеющихся отключаемых реакторов.
Рис. 287. Общая схема защиты дальней передачи 500 кв от внутренних
перенапряжений:
1 — вентильный разрядник; 2 — шунтирующий реактор, включенный через искровой
промежуток.
Мощная система
Перед включением линии следует снизить напряжение на ши-
нах станции или системы путем изменения возбуждения генера-
торов и изменения коэффициентов трансформации трансформа-
торов. Важную роль играет порядок операций при коммутации.
Целесообразно подключать линии сначала к более мощной
системе, а отключать сначала от менее мощной системы.
Ограничение величины и длительности перенапряжений мо-
жет быть достигнуто в некоторых случаях с помощью релейной
защиты и автоматики.
Применение на линиях дифференциально-фазовой защиты
с высокочастотной связью сокращает разброс в отключении вы-
ключателей, установленных по концам защищаемого участка, до
0,04 сек. При этом длительность повышения напряжения про-
мышленной частоты в режиме односторонне отключенной линии
значительно сокращается.
Установка релейной защиты от повышения напряжения огра-
ничивает длительность воздействия недопустимо высоких напря-
жений, если они возникают в результате аварийных коммутаций.
При повышении любого из фазовых напряжений до (1,1ч-1,2) Уф
защита действует на сигнал с выдержкой времени 5—10 сек,
а при повышении напряжения до (1,2ч-1,3) Уф защита действует
на отключение с выдержкой времени 1—5 сек.
438
В качестве защитного средства на участках линии, где нет
шунтирующих реакторов, могут быть использованы электромаг-
нитные трансформаторы напряжения типа НКФ, присоединенные
к линии за линейным выключателем. После аварийного отключе-
ния линии за время бестоковой паузы в цикле АПВ происходит
стекание зарядов с линии через обмотки трансформаторов напря-
жения. В результате этого существенно снижаются коммутацион-
ные перенапряжения при автоматическом повторном включении.
При длине участка линии напряжением 500 кв до 250—300 км
достаточно иметь на этом участке один комплект трансформато-
ров напряжения НКФ-500, а на участках длиной до 500 км — два
комплекта.
Таким образом, с помощью комплекса мероприятий можно
ограничить внутренние перенапряжения, обеспечив необходимый
уровень изоляции электрооборудования.
ЛИТЕРАТУРА
Техника высоких напряжений. Под общ. ред. проф. Д. В. Разевига. «Энер-
гия», 1964.
А. И. Долги но в. Перенапряжения в электрических системах. Госэнер-
гоиздат, 1962.
М. В. Костенко. Атмосферные перенапряжения и грозозащита высоко-
вольтных установок. Госэнергоиздат, 1949.
Д. В. Р а з е в и г. Атмосферные перенапряжения на линиях электропере-
дачи. Госэнергоиздат, 1959.
Техника высоких напряжений. Под ред. проф. М. А. Бабикова, Госэнерго-
издат, 1963.
И. К. Федченко. Техника высоких напряжений. «Техтка», 1964.
Высоковольтное испытательное оборудование и измерения. Под ред. проф.
А. А. Воробьева. Госэнергоиздат, 1960.
I. К. Федченко i М. Ю. I е р у с а л и м о в. Методи профилактики висо-
ковольтного електроустаткування. Держтехвидав УРСР, 1959.
А. М. Залесский и Н. И. Бачурин. Изоляция аппаратов высокого
напряжения. Госэнергоиздат, 1961.
А. В. Михалков. Техника высоких напряжений в примерах и задачах.
«Высшая школа», 1965.
СОДЕРЖАНИЕ
ПРЕДИСЛОВИЕ......................................................  3
ВВЕДЕНИЕ............................................................ 5
Раздел I. Электрическая прочность
диэлектриков	13
Глава первая. Электрические разряды в газах........................ 13
§ 1—1. Роль газовой (воздушной) изоляции в элсктроустпнонках
высокого напряжения. Общая характеристика электрических
разрядов в газах................................................. 13
§ 1—2. Разряды в равномерном и слабонеравномерном полях. Иони-
зационные и деионизационные процессы в газах. Теория удар-
ной ионизации. Условие самостоятельности разряда ...	15
§	1—3.	Разрядное напряжение в равномерном поле.	Закон	Пашена	24
§	1—4.	Теория стримерного пробоя....................... 27
§	1—5.	Разряды в неравномерных полях................... 28
§	1—6.	Коронный разряд................................ 37
§	1—7.	Разряды при импульсных напряжениях.............. 47
§	1—8.	Разрядные напряжения при нестандартных	формах	воздей-
ствующего напряжения	 52
§’	1—9.	Разряды по поверхности твердых диэлектриков в воздухе .	54
§	1—10.	Дуговой разряд................................. 58
§ 1—11. Применение в электрических устройствах газов с повышенной
электрической прочностью......................................... 66
§ 1—12. Влияние метеорологических факторов на электрическую про-
чность воздушных промежутков..................................... 68
Глава вторая. Разряды в жидких диэлектриках...................... 73
§ 2—1. Жидкие диэлектрики в высоковольтных электрических устрой-
ствах. Характеристики жидких диэлектриков........................ 73
§ 2—2. Электрическая прочность жидких диэлектриков	....	75
§ 2—3. Опытные данные о пробое изоляционных масел ....	76
§ 2—4. Примеси и их влияние на электрическую прочность жидких
диэлектриков ..................................................... 79
441
§ 2—5. Применение барьеров, твердых покрытий и изолировка элек-
тродов для повышения разрядных напряжений жидких ди-
электриков ................................................ 83
§ 2—6. Контроль за состоянием изоляционных масел................... 87
Глава третья. Электрическая прочность
твердых диэлектриков .	............. 89
§ 3—1. Применение твердых диэлектриков в электрических установках 89
§ 3—2. Электропроводность твердых диэлектриков..................... 89
§ 3—3. Поляризация диэлектриков.................................... 90
§ 3—4. Диэлектричские потери....................................... 92
§ 3—5. Пробой твердых диэлектриков................................. 95
Раздел II. Изоляция установок
высокого напряжения	108
Глава четвертая. Изоляторы установок
высокого напряжения................................................108
§	4—1.	Назначение. Классификация. Требования к изоляторам .	.	108
§	4—2.	Изоляторы воздушных линий электропередачи .	.	.	.	111
§	4—3.	Опорные изоляторы.......................................125
§	4—4.	Проходные изоляторы.....................................130
§	4—5.	Изоляция для районов с загрязненной атмосферой ....	137
§	4—6.	Профилактические испытания изоляторов...................140
Глава	пятая. Силовые кабели	высокого напряжения.................152
§	5—1.	Назначение кабелей. Основные элементы кабелей ....	152
§	5—2.	Кабели с бумажной изоляцией с вязкой пропиткой на напря-
жение до 35 кв.....................................................153
§ 5—3. Маслонаполненные кабели и кабели под давление масла .	.	158
§ 5—4. Газонаполненные кабели .	..................	163
§ 5—5. Элементы электрического и теплового расчета кабелей .	. .	165
§ 5—6. Профилактические испытания изоляции кабелей. Определение
места повреждения кабельных линий..................................172
Глава шестая. Изоляция силовых трансформаторов.....................180
§ 6—1. Конструкции изоляции трансформаторов........................180
§ 6—2. Испытательные напряжения трансформаторов и выбор изо-
ляционных расстояний главной изоляции..............................186
§ 6—3. Градиенты в продольной изоляции обмоток трансформаторов
и способы их уменьшения .	...................189
§ 6—4. Контроль за состоянием изоляции трансформаторов в эксп-
луатации .	...................................199
Г лава седьмая. Изоляция обмоток электрических машин . .	. .	216
§ 7—1. Требования к изоляции электрических машин...................216
§ 7—2. Изоляция статорных обмоток высоковольтных машин .	. ,	217
442
/	.1 I ||llll|lll <|.||. I 11*11 • I lt< III III H >1 Illi II It.. I.....|.ii|Iii||................. l<
I | • 11 4 • I li II* M I III It 11	‘ ।
I’ll 1 /I Г ,t| III lll.tl I l|l I) III M| li I tll.lt III tll.l I II I I 'll.III.Il
yt I (I III Hilt II
Г'lllHU emhHil'l Illi, l »Л Mill I Ihl llhlf 111 11 hl I 11 I I Ihllhl, I/, I lHH hl/i II Ц/<, i llhllli i, I
Hull uililnlhl II Hill hhlHHu. *M //H/l/t'l »Л • ПН 4
§ H | I II Uhl HI 11* lll.llhli* I |) .1 11 (I | li 111M . I I < • 11Ы	.	" ’•'<
§ К " К .и h.t/iiii.ir ис I H.I I л I <i hi I i.k* ус i .iiioiikii	...	I.'i
H 3 I *r i у л и | ioiiji 11 ис п.шря женин iici i ыг;г!<’Л 1. 11Ы \ i рлпгформл горок 23(>
§ 8 4. Выгокоиолыпые испьиательные усчановки постоянного па
пряжения........................................................  241
Глава девятая. Генераторы импульсных напряжений и генераторы
внутренних перенапряжений.................................247
§9 1.	Одноступенчатый генератор импульсных	напряжений	.	.	.	247
§	9—2.	Многоступенчатые генераторы импульсных	напряжений	.	.	251
§	9—3.	Генераторы внутренних перенапряжений................258
Г лава десятая. Измерение высоких напряжений.........................261
§ 10—1.	Измерение высоких напряжений шаровыми разрядниками .	.	261
§ 10—2.	Электростатические вольтметры...............................268
§ 10—3. Емкостно-выпрямительные схемы для измерения высоких
напряжений .	.	 270
§ 10—4.	Делители напряжения.........................................272
Раздел IV. Атмосферные перенапряжения
в электрических установках и защита
от перенапряжений.................................................278
Глава одиннадцатая. Волновые процессы в электрических цепях .	.	279
§ 11—1. Отражение и преломление электромагнитных волн . <	.	279
§ 11—2. Эквивалентные схемы при волновых процессах...................287
§ 11—3. Волновые процессы в многопроводной системе	....	296
§ 11—4. Деформация и затухание электромагнит Unix боли. Влияние
импульсной короны на волновой процесс.............................301
Глава двенадцатая. Перенапряжения атмосферного происхождения
в воздушных линиях электропередач.................................306
§	12—1.	Грозовая деятельность. Методы измерения параметров молнии	306
§	12—2.	Параметры разрядов молнии по опытным данным ....	313
§	12—3.	Индуктированные перенапряжения на линиях электропередач	315
§	12—4.	Перенапряжения прямого удара молнии. Приближенный метод
определения числа грозовых отключений линий ....	319*
§	12—5.	Зашита линий напряжений НО кв и выше на металлических
опорах с помощью тросов....................................  329
443
Г лава тринадцатая. Грозовые разрядники............................329
§	§ 13—1. Назначение разрядников......................................329
§ 13—2.	Трубчатые разрядники......................................331
§ 13—3.	Вентильные разрядники.....................................338
.	§ 13—4. Контроль за состоянием вентильных разрядников в эксплуа-
тации......................................................353
-	Глава четырнадцатая. Защита электрооборудования электрических
*	станций и подстанций от атмосферных перенапряжений . .	355
3	§ 14—1. Защита от прямых ударов молнии..............................355
§	§ 14—2. Защита от электромагнитных импульсных волн, набегающих
§	с линии....................................................361
§	§ 14—3. Защита от набегающих электромагнитных волн подстанций
и распределительных устройств с вращающимися машинами 370
Глава пятнадцатая. Заземляющие устройства..........................375
§ 15—1. Назначение. Сопротивление заземляющих устройств .	.	.	375
§ 15—2. Заземляющие устройства на подстанциях и линиях электро-
.	передачи...................................................389
$
§ 15—3. Измерение сопротивления заземляющих устройств ....	398
$	Раздел пятый. Внутренние перенапряжения в электроустановках 403
г	Глава шестнадцатая. П еренапряжения при однофазных замыканиях
<	на землю в системах с изолированной нейтралью .	.	.	403
§ 16—1. Заземление нейтрали электрических систем..................403
,	§ 16—2. Перенапряжения при однофазных замыканиях на землю .	.	406
§ 16—3. Гашение дуги однофазного замыкания на землю путем ком-
5	пенсации емкостного тока..................................410
“	Глава семнадцатая. Перенапряжения при отключении емкостных цепей
и индуктивностей. Резонансные перенапряжения .	.	.	.	417
§ 17—1.	Перенапряжения при отключении емкостных цепей	.	.	.	417
§ 17—2. Перенапряжения при отключении индуктивностей............. 422
•	§ 17—3. Резонансные перенапряжения .	.............427
§ 17—4. Внутренние перенапряжения и способы их ограничения в даль-
них электропередачах ............................................ 430
J	Литератора . . , ......................................  •	• •	440

HFHA 99 КОП
1
ИЗДАТГЛЬОВО KMFBCKOIO УНИВГГ MfFTA
KHIBKAi KIH’)IIIA< IHIIOI1АРИ < N