БИБЛИОТЕКА ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
МОНОГРАФИИ, ОБЗОРЫ, РАСЧЕТЫ
Под общей редакцией В. А. ТОЛВИНСКОГО
3
3. П. ЧЕРНОГУБОВСКИЙ
ЗАЗЕМЛЕНИЕ НЕЙТРАЛИ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ СИСТЕМ
ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
ЛЕНИНГРАД
1934

БИБЛИОТЕКА ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
МОНОГРАФИИ, ОБЗОРЫ, РАСЧЕТЫ
Под общей редакцией В. А. ТОЛВИНСКОГО
3
3. П. ЧЕРНОГУБОВСКИЙ
ЗАЗЕМЛЕНИЕ НЕЙТРАЛИ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ СИСТЕМ
ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
ИЗДАТЕЛЬСТВО
ЛЕНИНГРАД
1934

Ленпромпечатьсоюз, тип. „Печатня". Прачечный пе^., д. 6

ОТ ИЗДАТЕЛЬСТВА,
Выпуская ряд брошюр под общим названием
„Библиотека электротехника", издательство ставит
себе целью заполнить, хотя бы частично, тот пробел,
который ощущается в нашей электротехнической
литературе.
Спрос на эту литературу в настоящее время
удовлетворяется курсами, книгами учебного
характера и журнальными статьями.
Курсы и учебники, посвященные отдельным
областям электротехники, могут каждому вопросу
уделить лишь место, соответствующее его
положению в комплексе с другими вопросами. Вследствие
этого, практическая и расчетная сторона в них
обычно получает лишь общее освещение.
Переиздание курсов и пополнение их новым материалом
происходит обычно через большие промежутки
времени, причем в курсы, как правило, включаются лишь
те вопросы, которые получили уже надлежащее
теоретическое оформление. За ответами на вопросы,
выдвигаемые быстро развертывающейся технической
жизнью, приходится обращаться к журнальным
статьям. Но журнальная статья ограничена объемом:
затрагивая тот или иной вопрос, она рассчитывает,
по существу, на читателей, уже работающих в
области этого вопроса.
Практический работник, вынужденный впервые
заняться новым вопросом, который еще не
освещен в соответствующих курсах или затронут в них
лишь в общих чертах, находится в очень трудных
3

условиях. Ему приходится затрачивать очень много
труда и времени на разыскивание и
систематизирование материала, разбросанного по отдельным
статьям в разных журналах, и притом
преимущественно в иностранных, а для этого у него обычно
нет ни времени, ни возможности.
Очевидно, что большое облегчение в положение
дела внесла бы организация издания специальных
брошюр, дающих: 1) систематизированный материал
по новым вопросам, 2) надлежащие обзоры (более
полные, чем то допускают журнальные статьи) и,
наконец, 3) практические расчеты, с которыми
сталкивается в повседневной работе инженер-электрик.
Удовлетворению этого спроса и должна служить
„Библиотека электротехника", на что указывает
подзаголовок: монографии, обзоры, расчеты.
Изд-во КУБУЧ

ПРЕДИСЛОВИЕ.
С ростом мощности электрических систем и все
повышающимися требованиями к ним в отношении
бесперебойности электроснабжения, ряд вопросов,
которые ранее не имели особого значения,
постепенно выдвинулся на передний план. К таким
вопросам относится вопрос о заземлении нейтрали
электрических систем, который в течение последних
20 лет не сходит со страниц заграничной
электротехнической печати. Сложность вопроса, однако,
и большое расхождение в практическом
разрешении его в ту пору, когда он не имел существенного
значения и зачастую решался случайно, является
причиной того, что и в настоящее время мнения
отдельных крупных представителей электротехники
в оценке применяемых способов заземления
нейтрали расходятся весьма сильно.
В СССР вопрос о заземлении нейтрали стал
привлекать к себе серьезное внимание лишь за
последние несколько лет, в связи с быстрым ростом
старых и сооружением ряда новых крупных
электрических систем. И без преувеличения можно
сказать, что в настоящее время он является одним из
наиболее боевых вопросов как в среде эксплоати-
руюЩих, так и проектирующих организаций.
Естественно, что при проектировании самой
крупной в Союзе Днепровской системы вопросу
о заземлении нейтрали было уделено весьма
большое внимание. Им пришлось заняться уже при
заказе основного оборудования для Днепровской
5

гидростанции, когда конфигурация системы и
предстоящие режимы ее работы не были еще
окончательно уточнены. В этой стадии работы речь шла о
заземлении нейтрали главных трансформаторов
гидростанции. Было совершенно очевидно, что
применение глухой нейтрали из-за тех больших мощностей,
которые устанавливались в системе, исключается.
Также отпала при выбранном для системы
напряжении 154 kV изолированная нейтраль. Оставалось
заземление через сопротивление того или иного
порядка. При заказе главных трансформаторов
Днепрострой остановился на нерезонирующих
трансформаторах фирмы GECQ, которые требуют, как
известно, глухого заземления, а в случае
заземления через реактивность — шунтирования последней
импидором. Вследствие этого, трансформаторы
Днепровской гидростанции имеют в нейтрали и м пи-
до р ы.
Однако, выбор способа заземления главных
трансформаторов Днепровской гидростанции не
определял собой окончательно способа заземления
нейтрали в других точках системы. Поэтому в тот
момент, когда необходимо было приступать к
заказу оборудования для 154 kV понижающих
подстанций, Днепрострой вновь должен был заняться
вопросом о заземлении нейтрали.
В решении вопроса в этой стадии автор
настоящей работы 3. П. Черногубовский принимал самое
деятельное участие. Тогда же (весной 1931 г.)
Днепрострой поручил 3. П. Черногубовскому составить
на эту тему доклад. Эго поручение было вызвано
предложением Организационного комитета по
составлению генерального плана электрификации
СССР, сделанным всем крупным
электротехническим организациям, представить ряд докладов по
основным вопросам электрических систем. Понятно,
что доклад 3. П. Черногубовского, предназначенный
для представления в Организационный комитет,
6

вышел далеко за пределы тех вопросов, которые
интересовали непосредстсенно Днепрострой,и
принял форму монографии. Позднее, осенью 1932 г.
извлечение из доклада 3. П. Черногубовского было
представлено Днепростроем на Международную
конференцию по мощным электрическим сетям
высокого напряжения, состоявшуюся в Париже
в июне 1933 г.
Учитывая тот интерес, который проявляется
в настоящее время в СССР к вопросу о
заземлении нейтрали, мы полагаем, что опубликование
работы 3. П. Черногубовского является весьма
своевременным и должно встретить живой отклик
среди электротехников.
По сравнению с докладом, представленным
в Организационный комитет по составлению
генерального плана электрификации СССР, печатаемая
ныне работа содержит ряд дополнений и
уточнений, в особенности, в части, касающейся
гасительных устройств. Это оказалось необходимым потому,
что оценка заземления нейтрали посредством
гасителей и установление пределов их применения
являются самой сложной частью всей проблемы
и вызывают наиболее острое столкновение мнений.
•^по?нтУтР^ В. Толвинский.

ВВЕДЕНИЕ.
При электрическом соединении в одну систему
целого ряда генерирующих станций и связывающих
их между собою и с потребителями линий
передачи, вопросы надежности и бесперебойности
снабжения энергией приобретают особое значение.
Действительно, выход из работы части системы может
привести при неблагоприятных условиях к перерыву
питания энергией промышленности района со
всеми вытекающими отсюда потерями денежными и
в выпуске продукции. Особенно тяжело отзываются
перебои в снабжении энергией на некоторых
отраслях металлургической и химической промышлен'
ности, не терпящих перерывов в рабочих процессах.
Отсюда вытекает то чрезвычайное внимание,
которое при централизованном распределении энергии
уделяется вопросам бесперебойности питания
абонентов.
Эксплоатация электрических систем нарушается
авариями, вызываемыми повреждением элементов
системы. Главное место занимают аварии,
обусловленные повреждениями изоляции электрического
оборудования. Борьба с этими явлениями сводится
к тому, что соответствующим проектированием
и эксплоатацией стремятся предупредить самую
возможность возникновения аварий, а также
уменьшить влияние возникших аварий на работу системы.
Наибольшее число повреждений в электрической
системе падает на линии передачи, особенно,
воздушные; наиболее частыми из них являются
замыкания на землю.
8

Таблица 7.
Подразделение повреждений на американских линиях
передачи электрической энергии (в процентах от общего
числа повреждений).
Наибольшее число
повреждений,
наблюдавшееся в
каких-либо
системах
Среднее (для всех
систем) число
повреждений ....
Наименьшее число
повреждений,
наблюдавшееся в
каких-либо систе-
Замыкания на
землю
с дного
полюса
97
69
30
_. _
Двух
полюсов
45
14
0

Двухполюсное
короткое

замыкание
51
11
0
Трех-
полюсное
короткое

замыкание
36
0
Данные табл. 1, заимствованной из доклада
подкомиссии по заземлению Американского
института инженеров-электриков [Л. 16] *),
характеризуют место того или иного рода повреждения
в общем числе их на линиях передачи США
(воздушных и кабельных). Как можно видеть,
преобладающая роль (в среднем 69% общего числа)
принадлежит замыканиям одной фазы на землю.
По данным статистики аварий в крупнейших сетях
Германии до 70—75% общего числа повреждений
*) Цифры в скобках [ ] указывают на порядковый номер
источника в указателе литературы.
9

на воздушных линиях передачи приходится на
замыкания проводов на землю.
На поведение системы при замыканиях на землю
существенное влияние может оказать способ
заземления нейтрали. Хотя число повреждений на 1 km
линий передачи энергии весьма сильно падает с ио-
Q0J
Г7
i—
4
1
i
т
№'h
j
-
921
\ 1
^
■^
J^**,
192Чг }
более б a? am
"«**.
^
еризамш
^
I
.%.аоз
I
i0M2\-
0,01
О 20 40 60 60 100 к?
Нзпряэ^ние сети
Рис. 1. Число повреждений на 1 km длины линий
(в сетях Саксонии).
вышением напряжения сети (рис. 1), однако, для
мощных систем высокого напряжения последствия
замыканий на землю значительнее, чем в
небольших сетях. Поэтому при проектировании мощных
электрических систем выбор способа заземления
нейтрали становится одним из ответственнейших
10

моментов. Вместе с тем приходится отметить, что
решение этого вопроса осложняется большим
числом влияющих факторов, а это приводит к
разнообразию способов и разнобою в практике
заземления нейтрали.
Настоящая работа ставит своей целью: 1) дать
сводку современного положения вопроса о
заземлении нейтрали мощных электрических систем как
с точки зрения практики, так и теоретического
обоснования отдельных способов заземления
нейтрали, 2) исследовать некоторые явления и 3)
установить главнейшие руководящие положения, которые
должны быть взвешены при выборе способа
заземления нейтрали. При рассмотрении приходится, по
необходимости, касаться большого числа
вопросов, так как с заземлением нейтрали оказываются
тесно связанными почти все важнейшие проблемы
электротехники высокого напряжения.
Ограниченный объем работы не позволяет, конечно, уделить
большое внимание самим этим проблемам: их
приходится касаться лишь постольку, поскольку это
требуется ходом рассмотрения основной темы; за
более подробными объяснениями надлежит
обращаться к основным трудам по высокому
напряжению, которые приведены в указателе литературы.
11

ГЛАВА ПЕРВАЯ.
Современное состояние заземления
нейтрали.
1. Два главных направления в решении вопроса.
Обычно принято различать в вопросе
заземления нейтрали практику американскую (США) и
практику европейскую (главным образом, германскую).
Однако, эти практики нельзя рассматривать как
незыблемые: развитие электротехники вносит
коррективы в господствующую практику заземления
нейтрали. Так, в США, классической стране
глухого зеземления нейтрали — в сетях с воздушными
линиями передачи весьма высоких напряжений, в
последние годы начинает внедряться заземление
нейтрали таких систем через сопротивление, а также
проявляется интерес и к другим решениям вопроса.
Точно так же в Германии, стране с почти
исключительным применением гасительных устройств,
раздаются голоса в пользу перехода в сетях с
напряжением 100 kV и выше к американской практике
заземления нейтрали, так как эта практика дает
более надежную эксплоатацию [Л. 13,14].
Отказ от глухого заземления нейтрали в
новейших мощных электрических системах США вызван
сильно возросшими токами короткого замыкания,
получающими, при все увеличивающейся связи
отдельных систем друг с другом, опасные значения.
В случае применения заземления нейтрали наглухо,
12

токи однополюсного короткого замыкания могут
возрасти до такой величины, что поведут к
удорожанию системы и уменьшат надежность
снабжения энергией, ухудшая, например, устойчивость
параллельной работы станций системы.
Современное состояние заземления нейтрали
в распределительных электрических системах США
представлено в упомянутом докладе подкомиссии
по заземлению Американского института
инженеров-электриков [Л. 16]. В табл. 2 приведены по
докладу подкомиссии сводные данные о способах
заземления нейтрали в США. Данные охватывают
32 крупнейшие компании. В табл. 2 под системой
разумеются линии, электрически соединенные между
собой, хотя бы они принадлежали разным
компаниям. Из этих данных можно заключить, что для
напряжений от 110 kV и выше в подавляющем
числе имеет место глухое заземление нейтрали
(около 95°/о—по протяженности—охваченных
отчетом линий передачи). Подкомиссия отмечает, что
для весьма высоких напряжений в целях
ограничения токов однополюсного короткого замыкания
намечается тенденция заземлять нейтрали через
сопротивление, активное или реактивное, или
заземлять лишь часть нейтралей трансформаторов
системы. Для систем с напряжением 66 кЛЛи ниже
практика глухого заземления менее
распространена, а именно, только 51% систем имеют наглухо
заземленные нейтрали.
Представление о том, в каком направлении шло
в США в течение последнего десятилетия
развитие методов заземления нейтрали, дает табл. 3,
которая содержит сводные данные о заземлении
нейтрали электрических систем в 1923 и 1931 г.
Из сопоставления этих данных легко заключить о
возросшем применении глухого заземления
нейтрали, а также заземления нейтрали через
реактивное сопротивление.
13

Данные о заземления
Напряжение
системы
в kV
1
154-220
20-132
100-110
45-66
34-44
23-33
14-22
11 -13,8
Всего для
всех систем
Суммарная длина
линий всех систем в km
2
3868
4431
14611
27797
7335
12915
6112
14474
91543
Заземлены наглухо
2
«и
ь
о
К
о
о
<
о
S2
У
3
6
8
15
26
32
28
40
14
169
Общая
длина
4
3458
4431
14008
20930
6955
6537
3220
8565
68104
и
ЁЗ s
W са
О. и
« о
5
89,4
100
96,0
75,3
94,9
50,6
52,7
59,2
74,5
Длиналиний
одной сети
i
со Ji
8 CQ
О
X OS
СО Св
Я я
6
1291
1407
2602
2505
1280
3325 2)
1122
3829
3829
к
5 g
5-5
а
о п
7
577
553,8
933,8
: 805
217,4
' 233,5
80,5
612
403
Заземлены че
сопроти
£>
О
к
о
о
8
1
2
10
И
и
25
Общая
длина
9
2053)
-1)
2236
-1)
4588
850
2338
10217
и
2 N
ас 2
« е,
Я1 со
2 а
CL и,
в н
И О
10
5,3
8,0
35,5
13,9
16,2
11,1
*) Сведений не поступило.
2) Частично включены кабельные линии.
3) Одна и та же система заземлена через активное сопротив
14

Таблица 2.
нейтрали в сетях США.
рез активное
вление
| Длина линий
| одной се;и
ксималь-
я в km
2 *
; а*
1 И
1 1
1 4103)
—
1820
1
2186^
850
414
2186
едняя
km
а
о о
12 |
—
—
1118
—
458,8
—
212,5
408,7
За:
землены через индук-
тивное сопротивление
ело систем
s
U1
13
1
1
1
2
1
3
14
23
Общая
длина
м
[роцентах
графы 2
н н
РЗ О
14 ! 15
205 3)
-1)
604
406
106
615
890
1848
4673
Длина
линий одной
сети
ксималь-
я в km
се cd
S я
16
1
5,3 4103)
1
4,0
1,5
1,4
4,8
14,6
12,8
5,1
604
406
63
615
778
443
778
0?
05
o«
о л
17 j
—
53
—
296,7
132
203,2
Работают с
изолированной нейтралью
исло систем
F
18
8
5
10
13
51
87
Общая
длина
со
19
-1)
г.
1
-1)
4225
274
1175
1152
1723
8549
и
gCN
й а
О о
р f-
00 О
Длина
линий одной
сети
О
* к
S *
S аз
20 | 21
15,2
3,7
9,1
18,8
11,8
9,3
2165
106
367
295
465
2165
едняя
km
о*
о и
22
528
54,7
117,5
88,5
33,8
98,3
ление на генерирующем конце, а через индуктивное—на приемном.
15

Таблица 3.
Сводные данные о заземлении нейтрали а США.
Способ заземления
нейтрали
электрических систем
По отчету 1923 г.
Общая
протяженность линий
электрических
систем
в кп
в процен-
' тах от
полного
По отчету 1931 г.
Общая
протяженность линий
электрических
систем
в km
в
процентах от
полного
Изолированная
нейтраль
Заземление наглухо .
Заземление через
активное
сопротивление •
Заземление через
индуктивное
сопротивление ....
Всего для всех
систем . . .
10280
29584
10382
161
50407
20,4
58,5
20,8
0,3
100
8549 . 9,3
68104 74,5
10217 11,1
4673 51,0
91543
100
Что касается систем с изолированной
нейтралью, то их число уменьшилось не только в
процентном отношении, но и по абсолютной
протяженности линий. Это объясняется переходом части
этих систем к тому или иному способу заземления
нейтрали из-за неприятностей в эксплоатации.
Таким образом, наиболее протяженные системы, и
притом наиболее высокого напряжения, имеют
в США нейтраль либо наглухо заземленную
(наибольшее число систем), либо заземленную через
реактивное сопротивление (несколько систем). Име-
16

ются, однако, системы с напряжением 44—140 kV,
которые продолжают работать с изолированной
нейтралью (сети Consumer Power C°, Montana
Power C°, Georgia Power C°).
Следует указать, что в 1921—1922 гг. в США
были сделаны попытки применения гасительных
катушек в сетях с напряжением 20—40 kV. После
почти двухлетней эксплоатации участка сети 44 kV
Alabama Power C° гасительная катушка была
снята, вследствие соединения этого участка сети
с остальной сетью, работающей с наглухо
заземленной нейтралью. Освободившаяся катушка
использована в сети Georgia Power C°. Через 10 лет
после указанного первого применения гасительных
устройств в США снова появляется интерес к
катушке Петерсена, и производится пробная эксплоа-
тация в сети 140 kV Consumer Power C°,
работавшей всегда с изолированной нейтралью. Катушка
предположена к работе в части сети 140 kV,
находящейся в центре нагрузки и состоящей из
одиночных, плохо защищенных от гроз воздушных
линий1).
В Германии до 1918—1920 гг. практика
заземления нейтрали была близка к таковой в США:
J) Во время нахождения рукописи в печати опубликованы
результаты эксплоатаиии гасителей в этой сети [Л. 92].
Работает компенсированной часть 140 kV сети с сбщей длиной
воздушных линий приблизительно в 365 ктпу связанная с
остальной 140 kV сетью помощью промежуточного трансформатора.
Установлены 2 гасительные катушки по 10773 kVA, 133 А,
81 kV, 60 пер/сек.
В случае непреходящего длительного замыкания на землю,
под действием токовых реле с независимой выдержкой
времени одна катушка шунтируется накоротко, другая
отключается вовсе. Система переходит к работе с одной зэземлен-
ной наглухо нейтралью, и действует обычная направленная
земляная защита.
Результаты эксплоатации в течение 2^2
лет—удовлетворительные. Примечание автора.
2. Черногубовсхий 3. П. 1'

нейтраль либо совсем не заземлялась, либо
заземлялась через сопротивление, и борьба с
перенапряжениями при повреждениях на землю велась
теми же способами, что и в США. После опытов
удачного применения разработанного Петерсеном
метода гашения дуги компенсацией емкостных
токов, основным способом заземления нейтрали
в Германии стал метод заземления через
гасительные устройства, вплоть до напряжения 220 kV.
Неразветвленные же сети сравнительно невысоких
напряжений работают в Германии с изолированной
нейфалью. Вопрос о способе заземления нейтрали
иногда предопределяется жесткими требованиями
почтового ведомства в смысле допустимого
воздействия на линии слабого тока. Несмотря на,
казалось, хорошие результаты эксплоатации систем
с гасительными устройствами, от времени до
времени в Германии все же высказываются мнения
(например, Rachel. Thoma [Л. 13,14] и др.) в пользу
американской практики заземления нейтрали для
весьма высоких напряжений, как дающей более
спокойную и надежную эксплоатацию системы.
Интересно отметить, что проект системы 380 kV
предусматривает наглухо заземленную нейтраль.
Вопрос о заземлении нейтрали является частью
важнейшей проблемы борьбы с авариями и их
воздействиями. Поэтому разное практики заземления
нейтрали в Германии и в США не могут не
сказаться на общих методах ведения эксплоатации,
на способах обеспечения непрерывности и
надежности питания абонентов энергией, на вопросах
резерва в системе и т. п.
2. Заземление нейтрали в разных странах.
Практика заземления нейтрали в других
странах использует в разнообразных сочетаниях и
с разными вариациями те же способы заземления
нейтрали, которые применяются в США и Германии.
18

Гасительные устройства, кроме Германии,
широко распространены также в Швеции, Дании,
Голландии, Австрии и Японии. В последней
установлено около 40 гасительных устройств в сетях
с напряжением 11—154 kV. В сетях с напряжением
20—80 kV применение гасителей дало очень
хорошие результаты: число выключений снизилось
в 2—3 раза. В сетях 110 и 154 к\Л однако, эффект
применения гасителей не столь ясен, и результаты
эксплоатации подлежат разработке. Наряду с
гасительными устройствами, в Японии широко
применяется также заземление нейтрали через большое
активное сопротивление, вплоть до сетей с
напряжением 154 kV. В Японии, как и в Германии,
густые сети слабого тока и большая плотность
населения заставляют уделять особое внимание
вопросам защиты линий слабого тока и выполнению
защитного заземления.
В Швейцарии для воздушных сетей
напряжением до 80 kV широко применяют гасительные
устройства. Сети 100 kV и выше имеют
преимущественно глухое заземление нейтрали. В
кабельных сетях применяют, главным образом,
заземление нейтрали через омическое сопротивление
сравнительно небольшой величины.
Во Франции для весьма высоких напряжений,
порядка 100 kV и выше, большая часть установок
имеет нейтраль либо заземленную наглухо, либо
заземленную чзрез небольшое сопротивление.
Существует, однако, несколько установок с незазем-
ленной нейтралью. Для средних напряжений
практика обратная, а именно, большая часть установок
работает с незаземленной нейтралью, имеются
также установки и с нейтралью, заземленной
наглухо или через сопротивление.
В Англии практика заземления нейтрали близка
к практике США. Так, главная высоковольтная
правительственная сеть Англии („Grid" Transmission
2* 19

System) напряжением 132 kV запроектирована
с наглухо заземленной нейтралью, а вторичная
распределительная сеть с применением
заземляющих трансформаторов. Такой способ заземления
найден наиболее эффективным, несмотря на
прохождение линий в густо населенных местностях и
проявляющееся влияние на линии связи [Л. 18].
Вообще считается хорошей практикой в сетях
с напряжением выше 35 kV заземлять нейтраль
либо наглухо, либо через сопротивление,
достаточное для ограничения токов замыкания на землю.
Для меньших напряжений применяют заземление
через небольшое активное сопротивление или
работают с изолированной нейтралью. Гасительные
устройства распространены очень мало и притом
в несложных сетях, питающих
сельскохозяйственную нагрузку, где вопрос о первоначальных
затратах играет главенствующую роль.
В Италии для сетей 100 kV и выше почти
исключительно применяется глухое заземление
нейтрали. Линии 200 kV Cardano-Chislago имеют
глухое заземление нейтрали у силовых
трансформаторов на обоих концах передачи. Опыт эксплоа-
тации этих линий за прошедшие два года не
внушает никаких сомнений в рациональности такого
метода заземления нейтрали: никаких
неприятностей в смысле влияния на линии слабого тока не
было [Л. 19].
Из других способов заземления нейтрали в
Италии широкое распространение получило
заземление через сопротивление, а также помощью
гасительных катушек и гасительных трансформаторов
(вторичные обмотки у последних используются
для питания измерительных приборов и приборов
синхронизации).
Состояние вопроса заземления нейтрали и
результаты эксплоатации различных способов
заземления в СССР еще ждут своей разработки. Наи-
20

более мощные 110 kV электрические системы
СССР, — системы Мосэнерго, Аенэнерго и Дон-
энерго, — работают с наглухо заземленной
нейтралью. Возникающие большие токи замыкания
на землю побуждают подвергнуть пересмотру
способ заземления нейтрали этих систем. Сети 35 kV
имеют нейтраль изолированную или наглухо
заземленную, иногда—заземленную через
сопротивление. Сети меньших напряжений обычно имеют
изолированную нейтраль, на генераторном же
напряжении — нейтраль, заземленную через активное
сопротивление. В настоящее время в воздушных сетях
35 kV, а также в кабельных 6 kV производится
опытная установка гасительных устройств.
220 kV Свирская сеть запроектирована для
работы с наглухо заземленной нейтралью на обоих
концах линий передачи.
Бурный рост электрических систем в настоящий
период коренной реконструкции
электротехнического хозяйства Союза, а также сооружение новых
крупнейших сетей высокого напряжения делают
вопросы заземления нейтрали весьма актуальными
и заставляют пересматривать некоторые ранее
установившиеся решения в заземлении нейтрали. Так,
самая мощная электрическая система СССР —
Днепровская — построена для работы на стороне
154 кV с нейтралью, заземленной через
реактивное сопротивление (на самой Днепровской станции
нейтраль заземляется через, так называемый, „импи-
дор"); воздушные сети 35 kV запроектированы
с гасительными устройствами.
Приведенные выше данные о применяемых
в различных странах способах заземления нейтрали
говорят о большом разнообразии в практике
заземления. Это объясняется тем, что в решение
вопроса по необходимости вовлекается большое
число факторов технико-экономических и
исторических. Действительно, на выбор того или иного
21

способа заземления нейтрали оказывают влияние
конфигурация электрической системы и ее
параметры; требования надежности и непрерывности
снабжения энергией, а также установившиеся
методы эксплоатации; развитие системы и соединение
ее с другими электрическими системами; требования
гибкости в коммутационных переключениях; защита
от перенапряжений и выбор изоляции элементов
системы; обеспечение устойчивости параллельной
работы станций при повреждениях на землю;
надежность и селективность действия релейной
защиты при замыканиях на землю; влияние
повреждений на линиях передачи энергии на линии
слабого тока; обеспечение безопасности при
замыканиях на землю (защитное заземление). Оказывают
влияние, разумеется, и вопросы стоимости.
Наконец, большая или меньшая распространенность
того или иного способа заземления нейтрали
зависит от истории и последовательных этапов
развития электротехнического хозяйства той или иной
страны.
Конечно, не все приведенные факторы играют
одинаково важную роль. Из дальнейшего
рассмотрения вопросов заземления нейтрали будет видно,
какой удельный вес имеют те или иные
соображения.
22

ГЛАВА ВТОРАЯ.
Работа электрической системы с
изолированной нейтралью.
Под системой с изолированной нейтралью будем
разуметь такую, в которой ни нейтрали силовых
трансформаторов, ни нейтрали генераторов или
искусственно созданные нейтрали (за исключением
нейтралей трансформаторов
напряжения) не имеют
соединения с землей. В такой
системе всякое повреждение
на землю проявляется в
искажении диаграммы фазных
напряжений, а также в тече- 1§К<* \
нии емкостных токов в
землю в месте повреждения.
Это иллюстрируется
общеизвестными схемами,
представленными рис. 2 и 3.
Величина тока замыкания
на землю / обычно мала по
^Ь>с'
Рис. 2. Диаграмма
напряжений и емкостных
токов при замыкаш и
фазы а на землю. /&',
1в — емкостные токи
здоровых фаз; U —
емкостный ток замыкания на
землю.
сравнению с токами нагрузки
и находится с ними в
квадратуре (при безиндукцион-
ной нагрузке).
Очевидно, что с точки зрения бесперебойности
снабжения наиболее желательной была бы работа
системы с изолированной нейтралью. В этом случае
23

0 £vvC
однополюсные замыкания на землю, которые, как
мы видели, составляют большую часть
повреждении изоляции, не приводили бы к отключению
поврежденных участков. Влияние же токов
повреждения на линии слабого тока сводилось бы
только к действию емкостных токов замыкания
на землю. Однако, такое решение непригодно
для современных мощных электрических систем
и остается уделом сравнительно маломощных
установок не очень высоких напряжений с
малоразвитой сетью.
Основная причина
кроется в
возникновении при
замыкании полюса
на землю
устойчивой, благодаря
значительным
токам заземления
таких систем,
емкостной
перемежающейся дуги.
Такая
перемежающаяся
заземляющая дуга может
сопровождаться
появлением опас-
Рис. 3. Распределение тока
повреждения при замыкании провода
на землю. 1а , 1Ь , /с —
емкостные токи в проводах; /е ', /е "—
токи в земле.
ных для системы перенапряжении, приводящих ко
вторичным перекрытиям и одновременному
повреждению различных элементов системы. Двойное
замыкание на землю (одно из наиболее неприятных
повреждений для эксплоатации) сопутствовало бы
таким системам. Пора эксплоатации систем с неза-
земленной нейтралью богата была такими
повреждениями, пока вопросам заземления нейтрали не
было уделено достаточного внимания.
Несмотря на столь важное значение
перемежающейся (или прерывистой) заземляющей дуги, до
24

сего времени нет единодушия во взглядах на при*
роду дуги и величину вызываемых ею
перенапряжений, а также нет достаточного числа опытных
данных, подтверждающих ту или иную теорию
заземляющей дуги. Такое состояние вопроса
объясняется разнообразием условий возникновения
дуги, а также теми трудностями, которыми
сопровождается осуществление всестороннего
исследования в реальных сетях, вследствие изрядного
числа переменных, влияющих на результаты.
3. Теории заземляющей дуги.
Налагающиеся друг на друга явления,
которыми сопровождается зажигание и потухание
заземляющей дуги, вызывают появление в системе
перенапряжений. При всяком изменении
параметров цепи в ней возникают переходные явления,
переводящие цепь из первоначального состояния
в конечное: изменение состояния не может
происходить мгновенно. Эти переходные явления
совершаются колебательно, с частотой
собственных колебаний электрической цепи, в цепях
с распределенными постоянными—в виде
блуждающих волн напряжения.
Большие и опасные перенапряжения,
сопутствующие емкостной заземляющей дуге, обязаны
своим происхождением явлениям колебательного
перезаряда емкостей системы.
Существует несколько теорий заземляющей
дуги. Из них теория заземляющей дуги Ch. Stein-
metz'a [Л. 24] объясняет происхождение
перенапряжений действием дуги, как проводника, так
называемого, „третьего класса", имеющего
отрицательное сопротивление, т. е.
сопротивление, уменьшающееся с увеличением тока. При
наличии такого проводника разряд емкостной цепи
25

сопровождается появлением налагающихся друг на
друга колебаний. На напряжение рабочей частоты
тока цепи налагаются весьма большие
напряжения высокой частоты, зависящей от параметров
цепи; таким образом, дуга ведет к
преобразованию промышленной частоты в высокую
колебательную частоту. По этой теории перенапряжения,
которые появляются в системе, могут достигать
10—11-кратного нормального напряжения (при
учете некоторых облегчающих условий). Мы не
останавливаемся более подробно на этой теории,
так как, по мнению самого Steinmetz'a, в
действительных сетях такие нарастающие
перенапряжения маловероятны потому, что в воздушных
линиях активное сопротивление слишком велико,
а в кабельных — индуктивное слишком мало;
такие явления могли бы возникнуть лишь в
обмотках больших высоковольтных трансформаторов
[Л. 25].
Другие теории заземляющей дуги расходятся,
главным образом, во взгляде на характер и момент
появления и исчезновения заземляющей дуги во
время переходных явлений. Теория дуги высокой
частоты, разработанная W. Petersen'oM [Л. 26],
полагает, что поведение дуги, собственно
потухание ее, обусловливается и следует частоте
собственных колебаний цепи заземления, тогда как теория
дуги нормальной частоты (J. Peters and J. Sle( ian)
полагает, что поведение дуги обусловливается
только частотой рабочего тока сети. Указанным
расхождением объясняются различные значения
перенапряжений, которые дают эти теории.
а) Заземляющая дуга частоты
собственных колебаний системы. Дая
однофазной цепи, изображенной на рис 4, явление
представляется протекающим следующим образом.
Пусть произошло замыкание на землю провода
фазы Ъ в тот момент, когда напряжение на нем про-
26

ходило через максимальное значение (относительно
земли) -\-Ерт. На проводе фазы а мгновенное
значение напряжения было /
при этом—Е .
Вследствие замыкания на (К l~CQ
землю, потенциал про- *
вода Ь становится
равным нулю, потенциал же
провода а должен
принять значение — 2Ерт >
так как источник
поддерживает напряжение
между проводами U
неизменным. Переход к новому состоянию на фазе а
происходит колебательно с частотой, равной
Рис. 4. Однофазная цепь при
замыкании на землю.
Л
1
2л \Г
Ч-са
(1)
где Lk — индуктивное сопротивление цепи, a Cfl —
емкость провода а относительно земли (оба приняты
для простоты
сосредоточенными) 2).
Что касается быстро
затухающего колебательного
разряда емкости поврежденной
фазы Ь (емкость Сь), то его
из рассмотрения исключаем,
так как он не имеет
существенного значения (первая
CadjZ
Гис. 5. Схема
замещения колебательной
однофазной цепи рис. 4
при возникновении
замыкания на землю.
амплитуда равна Ерт).
По теории колебаний амплитуда налагающегося
на нормальное напряжения на фазе а будет
uf=-^Pm-
(—£•) = —£
\ от * i
рт '
') Вначале влиянием емкости СаЪ между фазами
пренебрегаем (рис. 5).
27

й максимальный потенциал провода а достигнет
значения
^ = [-2^+(-^J] = -3£m.
Если учесть затухание колебательного
напряжения, то
и'= — 2Е —Е (1-е/),
^ и рт рт \ )*
где d—коэффициент затухания колебания.
Указанному потенциалу будет соответствовать
заряд на здоровом проводе а
Q = u'n.ca. (2)
При потухании дуги и восстановлении рабочего
состояния цепи, сумма нормальных зарядов должна
быть равна нулю, поэтому свободный заряд Q идет
на повышение потенциала проводов, растекаясь по
сети. Потухание дуги произойдет, как только это
позволит состояние искрового промежутка. Пусть
это имеет место при первом прохождении
суммарного тока из емкостного тока замыкания на землю
и тока колебания через нулевое значение, т. е. через
первые полпериода колебания, при максимальном
значении потенциала на проводе а. Добавочный
постоянный потенциал, налагающийся при потухании
дуги на сеть, будет равен
и Q-(l-g) ии'Са(л , "и п v ,^
^=С^+^=~2ТсГ(1_а)= 2*(1-^ <3>
где Ca = Cb, a коэффициент (1—а) учитывает утечку
заряда в течение промежутка времени до
возникновения следующего зажигания дуги.
28

Восстановление рабочего состояния цепи и
перераспределение заряда происходит помощью
колебательного процесса с частотой
Л= —7=Ц-=>/,, (4)
так как восстанавливается цепь, представленная
на рис. 6. После того, как колебание затухнет,
потенциал провода Ь будет
иметь значение
U»
*1
£/,--f-0 -«) + £■,, j» 51
где £. — мгновенное значение ^ис- 6- Схема заме-
* щения при потухании
напряжения на фазе о, поддер- дуги#
живаемое источником.
Если в следующий нолупериод рабочей частоты,
когда напряжение провода Ь достигнет максимума
или близкой к нему величины, произойдет снова
пробой и вторичное зажигание дуги, то явление
повторится. Потенциал проводов при каждом новом
цикле зажигания и потухания дуги будет все расти
до некоторого предельного значения,
обусловленного постоянными цепи. Очевидно, что растущий
потенциал провода Ь будет стимулировать
повторение явления. Кривые напряжения проводов а и Ь,
благодаря наличию гармоник с частотами f\ и /2,
будут искажены, как это показано на рис. 7 для
двух периодов.
С точки зрения возможности повторного
зажигания дуги наибольшее значение имеют те
напряжения, которые возникают на больной фазе: всё
возрастающие их значения облегчают повторное
зажигание дуги, даже если напряжение зажигания
при растягивании дуги возрастает. Но напряжения
на проводах а и b не могут расти беспредельно.
29

Если повторное зажигание произошло при переходе
напряжения фазы b через максимум, то
иА=иа^Еря-1и'я{\-а),
Ub = -Epn-±Uu{\-a),
V=Ua-Ul>=2Epm,
(5)
(6)
(7)
Рис. 7. Кривые напряжений при замыкании
фазы на землю (по теории Петерсена).
Когда емкость Сь шунтируется, Ub
становится равным нулю, а потенциал провода а путем
30

колебаний стремится перейти от начального
значения UA по уравнению (5) к конечному U=2E
Амплитуда колебания при этом
U,= U-UA. (8)
По окончании полупериода потенциал провода а
будет
U'a = U-\ (U-UA){\-d). (9)
После подстановки в уравнение (9) значений U и UA
из уравнений (5) и (7) и после преобразований
находим общее выражение для наибольшего
напряжения на здоровом проводе:
Uта = 2Ерт ' {T+dy+^ (1' Г J)' ' )
а на поврежденном проводе Ь соответственно
if = ^РТ— . fin
При отсутствии затухания и утечки заряда
/ПА /7/72
Если принять (1—а) = 0,95 и (1 — rf) = 0,95, то
ита °^^рт
И
если же принять каждый из коэффициентов
равным 0,9, то получим
Uma = WEpm
31

^=3,35^.
Приведенные значения перенапряженийявляются,
однако, преувеличенными, вследствие неучета
некоторых факторов, способных снизить предельное
значение перенапряжений. Роль такого фактора,
снижающего перенапряжения, играет емкость СаЬ
между проводами, которая всегда существует в
действительной сети. Благодаря тому, что схема цепи
при переходных явлениях в действительности имеет
вид, представленный на рис. 4, в момент зажигания
дуги происходит уравнительный процесс между
обеими находившимися под различными
напряжениями емкостями, протекающий практически
мгновенно, с очень большой частотой колебаний. Это
приводит к уменьшению величины UA, а затем,
при потухании дуги, и к уменьшению свободного
заряда. Если пренебречь утечкой свободного
заряда, т. е. принять а = 0, то получаем
(3-d)+C°b
ита = Щт (Г" (12)
(! + «*)+2 -£"
1 + Сс"
ить~*Ерш- _ П СаЬ- <13>
(l+cO + 2
С„
Влияние емкости, уменьшающее перенапряжения,
можно уяснить при сравнении уравнений (10) и(11)
с уравнениями (12) и (13).
32

В трехфазной системе явления протекают
совершенно подобным образом. При анализе
приходится только оперировать уже с мгновенными
значениями напряжений в трехфазной системе и
учитывать, что при повреждении фазы Ь (см. схему
на рис. 8) заряжаться будут колебательные емкости
двух остальных фаз, а при гашении дуги
постоянный потенциал V , остающийся на проводах
системы, будет при а = О уже не -j , a
V* = 1С "з-*7"' (14)
что приводит, в конечном счете, к более высоким
значениям перенапряжений как на здоровых, так
и на поврежденном проводе.
Выражения для них будут по Петерсену:
(2,5- а) +1,5^
UL = USEnm га-> (15)
(0,5 + rf) +1,5
т ' ?т СаЬ
3£„
иа = ~-~*т—с- (16)
(0,5 + с/) +1,5-^
Значения перенапряжений при заземляющей
дуге, вычисленные по формулам (15) и (16), (12)
и (13), приведены в табл. 4 и 5.
Из сравнения данных табл. 4 и 5 следует, что
в трехфазной сети значения перенапряжений больше,
особенно на больной фазе, и поэтому явления
будут протекать более жестоко. При этом надо иметь
3» Черногубовский 3, П, 33

Таблица 4.
Перенапряжения при прерывистой заземляющей
дуге в трехфазных сетях
(по отношению к амплитудному значению фазного
рабочего напряжения).
Перенапряжения
На здоровой фазе
поврежден, фазе
Постоянный потен-
При отношении емкостей
С а : Cab =3:1
d =0,1
3,96
3,64
2,64
d = 0,2
3,50
3,33
2,33
Са:СаЬ = 5:1
d = 0,1
4.5
4,0
3,0
d = 0,2
3.9
3,6
2,6
Примечание. В среднем можно принять, что д*я
кабелей отношение Са : СаЬ = 3. Для воздушных линий
передачи это отношение меняется от 2, при малых расстояниях
между проводами (линии 6 и 10kV), до 3 (для 35kV) — 5,5
(для HOkV и выше).
Таблица 5.
Перенапряжения при прерывистой заземляющей дуге
ь однофазных сетях
(по отношению к амплитудному значению фазного
рабочего напряжения).
Перенапряжения
На здоровой фазе . .
„ поврежден, фазе .
Постоянный лотен-
ЦиалУ^
При отношении емкостей
Са : Cab
с/= 0,1
3,72
2,86
1,86
= 3:1,5
d = 0,2
3,46
2,73
1.73
Ce:Ce, = 5:1.5
d = 0,1
4.12
3,06
2,06
d = 0,2
3,78
2,89
1,89
34

в виду, что сети более высоких напряжений имеют
меньшие коэффициенты затухания d (малы
активные потери в проводах и приборах) и утечки а
(лучше изоляция), чем сети меньших напряжений.
Поэтому величина перенапряжений в сетях высших
напряжений будет вообще выше, и явления,
связанные с заземляющей дугой, могут быть чреваты
большими последствиями.
Исходя из тех же положений, что изложены
были выше, и следуя, в основном, методу Petersen'a
при определении наибольших значений
перенапряжений при прерывистой дуге9 J. E. Clem [Л. 27]
нашел, что предельное значение этих
перенапряжений на здоровой фазе в трехфазной сети будет
райно:
1) при пренебрежении емкостью между фазами,
а также затуханием — 7,5 Ерт (наибольшее значение),
2) при учете влияния емкости СаЬ и затухания —
5,5 Е (в среднем). При этом принято, что
Са: СаЬ = 4, а коэффициенты затухания (1 — сГ) =
= 0,95 и (1—a) z=0,95. Получаются величины
несколько больше, чем по Петерсену при тех же
значениях коэффициентов затухания и том же
отношении частичных емкостей.
Таким образом, если принять, что явления при
замыкании фазы на землю происходят описанным
выше образом, то следует считаться с тем, что
в трехфазной системе возникают перенапряжения
с амплитудой до 4,5—5,5 кратного значения
нормального фазного напряжения. Если учесть, что для
изоляции коэффициент импульса при частотах
собственных колебаний реальных систем можно принять
равным 1, то эти перенапряжения следует признать
опасными и угрожающими приборам системы.
Вследствие емкостной и электромагнитной связи между
обмотками силовых трансформаторов, перенапряжения,
хотя и со сниженной амплитудой, переходят и на
3* 35

вторичную сторону 1). Перенапряжения
распространяются по всей системе и могут привести к
вторичным перекрытиям и одновременному
повреждению изоляции различных элементов системы: вся
электрическая система может подвергнуться
аварийному состоянию. Соответствует ли, однако,
действительности изображенная выше картина
протекания явления по теории Петерсена? Есть
основания сомневаться в этом; можно думать что
величины перенапряжений, рассчитанные Petersen'oM и
ClemoM, все же преувеличены, и что явления в
большом числе случаев протекают иначе, чем это
следует из теории заземляющей дуги колебательной
частоты.
Ь) Заземляющая дуга, следующая
частоте рабочего тока сети. Теория
заземляющей дуги, предложенная J. Peters and J. Slepian
[Л. 28] отличается от теории W. Petersen'a, главным
образом, тем, что предполагает как зажигание, так
и потухание дуги следующими рабочей частоте
тока. Величина постоянного потенциала К по этой
теории обусловливается не колебательными
напряжениями, а установившимися напряжениями
проводов при переходных явлениях. При этом
предположении величина перенапряжений получается
значительно ниже, чем по рассмотренной выше
теории. Протекание отдельных состояний проводов
по теории дуги рабочей частоты происходит
аналогично рассмотренному выше. Проследим вкратце
явления для случая трехфазной сети.
*) На величину переходящих на вторичную сторону
перенапряжений оказывают влияние: конструкция, параметры и
схема соединений обмоток трансформатора, а также параметры
вторичной цепи. С достаточной полнотой этот вопрос
исследован, например, в последней работе К. Palueff [Л. 78], правда,
для волн перенапряжений, вызываемых молнией.
36

Пусть фаза Ь (рис. 8) замкнулась на землю
в момент перехода напряжения на ней через
максимум Ub = — Ерт; мгновенные значения напряжения
двух других фаз при этом Ua — Uc = 0,5 Ерт.
Переход к новым значениям потенциалов на фазах
происходит в виде колебаний, быстро затухающих
в течение части полупериода.
Частота этих колебаний (при сосредоточенных
постоянных)
л=
1
1
2i.V2.C- • 1,51. 2жУ ZLD- Ca
(17)
так как по рис 9
С=Сл + Сс = 2Са при
ее Lk = 1,5 Lp .
емкость колебательной цепи
Са = С у а индуктивность
"RP-
'Csc
-7-—и—■rF44 \-a
I Ca±\±l±Cc
^Cj^jhj^7
Рис. 8. Схема трехфазной
системы с изолированной нейтралью
при замыкании фазы на землю.
h р А?]1
—п 1
Рис. 9. Схема замещения
системы рис. 8.
Максимальный потенциал здоровых проводов
в первый полупериод, в соответствии со сказанным
ранее, будет
U'A = (Ua-Ub) + [(Ua-Ub)-Ua] =
■2,5ED
-Ua-2Ub
рт,
37

т. е. такой же, как я в случае теории
колебательной частоты.)
Конечные
установившиеся максимальные значения
напряжения должны быть
U — 1,73 Ерт на здоровых
фазах, а на поврежденной
*/* = о.
При переходе тока
замыкания на землю через нуль
(точка а на рис. 10) дуга
гаснет. Освобождающиеся
при этом заряды на
емкостях Са и Сс приводят к
поднятию нулевой линии
напряжения, относительно
которой будут уже в
дальнейшем ориентироваться
явления, т. е. появляется
добавочный, налагающийся на
нормальное напряжение сети постоянный потенциал
Рис. 10. Кривые
напряжений в трехфазной сети
при замыкании фаз я на
аемлю (по теории Peters—
Slepian).
V =>-(
v g з \~
1.5^) =
pm !
если не учитывать утечки заряда в землю до
следующего зажигания дуги. Если, спустя некоторое время
(например, через полпериода) после погасания, при
переходе напряжения» в фазе Ь через максимум,
снова зажжется дуга, то максимальное значение
переходного потенциала здоровых фаз достигнет
значения
U„
•UA = Ua-2U> =
= -095Е-(-2-2Е„) = 3,&
"рт '
так
38
как максимальный потенциал фазы Ь равен
V'b = (-Epm+Ve)
•IE.

Установившиеся Значений потенциалов здоровые
фаз должны быть равны l,73Zs , а поврежденной—
нулю, как и в первом полупериоде. Поэтому
явления в дальнейшем будут повторяться без
увеличения максимального значения потенциала здоровых
фаз сгерх Ъ,$Ерт> а поврежденной сверх f2Epm.
Если и здесь учесть затухание колебания в
течение первого полупериода, а также утечку заряда
в землю, то рассчитанные значения
перенапряжений несколько снизятся: для здоровых фаз до
(3,1^2,8) Ерт, а на поврежденной—до (l,8-f-l,9) Ерт .
В случае однофазной сети подобным образом можно
получить, что Um = ^Epm. Таким образом, теория
дуги, следующей рабочей частоте тока сети, дает
меньшие перенапряжения, чем теория дуги
колебательной частоты.
Поскольку в действительности мы имеем дело
с линиями, емкость и индуктивное сопротивление
которых являются распределенными, то
рассмотренные выравнивающие процессы происходят в виде
блуждающих волн напряжения, возникающих в
месте повреждения и переходящих на здоровые
провода, главным образом, через обмотки
трансформаторов или генераторов (параметры их, как известно,
не оказывают влияния на амплитудные значения
проходящих волн напряжения). Наложение этих
блуждающих волн на напряжение, создаваемое
источником, и определяет величину U^). Как
показывают исследования, величина Uт не зависит от
схемы соединений обмоток (на рис. 8 показано
соединение звездой): схема соединений обмоток
оказывает влияние лишь на те переходные
процессы в трансформаторах и генераторах, которые
возникают под действием падающих волн
напряжения [Л. 29].
*) Um будет тем же при одностороннем питании.
39

4. Характеристика дуги и некоторые добавочные
соображения.
Ответ на вопрос о том, какая из рассмотренных
теорий заземляющей дуги *) более соответствует
реальным условиям и какие перенапряжения бывают
в действительности, можно получить лишь из опыта.
Весьма существенным является установление
момента потухания дуги.
Большая часть заземляющих дуг возникает на
открытом воздухе между металлическими
электродами, расстояние между которыми велико но
сравнению с поперечником электродов. Заземляющие
дуги на воздушных линиях передачи можно
рассматривать, как длинные открытые дуги,
электрическая прочность дугового промежутка которых
определяется отнюдь не электрической прочностью
близкатодного пространства, так как длина дуги
во много раз превосходит длину катодного
пространства 2). К сожалению, открытая длинная дуга
мало исследована.
Устойчивость дуги обусловливается состоянием
дугового промежутка. При существовании дуги этот
промежуток является проводящим, так как он иони-
*) Интересная теория перенапряжений при заземляющей
дуге разработана инж. Л. Е. Машкилейсоном. Исходя из того,
что переходные явления в реальных линиях с распределенными
постоянными проявляются в виде блуждающих волн, эта теория
дает величину перенапряжений, не превосходящую ЗЕт
Максимальная кратность перенапряжений на здоровых (разах
возникает в первый полупериод. Явление последовательного
нарастания перенапряжений может проявиться лишь в редких
случаях, при этом перенапряжения достигнут величины 3,5 — 4
Е т. Работа эта, к сожалению, еще не опубликована, и
указанные данные нам известны из доклада инж. Машкилейсона.
2) В случае малого дугового промежутка (например, при
пробое во вводе) явление протекает отлично от изложенного
ниже, и основную роль играет соотношение между скоростью
нарастания восстанавливающегося напряжения и скоростью
деионизации.
40

зирован. При прохождении тока в дуге через нуль
ионизация промежутка падает, промежуток
денонсируется и восстанавливает свою электрическую
прочность. Происходит это благодаря явлениям
рекомбинации ионов в стволе дуги и у поверхности
электродов, диффузии ионов за сечение дуги,
а также диффузии нейтральных молекул из внеду-
гового пространства внутрь его. Восстановление
дуги после перехода тока через нуль будет зависеть
от степени ионизации дугового промежутка и от
градиента приложенного электрического поля. Если
этот градиент остается меньше, чем пробивной
градиент промежутка, то дуга не восстанавливается,
она гаснет. Достижение промежутком достаточной
электрической прочности зависит от протекания
процесса деионизации при из*менеииях силы тока
в дуге.
Процесс деионизации происходит с конечной
скоростью и поэтому имеет место запаздывание
его относительно изменения тока в дуге:
ионизированное сечение дуги не поспевает — при
применяемых частотах — за изменением силы тока. Сечение
дуги при переходе силы тока через нуль зависит
от скорости исчезновения тока, т. е. от
произведения из силы тока на частоту; от этих факторов
зависит и гашение дуги.
Устойчивость дуги зависит еще от теплового
баланса в ней: от того состояния равновесия,
которое устанавливается между количеством тепла,
выделяемым в дуге, и теплоотдачей наружу, зависят
размеры дуги (сечение ее), оказывающие влияние
на процессы деионизации в ней. Опыты показывают
(Л. 32, 33 и 34), что, если нет сильного ветра, дуга
обладает в небольшой степени свойством
самопотухания также при рабочей частоте, особенно, если
она возникла на гирлянде изоляторов (см. § 12).
При больших частотах характеристика дуги
получает резко выраженный динамический характер.
41

и дуга становится трудно гасимой. Чтобы ускорить
гашение дуги требуются специальные меры а^я
усиления деионизации, например, обдувка дугового
промежутка или охлаждение электродов. Различие
в характеристиках дуги можно уяснить из
сравнения вольт-амперной характеристики дуги, близкой
к статической (с малой скоростью изменения силы
тока) (рис. На), с резко выраженной динамической
характеристикой (рис. 116).
а) и\
t
н
L
г
Рис. 11. Вольт-амперные характеристики дуги
переменного тока.
Можно полагать, что основное условие теории
дуги колебательной частоты, — дуга гаснет на
первой полуволне колебательной частоты, — вряд
ли имеет место даже при малых токах замыкания
на землю. Если же, таким образом, дуга гаснет не
в первый полупериод, а позже, то освобождающийся
заряд, а с ним и постоянный потенциал Vg9
налагающийся на нормальное напряжение системы,
будут меньше, так как в течение промежутка
времени т амплитуда высокочастотного колебания
снизится (рис. 7).
В тихую погоду, при больших токах и небольших
размерах электродов, может оказаться, что время
42

возрастет, и дуга потухнет при прохождении через
нуль тока замыкания на землю нормальной частоты:
осуществятся условия, предполагаемые теорией дуги
рабочей частоты сети. Необходимо указать, что
если на воздушных линиях передачи можно ожидать
протекания в точности описанных явлений лишь
в весьма редких случаях, то для кабельных сетей
это возможно, повидимому, еще меньше. Объснения
следует искать в том, что при малых дуговых
промежутках, которые здесь имеют место, а также
вследствие частичного разрушения изоляции дугой
и образования проводящего обуглероженного
промежутка, напряжение зажигания дуги невелико, и она
не будет гаснуть, восстанавливаясь при небольших
напряжениях на дуге. Поэтому в кабельных сетях
больших перенапряжений можно ожидать лишь при
больших токах замыкания на землю, когда
повреждения сопровождаются взрывоподобным разложением
компаунда (в муфте или кабеле), мгновенно деиони-
зирующим дуговой промежуток.
Максимальные значения перенапряжений при
прерывистой заземляющей дуге выведены на
основании некоторых общих положений с
пренебрежением ряда факторов. Такое рассмотрение
вынуждается теми непреодолимыми трудностями, которые
связаны со всесторонним теоретическим
исследованием вопроса, а также разнообразием условий,
которые в действительной сети могут встретиться.
Существенное влияние на результаты могут оказать,
кроме уже рассмотренных выше, следующие,
например, факторы:
1) момент зажигания дуги,
2) действительные значения коэффициентов
утечки заряда и затухания системы и потери
в ней,
3) положение места повреждения в системе
и конфигурация системы,
4) влияние присоединенной нагрузки,
43

5) возможность одновременного появления в
системе перенапряжений, обусловленных другими
причинами,
6) величина тока замыкания на землю и род
повреждения и др.
Из сказанного ранее легко уяснить важное
значение момента зажигания дуги. Действительно, если
дуга зажигается не при амплитудном значении
кривой напряжения, то амплитуда высокочастотного
колебания будет меньше, меньше будет и величина
перенапряжения. Существенным будет это влияние,
если момент зажигания дуги сдвинут относительно
максимума больше, чем на lU полупериода рабочей
частоты. Самая возможность такого сдвига
относительно максимума подсказывается тем, что трудно
ожидать, чтобы напряжение зажигания сильно
возрастало при втором и третьем появлении дуги по
сравнению с таковым при ее возникновении. Если
напряжение зажигания и возрастет, то лишь
вследствие раздувания дуги ветром и увеличения ее длины
и сопротивления. Таким образом, скажется
влияние атмосферных условий.
Эти последние условия окажут влияние и на
утечку линии. Если при нормальной сухой погоде
для воздушной линии 100 kV коэффициент
а ^0,03 -f-0,05 (для кабелей лишь 0,01 -:- 0,03), то
при дожде этот коэффициент может возрасти
вдвое - втрое, для линии же 10 kV — даже до 030.
На величину коэффициента затухания оказывают
влияние активные потери в трансформаторах, в линии
и в самой дуге. Для линий весьма высоких
напряжений (100 kV и выше) скажутся и потери на корону
при перенапряжениях. Влияние активного
сопротивления линии может оказаться столь значительным,
что система станет неспособной к колебаниям. Это
может, например, случиться тогда, когда
замыкание на землю в сети со значительным током
замыкания на землю возникло на участке линии
44

малого сечения, весьма удаленном от основной
системы *).
На величину перенапряжений при заземляющей
дуге окажет влияние и род повреждения провода
на землю, наглухо или через сопротивление.
Рассмотренные теории предполагали глухое замыкание
на землю. Если сопротивление в месте
повреждения не равно нулю, то амплитуда колебаний Uf будет
меньше, максимальные перенапряжения также. При
длительном существовании дуги сопротивление ее
сильно возрастает (см., например, кривую на рис. 12),
особенно под
воздействием ветра. Поэтому
величина
перенапряжений не будет равна
начальной, а будет падать
с течением времени,
благодаря увеличению
сопротивления дуги.
Влияние нагрузки
на перенапряжения
скажется как на
коэффициенте затухания, так
и на частоте
колебаний. Вообще в
возникающих переходных
явлениях в системе
принимает участие вся
система, в том числе
и сеть на вторичном
напряжении. Безиндук-
ционная нагрузка этой
сети скажется, если она преобладает, в сильном
затухающем действии. Индукционная же нагрузка
окажет влияние на частоту переходных колебаний.
*) Предполагаем в то же время, что условий резонанса
индуктивности этой линии с емкостью системы нет.
45
A Q
20
16
А
30 12
20 в
40 Ч
L
Длиты
'С
*
)
1Ьн
/
/
осп
Вп
f
0
Tit!
let
(
2
t
-~l
>
L
\
"T
0
'
/'
f
4
3
1СЛ
m
13
12
9
6
3
0 периодов'
пво&вния
Рис. 12. Данные о дуге в 75 kV
сети, частота тока 30 пер/сек.
Кривая А—сопротивление дуги
(мгновенное) в Q; кривая В —
длина дуги в т\ кривая С-
амплитудные значения силы тока
в А.

Наибольшее влияние нагрузки будет в
распределительных сетях сравнительно невысоких
напряжений (до 10 kV).
Разумеется, перенапряжения при замыканиях на
землю будут иметь большие значения и более
тяжелый характер, если на них накладываются
перенапряжения от других причин или последствия
действия таковых. Замыкания на землю могут
совпадать по времени с появлением в системе
коммутационных перенапряжений, поэтому нет ничего
удивительного, если наблюдались на трехфазных
линиях весьма высоких напряжений перенапряжения
~ 5,5 :— 6,0-кратные нормальному фазному
напряжению сети.
Что касается влияния силы тока замыкания на
землю, то выше уже отмечалось ее влияние на
гашение дуги. При больших токах, большое сечение дуги и
большой объем ионизированного воздуха в пламени,
образованного такой дугой, будут облегчать
возникновение ее при меньших напряжениях. С другой
стороны, благодаря возникающим у такой дуги
электродинамическим силам и токам воздуха, вызываемым
выделяющимся в ней теплом, дуга растягивается,
сопротивление ее растет, растет и напряжение
зажигания. Благодатное влияние сопротивления на
перенапряжения отмечалось уже выше. Однако,
несомненно, что открытая дуга, растягиваясь, может
получить очень большие длины (наблюдались дуги
длиной во много десятков метров) и приведет к
межполюсному замыканию на землю, сопровождаясь
жестоким повреждением проводов и изоляторов линии.
Заслуживающим обсуждения является вопрос о том,
какой ток является предельным с точки зрения
самой возможности возникновения перемежающейся
заземляющей дуги, связанной с перенапряжениями.
Этот вопрос сводится к установлению того
наибольшего тока замыкания на землю, при котором
сеть может работать с изолированной нейтралью
46

без опасения появления в системе опасных
перенапряжений (см. § 6).
5* Опытные данные о перенапряжениях,
вызываемых заземляющей дугой.
На поведение прерывистой дуги и величину
перенапряжений, ею вызываемых, влияет большое
число факторов, не всегда поддающихся анализу
и учету. Поэтому решающего ответа на вопрос
о величине перенапряжений, возникающих в системе
с изолированной нейтралью, приходится искать
путем опытов как в лабораторных условиях, так,
особенно, в реальных сетях.
а) К числу интересных испытаний в
лабораторной обстановке следует отнести испытания,
описанные J. Peters and J. Slepian [Л. 28]. Испытания
были произведены на схемах, осуществляющих
условия для однофазной сети с изолированной и
с заземленной нейтралью. Емкости,
соответствующие отдельным фазам, менялись в широких
пределах, индуктивности также. Изменение параметров
производилось для того, чтобы проверить данные
теорий заземляющей дуги для различных условий.
Так, если емкость, замыкаемая накоротко,
значительно меньше остающейся, то перенапряжение на
здоровой фазе по теории дуги рабочей частоты
должно уменьшиться по сравнению со случаем,
когда Са = Сь у по теории же колебательной частоты
должно произойти обратное.
Дуга вызывалась выключением особого
разъединителя с контактами малого сечения, дуговые
промежутки применялись малые. Кривые
напряжения снимались магнитным осциллографом.
Результаты испытаний дали перенапряжения, не
превышающие на больной фазе 2 -f- 2,5 Ерт , на
здоровой— 3,04- 3,5 Ерщ (больше всего—до ЗЕрт). Для
47

случаез Са ~/~ С() получались напряжения даже меньше
тех, которые даются теорией дуги рабочей частоты1).
Рассмотрение осциллограмм показывает, что
дуга обычно зажигалась и тухла при амплитудном
значении 60 пер/сек. волны напряжения. Только
при малых значениях емкостей и тока через дугу
наблюдалось погасание, близкое по характеру
к тому, которое требуется теорией Петерсена, но,
отнюдь, не при переходе высокочастотного
колебания через первый максимум, а значительно позже,
когда эти колебания существенно затухали.
Strcm a ch
tJ 92.3 km
т-20\
Croton JJam
ч<?0 пер/сек
l*№QkVA
Линия 1-20 S49
2А2к,
г/и!
Т-20
LJ Grand Rapids
63 к n
26 6km
S49
Ц£кт
\U5'8
mm
Съ'55,7mm2
36,7 mm*
Рис. 13. Схема подвергавшейся испытаниям сети 75 kV.
Расстояние на схеме измерены от Croton Dam.
Результаты этих лабораторных испытаний дают
величину перенапряжений и поведение дуги,
близкие к тем, которые вытекают из теории дуги
рабочей частоты.
Ь) Экспериментальное исследование явлений при
заземляющей дуге в реальной сети было
произведено в США в системе Consumer Power CQ [Л. 35].
В трехфазной 75 kV сети, представленной на рис 13,
*) Для схемы, эквивалентной системе с заземленной ней-
тралью, величины перенапряжений получались меньше.
43

производились замыкания на землю средней фазы
в различных точках системы разными способами:
1) помощью медной проволоки, наброшенной
на фазу, 2) помощью заземленного провода,
приближаемого и удаляемого от фазы или,
помещаемого на разрядном расстоянии от фазы, 3)
помощью заземленного куска зеленого дуба,
движущегося у фазы, 4) помощью проводника,
качающегося у земли. Для измерения напряжения
применены были магнитный осциллограф и
клидонографы на всех фазах. К осциллографу напряжение
подводилось от водяного потенциометра,
сопротивлением 500000 омов. При измерениях менялась
длина присоединенной линии, соединение обмоток
питающего силового трансформатора и
сопротивление в его нейтрали, а также место образуемого
замыкания на землю. Результаты измерений при-
ведены в табл. 6.
Как можно видеть из табл. б, наивысшее
напряжение на здоровых фазах, измеренное
осциллографом, не превосходит. 2,8-кратного значения
фазного напряжения, а измеренное клидонографом —
3-кратного фазного. Напряжение на больной фазе
никогда не превосходило напряжения здоровых.
Так как ни в одном случае показание
клидонографа не превосходило показаний осциллографа
больше, чем на 15°/о, то отсюда можно заключить,
что не имело место значительных напряжений
высокой колебательной частоты, выходящих за пределы
измерения осциллографом. Напряжение на нейтрали
(относительно земли) колебалось в пределах от 56
до 180% от фазного (амплитуда).
Из некоторых осциллограмм видно, что при
каждом замыкании на землю на больной фазе
возникали стоячие блуждающие волны, образованные
последующими отражениями волн у концов линий
и у заземленной точки. Они проявляются в виде
затухающих колебаний в волне тока и напряжения
4' Ч-рногубо»с ни 3.' II 49

Сводка данных о наибольщях наблюденных неренапряже
Длина
линий
km
2,42
26,6
45,0
59,5
59,5
59,5
59,5
45,0 !
45,0
59,5
151,2
151,2
216,0
151,2
216,0
216,0
Место

повреждения
Croton
•
w
»
Walker
Croton
Walker
Croton
»
»
*
Walker
Croton
Stronach
Walker
Stronach
Схема
соединений
обмоток

трансформатора
А/А
»
»
V
»
»
»
ш
Л/Л
»
w
'
V
»
»
*
Число |
ОПЫТОВ 1
1 1
3
-6
8
И
4
2>)
21)
4
4
5
3
2
3
2
2
2
') При этих испытаниях на 75 HV на каждой фазе
50

Таблица 6.
виях hi здоровых фазах вра изолированной нейграли.
Наибольшие леренапряжения (кратные нормальному)
По
клидонографу
2,3
2,1
2,9
1,8
1,4
1,4
1,4
2,5
2,5
2,1
2,7
2,8
2,8
2,8
3,0
2,9 J
По осциллографу
у Croton
фаза Т
2,1
2,5
2,1
2,3
—
—
—
2,1
2,1
2.1
2,3
2,3
2,5
2,4
2,4
2,4
В
2,6
2,6
2.6
2,4
у Walker
фаза 7
—
—
—
2,3
В
—
—
—
2,5
2,1 I 2,1 2,4
2,2 ! 1,9
2,1 2,1
1
2,2 | -
2,3 i -
2,5
2,5
2,6
2,6
2,7
—
2,2
2,2
2,5
2,5
2,7 2,5
2,8
2,3
2,1
2,5
—
—
2.4
2,6
2,6
2.7
2,6
2.5
у Croton'а были подключен» разрядники.
4»
и

больной фазы с частотой, соответствующей частоте
собственных колебаний линии и зависящей,
следовательно, от расстояния до ее концов. При
нескольких линиях разной длины получается сложная
кривая напряжения из-за налагающихся колебаний
различных частот.
Если даже наблюдались случаи, когда дуга
зажигалась через каждые полпернода (однако,
нормальной частоты), то все же колебания были
небольшой амплитуды и наибольшее напряжение здоровых
фаз не превосходило 2,4-: 2,6 Ерт, причем дуга
зажигалась не обязательно при амплитуде
напряжения, т. е. при сдви-
3Q ,—j—[—1—(—j—!—^ ] п ге 90°: в большом числе
случаев дуга
зажигалась одинаково успешно
при сдвигах от 45
до 90°.
Как и следовало
ожидать, в случае
замыкания на землю через
большое сопротивление
Рис. 14. Влияние длины вклю- (например, перемежаю-
2,0
КО
L-
г
4iU
■/'
J™X ..
.__
—
-
U к
т
t
—1
зо wo 130 гоо
ченных линии на величину пере
напряжений. Кривая / —
максимальные перенапряжения hi
фазе В: 2 — то же на фазе Т\
3 — средние перенапряжения на
фазе В; 4 — то же на фазе Т.
щимся касанием
заземленного куска дерева)
величины
перенапряжений были значительно
меньше. Это и понятно,
так как при этом
уменьшались сдвиг на нейтрали и, следовательно,
амплитуда колебаний, а затухание системы
возрастало.
Как можно видеть из рис. 14, при изменении
длины линии, перенапряжения, хотя и постепенно,
но вполне определенно возрастали с длиной линии.
Другие факторы, как-то: схема соединения
обмоток трансформатора, положение измерительного
устройства,—у подстанции или у открытого конца
^2

линии,—не оказывали влияния. При заземлении
нейтрали величина перенапряжений падала.
На основании изложенного можно заключить,
что при учете коэффициента затухания (см. § 3 Ь)
результаты испытаний дают хорошее совпадение
с тем, что вытекает из теории заземляющей дуги,
следующей рабочей частоте тока сети.
с) В некоторых трехфазных -высоковольтных
сетях Германии с напряжением 15 -:- 100 kV
произведены были измерения перенапряжений путем
установленных в закрытых распределительных
устройствах регистрирующих трехфазных клидонографов.
Измерения охватывали как сети с изолированной
нейтралью, так и сети с гасительными устройствами.
Здесь мы приведем результаты наблюдений над
перенапряжениями при замыканиях на землю в двух
воздушных и четырех кабельных сетях с
изолированной нейтралью [Л. 36]. Данные получены в
результате только наблюдений, а не специально
поставленных испытаний, поэтому они более скудны, чем
вышеупомянутые, и о протекании явлений мало
говорят. На рис. 15 представлены данные о
величине перенапряжений для двух сетей. Как можно
видеть из рис. 15, наибольшее значение
перенапряжения при замыкании на землю в 15 kV сети
в одном случае достигало 4,5 Ерт. Существовало
это перенапряжение в течение многих секунд,
возможно, минуты. Наибольшее наблюденное в сети
100 kV перенапряжение, возникшее в бурю из-за
нахлестывания защитного тросса на провод, достигало
значения 3,5-кратного от нормального фазного.
Продолжалось оно несколько часов и привело к
повреждению изоляторов и защитного тросса. Наибольшее
число перенапряжений имеет значение 2 ~
2,5-кратное от фазного. Удивительным является появление
на 15 kV линии столь высокого напряжения: не
исключена возможность совпадения era с
перенапряжениями, вызванными другими еще причинами.
53

Наибольшее наблюденное в кабельных Сетях
перенапряжение достигало 2,5 Ерт. Однако, нет
уверенности, что оно вызвано было замыканием на
землю. Напряжения, которые наблюдались в двух
случаях глухого замыкания на землю, не давали на
здоровых фазах напряжений* превышающих
линейных.
Приведенные* выше соображения и опытные
данные склоняют к мысли о том, что, повидимому,
5s
Перенэпряжения рри звмЫкШях
на землю
! во
И
8 00
$ 40
20
1
в
1
Й
ню %-т I
■к
■ ш
й)Ь& бремя грозы
■
1
8
в
1
в
ЮО % -26 I
т .
Ъ) 6 обЫмЫх условиях
В
JL
I
JL
JL
100 % -- 41 \
J9, ■
_П_
В сети
13 к V
В сетях
15-100 К V
3 сетях
15 -100 к V
1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 U0 Ц,5 5,0 £;£,
с) среднее /аз наблюдении
Рис. 15. Перенапряжения в сетях с изолированной
нейтралью.
большее право на существование имеет все же
теория дуги рабочей частоты тока сети. Однако,
произведенные испытания и опыты нельзя назвать
исчерпывающими и охватывающими все возможные
наиболее тяжелые сочетания обстоятельств в
реальной действительности. При проектировании же
54

Именно эти условия йажно учесть дЛя обеспечений
надежной работы установки. С этой точки зрения
излишний оптимизм в оценке амплитуды
возможных перенапряжений может принести лишь вред.
Поэтому осторожнее оперировать значениями,
близкими к тем, что даются в табл.4 (не следует
забывать о возможности наложения перенапряжений от
других причин) до тех пор, пока дополнительные
широко поставленные опыты (в частности, у нас
в СССР) не внесут исчерпывающую ясность в вопрос
о природе заземляющей дуги и о величине
перенапряжений, ею вызываемых.
б. Пределы применения изолированной нейтрали.
Мы столь подробно останавливались на вопросе
о возможном значении перенапряжений при
заземляющей дуге потому, что их величиной
ограничивается самая возможность применения
изолированной нейтрали в электрических системах.
Действительно, если величина этих перенапряжений опасна
для элементов установки, то работать с
изолированной нейтралью нельзя. В табл. 7 представлены
данные, касающиеся изоляции существующих
воздушных линий, выбираемой обычно из соображений
обеспечения грозоупорности линий, т. е.
противостояния их воздействию атмосферных
перенапряжений.
Из данных табл. 7 можно заключить, что
применяемая изоляция для линий до 220 kV не
внушает опасений, если даже считаться с
возможностью возникновения наибольших когда-либо
случавшихся перенапряжений, равных 5,5-^-6-кратному
от номинального (они являлись, видимо,
результатом наложения друг на друга перенапряжений от
разных причин). Ограничивающей является
изоляция аппаратуры и силовых трансформаторов.
55

Таблица 7.
Данные об изоляции современвых воздушных
линий передачи.
Линейное Фазное на-
напря- ' пряжение
(эффектив-
жение
сети
kV
ное)
kV
Число
I
элементов j-
I
в гирлянде |
(в среднем) !
I Сухое разрядное
напряжение гирлянды при
1 50 пер/сек.
kV

(эффективное)
по
отношению
к
фазному
35,0
(66)
(88)
110
(132)
154
220
20,2
38.1
50,8
63,6
76,3
89,0
127,0
200
303
355
400
460
530
669
9,9
8,0
7,0
6,3
6,0
5,95
5,2
3
5
7
9
10
13
На рис. 16 представлены испытательные
напряжения по нормам разных стран в зависимости от
номинального напряжения. Необходимо оговориться,
что сравнивать эти значения непосредственно
с возможными перенапряжениями в системе нельзя,
так как испытательные напряжения, строго говоря,
не дают критерия о действительном состоянии и
работе изоляции. Испытательные напряжения
являются, по существу, удобным, в смысле
производства поверки способом, которым можно
обнаружить, главным образом, заметные дефекты в
изоляции прибора, выпускаемого заводом.
Испытательные напряжения, по крайней мере, в том виде,
в каком они формулируются существующими нор-
56

мами, имеют целью проверить качество изоляции
в новом изделии, а также проверить влияние
первой сборки на электрическую прочность изоляции.
Однако, в процессе перевозки и монтажа
прибора могут появиться добавочные напряжения в
S «
*^
со gj
йГ о
5 °
s 9".
VflT 1
iff
\ \ Гч 1 1 1 1 1 1 1 i i '
МП^ГЧ Mill M 1 1 1 \
ГЧЛО^^ j
I >i/ IN^LJ-J 1 L J 1 1 iXI-j
I 4 .J -J J -i
III
l1 I. LIU. .44И 1
W 20 l>0 60 60 100
Линейное /напряжение t, и em емbi
№
Рис. 16. Кривые испытательных напряжений.
Кривая а — по нормам VDE ! REH для
аппаратур ,i (5 мин. — 2, 2 Е + гО kV); кривая Ь — по
нормам VDE | RET для трансформаторов
(1 мин. —1 ,75 Е -{- 15 kV); кривая с — по
нормам AIEE на аппаратуру [1 мин. —
(2,25 Е-f-2). 1,15]; кривая d — по нормам
на трансформаторы IX РЭС, AIEE, SEV.
(\ ми t-2E + lkV); кривая е-0,8.0,75 — (',6 от
величин кривой d; кривая/—0,6 от величин
кривой Ь.
материале, которые, несомненно, отзовутся на
поведении его в эксплоатации. Этими соображениями
и объясняется, почему для приборов после их
монтажа испытательные напряжения рекомендуется
понижать против тех их значений, которыми
57

приборы были HcnbifaHbi ни Заводе. Так, например,
в Англии это снижение принимается равным 25% от
Стандартного испытательного напряжения, в США
рекомендуется снизить его на 15% [Л. 37]1). В
указанном снижении некоторую роль играет, несомненно*
боязнь, что всякое повторно приложенное
повышенное напряжение оставляет после себя след в
изоляции (речь идет об изоляции с содержанием
органических веществ, которая в современных
приборах преобладает).
Приведенные соображения должны усугубляться
в отношении прибора, уже находившегося в экспло-
атации. Действительно, всякого рода
перенапряжения, которые имеют место в эксплоатации, всякие
добавочные механические воздействия, вибрации,
значительные изменения температуры, воздействие
температур, близких к предельным допустимым, и,
наконец, химические агенты не могут не ухудшать
со временем свойств диэлектрика. Правда, самый
факт принятия испытательного напряжения
значительно повышенным против действительно
имеющегося в нормальной эксплоатации учитывает
допустимость кратковременных перенапряжений
некоторой величины, а также возможность старения
изоляции. Однако, повторные длительные
перенапряжения, возникающие при замыканиях на землю
в системах с изолированной нейтралью, должны
привести к существенному сокращению длительности
службы прибора. Чтобы это пагубное влияние
перенапряжений устранить, надо выбирать изоляцию,
приняв во внимание перенапряжения при
заземляющей дуге.
Если принять, что для приборов, находящихся
в эксплоатации, допустимо кратковременное действие
*) По тем же соображениям испытательное напряжение для
силовых кабелей после их укладки снижается по нашим
союзным нормам, одобренным IX ВЭС, до 1,5 Е против 2£+ 1 kV
на заводе.
58

напряжения,равного75% от стандартного испытатель*
ного (подобная формулировка имеется, например, в
пояснениях к швейцарским нормам на защиту от пере*
напряжений [Л. 38]), и учесть добавочным
коэффициентом 0,8х) влияние длительности перенапряжений
при замыканиях на землю (принимаем длительность
эту в 30 мин.), то получим, что перенапряжения в
Системах с изолированной нейтралью не должны
превосходить величин, определяемых кривыми ей/
(рис. 16), которые построены по кривым bud.
Прямая к дает перенапряжения в соответствии с
теорией дуги колебательной частоты.
Пересечение кривых с прямой указывает на предельное
напряжение сети, для которой допустима
работа с изолированной нейтралью (в кабельной
сети ограничивающей является изоляция самого
кабеля). При принятых нами коэффициентах
получается, что в случае изоляции, удовлетворяющей
нормам VDE, предельным является напряжение
6 kV 2). Чтобы повысить этот предел, необходимо
пойти на усиление изоляции приборов, что связано
с сильным удорожанием сети. В случае сетей,
питаемых непосредственно от генераторов, такая
*) Этот коэффициент определяем по формуле Montsinger
[Л. 79], найденной из опыта, а именно:
*-A.(. + ffl. 04
где Е—электрическая прочность при времени Т минут; о —
коэффициент, зависящий от рода изоляции, характеризуется
отношением 1 мин. электрической прочности А к таковой при
длительном приложении напряжения (7" = оо). Для слоез
прессованной изоляции в масле можно принять а = 0,675. Тогда
для Т = 30 мин. имеем EjA = 0,8.
2) Если ориентироваться на перенапряжения по теории
дуги рабочей частоты, то предельное напряжение будет
выше.
59

работа вообще недопустима, в виду большой
чувствительности их к перенапряжениям 1).
Надо, однако, считаться с тем, что и в таких
сетях, при достаточной величине тока замыкания
на землю, — вследствие раздувания открытой (на
воздушных линиях) дуги собственным теплом или
ветром, а в приборах и кабелях (трехфазных),
вследствие повреждения изоляции теплом, выделяемым
в дуге,—замыкание на землю приведет к
межполюсному короткому замыканию, при одновременном
повреждении места существования дуги. Необхо*
димо также иметь в виду, что влияние на линий
связи сильно выраженных высших гармоник в токе
повреждения, а также емкостных токов нулевой
последовательности потребует при больших силах тока
соответствующих мер защиты линий связи.
В случае сети с незаземленной нейтралью и с
большими емкостными токами замыкания на землю,
работающей на генераторном напряжении,
добавочные ограничения налагаются величиной
допустимой для данной конструкции генератора
несимметричной нагрузки емкостными токами. Исходя
из векторной диаграммы токов и напряжений при
замыкании на землю, представленной на рис. 2,
получаем мощность заряда системы относительно
земли возросшей от
Рс=Зо>СЕр* (19)
до Р/ = 2 • «>С(ЕР • Уз)2 = 6о>СЕр2, (20)
т. е. мощность заряда системы возрастет вдвое.
Так как нейтраль генератора не заземлена, то
емкостная нагрузка будет обусловлена токами
только прямой и обратной последовательности.
Ограничения при замыкании будут обусловливаться
*) Коммутационные перенапряжения иногда могут достигать
той же величины, что и перенапряжения от заземляющей ду« и.
Однако, коммутационные перенапряжения весьма кратк^вре^
мены.
60

не только влиянием с точки зрения самовозбуждения,
но и воздействием на ротор токов обратной
последовательности. Поэтому число генераторов в
работе необходимо согласовывать с величиной
возможных токов замыкания на землю. Этим
ухудшается гибкость схем коммутации такой сети.
Если мощные генераторы соединяются непосред-
ствзнно с повышающими трансформаторами, то
приведенные выше соображения, ограничивающие
работу генераторов с изолированной нейтралью,
отпадают, но стремление к наилучшей защите при
повреждениях на корпус все же склоняют к
заземлению нейтрали генераторов.
Можно повысить предельное напряжение системы,
для которой допустима работа с изолированной
нейтралью, если предохранить приборы от
воздействия опасных перенапряжений установкой
разрядников. Такие разрядники должны быть рассчитаны
на длительное прохождение значительной части
тока заземления системы, что делает их дорогими.
Современные наиболее совершенные типы
разрядников на такую работу не рассчитаны. При
установке разрядников не исключается существование
в системе некоторых перенапряжений, величина
которых зависит от характеристик разрядника.
Того же результата можно достигнуть*), если
дугу тотчас по ее появлении погасить, например,
шунтируя ее заземляющим поврежденную фазу
масляным выключателем. Эта схема была разрабо-
*) Исключительно исторический интерес представляет схема,
применявшаяся в небольших сетях с ограниченным числом
потребителей, при которой напряжение генераторов
снижалось на 1—2 сек. настолько, что дуга в месте повреждения
тухла; затем напряжение медленно восстанавливалось до
нормального (схема Рикетца [Л. 7]). Очевидно, что такая схема
вряд ли может пользоваться успехом в современных
установках, так как основное преимущество изолированной нейтрали—
непрерывность и надежность"снабжения энергией
потребителей—при ней теряется.
61

Рис. 17. Схема включения „тушителя".
Обозначения:/?, В. — рубильники; Р — разъединитель;
ВК— промежуточное реле привода масляного
выключателя; ОК — отключающая катушка
масляного выключателя; Л/—однополюсный масляный
выключатель тушителя; РУ — реле управления;
ЭВ — электромагнитный выключатель; РН—реле
напряжения; ТН—трансформатор напряжения;
КН — кнопочные контакты; СЛ — сигнальные
лампы; ВВ — промежуточные контакты.
При замыкании полюса а на аемлю образуется цепь:
D (+). bv рн, вв, руу эвх bv ( -;.
После действия РУ образуется цепь:
2) (-г), Вг, РУ (верхний контак-т), ВК, ЭВ, Вх% (—).
После включения выключателя образуется цепь:
3) (-f-), В % РУ^ (верхний контакт), РУц (средний контакт),
РУщ (нижний контакт), ОК, В^, (—),
62

тана Creighton'oM и Nickolson'oM в США и получила
название „тушителя заземляющей дуги"
(arcing ground suppressor). В видоизмененном виде
эта схема применялась и в Германии. Принцип
действия устройства состоит в том, что
однополюсный масляный выключатель приводится в действие
от реле понижения напряжения и шунтирует дуг*у,
замыкая фазу на землю, когда напряжение на
данной фазе падает. При этом дуга в месте
повреждения шунтируется и должна гаснуть. После первого
замыкания масляный выключатель тотчас же
автоматически отключается. Если дуга все же
восстанавливается, то выключатель снова включается и
остается в замкнутом состоянии, переводя систему
к работе с заземленной фазой. Схема выполнения
представлена на рис. 17 [Л. 7].
При наличии „тушителя", если реле и
масляный выключатель будут быстродействующими,
возможно лишь кратковременное существование
в системе волн перенапряжений от заземляющей
дуги. В случае межполюсного короткого
замыкания в системе и сильного понижения
напряжения, не исключена возможность образования
двойного замыкания на землю на шинах, где
присоединены тушители, если не предусмотреть
блокировки между ними или добавочных балансных
реле напряжения; это еще больше усложняет
схему. Если в системе установлено больше одной
группы тушителей, необходимо также
предусмотреть еще и максимальную защиту для каждой
группы, чтобы двойное замыкание на землю не
затягивалось.
Основными же недостатками схемы с
„тушителями" являются:
1) изрядная единовременная стоимость схемы,
так как для ее выполнения требуются масляные
выключатели, измерительные трансформаторы и
реле, при этом стоимость устройства будет
63

повышаться с возрастанием напряжения системы и
разветвленности ее;
2) необходимость длительно работать с
заземленной фазой, если замыкание на землю на
преходящее;
3) возможное при некоторых условиях ухудшение
влияния токов повреждения на линии связи.
Поэтому схемы с тушителями дуги были вскоре
вытеснены в США заземлением нейтрали, а в
Германии — гасительными устройствами.
Мы приходим к заключению, что преимущества
работы с изолированной нейтралью можно
использовать без ущерба для жизни изоляции лишь тогда,
когда заземляющая дуга не может появиться, вернее,
тогда, когда она ке может быть устойчивой и
существует не более нескольких периодов. Какие
факторы влияют на способность дуги к
самопотуханию, мы уже указывали. Однако, электрический и
тепловой баланс в дуге столь сложны, что в
настоящее время теоретически решить поставленный
вопрос невозможно.
Решающее значение принадлежит данным опыта.
Последние нашли отражение в нормах разных стран
но защите установок от перенапряжений. В проекте
норм, разработанных Комиссией швейцарского
электротехнического о-ва [Л. 38], принимается, что лишь
при токе заземления порядка 1,5 А в сети 50 пер/сек.
могут возникнуть перенапряжения от заземляющей
дуги. В нормах же Германского электротехнического
о-ва, а также в союзных руководящих указаниях по
борьбе с перенапряжениями в электрических
установках, одобренных IX ВЭС, принято, что
связанные с появлением заземляющей дуги „опасности
возникают, начиная с величины тока замыкания на
землю около 5 Аа. Опубликованные в конце 1931 г.
данные [Л. 68] подтверждают эту величину
предельного емкостного тока замыкания на землю для
воздушных линий.
64

Предпринятые в Германии обширные опыты
в воздушных сетях от 5 до 100 kV показали, что
предельным током, при котором еще имеет место
самопогасание емкостной заземляющей дуги в сетях
с изолированной нейтралью, следует считать ток
порядка 5А. Если принять за основу эту
приближенную предельную силу тока, то допустимая длина
воздушных линий, при эксплоатации которых нет
опасности возникновения заземляющей дуги, может
быть найдена по кривой рис. 18. Кривые эти полу-
Ш
ЗЩ
320
1 Щ\
J 2Щ
1 200
| №
\ 120
4 ВО
40
О 20 40 60 80 /00 К К
Напряжение линии передай
Рис. 18. Предельная длина воздушных линий
в сетях с изолированной нейтралью.
1
р
\
—-ч
1
VI
—
1
—
чены по средним данным о емкости линий
передачи различных напряжений. Для кабельных линий
нет столь определенных данных. Повидимому, здесь
сила тока заземления, при которой возможна
устойчивая дуга, меньше 5А.
В сети с изолированной нейтралью а^я того,
чтобы предотвратить длительную работу с
заземленной фазой, весьма целесообразным является
5. Черногубовский 3» П. ^.>

применение детекции возникшего в сети замыкания
фазы на землю. При наличии такого устройства
можно своевременно принять меры к выводу из
действия поврежденного участка и тем
предотвратить возникновение двойного замыкания на землю.
Последний же род повреждения является одним из
наиболее неприятных, так как ведет, помимо
резкого понижения напряжения во время аварии и
опасного влияния на линии связи, еще к
повреждению проводов линии, а такж^ к появлению
высоких напряжений прикосновения и шага, на которые
система с изолированной нейтралью обычно не
рассчитывается.
7. Меры борьбы с появлением заземляющей дуги.
В мощных сетях, особенно при высоких
напряжениях, ток замыкания на землю обычно
превосходит рассмотренный предельный. Чтобы
избежать опасностей, связанных с заземляющей дугой,
приходится устранять самое возникновение
явлений, ее сопровождающих. Это достигается тем
или иным способом заземления нейтрали
системы.
Вследствие осуществляемого при заземлении
нейтрали беспрепятственного отвода в землю
свободных зарядов, коэффициент утечки а становится
равным 1, и появление налагающегося на
напряжении системы постоянного потенциала Vg
устраняется.
В случае применения, так называемых,
гасительных устройств (заземление нейтрали посредством
„настроенного" индуктивного сопротивления)в
первую очередь получается самопогашение дуги,
благодаря компенсации емкостного тока в дуге в месте
повреждения,
66

Заземление нейтрали тем или иным способом 1),
устраняя опасности, связанные с заземляющей
дугой, не всегда устраняют перенапряжения в
системе, обусловленные переходными явлениями при
замыканиях на землю. Величина возможных
перенапряжений зависит от способа заземления
нейтрали.
J) Системы с гасительными устройствами иногда
неправильно относят к системам с незаземленной нейтралью.
5* 67

ГЛАВА ТРЕТЬЯ.
Применение гасительных устройств.
8. Общая теория гасительных устройств.
Их свойства.
Если в электрической системе создать
устройство, компенсирующее опережающий ток в месте
повреждения, т. е. генерирующее реактивный
отстающий ток, равный по величине опережающему току
замыкания на землю, то дуга в месте повреждения
провода существовать не сможет. Это условие для
трехфазной сети при сосредоточенных постоянных
определяется уравнением г)
/ р \ju>L9 ' J J
Отсюда
где if—ток в месте повреждения, /,0 —
компенсирующая индуктивность нулевой последовательности
(обычно индуктивностью других
последовательностей можно пренебречь); Со — емкость нулевой
последовательности фазы системы (обычно, линий
передачи, так как другими емкостями пренебрегают).
Индуктивность нулевой последовательности
Lq = dLn~\- Lt,
*) Это уравнение, как и последующие, относится к
установившемуся замыканию на землю.
68
(21)
(21а)

где LN—индуктивное сопротивление гасительного
устройства, a LT—индуктивное сопротивление
силового трансформатора, в нейтраль которого
включена гасительная катушка.
Обычно (за исключением весьма мощных
систем,—см. § 10) индуктивность LT мала по
сравнению с Lw тогда уравнение (21а) получает вид:
•Vя Зй? 3«>V7o=l. (22)
Течение токов компенсации в трехфазной сети
иллюстрируется рис. 19, а векторная диаграмма
напряжений и токов дана на рис. 20.
Рис. 19. Схема трехфазной Рис. 20 Диаграмма напря-
системы с гасительным жений и токов в компенси-
устройством. рованной сети.
1е — емкостный ток аамыкания
на землю, 1-ц —ток компенсации.
Возникшая в момент пробоя изоляции дуга
тухнет, и образуется колебательный контур, состоящий
из вовлеченных в цепь емкостей и реактивности,
в котором сеть разряжается, а освободившийся
заряд колеблется с частотой
Л = —,7^=, (23)
затухая в зависимости от коэффициента затухания
сети.
69

Подставив в уравнение (23) значение 3/^С0 из
уравнения (22), находим, что
/.= -V—А (24)
2*|/^
т. е. при идеальной настройке индуктивного
сопротивления в нейтрали частота колебаний равна
частоте рабочего тока сети.
Напряжение на нейтрали при этом падает от
значения
до
U0 = Epmsinut
LV = £^-sin <**.*-*; (25)
а — коэффициент затухания системы, принимаемый
равным
со/г • cos <р0
21с
(26)
где Л cos сро—активная составляющая тока
повреждения.
Напряжение на здоровой фазе
^-£,Jsin(u*+120°) + sin<o* • е -*'], (27)
т. е. больше Е % но быстро (в действительных
сетях через несколько периодов) падает до Е т.
Напряжение же на больной фазе поднимается от 0
до Е согласно уравнению
U'a = Epm- sin<of (1-е-«0. (28)
70

О)
-v^
Уравнения (27) и (28) иллюстрируются осциллограмм
мами рис. 21.
Возрастание напряжения на поврежденной фазе
происходит медленно, с частотой тока сети, так
как обусловлено
Ч* л л л л л „ а л частотой Д = /.
Поэтому по
истечении
полупериода напряжение
на фазе а
относительно земли
будет столь мало
(скорость
нарастания его также
невелика), что
зажигания дуги
ожидать не
приходится. В
дальнейшем, вследствие
медленного
нарастания напряжения, место повреждения ко
времени ty при котором Uа станет равным Е _, будет
уже деионизировано.
Гашение дуги сильно облегчается еще тем, что
ток в дуге мал, и ионизация им дугового
промежутка невелика.
Если не выполнено условие, выраженное
уравнением (24), т. е. имеем что Д ф/, то напряжение
на нейтрали
Рис. 21. Осциллограммы напряжений
в компенсированной сети при гашении
дуги.
U\=Enm . sinoM • е
— а*
а на больной фазе напряжение
U\ = ЕРт (Sin CM" SIR <М . в - at)
с „биением" частоты. Напряжение U" а растет
быстрее, чем £/в, но если Д и / разнятся не сильно,
71

то картина явлений не изменится существенно*
Так, например, при „расстройке" u>LN на ±20%
Л'=*(1^0,10)/. |
Одновременно с изложенным компенсирующим
действием (сети с гасительными устройствами часто
называют поэтому „компенсированными сетями*4),
гасительные устройства освобождают
генерирующий источник от добавочной мощности по заряду
системы при замыкании на землю,—см. уравнение
(20). Без особых пояснений это становится
понятным, если указать, что реактивная мощность
гасительного устройства, идущая на компенсацию
емкостного тока замыкания на землю, равна
Р,=Е • L=E • I =3<»С0Е2.
L p L ре и р
Как показывает анализ, это происходит за счет
устранения емкостных токов обратной
последовательности и освобождения от них генераторов
системы [Л. 8].
Изложенные выше соображения относились
к случаю гасительного устройства, выполненного
в виде индуктивной катушки, присоединенной
к нейтрали силового трансформатора; катушка
называется именем Петерсена, разработавшего
указанный принцип гашения. Однако, такая гасительная
катушка может быть применена, если в
компенсируемой сети обмотки силового трансформатора
соединены в звезду и мощность трансформатора
достаточна. Необходимо также, чтобы
сопротивление нулевой последовательности трансформатора
не было велико и не зависело от тока
компенсации. Этому условию удовлетворяет, например,
трехфазный трансформатор с одной из обмоток,
соединенной в треугольник, так как в этом слу-
72

чае ампер-витки От токов нулевой
последовательности в первичной обмотке (соединенной в звезду
с заземленной через гасительную катушку
нейтралью) могут быть уравновешены. При включении
в нейтраль такого трансформатора катушки Петер-
сена, предельная мощность этой катушки
ограничивается теми добавочными джоулевыми потерями,
которые вызываются течением токов компенсации.
Если г -— приведенное активное сопротивление
первичной и вторичной обмоток фазы
трансформатора (отнесено к стороне звезды), то QCa = 3 I2Nr —
медные потери при номинальном токе IN а потери
в меди при текущем одновременно токе
компенсации IL = 3 /о, т. е. потери от тока /= IN-\~ h, будут
л
адл=з/»т=
= Qcu
14-
) Я-
1 AT ' I
(29)
Пусть допустимая с точки зрения нагрева
наибольшая кратковременная нагрузка трансформатора
в течение времени существования замыкания на
землю равна. kIN. Тогда допустимые потери
SQ
Си
'/г
к*
к- ----
Qc„-Qc»
V3/J
1+
W
3/;
3- /,
р
А'..
Рт
У/г-Т, (30)
где PL—мощность гасительной катушки, аРг-
мощность трансформатора.
73

Обычно пользуются уравнением (29). Однако,
из векторных диаграмм рис. 22 можно усмотреть,
что уравнение это вообще пригодно только для
фазы, на которой случилось в сети повреждение
(на рис. 22 фаза а) и притом при cos<p нагрузки,
равном 1, так как предполагает токи нагрузки и
компенсации в квадратуре. Поэтому пользование
уравнением (29) может привести к преувеличенным
значениям допустимых Pv Более надежной является
Рис. 22. Диаграммы напряжений и токов силового
трансформатора, в нейтраль которого включен гаситель, при замыкании
фазы а на землю.
поверка на потери, подсчитанные по
действительным значениям токов в отдельных фазах при
данном cos 9 нагрузки.
Для частного случая, когда к = 1,1,
полученные расчетом величины представлены на рис, 23.
Допустимая мощность подключаемой катушки
Петерсена оказывается наибольшею при cos <p = 0,87
(<£?:=30О).
При соединении обмоток звезда—звезда выбор
гасительной катушки затрудняется, вследствие
необходимости учета как значительной величины
74

реактивности нулевой последовательности силового
трансформатора, могущей меняться, так и
воздействий мощного потока нулевой последовательности,
появляющегося в таких трансформаторах. В этих
случаях, а также там, где по условиям эксплоата-
ции желательно обеспечить возможно большую
гибкость схемы коммутации и устранить связь
гасительных
устройств с числом
работающих силовых
трансформато ров,
применяются
гасительные
устройства полюсного
типа, — гасительные
трансформаторы.
Принцип гашения
дуги остается в
общем тем же, что
Описан выше, ПО- Рис. 23. Допустимая мощность гаси-
СКОЛЬКу гаситель- тельной катушки PL в зависимости
НЫе трансформа- 0Т предварительной нагрузки силового
ТОрЫ генерируют тРансформатора и cos <f. С% — пред-
пои чамыканииЛя- ваРительная нагрузка фазы в
пропри замыкании фа цеНтах от номинальной ее мощности.
зы на землю
индуктивный ток, потребный для компенсации тока
в дуге. Силовые трансформаторы при этом
освобождаются от протекания компенсирующих
индуктивных токов. Гасительный трансформатор,
как типа Bauch'a, так и Reithoffer'a, дороже
катушки Петерсена, так как требует большей
затраты материалов. Выбор того или иного рода
гасителя можно произвести при учете всей
совокупности условий в сети, где они
предположены к установке. Число, мощность и пределы
регулировки гасителей выбирают, исходя из условий
эксплоатации сети. Во всяком случае, при их
выборе надлежит стремиться к тому, чтобы при
75

любом режиме эксплоатации была предотвращена
возможность работы системы с током замыкания
на землю (в результате ли недокомпенсации или
перекомпенсации его), способным поддерживать
заземляющую дугу.
При применении гасительных устройств число
отключений линий передачи из-за однополюсных
повреждений резко сокращается, что благоприятно
отзывается на надежности и бесперебойности
снабжения энергией: возможна работа без
отключения поврежденного участка до тех пор, пока по
условиям эксплоатации это не окажется удобным
сделать. Опасные для системы перенапряжения и
все связанные с мощной дугой повреждения при
этом устраняются; токи в месте повреждения, а
также в различных точках системы значительно
меньше, чем при другом способе заземления
нейтрали. Благодаря этому, защитное заземление
может быть несколько облегчено; правда,
современные способы защиты линий передачи от грозовых
ударов, — помощью подвешенных над проводами
защитных тросов, а также хорошим заземлением
опор, — приводят к тому, что способ заземления
нейтрали не всегда оказывает существенное
влияние на выполнение защитного заземления линий
передачи.
С точки зрения воздействия токов
повреждения на линии связи компенсированная система
близка к системе с изолированной нейтралью.
Действительно; введение гасителя в нейтраль
практически не оказывает влияния на величину емкостных
токов замыкания на землю и приводит только к
некоторому перераспределению этих токов. В то
время как при изолированной нейтрали (рис. 3)
токи в земле являются наибольшими в месте
повреждения, растекаясь в обе стороны от места
повреждения, в компенсированной системе эти токи
являются наибольшими в месте заземления нейтрали,
76

уменьшаясь по линии (рис. 24). Поэтому, в
зависимости от положения (трассы) линий связи и линий
передачи друг относи-
тельно друга, влияние /**"**** трансфорютара
токов повреждения в W f к
компенсированной си- \ !*£.„
стеме может быть
больше или меньше, чем
при изолированной
нейтрали. рис 24. Распределение токов
Отнюдь не Следует в земле вдоль линии при уста-
ОТНОСИТЬ К ЧИСЛУ ДО- новленном в нейтрали сило-
стоинств компенсиро- Foro Т9*и*°*™£%щгасителе
ванной сети то, что
при ней можно длительно (в течение нескольких
даже часов) работать с заземленной фазой.
Наоборот, такая работа считается допустимой лишь
в исключительных случаях (и то в течение
меньшего времени), дабы не подвергать изоляцию
приборов (речь идет собственно о твердой изоляции
органического происхождения) длительному
воздействию повышенного напряжения. Для сетей с
напряжением выше 50 kV поэтому рекомендуется
допускать существование возникшего замыкания
на землю не более 5-f-10 мин. [Л, 2, 42].
Достаточным во всех случаях является выбор
гасителя на двухчасовую мощность.
Преимущества, получаемые при заземлении
нейтрали системы помощью гасительных устройств,
обеспечили им широкое распространение, главным
образом, в Европе. Однако, в сетях достаточно
разветвленных, с длинными линиями передачи
высоких напряжений точная компенсация тока в
месте повреждения затрудняется и начинают
проявлять себя некоторые явления, делающие
затруднительной эксплоатацию таких сетей и сводящие
преимущества применения гасительных устройств
на нет.
77

9. Остаточный ток замыкания на землю и
релейная защита компенсированных сетей.
Рис. 25. Диаграмма
напряжений и токов в реальной
сети при точной настройке.
При рассмотрении явлений гашения дуги было
предположено, что как емкостный ток замыкания
на землю, так и компенсирующий его ток являются
чисто реактивными
токами. В действительной
сети, даже при полной
компенсации емкостного
тока, в месте
повреждения продолжает течь, так
называемый, остаточный
ток замыкания на землю
/г, включающий активную
составляющую и высшие
гармонические тока.
Векторная диаграмма токов
имеет вид, представленный на рис 25 (на рис. 20
она представлена для идеальной сети).
Активная составляющая остаточного тока не
может быть компенсирована рассмотренными
гасительными устройствами и обусловливается
активными потерями от тока замыкания на землю и
тока компенсации: 1) в проводах, 2) в месте
повреждения линии и в заземлении, 3) в
гасительных устройствах и силовых трансформаторах, к
которым подключены эти устройства, а также от
токов в земле и активной утечкой линии.
Основные потери можно заменить некоторым
эквивалентным активным сопротивлением /?в,
приключенным параллельно к емкости сети и к
индуктивности гасителя. Тогда уравнение (21)
перепишется так:
1
^N
-;3<
Со+ж;)
(21 Ь)
78

При точной настройке гасителя,
удовлетворяющей уравнению (22), получаем
/, = -§-' (31)
т. е. через место повреждения будет течь
остаточный ток, определяемый потерями.
Необходимо указать, что уравнения (21) и (22)
выведены в предположении, что сопротивление
в месте повреждения равно нулю, т. е., что
замыкание на землю глухое. Однако, если линия
выполнена на деревянных опорах, у которых дерево мачты
используется в качестве добавочной изоляции
(следовательно, подвески гирлянд изоляторов не
заземляются), включаемое последовательно в цепь
сопротивление дерева обычно столь велико, по
сравнению с сопротивлениями остальной цепи
повреждения, что ток замыкания на землю и ток
компенсации очень сильно уменьшаются.
Действительно, если сопротивление включенного в цепь
участка опоры равно Rw (реактивным его
сопротивлением пренебрегаем), то ток замыкания на землю
ЪЕр ЪЕр-juCa
и, соответственно, ток компенсации
5_
- =-
h _
(32)
• (33)
-N l^N
Величина остаточного тока при точной настройке
будет равна
'''=- R-U ■ (34)
79

Наиболее существенное значение имеют потери
в гасителях и активная утечка в землю. Их
определяют обычно в процентах от мощности
гасителя, а остаточный ток в процентах от тока
замыкания на землю. Потери в гасителе определяют по
к. п. д. гасителя. Утечка в землю зависит от
состояния изоляции воздушной линии и, вообще говоря,
меняется с погодой и временами года. Для одной
новой 100 kV линии активные потери утечки
оказались равными 1,5%. При дожде они удваивались.
Остальная часть активной составляющей тока
замыкания на землю составляла ~ 2,5%. Таким образом,
низший предел активной составляющей для такой
100 kV воздушной линии следует принимать в 4%.
По Петерсену активная составляющая остаточного
тока колеблется в пределах 4 .' 15% 1е. Наименьшая
величина относится к линиям с напряжением выше
50 kV, с хорошим состоянием изоляции, малым
числом подстанций и с чистой кривой напряжения;
наибольшее значение относится ко вторичным
разветвленным сетям. По опытным данным, в
среднем, можно принять, что потери от токов утечки
для линии, уже находившейся в эксплоататши,
колеблются в пределах 3 : 6°/0, где 3% для
сети ^100 kV, a 6% для сети с напряжением
10 — 30 kV; потери в железе и меди гасителя
1-г-2°/0, потери в силовом трансформаторе и земле
— 0,5 ч- 1% от мощности гасительного устройства.
Тогда получим, что в среднем при хорошей погоде
потери колеблются в пределах 5 —10% от
/^.Близость моря, химических фабрик, металлургических
заводов, способствующих загрязнению и отложениям
на изоляторах, значительно повышает токи утечки
и может довести их до двойного значения (то же
при дождливой погоде).
Особо стоит вопрос о потерях на корону. При
нормальной работе сети напряжение видимой
короны £крит выбирается выше нормального рабочего
80

напряжения. Однако, при работе системы с
заземленной фазой напряжение Екрит (в случае системы
компенсированной или с изолированной нейтралью)
может сильно уменьшиться (на 25-^-40°/0> в
зависимости от параметров линии). Объясняется это
явлением перераспределения зарядов на проводах. Если
Екрит для линии выбрано без учета режима работы
с заземленной фазой, то активная составляющая
тока замыкания на землю может сильно возрасти,
благодаря значительным потерям на корону.
Одновременно увеличится из-за короны и расчетный
диаметр провода *)• Эти явления могут заметно
проявить себя в сетях весьма высоких напряжений,
где остаточный ток может из-за них настолько
возрасти, что дуга в месте повреждения не будет
тухнуть.
Очевидно, что если остаточный ток замыкания
на землю, обусловленный активными потерями,
станет значительным, то дуга, образовавшаяся
в месте повреждения, сделается устойчивой и
повлечет за собой ряд явлений, напоминающих те,
которые имеют место в системе с изолированной
нейтралью. По некоторым литературным данным
[Л. 50] для поддержания дуги необходим активный
остаточный ток ^50 А.
Для обеспечения самопотухания дуги желательно
активную составляющую в месте повреждения иметь
возможно меньшую. Компенсировать эту
составляющую можно помощью подведенного в нейтраль
последовательно с гасительным устройством особого
добавочного напряжения. Однако, устройства для
компенсации активной составляющей остаточного
тока распространения не получили из-за сложности
устройств, тем более, что с точки зрения действия
земляных реле стремление к возможно меньшим
*) Подробно явления короны при замыкании на землю автор
предполагает изложить в особой работе.
б. Черногубовский 3. П. 31

остаточным токам нежелательно, иногда
применяется даже искусственное увеличение их.
В компенсированных сетях потребность в
земляных реле вызывается соображениями эксплоата-
ционного характера: если обходиться одной
детекцией замыкания на землю в сети, то для
обнаружения поврежденного участка потребуется деление
сети на части, выделение участка с поврежденной
линией, а затем поочередное отключение линий
этого участка сети до установления поврежденной.
В эксплоатационном отношении такой способ
неудобен и в компенсированных сетях применяют
реле, либо отключающие поврежденную линию,
либо, по крайней мере, точно ее указывающие.
В том и другом случае, конечно, желательны
селективно действующие земляные реле.
Для питания земляных направленных реле
применяется ток и напряжение нулевой
последовательности: ток берут в нулевом проводе группы
трансформаторов тока (соединение по Holmgren'y),
напряжение — от соединенных в разомкнутый треугольник
вторичных обмоток группы однофазных или от
специальной обмотки трехфазного пятисердечнико-
вого трансформатора напряжения. Так как при
точной настройке в остаточном токе превалирует
активная составляющая, то, очевидно, земляные
реле должны быть косинусного типа. Уставки
этих ваттметровых (направленных) реле могут быть
выбраны совершенно аналогично тому, как это
производится для межполюсной защиты; например,
для сети, представленной на рис. 26, очевидно,
необходимо принять встречные выдержки времени.
Для того, чтобы обеспечить надежность
компенсации и наличие гасителей в раздельно
работающих частях сети при всех режимах работы,
существенное значение имеет соответствующее
размещение гасителей. Поэтому на главных питающих
подстанциях сети обязательно должны быть устано-
82

влены гасители. При размещении гасителей в сети
приходится принимать во внимание и интересы
релейной защиты: для выполнения хорошей защиты
весьма важно равномерное распределение гасителей
в системе.
Малые значения активной составляющей
остаточного тока, большие коэффициенты
трансформации трансформаторов тока, выбранные по
нормальной нагрузке, и токи небаланса, обусловленные
погрешностями трансформаторов тока, затрудняют
удовлетворительное решение вопроса. Преодолеть
влияние токов небаланса можно соответствующим
подбором группы из однотипных трансформаторов
тока, а также возможно малой и равномерной
нагрузкой их. Если
•в тока высо- s-\ ~°1 _ . , -~ -Устабка >
, требуется <-> Ъ?~/~Ц£\ пРвЫш
-Реле nodeuctftfoflo
на из-
остаточный ток
сети мал или
коэффициенты
тра нсфор мации

трансформаторов
ки,
искусственно
увеличить Зна- Рис. 26. Действие земляных реле при
чение ОСТатОЧ- повреждении на землю.
ного тока.
Способ, которым в Баварской сети [Л. 9]
достигалось увеличение активной составляющей
остаточного тока до величины, достаточной для
надежного действия земляной защиты, состоял в том,
что в нейтраль последовательно с гасительной
катушкой на одной из подстанций кратковременно
включалось омическое сопротивление (мощностью
2000 kW). Таким образом искусственно
увеличивали потери и, следовательно, активный остаточный
ток. Сопротивление вводилось в цепь (размыканием
шунтирующего выключателя) через 2 сек. после
возникновения повреждения и выводилось спустя
6* 83

10 сек. Более радикальные способы представлены
на рис. 27 и 28: компенсированная система
переводится на работу с нейтралью, заземленной на-
r>*-J&j&
глухо или через омическое сопротивление, и
компенсация расстраивается. Вследствие значительного
увеличения токов повреждения, в этих схемах
84

является возможным использовать обычную
земляную защиту или даже межполюсную защиту.
Меры, направленные к обеспечению
автоматического отключения поврежденной линии, приводят
к расстройке компенсации в системе. Кроме того,
самый факт автоматического отключения при
замыкании фазы на землю сводит почти на нет
основное преимущество компенсированной системы,
состоящее в том, что система работает с
заземленной фазой до тех пор, пока окажется
возможным по условиям нагрузки вывести линию из работы
для осмотра и ремонта. Поэтому для воздушных
сетей довольствуются применением земляных реле,
воздействующих только на сигнал. Заключение
о том, какая линия повреждена в системе,
составляется после получения сведений о действии реле
в системе. Из рис. 26 можно видеть, что только
на поврежденной линии подействует реле на обоих
концах линии. Для кабельных сетей является
необходимым осуществить все же автоматическое
отключение поврежденного участка, так как
длительное однополюсное повреждение неизбежно
переходит при трехфазных кабелях в
межполюсное.
Для земляных реле, воздействующих на сигнал,
существеннейшее значение имеет чувствительность
по току и быстрота действия. Для того, чтобы
преходящие перекрытия г) могли быть учтены
персоналом и использованы для испытания линии,
желательны реле с минимальным собственным
временем действия. Находящиеся в эксплоатации в
Германии электромагнитные реле, так называемые,
„Wischer relais", имеют ток трогания порядка 0,01 А
и действуют при продолжительности дуги в 1 — 2
периода.
J) Такие перекрытия часто являются предвестниками
последующего длительного замыкания на землю.
85

10. Высшие гармоники в остаточном токе.
В напряжении сети обычно присутствуют 3,5
и 7-я гармоники; другие гармоники слабее
выражены: преобладание той или иной гармоники
зависит от рода сети. Высшие гармоники в
напряжении обязаны своим происхождением отчасти
генераторам, но, главным образом,
трансформаторам распределительной сети.
Так как гасительная катушка настроена на
основную частоту, то в остаточном токе
присутствуют высшие гармоники, обусловленные
несинусоидальностью кривой напряжения. Третья
гармоника в остаточном токе может быть еще вызвана
потерями на корону, если последние велики при
работе системы с заземленной фазой. Действием
гасительного устройства высшие гармоники будут
мало ослаблены. Если пренебречь активным
сопротивлением Re и асимметрией емкостей системы, то
общее выражение для остаточного тока л-й
гармоники будет
/<„) = 3 Е(п) ( j^-ц + усол С0 j + 3 Ё\п) • а>я С0, (35)
где 1{п) — остаточный ток п-й гармоники, Е(П)—
напряжение п-й гармоники поврежденной фазы, Е\п) —
разность потенциалов между нейтралью силового
трансформатора, заземляемого через гаситель, и
центром тяжести треугольника линейных
напряжений. Наличие этого потенциала вызывает колебание
центра тяжести диаграммы (нейтраль
уравновешенной звезды) векторных напряжений. Вообще
Е\П)фО только для гармоник, кратных третьей, и
при этом Е\П) = Езп> поэтому для них выражение (35)
перепишется так
/<з„)=-^> <35а>
z3n
86

где z(3n) — сопротивление току Зя-й гармоники
устройства в нейтрали. Для остальных гармоник, для
которых £'я = 0,
^"^(-yS^T+^-C.). (35b)
Из выражений (35а) и (35Ь) легко уяснить, что
воздействие гасителя на разные гармоники носит
различный характер, и что гармоники, кратные
третьей, можно подавить отфильтроьыванием, т. е.
при ^зл==00» а пРочие — настройкой в резонанс.
Так как остаточный ток составляет только часть
тока замыкания на землю, то в нем гармоники
будут особенно ярко выраженными и заметными.
В разветвленных распределительных сетях
сравнительно не очень высоких напряжений, работающих
с искаженной кривой напряжения, ток высших
гармоник может быть существенен и может
определять условия самопотухания дуги. Так, если 5-я
гармоника в напряжении достигает ОД Е , то
остаточный ток 5-й гармоники достигнет при точной
настройке гасителя величины (из уравнения (35Ь)
после преобразований)
/5 = 0,1/, (» —1г) = °>1 7« (5 - т) = °>48]<>
и дуга может оказаться устойчивой. Схема гашения
3-й и 5-й гармоник, предложенная Петерсеном [Л. 60],
сравнительно просто решает вопрос. Однако,
гашение более высоких гармоник представляет
значительные трудности. Но даже для 3-й и 5-й
гармоник гасительное устройство становится
громоздким и эксплоатация его сложной, так как
требует настройки с емкостью находящейся в работе
системы. По указанным причинам гашение высших
гармоник в дуге может быть оправдано лишь в
редких случаях.
87

Вопрос о допустимых с точки зрения еамопога*
сания дуги токах высших гармонических является
неясным из-за отсутствия достаточного числа
экспериментальных данных. Теоретически, как уже
отмечалось в § 4, чем выше частота тока, тем гашение
дуги труднее. Это действие несколько
уравновешивается благоприятным воздействием уменьшения
угла сдвига между током и напряжением на дуге.
Поэтому в дальнейшем полагаем, что предельный
в смысле самогашення дуги допускаемый
остаточный ток несколько меньше, чем для тока
основной частоты.
Влияние высших гармоник на действие земляной
релейной защиты сказывается у реле
индукционного типа в уменьшении начального момента и
приводит к замедленному их действию. На реле
электродинамического типа, соответственно выполненные,
высшие гармоники заметного влияния не оказывают.
11. Реактивная составляющая в остаточном токе.
В эксплоатации, в зависимости от режимов
работы, конфигурация сети непрерывно меняется.
Вследствие этого, меняется и ток замыкания на
землю в системе, а между тем число ступеней на
гасительном устройстве не бывает очень большим
(ступени меньше 5°/о не применяются даже у
мощных гасителей) и не может охватить всего
многообразия возможных сочетаний элементов системы.
Поэтому обычно имеет место некоторая расстройка
компенсации емкостного тока, в результате чего
в остаточном токе, помимо активной составляющей,
всегда имеется еще реактивная составляющая,
емкостная или индуктивная (рис. 29).
Неизбежность наличия реактивной составляющей
объясняется двумя причинами: во-первых,
невозможностью точного расчета емкостного тока замыкания
системы, во-вторых, ошибками при определении
индуктивного тока компенсации. Действительно,
88

величина емкостного тока зависит от характера
почвы и процента влажности ее, от состояния листвы
и посевов под линией передачи, а также от погоды
и может меняться по величине не только посе-
зонно, но даже в течение суток.
Провес провода и приближение его к
металлическим конструкциям, число троссов и их
расположение, а также режим соседней линии (в работе
или выключена и заземлена) оказывают свое
влияние на величину емкостного тока. Кроме того,
обычно при расчете не учитывают емкости шин
и обмоток трансформаторов и машин, что также
вносит свою ошибку.
Наконец, благодаря тому, что обычно расчет
ведется в предположении, что параметры линии
являются сосредоточенными, и что величина тока
замыкания на землю не
зависит от места
повреждения, для весьма
длинных линий весьма
высоких напряжений можно
получить существенную
ошибку. Последние
исследования это подтверждают
[Л. 59].
Трудности точного
расчета тока компенсации
для сложной сети
также приводят к тому, что
условие настройки гасителя на резонанс с емкостью
сети оказывается невыполненным. Ошибки при
расчете обусловливаются неточностью определения
параметров системы и принятием их
сосредоточенными, а также обычно применяемыми допущениями
и упрощениями в расчете.
В сетях сравнительно небольшой протяженности
и не очень высокого напряжения приходится итти
на расстройку компенсации, если применены мачты
89
Рис. 29. Диаграмма
напряжений и токов при
расстройке компенсации.

с несимметричным расположением проводов
относительно земли и линия не транспонирована. При
нормальной работе такой линии на нейтрали
трансформатора появляется потенциал Еп% равный
{5Ь)
"(Са+Сь+Сс)
где Еа, Ebi Ес и Са, С6, Сс—значения
напряжений и емкостей отдельных фаз.
Через подключенную к такой сети гасительную
катушку.потечет ток, и напряжение на катушке при
пренебрежении активными сопротивлениями
достигнет величины
EL = ^_—.«^ (37)
При точной настройке катушки в резонанс
с емкостью сети напряжение EL при нормальной
работе могло бы достигнуть весьма опасных
величин. В действительности активное сопротивление
цепи ф 0 и величина EL будет им ограничиваться
Еп . <»LN
aoEl= ^ .
Если точной настройки нет, то EL будет обратно
пропорционально степени расстройки, т. е.
^ = -^(при/?,=0),
где в — степень расстройки, равная
Таким образом, уменьшить EL можно
воздействием на степень расстройки или на активные
90

потери. Такому воздействию расстройки на
напряжение в нейтрали несимметричной системы обязана
своим происхождением „диссонансная катушка".
Диссонансная катушка вообще представляет
собой гасительную катушку (различия
конструктивного порядка нас сейчас при рассмотрении
не интересуют), однако, настроенную не в
резонанс с емкостью системы, а имеющую некоторую
расстройку. Наличие этой расстройки устраняет
возможность появления опасного потенциала EL,
Очевидно, что такой способ выгоднее, чем
воздействие на величину Re , т. е., чем увеличение
активных потерь. Так как обычно гасительная
катушка имеет железный сердечник, то насыщение
этого сердечника будет препятствовать
чрезмерному повышению напряжению на нейтрали. Для
того, чтобы EL было весьма мало, потребовалась бы
катушка, насыщенная уже в пределах номинального
напряжения, т. е. с переменным &LN в пределах
обычной работы. Это, однако, сделало бы катушку
неустойчивой и привело бы к сильной
перекомпенсации (вследствие уменьшения <»LN) при
замыканиях на землю в сети с напряжением, несколько
повышенным против номинального.
Если уравнение (37) преобразовать и выразить
EL в функции от степени расстройки е°/0 и
коэффициента затухания системы d, то [Л. 41]
100 ь
^ = -f==- (38)
На рис. 30 представлены кривые, дающие
смещение нейтрали ~ - в зависимости от е и d при
Еп~0,02Ер. При d = 5°j0 и е = 10°/о напряжение
91

EL не превосходит 0,2/? . Однако, для сетей с
большими емкостными токами замыкания на землю
такая расстройка является недопустимой, если
желательно избежать устойчивой дуги в месте
повреждения, и в
таких сетях
необходимо линии

транспонировать. Диссонан-
сная катушка
(хотя
расстройка применяется
при появлении
потенциала на
нейтрали еще в
других
случаях 1) не может
иметь широкого

распространения, тем более,
что при диссо-
% го ю о ю 2( зо
Рис. 30. Кривые резонанса для сети с
несимметрией напряжений Z;o=0,02 Е.
нансной катушке расстройка выбирается, исходя из
асимметрииемкостейпри нормальном режиме работы,
а между тем значительно большая асимметрия может
возникнуть при анормальных явлениях, например,
при разрыве провода, при запаздывании
выключения отдельных фаз разъединителя или масляного
*) Расстройка компенсации бывает еще нужна, когда две
электрически между собой не связанные линии передачи
(например, различных напряжений) идут в непосредственной
близости друг к другу (особенно, если они монтированы на
одних и тех же опорах). Вследствие электростатической
индукции, на одной из линий может появиться опасной
величины потенциал, когда на второй возникло замыкание полюса
на землю. Даже при применении выравнивающих катушек
(катушки должны быть постоянно включены, когда обе линии
в работе), все же желательна работа гасителей с расстройкой
для того, чтобы уменьшить индуктированный потенциал на
здоровой линии [Л. 62].
92

выключателя и т. п. Появляющиеся при этом
перенапряжения могут достигнуть опасных значений.
В качестве примера можно указать на
перенапряжения, которые наблюдались во время эксплоата-
ции участка электрической системы Alabama Power
С°, снабженного катушкой Петерсена (первое
применение гасителя в США) [Л. 53]. Устранялось
возникновение этих перенапряжений шунтированием
катушки на время коммутационных переключений.
Необходимо, однако, указать, что катушка для
Alabama Power C° была спроектирована неудачно,
а именно, без железа, тем самым отсутствовало
ограничение величины перенапряжений,
вызываемое насыщением железного сердечника катушки.
В настоящее время дискуссию о значении
расстройки компенсации можно считать исчерпанной
и следует принять, что во всех тех случаях, где это
возможно, надлежит стремиться к точной настройке
гасителей, чтобы избежать реактивной
составляющей в остаточном токе и тем самым облегчить
гашение дуги в месте повреждения. По тем же
соображениям желательна гасительная катушка
с железом, ненасыщенным в пределах эксплоатаци-
онных напряжений. Для того, чтобы достичь работы
с точной настройкой гасителей, необходим не только
тщательный и продуманный выбор параметров
гасителей, но и постоянный контроль за компенсацией
сети.
12. Определение степени компенсации сети.
Так как вопрос о контроле компенсации играет
существенную роль при применении гасителей,
остановимся несколько на рассмотрении
применяемых в настоящее время методов определения
степени компенсации»
Определение степени компенсации сети
производится либо косвенным путем, либ© непосред-
93

ственным измерением в сети. Из способов
определения компенсации косвенным путем следует
упомянуть: 1) сравнение емкостных токов и токов
компенсации, представленных отрезками в
определенном масштабе (способ механического
сравнения), 2) измерение токов электрически на
искусственной сети.
При первом косвенном способе каждый участок
линии сети представляется бруском, длина которого
в определенном масштабе соответствует емкостному
току замыкания на землю данного участка.
Установленные плотно по высоте бруски всех линий,
находящихся в данное время в рдботе, составляют
столбик, высота которого (в масштабе по шкале)
дает общий ток замыкания на землю всей
работающей сети. Компенсирующий ток гасителей
представляется другим столбиком из брусков, каждый
из которых в том же масштабе соответствует току
гасителя. Очевидно, что в зависимости от того, на
каком ответвлении работает гаситель, берется
брусок той или иной длины. Сравнение по высоте
(в масштабе) обоих набранных столбиков
позволяет судить о степени компенсации емкостного тока
в сети. При выводе из работы какой-нибудь линии
снимается и соответствующий ей брусок. Если
желательно было бы учесть увеличение емкостного
тока идущей параллельно выключаемой второй
линии, когда первая при выключении заземляется,
то это влияние пришлось бы представить другим
бруском соответствующей длины. Однако,
учитывать изменение напряжения сети и его влияние
на емкостные токи системы является уже
сложным.
При втором косвенном способе, емкости
отдельных линий и индуктивности гасителей
представляются сопротивлениями, величина которых обратно
пропорциональна емкостному или соответственно
компенсирующему току. Две цепи, составленные из
94

сопротивлений, которые представляют емкостные
и компенсирующие сопротивления, питаются
совместно от одного и того же источника постоянного
тока; воздействием на напряжение этого источника
можно изменить абсолютную величину тока. Токи
обеих цепей подводятся к дифференциальному
амперметру. При точной настройке сети отклонение
прибора равно нулю. Рис. 31 и 32 дают схему сети и
замену ее эквивалентными сопротивлениями.
(Наглядности ради, линии сети могут быть изображены
Рис. 31. Схема сети. Рис. 32. Искусственная сеть,
которая представляется
сопротивлениями и заменяет
схему на рис 31.
географически расположенными, а сзади
монтированы соответствующие сопротивления (Л. 65]).
В соответствии с режимами работы сети
включаются или отключаются отдельные сопротивления,
представляющие элементы сети *).
При косвенных методах контроля состояния
компенсации составление схемы производится на осно-
а) Влияние электростатической взаимоиндукции при двух
параллельных линиях как для случая совместной их работы,
так и при выключении и вавемлевии одной ив них, можно
учесть переключением на другие сопротивления (на рис. 32
они не показаны).
95

вании сообщений о произведенных в сети
манипуляциях; результаты поэтому зависят от
налаженности иГ точности этих сообщений. Кроме того,
принимается, что параметры отдельных элементов
остаются неизменными, так как представляются
сопротивлениями постоянной величины. Между тем,
емкость сети, как мы видели, зависит от различных
факторов. Более точные и надежные результаты
получаются поэтому при непосредственном способе изме-
ггту
Рис. 33. Принципиальная схема включения
компенсометра.
Т— силовой тртнсформатор; Р—гасительное устройство;
Ти — измерительный трансформатор; Tj —
трансформатор тока; G—испытательный генератор переменного тока;
К—компенсометр; С—емкость фаз.
рения степени компенсации, который состоит в том,
что путем наложения на сеть вспомогательного
напряжения иммитируют явление,возникающее при
действительном замыкании на землю. На рис. 33 дана
принципиальная схема такого устройства с, так
называемым, компенсометром *). На нейтрали
с помощью специального генератора создается нап-
*) Разработан группой сотрудников германской фирмы
AEG [Л. 63, 64].
96

ряжение порядка 5—10% от номинального фазного,
заряжающее сеть и возбуждающее гасительные
устройства сети. Ток, измеряемый
трансформатором тока в схеме, содержит активную
составляющую, а также реактивную, зависящую от степени
компенсации сети. Ток и напряжение подводятся
к прибору, который измеряет реактивную
проводимость сети и может быть проградуирован непо"
средственно на силу тока в амперах для данной сети.
Показание этого прибора, называемого компенсо*
метром, равно нулю при точной настройке
гасителей; при расстройке прибор указывает степень не-
докомпенсации или перекомпенсации.
При разработке такой схемы встречаются
некоторые затруднения. Осложнения вызывает наличие на
нейтрали потенциала Еп% обусловленногоасимметрией
сети. Для того, чтобы не итти на большие
напряжения при измерениях, измерение компенсации
производится при частоте, отличной от рабочей
частоты системы приблизительно на 2 ~—4%, и
напряжение рабочей частоты отфильтровывается г). Так
как при этом емкостные сопротивления сети и
индуктивности гасителей имеют уже другие значения,
то это приходится учитывать при градуировке.
Влияние оказывает еще то обстоятельство, что при
напряжении, равном 5—Ю°/о от Е . гаситель
работает на другой части кривой намагничения, чем
при действительном замыкании на землю. Если
влияние частоты при измерении компенсации дает
в случае пониженной частоты искажение в сторону
перекомпенсации, то влияние ненасыщения гасителя
сказывается в противоположном направлении и
отчасти компенсирует первое.
*) Для четкого действия компехгеометра достаточной
оказывается такая разница частот в 2 -f—4%. При меньшей разнице
частот напряжение нормальной частоты трудно отфильтровать,
и стрелка прибора колеблется с частотой биений.
'. Чсрногубовский 3. П. ''

Действительная схема выполнения устройства
для измерения компенсации несколько отличается
от представленной на рис. 33, а именно,
вспомогательное напряжение подается между гасителем
и землей, что вносит также ошибку и подлежит
учету при градуировке. Трехлинейная схема
включения устройства для измерения компенсации
системы дана на рис. 34. Назначение промежуточного
трансформатора в схеме—защитить испытательный
генератор от повреждений при замыканиях на землю
в сети, когда на гасителе появляется фазное
напряжение. Для той ж<е цели, кроме того,
предусматривается специальное автоматическое устройство,
отключающее испытательный генератор от сети.
Точность определения степени компенсации
компенсометром порядка 2—3°/0. Такая точность
может быть достигнута при градуировке приборов
в сети, в которой он предполагается к установке.
13. Предел применения гасительных устройств.
Применение гасительных устройств является
целесообразным только тогда, когда выполняется
главноена значение гасительных
устройств—предотвратить существование в месте повреждения
устойчивой дуги и тем избежать опасностей, связанных
с перемежающейся дугой. Если этого не получается
и дуга поддерживается, то теряется смысл
установки гасителей. Весьма существенным поэтому
является установление того остаточного тока,
который является предельным с точки зрения
устойчивости дуги.
Некоторые соображения, изложенные в § 4 в
отношении открытой емкостной дуги, применимы и
для открытой дуги, питаемой остаточным током.
В последнем случай гашение облегчается,
благодаря улучшению сдвига фаз; при короткой же
дуге, — вследствие уменьшения скорости восстано-
93

вления напряжения. Мы уже указывали, что дуга
гасится при нарушении электрического и теплового
баланса в ней, и что раздувание дуги
благоприятствует ее гашению потому, что одновременно
происходит и уменьшение тока в дуге и увеличение
теплоотдачи. Однако, возникающие из-за
завихрений закорачивания участков дуги препятствуют ей
достичь длины, при которой она гаснет (критическая
7* 99

длина). Как показывает опыт [Л. 32,34],
вертикальная дуга из-за закорачивания не растягивается—
в среднем —более, чем до пятикратного расстояния
между электродами.
Критическая дли-
jq |—|—\—j__!—i_4_i^?_j—| на дуги зависит от
напряжения и тока
в дуге. Предлагаемые
различными
авторами [Л. 32—34] зави-
б/7|^1 1 I i |' | /\ i симости критической
111 ' длины от тока и
напряжения представ-
40\ 71—|—|—/■ \/\—\-*пл~\ лены графически на
рис. 35а. На основа-
, , , ., „ . , „ , нии этих данных мож-
JUi I i у s I / / ' » но прийти к выводу
о том, что при
существующих на линиях
передачи разрядных
расстояниях на
гирляндах, вертикальная
дуга сама гаснет лишь
^ при токах, меньших
0 20 W 60 60 100 120140166 h 1 А- Такой вывод, од-
Нзпряжние сети нако> противоречит
тому, что наблюдает-
Рис. 35а. Критические длины дуги ся на реальных ли-
в зависимости от напряжения сети ци^Х передачи Где
и тока в дуге. '
- по данным warrington'a; подан- дуга гаснет при зна-
ным Ackerman'a; — . — . — по данным читеЛЬНО бОЛЫНИХ TO-
лаборатории им. Смуроза (для индуктивного __.
тока в дуге). Прямая а дает расстояние КЭХВДуге. 1 10ВИДИМО~
между кольцами гирлянды подвесных изо* ппптипппй-
ляторов, о—пятикратное расстояние между »».У> ош npuinajpc
кольцами гирлянды изоляторов на линии *щ£ объЯСНЯеТСЯ Тем
передачи. '
что в
производившихся испытаниях недостаточно учитывалось
влияние способа образования дуги и параметров
испытательной схемы на гашение дуги, а также не учи-
100

тывалось действие облегчающих гашение дуги
воздушных токов и ветра, которые всегда имеют место
на открытом воздухе. Обратимся поэтому к
наблюдениям и испытаниям, произведенным в условиях,
близких к реальным.
Некоторые из полученных до последнего
времени опытных данных (например, данные ВВС для
50 kV сети [Л. 41]) наибольшее значение придавали
степени расстройки компенсации. Однако, опыты,
произведеные в 100 kV Баварской сети [Л. 9],
показали, что если для малых сетей можно достичь
самопотухания дуги при расстройке в -t 30°/0, то для
большой сети (7в порядка 200 А) не следует переходить
через =t 15% *)• Из этих опытов следует, что, пови-
димому, главную роль играет абсолютное значение
остаточного тока, как это также следует из рис, 35а.
В последнее время опубликованы в статье G. Меу-
ег'а результаты испытаний, произведенных в
Германии в системах с гасительными устройствами
[Л. 68]. По мысли Р. Рюденберга был предпринят
ряд опытов в сетях 5—100 kV. Заземляющая дуга
вызывалась посредством тонкой медной проволоки
или короткой подкисленной шерстяной нити с
подвешенной к ней железной цепочкой. Остаточный
ток включал активную составляющую, токи
высших гармоник и реактивную составляющую,
зависящую от степени компенсации. Насколько было
возможно, влияние ветра на горение дуги при
испытаниях было устранено. Испытания произведены
как для случаев недокомпенсации, так и
перекомпенсации тока замыкания на землю. Полученные
*) Вопрос о допустимой расстройке (или же о допустимом
остаточном токе) особенно интересует эксплоэтационных
инженеров потому, что, чем больше расстройка (или чем больше
допустимый остаточный ток), тем грубее могут быть взяты
ступени регулировки у гасителей, тем реже в эксплоатации
требуется менять регулировку, следовательно, тем спокойнее
эксплоатация компенсированной сети.
101

опытом продолжительности горения дуги в
зависимости от остаточного тока для сетей 50 пер/сек.
нанесены ка рис 35Ь. Так как измерения
производились в разнообразных сетях, то точки
получились разбросанными.
Кривая на рис. 35Ь дает значение наибольших
времен горения дуги. Начиная с 0,2 сек., время
горения растет приблизительно пропорционально ква-
£ыкостной остзтоинЬш люл-**- -ъ-ИндиктийнЬш сстаточндш ,noh
Рис. 35Ь. Продолжительность горения.дуги в
зависимости от величины остаточного тока.
драту остаточного тока, т. е. по параболе. Таким
образом, время горения дуги, устойчивость ее,
зависит от тока в дуге, т. е. от величины
остаточного тока. (Обозначения „емкостный остаточный
тока или „индуктивный остаточный ток" говорят
лишь о характере реактивной составляющей
остаточного тока; наряду с этой составляющей имеется
в остаточном токе и активная составляющая,
которую иногда трудно было выделить). Знак
компенсации, как показывают эти испытания, как будто,
102

не играет роли. Степень расстройки также, как
будто, не может служить мерилом для суждения:
важна абсолютная сила тока в дуге. Влияние
напряжения на продолжительность горения дуги, как
то можно заключить по рис. 35Ь, не является резко
выраженным.
Следующий вывод из этих опытных данных
сводится к тому, что в системах с гасительными
устройствами в случае неточной настройки дуга
может существовать много десятков периодов. Дугу
в компенсированных сетях можно считать самопо—
тухаюшей лишь при остаточных токах до 30 А-~
-40 А *). Наибольшую допустимую реактивную
составляющую в остаточном токе можно принять—по
Meyer'у—равной 20 А (активная составляющая при
этом принимается несколько большей, чем
реактивная). Если расстройка компенсации достигает при
Таблица 8.
Предельные отключаемые длины воздушной линии в ва-
висимости от новд*нального напряжения сети.
Напряжение kV
Длина в km ....
15
560
35
230
60
110
100
60
150
40
200
30
380
16
Примечание. При определении емкости учтено
влияние троссов (д\я напряжений выше 35 kV).
выходе из работы участков линий указанной вели*
чины, то приходится считаться с наличием
устойчивой дуги. Пользуясь данными о емкостных токах
замыкания на землю, находим предельные участки
*) В случае активного остаточного тока предельный ток,
как мы указывали в § 9, может быть равен ^ 50 А. Влияние
расстройки в некоторых пределах не сказывается существенно
на скорости нарастания восстанавливающегося в месте
повреждения напряжения (см. § 8), но, несомненно, при расстройке
не остается без влияния ухудшение сдвига фаз в дуге, что
может иметь значение для зажигания Дуги.
103

линий (табл. 8 и рис. 36), которые могут
выпадать, не вызывая устойчивой дуги.
Легко усмотреть из табл. 8 и рис. 36, что для
сетей с рабочим напряжением 60 kV и ниже
устойчивая дуга возникает только при выходе из
работы весьма длинных участков линии. Для
напряжений 100 kV и выше, при которых длины линий
вообще велики, опасным становится выпадение
меньших участков, а именно, в 30—60 km.
Можно, конечно, критическую, —
в смысле самогашения
дуги,—выпадающую длину линии увеличить, если
работать с недокомпенсацией. Вопрос о
критической длине линии отпадает,
если на каждую линию ставить
отдельное гасительное устройство,
входящее и выходящее из работы вместе
с линией; однако, это удорожает
устройство.
Если не удается получить
самопотухающую неустойчивую дугу в системе
\ с гасителями, то приходится считать-
-\ ся с неп-
40
I
^320
^260
2Щ
200
№
120
60
Щ
-И
ft
fcfc-
2:
0 М35 63 WO № 200
Напряжение системы
360 кУ
риятностя-
ми, анало-
гичными
тем,
которые имеют
место при

устойчивой дуге в
системе с
изолированной нейтралью: вследствие расстройки
компенсации возникают перенапряжения (правда,
меньшие), а воздействие дуги может привести к
повреждению проводов и изоляторов или к
межполюсному повреждению. Естественно поэтому
стремление устранить устойчивую дугу, так как
104
Рие. Jo. Предельная длина отключаемого
участка воздушной линии передачи в
зависимости от напряжения системы.

еамогашение дуги одно из важнейших преимущесть
применения гасителей.
Испытания, результаты которых приведены
в статье G. Меуег'а, нельзя считать
исчерпывающими, так как они ограничивались напряжениями
до 100 kV, а кроме того, они не дают никакого
суждения о влиянии параметров системы, высших
гармоник в напряжении и токе. Все же на основании
этих опытных данных можно попытаться установить
некоторый верхний предел применимости
гасительных устройств вообще, даже вне зависимости от
переходных режимов работы системы и степени
расстройки компенсации, отсюда возникающей.
Конечная ошибка при расчете на точную
настройку по уравнению (21) определяется, как мы
указывали, суммой общих погрешностей расчетов
емкостного тока замыкания и тока компенсации.
Редко получают расчетным путем неточность
компенсации меньшую 10% от тока 1е. Поэтому для
мощных сетей точную настройку гашения можно
устанавливать лишь опытным путем, помощью ком-
пенсометра. Ошибка в определении компенсации
при этом непосредственном методе составляет 2-~~
3%» Если учесть ограниченность числа ступеней
регулировки гасителей, непрерывные изменения в
величине емкостного тока сети, а также условия измерения
компенсации в действительных сетях, то и при
применении компенсометра вряд ли можно получить
расстройку компенсации*, меньшую 2,5-т— 3% от тока
замыкания на землю. Полагая наибольшую
допустимую реактивную составляющую в остаточном токе
равной 20 А (по соображениям, уже изложенным),
получаем, что надежное применение гасительных
устройств вообще возможно лишь в сетяхс
максимальным током замыкания на землю (электрически
соединенных элементов сети) порядка 700-i—800 А.
Среднему предельному току в 750 А
соответствует на рис. 37 кривая / предельных длин
105

воздушных линии сети в зависимости от
номинального напряжения сети.
Опыты, на которых мы основываемся при выводе
предельной длины, не охватывают всего диапазона
напряжений, для которых построена кривая / (рис.
37). Кроме того, при меньших
напряжениях активная
составляющая будет значительно
превышать предположенную.
Действительно, если принять, что в
будущем оказалась бы возможной
точная настройка компенсации
каким-либо способом, то
предельные длины представлялись бы
тогда кривой 2 (рис. 37). Эта
кривая построена
для
предельного активного
остаточного тока
в 50 А и для
величины потерь,
зависимость
которых от
напряжения задана
рис. 38 х).
Очевидно, что
предельная длина
не должна
превосходить
значений
огибающей кривой 3,
Если учесть
совместно сображения, положенные в основу
построения кривых 7 и 2, то получим кривую 4 2).
*) Потери взяты для относительно неблагоприятной погоды.
2) Для напряжений 15 -f- 35 kV кривая соответстнует
предельному току порядка 300-т-400 А, а для напряжений в 100 kV
и выше — току порядка 500—600 А.
106
20 35 63
200 к/
Напряжение сети
Рис. 37. Предельная длина воздушных
линий сети с гасительными
устройствами.
Примеча ни е. Пои наличии двойных
линий допустимая длина соотвитствегно
возрастет.

IS
%
.§ ц
1
Г '
r 1
.... L .
f T"I —
HI
_J
200
На основании приводившихся уже выше сообра*
жений кривые на рис 37 нужно рассматривать
лишь как ориентирующие в порядке допустимой
длины сети.
Кривая на рис. 38, а отсюда и кривая 3 на
рис. 37 построены в предположении, что потери на
корону незначительны. Если в действительности
потери на корону при работе сети с заземленной
фазой велики, то
допустимая
предельная длина линий
передачи системы
сильно снизится (вообще,
это может иметь
значение лишь для линий
100 kV и выше).
Если ток
замыкания на землю
больше предельного, то
сеть при применении
гасительных
устройств придется либо
разрезать и работать
раздельными частями, либо осуществить
электромагнитную связь между частями сети помощью
промежуточных трансформаторов. И тот и другой
способ ограничивают маневренную способность
системы и уменьшают преимущества, которые
получаются от электрического соединения сетей
различных систем.
Большие остаточные токи можно было бы
допустить, если применить компенсацию активной
составляющей и высших гармоник в остаточном
токе (громоздкое устройство и утяжеление эксплоа-
тации), или если для гашения дуги применить
схему с заземляющими выключателями, подобную
рассмотренной схеме Creighton (§ 6). Очевидно, что
107
60 100
Напряжение с err a
Рис. 38. Величина активных
потерь в цепи замыкания на землю.

недостатки этой схемы скажутся и в этом новом
варианте ее применения.
Представление о том, что с возрастанием
рабочего напряжения и протяженности системы
применение гасительных устройств становится мало
эффективным, можно получить из некоторых
статистических данных.
В табл. 9 даны результаты эксплоатации 100
kV сетей в Германии, приведенные в статье Miiller —
Hillebrand [Л. 69]. Из графы 5, которая получена
обработкой граф 2 и 3, можно заключить, что с
увеличением протяженности сети (следовательно, и
емкостного тока замыкания L) число замыканий
на землю без выключения сильно падает, а,
следовательно, уменьшается основное преимущество
применения гасителей.
Легко видеть, что длина в 2200 km близка
к установленной выше предельной длине 100 kV
сети при применении гасителей.
Таблица Р.
Данные о 100 kV сетях Германии.
Длина
одиночной линии
km
1
Средняя 400
1700
2200

Выключения
в год на
100 *т
2
1Д4
0,55
0,76 .

Замыкания на
землю без

выключения в год
на 100 km
3
7,05
1,24
0,46
Среднее
из числа
лет
4
3
6
3
Процент

замыкании на
землю без

выключения
5
86,0
69,3
36,6
Примечание. Miiller—Hillebrand оговаривается, что дан-
вые граф 2 и 3 неполны.
108

14. Некоторые недостатки, связанные с
применением гасительных устройств*
В реальной эксплоатации компенсированной сети
приходится считаться с тем, что в течение
некоторого промежутка времени сеть может работать
несколько „расстроенной". Даже в случае блестяще
поставленной диспетчерской службы всякий выход
из работы участка линии или сети не влечет за
собой немедленного изменения в режиме работы
гасительных устройств, последнее совершается
обычно с некоторым запозданием, и в течение
времени, которое потребуется для отрегулировки
гасителей, компенсация расстроена. Если
возможный остаточный ток превосходит величину,
при которой дуга становится устойчивой, то при
появлении нового повреждения на землю (а во
время бури, мятели или урагана целый ряд
повреждений может следовать друг за другом)
возникают опасности, связанные с такой работой 1).
Если точной настройки нет, и дуга устойчива 2),
то напряжение на здоровых фазах повышается не
только до линейного, но, вследствие
перенапряжений при зажигании дуги, даже превосходит его:
система не освобождается от перенапряжений при
замыкании на землю. Теоретические исследования
3) В применяемых до сего времени гасительных устройствах
переключение ответвлений производится при обесточенном
гасителе (разъединитель перед гасительной катушкой или
выключатель в цепи гасительного трансформатора
предварительно выключаются). Поэтому эксплоатационными
инструкциями перестановка ответвлений в грозу не рекомендуется во
избежание повреждения разъединителя. Чтобы это неудобство
преодолеть, в мощных системах необходимо перейти к
масляным выключателям в нейтрали, либо к применению устройств,
допускающих переключение ответвлений под током.
2) Дуга может быть устойчивой и при малых остаточных
токах, если дуговой промежуток мал. Это случается, например,
при пробое на корпус во вводах, при касании земли или мачты
оборванным проводом или вырванным шлейфом, захлестывании
и т. п,
109

Clem'a [Л. 27] показывают, что в случае применения
гасительных устройств напряжение здоровых фаз
становится выше линейного, так как на нейтрали
при точной настройке появляется напряжение,
достигающее значения порядка 1,4 Е , а в случае
невыполнения точной настройки напряжение это
получает значения, приведенные на рис. 39.
Опыты на искусственной сети, произведенные
J. Fallou [Л. 70], выводов Clem'a не подтверждают.
Опыты показали, что
влияние расстройки
невелико, и что при
применении гасителя
возникает на
нейтрали в наихудшем
случае (при замыкании
на землю в момент
прохождения волны
напряжения через
максимум)
напряжение порядка 1,4 Е .
С некоторым
приближением и к
компенсированной
системе может быть
применена та картина
г
1
i
\
V
\
к
2,4
2,0
IS
1,2-
Т
!
\l
*" \
—-**—
!
\Ы
/?'
DJ5 1,0 1.2
М
Рис. 39. Перенапряжения по
Clem'y при расстроенной
индуктивности в нейтрали.
явлений, которую мы рассматривали для системы
с изолированной нейтралью, если в системе с
гасителями возникает прерывистая дуга, образованная,
например, из-за перемежающегося контакта
поврежденного провода с землей. Так как явления будут
протекать подобным образом, то можно ожидать,
что, вследствие незначительного отсасывающего
действия гасителя, оказываемого им на свободные
заряды или блуждающую волну (гасители
представляют большое индуктивное сопротивление),
величина перенапряжений на здоровых проводах
110

окажется близкой к тем, которые наблюдаются
в системе с изолированной нейтралью.
Наблюдения и испытания, произведенные в
действительных сетях с гасителями, подтверждают
появление перенапряжений при замыканиях на землю.
[Л. 36]
во
60
20
%°
3 60
с* 60
8 so
§ о
приведены данные
Сети 15-ЗОНУ
I
11
в
б
LL
J00 % : fQOJ
_B_j
-ли.
„
Сети oQ-WQkV
.R
т
100% 459 " I
Т!-~Е
—
20
D
Csvy 0-
ш
i 1 wo %*
I a
\ ш 1 i '
iMiJL
KV
№5 1
.. a .
St
—
/,5 £0 £J 3.0 3t5 U,0
£1
В работе Н. Neuhaus
о перенапряжениях,
которые были измерены
при замыканиях на
землю в 15
компенсированных сетях Германии с
воздушными линиями
15 — 100 kV.
Результаты
измерений, производившихся
помощью
клидонографов, представлены
графиками на рис. 40 и 41.
Величины
перенапряжений, полученные в
процессе эксплоатации,
а такжеэксперименталь-
ным путем, в общем
довольно хорошо
совпадают и показывают, что
перенапряжения в
компенсированных сетях
могут достигать
3,3-кратного фазного напряжения (наблюдались
в 20 kV сети; в 100 kV наибольшая величина
достигала 2,8 Ерт)у но являются кратковременными и
длятся лишь секунды. Перенапряжения длительные,
наблюдающиеся в течение многих минут и даже
часов (при длительных замыканиях на ззмлю),
меньше по величине и достигают 2,5-кратного
фазного (1,4-кратного линейного), как максимума.
Перенапряжения замечались одновременно во всей
подвергавшейся наблюдению сети.
Ш
Рис. 40. Величины
перенапряжений в
компенсированных сетях, измеренные в
эксплоатации.

Таким образом, компенсированные сети ке
освобождены вовсе от перенапряжений при замыканиях
на землю. Боязнью нанесения повреждений изоля-
ляции элементов
За-мб!квния на землю:
60
L«..
1
1
JL
W0%*25 |
i
1
_flB_
i
i ]
1
._LJ
49
1
1
1
JL
100% --12 |
JL
-a.-
100 %*в |
1
In
LeiL
—i
jj
в сетях
20-100 kV
8 сетях
20-100АУ
В сети
60 кУ
компенсированной
сети при длительно
существующих
замыканиях на
землю объясняются
разработанные
практикой методы
перехода при
длительных авариях
на работу с
другим способом
заземления
нейтрали, позволяющие
автоматически
отключить
поврежденный участок.
Схемы,
применяемые для этой
цели, были
приведены при
обсуждении релейной
защиты в
компенсированных сетях
(§9).
Основные
соображения Bauch'a,
[Л. 43,45] и Roth'a
[Л. 2,42] в
пользу отказа от длительной работы с заземленной
фазой сводятся к тому, что возникающие при
замыканиях на землю волны перенапряжений
подвергают воздействиям изоляцию машин и
приборов сети, а эти воздействия не могут не
оставить следов в ней и сказываются в перерождении^
112
60
го
о
CL)Глухие, помощью масл.б&кл
вОг
60
00
20
ц и) Через дугу 6 бозЗухе
I aot
I во
| *о
*» 20
<3 О
$ С) Через дугу под маслом
60 Г
60
00
20
О ______«_.
1,5 2,0 23 3,0 33 0,0 с-/£р
3) В среднем из Gnkimod
Рис. 41. Величины
перенапряжений в компенсированных сетях при
замыканиях на землю, полученные
из опыта.
Lsu
1
1
100%- 53 \
-в-
LL
_хж_-
В сетях
20-100 к V

в постепенном разрушении изоляции *). Кроме того,
основное назначение гасителей предотвратить
выключения при переходящих замыканиях на землю;
если последние длятся больше 1—2 сек. (реле,
расстраивающие гаситель в схемах рис. 27 и 28,
имеют обычно такую выдержку), то, несомненно,
выключения линии раньше или позже не избежать
и надо ввести в действие отключающие устройства.
Совершенно очевидно, что в случае применения
устройств, шунтирующих гасители, в системе
появляются токи однополюсного короткого замыкания,
на действие которых элементы электрической
установки должны быть рассчитаны. Некоторые
преимущества компенсированной сети тем самым анули-
руются в сетях высших напряжений, где такие
шунтирующие устройства совершенно необходимы.
При все возрастающей тенденции к
электрическому соединению между собой различных сетей,
заземление нейтрали помощью гасителей лишь
некоторых из них будет служить препятствием к
соединению всех этих сетей, а потому может заставить
отказаться от применения принципа гашения дуги.
Причиной этого является то, что при соединении
компенсированной сети с сетью с другим способом
заземления нейтрали настройка расстраивается,
переводу же других сетей на работу с гасителями
может препятствовать выполненная изоляция машин,
трансформаторов или кабелей. Действительно, в
компенсированной сети перенапряжения при
замыканиях на землю, коммутационные перенапряжения,
а также распределение потенциалов в обмотках
машин и трансформаторов при высокочастотных
переходных явлениях могут быть тяжелее, чем при
других способах заземления нейтрали (подробнее
*) Недооценка этих воздействий и работа с длительным
замыканием на землю приводила иногда к печальным результат
там [Л. 45, стр. 465].
3. Черногубовский 3. П. ИЗ

о поведении обмоток машин и трансформаторов см.
в гл. 4 и 5). Орыт показал, что для
удовлетворительной работы изоляцию элементов
компенсированной сети следует брать такой же, как у сетей
с изолированной нейтралью, т. е. на полное рабочее
напряжение. Наблюдавшиеся, например, в первый
период применения гасителей повреждения силовых
трансформаторов (у нейтрали) как раз обязаны были
тому, что указанное условие выполнено не было.
С точки зрения защиты установки
разрядниками, принцип гашения дуги по тем же соображениям
уступает другим способам заземления нейтрали.
Для того, чтобы обеспечить возможно большую
защиту установки от перенапряжений, желательны
возможно меньшие напряжения начала действия и
„отсечки" (прекращение действия) разрядника.
Наибольшие длительно существующие в системе
напряжения вызывают ограничения в выборе этих
напряжений. В случае отсутствия заземляющей дуги таким
напряжением в системе с изолированной нейтралью
или с гасительными устройствами является линейное
напряжение. Разрядники утяжеляются тем против
таковых в системе с глухой нейтралью. Если же учесть
еще и перенапряжения, которые имеют место, как
мы видели, в сетях с гасительными устройствами
в течение многих секунд и даже минут, то вопрос
усложнится. При выборе разрядника без учета этих
перенапряжений придется принять, что разрядник
будет при их возникновении действовать. Однако,
современные разрядники не обладают способностью
рассеивать столь большие количества тепла:
разрядник при атмосферных перенапряжениях
пропускает через себя тысячи ампер, но только в течение
времени, измеряемого микросекундами.
Следовательно, при выборе разрядника на номинальное
напряжение придется считаться с возможностью
повреждения разрядника. Для того, чтобы это
устранить, требуется выбрать на повышенное напря-
114

жение: 1) либо разрядник, 2) либо только предвклю-
ченный искровой промежуток. В последнем случае
также не исключена возможность повреждения
разрядника, правда, в редких случаях, а именно
при атмосферном перенапряжении, совпадающем
во времени с наличием заземленной фазы в сети.
В первом и втором вариантах ухудшается защита
оборудования сети от перенапряжений. Чтобы этого
избежать, пришлось бы итти сознательно на то,
что в эксплоатации при длительных замыканиях на
землю разрядник будет повреждаться, и его
придется сменять. Практика США различает два типа
разрядников: один предназначается для сетей с
глухим заземлением нейтрали, другой — для сетей
с изолированной или заземленной через большое
сопротивление нейтралью [Л. 71, 72].
Наконец, к числу недостатков компенсированной
системы, с точки зрения эксплоатационной, нужно
отнести, кроме отмеченной уже выше
необходимости неуклонного наблюдения за состоянием
компенсации, еще то, что в ней часто бывает трудно
определить место повреждения, если повреждение не
развилось. Так как надобности в немедленном
устранении повреждений нет, то накапливание
повреждений в дальнейшем приводит уже к более
длительному выходу линий или приборов из работы.
Несмотря на целый ряд отмеченных недостатков,
работа с гасительными устройствами оказывается
оправданной в сетях с воздушными линиями
передачи напряжением до 100 kV. Преимущества,
даваемые компенсацией, особенно сказываются в
грозовых районах для сравнительно простых сетей, экс-
плоатация которых не затруднена наличием
гасителей. Применение гасителей оказывается
благоприятным и в сетях, скудно выполненных, без
перестраховки питания, а также сетях, выполнение
которых грозоупорными экономически не может быть
оправдано, и при абонентах, не терпящих перерыва
8* 115

в снабжении энергией. Однако, д\я мощных сетей
напряжением в lOOkV и выше недостатки
применения гасителей оказываются весьма
чувствительными и более надежными являются другие способы
заземления нейтрали.
15. Гасительные устройства в кабельных сетях.
Основное достоинство практики применения
гасительных устройств в воздушных сетях —
устранить выключение линий при преходящих
перекрытиях на землю. Всякое повреждение изоляции
кабеля является отнюдь не преходящим, — будь то
повреждение в самом кабеле или его муфтах, — так
как связано с повреждением твердого диэлектрика.
Повреждение, начавшись, неуклонно развивается.
Вследствие малых сравнительно расстояний между
проводом и заземленной оболочкой кабеля, а также
вследствие образования ионизированного „канала"
на пути тока, дуга в месте повреждения становится
устойчивой, она не тухнет г) (лишь при больших
токах сказывается деионизирующее влияние
разложившейся изоляции, при меньших токах, как
показывают наблюдения, вследствие образования обуг-
лероженного не газообразующего пути замыкание
на землю не исчезает). В многофазных кабелях
длительное замыкание полюса на землю влечет за
собой межподюсное короткое замыкание: в обычных
трехфазных кабелях это происходит через
несколько секунд, редко через минуты; через больший
промежуток времени то же наступает в кабелях с
металлизированными жилами (типа Hochstadter) или
с тремя свинцовыми оболочками (каждая жила имеет
свою свинцовую оболочку).
*) Сведения о том, при каком остаточном токе дуга в кабеле
является самопотухающей, очень скудны. По некоторым
данным можно полагать, что этот критический ток меньше, чем
для воздушных линий, и не превосходит 20 А [Л. 72].
116

Таким образом, всякое пбвреждение кабеля
приводит к межполюсному повреждению, и участок
отключается межполюсной защитой. Чтобы не
подвергать систему воздействиям при этих коротких
замыканиях 1), в кабельных сетях предусматривается
отключение поврежденного участка специальной
земляной защитой со ступенчатой выдержкой времени,
обычно зависимой от тока, в целях достижения
селективности. Однако, достигнуть хорошей защиты
является затруднительным из-за сравнительно
небольших остаточных токов. Но в кабельных сетях,
поскольку все равно замыкание на землю приводит
к устойчивой дуге, об уменьшении остаточного тока
меньше заботятся, а иногда даже принимают меры
к его увеличению. Кабелю причиняются при этом
большие повреждения, но, поскольку кабель уже
поврежден, это не играет роли, зато облегчается
определение места повреждения. Из-за последнего
соображения иногда полагают хорошую
компенсацию кабельной сети даже нежелательной.
Остаточный ток в кабельных сетях допускается поэтому
большей величины, чем в воздушной сети, а
емкостный ток замыкания на землю достигает нескольких
тысяч ампер. (Встречающиеся в литературе
указания, что с гасительными устройствами эксплоати-
руются сети с током замыкания, измеряемым
многими тысячами ампер, относятся к кабельным сетям.)
Так, например, 30 kV кабельная сеть BEWAQ
включает 1100 £/71 кабеля с емкостным током замыкания
на землю в 2800 А и с остаточным током порядка
130 А [Л. 74]. На рис. 42 представлены некоторые
данные, относящиеся к этой сети; обращает на
себя внимание большой ток высших гармоник.
Таким образом, при снабжении кабельных сетей
3) Развитие повреждения в кабеле можно предотвратить, если
быстро отключить поврежденный участок, так как повреждение
развивается во времени и на разрушение изоляции соседней
фазы требуется определенное количество энергии.
117

Гасителями основные преимущества этих приборов
не используются, получение же четкой селективной
защиты затрудняется. Если учесть, что кабели весьма
чувствительны к перенапряжениям,—а такие
перенапряжения, мы видели, при применении гасителей
возникают, — и что изоляция
кабелей компенсированной
сети должна быть выбрана
такой же, как для сети с
изолированной нейтралью, то
становится очевидным малая
целесообразность
применения гасительных устройств
в кабельных сетях: более
выгодным является выбор
другого рода заземления
нейтрали, обеспечивающего
четкое и надежное действие
релейной защиты. Как мы
увидим, наиболее пригодновэтом
случае заземление нейтрали
через омическое
сопротивление. Представляется, что
такой способ заземления
нейтрали — в соединении с
плановым периодическим
опробованием кабелей на
величину диэлектических потерь
в них — даст наилучшие
результаты.
В кабельной сети
сравнительно невысокого
напряжения (6—10 kV), скудно
запроектированной, с небольшим остаточным током,
при котором дуга может сама тухнуть, — а также при
небольших токах межполюсного короткого
замыкания возможность длительной работы с заземленной
фазой может себя оправдать, так как предоставляет
118
Рис. 42. Ток замыкания
на землю и напряжения
в 30 kV кабельной сети.
а) При точной
компенсации:
Остаточный ток 1Г =122 А:
Остаточный активны i
toK = 90,4 А.
Остаточный реактивный
ток = 1,5 А
Токи высших гармонических
(преимущественно 5-й
гармоники,) =82 А.
При
перекомпенсации (67 А):
Остаточный ток /,. =136 А.
Остаточный активный ток~
~ 111.6 А.
Остаточный реактивный
ток — 67 А.
Токи высших га; мониче-
ских = 39 А.
Ev—линейное напряжение сети.
Еп—напряжение на нейтрали.
Ь)

Достаточное время для переключении в системе до
перехода замыкания на землю в межполюсное
короткое замыкание. Однако, нахождение
поврежденного участка такой сети может оказаться затрудни
тельным.
В случае смешанных сетей, состоящих из
кабельных и воздушных линий, выбор рода заземления
нейтрали будет определяться преобладающим
видом линий передачи.
16. Выводы относительно гасительных устройств*
Из рассмотрения основных особенностей работы
компенсированных сетей и свойств гасителей можно
прийти к следующим выводам, намечающим пределы
применения гасительных устройств:
1) Гасительное устройство, представляя собой
одно из решений вопроса защиты от заземляющих
дуг, не освобождает вовсе от перенапряжений при
замыканиях на землю.
2) Работа компенсированной сети дает
возможность устранить излишние выключения при
преходящих замыканиях на землю. Это весьма важно,
особенно в грозовых районах, в скудно выполненных
сетях, без перестраховки питания, и при абонентах,
не терпящих перерыва в снабжении энергией. Однако,
длительная работа с заземленной фазой
нежелательна.
3) Электромагнитное влияние токов
повреждения на линии связи того же порядка, что при
изолированной нейтрали, и может иметь значение при
прохождении линий передачи энергии вблизи густой
сети линий связи. Однако, при весьма высоких
напряжениях мешающее влияние третьей гармоники
от короны может быть весьма существенным.
4) Защитное заземление линий передачи
облегчается, если не предусмотрено устройство, расстра-
119

йваюЩее компенсацию дАя обеспечения надежного
действия релейной защиты.
5) Выполнение надежной и четко действующей
релейной защиты весьма затруднительно.
6) Для того, чтобы избежать устойчивой дуги
при повреждении на землю, эксплоатацию мощной
сети следует вести с возможно точной настройкой;
за величиной существующего при эксплоатации
остаточного тока требуется неуклонное наблюдение,
а все возможные изменения в сочетании участков
сети и гасительных устройств подлежат тщательному
предварительному рассмотрению. Указанное
приводит к усложнению эксплоатации.
7) Применение гасительных устройств, вообще,
допустимо в сетях с током замыкания на землю, не
превышающим значений кривой 4 на рис. 37. Этот
предел существенно снижается, если при работе
с заземленной фазой потери на корону сильно
возрастают.
8) Электрическое соединение компенсированной
сети с сетью, где применен другой способ
заземления нейтрали, невозможно без совершенной
расстройки гашения.
9) Разрядники приходится выбирать, исходя из
длительно существующего на здоровых фазах
напряжения и возможных перенапряжений, чем
ухудшается защита оборудования от атмосферных
перенапряжений*
10) Для мощных сетей с^ напряжением 100 kV
и выше, у которых грозоупорность линий легче
достигается, а стоимость аппаратуры и
трансформаторов значительна, применение гасителей уступает
другим способам заземления нейтрали.
11) В кабельных сетях применение
гасительных устройств может оказаться целесообразным
лишь при сравнительно невысоких напряжениях.
120

ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ.
Глухое заземление нейтрали.
17. Основные свойства и достоинства глухого
заземления.
В технической литературе можно встретить
различные определения системы с глухим заземлением
нейтрали. Одни считают системой с наглухо
заземленной нейтралью т&кую, в которой все нейтрали
заземлены наглухо. Другое определение дается
в упоминавшемся уже докладе Комиссии AIEE
от 1931 г. [Л. 16]: „система является наглухо
заземленной, когда все главнейшие генерирующие
станции или распределительные подстанции заземлены
наглухо; станция же считается наглухо
заземленной, когда нейтраль каждого генератора и
трансформатора на этой станции присоединена наглухо
и постоянно к земле посредством соединения
малого сопротивления". Наконец, третье определение
дают Evans и Wagner [Л. б;75]. Они считают
систему наглухо заземленной, если при коротком
замыкании фазы на землю напряжение здоровых фаз не
превосходит нормального фазного, хотя бы такая
система имела лишь часть нейтралей, заземленных
наглухо, или даже некоторые нейтрали,
заземленными через сопротивление. Действительно, с точки
зрения напряжений нормальной частоты рабочего
тока, которые устанавливаются на здоровых фазах
при коротких замыканиях, определяющим фактором
121

является соотношение сопротивлений различных,
последовательностей, приведенных к месту
повреждения. Число заземленных нейтралей и их
размещение в системе будет, конечно, оказывать влияние
на величину напряжений, но влияние это зависит
от конфигурации сети и ее параметров:
принципиально возможна такая система, у которой
даже при всех заземленных наглухо нейтралях
напряжение здоровой фазы при замыкании на
точке) может превышать
нормальное фазное.
Сказанное поясняется рис. 43,
из которого следует, что
при однополюсном
замыкании на землю фазы а
напряжение фазы b не
будет превышать фазное
Ер, если—^ < 1 при хг = х2
(хих2и х0—индуктивные
сопротивления прямой,
обратной и нулевой
последовательности;
активными сопротивлениями пре-
небрежено). Если х2>Х{у
то указанное условие
будет выполнено при
несколько меньшем отно-
шении - •
землю
1.61
f.2\
i.o\
щ
0.2
(в
некоторой
\£/£>
I
...
2*м
У-ла
„
—•»
я
х,-х,
/?«/?
•Vj,
5^ 1
j
О / 2 3 И 5 В гс
Рис. 43. Напряжения при
замыканиях на землю.
Однако, определение, предлагаемое Evans'oM и
Wagner'oM, относится к установившемуся явлению
замыкания на землю; оно исключает из
рассмотрения переходные процессы и совершенно не
охватывает основного назначения глухого заземления
нейтрали, а именно, предотвращать появление в системе
опасных переходных перенапряжений, обязанных
своим происхождением заземляющей дуге. Далее,
122

МЗемление нейтрали важно еще с точки зрения
тех явлений в трансформаторах и машинах, которые
возникают при переходных процессах в них.
Протекание же этих явлений зависит не от положения
нейтрали в векторной диаграмме установившихся
напряжений нормальной частоты, а от состояния
физической нейтрали данного трансформатора или
машины. Поэтому, если за систему с глухим
заземлением нейтрали принять такую, в которой
устраняется вовсе какое бы то ни было повышение
напряжения или появление перенапряжений на
здоровых фазах при замыканиях на землю, а также
не имеет места повышение напряжения у нейтралей
трансформаторов или машин, то такому определению
будет удовлетворять лиль система, где все нейтрали
соединены наглухо с землей. В такой системе
обычно бывает удовлетворено и требование,
предъявляемое Evans'oM и Wagner'ом.
Определение, данное в докладе комиссии
AIEE удовлетворяет той практике заземления
нейтрали, которая принята в подавляющем числе
случаев в США. Необходимо заметить, что схема,
представленная на рис. 44, не удовлетворяет этому
определению, и в случае небольшой реактивности
заземленного трансформатора, представит систему
с частично разземленной нейтралью.
Из данных выше определений явствует, что
работа изоляции приборов и айпаратуры системы
с наглухо заземленной нейтралью легче, чем при
другом способе заземления нейтрали. Если принять
для изоляции приборов и аппаратуры запас
прочности, исходя из напряжения на фазах при
однополюсных повреждениях, то возможно было бы
принять для сети с глухим заземлением нейтрали
облегченное испытание напряжением относительно земли.
Действительно, если по Союзным нормам на силовые
трансфЪрматоры испытательное напряжение обмотки
относительно земли, выраженное в kV, принимается
123

равным 2 Ei -f-1 = 3,46 Ep + 1 для
трансформаторов в системе с изолированной нейтралью, то для
трансформаторов, работающих в системе с наглухо
заземленной нейтралью, можно было бы, казалось,
исходя из условий работы изоляции при
замыканиях на землю, признать достаточным
испытательное напряжение 2Ер~-\-1. Однако, при
нормальной эксплоатации такие трансформаторы имели бы
меньший запас прочности в изоляции, нежели
трансформаторы, предусмотренные для работы в
системе с изолированной нейтралью. Между тем
воздействия на изоляцию трансформаторов не орга-
ничиваются только теми, которые возникают при
замыканиях на землю, периоды нормальной
эксплоатации все же являются более
продолжительными. Кроме
того, заземление нейтрали
вызывается не только
соображениями экономического порядка, но,
главным образом,
стремлением к большей технической
надежности. Поэтому, вообще
используется только половина
выигрыша, и стандарт
Института инженеров-электриков в США принимает для
трансформаторов с наглухо заземленной нейтралью
испытание индуктированным напряжением, равным
[^2 (3,46 + 2,0) Ер + 1] =2,73 Ер + 1, выраженным
в kV. Выбор облегченного типа разрядника для
системы с наглухо заземленной нейтралью часто
производят, руководствуясь соотношением
испытательных напряжений, т. е. для системы с глухой
нейтралью разрядники берут на напряжение 0,8
(=У4б) от линейного.
Необходимо, однако, указать, что такие
величины испытательных напряжений для
трансформаторов с наглухо заземленной нейтралью в настоя-
124
Рис. 44.

щее время и в США считаются недостаточными, а
иногда недопустимыми, так как они не учитывают,
как и вообще существующая формулировка
испытаний напряжением (см. выше) различных норм, тех
перенапряжений, которые имеют место в
современных трансформаторах при воздействии на них
высокочастотных колебаний или импульсов.
Явлениям, происходящим в трансформаторах под
действием таких перенапряжений, посвящено
большое число работ авторов различных стран. Весьма
большую ясность внесли особенно последние работы
американских авторов [Л. 77].
В результате этих исследований получается, что
градуированную (ступенчатую) изоляцию можно
применить только для особой конструкции
трансформаторов. Отсылая за подробностями к
соответствующим оригинальным работам, упомянем здесь
лишь о некоторых основных выводах, необходимых
нам по ходу рассуждения.
Теоретические исследования и испытания
показывают, что в трансформаторе во время
переходных явлений распределение по обмотке
потенциалов относительно земли совершенно отлично от
того, которое имеет место при установившемся
режиме. Это обусловливается тем, что в
трансформаторе, представляющем собой прибор с
распределенными постоянными (рис. 45),—емкостью
(емкость Сг между витками и катушками и емкость С
относительно земли) и индуктивностью (само-и
взаимоиндукция отдельных витков или катушек),—
распределение потенциала по обмотке в момент
падения на обмотку волны перенапряжения определяется
емкостями, при установившемся же
явлении,—главным образом, индуктивностями х). Так как цепочка
емкостей обмотки состоит из элементов, которые
*) Активными сопротивлениями и проводимостями прене-
брежево.
125

можно считать одинаковыми по длине обмотки, т. е. из
одинаковых частичных емкостей витков относительно
земли или одинаковых частичных емкостей витков
друг относительно друга, то падение напряжения по
обмотке будет неравномерным и может быть
представлено, примерно, кривой / (рис. 46). Характер
распределения потенциалов зависит от
соотношения величин указанных двух родов частичных
емкостей. При установившемся режиме
распределение потенциала по обмотке будет определяться
падением напряжения в индуктивности обмотки и
может быть представлено прямой 2 (рис. 46).
Переход от начального состояния к конечному будет
совершаться в виде колебаний, осью которых
является конечное состо-
L М яние. Частота этих
Т1НЬТ^ T^ {| yHJ колебаний будет за-
-г у -у -г с, "т£ висеть от парамет-
% Ров трансформатора,
п л* г иперенапряжениямс-
Рис. 45. Схема замещения транс* г г
форматора. гут достигать в
случае резонанса
опаснейших значений. Максимальные значения
напряжений относительно земли при различных
импульсах изображены на том же рис. 46. Легко видеть,
что в частях обмотки, удаленных от линейного
конца, колебания могут создать по отношению к
земле напряжения, превосходящие по своей величине
амплитуду приложенного импульса. В случае
применения градуированной изоляции обмотки
трансформатора (в соответствии с ранее
распространенной практикой при глухом заземлении нейтрали,—
см. ступенчатую кривую рис. 47), возможно
повреждение трансформатора в различных точках
обмотки. Такие случаи повреждения трансформаторов
наблюдались на практике неоднократно.
Так как основная причина этих опасных
явлений лежит в самой конструкции до сего времени
126

изготовлявшихся трансформаторов, то их можно
избежать, если внести такие изменения в
конструкцию самих трансформаторов, которые позволили
бы начальное распределение напряжений
относительно земли по обмотке получить таким же, как
и конечное. Как
указал еще J. Weed [Л.
76], этого можно
достигнуть либо путем
присоединения
добавочных емкостей,
либо воздействием на
величину самих
частичных емкостей.Раз-
работанный фирмой с§
GEC0 в США „нере- |"
зонирующий
трансформатор"
использует влияние
добавочных экранирующих
емкостей (рис. 48),
позволяющих полу-
" У Рис. 46. Максимальные напряже-
ЗемленИИ нейтрали ния в трансформаторе относи-
близкие Друг К Другу тельно земли (п ри прямоугольной
ч?
о4
J
1
4
20 40 60 60 WO
% обмотки от линейн.конца
падающей волне).
Кривая / дает начальное распределение
потенциалов, кривая 2—ьонечное
распределен1^ потенциалов, 3—распределение
штенциалов при Еолне длиной '2,4 km,
4—то же при волне длиной 8 km, 5—то же
прл бесконечно длинной волне.
начальное и
конечное распределения
напряжения,
следовательно,
использовать те
экономические выгоды,
которые дает ступенчатая изоляция.
К числу достоинств такого нерезонирующего
трансформатора надо отнести то, что испытания
при рабочей частоте сети позволяют судить
все же о поведении его при импульсах. Поэтому
оказывается возможным частично отказаться от
тех испытаний, которыми приходится дополнять
127

испытания по нормам для того, чтобы получить
представление о поведении трансформаторов обычной
конструкции при импульсах и высокочастотных
явлениях.
Очевидно, если не принято мер к устранению
колебательных переходных явлении в
трансформаторах, ступенчатую изоляцию применять опасно1).
Мы сочли необходимым несколько подробнее
остановиться на поведении трансформаторов при
переходных
режимах потому,
что
трансформаторы
являются наиболее
дорогими и часто
наиболее
уязвимыми
элементами
электрической установки.
Что касается
изоляции
воздушных линий,
то поскольку
она выбирается,
главным
образом, в зависи*
мости от
атмосферных
перенапряжений, влияние способа заземления
нейтрали на эту изоляцию не сказывается. Другое
дело кабельные линии: при работе с наглухо
заземленной нейтралью изоляция их могла бы
быть выбранной по фазному напряжению, с по-
20 W SO 30 WO
% обмотки от линейного конца
Рис. 47. Выполнение ступенчатой
изоляции трансформатора.
*) Следует, вообще, указать, что вопрос об удешевлении
трансформаторов в случае выполнения их со ступенчатой изоляцией
обычно связан с экономическим эффектом лишь для
напряжений в 100 kV и выше.
128

ниженным испытательным напряжением. Это может
дать ощутительный эффект, особенно для кабельных
линий весьма высоких напряжений.
При рассмотрении вопроса об изоляции
необходимо, однако, учитывать еще то, что в
действительной эксплоатации число заземленных нейтралей
может варьировать; изменяться будет напряжение
ка нейтрали *)> а следовательно, и работа изоляции
при замыканиях на землю. Наконец, при
расширении электрической системы или соединении ее
с другими сетями высокого напряжения может
оказаться необходимым (например, по соображениям,
изложенным ниже) перейти на другой способ зазем-
<*—х—,h
ь—±
X с> Т-
■С -*-С
X'
Рис. 48. Схема замещения нерезонирующего
трансформатора.
ления нейтрали. Представляется, что для мощных
сетей вряд ли допустимо облегчение изоляции
аппаратуры и приборов в случае выбора наглухо
заземленной нейтрали. Поэтому нельзя считать
основным преимуществом глухого заземления
возможность применения облегченной изоляции, и
оценку глухого заземления нужно производить
с точки зрения других достоинств этого способа
заземления нейтрали. Во всяком случае,
совершенно очевидно, что при одной и той же полной
*) При выборе разрядников необходимо это также
учитывать.
9. Черногубовский 3. П.
129

изоляции трансформаторов, запас прочности ее,
а отсюда и надежность в эксплоатации, при глухой
нейтрали получается больше, чем при других
способах заземления нейтрали.
К числу достоинств глухого заземления
нейтрали надо отнести то, что облегчается эксплоата-
ция системы, вследствие устранения необходимости
неусыпного наблюдения за состоянием заземления
нейтралей.
Проблема получения четкой и надежной
релейной защиты при глухом заземлении нейтрали легко
разрешается потому, что: 1) токи однополюсного
короткого замыкания оказываются достаточными
для действия релейной защиты, подобной
межфазовой; 2) выбор уставок реле сравнительно прост и
осложняется лишь при большом числе заземленных
нейтралей в- системе; 3) сопротивления в месте
повреждения малы при больших токах, и влияние их
на работу реле также мало. Правда, всякое
повреждение на землю приводит к отключению и выводу
из работы поврежденного участка. Но при
достаточном числе запроектированных параллельных
цепей и при осуществлении многостороннего питания,
влияние этих отключений не скажется на
бесперебойности снабжения абонентов электрической
энергией. При быстродействующей релейной защите,
что легко осуществить при больших токах
повреждения, выпадение абонентов из-за сильного
снижения напряжения при аварии, как показал опыт
эксплоатации, также маловероятно. При такой
защите исключается также возможность сильного
повреждения изоляции и проводов мощной дугой
или переброс дуги на соседние фазы. Опыт пока-
зывает,что наибольшую роль при этих явлениях
играет не сила тока в дуге, а длительность ее
существования, и что при длительности дуги в 0,1*4-
0,2 сек. воздействия ее незначительны даже при
токах в тысячи ампер [Л. 32].
ISO

18. Недостатки, ограничивающие применение
глухого заземления.
В случае весьма больших токов замыкания на
землю, вызываемые этими токами воздействия
сводят на нет преимущества, получаемые при глухом
зеземлении нейтрали, и могут заставить отказаться
от него.
Основным неоостатком глухого заземления
обычно считается сильное электромагнитное влияние
токов повреждения на линии связи. Этому
обстоятельству в значительной степени глухое
заземление обязано своим изгнанием из практики
Германии и Японии, стран с большой плотностью
населения и густой сетью линий связи (§ 2). Соответственно
выбранные при проектировании трассы линий связи
и линий передачи (достаточное отдаление их друг
от друга), применение соответствующей
транспозиции тех и других линий,'благотворное влияние
защитных троссов, если они хорошо заземлены, и
установка защитных пустотных разрядников на
линиях связи позволяют устранить опасное и
мешающее влияние силовых линий передачи. Очевидно,
что при больших токах повреждения на землю
потребуются более мощные и дорогие разрядники.
Существенным оказывается также влияние
размещения и число заземленных нейтралей: заземление
нейтрали по обе стороны линии передачи в общем
оказывает благоприятное влияние. При
быстродействующей защите длительность воздействия токов
нулевой последовательности незначительна.
Некоторые эксплоатационные организации находят
такое воздействие менее вредным, чем длительное
мешающее действие при продолжительной работе
с заземленной фазой.
При наличии ряда заземленных нейтралей
создается путь для циркуляции токов третьей и крат-
н ой ей гармоник, обязанных своим происхождением
9* 131

либо наличию этих гармоник в кривой напряжения
генераторов, либо намагничивающему току силовых
трансформаторов.
Но у современных генераторов кривая
напряжения весьма близка к чистой синусоиде, а
мощные трансформаторы обычно имеют одну из
обмоток соединенной треугольником. Благодаря
последнему обстоятельству, почти вся третья
гармоника, которую требует намагничивающий ток
трансформатора, находит себе путь через обмотку,
соединенную треугольником. Остаточное
напряжение третьей гармоники будет незначительно, так
как обусловливается падением напряжения в
сопротивлении третьей грамонике этой обмотки, и
через цепь из линии и обмоток трансформаторов по
концам линии, если они заземлены, пойдет
незначительный ток третьей гармоники: большие
реактивности современных трансформаторов на высшем
напряжении окажут глушащее действие на токи
третьей гармоники. Все будет зависеть от
соотношения полных сопротивлений обоих путей для
третьей гармоники. Если же повышающий -«ли
понижающий трансформатор не имеет обмотки
треугольником, а линия заземлена по обоим концам, то ток
третьей гармоники найдет себе путь только через
линию и будет заметен. Таких схем надо избегать.
Сказанное иллюстрируется рис. 49.
Широко поставленные исследования влияния
на линии связи различных способов заземления
нейтрали при проектировании правительственной
132 kV сети Англии [Л. 18] привели
проектировщиков к убеждению, что в случае глухого
заземления нейтрали воздействия могут быть даже
меньше, чем в случае изолированной нейтрали.
Трудности, связанные с устранением
неблагоприятного влияния токов повреждения на линии связи,
легко преодолимы и не очень разорительны, С
точки зрения выполнения самой силовой систе-
132

мы наличие весьма больших токов замыкания
на землю может повести к ее существенному
удорожанию. В мощных развитых сетях высокого
напряжения сила тока повреждения на землю при
наглухо заземленной нейтрали достигает многих
тысяч ампер (до 8 00J—10 000 А и более).
Сопротивление заземляющего устройства опоры (или
опор параллельных цепей) воздушной линии
передачи, удовлетворяющее условиям безопасности,
изменяется обратно пропорционально величине
тока однополюсного короткого замыкания в месте
повреждения, если проводимость троссов остается
неизменной. Количество металла, потребного для
выполнения над- ., _^_ ..
О
лежащего
заземляющего уст-
ройстьа, быстро
растет с
увеличением
проводимости
этого устройства;
сверх
некоторого значения,
быстро растет и
стоимость его.
При учете
также стоимости
тросса и его
монтажа
получаются соотношения,
на рис. 50
ч*£
II!-
v. >
!f ~
Рис. 49. Схемы соединений, при
которых облегчена циркуляция третьей
гармоники.
иллюстрируемые кривыми
начиная от тока в 5 000—6000 А (ср.
также пунктирную прямую), стоимость защитного
заземления воздушной линии передачи начинает
быстро расти и достигает значительной величины при
больших токах однополюсного короткого замыкания.
В кабельных линиях, в противоположность
воздушным, лишь незначительная часть тока
однополюсного короткого замыкания течет в земле,
133

tor повреждения течет, главным образом, по
свинцовой оболочке кабелей. Объясняется это явлением
электромагнитного взаимодействия между жилами
и свинцовой оболочкой. В случае разрыва части
цепи повреждения, представленной свинцовой
оболочкой, в местах разрыва цепи, благодаря большим
А
N,
V
—1—
Nj\
l\
ПШ)
s.
\
--
\
'T"
8e
\0
BOO 6d0 400 200
Стоимость заземления ппп
линии на 1 пролет бии
U00
a
""'
A
Л м
Conpomut.
/
2
3
a-
Ш
1
-4
иш заземления onoobi 1
И
f\
1
5
6
Д3\9,
a<№)
M
R\
Стоимость заземления
Рис. 50. Ориентировочные кривые параметров sa-
вемляющих устройств в зависимости от величины
токов однополюсного короткого замыкания.
Примечание: Принято:*
1. 2 троЪса С А—50 ттЪ,
2. Пролет раЕен 200 т.
3. Проводимость почвы s—1."*0 s'cm ,
4. Напряжение прикосновения~300 V.
5. Коэффициент коьтура устройств меняется
в пределах 0,3 -f— 0,55.
индуктированным э.д.с», возникает даже дуга,
которая может привести к серьезным повреждениям
оболочки. Поэтому свинцовые оболочки всех
кабелей надлежит электрически связывать
соединениями, допускающими прохождение больших токов
однополюсного короткого замыкания, а это
вызывает добавочные капитальные затраты.
134

Удорожание линии передачи энергии может
быть также вызвано термическим воздействием
токов замыкания на землю. В случае воздушных
линий передачи ограничение допустимых токов
короткого замыкания обусловливается не только
поведением соединений при нагреве, но и
соображениями механической прочности нагретого
провода. Для кабельных сетей предельный нагрев,
а, следовательно, предельные токи короткого
замыкания ограничиваются предельным допускаемым
изоляцией нагревом сквозными токами короткого
замыкания, а также желанием устранить
возможность взрыва муфт (как известно повреждения
муфт составляют значительную часть общего
числа повреждений в кабельной сети). Очевидно,
свинцовые оболочки кабелей, а также соединения
их между собой должны также обладать
достаточной термической стойкостью.
Наконец, требованием, ограничивающим
применение глухого заземления нейтралей в мощных
протяженных высоковольтных системах, может явиться
необходимость обеспечения устойчивости
параллельной работы генерирующих станций системы.
Наиболее тяжелые условия с точки зрения
устойчивости предъявляются аварийными режимами
в системе. Повреждения на землю не являются
наиболее тяжелыми в этом отношении, но зато
они являются наиболее частыми. Поэтому поверка
устойчивости системы при этих повреждениях
является обязательной составной частью общего
расчета динамической устойчивости. При глухом
заземлении нейтрали величина токов
однополюсных коротких замыканий велика, велики токи
положительной последовательности. Последние же,
главным образом, определяют влияние токов
повреждения на устойчивость, так как только токи
положительной последовательности являются
токами, размагничивающими генератор и вызы-
135

вающими уменьшение синхронизирующего
момента.
Как показывают теоретические исследования
и опыт (см., например, [Л. 86]), меры увеличения
динамической устойчивости, разработанные в
настоящее время, как-то: 1) применение
быстродействующих реле и быстродействующих
выключателей, 2) быстродействующее регулирование
напряжения генераторов, 3) промежуточные синхронные
компенсаторы, 4) воздействие на параметры и
сочетание элементов электрической системы,— не все
достаточно эффективны. Наиболее дешевой и
эффективной из этих мер является первая; наименее
(при линиях не очень протяженных) — вторая.
Применение упомянутых способов связано с
добавочными затратами и к тому же с утяжелением
и удорожанием аппаратуры системы (меры вторая
и третья) или с уменьшением маневренной способ*
ности системы (мера четвертая).
Динамическая устойчивость при повреждениях
на землю улучшится, если уменьшить токи
положительной последовательности. Таксе уменьшение
можно получить, если воздействовать на
сопротивления нулевой последовательности путем раззе-
мления части нейтралей или введения
сопротивления в нейтраль, т. е. путем отказа от глухого
заземления. Затраты, связанные с осуществлением
такой меры, невелики по сравнению со
стоимостью других мер воздействия. В весьма мощных
системах, исходя из соображений обеспечения
устойчивости параллельной работы (следовательно,
обеспечения бесперебойности снабжения энергией),
может потребоваться отказ от глухого заземления
и переход к другому способу заземления нейтрали.
В каких сетях и при какой величине токов
повреждения еще выгодна работа с глухой
нейтралью, можно определить в процессе
проектирования при учете всех факторов, обсужденных выше.
136

Представляется, что в Системах с преобладающими
воздушными линиями передачи и с токами
однополюсного короткого замыкания, превышающими
5000—6 000 А *), отказ от наглухо заземленных
нейтралей окажется оправданным. Предельная
величина токов повреждения, при которых
применяется глухое заземление нейтрали в кабельной
сети, лежит значительно ниже и обычно не
превосходит 1 000—1 500 А.
В случае сети, работающей на генераторном
напряжении, отказ от глухого заземления нейтрали
диктуется в первую очередь желанием избежать
жестоких повреждений железа статора генераторов
при пробе их обмотки на корпус. Некоторые
другие явления также склоняют к отказу от глухого
заземления нейтрали генераторов. Таковыми
являются возникающие в машине (при отсутствии
демпферной обмотки или при малом рассеянии поля
статора) значительные перенапряжения на здоровых
фазах в случае замыкания на землю одной фазы.
Явления вибрации и нагрев роторов
турбогенераторов при однополюсных коротких замыканиях
также заставляют заземлять нейтрали генераторов
через сопротивление.
Уменьшения токов замыкания на землю можно
добиться разземлением некоторых нейтралей. Все
же число оставшихся заземленными нейтралей
должно быть таково, чтобы предотвратить работу
отдельных участков сети с изолированной
нейтралью при автоматических выключениях в сети.
Этого можно избежать, если обязательно заземлять
]) Если учесть соотношения, существующие в реальных
сетях между токами однополюсного и трех полюсного
короткого замыкания, то можно предельный ток выразить через
ток трехполюсного короткого замыкания, что является
несколько более удобным, так как этот ток проще и быстрее
определяется, чём ток однополюсного. Тсйгда предельный ток
для системы, где выгодно применение глухой нейтрали,
окажется равным ~ 5 000 А.
137

нейтрали в точках сети, где могут генерироваться
токи короткого замыкания положительной
последовательности, т. е. на повышающих
подстанциях генераторных станций и подстанциях с
синхронными компенсаторами. Очевидно, и интересы
релейной защиты не должны быть забыты. При
весьма больших мощностях отдельных
генераторных станций системы, токи повреждения на землю
могут оказаться все же чрезмерными: уменьшение
числа наглухо заземленных нейтралей не
достигает цели, а эксплоатация системы усложняется,
и приходится переходить к заземлению нейтрали
трансформаторов системы через сопротивление
того или иного рода.
В случае отказа от глухого заземления нейтрали
трансформаторов системы, напряжение на нейтрали
при однополюсных повреждениях не равно нулю, и
повышения напряжения при авариях будут иметь
место. Величина напряжения на нейтрали зависит
от числа и мощности трансформаторов с
заземленными нейтралями. Конфигурация сетей и параметры
элементов их могут быть разнообразны, поэтому
трудно дать формулы изменения токов и
напряжений повреждения в зависимости только от числа
заземленных нейтралей. В общем виде о влиянии
реактивностей нулевой последовательности на токи
и напряжения при замыканиях на землю мржно
судить по кривым рис. 51. Кривые эти получены
в предположении, что активные сопротивления
ничтожны (и потому ими пренебрежено); кроме
того, предположено, что приведенные к месту
повреждения реактивности прямой и обратной
последовательности равны друг другу. Из этих кривых
можно заключить, что с точки зрения ограничения
токов повреждения нет надобности стремиться к
весьма большим, величинам эквивалентных
реактивностей нулевой последовательности, т. е. нет
надобности в х0^>4 хг
138

19. Пределы применения глухого заземления
нейтрали.
Результаты произведенного рассмотрения можно
резюмировать следующим образом:
1. При применении глухой нейтрали:
а) фиксируется потенциал нейтрали и система
освобождается
от
перенапряжений при
замыканиях на
землю;
b)
достигается более
дешевая и
чувствительная защита
оборудования
помощью
разрядников;
c)
облегчается работа
изоляции при
замыканиях на
землю и
переходных
явлениях и
обеспечивается
больший запас
прочности в
изоляции по
сравнению с тем, что
имеет место при
других способах
/ 2 3 Ч J 8
Отношение XojXt
Рис. 51. Зависимости токов и
напряжений короткого замыкания от
сопротивления нулевой последовательности.
Кривые 7 относятся к однополюсному
замыканию на аемлго; кривые 2—к двухполюсному
замыканию на землю; 3— кривые токов в месте
повреждения; 4—кривые напряжений прямой
последовательности.
заземления нейтрали;
d) обеспечивается выполнение четкой, надежной,
селективной и быстродействующей релейной
защиты;
e) облегчается эксплоатация системы в смысле
режима нейтралей.
Ш

2. Для сетей на генераторном напряжении
глухое заземление нейтрали недопустимо, как из-за
неблагоприятных явлений при замыканиях на землю,
так и вследствие опасности сильного повреждения
железа статора при пробоях на корпус и
связанного с ним дорогого ремонта генераторов.
3- В кабельных сетях глухое заземление
нейтрали ограничивается сетями весьма высокого
напряжения, при меньших напряжениях — сетями со
сравнительно небольшими токами повреждения на
землю.
4. В весьма мощных сетях применение глухого
заземления нейтрали ограничивается:
a) удорожанием защитного заземления опор
воздушных линий передачи;
b) соображениями обеспечения устойчивости
параллельной работы;
c) термической стойкостью самих линий
передачи;
d) удорожанием защиты линий связи от
воздействия линий передачи электрической энергии.
5. Предел применения глухого заземления
нейтрали определяется в процессе проектирования.
Ориентировочно, отказ от глухой нейтрали
оправдывается в сетях с токами трехполюсного короткого
замыкания, превышающими 5000 А.
6. Уменьшения токов короткого замыкания
можно достичь, в первую очередь, разземлением
части нейтралей, но не в ущерб четкости и
селективности земляной защиты и надежности зксплоа-
тации системы.
140

ГЛАЗА ПЯТАЯ.
Заземление нейтрали через сопротивление.
Некоторые недостатки технического и
экономического порядка, связанные с применением глухой
нейтрали или настроенной реактивности, можно
преодолеть, если заземлить нейтраль через
соответственно выбранное сопротивление. Но при этом
вовсе освободиться от перенапряжений или
повышения напряжения при замыканиях на землю не
удастся; у нейтрали происходит отражение
блуждающих волн, напряжение на нейтрали отлично
от нуля, перенапряжения при зажигании дуги
остаются, и их величина зависит от величины
сопротивления в нейтрали.
20. Заземление нейтрали через активное
сопротивление.
В зависимости от исходных положений, кото:
рым и руководствуются различные авторы,
получаются различные выражения для критического
сопротивления в нейтрали, т. е. того сопротивления,
при котором добавочные напряжения,
появляющиеся при переходных явлениях на здоровых
фазах, малы и исчезают в течение полупериода, чем
устраняется эффект нарастания напряжений.
Как известно, при шунтировании емкости
омическим сопротивлением, процесс разряда емкости
идет апериодически. При замыкании фазы на землю
141

влияние омического сопротивления на процесс
разряда проявляется в тот момент, когда ток
повреждения переходит через нуль, и дуга гаснет. По
Петерсену [Л. 80] налагающийся потенциал в
системе для включенного в нейтраль омического
сопротивления Rn определяется уравнением
(Jo=*Vge~ КТ^С '= ЕРт sin а . е ~*7*ul£'. (39)
Здесь U0—потенциал в момент времени t,
Vg — постоянный потенциал при погасании дуги,
а — угол сдвига между током и напряжением в
месте повреждения, Ерт — амплитуда фазного
напряжения, ЕС— емкость проводов системы.
При сопротивлении в нейтрали
*- = та (40)
и пренебрежении сопротивлением приборов системы
получаем а = 45°, и через промежуток времени ty
3
равный -о-гс> т. е. через 3/s полупериода,
U0 = 0,707 • ЕРт • е ~3/* ~ = 0,066 Ерт,
т. е. практически имеет место полный разряд, При
увеличении Rc вдвое, ток замыкания на землю
будет меньше, но остаточное напряжение несколько
возрастает. Если Rn <C Rc , остаточное напряжение
меньше, чем при Rc, но возрастает ток в дуге, и
гашение ее утяжеляется. Петерсен находит
удовлетворительной величину сопротивления в пределах
Rn = (1 :-2,5) т— омов. (41)
Для среднего значения емкости провода воздушных
142

линий относительно земли С ~ 0,0053.10~ 6F/km) Пе-
терсен находит допустимое сопротивление
/?„= (14-2,5)- — , (42а)
/• ч
где i—нормальная частота тока системы в пер/сек ,
//—длина воздушной линии в km.
Для смешанной сети формула (42а) получает
такой вид
**=«-■■ 2Я/Т!7%Г517>' (42Ь)
где 4—-длина кабельной линии в km. Из кривой
рис 52, дающей Rn =/{l/ ), как меньший предел по
формуле (42а), видно, что для сравнительно
непротяженных сетей величина эквивалентного
сопротивления в нейтрали получает весьма большие
значения, которые могут оказаться непригодными с точки
зрения обеспечения четкой релейной защиты.
Интересно отметить, что среднее значение
применяемых в США сопротивлений в нейтрали
(точнее комбинированной цепи замыкания на землю) по
данным статистики приблизительно в 6—12 раз
меньше, чем по формуле (42а).
По сравнению с Петерсеном другие авторы
предлагают значительно меньшие величины
сопротивлений в нейтрали.
Clem дает критические величины
сопротивлений в нейтрали, базируясь также на теории дуги,
управляемой колебательной частотой системы.
Значение критического омического сопро!ИВления
в нейтрали гпс, при котором к концу первого
полупериода рабочей частоты тока сети свободный
заряд будет полностью отЕеден через нейтраль в
землю, по Clem [Л. 27] равен
^ 2
г|/л:;; •*;> (4з>
143

где Хсо — емкостное сопротивление провода
относительно земли (нулевой последовательности),
хх — индуктивное сопротивление (положительной
последовательности) колебательной цепи в омах.'
После подстановки среднего значения
емкостного сопротивления для воздушных линий в
уравнение (43) и после преобразований получаем, что
гпс <и.У*:™-, (43а)
200 400 500 вОР Ю00 km
Дпина боздцшной линии
Рис. 52. Активное сопротивление в нейтрали по
1
Петерсену (для Rc = "v^q )•
где U — номинальное линейное напряжение сети
в kV, Р — мощность в kVA, х\ —
индуктивное сопротивление (положительной
последовательности) в процентах, /—длина линии в km.
Так как для кабелей хСо меняется в широких
пределах, формулу, аналогичную (43а), составить трудно.
144

Таблица 10.
Критическое омическое сопротивление в нейтрали гпс
для воздушных сетей (в омах).

Напряжение в kV
33
i
i
44
66
ПО
132
154 ,
220
Длина
линий
мили
25 1
50
100
25
50
100
25
50
100
50
100
20Э
50
100
200
50
100
200
50
100
200
km
40.
80!
160,
40
80
160
40
80
160
80
160
320
80
160
320
80
160
320
80
160
320
1
М о
щ н о с т ь в kVA
5000 10000 25000 50000 100000 200000
584
413
292
777
550
388 1
1166
825
583
—
413
292
207
550
388
275
825
583 1
413
980
687
485
1166
825
582
~~"
261
185
131
347
246 1
174
521
370
261
616
435
308
739
522
370
862
610
; 431
| 1231
i 871
616
—
i
370 |
2611
185
435
308
218
522
370
261
610
431
308
871
616
435
i
i
j
i
308
218 !
154
370
261
185
431
308
215
616
435
308
—
—
--
308
215
154
1 435
308
218
Примечания: 1. хг принято равным 25%.
2. Длина линий в km дана с округлением
10. Ч рногубовский 3. П. 145

Таблица II.
Крятячеекое сопротввлевяе в нейтраля для трехфаввых
кабельных сетей.
1
U а,
kV i>
i
7,5
0,05625
12,5 0Д5625
!
15,0j 0.225
1
20 0,400
25
33
0,625
1,089
*CQ
X m
X g
s|
< 8
° 2
*o 2
о S
я •
X Я
о <
< s
о ©
VO Я
og
104,3 j 88,2
119,3 103,8
126,5, 111,2
1 140,0
155,0
171,0
126,0
142,2
158,0
r Q
~ J
я «;
x g
3" °
о g.
« я
° я
*o £
о £
1,616
2,876
3,556
4,990
6,566
9,100
я •
x Я
о •<
< я !
О «
VO Л
о §
1,485
1 2,683
3,333
4,742
6,288
8,750
При некоторых ж/
фИ /, отличающихся
от хг и /, данных
в таблице,
переходный коэффициент, на
который следует
умножить гпс таблицы,
-,/*/• 10
Примечания: 1. В таблице принято, что jejsslO&n пои
100 MVA.
2. хс дано на 160 km длины кабеля.
Для некоторых случаев простейших сетей в табл. 10
и И даны значения гпс в зависимости от
основных параметров. По этим данным можно получить
представление о порядке величин сопротивления
в нейтрали, получающихся по формуле (43).
Если сопротивление в нейтрали больше
критического гпс, то по Clem'y избежать
перенапряжений нельзя; величина возможных
перенапряжений зависит от степени превышения величины
сопротивления в нейтрали над гпс\ увеличение
сопротивления в нейтрали до трехкратного от крити-
146

ческого влечет за собой повышение напряжения
здоровых фаз до 1,6 номинального линейного.
Формулу, идентичную формуле (43), предложили
L. Barbillion et S. Teszner, исходя из классической
теории разряда колебательной цепи [Л. 58], а именно:
величина необходимого и достаточного омического
сопротивления в нейтрали должна быть
/?fZ0,7|/A. (44)
Иное значение для критического сопротивления
дала Edith Clarke [Л. 81]. Исходя из того, что для
устранения явлений заземляющей дуги следует
стремиться к компенсации емкостных токов замыкания на
землю индуктивным током короткого замыкания,
Clarke определяет сопротивление Rn в нейтрали,
пользуясь уравнением
Ik=k /,. (45)
Здесь Ik — отстающий реактивный ток при
однополюсном коротком замыкании, 1е — емкостной ток
замыкания на землю системы и к—степень
компенсации тока заземления {к = 1 при полной
компенсации и £>1 при перекомпенсации).
Пользуясь уравнением (45) легко найти формулу
для предельного допустимого сопротивления,
предложенную Clarke
100 P
kle
гдех—приведенное к точке повреждения индуктивное
сопротивление системы в процентах (реактивность,
средневзвешенная из индуктивных сопротивлений
10* 147

всех трех последовательностей). Кривые на рис, 53
и 54 дают примерные значения предельных
омических сопротивлений для радиальной воздушной
и кабельной сетей (для средних величин параметров).
Предельные величины омических сопротивлений,
данные различными авторами, выведены на основа-
320т
Я
Рис. 53. Допустимое приведенное сопротивление
в нейтрали для сети с воздушными линиями.
Примечание! Действительное сопротивление
„ „ 100 000
/ ioo coo
161 ' kVA ;
k—степень компенсации емкостного тока, /—длина лнни>! в km.
Коэффициент F ~ к
нии положений, отличающихся друг от друга. Этим
объясняется и несовпадение значений получаемых
сопротивлений. Анализируя значения
сопротивлений в нейтрали по приведенным формулам,
находим, что наиболее высокие значения даются
расчетом по формуле Петерсена; лишь для
протяженных сетей весьма высоких напряжений эти
сопротивления приближаются по величине к данным
других авторов.
148

Наименьшие Значения омических сопротивлений
б нейтрали получаются по формуле Clarke.
Формула Clem дает промежуточные значения
сопротивления; при сопротивлениях в нейтрали,
выбранных по ней, не имеет места полной компенсации
емкостного тока замыкания на землю
индуктивным током короткого замыкания. Для воздушных
сетей можно найти, что степень компенсации к
Рис. 54. Допустимое приведенное сопротивление
в нейтрали для кабельной сети г).
получается порядка 0,75, для кабельных сетей—
ближе к 1,0. Таким образом, выбор сопротивления
в нейтрали по формуле (45), при k = lf является
достаточно надежным с точки зрения
предотвращения появления опасных перенапряжений, при
замыканиях на землю (кроме некоторых случаев, о них
см. в § 22).
Все упомянутые авторы при выводе своих
формул рассматривают систему, имеющую
сосредоточенные постоянные, и стремятся устранить
х) На рис. 54 по оси ординат отложены значения /?', а не R.
149

предлагаемыми значениями сопротивлений
возникновение опасных колебательных напряжений. При
этом не учитывается действительный характер
явлений у заземленной нейтрали, где происходит
преломление пришедших блуждающих волн в здоровые
провода и отражение в здоровую фазу. В этом
отношении теория заземляющей дуги, основывающаяся
на рассмотрении поведения блуждающих волн
напряжения (см. сноску на стр. 40, а также [Л. 29]),
дала бы более ясную картину явлений. С точки
зрения повышения напряжения на здоровых
проводах, после деформации волн у нейтрали, желательно
возможно меньшее сопротивление в нейтрали А).
Поэтому при пользовании формулой (45) следует
стремиться к /? <С Z, корректируя его соображениями
ограничения токов короткого замыкания на землю.
Суждение о том, что, с точки зрения
ограничения токов повреждения на землю, применение
весьма больших омических сопротивлений является
неэффективным, можно вынести из рис. 55 и 56. Из
■'(?• *:)
кривых Jg==f[—; на этих рисунках можно за-
ключить, что выбор сопротивления нулевой
последовательности /?0^> 4 : 5 х1 не дает заметного
дополнительного уменьшения токов повреждения.
*) Эго видно из следующего. Схема на рис. 57а может быть
развернута в схему 57Ь. Для нее, как известно [Л. 1],
преломленная волна (при бесконечно длинной падающей волне, или / =* оо)
<2 = 2в, -, % v-=2e1T^. (47)
где Z — волновое сопротивление линии, a R — сопротивление
в нейтрали. Легко видеть, что е2 тем больше, чем больше R.
Можно считать, что R в какой-либо нейтрали, не
превосходящее (0,5 ;— 1) Z, является удовлетворительным.
150
1
Z
+
1
Z
2
Z
f ■
1
R

При выборе сопротивления в нейтрали
необходимо также учесть и перенапряжения в силовых
трансформаторах, возникающие при переходных
явлениях. Мы уже видели, что в трансформаторах
обычной конструкции даже при наглухо заземленной
нейтрали распределение потенциала по их обмотке
во время переходных явлений далеко от идеального;
Отношение Й0/х,
Рис.56. Токи при
двухполюсном замыкании на землю.
оно еще более ухудшается при внесении в нейтраль
сопротивления. Объясняется это тем, что
конечное распределение потенциала при переходном
явлении, которое является равновесной осью, или
осью колебаний для внутренних точек
трансформатора, повышается из-за напряжения на
нейтрали.
Мгновенные значения потенциалов по обмотке
будут зависеть от явлений у нейтрали, т. е. от
значений потенциалов нейтрали, которые, в свою
151
L6
f/,0
§0.8
~%0.6
i0.4
I 0.2
I»
1 !_ 1 ill i f Vj Ml
№\*<\ III
L rv' | | M 1 j
p4sNrf-*w!-
Г"-*-—Ljl jVl^sJ !
'i (Hk^^i
1 1 i тЯ^Ы
501 1 1 | TiT~i—m-J
i | j i 1 i 1 1 | 1 j j
; j 1 ! ' 1 t ! 1 1 1 1
12 3 4 3 6
Отношение Rq/x,
Рис. 55. Токи при
однополюсном коротком замыкании.

очередь, зависят от длины падающей волны и от
постоянной времени волны
т Lt
Z+R'
где Lt — индуктивное сопротивление
трансформатора, Z—волновое сопротивление линии и
R—омическое сопротивление в нейтрали. Конечное
значение потенциала на нейтрали при достаточной длине
волны будет зависеть только от Z и R, и будет тем
R
меньше, чем меньше отношение -~-г-т> •
Наибольшие потенциалы относительно земли,
вдоль обмотки трансформатора при одной и той же
it i a) 6)
г
L
L
!•'
R
Рис. 57. Схема замещения при активном
сопротивлении в нейтрали.
волне, но для разных сопротивлений в нейтрали,
приведены на рис. 58, заимствованном из работы
Палуева [Л. 82]. Из этих данных следует, что при
омическом сопротивлении R порядка 500 Q, т. е.
при R^Zy практически получается то же
распределение потенциалов по обмотке, что и при
глухой нейтрали. Однако, при достаточной длине волн,
для малых потенциалов по обмотке требуется
возможно меньшее R.
Приведенные в работе F. Vogel и I. Hoodnette
[Л. 83] данные аналогичны: для испытательной волны
60 [a sec. при сопротивлении в нейтрали R cz. 450 2
152

I
получено распределение потенциалов по обмотке,
близкое к таковому при глухой нейтрали.
Таким
образом, из
рассмотрения явлений
при
переходных процессах
в
трансформаторах величина
допустимого
сопротивления
получается
лежащей в пределах,
ранее
найденных.
Мы
указывали выше, что
большие
активные
сопротивления в
нейтрали не нужны
с точки зрения
ограничения
токов
повреждения на землю.
Необходимо
добавить, что при
наличии таких Рис. 58. Влияние активного сопротивления
Сопротивлений ^ в нейтрали на внутренние псренапряже-
в нейтрали на- „ , вияв трансформатор*.
о Кривая 7—начальное распределение напряжении; 2—на-
ПрЯЖеНИе ОДНОЙ пряжен я при R— 0 (глухое заземление ; 3—то же ти
ич члпопяых^"5032! *"~ТО же при R ^ 5 °°° Q» 5""~то же при R~
А ^ 25 000 Q; (У—то же при R = 100ОСП Q; 7-то же при R -
фаЗ, КаК ПОКа* __ qq (изолированная нейтраль).
зали Evans и
Wagner [Л. 6]
может даже превзойти линейное. Расчетные
значения напряжений на упреждающей фазе с
(повреждена фаза а) у места повреждения представлены
153
со
I
1
I
9
200
о/
/о
180
160
140
/20
100
во
во
40
20
п
/1
If,
if
\
■—
/
/
г
—
\
Л
L__
^J* ч
1
- ~-
N
ч
\
1
/
1
1
jL
- -4
\
ч
N
N
'«
/
ч
ч
\
\
fc]
V
.4-х-
ъ_
ч'1
к
л
£
v-U
с
3
2
\
г
1
V
*->
к
i
[
\
\
\
^4
■ -л
i
20
Лии коней
40 60 80 100
% длина обмотки

на рис. 59. Как можно видеть, при малых значениях
отношения — их{~х2(при больших— еще больше)
Х{ Х{
напряжение здоровых фаз достигает значений (1,8-г-
V- 1,9) Ер, если Rq ~ (4-~ 5) Х\. Парадоксальное на
первый взгляд явление поясняется совмещенной 1)
векторной диаграммой [Л. 91] на рис. 60, из
которой можно
уяснить, как
получается такое
напряжение фазы
относительно земли
(*Л = 1,85 00-
Выбору
больших
сопротивлений в нейтрали
может также
препятствовать
стремление получить
четкую и
надежную релейную
защиту, так как при
небольших токах
нулевой
последовательности
возникают затруднения подобные тем, какие имеют
место в компенсированной сети (см. § 9). Очевидно,
что релейная защита должна быть селективна при
наихудших режимах работы и наихудшем (наиболее
отдаленном) месте повреждения. При весьма малых
токах надо учесть и влияние высших гармоник на
выдержки времени реле (см. § 10).
Нижний предел допустимого эквивалентного
сопротивления в нейтрали будет ограничиваться теми
2.0
1.8
1.6
1М
а
1.0
0.8
о,б
ом
0 12 3*5 б---**
Рис. 59. Напряжения на здоровой фа
зе с при замыкании на землю фазы а
,<^
;<гг'
32-£^
"SK
Ь
Xf
.
—
Y'-W^
\ j
i i
A J
;М
\~*~ftff/Zt
*) Совмещенная векторная диаграмма получена из
обычной путем поворота вектора фазы Ь на 120°, а вектора фазы г
на 240° в сторону упреждения.
14

же соображениями, какие были приведены выше
при рассмотрении глухого заземления, и значениями
токов повреждения, при которых выгоды от
внесения в нейтраль сопротивления еще проявляются.
Этими же соображениями определяется, в конечном
Рис. 60. Совмещенная векторная диаграмма
напряжений у места вамыкания полюса на землю в
сети, у которой нейтраль заземлена через
большое активное сопротивление.
Принято- х. ~- х • х,.— 0,3 х » — = 5.
Вектора: RD — — Га Z^ RA^--—TaZ^ RB ^~ — а? / *2j
RC -- - «7а> z2; OA =- - I% zo] ее' ~a1 I% z0- BB' -
счете, и число необходимых заземленных нейтралей
в системе. Как и в случае глухой нейтрали, весьма
существенным является такое, по возможности
равномерное, распределение заземляемых нейтралей в
системе, которое облегчало бы получение малых
выдержек времени при пользовании реле с
ограниченно зависимыми рт тока повреждения выдержками
155

времени, без опасения за селективность действия
защиты.
С точки зрения надежности работы
сопротивления в нейтрали большую роль играет вопрос о
допустимом нагреве. Обычно сопротивление выбирается
для кратковременной рабэты в течение 0,5 V-2 мин.,
с наибольшей температурой нагрева пооядка
300 -f- 359° С в случае сопротивлений с воздушным
охлаждением. Выбор на большее время действия
производится иногда в целях достижения большей
надежности в эксплоатации, однако, связан с
возрастанием стоимости сопротивления.
21. Заземление нейтрали через индуктивное
сопротивление.
Применение для заземления нейтрали
индуктивного сопротивления (реактора) имеет ряд
преимуществ по сравнению с применением активного
сопротивления, а именно:
1) для той же степени ограничения тока
повреждения требуется меньшая величина сопротивления,
так как оно складывается арифметически с
индуктивными сопротивлениями системы, при этом и
напряжения в системе при коротких замыканиях
также меньше по абсолютной величине;
2) потери мощности незначительны, вопросы
охлаждения не столь остры;
3) в конструктивном отношении проще и легче
выполнимо, следовательно, дешевле;
4) легко осуществимо для значительных величин
сопротивлений и сил токов на весьма высокие
напряжения, а также для установки на открытом
воздухе (масляные реакторы). В распределительных
сетях весьма высоких напряжений поэтому применяют
почти исключительно индуктивное сопротивление,
Гасительное устройство является частным
случаем заземления нейтрали через индуктивное
156

сопротивление (реактор). Системы с заземлением
нейтрали через реактор, не настроенный в резонанс
с емкостью системы, можно поэтому рассматривать,
как системы с расстроенной компенсацией. По Clem'y
перенапряжения, которые могут возникнуть на
здоровых проводах в такой системе, вообще больше,
чем при применении критического индуктивного
сопротивления. Однако, эксперимент этого вывода
не подтверждает: опыты Fallou и в Consumer
Power С° не дают перенапряжений, превосходящих
2 Е , при значениях реактивности, значительно
отличающейся от той, которая требуется для
настройки в резонанс. По теориям заземляющей дуги,
с другой стороны, следует, что, чем меньше
напряжение на нейтрали при замыкании фазы на
землю (следовательно, чем меньше сопротивление
в нейтрали), тем меньше по сравнению с
изолированной нейтралью должны быть перенапряжения
зажигания, а также и напряжение Vg, если процесс
разряда не успевает закончиться в течение полупериода.
Чем меньше реактивное сопротивление в
нейтрали, тем благоприятнее распределение
потенциала по обмотке трансформатора во время
переходных явлений. При наличии реактора в нейтрали
распределение потенциала по обмотке в
начальный момент воздействия волны напряжения
аналогично таковому при других родах заземления
нейтрали. Но конечное состояние, являющееся
равновесной осью колебаний, будет тем выше, чем больше
индуктивность. Напряжение на нейтрали при
установившемся режиме будет пропорционально
индуктивности в нейтрали L и выражается зависимостью
L
F =Е . ---
определяющей положение оси колебаний*). Кроме
того, при больших значениях реактивности сам
157

реактор своими параметрами может существенно
влиять на колебания обмотки трансформатора во
время переходных явлений (рис. 62), вследствие
своего участия в этих
200
180
%1В0
колебаниях. В результате
получается повышение
потенциала вдоль всей
обмотки и у нейтрали. Это
повышение потенциала
может ограничивать
допустимый высший предел
индуктивного сопротивле-
ния,если желательноиметь
градуированную или не-
усиленную изоляцию.
По соображениям
технико-экономического
порядка применение
реактора для целей
заземления нейтрали весьма
желательно. Увеличить сферу
применения реактора и
повысить допустимый с
точки зрения изоляции
трансформатора и
реактора верхний предел его индуктивности можно, если
возложить на реактор только функции ограничения
токов короткого замыкания; что же касается
фиксации нейтрали относительно земли2), то ее следует
поручить другому прибору в той же нейтрали. Таким
прибором может являться:
к°
3
JC
Я
1
<*1
<:
80
60
чо
го
0
—
-
1
__
--
- -
■4
/-
7
ft
I
7
т
1
-
/
/4
1
2
/
L
it
4
/Г
/V
ft
n
i+Ц
n .
i /
3!
AZ
-10
A
г
о
20 lt0 60 80 WO
Рис. 61. ГЬренапряжения
при реакторе в нейтрали.
Прямая 7—линия равновесия;
2—максимальные напряжения на
нейтрали (расч.}; 3—то же из
опыта.
1) Зависимость величины установившегося напряжения на
нейтрали Еп и максимального £тах даны на рис. 61. При
больших Ln повышение потенциала вдоль обмотки будет
существенным.
2) Для предотвращения явления отражения волн с
повышением амплитуды у нейтрали и освобождения нейтрали от
воздействий волн.
158

1) активное сопротивление, шунтирующее
реактор (рис. 63, схема а), через которое отводится
часть энергии падающей волны и которое
демпфирует колебания в цепи самого реактора; чем
меньше величина этого сопротивления, тем больше
отводится энергии, и тем меньше напряжение на
нейтрали, но тем дороже устройство;
2) разрядник, включенный параллельно
реактору (схема Ь на рис. 63), характеристики которого
При рвдкторе:
ОболЬш. 2) Малого conpomuin.
Рис. 62. Эквивалентная цепь в случае реактора
в нейтрали трансформатора 1).
должны быть хорошо известны и для которого легко
выбрать желаемые напряжения начала действия
и прекращения;
3) емкость, шунтирующая реактор, с параллельно
подключенным активным сопротивлением (в
качестве успокоителя), чтобы напряжение на
нейтрали не превосходило допустимой величины (схема с
на рис. 63 2).
*) На рис. 62, вместо LiV, следует читать Ln .
3) С точки зрения явлений в трансформаторе, гасительная
катушка ведет себя, как реактор большого сопротивления.
Уместно напомнить, что в целях уменьшения перенапряжений
в трансформаторе Петерсен в 1926 г. [Л. 14] рекомендовал
поместить в нейтрали конденсатор вместе с демпфирующим
устройством, подобранным по характеристикам трансформа*
тора и конденсатора.
159

Это устройство получило название импидора
(impedor).
Приборы второй и третий не оказывают влияния
на выбор реактивности в нейтрале для ограничения
тока замыкания на землю. Наиболее простым и
дешевым является прибор второй, т. е. разрядник.
Как и в случае заземления нейтрали через
активное сопротивление, стремление к надежной,
четкой и селективной релейной земляной защите
может потребовать ограничения величины
выбираемого сопротивления в нейтрали. Если
внесением в нейтраль сопротивления токи заметно
уменьft J- ^я
Рис. 63. Схемы шунтирования реактора,
шены, то требуется специальная земляная защита,
поведение которой приходится поверять на
наихудшие режимы работы отдельных участков сети.
Пользование весьма чувствительными реле обладает
недостатками, о которых уже говорилось. Четкого
действия земляных реле можно достигнуть только
тогда, когда токи кулевой последовательности
будут многократно превосходить возможные ошибки
встроенных в масляные выключатели
трансформаторов тока. При определении минимального,
потребного для удовлетворительной работы реле, тока
нулевой последовательности в мощных сетях с
160

большими сопротивлениями в нейтрали, расчет
следует производить обязательно с учетом емкостного
тока замыкания на землю, которым в расчетах
токов короткого замыкания обычно пренебрегают.
Число силовых трансформаторов, нейтрали которых
надлежит заземлить, и размещение заземленных
нейтралей в системе должно обусловливаться как
работой реле, так и обеспечением заземленной
нейтрали для отдельных участков сети (или секций
станции), могущих работать раздельно.
С точки зрения воздействия на линии связи,
а также из соображений поддержания напряжения,
желательны, конечно, возможно большие
сопротивления в нейтрали. При выборе сопротивления
в нейтрали следует поэтому учесть и интересы
защиты линий связи от электромагнитного
воздействия силовых линий передачи при
повреждениях. Что касается вопроса о поддержании
достаточного напряжения при замыканиях на землю
для того, чтобы предотвратить выпадение двигатель*
ной нагрузки при авариях, то это достигается еще
соответствующей релейной защитой как на ли*
ниях передачи, так и у абонентов.
Кривые зависимости токов повреждения на землю
от реактивности нулевой последовательности, кото*
рые приведены были ранее (рис. 51), применимы
и здесь. Они показывают, что стремление к весьма
большим приведенным сопротивлениям нулевой
последовательности мало оправдано, так как особых
выгод при увеличении их сверх трех- или
четырехкратного значения сопротивления положительной
последовательности не получить. Нижний предел
для величины индуктивного сопротивления в
нейтрали так же, как и в случае омического
сопротивления, определяется теми предельными
значениями токов замыкания на землю, при которых
еще получаются выгоды от введения в нейтраль
сопротивления.
}Д, Черногубовскич Р, П. 361

Иногда по соображениям коммутации или по
соображениям конструктивного оформления
подстанций оказывается невозможным или
нежелательным заземление нейтрали основных силовых
трансформаторов. Тогда устанавливаются
специальные заземляющие трансформаторы,
присоединяемые к главным шинам. В отношении выбора
заземляющих трансформаторов остается в силе
большая часть соображений, изложенных выше: выбор
параметров такого заземляющего трансформатора
(часто последний используется еще для питания
или перестраховки питания местных нужд установки,
или для питания цепей напряжения измерительных
и защитных приборов), т. е. мощность и
реактивность его определяются, главным образом,
соображениями, ограничивающими величину верхнего
предела реактивности нулевой последовательности
системы. Добавочно оказывается необходимой иногда
еще поверка заземляющего трансформатора на на-
rptB в течение времени существования повреждений
в сети. Если мощность выбранного заземляющего
трансформатора не обеспечивает достаточного
ограничения токов повреждения, то в нейтраль его
может быть помещено сопротивление надлежащей
величины.
Применяемый иногда для заземления нейтрали
трансформатор напряжения имеет очень большое
индуктивное сопротивление и не может
удовлетворять изложенным требованиям к реактивности в
нейтрали. Поэтому трансформатор напряжения в
нейтрали служит сбычно только целям отвода
накапливаемых на проводах статических зарядов, а также
средством получения напряжения нулевой
последовательности для питания сигнальных и защитных
приборов. Известны случаи, когда силовые
трансформаторы повреждались, если в их нейтрали помещали
обычные трансформаторы напряжения. Причиной
являлся резонанс между реактивностью измеритель-
16?

ного трансформатора и емкостью шины в
нейтрали [Л. 87]. Иногда применяют для целей
заземления нейтрали у генераторов специальные
типы трансформаторов напряжения или
трансформаторы с активными вторичными нагрузками. Однако,
такой способ заземления нейтрали уступает другим,
уже рассмотренным (см. также § 22).
22, Выбор рода сопротивления в нейтрали*
Какому сопротивлению в нейтрали — активному
или индуктивному—отдать предпочтение, можно
решить, исходя из всей совокупности условий системы.
На выбор рода сопротивления оказывают влияние,
помимо соображений технического характера, еще
соображения экономического порядка. О некоторых
преимуществах индуктивного сопротивления
указывалось выше. Эти преимущества особенно
выражены в случае больших токов через нейтраль, либо
при применении в сетях с напряжением выше
35 kV и с распределительными устройствами на
открытом воздухе.
Для сетей, работающих на генераторном на*
пряжении, предпочтительнее заземление нейтрали
через омическое сопротивление, в виду большей
чувствительности генераторов к перенапряжениям.
Для применяемой в генераторах сухой изоляции
коэффициент импульса, в противоположность
изоляции трансформаторов, лишь немногим больше
единицы. Следовательно, если задаться постройкой
генератора на импульсное испытательное
напряжение, равное таковому для трансформаторов, то это
повело бы к весьма плохому коэффициенту
заполнения паза, а следовательно, к непомерному
удорожанию машины. Поэтому стремятся предотвратить
по возможности воздействие на генератор каких бы
то ни было опасных перенапряжений.
11* 163

Если в сети, работающей от генераторного
напряжения, возможно появление заземляющей дуги,
то нейтраль в системе должна быть обязательно
заземлена. Заземление необходимо произвести через
сопротивление по соображениям, изложенным
ранее (§ 18). Величина сопротивления в нейтрали
будет определяться не только соображениями
компенсации емкостного тока, но и теми требованиями,
которые предъявляются еще защитой генераторов
от волн перенапряжения, проникших через
электростатическую и электромагнитную связь силовых
трансформаторов со стороны обмотки высшего
напряжения или непосредственно из воздушных
п^лл ллллл ллллл л„лл „,, л линий, если они питаются
1 1 лГ 1 i прямо от генераторных
Т Т Т Т Т шин. Мы не будем вхо-
* - - * - дить в рассмотрение ни
Рис. 64. Схема замещения ВОЗМОЖНОЙ величины пе-
генератора (с малым числом ренапряжений, проникаю-
проводов во впадине). щих в генератор, ни
методов воздействия на них
специальной защиты генератора (емкость, разрядник
или т. п.) или силового трансформатора, так как это
выходит за пределы нашего рассмотрения.
Схем замещения генераторов, дающих более или
менее хорошие результаты, существует несколько.
Как показали исследования Boehne [Л. 84], можно
принять, что по отношению к волнам перенапряжения
при переходных явлениях обмотки генератора ведут
себя так,как линии передачи конечной длины, с
определенным (обычно большим, чем для воздушных
линий передачи) волновым сопротивлением, которое
является продуктом некоего сопротивления Zi и
шунтирующего его другого — Zo. Обмотки машин
(собственно, концевые части обмоток) довольно хорошо
подчиняются законам распространения и отражения
волн на линии. Причина отличия явлений,
происходящих в генераторе, по сравнению с теми, которые
164

наблюдаются в трансформаторе 1), объясняется тем,
что взаимоиндукция между катушками несравненно
меньше, чем в трансформаторе, а последовательные
частичные емкости для частей обмотки, лежащих
во впадинах, очень малы. Отсюда получается, что
высокочастотная волна перенапряжения может
проникать в глубь обмотки, лишь переходя от одной
катушки к другой через электрические соединения
между ними, т. е аналогично тому, что имеет место
на линии передачи. Для генератора (если только
в катушке статора не очень много витков)
упрощенная эквивалентная схема будет подобна
изображенной на рис. 64, тогда как для трансформатора
она ближе к схеме на рис. 45.
Как известно, при перемещении волны по линии
передачи и при переходе ее в аппарат с волновым
сопротивлением, равным волновому сопротивлению
линии, отражение не имеет места. Поэтому, если
в нейтраль генератора поместить омическое
сопротивление, равное по величине волновому
сопротивлению обмотки статора генератора Z , то в обмотке
между концами катушек не будет высокочастотных
колебаний в виде блуждающих волн напряжения.
Так как в наихудшем случае волна перенапряжения
может одновременно перемещаться по всем трем
фазовым обмоткам, то сопротивление в нейтрали
надлежит выбрать равным
Rs=\zg, (48)
где Z„ — волновое сопротивление обмотки одной
фазы. Не всегда, однако, волны перенапряжения
*) Для трансформаторов понятие волнового сопротивления
является фиктивным. Ввиду колебаний самой обмотки, оно
будет различным в зависимости от момента времени и
характера явлений.
165

идут одновременно по всем фазам. В таких случаях,
при сопротивлении, выбранном по уравнению (48),
у нейтрали будет иметь место отражение с
обратным знаком, которое, разумеется, весьма сильно
уменьшит потенциалы в обмотках.
Значения Zg по данным измерения [Л. 84]
колеблются в пределах от 700 до 1000 2 для средней
и большой мощности генераторов с рабочим
напряжением от 3 до 24 kV. Однако, в нашем
распоряжении имеются данные для двух синхронных машин
(обмотки статора с двумя параллельными
ветвями) с Z лежащими в пределах 190-V-225 2.
Такое расхождение этих величин Zg с указанными
выше можно объяснить тем, что не для всех
генераторов схема замещения Boehne годна, а также
неустановившейся методикой определения
волнового сопротивления генератора. Вопрос о величине
волнового сопротивления нельзя считать поэтому
совершенно выясненным.
Нижний предел для величины сопротивления
в нейтрали генераторов будет диктоваться значением
полного тока замыкания на землю, при котором
возможно избежать жестоких повреждений железа
статора. Как показали опыты РоЫ [Л. 89], при
пробое обмотки на корпус не происходит
повреждения железа статора, требующего его
перешихтовки, если ток повреждения порядка 70 — 80 А
существует в течение ~0,4 сек. Эту величину можно
несколько увеличить, если выдержка земляной
защиты меньше указанного времени.
При работе нескольких генераторов в параллель
обычно заземляют через сопротивление лишь
нейтраль одного. Это делается, главным образом, для
того, чтобы устранить уравнительные токи через
нейтрали генераторов, вызванные наличием в
кривой напряжения высших гармоник (3-й и кратной
ей). Иногда осуществляется искусственная зазем-
166

ленная нейтраль помощью трансформатора на
шинах с активным, сопротивлением в его нейтрали.
Выбор величины этого сопротивления должен
производиться с учетом изложенных выше
соображений. Для того, чтобы избежать влияния
перенапряжений, если опасные величины их могут
появиться на генераторных шинах у генераторов
с незаземленными нейтралями, можно применить
в их нейтралях соответственно выбранный
разрядник. Однако, выбор разрядника, характеристики
которого удовлетворяли бы уравнению (48) на
достаточном диапазоне напряжений, особенно для
начала действия его, весьма затруднителен. При
достаточном числе генераторов в параллель и
установке на шинах защитного от перенапряжений
устройства, применение разрядников в нейтрали
оказывается совершенно ненужным.
В случае кабельных сетей, больших сопротивле»
ний в нейтрали не применяют как вследствие
необходимости компенсации сравнительно больших
емкостных токов, так и для того, чтобы избежать
значительного повышения напряжения при
повреждениях. Для кабельных сетей предпочтение обычно
отдается омическому сопротивлению. Не малую
роль при этом играет желание обеспечить себя от
перенапряжений, которые могут возникнуть при
резонансе напряжений в случае анормальных
явлений в сети.
Какому роду сопротивления отдать
предпочтение с точки зрения воздействия токов повреждения
на динамическую устойчивость параллельной
работы станций, ответить в общем виде является
затруднительным. Объясняется это тем, что на
коэффициент запаса устойчивости оказывает влияние,
помимо сопротивления в нейтрали, еще
продолжительность существования того или иного замыкания
на землю (однополюсного или двухполюсного),
место повреждения, соотношение реактивностей
167

Элементов электрической системы и их мощность.
Влияние реактивности в нейтрали на устойчивость
параллельной работы сводится к ограничению
токов повреждения (его можно поэтому назвать
„ограничительным сопротивлением") и, таким путем,
к уменьшению воздействия этих токов.
Вообще, с увеличением индуктивного
сопротивления в нейтрали устойчивость системы
повышается, что можно видеть из кривых
зависимости коэффициента запаса устойчивости от
величины сопротивления в нейтрали (рис. 65,
хп
[Л. 85] для до 2,5; для более широких пре-
хт
хп
делов рис. бб и 67 [Л. 68]). Из кривых
этих рисунков следует, что можно достичь
значительного улучшения устойчивости при сравнительно
небольших значениях реактивности (при хп
порядка 2 -Ь-3 хг)у и что при быстродействующей
защите влияние реактора сказывается меньше *).
Активное сопротивление в нейтрали, с точки
зрения устойчивости, может действовать либо как
„ограничительное", либо как „тормозящее
сопротивление4*. Ограничительным оно является при
сравнительно больших величинах сопротивления,
при которых ток повреждения существенно
уменьшается. Влияние быстроты отключения повреждения
благоприятно сказывается на действии такого
сопротивления. Это можно уяснить из кривых на
рис. 68. При малых значениях активного
сопротивления, когда влияние его на величину тока
повреждения невелико, оно действует исключительно как
J) Отсюда можно заключить, что для улучшения
устойчивости нет нужды в таких больших реактивностях, какими
являются гасительные устройства.
168

тормозящее сопротивление, нагружая своими
потерями генерирующие станции и компенсируя таким
образом в той или иной степени уменьшение
мощности, отдаваемой приемникам при аварии. Потому
коэффициент запаса устойчивости растет. Однако,
с увеличением сопротивления сверх некоторого
оптимального для данной системы влияние его может
быть даже отрицательным. Объясняется эго тем,
что, с
увеличением активного
сопротивления
в нейтрали,
потери, поскольку
ток мало
меняется, растут

пропорционально
сопротивлению, и
мощность, отдаваемая
генераторами,
не только не
падает при
повреждении, но
даже возрастает. В
результате, при
выключении
повреждения, может произойти выпадение из
синхронизма, благодаря увеличению „свободной"
мощности в системе и большому угловому
расхождению между роторами станций. Для системы,
представленной на рис. 65, изменение запаса
устойчивости от величины сопротивления поясняется
кривыми на рис. 69 [Л. 85], показывающими, что
наивыгоднейшее сопротивление лежит между
значениями его а и b при коротком вблизи стан*
ции А.
Если нейтраль заземлена через активное
сопротивление на понижающей подстанции, удаленной
169
260 МУА
28GMM,2j%\
ощ
55 Km.
2Z0MVA ,
125%1W0MVA
220 kV
_ cos <р-"##/>
WOOMW &
г"*^
^^^
-~-
I. \
W§m
-oicejd
~0,0cek J
\\
j^n
p
f
*U OJ tO 1,5 2,0
Рис. 65. Кривые коэффициента запаса
устойчивости при однополюсном
замыкании в начале линии в
зависимости от величины реактивного
сопротивления в нейтрали трансформаторов.

от генерирующих станций, то сказывается только
ограничительное действие сопротивления. Таким
образом, величина наивыгоднейшего сопротивления
зависит от места повреждения, от параметров
элементов системы и характеристик первичных
двигателей станций, работающих в параллель. Очевидно,
сказываться будет еще и влияние нагрузки, а
также поведение абонента при авариях, т. е. возможный
сброс нагрз'зки при аварии. Кроме того, при выборе
160
. 120
I ВО
/
У*
Г
f
А
-*~
L
\
ЗфШ
1
«J
CSSSi
1 1
'Х„/Х, i
160
^120
40
0
h"
A
C\
r-^S"
---•
--
aa
j»—-
—
ГЖ
-*~.£п/£т 1
90 12
6 8 10 1L
Рис. 66. Мощность, которая
может быть передана на высшем
напряжении, если время
выключения повреждения 1,0 сек., при:
А—однополюсном замыкании на землю,
В—двухполюсном замыкании на землю,
С*—двухполюсном коротком замыкании.
Рис. 67. Мощность, которая
может быть передана, если время
выключения повреждения 0,2
сек. Обозначения те же, что на
рис. 66.
активного сопротивления в нейтрали надо учесть
еще другие активные сопротивления в цепи
повреждения, как-то: сопротивление линий и приборов
системы, сопротивление заземляющего устройства
опор (оно меняется, вообще, с сезоном года),
сопротивление дуги в месте повреждения (зависит от
длительности короткого замыкания и погоды) и
других.
Таким образом, выбор наивыгоднейшего с
точки зрения устойчивости активного сопротивления
в нейтрали является делом весьма сложным и тре-
170

бует учета не только параметров системы и раз
личных режимов работы, но также целого ряда
факторов, по существу неопределенных. Поэтому
обычно предпочитают выбирать величину
сопротивления в нейтрали, как сопротивления
ограничительного. В таком случае при высоких напряжениях
и мощных системах предпочтение отдается
индуктивному сопротивлению по соображениям, которые
были приведены в начале предыдущего параграфа.
23. Основные положения выбора сопротивления
в нейтрали.
Пользуясь всеми рассмотренными
соображениями, основные положения выбора сопротивления
в нейтрали можно свести к следующим:
гз
1 1
^
~
зг=!
аос
?*._.
Шеек __
0l2cekJ3^h.
*ТР
tcek
rr:
■"!
-+К0/Я7 |
2, Ч 6 8 id 12 № 15 18 20 22 24
Рис. 68. Коэффициент запаса устойчивости при
заземлении нейтрали через большие активные
сопротивления.
1) Наибольшая величина допустимого
сопротивления ограничивается величиной возможных
перенапряжений. При определении величины
сопротивления следует исходить из наихудшего режима сети
или участка.
2) При употреблении добавочного устройства,
фиксирующего потенциал нейтрали при
переходных явлениях и обеспечивающего отвод энергии
волны перенапряжения, выбор величины
сопротивления можно производить без учета ограничений п. 1.
171

3) Выбираемое сопротивление должно
обеспечить надежное и селективное действие релейной
защиты.
4) Стремление к весьма большим сопротивлениям
не оправдывается с точки зрения ограничения токов
повреждения на
землю.
5) С точки зрения
устойчивости
параллельной работы
предпочтительнее иметь
в нейтрали
индуктивное сопротивление,
как надежное и легче
выбираемое.
6) Для кабельных
сетей средних
напряжений предпочитель-
нее омическое
сопротивление. То же для
сетей на
генераторном напряжении.
Величина
сопротивления в нейтрали не должна угрожать повреждением
железа статора при замыканиях на корпус.
Для напряжений 35 kV и выше, особенно для
открытых распределительных устройств, реактор в
нейтрали значительно дешевле и эксплоатационно
надежнее активного сопротивления.
8) При размещении и выборе числа нейтралей
в системе следует учитывать соображения пп. 1 и 3,
а также интересы защиты линий связи.
Рис. 69. Коэффициент запаса
устойчивости при однополюсном
коротком замыкании в случае
сравнительно небольших активных
сопротивлений в нейтрали.
172

ГЛАВА ШЕСТАЯ.
Выбор способа заземления нейтрали.
24. О выборе наивыгоднейшего способа эа земле-
ния нейтрали.
При выборе способа заземления нейтрали
приходится учитывать различные требования, часто
противоположного характера. Так, выбираемый
способ заземления нейтрали должен, с одной
стороны, удовлетворять требованиям устранения
опасных перенапряжений в системе и в отдельных
приборах и обеспечивать получение надежной и
четкой релейной защиты, а с другой стороны, не
должен нарушать устойчивости параллельной
работы, надежности и бесперебойности снабжения
энергией и интересов линий связи, проходящих
у линий передачи высокого напряжения. Попутно
приходится учитывать параметры системы и ее
развитие в будущем, а также требования эксплоа-
тации.
На выбор влияют, помимо чисто технических
соображений, еще соображения экономического
характера, что еще более усложняет и разнообразит
возможные решения вопроса. Всем этим можно
объяснить то, что, в зависимости от состояния
и развития электротехнического хозяйства и
установившихся методов эксплоатации, вопрос о
заземлении нейтрали в той или иной стране
получает свои специфические решения.
173

Мы уже указывали, что в отношении вопросов
заземления нейтрали СССР переживает переходный
период, так как бурный рост электротехнического
хозяйства страны приводит к необходимости
пересмотра принятой практики заземления и к
освоению новых способов.
Но выбор наивыгоднейшего способа
заземления нейтрали в СССР облегчается тем, что
отсутствует ряд второстепенных моментов, которые
заграницей иногда оказывают решающее влияние.
Кроме того, плановое проектирование сразу целых
электрических систем позволяет учесть и
уравновесить всю совокупность влияющих факторов.
В какой степени тот или иной способ
заземления нейтрали отвечает различным требованиям,
было рассмотрено и суммировалось в резюме
к каждой главе. В табл. 12, наглядности ради,
сделана попытка дать оценку различным родам
заземления нейтрали в смысле преимуществ, ими
представляемых г). Разработка в данный момент общих
стандартов по заземлению нейтрали едва ли
может оказаться плодотворной хотя бы потому, что
целый ряд явлений еще не выяснен и ждет
всестороннего исследования. Учитывая, однако,
запросы практики, мы считаем возможным сделать
попытку наметить основные линии в выборе и дать
ориентировочную рекомендацию предпочтительного
метода заземления нейтрали.
Такая рекомендация дана в табл. 13 для
электрических систем в зависимости от характера
сетей, их рабочего напряжения и мощности, а также
в зависимости от назначения и удельного веса
потребителей в снабжении энергией. Роль табл.13,
*) Данным этой таблицы не следует придевать абсолютного
значения: ее нужно рассматрывать лишь как пример
сравнительной оценки различных способов заземления нейтрали для
определенной сети.
174

Таблица 12*
Сравнительная оценка различных способов
заземления нейтрали.
•*яавшашшшшишашшшшшшявшшгг=в.
А. Перенапряжения:
а) при замыканиях
на землю ....
Ь) при переходных
явлениях ....
с) при нормальной ра-
В. Защита от
перенапряжений
разрядов Токи:
а) повреждения . . .
Ь) высших гармоник
при нормальной
с) влияние на линии
D. Устойчивость
параллельной работы .
Способ заземления нейтрали

Изолированная нейтраль
4
3
4
5
1
1
1
1
Глухое
заземление
1
1
1
1
5
3
4
4
Гасительное
устройство
3
3
4
4
2
1
2
1
Заземл. через
сопротивление
близкое
к верх-
малое| нему
j пределу
]
2 ! 3
2
2
2
4
3
4
3
2
3
3
3
2
3
2
175

Продолжение табл* 12.
Е. Земляная релейная
защита .... • .
F. Маневренная гибкость
системы и удобства
эксплоатации . . «
G. Выполнение
электрического соединения
с другими систе-
Н. Бесперебойность
снабжения энергией . .
I. Стоимость:
а) линии и приборов
Ь) заземляющих
устройств . .
Способ заземления нейтрали
... 5
Изолирован
ная нейтра.
4
3
3
3
3
1
1
Глухое
1 заземление
1
1
1
1
1
3
<L>
Гасительно<
устройство
3
3
4
1
3
4
i
Заземл. через
сопротивление
1
малое
1
близкое
к
верхнему
пределу
тш_шттяятттт
i
i
i
1 1 : 2
I 1
1 1
! 1 ! 2
| |
|
1
i .,
|
2
2
1 ;
1 ;
1
1
1 i 2
|
1 г» i ~
1 3
: г
\
Примечания: 1. Порядок предпочтения или
преимущества характеризуется
последовательностью 1, 2, 3, 4 и 5.
2. Характеристики относятся к
мощной сети,
17$

однако, чисто вспомогательная: при
проектировании в. каждом отдельном случае выбор
заземления нейтрали следует производить индивидуально,
с учетом характеристик данной электрической
системы, главенствующих условий работы ее, а
также возможного в будущем развития системы,
12. Черногубовский 3. П. 177

Предпочтительный способ
Род сети
Воздушная сеть
II. Кабельная сеть
Ш. Смешанная есть
Характер сети
a) Мало развитая городская или
заводская сеть
b) Городская или районная сеть
c) Мощная сеть
d) Сеть с очень большими токами
короткого замыкания
a) Мало ра витая городская или
заводская вторичная сеть
b) Городская или заводская сеть,
питаемая на генераторном
напряжении
c) Городская сеть
d) Мощная сеть
e) Сеть с очень большими токами
повреждения
a) Сеть с преобладанием
воздушных линий передачи.
b) Системас незначительной
воздушной сетью и явно
преобладающей кабельной.
178

Таблица 13.
заземления нейтрали.
Рабочее напряжение сети
3 — 10 kV
До 35 (66) kV
110 kV и выше
a) Изолированная
нейтраль
b) Изолированная
нейтраль или
гасительное устройство
c) Гасительное
устройство
d)
Изолированная
нейтраль или
гасительное устройство
Гасительное
устройство
То же
То же
Глухая нейтраль
То же
Индуктивное
сопротивление
a) Изолированная
нейтраль или гаситель
b) Активное
сопротивление
c) То же
или гасительное
устройство
d) To же
е)
Изолированная
нейтраль или активное
сопротивление
Глухая нейтраль
или активное
сопротивление
То же
Активное
сопротивление
Глухая нейтраль
То же или через
сопротивление
Через
сопротивление
а) Как для воздушной сети
Ь) Как для кабельной сети
12*
179

В § 25 на конкретном примере Днепровской
системы рассматривается метод выбора наиболее
пригодного способа заземления нейтрали, поясняющий
пользование положениями настоящей работы;
попутно получают развитие некоторые соображения,
которые в основном тексте не были изложены, чтобы
не загромождать хода рассуждений деталями.
25. Пример выбора способа заземления нейтрали
крупной электрической системы.
На рис. 70 представлена основная схема
Днепровской системы при ее полном развитии.
Днепровская система включает сети 154 и 35 W; на
самой Днепровской станции имеются, кроме того,
напряжения 13,8 и 2,3 kV. Схема коммутации
Днепровской станции изображена на рис. 71. Режим
работы станции переменный: в маловодье в работе
могут оказаться лишь 3 генератора г).
Рассмотрим последовательно выбор способа
заземления нейтрали на напряжениях 13,8, 2,3, 154
и 35 kV.
а) Напряжение 13,8 kV. Распределительных
шин нет: каждый генератор связан непосредственно
со своей группой трансформаторов. Поэтому емкость
на стороне 13,8 kV каждого генератора ничтожна
и не может вызывать необходимости заземления
нейтрали. Однако, в целях получения хорошей защиты
при пробое обмотки статора на корпус, каждый
генератор следует снабдить сопротивлением в
нейтрали: так как большая часть повреждений обмотки
начинается с пробоя на корпус или им
сопровождается, то вопросам защиты больших генераторов
1) Данные о Днепровской системе и режимах ее работы
приведены в статье П. П. Лаупмана и В. А. Толвинского
„Днепровская государственная электрическая станция" в
журнале „Электричество", 1932, № 9.
180

I-
5? ^
5
«V
2?
*\J2)*—(7>*c3/u*&
^э^С^У—*©**o/ij* S-
^L--«
1
I
orj t\ JO
181

от замыкания полюса на землю уделяется особое
внимание. Соединения между отдельными
генераторами на напряжении 13,8 kV нет, совершенно
ясна необходимость заземления нейтрали каждого
генератора. Верхний предел определяем из
выражения (48). По данныу фирмы GEC0 для
Днепровских гидрогенераторов величина Z^ = 225 Q
(значительно меньше, чем средние величины по Boehne).
Отсюда ^===-з~:==75 2.
С точки зрения напряжения на нейтрали,
возникающего при замыкании на землю на
высоковольтной стороне, вследствие тока, протекающего через
емкости обмоток фаз трансформатора, это
сопротивление не встречает возражений, так как ток
через емкости (при учете способа заземления
нейтрали на высшей стороне) меньше 0,5 А. Выбирать
же сопротивление с учетом явлений при переходе
напряжения с высшей стороны трансформатора на
низшую в случае пробоя между обмотками
трансформатора (явление катастрофическое) невозможно.
С точки зрения возможно большего охвата
защитой обмотки статора желательны — при данном
токе нечувствительности защиты i— возможно
большие токи через нейтраль. Это видно из уравнения
т = 100 (1 — -у-), где т—процент охвата обмотки
токовой земляной защитой. Ограничения величине
тока 1к (ток однополюсного короткого замыкания
на выводах генератора) ставятся требованием
устранения повреждений железа статора при пробое на
корпус.
Для выбираемой схемы (масляный выключатель
в нейтрали) и типа земляного реле допустим ток
порядка 100 А, Отсюда потребное сопротивление
в нейтрали
182

V 3.100
т. е. оно весьма близко к тому, какое получается по
уравнению (48). Сопротивление выбирается на
одноминутное действие силы тока.
b) Напряжение 2,3 kV, — система
местных нужд. Емкостный ток кабельной сети местных
нужд, приключенной к шинам 2,3 kV, не превосходит
5 А. Опасаться перенапряжений от заземляющей
дуги не приходится не только вследствие
небольшого тока замыкания на землю, но также вследствие
большого коэффициента затухания сети. Если
предусмотреть детекцию замыкания фазы на землю,
то возможно нейтраль генератора местных нужд не
заземлять (мощность генератора 2,4 MW). Как
показывают некоторые опыты [Л. 90], пробой на
корпус не приводит к заметному повреждению железа,
если ток повреждения силою в 5А длится даже
5-f-10 мин. (допустимое время и ток зависят от
типа изоляции обмотки статора генератора).
Что касается перехода напряжения с
высоковольтной стороны, то опасность вообще могут
представлять перенапряжения, обусловленные
электромагнитной связью между обмотками
трансформаторов 161/2,7 kV.
Так как коэффициент трансформации этих
трансформаторов велик, мощность сравнительно невелика,
реактивность большая (15%), число фидеров 2,3 kV,
как можно виДеть из схемы на рис. 71, изрядно, а
соединение между трансформаторами и
распределительными шинами 2,3 kV, а также между этими
шинами и генератором осуществлено кабелем
(средняя длина от трансформаторов до
генератора ~ 250 m \ — то никаких опасений изолированная
нейтраль у генератора местных нужд не внушает.
c) Напряжение 154 kV. Общая
протяженность воздушных линий передачи при полном
183

развитии системы достигнет 1300 £лг (большая Часть
линий двойных и проходят в малонаселенных
местностях с редкими линиями связи). Если
воспользоваться кривыми емкостного тока замыкания на
землю в зависимости от напряжения системы,
представленными на рис. 72, а также кривой поправок
на влияние металлических конструкций на рис. 73,
М
то
120
100
80
30 60
20 W
w го
и 0,1 0,2 0.3 0.U 0,3 0,6 0,7
Q02 0,04 0,06 0,08 0,10
Рис. 72. Емкостный ток замыкания на землю
трехфазной воздушной линии. Частота 50 пер/сек.
Кривая 7—для одиночной линии без защитного тросса, 2—для
одиночной линии с защитным троссом, 3—для двойной линии
без защитного трссса,4—для двойной линии с защитным троссом.
то величина тока замыкания / будет порядка
520А !) Такая система, как мы видели, является
1) Для целей нашего рассмотрения точность, даваемая
методом определения тока 1е по этим кривым, достаточна.
Напряжение линии
\ Л
к
г Л
#*
^^
У
/6
W
V
/1
1 2
'<&
V
/2
— /
з 4
f
■3/
l/4
-A /km
184

Предельной в смысле применения гасительных
устройств.
В случае применения гасительных устройств,
соединение Днепровской 154 kV сети с 110 kV сетью
Донбасса помощью автотрансформатора невозможно.
Это объясняется тзм, чт о в этом случае при замыкании
на землю на 154 kV напряжение относительно
земли проводов 110 kV сети Донбасса сильно
повышалось бы (появилось бы напряжение на нейтрали
I
6U
%
fj
10
J
n
20 40 60 80 WO 120 i40 160HI/
Напряжение линии передачи
Рис. 73. Влияние заземленных конструкций вблизи
проводов линий передачи на величину емкостных
токов замыкания на землю.
154
относительно земли, равное т/^ kVl). Так как
сеть Донбасса работает с глухой нейтралью, то при
связи между сетями 154 kV и 110 kV помощью
автотрансформатора, вообще принцип гашения дуги
в сети 154 kV не может быть применен.
В силу ряда технических соображений от
применения автотрансформатора отказались, и
указанное соображение отпало. Однако, целый ряд
других мотивов говорит не в пользу гасительных
устройств.
185

Длина отдельных участков сети превосходит
предельную длину в 40 km (см. рис. 36). Поэтому
всякое отключение такой линии ведет к расстройке
компенсации и требует немедленного изменения
ответвления на гасителе. Как указывалось, при
существующих схемах это не всегда возможно. Можно
преодолеть этот недостаток, если установить на
каждую такую линию отдельный гаситель (с
масляным выключателем перед ним, вместо
разъединителя) и тем избежать необходимости устройства
переключения ответвлений на гасителях под током.
Такие гасители дешевле всего установить в
нейтрали силовых трансформаторов, причем часть из
них на Днепровской станции, остальные на других
подстанциях, так как при некоторых аварийных
режимах сеть 154 kV может работать
изолированными участками (рассеченной) !). На самой
Днепровской станции для избежания шунтирования
секционных реакторов, необходима схема приключения
гасителей по рис. 74.
Размещение гасителей по отдельным
подстанциям может быть связано с эксплоатационными
неудобствами, так как предписывает определенный
порядок заряда линии или поднятия их с нуля, а
именно, со стороны подстанции, где установлен гаситель.
Чтобы преодолеть этот недостаток, потребуется
подсоединение гасителя к проводам самой линии.
Такой трехполюсный гаситель значительно дороже
гасительной катушки в нейтрали, в результате
получим весьма большую стоимость гасителей в
системе.
Вызванное этим удорожание системы не
покрывает удешевления линий связи, вследствие
уменьшения электромагнитного влияния при применении
г) В системе Днепростроя вопрос об уменьшении влияния
места повреждения на компенсацию не играет существенной
роли.
186

« О-Л1
* §-oOT-^-fe>-©5
з §
§
5
^
€>£LLH3-[5d—©
4t I
{ffi-o~SD-<D
I s-^iib€>fe>-<T)
и
e
Ш
I
187

гасителей. Что касается непрерывности снабжения,
то наличие двойных цепей (запроектированных
грозоупорными) и двухстороннего питания (наряду
с быстродействующей балансной земляной защитой
или дифференциальной на коротких участках)
достаточно могут ее обеспечить и при другом
способе заземления нейтрали.
Если учесть вышеприведенные соображения об
усложнении эксплоатации при гасительных
устройствах (см. соображения в § 14)*), а также то, что
рассматриваемая система имеет близкий к предельному
ток замыкания /е (притом предел выведен на
основании экстраполяции и опытов в сетях на 15—400 kV),
что опыт эксплоатации сетей с напряжением выше
110 kV очень скуден, что основные преимущества
применения гасителей (уменьшение воздействия на
линии связи и увеличение непрерывности
снабжения) легко обеспечиваются при другом способе
заземления нейтрали, — то приходим к заключению
о нецелесообразности применения в 154 kV сети
принципа гашения дуги.
Благодаря тем преимуществам, которые
представляет глухое заземление нейтрали (см. гл. 4),
применение ее в сети 154 kV было бы весьма
желательно. Токи установившегося
однополюсного короткого замыкания при глухом
заземлении всех нейтралей, однако, могут превосходить
9 000 А. При такой величине токов повреждения
устойчивость параллельной работы с Донбассом
через линию длиной 230 km внушает опасения,
даже при наличии быстродействующего
возбуждения на Днепровской станции и синхронных
компенсаторах в конце линии передачи на подстанции Р.
х) Добавочно скажется еще тот факт, что трансформаторы
на ДГЭС установлены нерезонирующего типа с импидорами
(емкости) в нейтрали, и число находящихся в работе
трансформаторов будет сказываться на компенсации.
188

Что касается заземляющего устройства, то даже
при учете всех параллельно подключенных троссов
потребное сопротивление заземляющего устройства
в отдельных участках системы оказывается равным
2,СИ-3,0 2, а стоимость его достигнет не менее
12ч—15% от стоимости линии передачи.
Удорожается также защита линий связи.
Токи короткого замыкания могут быть в
достаточной степени снижены (приблизительно
наполовину), если заземлить наглухо нейтраль лишь у
одного ^трансформатора на каждой секции
Днепровской станции и то же самое проделать для всех
подстанций системы, где имеются синхронные
генераторы или компенсаторы, оставляя нейтрали всех
остальных трансформаторов изолированными. Этот
вариант обладает тем недостатком, что требует в
эксплоатации непрерывного наблюдения за числом
имеющих заземленную нейтраль трансформаторов и
их размещением в системе. Этого недостатка.Аможно
избежать, попутно получая ту же максимальную
величину тока однополюсного короткого замыкания,
если нейтраль заземлить через сопротивление.
Соображения обеспечения устойчивости параллельной
работы при значительном ограничении тока
повреждения уже не играют роли, выбор же реактивного
сопротивления проще, а выполнение его для
напряжения 154 kV легче и дешевле, чем активного.
Останавливаемся на реактивном сопротивлении.
Так как трансформаторы Днепровской станции
нерезонирующего типа с импидорами в нейтрали,
являющимися неотъемлемой частью
трансформаторов этого типа, то величину сопротивления нейтрали
можем выбрать, не ограничивая его с точки зрения
работы изоляции при переходных явлениях. Поэтому
можно заземлить все нейтрали трансформаторов
станции через реактивность возможно большей
величины. Из рис. 51 видно, что итти на значение
реактивности нулевой последовательности х0, превосходящее
189

4-кратную реактивность xlt нецелесообразно.
Учитывая значения реактивностей разных
последовательностей, можно взять реактивность из
уравнения х0 = 3 xr-\-xT = 4xlt Выбираемое
сопротивление реактора составит 180 2. Наибольший ток,
который при замыкании на землю может пройти
через реактор, не превышает 400 А. Поэтому
реактор можно выбрать на одноминутную силу тока
400 А и напряжение 72 kV.
На других подстанциях с синхронными
машинами предполагаем к установке по реактору на
секцию, но к общей нейтральной шине, к которой
присоединен реактор, приключены нейтрали всех
трансформаторов секции. Так так трансформаторы
обычного типа, то, учитывая применяемый нами
способ заземления нейтрали, а также соображения § 17
и 21, их необходимо выбрать с полной изоляцией.
Поскольку напряжение на нейтрали в системе при
варианте с частичным разземлением нейтралей
близко к тому, какое получается при нашем варианте,
то особых недостатков в смысле изоляции наш
вариант не несет. Все же желательно и с точки
зрения защиты выбирать это сопротивление не
очень большим. В результате примирения всех
требований останавливаемся на сопротивлении
порядка 1-r-li5-кратного от реактивности
трансформатора, что составляет 100—150 2. При проверке
действия защиты (земляными направленными реле),
исходим из необходимости обеспечить при коротком
замыкании ток порядка вторичного номинального
при конечных коэффициентах трансформации
линейных трансформаторов, тока. Применение
особых земляных реле, вместо использования
установленной межполюсной дистанционной защиты,
оправдывается тем, что, как показывают расчеты
для этой защиты, при изменении конфигурации
сети и числа заземленных нейтралей (особенно
существенно для первого периода работы системы)
190

переменные значения измеряемых реле импедансов
или реактансов создают затруднения в получении
надежной и селективной защиты при замыканиях
на землю.
Следует отметить, что получаемые при
принятых реакторах приведенные к наиболее удаленному
месту повреждения реактивности дают значение
k в уравнении (45) значительно больше 1.
d] Напряжение 35 kV. На этом напряжении
имеется несколько независимых сетей. Пользуясь
кривыми рис. 72 и 73 для воздушных линий и кривой
рис. 75 для кабельных участков, находим, что для
сети, отходящей от подстанции У (протяженность
сети мала), ток замыкания на землю ниже ЗА, для
остальных сетей ток превосходит 5 А, иногда
даже в первый период работы. Для первой сети
предполагаем поэтому изолированную нейтраль.
Обязательно предусматриваем детекцию замыканий
на землю в сети. Остальные сети 35 kV состоят
в основном из воздушных линий и включают лишь
незначительные кабельные участку Сети простые.
Кроме того, питаемые ими абоненты не терпят
перерывов в снабжении энергией. Поэтому
предусматриваем заземление нейтрали через гасительные
катушки. Наибольшая длина участка линии не
превосходит 40 km, поэтому выход его из работы
вызовет расстройку не более, чем на 3,5 А,
следовательно, не поведет к устойчивой дуге, и можно
обойтись одним из косвенных методов контроля
компенсации (см. § 12).
Для упрощения эксплоатации катушек
размещаем их лишь на подстанциях 154/35 kV.
Параметры этих катушек выбираем, исходя из общей
длины линий тяготеющего к подстанции района, а
также из той наибольшей и наименьшей длины
воздушных линий, которые в случае аварии могут
оказаться присоединенными к той или иной
подстанции 154/35 kV. Расчет показывает, что
191

пригодными оказываются катушки на 6-—12 А и 20—f-
7,5 А. Наибольшая мощность катушки не
превосходит 250 kVA. Так как мощность трансформатора
154/38,5/6,6 kV, к нейтрали которого может
оказаться присоединенной эта катушка, равна 30000 kVA
(соединение обмоток включает одну обмотку
треугольником), то особой поверки на нагрузку отдель-
101б25ё35& 70 95 120 150 135 mm2 '2*0
Рис. 75. Емкостный ток замыкания на землю в
трехфазной сети для кабелей одножильных и типа Н
в зависимости от сечения жилы. Частота 50 пер/сек.
ных фаз при замыкании на землю в сети не
требуется.
Так как при эксплоатаиии компенсированной
сети напряжение на нейтрали может превышать
фазное, то изоляцию обмотки гасителя следует
выбрать на линейное напряжение сети. Район
прохождения линий грозовый и для защиты
оборудования подстанций устанавливаются разрядники. Их
надлежит выбрать на линейное напряжение (см.
§ Н).
192

I"
Q "1ГЙ
3000
Земляная защита может быть выполнена помощью
направленных косинусных чувствительных реле,
воздействующих на сигнал. Так как коэффициенты
трансформации трансформаторов тока, от которых
питаются реле, не меньше 200/5 А и могут
достигать в будущем 400/5 А, а активная составляющая
остаточного тока может па-
дать до 1—2 А при
раздельной работе отдельных
участков, то использовать
втулочные трансформаторы
тока, встроенные в
масляные выкгючатели, не
представляется возможным;
потребуются специально
подобранные группы
трансформаторов тока с совершенно
идентичными
характеристиками (расхождение порядка
< 0,1-0,2%).
Некоторые осложнения
вносит то, что воздушные
линии 35 kV выполняются
на деревянных опорах. Если
подвески гирлянд
изоляторов у них не заземлены
и использовано дерево опор
В качестве дополнительной рис ?6 Промежуточная
ИЗОЛЯЦИИ, ТО как емкостные деревянная опора для
токи замыкания на землю, напряжения 35 kV.
так и ток компенсации, как
мы видели, меняются при повреждении на опоре.
Если активные потери в цепи замыкания на
землю равны 10%? а ток /е равен 20 А, то
СО Lm = -7
35000
, - =. 1000 Q: Re = 10 ■ 1000 = 10 000 Q. Пусть
1/3.20
сопротивление последовательно включенного в цепь
13 Чераогубовский 3. П. •"^

дерева 3 Rw ~ 106 2. Тогда по уравнениям (32) и
(34) получаем
20» 3
1+/Ю-3- 106
1 , ZU» О о
// ==_—35^° 5,8 • 10- AS/.'.
г Уз • (ю4+з,з . ю5)
Легко видеть, что емкостный ток ничтожен, а
настройка не играет роли. Земляные сигнальные
реле работать не будут, за исключением . случаев
повреждения аппаратуры и приборов на подстанции.
Так как, однако, применяемая на Днепрострое
конструкция деревянных опор (рис. 76) включает
перестраховочные искровые промежутки,
предохраняющие от разряда по дереву, то и при повреждениях
на участках с исключительно деревянными опорами
гасительные катушки смогут эффективно работать
при действии искровых промежутков.
В заключение считаю своим приятным долгом
принести глубокую благодарность проф. В. А. Тол-
винскому за его ценные указания и советы, а
также за побуждение к написанию этой работы.
194

Указатель литературы.
1. R. Riidenberg. Elektrische Schaltvorgange. Verl.
J. Springer, 1926.
2. A. Roth. Hochspannungstechnik. Verl. J. Springer, 1927.
3. А. А. С м у р о в. Электротехника высокого напряжения
и передача энергии. Том 1. Изд. ГНТИ, 1931.
4. W. W. Lewis. Transmission Line Engineering, Ed
Mc Graw-Hill, 1928.
5. Л. И. Сир о тине кий. Перенапряжения и защита от
перенапряжений в электрических установках. Изд. ОНТИ, 1932.
6. С. F. Wagner and R. D. Evans. Symmetrical
Components. Ed. Mc Graw-Hill, 1933.
7. P. А Лютер. Электрические силовые установки.
Распределительные устройства. Изд. Кубуч, 1926.
8. G. Oberdorfer. Der ErdschluB und seine Bekamp-
fung. J. Springer. 1930 (перев. в изд. ОНТИ, 1932).
9. Р. В е г n e 11. Die Bekampf ung des Erd-und Kurzschlu-
8es in Hbchstspannungsnetzen. Verl. R. Oldenbourg. 1927.
10. Г. Т. Третьяк. Электрическая дуга. Изд. Энерго-
издат, 1932.
11. Н. Н. Dewey. General Considerations in Grounding
the Neutral of Power Systems. Tr. AIEE. 1923, Apr., p. 405.
12. Z. P. Tchernogubovski. Choix de la methode de
mise a la terre du neutre des reseaux a haute teasion. Rap.
№ 78 en Conference Internationale des grands Reseaux electri-
ques a haute Tension, Paris, 1933.
13. A. Rachel. Hochstspannungsfragen und Nullpunktser-
dung. ETZ 1926, H. 10 u 11.
14. Discussion an Erdungsfragen ETZ 1926, H. z6 и 27.
15. „Present Day Practice in Grounding of Transmission
Systems", First. Report of Subcommittee on Grounding of
Protective Device Committee AIEE Tr. AIEE. 1923, Apr.,
p. 446.
16. „Present Day Practice in Grounding of Transmission
Systems". Second Report of Subject Committee on Grounding. Tr.
AIEE. 1931, Sept., p. 892.
13* 195

17. E i s h i г о F u к а о. Reactances employees en Japon
pour supprimer les arcs. Rap. № 89 en Conf. Internat. des grands
Reseaux, Paris, 1933,
18. J. Wright and C, W. Marshall. The Construction
of the Grid Transmission System in Great Britain. JIEE 1929,
June, p. 685.
19. A. Dalla-Verde. The High Voltage Systems of Italy.
J1EE 1932, № 424.
20. M. V о i g t. Die Erdung des neutralen Punktes in Dreh-
stromanlagen. Bull. SEV. 1915, S. 49.
21. F. C. Hanker. Theory of Grounding. „Iron and Steel
Eng" 1928, Apr., p. 155.
22. W. Petersen. Erdschlufistrome in Hochspannungsan-
lagen. ETZ 1916, H. 37 и 38.
23. Sh. Ledoux et M. Koechlin. Sur la mise a la terre
du neutre d'un reseau triphase. RGE 1922, T. XII, p. 685.
24. Ch. P. Steinmetz. Frequency Conversion by Third
Class Conductor and Mechanism of the Arcing Ground and
Other Cumulative Surges. Tr. A1EE. 1923, Apr., p. 470.
25. Discussion, ibid., p. 490.
26. W. Petersen. Der aussetzende (intermittierende)
Erdschlufi. ETZ 1917, H. 47 и 48.
27. J. E. Clem. Arcing Grounds and Effect of Neutral
Grounding Impedance. Tr. AIEE 1930, July, p. 970.
28. I. F. Peters and J. S1 e p i a n. Voltage Induced by
Arcing Grounds, Tr. AIEE. 1923, Apr., p. 478.
29. A. Mauduit. Isolement ou mise a la terre du neutre
d'un systeme triphase. RGE. 1924, T. XV, № 10, p. 429.
30. J. Slepian. Extinction of an А—С Arc. Tr. AIEE.
1928, p. 1398.
31. J. Slepian. Extinction of a Long A. - C. Arc. Tr.
AIEE. 1930, Apr., p. 421.
32. P. А с к е г m a n n. A Study of Transmission Line Power-
Arcs. Eng. Journ. (J. Eng Jnst.of Canada), 1928, № 5, p 309.
33. A. R. van С Warrington. Reactance Relays
Negligibly affected by Arc. Jmpedacne. EIW 1931, v. 98, № 12,
p. 502.
34. «Применение катушки Петерсена для защиты сетей
высокого напряжения". Дискуссия в лаборатории им. Смурова
„Электр, ст.* 1933, № 9, стр. 44.
35. I. R. Eaton, J. К. Peck and I. M. Dunham.
Experimental Studies of Arcing Faults on a 75 kV Transmission
System. Tr. AIEE 1931, Dec, p. 1470.
36. H. Neuhaus. Oberspannungsmessungen mit dem Kly-
donographen in deutschen Hochspannungsnetzen. „Arch, fiir
Elektr." 1931, Bd. XXV, H. 5, S. 343.
37. CM. Gilt and B. L. Barns. Insulation Tests of
196

Electrical Machinery Before and After being Placed in Service
JAIEE. 1529, № 3, p. 228.
38. H. S с h a i t. Wegleitung fur den Schutz von Wechsel-
stromleitungen gegen Uberspannungen. „Bull. SEV." 1923, H. 6,
S. 301.
39. Thomas Percy H. Resultats d'experiences sur la
mise a la terre du point neutre dans les lignes de transmission
a haute tension. RGE. 1916, p. 235.
40. W. Petersen. Die Begrenzung des Erdschlufistromes
und die Unterdruckung des Erdschlufilichtbogens durch die
Erdschlufispule. ETZ 1919, H. 1 и 2.
41. A. van G a s t e 1. Erdschlufischutz in Freileitungsnetzen
durch die Dissonanz-Loschspulebauart Brown-Boveri. „BBC
Mitt." 1930, H. И и 12.
42. A. Roth. Schutz gegen Erdschliifie. ETZ 1921, H. 24
и 25.
43. R. В а и с h. Die Polerdung mittels ErdungsdrOsseln als
Schutz gegen Erdschlufistrom und durch ihm verursachte Obers-
pannungen. ETZ 1921, H. 22 и 23.
44. A. M a u d u i t. Mise indirecte du neutre a la terre.
RGE. 1924, T. XVI, № 18, p. 693.
45. R. В а и с h. Anforderungen des Bahngrofibetriebes an
Erdschlufistromloscher. „AEG Mitt". 1924, H. 11/12, S. 462.
46. R. В а и с h. Vorbeugender Schutz durch den Loschtrans-
formator gegen Betriebsunterbrechungen. „AEG Mitt". 1925,
H. 7 и 8.
47. Discussion uber Loscheinrichtungen. ETZ 1921, H. 10,
22 и 35; „E u M" 1921, H. 7 и 34.
48. M. R e i t h о f f e r. Neue Anordnungen fur Erdstromlosch-
spulen. „E u M" 1921, H. 21, S. 246.
49. S. Bekku. Methode der Symmetrischen Koordinaten
und allgemeine Theorie der Erdschlufiloscheinrichtungen. „Arch,
f. EL- 1925, Bd, 14, H. 6, S. 543.
50. H. С г о u t e 11 e. Les defauts a la terre sur les lignes
aeriennes et souterraines, leur consequences, les moyens de les
prevenir. RGE 1931, T. XXIX, № 25.
51. R. Evans and R. Con well. The Petersen Earth Coil.
JAIEE. 1922, Febr., p. 140.
52. W. W. Lewis. The Neutral Grounding Reactor. Tr.
AIEE. 1923, Apr., p. 417.
53. J. M. О 1 i v e r and W. W. E b e r h a r d t. Operating
Performance of a Petersen Earth Coil. Tr. AIEE 1923, Apr.,
p. 435. Part II of the paper. JAIEE. 1926. March, p. 227.
54. A. van Gastel. Bestimmung derjenigen Loschspulenlei-
stung die an Transformatoren angeschlofien werden darf. „BBC
Mitt". 1931, H. 8, S. 257.
197

55. R. Arnold und P. Bernett. Beitrag zur Erdschlufi-
frage in Hochvoltnetzen. ETZ 1925, H. 34, S. 1263.
56. W. G a a r z und I. S о г g e. Uber ein hochempfindliches
Erdschlufirelais zum Erfassen von Erdschliifien kurzester Dauer.
„Siem.-Z" 1925, H. 9, S. 391.
57. T. W. Ross und H. G. Bell. Recent Developments in
the Protection of Three-Phase Transmission Lines and Feeders.
ЛЕЕ. 1930, № 403, p. 801; Discussion—ibid.
58. L. Barbillion et S. Teszner. Quelques
considerations sur la mise a la terre accidentelle d'un reseau electrique
et sur la protection contre les dangers en resultant RGE.
1929, T. XXV, № 3, p. 97.
59. A van G a s t e 1. Die Kompensation des Erdschlufistromes
in Freileitungen mit langen Teilstrecken „Bull. Suisse des Electr."
1932, № 7, S. 157.
60. H. P i 1 о t y. Kompensation der Oberwellen in Erdschluft-
strom. ETZ 1926, H. 50, :S. 1479.
61. A. Matthias. Uber dss VerhaHen der ErdschluBspule
in Betriebe. „Arch f. EI" 1923, Bd. 12, H. 5, S. 381.
62. Dr. Boll. Die Wirkung von Erdschlufl-und Ausgleich-
spulen auf die gegenseitige Beeinflussung von Leitungen. ETZ
1928, H. 45, S. 1640.
63. E. Hueter und W. Schaefer. Die Messung der
ErdschluBkompensation. ETZ 1931, H. 32, S. 1023.
64. R. Nierenberger. Arcing Ground Suppressors in
Service. Rep. № 107 on the International Conference on High
Tension Systems. 1931.
65. F e i s t n e r. Uberwachung der Erdschlufikompensierung
in 100 kV Netz der A —G. Sachsische Werke. .El. Wirt" 1932.
№ 18/19, S 415.
66. E. M. S о m m e r, Exoerince with Arcing Ground
Suppressors. „El. W." 1933, v. 101, № 22, p. 730.
67. F. Rudenberg. Petersen Coil Protection „El. W"
1930, v. 96, № 46.
68. G. Meyer. Die Brendauer von Erdschlufilichtbogen in
geloschten Netzen. ETZ 1931, H. 48, S. 1446.
69. D. M u 11 e r-H i 11 e b r a n d. Die Einwirkung unmittel-
barer Blitzentladungen auf Hochspannungsnetzen und ihre Bekam-
pfung. ETZ 1931, H. 24.
70. J. F a 11 о u. Mise a la terre du point neutre par l'inter-
mediaire d'une inductance. RGE 1930, T. XXVJI, № 10,
p. 750.
71. E. Beck. Ungrounded vs Grounded Neutral Systems
from the Standpoint of Lightning Protection. „El. Journ" 1929, № 2.
72. „Present Practice in Installation and Performance of
High Voltage Lightning Arresters". A Joint Subcommittee
Report. „El. Enge 1933, № 6, p. 394.
198

73. E. Neumann. Die Erdung der Neutralen in Kabelnet-
zen. Versuche mit Erdschlufispulen in 30 kV-Kabelnetz. ETZ
1924, H. 13 и 14.
74. E. S с h u 1 z e. ErdschluBprobleme bei grofien Kabelnetzen.
„EI. Wirt* 1933, H 13 и 14.
75. R. D. Evans and S. H. Right. Some Effects of
Unbalanced Faulis. JAIEE. 1931, № 6.
76. J. Murray Weed. Prevention of Transient Voltage
in Windings. JAIEE 1922, № 1, p. 14.
77. К. К. Р a 1 u e f f. Effect of Transient Voltage on Power
Transformer Design. Tr. AIEE. 1929, July, p. 681.
78 K. K. Palueff and I. H. H a g e n g u t h. Transition of
Lightning Waves from One Circuit to Another Through
Transformers. Tr. AIEE. 1932, Sept., p. 601.
79. V. M о n t s i n g e r. Effects of Time and Frequency on
Insulation of Transformers. JAIEE. 1924, № 2, p. 145.
80. W. Petersen. Unterdruckung des aussetzendes Erd-
sehluBes durch Nullpunktwiderstande und Funkenableiter. ETZ
1918, H. 35, S. 341.
81. W. W.Lewis. Grounding the Neutral Through
Resistance or Reactance. „GER" 1929, № 6, p. 319.
82. К. К. Palueff. Effect of Transient Voltage on Power
Transformer Design. The Behavior of Transformers with Neutral
Isolated or Grounded Through an Impedance. Tr. AIEE 1930,
July, p. 1185.
83. F. V о g e 1 and J. K. Hoodnette Grounding Banks
of Transformers with Neutral Impedance and the Resultant
Transient Conditions in the Windings. Tr. AIEE 1931, March, p. 63.
84. E. W. В о e h n e Voltage Oscillations in Armature
Windings Under Lightning Impulses. Tr. AIEE 1930, № 4, p 1587.
85. П. С. Жданов. Заземление нейтрали и проблема
устойчивости. .Электричество44 1932, № 13, стр. 659.
86. I. H. Summers and 1. В. М с С 1 u r e. Progress in
the Study of System Instability. Tr. AIEE 1930, № 1, p, 133.
87. A. M e n g e. German Experience with Arcing Ground
Supressors. „El. W." 193?, v. 99, № 7.
88. R R й d e n b e r g. Sternpunktserdung bei Hochspannungs-
leitungen. Einige griindsatzliche Betrachtungen. ETZ 1926.
H. 11 и 12.
89. R. P о h 1. Neuzeitliche Turbogeneratoren und Luftkuhler.
ETZ 1927, H. 7, S. 203.
90. R. P о h 1. Eisenverbrennung durch Lichtbogen niedriger
Stromstarke. „AEG Mitt". 1930, H. 1, S. 40.
91. С. М. Гохберг. Влияние несимметрии нагрузки на
вторичные напряжения трехфазных трансформаторов. Изд.
Кубуч „Библиотека Электротехника", вып. I.
92. J. R. North and J. Eaton Petersen Coil Tests in
140 kV System. „El. Eng.« 1934, № 1, p. 63.
199

ОГЛАВЛЕНИЕ.
От издательства 3
Предисловие 5
Введение 8
Глава первая.
Современное состояние заземления нейтрали.
1. Два главных направления в решении вопроса ... 12
2. Заземление нейтрали в разных странах 18
Глава вторая.
Работа электрической системы с изолированной
нейтралью.
3. Теории заземляющей дуги 25
а) Заземляющая дуга частоты собственных
колебаний системы 26
б) Заземляющая дуга, следующая частоте рабочего
тока сети 36
4. Характеристика дуги и некоторые добавочные
соображения 40
5. Опытные данные о перенапряжениях, вызываемых
заземляющей дугой 47
6. Пределы применения изолированной нейтрали ... 55
7. Меры борьбы с появлением заземляющей дуги . . 66
Глава третья.
Применение гасительных устройств.
8. Общая теория гасительных устройств. Их свойства. 68
9. Остаточный ток замыкания на землю и релейная
защита компенсированных сетей 78
10. Высшие гармоники в остаточном токе 86
11. Реактивная составляющая в остаточном токе ... 88
12. Определение степени компенсации сети 93
13. Предел применения гасительных устройств .... 98
200

14. Некоторые недостатки, связанные с применением
гасительных устройств ...» 109
15. Гасительные устройства в кабельных сетях .... 116
16. Выводы относительно гасительных устройств . . . 119
Глава четвертая.
Глухое заземление нейтрали.
17. Основные свойства и достоинства глухого
заземления 121
18 Недостатки, ограничивающие применение глухого
заземления 131
19. Пределы применения глухого заземления нейтрали . 139
Глава пятая.
Заземление нейтрали через сопротивление.
20. Заземление нейтрали через активное сопротивление . 141
21. Заземление нейтрали через индуктивное
сопротивление 156
22. Выбор рода сопротивления" в нейтрали 163
23. Основные положения выбора сопротивления в
нейтрали 171
Глава шестая.
Выбор способа заземления нейтрали.
24. О выборе наивыгоднейшего способа заземления
нейтрали • . 173
25. Пример выбора способа заземления нейтрали
крупной электрической системы 180
Указатель литературы 195

Отв. ред. В, А. Толвинский. Техн. ред. Т. Л. Лей&ина.
Корректор К. А. Зотова.
Сдано в набор 10/IV 1934 г. Подписано к печати 14/VII1 1934.
Тираж 5.2С0 экз. Кубуч № 53. Заказ № 893.
Ленгорлит № 18293. Количество авт. листов 83/4.
Количество печат. листов 125/в« Форм. бум. 72ХЮ5. Количество
знаков в бумажн. листе 125.440.

ЗАМЕЧЕННЫЕ ОПЕЧАТКИ
к книге 3. П. Черногубовского

Страница
9
14
»
49
56
57
„
71
116
146
150
157
168
194
Строка
Табл. 1, графа 5, 2 строка
сверху
Табл. 2, графа 1, 2 строка
сверху
Там же, графа 8, 7 строка
сверху
10 снизу
Табл. 7, графа 3, 3 строка
сверху
6 снизу
7 ,
3
1 .
Табл. 11, заголовок графы 2
6 сверху
2 снизу
13 сверху
3
Напечатано
20-132
11
выходящих
кривой b
кривой d
U"a = Ярю (sin ш,*— ....)
[Л. 72]
«1
здоровую
1)
[Л. 68]
,, 20 3
е 1+/1б-з.10*
Должно быть
6
120-132
1
выходящей
6
кривой d
кривой Ъ
U''a=Epm(smo>t-....)
[Л. 73]
Х\
больную
*) См. стр. 158
[Л. 86]
v _ М
е ~ 1+/3.10-Ч06

ЦЕНА 1 p. 50 к.
Склады изданий издательства КУБУЧх
Ленинград, 1, Мойка, 42, тел. 5-61-63
Москва, 4, Ульяновская, 3, тел. Ж-112-77