Author: Буткевич Г.В.
Tags: электронные и ионные явления физика электричество электрические цепи
Year: 1967
Text
^3:
т
Дуговые
процессы
• ~ Y .tv ^ : f Щ
КОММУТАЦИИ
электрических
цепей
Г. В. БУТКЕВИЧ
Дуговые
процессы
при
коммутации
электрических
цепей
ИЗДАТЕЛЬСТВО «ВЫСШАЯ ШКОЛА»
Москва 1967
УДК 537.52
Б — 932
Рекомендовано к изданию Министерством
высшего и среднего специального образования СССР
Предлагаемая книга посвящена рассмотрению комплекса воп¬
росов, связанных с явлением гашения электрической дуги в
аппаратах высокого и низкого напряжения при коммутации элект¬
рических цепей как в рабочих режимах, так и в режимах короткого
замыкания, а также в режимах отключения ненагруженных транс¬
форматоров, линий н пр. Уделено внимание условиям уга¬
сания открытых дуг, возникающих при размыкании разъедини¬
телей и при перекрытии изоляции в сетях высокого напряжения,
а также условиям свободной деионизации открытых промежутков
после их отключения.
Рассматриваются основные физические особенности дугового
разряда высокого давления. Приводятся нормативные данные,
данные экспериментов и цифровой материал, позволяющий исполь¬
зовать пособие в расчетах и проектных работах при выборе аппа¬
ратов.
Рецензенты:
Зав. кафедрой Северо-Западного заоч¬
ного Политехнического института док¬
тор техн. наук проф. О. Б. Б р о н
Начальник лаборатории методов и
схем испытания высоковольтных ап¬
паратов ВЭИ им. Ленина, канд. техн.
наук Н. М. Чернышев
3—3—9
114-67
ПРЕДИСЛОВИЕ
При коммутации электрических цепей в условиях режимов, перегрузок
и коротких замыканиях, отключениях ченагруженных трансформаторов и
линий, иа контактах аппаратов, производящих коммутационные операции,
обычно образуется электрическая дуга. Дуговой процесс сопровождает
разрыв электрической цепи, длительность которого зависит от параметров
этой цепи, свойств и характеристик отключающего аппарата.
Условия обрыва цепей с помощью различных коммутационных аппара¬
тов весьма разнообразны. Некоторые из этих аппаратов (выключатели на¬
грузки, пускатели, контакторы и т. п.) служат для размыкания электриче¬
ских цепей только в условиях рабочих режимов, в то время как другие рабо¬
тают при всех возможных режимах, начиная от токов холостого хода транс¬
форматоров или линий электропередач до наибольших возможных токов
короткого замыкания (выключатели, автоматы). Существуют и такие аппа¬
раты, которые размыкают электрические цепи только при перегрузках и
токах короткого замыкания, но не при рабочих токах (плавкие предохра¬
нители, перегрузочные автоматы).
В зависимости от условий разрыва электрических цепей для гашения
дуг, возникающих на контактах аппаратов, принимаются различные меры,
начиная с простого разрыва в воздухе и кончая устройствами с использо¬
ванием сжатого воздуха, шестифтористой серы, магнитных полей и пр.
Электрическая дуга была впервые открыта в 1802 г. русским ученым
профессором Военно-медико-хирургической академии В. В. Петровым.
В этом и последующих исследованиях дуговых процессов русских ученых—
П. Н. Яблочкова, А. Н. Славянова, В. Ф. Миткевича и др.— дуговой
разряд изучался с точки зрения его использования для освещения, плавки
металлов, сварки и пр., т. е. применительно к условиям стабильного и дли¬
тельного существования.
Проблема коммутации электрических цепей ставит совершенно проти¬
воположную задачу, т. е. задачу быстрой ликвидации дуги, возникающей
на контактах коммутирующего аппарата. Еще в 1912 г. русский изобрета¬
тель М. О. Доливо-Добровольский предложил дугогасительиую решетку
для выключателей низкого напряжения, которые нашли широкое распро¬
странение в различных коммутационных аппаратах постоянного и перемен¬
ного тока.
За годы Советской власти область выключателестроения превратилась
в отрасль электротехнической промышленности с рядом крупных заводов,
институтов и лабораторий.
В настоящей книге кратко изложены основные соотношения и зако¬
номерности процессов гашения дуг, т. е. основы расчета и конструирования
дугогасительных устройств выключающих аппаратов высокого и низкого
напряжений, и затрагиваются новейшие данные, касающиеся вопросов нор¬
мализации связей между производством и эксплуатацией мощных выключа¬
телей. Однако автор не ставит своей задачей дать какие-либо конкретные ре¬
цепты по проектированию выключателей; это дается в специальных курсах
с учетом еще ряда вопросов (механика, изоляция, нагрев, контакты и др.).
В аппаратах отключения мы сталкиваемся почти исключительно с ду¬
говыми процессами при высоком давлении газовой (или жидкой) среды,
т. е. при атмосферном или более высоком давлении.
В этой книге не рассматриваются дуги при низких давлениях и в ва¬
кууме, где механизм восстановления электрической прочности носит совер¬
шенно иной характер, чем в дугах высокого давления.
При рассмотрении дуговых процессов во время коммутации электри¬
ческих цепей дан краткий анализ явлений при деионизации последуговых
процессов в электрических установках, определяющих интервалы времени
при АПВ в случае трехфазных и однофазных отключений, т. е. при отсут¬
1*
3
ствии и наличии подпиток остаточного канала дуги через емкостные меж-
фазовые связи.
Проблема дугогашення в аппаратах высокого и низкого напряжений
представляет весьма сложный комплекс вопросов электротехники и физики.
Здесь еще многое остается не изученным и не исследованным надлежащим
образом. На многие явления дур, и дугогашения не существует единых
взглядов. Нет также единства взглядов и на некоторые технические важней¬
шее вопросы, например на вопрос о нормировании условий испытаний вы¬
ключающих устройств в части восстанавливающихся напряжений, кривых
отключаемых токов, рабочих циклов, синтетических испытаний и пр.
За последние юды вышли книги, посвященные изучению дуги в аппа¬
ратах низкого и высокого напряжений (проф. О. Б. Брон, доц. И. С. Таев,
проф. А. М. Залесский и др.). Каждый труд внес новое в развитие теории и
практики дугогашения, однако этот вопрос остается еще далеко не изучен¬
ным.
Настоящая книга позволит сделать еще один шаг в направлении изу¬
чения и систематизации сложного комплекса явлений дугогашения.
Автор считает своим приятным долгом выразить благодарность рецен¬
зентам проф. О. Б. Брону и канд. техн. паук Н. М. Чернышеву за ряд
ценных замечании и предложений, а также редактору Т. Г Полетаевой за
большую проведенную работу по подготовке рукописи.
ГЛАВА ПЕРВАЯ
ОСНОВНЫЕ ФИЗИЧЕСКИЕ ОСОБЕННОСТИ ДУГОВОГО
РАЗРЯДА ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ
1.1. Условия возникновения дуги на контактах
коммутирующего аппарата
Бездуговое размыкание цепи возможно только тогда, когда в
цепь вводится сопротивление и убывание тока происходит посте¬
пенно, начиная от величины его в момент отключения до нуля.
Теоретически роль такого сопротивления может выполнять пере¬
ходное сопротивление контактов, которое при размыкании кон¬
тактов увеличивается от относительно малой величины до беско¬
нечности. Практически переходное сопротивление контактов из¬
меняется настолько быстро, что изменения тока в контуре под
влиянием нарастающего переходного сопротивления контактов не
происходит и между ними в момент их размыкания образуется ис¬
кра или дуга. Если напряжение и ток в цепи большие, чем крити¬
ческие для данных условий, то искровой разряд перерастает в
дугу и продолжается в зависимости от параметров цепи и условий
деионизации воздуха между контактами. При размыкании мед¬
ных контактов образование дуги возможно при токе в цепи свыше
0,4—0,5 а и напряжении не менее 15 я.
Размыкание контактов при меньших значениях напряжения и
тока обычно сопровождается только образованием искр. При более
высоких напряжениях в размыкаемом контуре, но при меньших
токах возможно образование между размыкающимися контактами
тлеющего разряда. Для существования тлеющего разряда харак¬
терно значительное падение напряжения у катода (до 300 в). Если
тлеющий разряд переходит в дуговой, например, при увеличении
тока в цепи, то напряжение у катода падает до 10—20 в.
Характерной особенностью дугового разряда при высоком
давлении газовой среды является:
1. Высокая плотность тока в дуговом столбе и ясно очерчен¬
ная граница дугового разряда (отшнуровывание дуговой плазмы).
2. Высокая температура газа внутри канала дуги, достигаю¬
5
щая 5000°К, а в условиях интенсивной деионизации—12ООО—
15 000° К.
3. Высокая плотность тока и малое падение напряжения на
катоде.
Высокая температура катода не является обязательным усло¬
вием существования дуги. Было установлено, что она может суще¬
ствовать и на холодных электродах. Сильный нагрев электро¬
дов (контактов) является скорее следствием горения дуги, а
не первопричиной.
При некоторых условиях коммутация цепей переменного тока
возможна и без дугового разряда, например при применении так
называемых синхронизированных аппаратов отключения, когда
цепь размыкается при помощи специального привода непосред¬
ственно в момент перехода тока через нуль, а контакты разводятся
с такой скоростью, что напряжение, восстанавливающееся на
контактах, не в состоянии вызвать пробой промежутка в следующий
полупериод.
Возможно также использование полупроводниковых диодов
для шунтирования дугового промежутка и перевода тока с главных
рабочих контактов.
Однако следует отметить, что все эти меры дают пока весьма
сложные и относительно дорогие решения. На сегодня наиболее
доступным является путь отключения цепей постоянного и перемен¬
ного тока с возникновением дуги на контактах отключающего ап¬
парата.
При рациональном построении дугогаснтельного устройства
оно занимает небольшой объем, обладает простотой в изготовле¬
нии и необходимым быстродействием с длительностью существова¬
ния дуги всего в 0,01 сек и даже менее. Однако всегда стремиться
к такому времени нет необходимости. Во многих случаях вполне
допустимо иметь время гашения дуги около 0,03—0,04 сек и вслед¬
ствие этого существенно более простой выключающий аппарат как
в изготовлении, так и в эксплуатации.
1.2. Условия существования дугового разряда высокого
давления
При образовании дугового разряда между контактами отключаю¬
щего промежутка (электродами) устанавливается напряжение
(рис. 1.1)
= + £/CTf
где UK — катодное падение напряжения;
Ua — анодное падение напряжения;
UCT — падение напряжения в дуговом столбе.
Последняя составляющая может быть представлена как про¬
6
изведение напряженности электрического поля Е на длину ка¬
нала дуги /, т. е.
UC1 = Е1.
Катодное падение напряжения сос¬
редоточено на очень небольшом участ¬
ке дугового промежутка, непосредст¬
венно примыкающем к катоду (0,0001 см).
Перепад напряжения на нем составляет
10—20 <?, а напряженность электри¬
ческого поля — около 2-105 в!см, т. е.
весьма значительную величину, при
которой выход электронов может быть
обеспечен за счет автоэлектронной эмис¬
сии. Если температура кипения мате¬
риала катода превышает 2500°К, то
эмиссия электронов с поверхности ка¬
тода может происходить за счет тер¬
мических процессов (термоэлектронная эмиссия); падение на¬
пряжения на катоде становится существенно меньшим и является
не столько прямым агентом по вырыванию электронов с поверх¬
ности катода, как при автоэлектронной эмиссии, сколько косвен¬
ным, способствующим лишь выделению у катода необходимой
энергии, расходуемой па его нагревание.
В одной из работ Слепиан [56] высказывал мысль относительно
того, что термическая эмиссия имеет место и при холодных элект¬
родах (катоде), но она совершается не непосредственно с поверх¬
ности катода, а в слое газа, примыкающем к катоду. Температура
газа в околокатодном слое может достигать значительных вели¬
чин, чему способствует катодное падение напряжения, обеспе¬
чивающее сосредоточенное выделение энергии у катода. Электроны,
возникающие за счет термической ионизации газа, уходят к аноду,
а положительные ионы падают на поверхность катода и забирают
электроны, с которыми они рекомбинируют и образуют нейтраль¬
ные атомы газа.
Таким образом, какая бы точка зрения не была на эмиссию
электронов с поверхности катода, катодное падение находит свое
объяснение с энергетической точки зрения, поскольку при любом
механизме эмиссии электронов на катоде должна совершаться
значительная работа по освобождению электронов с катода.
Анодное падение напряжения. Как можно видеть из рис. 1.1,
у анода возникает также перепад напряжения. Если катодное па¬
дение напряжения является жизненно важным условием для сущест¬
вования дугового разряда, то падение напряжения в околоанодной
области не является таковым. Если бы у анода не было скачка
потенциала, то разряд все равно бы существовал, так как роль
Рис. 1.1. Распределение
напряжения вдоль дуго¬
вого столба
7
анода является пассивной. Он должен принимать электронный
поток, идущий к нему из зоны дугового столба.
Анодное падение напряжения возникает как следствие обра¬
зования у анода преобладающего отрицательного пространствен¬
ного заряда за счет недостатка положительных ионов. В зоне ду¬
гового столба плотности отрицательных и положительных носителей
зарядов приблизительно равны между собой и разноименные заряды
нейтрализуют друг друга. В области, непосредственно примыкаю¬
щей к аноду, имеет место дефицит положительных ионов, так как
анод их не освобождает, а образующиеся вблизи анода ионы дви¬
жутся к катоду. В результате чего в этой области образуется пре¬
обладание отрицательных зарядов и, следовательно, резко повы¬
шается падение напряжения. Величина этого скачка зависит от
температуры анода и от способности его испарять металл.
Падение напряжения в дуговом столбе. Физический процесс,
происходящий в зоне дугового столба, характеризуется напряжен¬
ностью электрического поля (Е в/сек), т. е. падением напряжения
приходящимся на 1 см длины дугового столба. Произведение
напряженности электрического поля на ток в дуговом столбе оп¬
ределяет мощность, подводимую из сети (W=Ei). Для устано¬
вившегося состояния подводимая мощность равна мощности, рас¬
сеиваемой дуговым столбом в окружающее пространство (P—W).
Рассеивание энергии дуговым столбом идет различными путями.
Здесь участвует излучение (в том числе и объемное), конвекция
и теплопроводность. В зависимости от условий, в которых нахо¬
дится дуговой столб в отключающем аппарате, может преобладать
тот или иной вид теплопередачи. Обычно излучение рассеивает
сравнительно небольшую часть общей мощности, теряемой в ду¬
говом столбе. Большая часть энергии теряется за счет конвекции
и теплопроводности и это зависит от состояния и свойств среды
(газ, жидкость, в движении или в покое), размеров дугового канала
и уровня его температуры. При малых сечениях дугового канала
роль теплопроводности может стать решающей.
Величина напряженности электрического поля в дуговом
столбе колеблется от 10 до 200 в/см. Минимальное значение нап¬
ряженности электрического поля относится к открытым дугам, го¬
рящим в атмосфере воздуха при относительно больших токах (ты¬
сячи ампер), а наибольшее — к дугам, горящим в мощных дугога¬
сительных камерах выключателей, где дуговой столб подвергается
интенсивному воздействию (продольному или поперечному обдува¬
нию) газовых или жидких сред.
Подавляющая часть энергии, подводимой к дуговому столбу,
превращается в тепловую. Через дуговой столб протекает ток,
который может быть выражен следующим произведением:
i =■- *r2vnq, (1.1)
где г — радиус дугового столба, см;
п — плотность электронов, 1 !смъ\
v — средняя скорость движения электронов, см!сек\
q — заряд электрона, /с.
В этой формуле мы учитываем только электронный ток, пос¬
кольку он определяет проводимость дугового канала. Движение
ионов в обратном направлении несколько увеличивает общий ток,
передаваемый дуговым столбом, однако этой составляющей можно
пренебречь, так как скорость движения ионов примерно в 1000 раз
меньше, чем скорость движения электронов, т. е. на долю ионного
тока приходится около 0,1% общего тока.
Скорость движения заряженной частицы в газовом разряде
может быть выражена через подвижность и напряженность электри¬
ческого поля:
v = 6(_) Е см/сек,
где Ь(-) — подвижность электронов, с-^~~ ;
Е — напряженность электрического поля, в/см.
Таким образом,
i = T>r2b(-)Enq. (1.2)
Если бы все величины, входящие в это выражение, кроме i и £,
оставались бы постоянными, то между током и напряженностью
электрического поля сохранялась бы прямая зависимость, как это
имеет место в металлических проводниках. В дуговом разряде, а
следовательно, и в дуговом столбе с изменением тока в цепи меня¬
ются сечение столба и плотность электронов настолько сильно,
что напряженность электрического поля не повышается, а снижает¬
ся, образуя падающую вольтамперную характеристику (рис. 1.2).
В передаче электрического тока через
дуговой столб существенную роль играет
степень ионизации, которая характеризу¬
ется плотностью ионов в газовой плазме
дугового столба. Если бы ионизация газа
в зоне дугового столба не имела места,
то те электроны, которые покидают катод,
не дошли бы до анода даже при очень
короткой дуге. Длина их свободного
пробега в газовой среде высокого давле¬
ния настолько мала, что они, сталкива¬
ясь с нейтральными частицами, потеряли
бы свою начальную скорость очень быстро после выхода из като¬
да.
Следует установить ту основную причину, которая непосред¬
ственно влияет на механизм образования ионов и электронов в
дуговом столбе. Прежде всего возникает вопрос, не является ли
основной и непосредственной причиной ионизации нейтрального
газа в зоне дугового столба электрическое поле в дуговом столбе.
Рис. 1.2. Зависимость
напряженности электри¬
ческого поля в дуговом
столбе от тока
9
Не трудно, однако, показать, что электрическая напряженность,
которая создается на дуговом столбе при горении дуги, не спо¬
собна обеспечить непосредственную ионизацию нейтральных час¬
тиц за счет ускорения электронов в электрическом поле (иониза¬
ция толчком). В этом можно убедиться на следующем примере.
Электрон в электрическом поле при своем разбеге способен
накопить энергию
Аэ = E).3q эрг, (1.3)
где Х9 — средне-статистическая длина свободного пробега элект¬
рона в газовой среде (см), которая может быть выражена
так:
здесь N — число нейтральных частиц (молекул), в!смг\
s — диаметр одной молекулы, см.
Если принять заряд электрона за единицу, тогда выражение (1.3)
запишется иначе и энергия, накопленная электроном, будет выра¬
жаться не в эргах, а в электрон-вольтах (эв)
А9 = Е13. (1.5)
Число нейтральных частиц в 1 см3 с учетом температуры можно
представить следующим образом:
где N0 = 2,7-1019 — число частиц в 1 см3 при нормальных усло¬
виях, т. е. при 0°С и при давлении 760 мм рт. ст.
При Г0 = 273 и Т = 5000° К
N =--2,7 ■ 1019 —- = 14,74 • 1017.
5000
Если для азота s = 3,15-10~8 см, тогда
4
К = % . 14>74 . Ю17(3,15)2 10-1° = 0,8 ■ 10 3 СМ'
а энергия, накапливаемая одним электроном, при Е = 20 в/см
Аэ - £ХЭ = 20 • 0,8 • 10"3 = 0,010 эв.
Работа, которую необходимо затратить для ионизации моле¬
кулы азота, равна 16 эв, т. е. то, что накапливает электрон на
пути своего свободного пробега составляет только 0,1% от того,
что требуется для ионизации. Если даже допустить ступенчатую
ионизацию молекулы через промежуточную фазу возбуждения,
при которой для каждого соударения может потребоваться при-
10
мерно вдвое меньший запас энергии, то и тогда нельзя допустить,
чтобы ионизация могла осуществиться при той напряженности
электрического поля, которая имеет место в дугах высокого дав¬
ления.
С другой стороны, количественный анализ термической иони¬
зации газа в дуговом столбе показывает, что этот вид более ве¬
роятен, чем непосредственное соударение нейтральной частицы с
электроном, получающим энергию за счет электрического поля.
Рассмотрим уравнение термической ионизации Саха, дающее
связь между степенью ионизации газа и его температурой:
_
2,4-10-* Г2,5 в кГ, (1.6)
где х — относительная ионизация, при 100% ионизации газа
х =1;
р —давление газа, мм рт. ст.-,
Т — температура газа, °К;
Аи — работа ионизации эрг;
к — постоянная Больцмана, равная 1,36-10"16 эрг/град.
Если давление р выразить в am. и работу ионизации в эв, то тогда
уравнение Саха представится как
11620 vH
■ f^-2 р = 3,16 • Ю-7Т2'5 е ~ (1.7)
или в логарифмическом виде:
lg ТZ^r Р = 2,5 lg Т — Vu - 6,5, (1.8)
где VH — работа ионизации частиц, эв.
В табл. 1.1 приведены значения работы ионизации и возбуж¬
дения некоторых газов и паров металла
Таблица 1.1
н2
Ni
n2
о*
о2
со
со2
си
Н g
VD, 9в . . . , .
VH, Эв . э
10,2
13,5
7,0
15,4
14,5
6,3
15,8
13,5
7,9
12,5
6,2
3,0
1,4
7,7
4,7
10,4
На рис. 1.3 показаны зависимости относительной ионизации
газов, вычисленные по уравнению (1.6). Эти зависимости пока¬
зывают, что для газа, обладающего энергией ионизации V„ = 15 эв,
заметная ионизация начинает появляться только при температуре
11
свыше 10 000°К, в то же время дуговой разряд в таких газах, как
Н2, 02 и N2, требующих для своей ионизации 12,5—15,8 эв (см.
табл. 1.1), существует при температуре в канале около 5000—6000°К.
Противоречие это устраняется, если учесть, что термическая
ионизация может протекать ступенчато, т. е. сначала нейтральная
частица (молекула или атом) получает возбуждение, а при пов¬
торных столкновениях и ионизацию. При повторном соударении
работа, необходимая для ионизации, должна быть равна разности
между работой ионизации
и работой возбуждения.
Эта разность для различ¬
ных газов различна и
составляет для Н2 около
8 эв и для 02 около 5 эв.
Значительно усиливает ио¬
низацию газа примесь па¬
ров металла, например ме¬
ди. В хаотическом тепло¬
вом движении, когда в
дуговом столбе возникают
свободные электроны, они
становятся основными
агентами тепловой иони¬
зации. На рис. 1.4 пока¬
зана зависимость скорости образования новых носителей
зарядов в зависимости от температуры для паров цезия при соу¬
дарении молекул с молекулами и молекул с электронами. Пре¬
обладающую роль электронов в термической ионизации можно
объяснить тем, что электроны способны более полно отдавать свою
энергию молекулам при соударении с ними, чем при соударении
молекулы с молекулой. Известно, что в тепловом движении все
частицы обладают почти оди¬
наковой кинетической энерги- От пар ионод
ей. Электроны, образующие- М сек
ся в сильно нагретом газе
дугового столба, согласно
исследованиям Витте [26],
имеют несколько более вы¬
сокую кинетическую энергию,
чем молекулы и атомы (приб¬
лизительно на 5%).
Теория неупругих соуда¬
рений, при которых энергия
удара идет на совершение
внутренней работы, т. е. не
возвращается за счет упругих
деформаций, показывает, что
Рис. 1.4. Скорость образования ио¬
нов в зависимости от температуры
газа (по Энгель и Штенбек)
Рис. 1.3. Относительная ионизация двух
газов с работой ионизации 7,5 и 15 эв в
зависимости от температуры при атмос¬
ферном давлении
12
когда ударяемая масса неподвижна, то максимальная работа,
которая может затрачиваться на внутренние изменения, т. е.
ионизацию, возбуждение атомов или молекул, составляет:
д г_- к "’i
шах А о тг-\-т2 ’
где К0 — первоначальная кинетическая энергия ударяющей час¬
тицы;
тх—масса ударяемой частицы;
т2 — масса ударяющей частицы.
Если соударяющиеся частицы одинаковы, т. е. т1 = т2, то
А -
^тах “ 2 *
Если ударяющей массой является электрон, а ударяемой — моле¬
кула или атом, т. е. т2 < mv тогда
а\ ~ к0.
Отсюда видно, что электрон, соударяясь с молекулой или атомом,
способен всю свою энергию отдать им. Если же соударяются рав¬
ные массы (например, атомы), то только половина начальной ки¬
нетической энергии идет на внутренние деформации, а вторая по¬
ловина сохраняется в виде кинетической энергии теперь уже обеих
движущихся частичек, но с половинной скоростью. Эти рассужде¬
ния показывают, что электрон способен вдвое большую энергию
отдать на совершение работы возбуждения или ионизации нейтраль¬
ной частицы, чем молекула или атом, так как при соударении рав¬
ных масс половина начальной энергии затрачивается на внутрен¬
нюю работу обеих соударяющихся частиц, а при ударе электрона
почти вся энергия, запасенная электроном, будет поглощена вое-,
принимающей этот удар частицей.
Рассматриваемая теория неупругих соударений только приб¬
лизительно отображает истинную картину явлений, однако и это¬
го достаточно, чтобы объяснить ведущую роль электронов в теп¬
ловом движении.
Полученный вывод имеет важное значение для оценки практи¬
ческих мер, которые используются при гашении дуги в отключаю¬
щих аппаратах высокого и низкого напряжений. Например, стано¬
вится ясной высокая активность электроотрицательных газов,
например, шестифтористой серы (SFe), получившей за последнее
время все более широкое распространение в процессе гашения
электрической дуги.
13
1.3. Баланс носителей зарядов в дуговом столбе
В дуговом столбе непрерывно идут два процесса: процесс об¬
разования новых ионизированных частиц (ионов и электронов) и
процесс их исчезновения за счет рекомбинации и диффузии в ок¬
ружающее пространство.
При установившемся процессе горения дуги наступает равно¬
весие между вновь образующимися и исчезающими в единицу вре¬
мени ионизированными частицами. Когда в дуговом столбе проис¬
ходят динамические процессы, то в данный момент времени может
идти нарастание или убывание числа ионизированных частиц.
Если учесть наиболее существенные виды образования и исчезно¬
вения ионов в дуговом столбе, то уравнение баланса носителей за¬
рядов может быть представлено в виде:
где п — число пар ионов в 1 см2 дугового столба;
(dn \ скорость образования новых пар ионов за счет терми-
\dt )т ческой ионизации;
/ dn \ скорость образования новых пар ионов за счет действия
\ dt )Е электрического поля;
/ dn \ скорость исчезновения пар ионов за счет их рекомби-
\ dt )R нации;
/dn\ скорость исчезновения пар ионов за счет диффузии их
\ dt )0 в окружающее пространство.
Для стационарно горящей дуги составляющая всех скоростей
должна равняться нулю. Кроме того, для этого случая можно
положить равным нулю вследствие ничтожной роли иони¬
зации за счет непосредственного влияния электрического поля по
сравнению с термической ионизацией, тогда
При гашении электрических дуг существенно обеспечить усло¬
вия, чтобы баланс носителей зарядов имел отрицательный характер,
чтобы скорость исчезновения преобладала над скоростью образова¬
ния ионов, т. е.
Рассмотрим ряд составляющих, входящих в уравнение (1.9).
1. Скорость образования новых ионов за счет термической иони¬
зации может быть определена из максвелловского распределения
скоростей. Задача сводится к нахождению числа соударений мо¬
(1.9)
14
лекул или атомов в единице объема, которые совершаются с отно¬
сительными скоростями, при которых становится возможной иони¬
зация. В термическом хаотическом движении ионизация наиболее
вероятна при соударении нейтральных частиц с электронами и
поэтому можно представить скорость ионизации формулой Энгель
и Штейнбек [15]:
(чг)т = 600 П7Гг~^ [1 - -г 4-] • О-10»
где w — наиболее вероятная скорость;
р — давление газа в мм pm. cm
q — заряд электрона;
m — масса электрона;
к — постоянная Больцмана, равная 1,36-10"10 эрг!град\
А — энергия ионизации, эрг\
п — число электронов в 1 см3.
В этом выражении п и w можно выразить как функцию тем¬
пературы.
Если в уравнении термической ионизации
л_
р = 2,4. 10-4 Т2" е кТ (1.11)
1 — л
допустить, что относительная ионизация газа значительно меньше
единицы, т. е.
л:*5 о п
Х2= 1-тг
2
и учесть, что общее число частиц в 1 см3 составляет
N = 2,7 ■ 10,я —
Т 760 ’
то, подставляя значения х и N в уравнение (1.11), получим
_ А
/is 15 • 10-16у"Ге KTV~p. (1.12)
Наиболее вероятная скорость частиц в тепловом движении
ш2 -- к — Т.
in
После подстановки найденных значений в уравнение (1.10)
окончательно получаем
3 *
-2.Ы0 “(l-Hty (1.13)
Эта формула пригодна для вычисления скорости образования
новых ионов и электронов только тогда, когда ударяющей части¬
цей является электрон. В этом случае считается, что вся энер¬
15
гия, запасенная электроном, идет на разрушение внутренних свя¬
зей молекулы или атома и длина свободного пробега электрона в
41^2 раз больше, чем для молекулы.
Уравнение (1.13) показывает, что скорость термической ио¬
низации в сильной степени зависит от температуры газа. На при¬
мере рис. 1.4 можно видеть, что при падении температуры паров
цезия с 7000 до 3000'К скорость образования новых ионов сни¬
жается в 10е раз, т. е. практически термическая ионизация устра¬
няется.
2. Рекомбинация положительных ионов и электронов заключается
в том, что положительный ион, встречаясь с электроном, захва¬
тывает его и образует нейтральную частицу (атом). Рекомбинация
ионов — это весьма сложный процесс, который зависит от ряда
факторов и свойств газа. Существенное влияние на скорость рекомби¬
нации оказывает плотность газа, его температура и наличие в зоне
дуги нейтральных тел или плоскостей и т. д.
Рекомбинация существенно усиливается при тройных соударе¬
ниях, когда электрон сначала теряет значительную часть скорос¬
ти, а потом уже захватываться ионом. Первое соударение проис¬
ходит либо с нейтральной частицей, либо с нейтральной плоско¬
стью (стенкой), на которой при наличии перемещения газа или
вихревых движений происходит особенно интенсивная рекомбина¬
ция. При неподвижном газе около нейтральных плоскостей образу¬
ется слой нейтрального газа, который затрудняет проникновение
ионов к этой плоскости. При наличии перемещения газа этот ней¬
тральный слой все время разрушается и доступ ионов к плоскости
освобождается. Анализ и эксперимент показывают, что наличие
плоскостей (стенок) в зоне разряда способно увеличить скорость
рекомбинации в тысячи и десятки тысяч раз в зависимости от раз¬
личных условий и свойств газа.
Основной закон рекомбинации говорит о том, что ее скорость
пропорциональна квадрату плотности ионов, т. е.
Из уравнения (1.14) можно найти зависимость плотности ио¬
нов от времени. Для краевых условий при / = 0, п = п0 и t = t,
п = п после интегрирования получим:
(1.14)
где а — коэффициент рекомбинации.
Согласно Слепиану,
(1.15)
16
откуда
«о
ТХ 7 Г
n0it 1
(1-16)
где по — начальная плотность нонов.
На рис. 1.5 приведена зависимость плотности ионов от вре¬
мени для а = 6-10'9 и начальной плотности ионов п = nQ = 1016.
Из этой диаграммы видно, что
за 0,0001 сек плотность ионов в
дуговом столбе меняется за счет
рекомбинации с 101г> до 1012 пар
ионов/см3, т. е. в 10000 раз. Еще
более резкому спаду ионов спо¬
собствует снижение температуры
газа, так как при спаде темпе¬
ратуры газа увеличивается его
плотность и резко поднимается
величина коэффициента реком¬
бинации а (см. уравнение 1.15).
3. Скорость исчезновения ио¬
нов за счет диффузии. Ликвида¬
ция заряженных частиц в зоне
дугового столба может происхо¬
дить не только за счет их рекомбинации, но и благодаря диффузии
в окружающее пространство. Если в окружающее дуговой столб
пространство диффундировали частицы с преобладанием одного
знака, то такой процесс привел бы очень быстро к образованию
вокруг столба пространственного заряда того же знака, который
начал бы тормозить движение частиц этого знака и усиливать приток
противоположного. В конце концов этот процесс должен стать
уравновешенным, т. е. в окружающее пространство должны дви¬
гаться в каждую единицу времени в одинаковом количестве заряды
как одного, так и другого знака. Так как электроны обладают
значительно большей подвижностью, то в конечном итоге коли¬
чество диффундирующих пар ионов будет определяться скоростью
движения положительных ионов, которая, в свою очередь, опреде¬
ляется их подвижностью и полем, создаваемым в радиальном на¬
правлении, электронами, опережающими ионы. Это явление носит
название амбиполярной диффузии.
Если обозначить через ^ скорость выхода числа пар ионов
с единицы поверхности дугового канала, то общий поток ионов
dN
с единицы его длины должен быть равен г,А, где d — диаметр
дугового канала.
Выходящий поток ионов вызывает убывание ионов и электро¬
нов в объеме цилиндра дугового канала длиной в 1 см:
П
Рис. 1.5. Изменение плотности ионов
в зависимости от времени за счет
рекомбинации
17
(1.17)
где — скорость убыли числа пар ионов/см3.
Скорость выхода пар ионов с поверхности столба может быть
выражена также через коэффициент амбиполярной диффузии Da,
где -jp- — градиент плотности ионов в направлении радиуса.
Коэффициент амбиполярной диффузии определяется подвиж¬
ностью положительных ионов и полем, создаваемым опережающими
электронами в силу их большей подвижности
где &(_}_) — подвижность положительных ионов, см2/в-сек\
0Э — энергия электронов, эв.
Предполагая, что объемный градиент плотности в радиальном
направлении находится в зависимости от плотности ионов и диа¬
метра дугового канала и является прямо пропорциональным плот¬
ности ионов и обратно пропорциональным диаметру дугового ка¬
нала, то
Для дуг высокого давления это допущение является близким к
действител ьности.
Если учесть все эти соотношения, то уравнение (1.17) примет
следующий вид:
Хольм и др. [20] для дуг высокого давления дают следующие
выражения убывания ионизированных частиц за счет диффузии
их в окружающее пространство
для азота
т. е.
dt dr '
dn
Da = b(+)U3,
dn ti
-j- = K
dr d
(1.18)
для водорода
(1.19)
18
Различие числовых коэффициентов в выражениях (1.19) полу¬
чается в отношении значений подвижностей ионов азота и водорода.
После интегрирования уравнений (1.19) можно получить выра¬
жения зависимостей плотности ионов от времени:
для азота
П
симости спада плотности ионов
ОТ времени ДЛЯ водорода, ИЗ КО- Рис. 1.6. Зависимость плотности
торых ВИДНО, ЧТО за счет диффу- ионов от времени при диффузии
зии при малых диаметрах столба для Различны* диаметров дуго-
г 1 во го столоа в водороде
дуги в водороде плотность ионов
в течение малых отрезков време¬
ни (порядка 0,0005 сек) убывает более чем в миллион раз.
Таким образом, явление диффузии ионов в окружающую дуговой
столб зону становится ощутимым в области малых диаметров и в
таких газах, как водород. Особенно ярко проявляется диффузия
ионов в активно деионизируемой дуге переменного тока перед пе¬
реходом его через нуль и в нулевую паузу, когда диаметр ду¬
гового канала становится малым. Диаметр дуги перед перехо¬
дом тока через нуль становится особенно малым при обдувании
дуги газами или жидкостями, в состав которых входит водород.
Не случайно, что среди гасящих сред нашли применение такие,
как трансформаторное масло, дающее при разложении электричес¬
кой дугой до 70% водорода; хорошо гасятся дуги в газах, обра¬
зующихся при разложении фибры, органического стекла, воды, где
содержание водорода также доходит до 60—70% от общего объема
газа.
За последние годы появился большой интерес к дугогасящей
среде — элегазу (шестифтористая сера SFG), в которой дуговой столб
во время прохода тока через нуль приобретает очень малый оста¬
точный диаметр [55]. Элегаз обладает высокой способностью от¬
водить тепло от дугового столба за счет низкой энергии диссоциа¬
ции, а также высокой диэлектрической прочностью. В настоящее
время с элегазом строятся очень мощные отключающие аппараты.
1.4. Температура дугового столба
Из предыдущих высказываний ясно, что температура газа ду¬
гового столба играет весьма значительную роль в процессах иони¬
зации и деионизации дуговой плазмы, так как при спаде темпера¬
19
туры образование новых ионов в дуговом столбе резко уменьша¬
ется и усиливается деионизация ранее образовавшихся. В силу
этих причин в механизме гашения дуги постоянного и переменного
токов обеспечение условий быстрого спада температуры дугового
столба и устранение раскаленного газа, окружающего столб дуги
при быстром спаде тока, имеют первостепенное значение.
При гашении дуг постоянного тока необходимо обеспечить ус¬
ловие спада тока. Это достпгаеся в результате охлаждения дуго¬
вого столба за счет втягивания дуги, например, в узкие щели и
перемещения ее в этих щелях при помощи магнитных полей. При
этом напряженность электрического поля дугового столба резко
повышается и создаются условия недостаточности напряжения ис¬
точника для поддержания горения дуги.
При гашении дуг переменного тока очень существенно, что¬
бы во время перехода тока через нуль остаточный дуговой столб
быстро распадался, т. е. охлаждался и деионизировался. Этому
способствует спад тока к нулю по синусоидальной функции, а
также активная деионизация канала, при которой диаметр дуги
уменьшается почти синхронно с током и устраняется в значитель¬
ной степени раскаленная газовая прослойка, окружающая дуговой
канал. При этом дуговой канал подходит к нулевой паузе с мини¬
мальным сечением и, следовательно, с наиболее благоприятными
условиями для деионизации, охлаждения и окончательной ликви¬
дации остаточного столба. С этой точки зрения, активное воздейст¬
вие газовой среды, окружающей дуговой столб, имеет большое
значение. Эта среда должна быть активна по своим свойствам (теп¬
лопроводность, энергия диссоциации и пр.) и динамическому состоя¬
нию (высокая скорость ее подвода и отвода, образование вихрей
и т. д.).
При правильном выборе гасящей среды и рациональной кон¬
струкции дугогасительной камеры (организация потоков, распо¬
ложение плоскостей и пр.) можно обеспечить интенсивный отвод
энергии от дугового столба без существенного увеличения на¬
пряжения на самой дуге.
На рис. 1.7—1.9 приведены данные по измерению диаметра ка¬
нала и температуры газа в нем (средней по сечению) методом син¬
хронно вращающегося термозонда за период изменения тока для
дуги, горящей в воздухе [21]. Эти измерения не претендуют на
точность, а демонстрируют лишь характер колебания температуры
в дуговом канале и его диаметра за период переменного тока.
На рис. 1.7 показано изменение температуры дуги, свободно
горящей в воздухе между угольными электродами, в зависимости
от времени. Здесь наблюдается относительно плавное изменение
температуры газа, а также значительный сдвиг фаз между нулем
тока и минимумом температуры (до 30 эл. град). Это говорит о том,
что открытая необдуваемая угольная дуга обладает значительной
тепловой инерцией.
20
Если диаметр канала дуги имеет гистерезис по отношению к
току и температура газа в нулевые паузы тока остается на до¬
вольно высоком уровне, то такая дуга при переходе тока через
нуль не гасится, так как дуговой столб сохраняет высокую про¬
водимость.
1000
6000
5000
то
3000
2000
_,Г
27° ч
без дутья
ч>
А
к
60 120 it
Ю 2ио 300 у360 зл град
Т°к
7000
6000
5000
2000
6°
С воздушным Питьем
^ <£_
120 1йо^2М 300 360 эл град
Рис. 1.7. Колебание температуры Рис. 1.8. Колебание температуры
газа в дуговом столбе открытой дуги газа в дуговом столбе дуги пере*
переменного тока при / = 10 мм /= менного тока при слабом воздуш-
=25 а без дутья ном дутье (v^ 2 м/сек) при I ~
= 10 мм\ I — 25 а
Несколько иная картина изображена на рис. 1.8. Здесь дуго¬
вой столб находится в слабом продольном потоке воздуха. Темпе¬
ратура столба в нулевые паузы более резко снижается, а минимум
ее по времени почти совпадает с нулем тока (сдвиг 5—8 эл. град).
При максимуме тока температура газа становится выше, а при
переходе через нуль ниже, чем в случае необдуваемой дуги.
На рис. 1.9 показаны из¬
менения диаметров канала $мм .
дуги при одном и том же токе
(25 а) в необдуваемой и обду¬
ваемой дуге.
В необдуваемой дуге (сво¬
бодной дуге) диаметр ее
испытывает относительно
плавные изменения, от мак¬
симума до минимума имеет
сильный сдвиг по фазе по от¬
ношению к току и обладает
относительно высоким сред¬
ним значением.
В обдуваемой дуге диаметр столба становится почти в фазе с
током и среднее его значение становится теперь меньшим, чем у
необдуваемой (свободной) дуги.
Экспериментальным путем было установлено, что температу¬
ра свободной дуги переменного тока на максимуме составляет
без дутья
' <25
180 2Ь0 300 360 эяград
Рис. 1.9. Колебание диаметра дуго¬
вого столба угольной дуги перемен¬
ного тока при наличии дутья и без
него при / = 10 мм и /=25 а (действ.)
21
около 6500°К, а на минимуме 4000—4500°К. Температура газа
дугового столба при нуле тока составляет около 5000—5500°К.
Сдвиг минимума температуры по отношению к нулю тока достига¬
ет 30°. При интенсивном дутье газа в зоне канала температура
в канале дуги может подниматься на максимуме тока до 10 000—
12 000°К, а в узких каналах и щелях максимум температуры может
доходить даже до 15 000—17 000°К.
В свободной длинной дуге плотность тока составляет [20]:
при / = 50 а> j = 250 а/см2\
при I = 250 а, / = 550 а/см2,
а в дуге, находящейся в интенсивном продольном потоке воздуха,
при / = 50 a, j = 18 000 а/см2\
при / = 1 000 a, j = 6 000 а/см2,
т. е. в свободной дуге плотность тока растет, а в обдуваемой падает
с током. В свободных относительно коротких дугах между уголь¬
ными электродами плотность тока значительно меньше приведен¬
ных.
Отвод энергии от дугового канала может совершаться раз¬
личными путями, а именно: посредством излучения, теплопровод¬
ности и конвекции. Рассмотрим эти виды теплопередачи в отдель¬
ности:
а) Излучение. Измерения, проведенные Хольмом и
Лотцем [19], показали, что излучаемая энергия в сильной степени
зависит от материала электродов. Так, например, относительная
доля максимальной мощности излучаемой с канала дуги, образо¬
ванной угольными электродами, составляет:
^ = 0,14 -г- 0,15,
где Р — общая мощность, рассеиваемая одним сантиметром длины
дуги;
Ри — мощность, отводимая с 1 см дугового канала с помощью
излучения.
Для дуги с медными электродами это отношение дает:
7?- = 0,34.
Такая существенная разница может быть объяснена только на¬
личием в дуге паров меди, которые дают спектр излучения с пре¬
обладанием зеленых линий. Влияние материала электродов на
излучаемую мощность сказывается только на относительно корот¬
ких дугах, где пары металла легко распространяются по всему
каналу.
Относительная излучаемая энергия имеет максимум в функции
от тока. Например, для открытой угольной дуги
22
при / = 30 а, ^р- = 0,05;
при I — 500 а, = 0,15;
при / = 3000 а, ^ = 0,1,
т. е. при токе 500 а наблюдается максимум PJP, после которого
наступает ослабление относительной роли излучения. На долю
излучения падает сравнительно небольшая часть энергии, рас¬
сеиваемой дуговым каналом; большая часть приходится на долю
теплопроводности и конвекции, особенно когда газовая среда
в зоне дугового канала находится в состоянии турбулентного
движения.
б) Теплопроводность. Передача тепла от дугового
столба в окружающую зону за счет теплопроводности находится в
сильной зависимости от температуры газа и практически не зависит
от диаметра дугового канала.
По данным Хольма, Кирхштейна и Коппельмана [20] мощность,
отдаваемая с единицы длины дугового канала для воздуха и во¬
дорода, составляет:
frp \ 2
~1000 J ;
(J-21)
для водорода Рт = 20 ,
где Рт — мощность, отдаваемая с сантиметра длины дуги при по¬
мощи теплопроводности.
При одной и той же температуре водород в 8 раз отдает боль¬
шую мощность, чем воздух (азот). Если при этом учесть, что тем¬
пература газа в дуговом канале у водородной дуги существенно
выше (в 1,5—2 раза), то в водородной дуге мощность, отдаваемая
при помощи теплопроводности, будет в 20 раз выше, чем в воздухе.
В этом можно убедиться на следующем примере: пусть для дуги
в воздухе Т = 5000° К, а в водородной среде Т = 8000° К, тогда
из выражений (1.21) получим:
для воздуха Рт — 2,4 (ддщ-)*' ~ вт/см\
для водорода РТ = 20 (-ущ-j2 == 1280 вт/см.
Эти соотношения показывают, что дуга в водороде способна
рассеивать в 21,8 раз большую мощность. Это обстоятельство
объясняет успешное развитие в технике отключения цепей высо¬
кого и низкого напряжений дугогасящих устройств, образующих
23
при воздействии дуги значительное количество водорода (масля¬
ные выключатели, фибровые предохранители и разрядники, трубки
и камеры из органического стекла, борная кислота и т. п.).
Особенно значительна роль теплопроводности в области ма¬
лых токов и при подходе тока к нулю, когда мощность, подводи¬
мая к дуговому столбу, становится относительно небольшой. При
больших токах (несколько тысяч и десятков тысяч ампер) мощ¬
ность, подводимая к дуговому столбу, может достигать весьма
значительных величин. Например, при токе в дуге 20 000 а и
напряженности электрического поля 30 в!см мощность, подводимая
к 1 см длины дуги, составит
р = EI = 20 000 • 30 = 600 000 вт/см.
Отвести такую мощность от единицы длины дугового столба
теплопроводность не в состоянии даже вместе с излучением. Это
можно сделать только с помощью искусственной конвекции, кото¬
рая обеспечивает активный тепловой обмен между дуговым столбом
и окружающей средой.
в) Конвекция — такой вид теплопередачи, когда частицы
газа, проникая в дуговой столб или соприкасаясь с ним, нагре¬
ваются, приобретают значительную дополнительную кинетиче¬
скую энергию и уходят за пределы дугового столба.
Особенно активно сказывается конвекция в тех случаях, когда
дуговой столб подвергается интенсивному обдуванию (продоль¬
ному или поперечному), тогда холодные частицы газа, проникая в
большом числе в зону дуги и нагреваясь там, уносят с собой зна¬
чительную энергию. При больших токах конвекция является ос¬
новным видом теплопередачи. Особенно сильно действие конвек¬
ции при турбулентном движении газа в зоне дуги, тогда почти
100% отводимой мощности падает на этот вид теплопередачи.
Осуществление конвекционного отвода тепла идет следующими
путями:
1. Поток холодного газа внедряется в зону дугового столба,
нагревается, диссоциирует и, забирая энергию, выносится за
пределы дуговой зоны (Рк1).
2. Дуговой столб, если не приняты специальные меры для
его стабилизации, испытывает боковые смещения (колебания) вслед¬
ствие воздействия электродинамических усилий и газодинамиче¬
ских явлений и тем самым отдает тепло окружающим слоям газа
(/>„.)•
3. В открытых сильно растянутых дугах имеет место отмира¬
ние петель (закорачивание) дугового столба. Обозначим усред¬
ненную мощность, отдаваемую таким способом, Як3.
Общая мощность, отдаваемая с единицы длины дуги за счет
конвекции,
Рк = Pki + Ркг + Рк3 вт/см, (1.22)
24
Отдельные составляющие, входящие в это уравнение могут
быть вычислены с помощью интеграла теплоемкости по темпера¬
туре. Предполагая, что процесс передачи тепла происходит при
постоянном давлении для 1 см3 нагреваемого газа, можно написать
ivr>
Т°
где ср — удельная теплоемкость газа при постоянном давлении;
То и Г — начальная и конечная температуры нагреваемого газа.
Удельная молекулярная (на 1 моль) теплоемкость газа при
постоянном давлении составляет
СЛ “ -5-* / 2& • <‘-23>
здесь R — газовая постоянная (8,314 дж/моль • град).
На основании значения молекулярной теплоемкости можно
определять величину удельной теплоемкости газа при температуре
Т:
с ~ Ср • (1 24)
Р 22 400 Т '
Если подставить в это выражение значение Ср из уравнения
(1.23) и полученный результат для ср ввести под интеграл, то вы¬
ражение для теплосодержания газа при нагревании его от Т0 до Т
получит следующий вид:
<7= f CpdT^4- 10-2(/f -VT0), (1.25)
7 о
тогда, предполагая, что дуговой столб продувается газовым по¬
током в поперечном направлении со скоростью и что в единицу
времени через 1 см длины дуги будет проходить объем газа, равный
Vг = 2 rvl9 можно определить составляющую
РК1 = 2rVlq = 8 • 10-*rOl (Гг - ). (1.26)
Это выражение не вполне отображает истинное значение мощ¬
ности, выносимой из зоны дуги, вследствие того, что оно не учи¬
тывает дополнительный механизм теплопередачи, который создает¬
ся диссоциацией газа и, кроме того, не учитывает газодинами¬
ческого сопротивления проникновению газового потока в дуговой
столб.
Процесс диссоциации существенно увеличивает количество
тепла, забираемое проникающими в дуговой столб газовыми моле¬
кулами при их распаде на атомы. Газовый поток, выходящий за
пределы дугового столба, может состоять в большей своей части
25
из атомов, которые в области более низких температур рекомбини¬
руют и выделяют тепло. Таким образом возникает дополнительный
механизм теплопередачи, тесным образом связанный с конвекцией.
Особенно велика в этом механизме роль водорода, обладающего
среди двухатомных газов относительно низкой энергией диссоциа¬
ции, т. е. способного диссоциировать при более низких темпера¬
турах в зоне дугового столба и, следовательно, активно снижать
температуру дугового столба до более низких ее пределов.
Возникновение значительного газодинамического сопротивле¬
ния в зоне столба ограничивает проникновение газового потока
внутрь дуги, так как раскаленный газовый столб для холодного
потока является как бы твердым стержнем и основная масса по¬
тока, направленная на него, не пронизывает, а обтекает его. Это
явление снижает эффективность механизма объемной конвекции
тепла.
Таким образом, если диссоциация усиливает процесс конвек¬
ции тепла потоком, который проникает в зону дуги, то эта же
диссоциация в значительной мере, по-видимому, способствует обра¬
зованию противодавления и газодинамического сопротивления и
тем самым ограничивает явление конвекции.
Влияние указанных факторов учесть довольно трудно, поэто¬
му в первом приближении будем считать, что положительное и от¬
рицательное влияние диссоциации себя нейтрализуют.
Величина мощности, отбираемой при боковых перемещениях и
колебаниях дугового столба, Рк2 может быть найдена аналогич¬
ным образом:
т _
Рк2 = v2d j cpdT = 4 • 10-2v2d (\rT — \rT0) вт/см, (1.27)
To
где v2 — скорость боковых смещений.
Составляющую Рк3 можно выразить количественно только
в том случае, если оценить среднюю скорость отмирания петель
дуги при ее завихрениях:
,о т _
PK3 = L^ ^cpdT = 3,14 • lO-2Ld2[VT ~УТ0) вт/см, (1.28)
Го
здесь L — длина отмирающих петель в 1 сек, отнесенная к 1 см
длины дуги.
При помощи приведенных выражений можно представить себе
количество энергии, которое можно отвести в 1 сек от 1 см длины
дуги.
Формулы (1.26), (1.27), (1.28) дают лишь приблизительное
значение количества энергии, которое можно отвести в 1 сек с 1 см
длины дуги, но все же они показывают, что на долю искусст¬
венной конвекции падает основная часть отводимой от дугового
столба тепловой энергии.
26
Пример. Определить мощность Ркi при скорости обдувания дуги vi—
= 60 м/сек.
Пусть диаметр дуги d = 1 см, температура газа в дуговом столбе Т =
= 6000°К И Г0 = 300°к, тогда из формулы (1.26) получим значение отво¬
димой мощности с 1 см длины дуги:
Рк1 = 4-10-2 • 1 • 60 • 102 (1/6000 — 1/300) = 14 400 вт/см.
Такая мощность выделяется в дуговом столбе при напряженности электри¬
ческого поля в 20 е/см и токе
В табл. 1.1 приведены некоторые данные Хольма, Кирштейна
и Коппельмана [20] о роли отдельных видов теплопередачи для
свободно горящей дуги, обдуваемой потоком воздуха (продольно),
и дуги стабилизированной в атмосфере водорода.
Таблица 1.2
Обозначение
Размерность
Свободно горящая
дуга
(в воздухе)
Продольно обдувае¬
мая дуга
(в воздухе)
Стабили¬
зирован¬
ная дуга
(в Н2)
/
а
50
1 000
50
1 000
5
Е
1
в/см 1
10
14,5
36
36
250
d
см
; о,5
1,5
0,06
0,47
0,1
Р
вт
500
14 500
1800
36 000
1250
PnIP
0,07
0,14
0,1
0,16
0,1
PrlP
0,15
0
0
0
1
PJP
0,8
0,8
0,8
0,8
0
!
ajcM2
250
550
18 000
1
6 000
600
Из табл. 1.2 видно, что обдуваемая дуга имеет значительно
меньшее сечение и большие потери на 1 см, чем свободная. В сво¬
бодно горящей и обдуваемой дугах теплопередача идет в основном
за счет конвекции; в стабилизированной дуге, горящей в водороде,
когда проникновение газа в дуговой столб становится ничтожным,
на первое место выступает теплопроводность.
Приведенные в этом параграфе данные не являются вполне
достаточными, чтобы на их основе можно было бы дать расчет теп¬
ловых процессов в дуге применительно к конкретным условиям
того или иного типа выключателя.
Однако, несмотря на это, приведенные количественные соотно¬
шения, полученные в значительной степени для абстрагирован¬
ных условий, и качественные сопоставления позволяют предвидеть
рациональное направление в конструировании дугогасящих уст¬
ройств и правильно оценить влияние тех или иных факторов на
27
дуговой процесс. Конечным критерием в дуговых процессах в вык¬
лючателях является безусловно эксперимент, но несомненно и то,
что эксперимент, основанный на правильных физических представ¬
лениях, ведет всегда быстрее к достижению практических резуль¬
татов.
1.5. Вольтамперная характеристика дуги
Вольтамперная характеристика — одна из важнейших харак¬
теристик дугового разряда, которая дает возможность определить
условия угасания дуги, мощность, выделяющуюся в дуговом канале,
перенапряжения на промежутке и в сети и пр.
Различают статические и динамические характеристики дуги
постоянного тока. Под статической вольтамперной характеры-
стикой понимается характеристика, у которой каждая точка
представляет собой величину напряжения на стабильно горящей
дуге при данном токе, т. е. характеризует установившееся рав¬
новесное состояние. Можно, однако, представить себе такое сос¬
тояние, когда благодаря быстрому изменению тока в цепи нап¬
ряжение на дуговом канале не успевает установиться и имеет
величины, отстающие от статических, т. е. более высокие или
менее высокие, в зависимости от
того, куда идет процесс — в сто¬
рону возрастания или убывания
тока.
На открытой дуге, т. е. не за¬
жатой в узкой щели или канале,
ограничивающей увеличение диа¬
метра канала с током, напряжение
имеет с током падающий харак¬
тер, как показано при помощи
кривой 1 на рис. 1.10.
При изменении тока в цепи,
начиная со значения i = I и кон¬
чая i = 0, в зависимости от ско¬
рости уменьшения тока напряже¬
ние на дуге будет изменяться по
соответствующим динамическим
характеристикам (пунктиры). Чем
быстрее изменяется ток, тем
ниже проходит зависимость U =
= /(*). Это семейство кривых носит
название динамических вольтамперных характеристик.
Когда изменение тока в дуге теоретически проходит с беско¬
нечно высокой скоростью, то падение напряжения происходит по
прямой, указывающей на то, что при бесконечно быстром падении
Рис. 1.10. Статическая (1) и се¬
мейство динамических (2) вольт¬
амперных характеристик дуги
постоянного тока при снижении
величины тока от i = / до i = 0
с различными скоростями
28
тока все основные параметры дугового канала остаются неизмен¬
ными (сечение канала, температура газа, степень ионизации и
пр.).
Во всех реальных случаях изменение тока идет с конечной
скоростью, и при снижении тока сечение канала, температура га¬
за в канале и степень ионизации падают, а напряжение на дуге
обычно нарастает при тех реальных скоростях спада тока, которые
достигаются на практике.
При подходе тока к нулю статические характеристики дают
значительные повышения напряжения на дуговом промежутке,
которые пораждают иногда опасные перенапряжения в элементах
сети. Динамические характеристики имеют пик напряжения уга¬
сания при подходе тока к нулю значительно меньшей величины.
Связь между током в дуговом канале и напряженностью элект¬
рического поля видна из следующего уравнения
i = 7;r2b{-)Enq. (1-29)
Полагая, что мощность, рассеиваемая дуговым каналом с 1 см
ее длины, пропорциональна не внешней поверхности канала, а его
объему получаем
р = £i = С хг2. (1.30)
Далее предполагаем, что плотность электронов в общем слу¬
чае есть некоторая функция тока в дуге:
п -■ C2iK. (1.31)
Показатель степени к меняется в довольно широких преде¬
лах в зависимости от условий воздействия среды на дуговой
столб. При выполнении условия (1.30) показатель обычно лежит
в области к > 0. Это дает подающую вольтамперную харак¬
теристику.
Тогда из выражения (1.29)
ЕЧК = const. (1.32)
При к = 0, т. е. при независимости плотности электронов от тока,
напряженность электрического поля также не зависит от него
Е = const.
Это имеет место в том случае, когда сечение дуги меняется про¬
порционально току. Сопротивление дугового канала будет в этом
случае находиться в обратном отношении к току и напряженность
электрического поля останется величиной постоянной.
Когда к = 1, изменение тока пропорционально плотности элект¬
ронов в дуговом столбе (постоянству сечения). При таких условиях
Е — С Г0,5. (1.33)
29
Практические вольтамперные характеристики для этого случая
лежат в промежуточной области значений к, например при к = 0,5
Е — СГ °’55. (1.34)
Исследования Сюитса [27] подтвердили это выражение вольт-
амперной характеристики. Кроме того, Сюите пришел к выводу,
что напряженность электрического поля в дуге может быть пред¬
ставлена в функции давления:
Е — СГ прт, (1.35)
где С — постоянная. Для дуги в воздухе С = 80;
р — давление газа, am.
По данным Сюитса для дуги в воздухе п — 0,5—0,6; т = 0,31.
Для дуги при атмосферном давлении (р = 1) уравнение Сюитса
получается весьма близким к тому, которое было получено исходя
из ориентировочных физических предпосылок (уравнение 1.32 и
1.33). Рост напряженности электрического поля с давлением,
по данным Сюитса, невелик. Так, например, при повышении
давления в 10 раз напряженность электрического поля увеличива¬
ется в 2,15, а при 1000 am — в 10 раз. В некоторых конструк¬
циях дугогасящих устройств это явление используется на прак¬
тике (предохранители низкого напряжения типа ПР).
Существует еще много различных формул, дающих связь между
напряжением на дуге и током в ней. Для относительно длинных
дуг выражения 1.33; 1.34; 1.35 дают возможность оценивать нап¬
ряжение на дуге, которое может быть принято
(Ул = Е1, (1.35')
где I — длина столба дуги, см.
При переменном токе промышленной частоты изменение тока в
дуге происходит настолько быстро, что сказывается инерцион¬
ность тепловых и ионных процессов в дуговом канале. В связи с
этим открытая дуга переменного тока обладает значительной теп¬
ловой инерцией, что характеризуется малыми пиками напряжения
до перехода и после перехода тока через нуль. Дуги переменного
тока, подвергающиеся активной деионизации со стороны окру¬
жающей среды, обладают значительными пиками напряжения
зажигания и гашения (напряжениями в начале и в конце полу-
периода). При этом напряжение на дуге остается довольно близким
к постоянному, это говорит о том, что при слабо меняющейся плот¬
ности тока в канале сечение дугового канала следует за током.
На рис. 1.11 показаны различные виды форм изменения напря¬
жения на дуге за полупериод тока (50 гц). На рис. 1.11, а показан
случай открытой дуги, т. е. дуги свободно горящей, не подвер¬
женной активному воздействию окружающей среды. Здесь пики
напряжения зажигания и угасания дуги по сравнению с напряже¬
нием горения дуги невелики, это указывает на то, что за время пере-
30
хода тока через нуль дуговой столб сохраняет большой диаметр,
высокую температуру газа, обладает высокой тепловой постоянной
времени (в данном случае постоянная времени © характеризует,
как и при нагреве твердых тел, соотношение между теплосодер¬
жанием и мощностью, рассеиваемой каналом дуги длиной в 1 см) и
сохраняет высокую остаточную проводимость. Угасание открытой
дуги переменного тока наступает не вследствие распада столба при
нулевых паузах тока, а вследствие а. .
недостаточности напряжения сети. г\/^( и
При активной деионизации дуги АХ
(рис. 1.11, б) за время перехода то- \[_ М \±
ка через нуль дуговой столб прио- уу
бретает значительную электрическую V/C*" /
прочность, в связи с чем для воз- '
никновения дуги в следующий полу-
период необходимо, чтобы источник
обеспечил появление на дуговом про¬
межутке значительных пиков напря¬
жения. После пробоя промежутка
напряжение на дугоеом столбе сни¬
жается до относительно небольшой
величины (напряжения горения) и
только в конце полупериода оно вновь
поднимается до пика гашения.
Перед переходом тока через
нуль сечение дугового канала и те¬
пловая постоянная времени (за счет
активной деионизации) становятся
малыми, поэтому и дуговой столб
быстро теряет свое теплосодержание,
а следовательно и проводимость га¬
за, и приобретает электрическую прочность. После зажигания дуги в
следующий полупериод тока нарастание сечения в условиях актив¬
ной деионизации идет почти синхронно с током, о чем говорит слабое
изменение напряжения на дуге почти на всем протяжении полу-
периода тока (см. стр. 29).
1.6. Дуга в магнитном поле
При рассмотрении дуговых процессов в дугогасительных ус¬
тройствах коммутационных аппаратов низкого и высокого напряже¬
ния неизбежно приходится сталкиваться с воздействием на дуговой
столб магнитного поля. Это может быть поле специально ор¬
ганизованного магнитного дутья или поле, создаваемое токо¬
ведущими проводниками аппарата. На столб дуги, находя¬
щейся в магнитном поле, действуют электромагнитные силы,
Рис. 1.11. Характерные
изменения напряжения на
дуге переменного тока за
период ее горения:
а — открытая дуга в воздухе;
б — Дуга подвергается интенсив¬
ной деионизации
31
заставляющие его менять свою форму и положение. При определен¬
ном направлении магнитных сил можно получить активное дугога¬
сящее средство. В некоторых случаях магнитное поле оказывает
даже вредное действие, создавая значительные перемещения дуги
по токоведущим шинам распределительных устройств, появляюще¬
еся вследствие перекрытия изоляции или перегорания проводни¬
ков при аварийном отключении ножей разъединителей и т. п.
Возникающая в таких случаях свободная дуга под действием полей,
создаваемых токоведущими шинами, получает значительные ско¬
рости перемещения и может распространиться по токоведущим
шинам и вызвать повреждения оборудования.
При движении дугового столба в магнитном поле он может
вести себя как твердое тело, так как вследствие высокой темпе¬
ратуры в столбе проникновение газа через него затруднено, об
этом говорит повышение давления впереди движущейся дуги и об¬
разование некоторого разряжения позади нее [65].
Скорость движения дуги в газовой среде устанавливается в
результате равновесия электродинамических сил и сил газодина¬
мического сопротивления движению.
Таким образом, вопрос о взаимодействии магнитного поля с
дуговым столбом приобретает многообразное значение в технике
дуговых процессов, и для ориентировочной оценки их приводим зна¬
чения усилий, воздействующих на дуговой столб, и скоростей пе¬
ремещения дугового столба, помещенного в магнитное поле.
Если дуговой столб длиной I с током i поместить в магнитное
поле с индукцией В, то на дуговой столб будет действовать сила
где 3 — угол между направлением дугового столба и вектором
Если дуга движется в открытом пространстве и угол между
направлением тока и индукции составляет 90°, то, согласно ис¬
следованиям Кукекова Г. А. [16], можно рекомендовать для оценки
скорости перемещения дуги в магнитном поле формулу:
Формула справедлива для индукций в пределах 0<5<
<0, 1 вб!м2.
Если магнитное поле в воздушном зазоре 5 создается катушкой,
по которой течет тот же ток, который проходит через дуго¬
вой столб (последовательно включенная катушка) (рис. 1.12), то
скорость перемещения дуги может быть выражена через витки этой
катушки w и зазор о при условии пренебрежения насыщением
железа. Если подставим значения
F — Bi sin 3/,
(1.36)
магнитнои индукции.
(1.37)
где [а0 = 4-10-7 гн/м,
32
в формулу (1.37), то
v = 8,5 • 10~3 (f*i м/сек.
(1.38)
Формула (1.38) дает значение скорости перемещения канала
открытой ничем не ограниченной дуги.
Если пространство, в котором движется дуга, ограничено
изолирующими плоскостями и становится уже, чем диаметр дугово¬
го канала, то сечение дуги деформируется, дуговой столб сплю¬
щивается и скорость его движения меняется. Если ширина щели
И
Стапьиыр поп юс О
ШД,
ПоддижныО контакт
Неподвижный
контакт
Рис. 1.12. Электрическая дуга в
поперечном магнитном поле
Рис. 1.13. Электрическая дуга
в камере с зигзагообразной
щелью между керамическими
пластинами
немного меньше, чем диаметр канала, то скорость перемещения
дуги может несколько возрасти по сравнению с тем, что дает от-
крытая дуга (1.37 или 1.38) при той же напряженности магнитного
поля. Для щелей, имеющих ширину существенно меньшую, чем
диаметр канала дуги, скорость движения дуги становится меньше,
чем у открытой дуги, и может быть вычислена по формуле:
v ^ 370 |/Д/В, (1.39)
где А — ширина щели между изоляционными пластинами, м\
i — ток дуги, а;
В — индукция в зоне дуги, вб!м2.
Если щель, в которой находится дуга, образует угол а с на¬
правлением поля (рис. 1.13), то сила, действующая на единицу
длины дуги, будет меньше в отношении sin а, а скорость движения
дуги в щели составит при этом
va = 370 У Д/5 sin а. (1.40)
Пример. Определить скорость перемещения дуги в поперечном маг¬
нитном поле, когда дуга открытая и когда она находится в узкой щели при
условии: ток дуги 200 а; индукция поперек дуги В = 0,05 вб/м2; ширина
щели между керамическими пластинами А = 0,002 м.
Согласно (1.37), скорость движения открытой дуги составит v = 73х
><2001/з-0,052/з = 58 м/сек. Согласно (1.39), скорость движения дуги в узкой
щели будет равна v == 370)^0,002-200-0,05 = 52 м/сек. При ширине щели
между керамическими пластинами (о=1 мм) скорость движения дуги упадет
до v = 370)^0,001 • 200-0,05 = 37 м/сек.
2 Заказ № 853
33
40 мм
Рис. 1.14. Зависимость скорости
смещения дуги от расстояния меж¬
ду параллельными электродами
при различных токах
Индукция в точке простран¬
ства, где находится дуговой
столб, зависит не только от по¬
ля, создаваемого специальным
электромагнитом, но и от по¬
ля, создаваемого в этой точке
проводниками контура, сосед¬
ними участками дугового стол¬
ба и т. п. Эти поля могут ока¬
заться преобладающими.
Рассмотрим контур, образу¬
емый дугой и параллельными
электродами. Электроды распо¬
ложены так, что их плоскость
пересекается магнитным полем с
индукциеи, создаваемой постоянным
электромагнитом. В пространстве
между электродами создается допол¬
нительная индукция от токов, теку¬
щих по ним. При согласованном
направлении тока и внешнего поля
индукция в зоне дуги может увели¬
чиваться и сила, действующая на ду¬
говой столб, возрастет. Напряжен¬
ность поля, создаваемого электрода¬
ми в середине промежутка, находится
в обратной зависимости от расстоя¬
ния.
На фиг. 1.14 приведены кривые,
полученные О. Б. Броном [4], пред¬
ставляющие зависимость скорости
движения дуги, находящейся в по¬
перечном постороннем магнитном по¬
ле с индукцией В = 250-10"4 вб/м2,
от расстояния между электрода¬
ми.
Скорость движения дуги падает с
ростом расстояния и за счет умень¬
шения дополнительной индукции от
тока в контуре. Однако в области
малых расстояний (до 10 мм) ско¬
рость начинает падать с уменьшени¬
ем 5. Это явление можно объяс¬
нить газодинамическим сопротивле¬
нием электродов, которое проявля¬
ется тем сильнее, чем меньше рас¬
стояние между электродами. При очень
34
3)
Рис. 1.15. Типы открытых дуг
в магнитных полях, создава¬
емых контурами:
а — дуга при размыкании контактов
рубильника или разъединителя; б—
дуга на концах параллельных шин;
в — дуга на роговых электродах; г —
скачкообразное перемещение основа¬
ний дуги по параллельным шинам;
д — длинная дуга, стремящаяся свер¬
тываться в спираль
малых расстояниях движение дуги практически прекращается.
Зависимости v = / (S), как видно из рис. 1.14, образуют макси¬
мум. Спад скорости в области больших S численно не может быть
обоснован только уменьшением индукции. Здесь, по-видимому,
сказывается еще и возрастание газодинамического сопротивления
дуги за счет ее изгибов и петель, которые в большем количестве и
легче образуются с увеличением расстояния между электродами,
т. е. с ростом длины дуги.
В коммутационных аппаратах высокого и низкого напряжений
дуга по электродам (контактам) часто перемещается под влиянием
поля, создаваемого только непосредственно самими токоведущими
элементами контура без организации специального магнитного
дутья (катушек и полюсов).
На рис. 1.15 показано несколько типичных контуров, где дуга
перемещается в поле, создаваемом непосредственно токоведу¬
щими шинами. Во всех этих случаях трудно точно рассчитать ско¬
рость перемещения дуги в пространстве ввиду крайне сложной
траектории, которую образует в пространстве дуговой столб.
Ориентировочную скорость смещения дуги в магнитном поле
можно получить, заменяя дуговой столб прямолинейными или
круговыми проводниками. На рис. 1.15, а, б и в можно предполо¬
жить, что дуга растягивается по кругу радиуса R. Такое допущение
позволяет оценить напряженность поля в любой точке окружности
или силу, действующую на единицу длины дуги /1? по формуле,
полученной из выражения индуктивности кольца:
/1 = 1,02- 10-8 (in 0,75 ), (1.41)
где R — радиус круга, см;
г — радиус проводника или в данном случае радиус дугового
столба, см;
i — ток в кольце, а.
Для открытых дуг на основании опытных данных можно предпо¬
ложить, что между током в дуговом столбе и его радиусом сущест¬
вует связь гзёО.ОЗ/Т см (1.42)
(для токов порядка 100—500 а).
На рис. 1.15, г показано движение дуги по круглым параллель¬
ным шинам. Индукция в средней зоне дуги в данном случае мо¬
жет быть найдена, если дугу рассматривать как прямолинейную
перемычку, напряженность электрического поля между шинами
может быть определена для полубесконечной петли
Я = Й = 0-43)
здесь а — расстояние между осями шин.
В средней зоне движение дуги, если а составляет несколько
сантиметров, можно оценивать как равномерное. На поверхностях
2*
35
электродов движение дуги под влиянием собственного поля про¬
исходит обычно скачками. Опорные точки дуги имеют склонность
задерживаться на металлических электродах, образуя раскален¬
ные площадки, если напряженность магнитного поля у поверх¬
ности электродов ниже критической величины для данного тока.
Упрощенно можно представить, что перемещение дуги на ши¬
нах идет следующим образом. Средняя зона перемещается непре¬
рывно, а опорные точки задерживаются, следовательно, дуговой
столб образует выгиб в сторону смещения. Когда выгиб достигнет
значительной величины, напряжение между шинами повышается,
а зоны около электродов в точках с—d ионизируются за счет при¬
ближения столба дуги. В результате появляется пробой по более
короткому пути и дуговой столб с точек а—b переходит в точки
с—d. Далее процесс может повторяться подобным образом. Рас¬
смотрение поверхностей электродов, по которым перемещалась
дуга, показывает, что на электродах имеют место «точки» (площадки)
оплавления, на которых дуга задерживалась. При достаточно
интенсивных полях дуга на электродах не задерживается и оплав¬
ления на них не образуются. След дуги на электродах тогда
имеет вид непрерывной темной полоски.
У различных металлов различная склонность к удержанию ос¬
нования дуги на своей поверхности. Плессе [24] было установлено,
что наибольшую легкость смещения катода образуют проводники,
у которых точка кипения выше (исключение составляет угольный
электрод).
На рис. 1.15, д показана длинная открытая дуга, которая об¬
разует закономерные петли (соленоид). Дуга склонна образо¬
вывать в пространстве соленоиды вследствие того, что проводник с
током стремится всегда занять положение, которое соответствует
более высокой электромагнитной энергии контура. Так как соле¬
ноид обладает большей индуктивностью, чем вытянутый в линию
дуговой столб, то он стремится свернуться в спираль при появле¬
нии на дуговом столбе изгибов и петель.
Если рассматривать дугу переменного тока в создаваемом ею
магнитном поле, то здесь наблюдаются колебания напряжения
(подъемы и спады) (рис. 1.16). Это явление [18] связано с вытяги¬
ванием дугового столба под действием электродинамических
усилий. При нарастании тока электродинамические силы увеличи¬
ваются, дуговой столб растягивается и напряжение на ней рас¬
тет за счет удлинения дуги и дополнительного охлаждения при
ее перемещении, однако имеют место резкие спады напряжения,
которые говорят о том, что растянувшаяся дуга систематически
замыкается по более короткому пути.
Эти процессы показаны на рис. 1.16 для различных газовых сред
(воздуха, кислорода, водяного пара и водорода).
Интересно отметить, что в более активных средах число зако¬
рачиваний дуги за полупериод увеличивается. Так, в кислороде
36
число замыканий в каждый полупериод увеличивается до 4—5
(вместо одного-двух для воздуха); в водороде и в водяном паре
их еще больше. Это можно объяснить тем, что когда дуговой столб
начинает вытягиваться и перемещаться в более активной среде,
то напряжение на нем увеличи¬
вается более интенсивно и пов¬
торное закорачивание петель на¬
ступает быстрее. В водороде
частота колебаний напряжения
на дуге достигает 2000 пер!сек.
Исследования гашения ду¬
ги переменного тока в различ¬
ных газовых средах показыва¬
ют, что дугогасящая способ¬
ность газов располагается в тот
же ряд, что и величины частот
колебаний напряжения во вре¬
мя горения дуги.
Подобные колебания напря¬
жения можно наблюдать и на
постоянном токе (рис. 1.17),
которые, так же как и у дуги
на переменном токе, зависят от
активности среды. Как было ус¬
тановлено, в активных средах
эти колебания получаются
более резкими, т. е. в более
активных средах можно полу¬
чить значительное повышение
напряжения на дуге при ее пе¬
ремещении, а также с большей
вероятностью ожидать «срезов»
О)
L
щ
}ъ
с
н
и
| I
Г
ь п !'ft П
Рис. 1.16. Характер изменения
напряжения на дуге переменного
тока в различных газовых сре¬
дах:
а — воздухе; б - кислороде; в — водяном
паре; г - водороде
тока и [возникновения значительных перенапряжений (см. гл. 2).
й) 6)
1=0
~ ~ 1=0
е=о
Рис. 1.17. Характер изменения напряжения на дуге посто¬
янного тока (электроды периодически смыкаются):
а —дуга в азоте; б — дуга в водороде
37
ГЛАВА ВТОРАЯ
ГАШЕНИЕ ДУГИ В ЦЕПЯХ ПОСТОЯННОГО ТОКА
2.1. Общие сведения
При размыкании контактов отключающего аппарата между ними
возникает дуга, которую стремятся как можно скорее ликвиди¬
ровать. Для этой дели при значительных токах отключающий ап¬
парат снабжается дугогасительным приспособлением, роль которо¬
го в цепях постоянного тока сводится к следующему:
а) ограничение распространения дуги и сопровождающего ее
пламени в пространстве, приемлемом с точки зрения условий эк¬
сплуатации распределительных устройств (РУ);
б) ускорение процесса гашения дуги путем повышения напря¬
женности электрического поля в дуговом столбе и увеличения его
длины или разделения длинной дуги на ряд коротких, включен¬
ных последовательно по отношению друг к другу.
Увеличение напряжения на дуговом столбе создает условия
недостаточности напряжения сети, поэтому дуга становится не¬
устойчивой и гаснет. Угасание дуги постоянного тока может быть
связано с высокими скоростями изменения тока в цепи, а следо¬
вательно, со значительными перенапряжениями, представляющими
некоторую опасность для изоляции. Удержание перенапряжений в
рамках допустимого решается путем правильного конструирования
дугогасительных устройств отключающих аппаратов (выключа¬
телей, автоматов, предохранителей и пр.). В некоторых случаях
для ограничения возникающих перенапряжений приходится
прибегать к применению шунтирующих отключающий аппарат
сопротивлений, которые могут устанавливаться, однако, не только
на отключающих аппаратах, но и на отдельных участках цепи
(индуктивностях). Гашение дуги постоянного тока — это процесс
нарушения устойчивого равновесия в цепи, поэтому для оценки
условий гашения дуги следует прежде всего ознакомиться с усло¬
виями устойчивого ее горения.
38
2.2. Условия устойчивого горения и угасания дуги
постоянного тока
На рис. 2.1 показана элементарная цепь постоянного тока,
состоящая из источника энергии с напряжением (Jn, сопротив¬
ления R, индуктивности L и коммутирующего аппарата с напря¬
жением на дуге ил (в процессе отключе¬
ния). При замкнутых контактах комму¬
тирующего аппарата £/д = 0.
Для этой цепи в общем случае мо¬
жет быть написано уравнение напря¬
жений в следующем виде:
U„ - iR - Ux
Рис. 2.1. Эпементарная цепь
постоянного тока
(2.1)
Для установившегося состояния,
когда i = const, это уравнение приоб¬
ретает вид:
U„ = iR - U2.
.VffU)
(2.2)
Uu^const
На рис. 2.2 показана вольтампер¬
ная характеристика дуги с напряже¬
нием источника Un и реостатной ха¬
рактеристикой Un—iR = f(i). Напряже¬
ние источника не зависит от тока, те¬
кущего в цепи (бесконечно мощный
источник). Рассмотрим случай, когда
вольтамперная характеристика дуги пере¬
секает реостатную характеристику цепи в
точках цепи А и 5, для которых справед¬
ливо уравнение (2.2). Точкой действи¬
тельно устойчивого горения дуги будет
точка А. Для других точек кривой
t/д = <р(0 уравнение (2.2) несправедливо,
Uu = iR -J- Uд db Д U»
1^4
n! 1
<6
1
1
и
1
. 1
Рис. 2.2. Вольтамперные
характеристики дуги пос¬
тоянного тока:
/ — для устойчивого горечия; 2 —
для обеспечении гашения дуги
поэтому
(2.2')
В средней части ДU должны быть со знаком«+», а правее
точки А и левее В — со знаком «—». Но отрезки AU в рассматри¬
ваемой цепи могут быть покрыты только за счет э. д. с. самоин¬
дукции, т. е.
Ш = 1.§. (2.3)
Таким образом, справа от точки A AU отрицательны, поэтому
в этой зоне может быть только отрицательно, т. е. ток в этой
цепи только убывает. В области между А и В значения ДU по-
39
ложительны и, следовательно, ток здесь может только возрастать.
Это говорит об устойчивом существовании (горении) дуги в точ¬
ке Л, так как ток цепи, будучи отклоненным от значения /д , снова
возвращается к значению i,\ • Этого нельзя сказать про точку В,
где ток, выведенный из состояния равновесия (значение iB), не воз¬
вращается обратно к значению (в, а будет или спадать к 0, или
возрастать до величины Точка В является точкой неустойчи¬
вого равновесия.
На рис. 2.2 величина тока i = I отсекается прямой Un—iR=
= /(/) и равняется
t = 1 = ^-
11 R
Это есть величина тока в цепи при установившемся состоянии,
когда Uд = 0 (контакты замкнуты). В режиме короткого замыка¬
ния R — сопротивление, а / — установившийся ток короткозам¬
кнутой цепи.
При рассмотрении рабочего процесса, т. е. процесса отключе¬
ния рабочего тока в цепи, под R должно пониматься полное со¬
противление цепи, включая и сопротивление нагрузки, а под
I — ток нагрузки цепи. Для обеспечения угасания дуги во всем
диапазоне тока от / до 0 необходимо, чтобы отрезки ДU были во
всем этом диапазоне снижения тока отрицательны, т. е. чтобы
вольтамперная характеристика лежала выше прямой U = Un—
—iR = f(i) и с ней нигде не пересекалась.
Процесс, изображенный на рис. 2.2, носит идеализированный
характер, так как предполагается, что дуга мгновенно после рас¬
хождения контактов достигает длины, соответствующей харак¬
теристике гашения. В действительности при размыкании контактов
процесс увеличения длины дуги развивается во времени. Можно бы¬
ло бы указать единственный пример, когда дуга «сразу» достигает
полной длины, это случай перего¬
рания плавкой вставки однород¬
ного сечения.
На рис. 2.3 показан процесс
непрерывного удлинения дуги,
разделенный на ступени, так как
можно положить, что растяже¬
ние дуги представляет собой ряд
последовательных скачкообраз¬
ных переходов от одной длины к
другой. Этим длинам соответст-
4:< а? а,' 1 вуют вольтамперные характерис-
0 0 тики lv /2, /3 и т. д., которые пере-
Рис. 2.3. Условное представление ппям\'то IJ —if? —
процесса гашения дуги при ее * прямою UH lR^ f{i)y
последовательном удлинении образуя ряд точек устойчивого
(ступенчатом) СОСТОЯНИЯ Аг, Л2, А3 И Т. Д.
40
Последней является точка касания, соответствующая критичес¬
кой характеристике /кр.
Связь между током и напряжением в первой стадии гашения
дуги, пока длина ее не достигнет критической, будет определяться
прямой U„ —iR = /(/). Время, необходимое для достижения дугой
критической точки (гкг), зависит от скорости удлинения дуги,
что связано со скоростью разведения контактов, электродинами¬
ческими или термическими силами. Когда длина дуги превзойдет
критическую, угасание ее может произойти и без дальнейшего
удлинения за счет образования отрицательных AU, обусловли¬
вающих уже непрерывное убывание тока до нуля.
Используя выражение статической вольтамперной характерис¬
тики дуги (уравнение (1.35') для р = 1 am
Ux = El = С Г п1
и условие устойчивого состояния дуги
UH = £/д + iR
и решая их совместно, получим аналитическое выражение длины
дуги
<*•«>
где I — ток, ограниченный собственным сопротивлением контура
R.
Если рассматривать на рис. 2.3 все точки пересечения справа
и слева от критического значения тока, то критическая точка для
всех устойчивых состояний определяет максимальное значение
I = /кр. Если продифференцировать значение I по i и найти макси-
dl
мум I — /(t), то из условия щ- = 0 получим выражение критиче¬
ского тока:
='-rihr =-г (ттт)- <2-5>
После подстановки значения i = £кр в выражение (2.4) найдем
значение критической длины дуги:
I — ,nUa — (2 6)
‘кр - с (1 + п)л+1 ' к >
Например, для С = 80 и п = 0,5 будем иметь
i’Kp = 0,33/ а,
1кР = 4,8 • 10“310,5UK. (2.7)
Следует иметь в виду, что «кажущаяся» (конструктивная)
длина дуги, определяющая зону распространения ее в простран¬
стве, обычно оказывается меньше, чем действительная длина, ко-
41
торая определяется формулой (2.7), так как дуговой столб всегда
имеет мелкие изгибы и петли в разных направлениях, которые
делают ее действительную длину больше, чем кажущуюся. Только
в специально стабилизированных дугах кажущаяся длина дуги
совпадает с действительной.
Отношение действительной длины дуги (/кр) (см. уравнение
2.7) к кажущейся в отдельных случаях может быть весьма различ¬
ным. В открытых дугах, где дуга имеет возможность более свободно
образовывать мелкие изгибы и петли, рекомендуется принимать
это отношение в среднем равным 2, т. е.
В аппаратах, имеющих дугогасительные камеры с узкими щеля¬
ми, выше приведенное отношение, по-видимому, должно иметь су¬
щественно меньшую величину (возможно 1.1—1.2).
2.3. Время угасания дуги постоянного тока
Время горения дуги на контактах отключающего аппарата яв¬
ляется одной из его важнейших характеристик. Теоретически
очень трудно оценить время горения дуги, так как оно зависит
от целого ряда условий. Это время обычно определяют экспери¬
ментально в процессе разработки новых конструкций. В некоторых
случаях к оценке длительности горения дуги можно подойти рас¬
четным путем при отключении цепей постоянного тока.
•каж
а) и
На рис. 2.4, а показан слу¬
чай, когда дуга мгновенно дости¬
гает длины, соответствующей
изображенной вольтамперной
характеристике ил = /(/)• Этот
случай близко соответствует ус-
/
перегорании плавкой вставки
при коротком замыкании в це¬
пи.
. [см. (2.3)1, отрезки Д/У чис-
Как уже говорилось ранее
L
ленно должны быть равны э. д.с*,
самоиндукции:
AU
оценки времени угасания дуги пос
тоянного tq ка
Рис. 2.4. Диаграммы — = /(/) для
откуда
42
Интеграл в уравнении (2.8) может быть вычислен, если уда¬
ется достаточно просто представить аналитически значение -^7- =
= f(i). Если характеристика задана, то довольно быстро задача
решается графически, как показано на рис. 2.4, а, где построена
собой значение интеграла.
Имеется возможность построить зависимость тока в дуге i от
времени t, протекшего от начала возникновения процесса, когда
ток в дуге составлял /.
Для получения зависимости тока от времени интеграл (2.8)
запишется в таком виде:
Для промежуточного значения тока i этот интеграл опреде¬
ляется площадкой на кривой
показанной косой штриховкой на рис. 2.4, а. Произведя построения
и интегрирования для ряда значений £, можем получить зависи¬
мость i — /2(/), а следовательно, при помощи вольтамперной
характеристики дуги и ия = /3 (t).
Таким образом, в отдельных случаях ток в цепи и напряжение
на угасающей дуге могут быть вычислены как функция времени,
т. е. получены зависимости, аналогичные тем, которые показаны
на рис. 2.8 по данным опыта. Эти графоаналитические расчеты
имеют обычно лишь относительную ценность, поскольку мы опери¬
руем обычно статической вольтамперной характеристикой.
На рис. 2.4, б показан случай гашения дуги с постепенным ее
удлинением. Интегрирование функции 1/ДU = f(i) даст время га¬
шения дуги после того, как она достигнет критической длины.
Полное время гашения дуги складывается из времени tlt необхо¬
димого для растяжения дуги до критической длины, и времени
самоугасания t2, определяемого уравнением (2.8), т. е.
Время гашения дуги постоянного тока может быть доведено
до 5—10 мсек путем воздействия на дуговой столб интенсивного
магнитного поля, а также созданием узких щелей между изоляцион¬
ными плоскостями, в которые затягивается дуговой столб.
зависимость —у = / (Г), а заштрихованная площадь представляет
— ^1 + ^2*
2.4. Энергетический баланс цепи постоянного тока с дугой
Во время горения и угасания электрической дуги в цепи по¬
стоянного тока мощность, потребляемая от источника, частично
поглощается дуговым разрядом, а частично сопротивлением цепи.
Если обе части уравнения напряжения цепи
U„ = iRi-UA-rL-%-
умножить и разделить на idt, то энергия, поглощенная дугой
за время dt,
UJdt = (UJ — i2R) dt - Lidi.
Интегрирование от 0 до /д и от / до О (время гашения дуги и
изменение тока от его максимального значения до нуля) дает
полную энергию, поглощенную дугой,
h '.-1 ? и 2.
А> = \ UJdt = | (UJ — i2R) dt—L\ idi = \ (UJ - i2R)
0 6 / o
(2.9)
В этом уравнении первый член npaBoii части представляет
собой энергию, которую дуга получает из сети за время гашения,
а второй — энергию, запасенную в индуктивности при наибольшем
токе. Эта энергия, как показывает уравнение (2.9), полностью
поглощается дугой. Из этого можно сделать заключение, что от¬
ключение цепей постоянного тока с большими запасами электромаг¬
нитной энергии вызывает затруднения, так как энергия, выделяясь
в дуговом столбе, осложняет деионизацию и увеличивает время
гашения дуги.
2.5. Перенапряжения, возникающие при отключении цепей
постоянного тока
Если цепь постоянного тока была бы отключена без дуги, то
вся электромагнитная энергия, запасенная в индуктивности
должна была бы превратиться в энергию электростатического поля.
На рис. 2.5 показана приведенная схема, где L — отключаемая
индуктивность цепи, R — сопротивление цепи, С — емкость
цепи на зажимах индуктивности. При отключении цепи без дуги ток
/ = «срезается» и освобожденная энергия А — L , запа¬
сенная в индуктивности, переходит в электростатическую энергию
емкости С
откуда
U* = IV 1Г' (2Л0)
При разрядке емкости С на индуктивность в контуре возникнут
колебания с частотой
1
У LC
"тп
Поскольку в цепи существует актив¬
ное сопротивление то колебания
напряжения будут носить затухаю- рис. 2.5. Схема замещения
щий характер и энергия, запасенная при отключении индуктив-
в индуктивности, перейдет в тепло: ности без дуги
и = Uve^smi‘>0t, (2.11)
D
где р ==—££-— декремент затухания.
Поскольку энергия, запасенная в индуктивности, может быть
значительной, а емкость С — небольшой величиной, то при вне¬
запных бездуговых обрывах цепи возможны перенапряжения, во
много раз превосходящие рабочие напряжения.
Пример. В цепи постоянного тока находится катушка индуктивности
L = 1,5 г«, параллельно которой подключена емкость С = 0,1 мкф. Пусть
через индуктивность протекает ток 5 а, который может обрываться (сре¬
заться) без дуги. Сопротивлением катушки пренебрегаем.
Определить предельное значенне напряжения.
Согласно уравнению (2.10),
Uu = I — = 5l/ h*— = 19 зоо
•“ X с I о, ыо-6
Частота колебаний напряжения на отключенной катушке
сол 1 2
/ = -о— = , = г-~ - = = 410 гц.
2- 2r.y LC 2- |/l, 5 • 0,1 • 10”
При учете сопротивления катушки напряжение будет затухать в соот¬
ветствии с уравнением (2.11). Это сказывается уже и на первом максималь¬
ном пике. Действительное напряжение на катушке индуктивности будет
несколько меньше, чем 19 300 в.
В реальных условиях бездуговое размыкание цепи практиче¬
ски невозможно. Как было видно из баланса энергии, запасенная
энергия в индуктивности в основном поглощается дуговым раз¬
рядом, образующимся на контактах выключателя. При наличии
дугового разряда на контактах отключающего аппарата наиболь¬
ший пик напряжения, возникающего в цепи, будет определяться
вольтамперной характеристикой дуги в момент подхода тока к ну¬
лю, т. е. динамической характеристикой.
45
На рис. 2.6 показаны два типа вольтамперных характеристик.
Для характеристики 1 напряжение на отключающем аппарате в мо¬
мент угасания дуги значительно, а в области больших токов не¬
велико. Такая картина может наблюдаться, когда дуга обрывается
в жидкой среде, например в трансформаторном масле. При этом
возникает большое перенапряжение на отключающем аппарате
(<UMl) и на индуктивности цепи (Д£/м1). При характеристике 2 на¬
пряжение в области больших токов может быть высоким, а в об¬
ласти малых токов невелико (Um2 и AUm2). Такой вид характери¬
стики можно наблюдать, когда дуга загоняется в узкую щель.
Рис. 2.6. Вольтамперные
характеристики дуги пос¬
тоянного тока:
1 — дуга в минеральном масле;
2 — дуга в узкой щели в воздухе
Рис. 2.7. Вид ду¬
гового столба в
узкой щели:
а — при большом токе;
б — при малом токе
Как видно из рис. 2.7, а, при большом токе дуговой столб сильно
сплющивается и напряжение на нем повышается за счет резкого
увеличения теплоотбора. В области малых токов (рис. 2.7, б) се¬
чение дуги делается небольшим, дуговой столб благодаря этому
становится свободным с относительно малой теплоотдачей. Напря¬
жение на дуге в этой области относительно невелико, поэтому
невелики и перенапряжения в момент гашения.
Форма вольтамперной характеристики 2 (рис. 2.6) является
более приемлемой, чем /, так как она обеспечивает быстрое убыва¬
ние тока в области больших токов (большие AU) и низкие пере¬
напряжения при подходе тока к нулю в области малых токов.
Как будет показано ниже, значительного ограничения перенапря¬
жений в цепях постоянного тока можно достигнуть с помощью
шунтирующих сопротивлений на отключающих аппаратах или на
индуктивностях (во внешней цепи).
При размыкании цепи постоянного тока с дугой индуктивность
оказывает косвенное влияние на уровень перенапряжений, так как
она влияет на время угасания дуги постоянного тока, а время
угасания, в свою очередь, влияет на ход вольтамперной характе¬
46
ристики. Чем медленнее спадает ток, тем выше идет динамическая
характеристика и в пределе стремится к статической. Таким об¬
разом, с ростом индуктивности цепи можно ожидать более высоких
перенапряжений при отключении цепей постоянного тока.
На рис. 2.8, а приведена ос¬
циллограмма отключения цепи пос¬
тоянного тока, на которой дано из¬
менение тока цепи, напряжение на
выключателе и напряжение на индук¬
тивности во времени. Эта осциллог¬
рамма характеризует процесс отклю¬
чения с высокой индуктивностью. Это
привело к тому, что ток в цепи спа¬
дал медленно (0,455 сек), а на индук¬
тивности и на выключателе появились
значительные пики напряжений. Вви¬
ду медленного изменения тока напря¬
жение на выключателе определяется
статической вольтамперной характе¬
ристикой.
С помощью шунтирования отклю¬
чающего промежутка сопротивлением
перенапряжение на промежутке
резко снижается, а процесс спада
тока к нулю убыстрился. Это можно
видеть на осциллограмме рис. 2.8, б.
Причина убыстрения спада тока и
снижения напряжения на промежутке
поясняется в следующем параграфе,
который посвящен рассмотрению вопроса шунтирования
промежутка сопротивлением.
1=0 '
* л
щ~о
/л.
*У 2506
Рис. 2.8. Осциллограммы от¬
ключения постоянного тока 20 а
в цепи напряжением 250 в:
- без шунта на отключающем про¬
межутке; б — с шунтом на отключаю¬
щем промежутке
дугового
2.6. Шунтирование дугового промежутка активным
сопротивлением
Шунтирование дугового промежутка активным сопротивлением
г приводит к ускорению ее гашения и к снижению перенапряже¬
ний на отключаемых объектах и отключающих аппаратах.
На рис. 2.9 показана схема цепи с зашунтированной дугой, а
на рис. 2.10 диаграмма, из которой видно, как шунтирование дуги
приводит к условиям ее гашения, т. е. исключению точек пересе¬
чения вольтамперной характеристики дуги с прямой U„ — iR=
=/(*')•
Для оценки условий гашения дуги строится вольтамперная
характеристика в функции общего тока цепи (i = /д+гш). Это
будет тот ток, который обтекает последовательно включенные
47
R и L. При замкнутом выключателе (рис. 2.9) в цепи устанавли¬
вается ток I. При размыкании их полагаем, что дуга мгновенно
достигает длины, соответствующей рассматриваемой статической
характеристике (рис. 2.10), на которой кривая 2, представляющая
зависимость напряжения на дуге (и шунте) в функции общего тока,
лежит выше прямой U„ — iR =
= f(i), поэтому в контуре по¬
является отрицательная э. д. с.
самоиндукции, которая заставля¬
ет ток падать. В точке i = i'r ду¬
га угасает, так как для ее даль-
Рис. 2.9. Схема отклю¬
чения цепи постоянного
тока с шунтирующим
сопротивлением на вык¬
лючателе
Рис. 2.10. Построение
вольтамперной характе¬
ристики дуги при шун¬
тировании ее омическим
сопротивлением
нейшего существования в условиях возрастающего напряжения об¬
щий ток в контуре должен увеличиваться, а по условиям отри¬
цательных AU = L он будет падать.
Начиная с точки i = ir ток шунта становится равным току
внешней цепи, который продолжает падать, пока не достигнет
установившегося значения, определяемого точкой пересечения
прямых (i = /уст).
Для оценки тепловых характеристик шунта необходимо
знать частоту срабатывания аппарата и энергию, которая погло¬
щается шунтом за один цикл. Баланс энергии может быть выражен
следующим образом:
UJdt = i2Rdt + Ux (im -Ь /д) dt + Lidi,
откуда энергия, выделившаяся в дуге за один цикл срабатывания,
t t t
Лд = j UJAdt = j (UJ — i2R) dt — I* Lidi — j UJmdt
или
t 2 t
Лд = j (UJ - PR) dt + L gA. _ j ujatdt, (2.12)
48
где последний член представляет собой энергию, поглощенную
шунтом за время горения дуги, т. е.:
Аш = {0jmdt = {dt = -±- (и\ dt (2.13)
, J ' ш ' ш J А
оо о
Для того чтобы вычислить энергию, поглощенную шунтом за
один цикл, необходимо знать изменение напряжения на дуге (а
следовательно, и на шунте) во времени.
Наибольшее напряжение в процессе отключения достигается в
момент, когда i = tr. Пик этого напряжения существенно ниже,
чем пик напряжения у нешунтированной дуги (см. рис. 2.8).
Для снижения перенапряжений, возникающих при отключении
постоянного тока, иногда прибегают к шунтированию не выключа¬
теля, а цепи, точнее, индуктивностей, находящихся в ней [3].
Этот способ в некоторых отношениях обладает преимуществом
перед шунтированием выключателя, а в других, наоборот, имеет
недостатки. В случае шунтирования отключаемой цепи (индуктив¬
ности) при срабатывании выключателя обрывается весь ток (на¬
грузки и шунта), поэтому необходимость в дополнительных комму¬
тирующих контактах или аппаратах отпадает. С другой стороны
в рабочем режиме имеют место постоянные потери в шунтирую¬
щем сопротивлении, снижающие к. п. д. схемы. При установке
шунта па выключателе в замкнутом состоянии, т. е. в рабочем ре¬
жиме, потерь в шунте не будет, но требуется размыкание цепи
шунта при выключенном выключателе, что усложняет конструкцию
выключателя в целом. В большинстве случаев в нормальных энер¬
гетических установках предпочитают применять шунтирование
выключателя. Экономически в конечном итоге это целесообразнее.
2.7. Практические методы гашения дуги постоянного
тока
Отключение цепей постоянного тока в зависимости от режима
их работы, уровня отключаемого тока и напряжения может быть
выполнено различными средствами.
1) Простейшим отключающим устройством является такое, где
возникающая дуга гасится размыканием контактов в воздухе без
применения каких-либо специальных мер. Этот способ отключения
может быть использован только для относительно небольших токов
(десятки ампер) и напряжений (до 240 в) (рис. 2.11, о).
2) Когда условия утяжеляются и в то же время возникает не¬
обходимость форсирования процесса гашения дуги, можно исполь¬
49
зовать усиленное «магнитное дутье», оставляя дугу свободной.
Усиленное магнитное дутье может быть создано специальной ка¬
тушкой, включаемой последовательно в цепь с отключающими
контактами (рис. 2.11, б) . Поперечное магнитное поле, создаваемое
катушкой, ускоряет движение дуги в воздушной среде, увеличи¬
вает напряженность электического поля на дуговом столбе, длину
дуги и тем самым способствует гашению дуги при относительно
больших токах (сотни ампер) с меньшей длительностью горения
дуги.
а)
Дц?п
Рис. 2.11. Размыкание контак¬
тов в воздухе:
а — без магнитного дутья; б — с органи¬
зованным магнитным дутьем
Рис. 2.12. Гашение
дуги з камерах с уз¬
кими щелями
3) При повышении отключаемых токов и напряжений прихо¬
дится принимать меры для локализации дугового столба, например,
затягиванием его в узкую щель с помощью магнитного поля. Узкая
щель обычно образуется между пластинами из керамического
материала, обладающего высокой дугостойкостью и малой изнаши¬
ваемостью под действием дуги.
На рис. 2.12 показана плоская щель, в которой поперечное
магнитное поле растягивает дуговой столб на роговых электродах.
Благодаря высокой теплоотдаче дугового столба напряженность
поля в дуговом столбе увеличивается, поэтому для получения
необходимого напряжения на дуге требуется ее относительно не¬
большая длина по сравнению с открытой дугой, благодаря этому
размеры камеры получаются более умеренными.
При конструировании щелевых камер для гашения дуги необ¬
ходимо обращать серьезное внимание на обеспечение условий вхож¬
дения дуги в узкую щель. В месте образования дуги для размеще¬
ния контактов щель делается широкой. Переход от широкой части
щели к узкой должен быть по возможности плавным, так как резкие
переходы создают значительные сопротивления вхождению дуги.
Всякая задержка в движении дуги приводит к сильному нагреву
стенок камеры, газообразованию и еще большему торможению дви¬
жения. Беспрепятственное вхождение дуги в узкую часть щели
является одним из основных условий успешной работы камер
такого типа.
50
Существуют различные типы дугогасительных камер постоян¬
ного и переменного тока низкого и высокого напряжения (до 10
кв), в которых щель, а следовательно и дуга, приобретает зиг¬
загообразную форму (см. рис. 1.13), что позволяет создавать ка¬
меры более компактными и с более высокой отключающей способ¬
ностью.
Зигзагообразные щели способствуют получению больших рас¬
тяжений дуги и меньших напряженностей электрического поля при
тех же габаритах камеры. Повороты дугового канала (зигзаги)
способствуют активному соприкосновению дугового столба со
стенками камеры за счет возникновения электродинамических сил
между отдельными участками дуги и более интенсивному отбору
тепла от дугового канала. Дугогасящие камеры с ребристыми
стенками сложны в изготовлении и поэтому менее экономичны.
При больших мощностях отключения на пути выхлопа горячих
газов из камеры иногда устанавливают специальные глушители-
охладители для того, чтобы ограничить область распространения
раскаленного газа, выходящего из дугогасительной камеры в ок¬
ружающее пространство.
4) Ограничение области распространения дуги и повышения
отключающей способности аппарата при постоянном токе можно
достигнуть с помощью решеток с пластинками из стали (см. рис.
5.24), которые притягивают к себе дуговой столб как проводник с
током. Дуга входит в зону паза и, дойдя до его верхней границы,
выходит на пластины, «разрезаясь» на короткие дуги.
Решетка может быть выполнена из меди. В этом случае вхож¬
дение дуги в решетку достигается при помощи дополнительных
катушек магнитного дутья, создающих в области горения ду¬
ги поперечное магнитное поле. Это поле «загоняет» дугу на ре¬
шетку и разбивает ее на ряд последовательно включенных корот¬
ких дуг.
Такие решетки особенно эффективны на переменном токе (см.
гл. 5). На постоянном токе эта эффективность значительно мень¬
ше и достигается за счет образования в каждом промежутке катод¬
ного и анодного падения напряжения, т. е. после того, как дуга
втянется в решетку и разобьется на ряд коротких дуг, общее на¬
пряжение на дуге будет складываться из падения напряжения в
каналах и у электродов:
Uк = £7-)- (f/a + UK) n, (2.14)
где n — число промежутков, на которое разделяется дуга;
/ — общая длина всех промежутков.
Такого рода решетки могут быть использованы при постоянном
токе в цепях с напряжением до 440 в включительно.
Решетки, разделяющие длинную дугу на ряд коротких, нашли
широкое применение при гашении магнитного поля синхронных ге¬
51
нераторов (предложение О. Б. Брона, А. В. Мозалевского и др.).
Эти решетки обеспечивают быстрое поглощение энергии магнитного
поля, ограничение перенапряжения и разрыв цепи, когда ток в це¬
пи ротора снижается до малой величины. На основе решеток с ко¬
роткими дугами разработана серия автоматов гашения поля (АГП)
для генераторов различной мощности [64].
5) Отключение цепей постоянного тока высокого напряжения
представляет собой весьма сложную задачу. Распространение на
область высоких напряжений принципов, применяемых на низких
напряжениях, приводит к абсурдным решениям. Например, для
отключения цепи с напряжением 100 ООО в пришлось бы растягивать
дугу по крайней мере до 20 м. При этом размеры дугогасительных
камер были бы недопустимо велики, а время отключения чрезмерно
высоким.
Техника отключения цепей постоянного тока высокого нап¬
ряжения (сотни киловольт) пошла по совершенно иному пути и
оказалось более рациональным задачу отключения цепей по¬
стоянного тока свести к задаче отключения переменного тока,
используя для этой цепи аппараты, предназначенные для цепей
переменного тока. Для того чтобы постоянный ток отключить, как
переменный, необходимо его заставить пройти через нуль. Это
можно осуществить, если на дуговой разряд постоянного тока
наложить колебательный разряд повышенной частоты с таким
расчетом, чтобы амплитуда тока колебательного процесса была бы
больше, чем отключаемый постоянный ток. При этом условии встре¬
чная волна переменного тока доведет постоянный ток в дуге до
нуля и вызовет обрыв дуги в этот момент. Исследование этого
метода отключения цепей было проведено Г. А. Кукековым [25]*.
На рис. 2.13 приведена принципиальная схема выключателя
постоянного тока высокого напряжения, в котором емкость С пос¬
ледовательно с индуктивностью L подключаются параллельно к
выключателю В. В цепи контура L—С находится управляемый
промежуток Я, посредством которого можно замкнуть цепь L—С
на главный дуговой промежуток выключателя В. Величина тока
/в ч в колебательном контуре L—С должна быть выбрана с таким
расчетом, чтобы амплитуда этого тока была несколько выше от¬
ключаемого постоянного тока I. Емкость С должна быть заряжен¬
ной до напряжения Uc. Чем выше принимается частота в колеба¬
тельном контуре, тем меньше величины L и С и тем компактней
получается все устройство. Однако очень высокие частоты при¬
менять в данном случае нельзя, так как это ведет к затруднениям
при гашении дуги в выключателе В за счет очень высокой скорости
спада тока к нулю. Экспериментально было установлено, что ча¬
стота накладываемого тока может доходить до 500 гц.
* Этот метод был применен для гашения дуги постоянного тока в раз¬
рядниках (67).
52
Особое место среди дугогасящих устройств занимают предо¬
хранители. Наибольший удельный вес этих аппаратов приходится
на область низких напряжений (до 440 в), однако можно встретить
предохранители постоянного тока и в области высоких напряже¬
ний (до 40 /се), но только при небольших рабочих токах (несколько
ампер).
а)
5)
Рис. 2.13. Схема устрой-
ства выключателя посто¬
янного тока высокого
напряжения с наложе¬
нием высокочастотных
колебаний.
Рис. 2.14. Предохрани¬
тели постоянного тока:
а — с г^енгем д> г в гмзо’
гснерпрчющих трубках; о-*
с гашением д\г в мелкозер¬
нистом наполнителе
Предохранители, изображенные на рис. 2.14, а, имеют плавкий
элемент, расположенный внутри герметически закрытой фибровой
трубки. При расплавлении плавкой вставки током перегрузки или
короткого замыкания внутри трубки образуется дуга. Дуговой
разряд разлагает фибру и образует газы с преобладанием водорода.
Давление внутри трубки повышается до сотни и более атмосфер.
Повышение же давления, в свою очередь, приводит к повышению
общего напряжения на дуге.
Как было показано в § 1.5, напряжение на дуговом столбе
возрастает с давлением. Это возрастание приблизительно пропор¬
ционально корню кубичному из давления, поэтому при увеличении
давления до 100 am напряжение на дуге увеличивается примерно
в 5 раз по сравнению с тем, что имеет место при давлении в 1 am.
В результате создаются условия угасания дуги и цепь прерывает¬
ся. Такой предохранитель допускает многократную перезарядку.
На рис. 2.14, б изображена другая система предохранителя
с плавкими вставками, находящимися в кварцевом песке. При
перегорании тонкой проволоки в песке на месте плавкой вставки
образуется дуга, напряжение на которой достигает высоких зна¬
чений, вследствие чего она гасится. Если по условиям номиналь¬
ных токов требуется большое сечение плавкой проволоки, то
берут несколько параллельных проволочек.
5а
Предохранитель с кварцевым песком можно выполнить на от¬
носительно высокие напряжения, если диаметр проволоки будет
невелик. При увеличении диаметра плавкой вставки увеличивается
количество паров металла, окружающие песчинки металлизируются
и условия для гашения дуги и восстановления диэлектрической
прочности промежутка существенно затрудняются.
Пр., необходимости увеличения сечения плавкого элемента
(с ростом рабочего тока предохранителя) целесообразнее разде¬
лять его на несколько параллельных ветвей с тем, чтобы рассре¬
доточить металл и создать условия для получения более высокого
напряжения на дуге и улучшить режим деионизации промежутка.
Предохранители с газогенерирующими трубками и мелкозер¬
нистым заполнителем (кварцевый песок) применяются и на пере¬
менном токе и обладают там более высокой отключающей способ¬
ностью.
Можно было бы показать еще ряд типов дугогасящих систем,
применяемых при постоянном токе. Мы продемонстрировали только
наиболее типичные и распространенные виды дугогасящих систем,
из чего можно заключить, что эта задача решается различными
способами, однако в зависимости от условий работы аппарата,
режима эксплуатации сети и ее параметров следует выбирать наи¬
более рациональную систему. При выборе типов дугогасительных
систем должны играть техноэкономические соображения, учитываю¬
щие как производственные, так и эксплуатационные затраты, а
также надежность эксплуатации аппарата. Вопрос экономичности
применения той или иной системы является довольно сложным,
если учитывать не только прямые затраты на изготовление аппа¬
ратов, но и их надежность работы в эксплуатации, поскольку от¬
сутствуют достаточно четкие показатели этой стороны вопроса.
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
ГАШЕНИЕ ДЛИННЫХ ОТКРЫТЫХ ДУГ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
3.1. Общие сведения
С вопросом гашения длинных открытых дуг переменного тока
приходится сталкиваться при эксплуатации простых разъедини¬
телей в качестве отключающих аппаратов. Такие разъединители
не имеют специальных дугогасящих устройств и при размыкании
контактов растягивают дугу просто в воздухе. Для улучшения
условий растяжения дуги разъединители снабжаются (роговыми
электродами) дополнительными стержневыми электродами, по ко¬
торым осуществляется подъем дуги вверх и растяжение ее на боль¬
шую длину.
С помощью разъединителей нельзя отключить большого тока,
так как дуга при этом достигает значительной длины, образуя
много пламени, сильно оплавляет контакты и т. д. Мощная откры¬
тая дуга легко повреждает изоляторы, с которыми она соприка¬
сается, вызывает перекрытие между фазами, что ведет к коротким
замыканиям в сети.
Обычные разъединители широко используются при отключении
токов холостого хода трансформаторов, емкостных зарядных то¬
ков линий, малых токов нагрузки и пр.
С вопросом гашения открытых дуг приходится встречаться в
эксплуатации в случае перекрытия линейной изоляции на землю
при появлении в сети атмосферных или коммутационных пере¬
напряжений. При применении металлических опор длина дуги пере¬
крытия получается небольшой и ликвидация дуги обычно достига¬
ется отключением поврежденного участка и включения его в
работу после деионизации места перекрытия (см. ниже). При воз¬
никновении перекрытия на землю в линиях, имеющих деревянные
опоры, возникающая дуга достигает большой длины и, если токи
короткого замыкания на землю не очень велики (не более сотен
ампер), то могут создаваться условия самоугасания таких дуг
(без отключения участка сети). Условия самоугасания можно оце¬
нить исходя из рассматриваемых в этой главе предпосылок.
55
Угасанию открытых дуг на разъединителях или между прово¬
дом н землей на линиях электропередачи в сильной степени спо¬
собствует ветер. При наличии ветра дуга может оказаться более
короткой и, следовательно, ликвидироваться быстрее, чем при
отсутствии ветра. Однако такой фактор, как ветер, не приходится
учитывать ввиду его непостоянства, а исходить из более тяжелых
условий — полного отсутствия ветра.
В нижеприведенных разделах настоящей главы рассматрива¬
ются общие условия угасания открытых дуг переменного тока без
учета влияния случайных обстоятельств.
3.2. Условия угасания открытой дуги переменного тока
и основные допущения
Дуга переменного тока гасится, как правило, легче, чем дуга
постоянного тока вследствие того, что переменный ток в каждый
пол упер иод в момент своего естественного перехода через нуль
прекращается (обрывается). Это обстоятельство используется,
когда дуговой столб подвергается активной деионизации со сто¬
роны окружающей среды. Открытая длинная дуга переменного
тока, однако, не проявляет существенных тенденции к использованию
нулевых пауз тока и ведет себя подобно дуге постоянного тока.
Угасание открытой дуги переменного тока наступает тогда, когда
напряжение, действующее в цепи, оказывается недостаточным,
чтобы поддерживать ее горение. В данном случае дуга растяги¬
вается, достигает критической длины, ток в цепи постепенно сни¬
жается и цепь полностью обрывается. Момент обрыва этого тока
совпадает с моментом перехода его через нуль. Это вполне естест¬
венно, так как и при постоянном токе ток обрывается, когда он
спадает до нуля. В длинной открытой дуге переменного тока весь
подготовительный процесс гашения обусловлен не переходами тока
через нуль, а состоянием сопротивления канала дуги и энергети¬
ческим балансом, поэтому время гашения такой дуги очень немно¬
гим отличается от времени гашения дуги постоянного тока. Эти
рассуждения справедливы только для условия, когда дуга растягива¬
ется спокойно без форсировки растяжения за счет быстрого раз¬
ведения контактов, ветра, дутья, вспомогательного магнитного
дутья и пр. При наличии этих факторов дуга переменного тока
начинает резко проявлять свойства ослабленных моментов, т. е.
нулевых пауз тока, и существенно легче обрывается, чем дуга
постоянного тока.
На рис. 3.1 приведена типичная осциллограмма тока и напря¬
жения открытой дуги переменного тока. Из этой осциллограммы
видно, что ток в цепи снижается постепенно за счет роста сопро¬
тивления канала дуги. В последний полупериод горения дуги
56
ток в цепи уменьшается в четыре-пять раз по сравнению с началь¬
ным значением. Напряжение на дуговом промежутке увеличива¬
ется и переходит постепенно в синусоиду промышленной частоты.
При анализе процессов в открытой дуге переменного тока и
получении расчетных формул для оценки критической длины дуги и
критического тока в ней необходимо сделать некоторые допущения:
1. Ток в цепи и напряжение на дуге синусоидальны. Это пред¬
положение становится близким к действительности при длинных
дугах и когда их длина близка к критической (см. рис. 3.1), т. е. в
области, которая особенно интересна с точки зрения проблемы
гашения дуги.
Рис. 3.1. Типичная осциллограмма отключения цепи перемен¬
ного тока высокого напряжения с открытой дугой
По-видимому, синусоидальности напряжения в длинных Х),\ъ>
способствует образование петель, которые при приближении тока
к максимальному растягиваются и создают компенсацию уменьше¬
ния напряжения за счет падения напряженности электрического
поля. Такие биения возникают в каждый полупериод тока на раз¬
личных участках длины дуги.
2. В открытой дуге переменного тока соблюдается статическая
вольтамперная характеристика на максимальных (амплитудных)
значениях переменного тока, т. е. полагаем, что зависимость на¬
пряжения на дуге в момент максимума тока от амплитуды тока
есть статическая вольтамперная характеристика дуги — «ампли¬
тудная» вольтамперная характеристика.
На рис. 3.2 показана амплитудная вольтамперная характерис¬
тика, где значения напряжения на дуге в момент максимума тока
и амплитудные значения тока условно представлены как положи¬
тельные величины. Предположение о том, что связь между напря¬
жением и током на максимуме может характеризоваться стати¬
ческой вольтамперной характеристикой, основывается на том, что
ток в этой зоне меняется медленно, а на максимуме скорость из¬
57
менения тока становится равной нулю и, следовательно, в этих
зонах напряжение успевает получить статическое значение.
На основе последнего допущения можно предположить, что
амплитудная статическая характеристика дуги переменного тока
может быть приравнена к статической вольтамперной характерис¬
тике постоянного тока:
Uxu-=CI~nl.
Уравнения напряжений на основе
первого допущения для устойчиво го¬
рящей дуги цепи как с чисто активным
/?, так и с чисто реактивным л: сопро¬
тивлениями могут быть написаны со¬
ответственно в виде:
Рис. 3.2. Вольтампер-
ная амплитудная ха¬
рактеристика открытой
дуги переменного тока
ui = {iMxf j
(3.1)
Подставляя в эти уравнения зна¬
чение напряжения на дуге, определяя
длину дуги I и производную от нее по току, можно из условий
максимума, как для дуги постоянного тока (см. § 2.2, гл. 2),
определить значения критического тока /,, = /,(Кр и кри¬
тической длины дуги / = /кр :
и
11
= h.
11
п -j- 1
п 1
' п
= /, .л
|/ ".
т 1
(3.2)
где 1зи — амплитуда тока в цепи при илм = 0, т. е. когда дуговой
промежуток замкнут.
Соответственно для выражения критических длин дуг получаем
следующие формулы:
^кр R —
А\*0 д*
ln IJ
уз Мим
In IJ
13 ми М
(1 +П)1+п ’
т/ я" •
V (\+п)'+п
(3.3)
Если принять для п и С численные величины и выразить ток и
напряжение в действующих значениях, можно получить сле¬
дующие выражения для критических токов и длин, полагая
С = 80 и п = 0,5:
58
Длина дуги зависит от конфигурации электродов и их распо¬
ложения. Например, если дуга возникает между горизонтальными
электродами, то она может набрать большую длину при своем
подъеме, чем в случае, когда она возникает между вертикально
расположенными электродами (рис. 3.3, б). При вертикальном рас¬
положении электродов дуговой столб,
увлекаемый вверх, близко подходит к
верхнему электроду и расстояние А
сокращается настолько, что происхо¬
дит пробой (перемыкание) и длина
дуги снова сокращается. Эти зако¬
рачивания препятствуют значительному
удлинению дуги.
Как показал опыт, на горизонталь¬
ных электродах (рис. 3.3, а) при значи¬
тельно большем удлинении дуги зако¬
рачивание дуги менее вероятно.
Соотношение между полной длиной
дуги и расстоянием между горизонталь¬
ными электродами может достигнуть — = 20; [29]
для вертикальных электродов при прочих равных условиях
— = 5,
а
т. е. при горизонтальных электродах создаются более благопри¬
ятные условия для угасания дуги, чем при вертикальных.
3.3. Экспериментальные данные по гашению длинных
открытых дуг переменного тока
Интересные наблюдения за гашением и развитием открытых
дуг переменного тока в цепях высокого напряжения проводились
проф. В. В. Бургсдорфом [28]. В качестве примера на рис. 3.4
показана зависимость тока и сопротивления дугового канала от
времени при самоугасании открытой дуги, возникшей на линии
напряжением 110 кв с деревянными опорами при перекрытии между
линией и землей для двух значений начального тока.
Рис. 3.4 показывает, что с ростом начального тока замыкания
увеличивается и время самоугасания дуги, так как с ростом тока
растет критическая длина дуги, а следовательно, и время, не¬
обходимое для ее растяжения. Теоретически [см. (3.4)] было
получено, что критический ток дуги в цепи с активным сопротив¬
лением составляет около 30% от тока короткого замыкания (то¬
ка в цепи при закороченной дуге). Если полагать этот ток равным
начальному току замыкания на землю, то критический ток в слу-
Рис. 3.3. Длинные откры¬
тые дуги при горизонталь¬
ном (а) и вертикальном (6)
расположении электродов
ГО
(3.4)
где /3 — действующее значение тока цепи при замкнутом дуговом
промежутке, а;
U — действующее значение напряжения сети, кв\
/кр —критическая длина дуги, м.
Для надежного гашения дуги ее критическая длина должна
превосходить на 15—20% ее действительную длину.
Одним из параметров для оценки условий работы релейной
защиты является сопротивление дугового канала, которое меняется
с течением времени горения дуги и может быть вычислено на основе
уравнения вольтамперной статической характеристики.
Длительность горения открытой дуги переменного тока также
представляет интерес. Но если ток дуги сравнительно невелик
(до 100 а), то величины электродинамических сил, способствующих
растяжению дуги, настолько незначительны, что ими можно пре¬
небречь. В дугах с малыми токами растяжение дуги происходит
главным образом за счет «тепловых» сил, создаваемых за счет раз¬
ности плотности газа в дуговом столбе и в окружающей среде.
Скорость тепловых восходящих потоков [22] около ствола
дуги составляет 140—150 см/сек. Скорость подъема дуги, увле¬
каемой этими потоками, несколько меньше, по-видимому, ее можно
принять около 100 см/сек. Зная эту величину, можно ориентиро¬
вочно определить время, в течение которого дуга достигнет кри¬
тической длины.
На рис. 3.3, а показана картина развития горизонтальной дуги.
Предположим, что горизонтальная часть дуги поднимается вверх
со скоростью v м/сек, тогда ее общая длина составит:
где к — коэффициент удлинения дуги за счет мелких петель и
изгибов.
Можно положить h = vt.
Время гашения дуги есть время, в течение которого длина
дуги достигает критической / = /кр.
При к^ 2
где а — первоначальная длина дуги (расстояние между электро-
I = /с (2/i -f а),
(3.5)
дами).
59
чае 1 (piie. 3.4) должен составлять около 100 а, в случае 2 около
150 а. В эшх областях интенсивность спада тока к нулю
становится очень высокой.
В этой же работе проф. В. В. Бургсдорф дает формулу для
выражения сопротивления дугового канала в зависимости от его
длины и величины тока:
Яд - 1,05
ом,
(3.6)
где / — длина дуги, м\
I — действующее значе¬
ние тока, ка.
Эта формула показывает,
что напряженность электри¬
ческого поля на открытой
дуге практически не зависит
от тока дуги и является ве¬
личиной постоянной. Для
больших токов это близко к
действител ьности.
На рис. 3.5 приведена
фотография открытой дуги,
возникающей между контак¬
тами разъединителя при напряжении 110 кв во время
отключения индуктивного тока 7,5 а и восстанавливающемся
напряжении 92 кв. На рис. 3.5, а показан дуговой процесс в тече¬
ние всего времени расхождения контактов (объектив открыт), а
на рис. 3.5, б дана «моментальная» фотография (выдержка 0,01 сек)
Рис. 3.4. Зависимость тока и соп¬
ротивления канала открытой дуги
переменного тока от времени для
двух значений начального тока (по
Б\ ргсдорфу)
Рис. 3.5. Дуги на разъединителе 110 кв при отключе¬
нии тока 7,5 а (индуктивная нагрузка)
61
дугового канала в промежуточный момент времени. Рис. 3.5, б поз¬
воляет оценить длину и сложный характер канала дуги в то время,
как рис. 3.5, а дает возможность оценить зону распространения
дуги за весь процесс отключения (около 2 сек) [30].
На рис. З.б приве¬
дена схема зоны дуги,
образующейся при раз¬
мыкании контактов
разъединителя при на¬
пряжении в цепи 35 кв
во время отключения
тока около 4 а. По¬
дробное изучение по¬
ведения дуги при раз¬
мыкании малых токов
разъединителями было
проведено в работе М.А.
Аронова [31]. В этих
исследованиях были ус¬
тановлены области от¬
клонения дугового стол¬
ба вверх и между фа¬
зами, что позволило
установить пределы до¬
пустимых токовотключе-
ния простыми разъеди¬
нителями в закрытых
РУ. Было установлено,
что при напряжении
35 кв разъединитель
внутренней установки
без применения пере¬
городок способен от¬
ключить ток 2,5 о, а при
наличии перегородок
— 4,2 а, что соответ¬
ствует токам холостого
хода трансформаторов
3200 и 5600 ква.
Для разъединителей на напряжение внутренней установки б кв
отключаемые токи составляют 4,5 а без перегородок между фазами
и 5,5 а с перегородками, что соответствует токам холостого хода
трансформаторов мощностью 750 и 1000 ква.
На рис. 3.6 приведена опытная кривая удельных верхних от¬
клонений дуги в зависимости от отключаемого тока, «верхние вы¬
леты» которой измерялись по вертикали между концом ножа разъ¬
единителя в отключенном положении и уровнем наивысшей точки
Рис. 3.6. Удельный «вылет» дуги в зависи¬
мости от отключаемого тока в разъедини¬
телях 6—35 кв (по Аронову)
62
положения дугового столба. Результаты каждого опыта, отнесен¬
ные к соответствующему напряжению, показаны точками и область
их распространения ограничена верхней и нижней огибающими
(пунктирные линии).
На рис. 3.7 приведены экспериментальные данные, полученные
Андерсоном [32] при исследовании
дугогасящей способности разъедини- 1м
телей при переменном токе.
Автор дает зависимость наиболь¬
шего отклонения дуги от отключа¬
емого тока при различных напря¬
жениях. Под отклонением или вы¬
бросом дуги автор понимает наиболь¬
шее расстояние, измеренное от сред¬
ней точки прямой, соединяющей
между собой контакты разъедини¬
теля, до точки наибольшего уда¬
ления дуги от этой прямой. Как
видно, для 110 кв наибольшие откло¬
нения дуги при токе 15 а достигают
10 м. Такого же порядка отклонения
дуги при 35 кв достигаются при отключаемом токе около 50 а. На
разъединителе напряжением 10 кв при токе 50 а наибольший вылет
дуги доходит до 3 м. Такие вылеты возможны только в открытых
установках, где могут быть созданы необходимые изоляционные
расстояния.
Рис. 3.7. Наибольший «вы¬
лет» дуги у разъединителей
110; 35 и 10 лее в зависимости
от тока (по Андерсону)
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
ДЕИОНИЗАЦИЯ ОТКРЫТОГО ДУГОВОГО ПРОМЕЖУТКА
ПОСЛЕ ОТКЛЮЧЕНИЯ
4.1. Общие сведения
При перекрытии воздушной изоляции электротехнических
установок за счет коммутационных или атмосферных перенапря¬
жений образуется короткое замыкание через дугу на землю. Если
ток короткого замыкания достаточно велик, то самоугасание дуги
становится весьма маловероятным, поэтому приходится произво¬
дить отсоединение поврежденного участка сети выключателем.
В подавляющем числе случаев такого рода перекрытия, сопро¬
вождаемые мощными дугами, носят проходящий характер, т. е. они
не связаны с органическим повреждением изоляции. Достаточно
прервать на относительно небольшое время подачу напряжения
после отключения такой дуги, как происходит деионизация оста¬
точного столба дуги (перекрытого промежутка) и появляется воз¬
можность снова включить установку или участок сети на полное
рабочее напряжение. Опыт показывает, что для деионизации оста¬
точного столба дуги достаточно отключить его от источника питания
всего на 0,2—0,4 сек, т. е. на столь малый промежуток времени,
при котором может быть сохранена бесперебойная работа потре¬
бителей с моторным приводом.
Отключение поврежденного участка и его повторное введение
в работу осуществляется автоматически и носит название автома¬
тического повторного включения (АПВ). Оно может быть трехфаз¬
ным или пофазным.
При трехфазном АПВ независимо от того, произошло ли пере¬
крытие на одной, двух или всех трех фазах, все три фазы разры¬
ваются и поврежденный участок полностью отсоединяется от ис¬
точника. В случае пофазного АПВ отключается только та фаза,
на которой произошло повреждение (замыкание на землю). После
некоторой паузы она снова включается и работа системы полностью
восстанавл иваетс я.
64
Однофазное отключение имеет некоторые преимущества перед
трехфазным: после отключения поврежденной фазы питание потре¬
бителя может осуществляться по двум остающимся фазам в работе
и для поддержания бесперебойной работы потребителя не требуется
высокого быстродействия АПВ, как в случае полного трехфазного
отключения. Необходимо учитывать, что при однофазном АПВ
сохраняется подпитка отключенной дуги через емкостные связи
от двух остающихся включенных фаз, это затрудняет деиониза¬
цию остаточного столба и сводит вопрос отключения к задаче само¬
угасания открытой дуги с сопровождающим током подпитки.
Далее раздельно рассмотрены случаи деионизации и гашения
остаточной дуги для трехфазного и пофазного отключения, т. е.
для случая, когда деионизация дугового канала происходит сво¬
бодно без какой-либо подпитки, и в случае, когда подпитка имеет
место через емкостные связи между проводами линии.
4.2. Деионизация остаточного канала дуги при полном снятии
напряжения (трехфазное АПВ)
Предположим, что какой-то промежуток между фазой и землей
перекрылся импульсом перенапряжения атмосферного происхожде¬
ния, вслед за которым установился дуговой разряд промышленной
частоты с током короткого замыкания на землю.
Возникшая дуга под влиянием электродинамических сил удли¬
няется и к моменту ее отключения достигает длины I.
Промежуток с неравномерным электрическим полем при атмос¬
ферном давлении и нормальной температуре (300°К) обладает
минимальной электрической прочностью, определяемой по формуле
Панова:
^пР = 5 + 3,75/ кв действ., (4.1)
где I — длина промежутка, см.
Электрическая прочность газа обратно пропорциональна его
абсолютной температуре в области, где нет активной термической
ионизации (для воздуха, азота, кислорода, водорода Т < 4000°К).
В рассматриваемой задаче и для достаточно больших / выражение
(4.1) можно переписать для температуры Т:
(/пр S3 37^300 . (4 2)
Исходя из этого выражения, можно приблизительно оценить
длину остаточного канала, способного выдержать приложенное к
нему напряжение U, через время t:
3 Заказ № 853
UnpT- СМ.
^ 3,75*300
(4.3)
65
Спад температуры дугового столба во времени может быть оце¬
нен приблизительно исходя из дифференциального уравнения
теплового баланса при условии, что подвод мощности отсутствует:
ctdT + Р dt = 0, (4.4)
где сг — теплоемкость 1 см остаточного столба дуги;
Р — мощность, рассеиваемая 1 см канала;
t — время, протекшее с момента отключения;
Т — средняя (по сечению) температура канала дуги после
ее отключения.
Если положить, что основным видом теплопередачи от дугового
канала в окружающее пространство является конвекция, то, сог¬
ласно ранее полученному выражению (см. уравнение 1.26),
Р = 8-10-2 rv (\rT — 1 ТГ) вт.'см, (4.5)
где г — радиус канала, см;
v — скорость конвекционного потока, см!сек.
Теплоемкость 1 см длины дуги может быть получена из удель¬
ной теплоемкости при постоянном давлении (см. уравнение 1.24):
CD 273
р — п <■— *-2 ——. Р <—
1 Р 22 400Т ’
После подстановки значения молекулярной теплоемкости Ср
(уравнение 1.23) можно получить
Cj. = 6,28-10-2——. (4.6)
ут
После подстановки в уравнение (4.4) значения отводимой
мощности Р и теплоемкости 1 см длины дугового канала сг по¬
лучим
1,28— dt=— dT
г \Гг{-\/т —Ут\)
Интегрирование этого уравнения в пределах 0—t и 7\—Т
(где Тг — начальная температура в момент отключения дуги) дает
следующее выражение:
1,28 — t = —21п Т/го_ ;
г уТх - У т0
откуда находим температуру газа в остаточном канале, как функ¬
цию времени
Т =
66
Г v 12
, - , ч - 0,64 —- t г
_{ут1-ут;)е г +ут0\,
(4.7)
и, подставляя это выражение для температуры в уравнение (4.3),
найдем значение напряжения, которое может выдержать остаточный
дуговой столб через время t:
1100/
U <
То
_0,64 —t
1
(4.8)
Из последнего выражения величину радиуса канала открытой
дуги можно исключить, выразив его через амплитудное значение
тока посредством эмпирического соотношения
г^0,03]/7 см (4.9)
и принять для температур Тг и Т2 конкретные численные значения,
т. е. положить начальную температуру газа в канале дуги Тг =
= 6000°К и температуру окружающей среды Т0 = 300°К.
Неопределенной величиной в условиях естественной конвекции
является скорость v проникновения газового потока (окружающей
среды) в дуговой столб. Скорость движения нагретого воздуха
около дугового канала составляет 100—150 см/сек. Некоторые
подсчеты показывают, что при естественной конвекции скорость
проникновения воздуха (в среднем по всему сечению) может быть
принята не более нескольких сантиметров в секунду. Если сопо¬
ставить результаты, полученные по формуле (4.8), с опытными
данными, то для ориентировочных расчетов можно рекомендовать
следующее выражение для напряжения, которое можно приложить
к остаточному столбу спустя время t после его отключения без
повторного зажигания дуги:
^<-г ^7 — * (4Л°)
-200—-=г
3,5* 17 4
где I — длина дугового канала в момент отключения, см\
t — время, протекшее с момента отключения, сек\
I — ток в дуге, а;
U — выдерживаемое напряжение, кв действ.
На рис. 4.1 приведены зависимости U от времени паузы для
различных токов отключаемой дуги для длины канала, равной
1 м. Построенные кривые хорошо отображают действительный
характер восстановления прочности дугового промежутка после
его отключения от сети.
На рис. 4.2 сопоставлен характер роста электрической проч¬
ности открытой дуги для токов 10; 50 и 100 а в процентах от пол¬
ной конечной прочности (принятой за 100%) и опытная кривая по
данным Эдельса [33], полученная на открытой дуге длиной в 5 мм.
На рисунке можно видеть хорошее совпадение характеров изме¬
3*
67
нения прочности промежутка во времени, полученные расчетным
и опытным путями.
Экспериментальные исследования времени деионизации дуги
после ее отключения были проведены в лабораториях и сетях при
напряжениях 220, 138 и 69 кв.
На рис. 4.3 показана лабораторная схема, которая исполь¬
зовалась при исследовании восстановления прочности дугового
промежутка после отключения. Перед началом опыта выключатель 2
и
*оо
зоо
к0/м
■у?
/ух
/ J
У,
•№
Г
°/о
too
80
SO
UO
20
OJ 0,7 0,3 Ofi op 0,6
‘Опытная (Edels. И)
фод1
р50с
s'tOQ
1 ^
<->
\
/етны
\
t
'в
сек
OJ 0,2 0,3 OJt 0y5 0,6 сек
Рис. 4.1. Зависимость пробивной
напряженности электрического по¬
ля остаточного дугового столба от
времени для различных токов дуги
Рис. 4.2. Сравнение зависимо¬
стей пробивной напряженности
электрического поля от времени,
полученных из опыта и расчетным
путем (рис. 4.1)
замкнут, а промежуток или гирлянда изоляторов 4, на которых
возбуждается дуга, перемыкается тонкой проволокой. При включе¬
нии выключателя 5 на промежутке возникает открытая дуга, кото¬
рая после нескольких полупериодов горения выключателем 2
отключается. Спустя известное время выключатель 1 подает напря¬
жение от трансформатора 3 на промежуток 4. При этом можно
наблюдать повторное дуговое перекрытие или его отсутствие. Регу¬
лируя напряжение трансформатора 3 и время паузы между отклю¬
чением выключателя 2 и включением выключателя /, можно опре¬
делить время бестоковой паузы, после истечения которого повторное
включение рабочего напряжения сети не приведет к возобнов¬
лению дуги на гирлянде изоляторов.
Применительно к сетям напряжением 110—132 кв было установ¬
лено, что повторное дуговое перекрытие не возникает при бес¬
токовой паузе более 0,2 сек при токах в дуге около 6000 а и более
0,1 сек при токах 800 а и ниже. В процессе опытов длина дуги
достигала, по данным фотографии, около 2,5—3,0 м.
На диаграмме рис. 4.4, полученной Томменом [34], показано
время деионизации столба дуги при различных токах и напряже¬
ниях, а также при различных видах короткого замыкания (однофаз¬
ное или трехфазное) и расположениях дуги по отношению к шинам
подстанции. Ломаная кривая изображает границу допустимых
68
минимальных значений времени паузы, ниже которых зажигание
дуги возможно при повторной подаче напряжения. При значениях
времени, превышающих указанную границу, повторные значения
дуги исключаются полностью.
Интересно отметить, что время деионизации заметно снижает¬
ся, когда дуга возникает на концах подстанционных шин, т. е.
когда ее опорные точки оказываются
неподвижными. В этом случае к момен¬
ту отключения дуга способна достигнуть
значительно большей длины, чем на 0)£ 4
параллельных шинах, и вследствие ^ ™
этого напряженность электрического
поля уменьшается и время, потребное Рис. 4.3. Схема установки
для деионизации, также уменьшается для лабораторного иссле-
(см. рис. 4.1). Все данные рис. 4.4 по¬
лучены при отсутствии ветра.
Из результатов исследования мож¬
но видеть отсутствие увеличения и
даже уменьшения времени деионизации остаточных продуктов
дуги с возрастанием тока при напряжении 10 кв. Это может
быть объяснено тем, что с увеличением тока в дуге она успевает
за время горения сильно вытягиваться, что приводит к уменьше¬
нию действительной напряженности электрического поля в дуговом
столбе при повторной подаче напряжения.
дования времени деиони¬
зации открытого проме¬
жутка
0,25
0}20
§
s 0J5
&
с
0,10
£
*
й ом
0,00
сек
х—Повторное зажигание
о - без повторного зажигания
с о
I ^*0°
°0°
ООО
о 0
oV i
' 0 с
Э
VI
0
0
/Го
/
/ п
оооо
с
4е
с°э
I О О
! 0£0
О О
°| О
% -
ж
\ о,- о
Mil
хох i
°°с I
LjlJ
[ °
COO
0 0
'IT
I
ОО /
X
~х?х"
хх£
X § 1
<
\
\
с°о о/
/хх
х | |
1
X
\
X
' X
оооо
ч о ОС
ж
i
Гцрлрндь/ изопя-
гпород
с-i Ч;
11
-
2
3
фазы
15
>
ч
>
а, мм
600
600
2*600
юоо
2 X
400 0
1000
?х
ЧООО
-
3000
IkjA
1000
5000
10000
5000
1000
5000
1000
1
1
1000
1000
U, к 6
ю
50
28,9
150
Рис. 4.4. Время, необходимое для деионизации дугового промежутка поел
его отключения, при различных условиях (по Томмену)
69
При более высоком напряжении (50 ке), но меньших токах
зависимость времени деионизации от тока находится в большем
согласии с теорией, чем при 10 кв.
Более поздними опытами было установлено (Харингтон и
Старр [35]), что в ряде случаев существует зависимость между
временем деионизации открытой дуги и длительностью ее горения
перед отключением. Это имеет место в тех случаях, когда дуга
не может свободно перемещаться в пространстве. По-видимому, с
увеличением времени горения дуги образуется значительная зона
раскаленного воздуха, окружающего дуговой столб, который за¬
трудняет его деионизацию.
По данным Харингтона и Старра, при мощности короткого замы¬
кания в 2000 Мва и рабочем напряжении 230 кв наблюдалось воз¬
растание времени деионизации с 4 до 12 периодов (при 60 пер/сек)
при увеличении времени горения дуги с 2 до 5 периодов соответ¬
ственно.
Опыт эксплуатации сетей напряжением 110 и 220 кв в Совет¬
ском Союзе показал, что при трехфазном АПВ в 70°о всех случаев
короткого замыкания линии после повторного включения продол¬
жают работать.
Минимальные паузы времени после отключения и повторного
включения, по данным мировой практики, лежат в пределах 0,05—
0,3 сек для рабочих напряжений соответственно от 20 до 230 кв.
Такое увеличение времени бестоковой паузы с напряжением можно
объяснить тем, что с ростом рабочего напряжения растет и длина
канала дуги, который при больших длинах приобретает весьма слож¬
ные формы. Вследствие этого отдельные участки дуги охлаждаются
неодинаково и распределение напряжения вдоль остаточного ка¬
нала после его повторного включения оказывается неравномерным.
Это приводит к уменьшению средней напряженности электрического
поля, выдерживаемой дуговым столбом при прочих равных усло¬
виях. При рабочем напряжении 420—500 кв время, необходимое
для деионизации открытой дуги, увеличивается до 0,4—0,6 сек.
4.3. Деионизация остаточного канала дуги при пофазном
отключении
В введении к настоящей главе отмечалось, что возможно по-
фазное отключение системы или части ее при появлении однофазных
коротких замыканий. При этом необходимо учитывать, что оста¬
точный дуговой столб после отключения одной фазы (рис. 4.5) бу¬
дет получать подпитку через емкостные связи, существующие меж¬
ду отключенным проводом и двумя включенными.
Остаточные токи подпитки могут существенно увеличить вре¬
мя деионизации по сравнению с тем, что имеет место при трех¬
фазном отключении (при отсутствии подпитки). Так, по данным
70
Томмена [34], при токе подпитки 4,3 а время деионизации увеличи¬
вается на 40—50%; при токе подпитки 8,7 а время деионизации
возрастает более чем в 3, а при 23 а — более чем в 6 раз по срав¬
нению с тем, когда ток подпитки полностью отсутствует.
Эти опыты проводились при напряжениях 10 и 50 кв в одно¬
фазном режиме, когда подпитка осуществлялась за счет шунтирую¬
щей емкости на выключателе (рис. 4.6).
Рис. 4.5. Схема для расчета
восстанавливающегося нап¬
ряжения на отключенном
проводе
Рис. 4.6. Лабораторная
схема для определения
влияния подпитываю¬
щего емкостного тока
на время деионизации
На рис. 4.7 приведены результаты опытов с такого рода схемой
при 10 и 50 кв. Однако они не отражают условий, возникающих
0,9
0,8
07
^ 0,6
| 0J5
cl Oft
§ 0,3
С*
£ 0,2
0J
1 1 1 ■ ■
х - Повторное за ж и гание
°-6ез побторного зажигания
%
■ t
/„
/
/ *
/И
/ z
/
/ х
еА
/
/ '
I
/
1
Л-.
#
%оо
о°эос /
/
с
/
X
/
' ЭХС
X
" /
/
0*6
-м=-
—як
— £—
XX
X
X
-Ш
д
1дод-> а
0
ь.з
8,7
8.7
пз
23
0
ад
Климатические
условия
1
'Г'и ГС
и-\'"э~,пи
о:*эь
чес с ь^Си
дождь
чедсгьшой сьег,йР-
^ер HDD-
дсдод
тихо
тихо
снег,
НгбОПЬк.Си
ветер
УстрсйстЬо
1=3
. ! :>
й©1
а, мм
600
W00
Гкз>а
woo
woo
и, «в
10
50
Рис. 4.7. Время, необходимое для деионизации, измеренное при помощи
лабораторной схемы рис. 4.6 (по Томмену)
71
при отключении одной фазы в трехфазной реальной системе в
отношении величины восстанавливающегося напряжения на отклю¬
ченном проводе.
В случае применения схемы рис. 4.6 на промежутке при са-
моугасании дуги подпитывающего тока будет появляться почти
полное напряжение источника, если не учитывать емкость между
проводами. В реальных трехфазных схемах при отключении дуги
однофазного короткого замыкания на землю восстанавливающееся
напряжение составляет всего лишь 14—15% от величины фазового
напряжения системы. Таким образом, если в схеме рис. 4.6 напря¬
жение источника принять равным 10 кв, то это будет соответство¬
вать условиям, близким к тем, которые возникнут в реальной
трехфазной системе (110 кв) в отношении восстанавливающегося
напряжения на отключенной фазе (фаза — земля).
Величина тока подпитки может быть вычислена при заданной
длине линии. Если допустить, что сопротивление дугового столба
равно нулю по сравнению с емкостным междуфазовым сопротивле¬
нием, то результирующий ток, текущий через остаточный дуговой
столб, будет равен геометрической сумме токов от двух других
фаз. Эти токи, так же как и напряжения, находятся под
углом 120° друг к другу, поэтому результирующий ток при сопро¬
тивлении дуги, равном нулю, будет численно равен фазовым токам:
/д — 1\ч~т Лз = Лг = Лз = (4.Н)
где емкость между фазовыми проводами на 1 км линии можно оце¬
нить приблизительно величиной для различных рабочих напряже¬
ний
Сj2 = 0,001 -10'® ф1км.
От величины рабочего напряжения величина емкости между про¬
водами на 1 км длины линии мало зависит, так как с ростом нап¬
ряжения увеличивается расстояние между проводами, но одновре¬
менно растет и диаметр провода.
Для ориентировочной оценки можно полагать, что емкостный
ток подпитки, определяемый соотношением (4.11) и отнесенный на
100 км длины линии, составит: для 110 кв » 2 а\ для 220 кв « 4 а;
для 500 кв « 10 а.
Такие токи образуют остаточную дугу, которая может ликвиди¬
роваться при однофазном отключении только за счет явления само¬
угасания.
При рабочих напряжениях 110—220 кв условия самоугасания
остаточной дуги довольно благоприятны, так как канал дуги при
токе короткого замыкания (до отключения одной фазы) под дейст¬
вием электродинамических сил успевает растянуться на такую
длину, которая по отношению к току подпитки (2—5 а) оказывается
больше, чем критическая длина. Следовательно, дуга при этих
токах подпитки устойчиво гореть не сможет.
72
Угасанию дуги остаточного тока подпитки в значительной
мере способствует то обстоятельство, что напряжение, восстанавли¬
вающееся на отключенной аварийной фазе, обычно бывает значитель¬
но меньше фазового напряжения сети.
Действительно (см. рис. 4.5), когда дуга перекрытия на землю
угаснет, напряжение на отключенном проводе фазы I будет оп¬
ределяться соотношением емкостей между проводами (С13 и С12)
и между проводом и землей (С3).
Восстанавливающееся напряжение на отключенном проводе
фазы 1 может быть определено из совместного решения уравнений
напряжения двух связанных между собой контуров:
/ . . . . фаза 3 — емкости С13 и С3 — земля,
II . . . фаза 2 — емкости С12 и С3 — земля.
Фазовые напряжения этих контуров будут расходоваться на
покрытие падений напряжений в емкостях С13, С12 и С3. т. е.:
^Фз = ^1з т Uз, I (4 12)
^ф2 = ^12 ~Ь Ur J
Здесь напряжения складываются геометрически с учетом, что
фазы их различны.
Складывая уравнение (4.12) и учитывая, что
Uiz —
t/l2 =
u3 =
113
О)C13
112 .
i> С12
— Лз + Лг»
и полагая С12 = С13 = С, получим:
U& + t/фз = и1г -г Ul% + 2U3 = +2£/3 = + 2Z73
_L_ // ! О// _ Лз 4- /l2 ■ _ J_3
со С 3 0)С
Полагая, что звезда фазовых напряжений сохраняет симмет¬
рию (Uф2 и Uф3) с углом 120° между ними, т. е.:
йф = -г йФЗ = и3-^- + 2и,,
откуда
и’-^-ът*г- (4ЛЗ>
с
Емкость провода на землю приблизительно в 5 раз больше,
чем емкость между проводами, поэтому для практической оценки
величины напряжения, восстанавливающегося на отключенном
73
проводе, по отношению к земле можно принять это соотношение в
уравнение 4.13, тогда
£/3 = ^2-=0,156/ф, (4.14)
т. е. только 1596 фазового напряжения может восстановиться на
отключенной фазе после угасания дуги между проводом и землей.
Интересно оценить, какова должна быть критическая длина
дуги при токе подпитки 2 а в линии 110 кв для самоугасания этой
дуги при однофазном отключении замыкания провод—земля.
Обратимся к уравнению (3.4), т. е.
/кп = 0,128/0,5 £/ = 0,128 • 20,5 0,15 = 1,72 ли
у 3
Совершенно очевидно, что такая длина дуги легко обеспечива¬
ется при перекрытии, например, гирлянды изоляторов и, следова¬
тельно, дуга тока подпитки будет угасать без каких-либо допол¬
нительных вмешательств.
Интересно привести данные сетевых испытаний по однофазным
отключениям коротких замыканий линий передачи 220 кв, проведен¬
ных во Франции [36]. Результаты этих опытов сведены в табл. 4.1.
По данным этой таблицы видно, что при длине линии 347 км
дуга с остаточным током 16— 1S а сама угасает с трудом и дли¬
тельность дуги остаточного тока увеличивается до 1—2 сек. Вос¬
станавливающиеся напряжения получились близкими к результа¬
там, вытекающим из формул (4.13) и (4.14).
Время горения (самоугасания) остаточной дуги с током под¬
питки может существенно увеличить допустимое время обратного
включения отключенной фазы (время паузы) по сравнению с трех¬
фазным АПВ. Однако, как показывает опыт эксплуатации, это увели¬
чение времени допустимо в связи с тем, что частичное питание
потребителя по двум остающимся включенным фазам сохраняется
и спад оборотов электродвигателей за время паузы получается су¬
щественно меньшим, чем при полном отключении (трехфазном).
При таких паузах (при времени разрыва одной фазы 1—2 сек)
большинство моторных потребителей может нормально работать,
так как большинство асинхронных двигателей эксплуатируются с
запасом по мощности и легко переносят кратковременный разрыв
одной фазы. Только небольшая часть потребителя с сильно пере¬
груженными асинхронными двигателями может отключиться и
выпасть из работы. Таким образом, однофазное АПВ представляет
собой средство, позволяющее сохранять устойчивость работы си¬
стем и потребителей при использовании более простых и дешевых
коммутационных устройств, не требующих сверхбыстродействую¬
щих выключателей и приводных механизмов, например обычные
масляные выключатели с пофазным управлением.
74
Таблица 4.1
Длина линии, км
из
139
275
I
347
Число тросов
1
1
1
1
Напряжение во время
опытов, кв
242
236
240
235
Ток в главной Дуге, а .
970
1000
970
1000
Длительность главной ду¬
ги, сек
0,14
0,14
0,14
0,14
Восстанавливающееся
напряжение на отклю¬
ченном проводе, кв .
14,5—15
1
16-18
17—18
18—20
Остаточный ток, а . . .
6,3-7
8,7-9,3
12,5-13,5
16-18
Число коротких замыка¬
ний ...
9
10
7
9
Время горения остаточ¬
ной Дуги, сек ....
I
0,02; 0,12;
0,12; 0,12;
0,13; 0,16;
0,17; 0,18;
0,21;
1
0,01; 0,11;
0,11; 0,15;
0,15; 0,16;
0.18; 0,19;
0,21; 0,21;
0,15; 0,19;
0,19; 0,20;
0 27; 0,27;
’ 0,28
0,26; 0,27;
0,27; 0,27;
0,28; 0,34;
0,95; 0,99;
2,0
Пример. На линии электропередачи напряжением 220 кв протяженно¬
стью 40 км произошло однофазное короткое замыкание на землю, которое
устраняется при помощи одного полюса выключателя. Оценить возмож¬
ность деионизации остаточного столба и повторного включения линии.
При однофазном отключении остаточный дуговой столб будет получать
подпитку за счет междуфазовых емкостных связей.
Ток подпитки, согласно формуле (4.11), составит
1л = ифо>С121 ^ т=- • 314-0,001-10-6.40= 1,6 а.
у 3
Согласно уравнению (4.14), восстанавливающееся напряжение на от¬
ключенном проводе
220 000
U3 £ 0,15 Цф = 0,15 — = 19 100 в.
Критическая длина дуги подпитывающего тока, согласно уравнению
(3.4), составит
/кр = 0,128 /°^5£/3 = 0,128- 1,60-5 • 19 100 = 3,4 м.
Как указывалось ранее, действительная длина дуги, по крайней мере,
вдвое больше, чем расчетная, кажущаяся (за счет образования мелких пе¬
75
тель и извилин). Поэтому кажущаяся длина дуги для данного случая состав¬
ляет
/ = -%р- = —2— = 1,7
так как действительная дуга, по крайней мере, в два раза больше, чем рас¬
четная, за счет образования мелких петель.
При напряжении 220 кв наименьшее расстояние по гирлянде изоляторов
П-4,5 составляет ж2,5 м. На основе того, что при токе короткого замыкания
остаточный дуговой столб будет еще существенно растянут, можем считать,
что длина дуги при добавочном токе будет существенно больше, чем
1,7 ж, и, следовательно, самоугасание ее будет происходить вполне надежно.
ГЛАВА ПЯТАЯ
ГАШЕНИЕ ДУГИ В ЦЕПЯХ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА ПРИ АКТИВНОЙ
ДЕИОНИЗАЦИИ ПРОМЕЖУТКА
5.1. Общие сведения
Условия гашения дуги переменного тока при активной деиони¬
зации промежутка выключающего аппарата принципиально отли¬
чаются от условий угасания дуг постоянного тока и длинных откры¬
тых дуг переменного тока. Как было показано ранее, в дуге по¬
стоянного тока или в открытой длинной дуге переменного тока
гашение в основном наступает вследствие того, что при растяже¬
нии дуги источник электрической энергии не в состоянии пок¬
рыть падения напряжения в дуговом столбе, вследствие чего на¬
ступает неустойчивое состояние и дуга гаснет (см. гл. 2 и 3).
При образовании дуги в цепи переменного тока, когда дуговой
столб подвергается активной деионизации или разбивается на ряд
коротких дуг, может произойти гашение дуги и тогда, когда ис¬
точник имеет еще большой запас напряжения для поддержания
горения дуги, но оказывается недостаточным для обеспечения ее
зажигания при переходе тока через нуль. В условиях активной
деионизации во время перехода тока через нуль проводимость
дугового столба падает настолько, что для возбуждения дуги в
следующий полупериод к нему необходимо приложить хотя бы на
короткое время значительное напряжение. Если цепь не в состоянии
обеспечить достаточные величину напряжения и скорость его подъема
на промежутке после прохода тока через его нулевое значение,
то ток обрывается окончательно, т. е. дуга не возникает в следую¬
щий полупериод, и происходит отключение цепи.
Таким образом, гашение дуги переменного тока при активной
деионизации промежутка представляет процесс, происходящий в
период нулевой паузы тока. Процесс гашения или негашения дуги
сводится к вопросу непробоя или пробоя промежутка в следующий
полупериод, т. е. к соревнованию между восстанавливающейся
прочностью промежутка и появляющимся (восстанавливающимся)
на нем напряжением. Это положение лежит в основе теории и прак¬
77
тики гашения дуг переменного тока в выключающих и защитных
аппаратах высокого и низкого напряжений.
При рассмотрении процессов гашения дуги переменного тока
возникли две проблемы, превратившиеся в два самостоятельных
направления:
1. Количественная оценка восстанавливающейся прочности
дугового промежутка при переходе тока через нуль.
2. Количественная оценка восстанавливающегося напряжения
на выключателе после достижения током нулевого значения.
Эти процессы, в реальных условиях синтезирующиеся в один
процесс, определяющий условия гашения дуги в выключателе,
создали в электротехнике два направления.
Цель первого направления сводится к получению зависимостей
восстановления прочности промежутка в последуговой период
от времени, величины отключаемого тока, конструктивных факто¬
ров выключателей и свойств среды, применяемой для гашения ду¬
ги (масло, сжатый воздух, шестифтористая сера и пр.).
Во втором случае исследуются вопросы восстановления нап¬
ряжения на выключателе в зависимости от конфигурации сетей,
мощностей короткого замыкания (индуктивностей), а также нали¬
чие емкостей в длинных и коротких линиях и пр. Сложность эк¬
спериментального исследования этих процессов заключается в
том, что они протекают в течение небольшого интервала времени
(микросекунды) при сложном взаимодействии различных факторов.
Предположим, что мы имеем однофазную цепь (рис. 5.1), пи¬
таемую от генератора переменного тока, состоящую из активного
сопротивления R и индуктивности L. При замыкании этой цепи
в ней течет ток, определяемый напряжением источника и полным
сопротивлением цепи,
Рис. 5.1. Простейший
эквивалентный контур
при отключении дуги
переменного тока
I =
U
У (и> L)2 -\- R2
Во многих случаях, особенно при ко¬
ротких замыканиях цепи, R со L, поэто¬
му ток короткого замыкания практичес¬
ки определяется только индуктивностью
цепи:
/a-JL.
С учетом активного сопротивления цепи R между током и
напряжением будет иметь место сдвиг фаз, определяемый углом (р:
tg<p =
со L
ИЛИ COS ф =
У(« L?+R*
78
Мгновенное значение напряжения в момент, когда ток прохо¬
дит через нуль, будет равно:
U0 = UM sin ф,
где UM — амплитудное значение действующего напряжения.
Напряжение U0 в литературе принято называть восстанавли¬
вающимся напряжением промышленной частоты или, за последнее
время все более стал прививаться
термин, возвращающееся нап¬
ряжение, который является более
предпочтител ьным.
На рис. 5.2 показана типичная
картина процесса отключения
цепи переменного тока. Предпо¬
ложим, что в момент времени а
контакты выключателя разомкну¬
лись и в цепи появилась дуга.
Как показывает осциллограмма
напряжения, на зажимах выклю¬
чателя в первый переход тока
через нуль дуга не прекратилась, а
под воздействием напряжения,
которое начало нарастать на вык¬
лючателе после перехода тока через нуль, снова загорелась (про¬
бился промежуток) и продолжала гореть до следующего пере¬
хода тока через нуль. Но при переходе тока через нуль во вто¬
рой раз пробой промежутка не возник и цепь оказалась отклю¬
ченной, во второй проход тока через нуль напряжение на выклю¬
чателе восстановилось полностью, т. е. прошло все фазы измене¬
ния в переходном режиме и достигло напряжения промышленной
частоты сети. Переходный режим восстановления напряжения
сопровождается колебаниями высокой частоты /0 вследствие того,
что напряжение на выключателе стремится подняться до вели¬
чины U0 мгновенно. Но этого не может произойти, так как на
зажимах выключателя всегда имеет место некоторая емкость С и,
следовательно, в цепи возникает ток, текущий через индуктив¬
ность L и сопротивление R.
В первом приближении влиянием R на частоту колебания
напряжения на выключателе пренебрегаем, т. е. считаем, что /0
определяется только емкостью и индуктивностью цепи:
/о = L=--
2- у LC
Колебания восстанавливающегося напряжения происходят
около значения U0. При отсутствии затухания размах колебаний
напряжения в сторону превышения амплитуды равнялся бы двой¬
Рис. 5.2. Процесс отключения
цепи переменного тока:
а — ток в цепи; б — напряжение на вы¬
ключателе
79
ной величине восстанавливающегося напряжения промышленной
частоты С/0, т. е. пик напряжения достиг бы 2U0. Но это имело бы
место при отсутствии пика гашения дуги. В действительности
до момента прохода тока через нуль напряжение на емкости равно
пику гашения Ur, следовательно, после перехода тока через нуль
напряжение на емкости (на выключателе) будет стремиться изме¬
ниться с UT до U0, т. е. на величину Ur + U0, и размах его в сторону
превышения амплитуды при отсутствии затухания составляет
величину Ur + U0. Таким образом, по отношению к нулевой линии
напряжения пик восстанавливающегося напряжения достигает
следующей величины (рис. 5.2 и 5.3):
UM = U0 + (U0 + UT) = 2 U0 + Ut. (5.1)
В реальных условиях восстановления напряжения за счет
затухания первый пик обычно бывает значительно меньше двойной
величины (1,3—1,6), если не учитывать влияния самого выключа¬
теля. Выключатель может несколько увеличить амплитуду за счет
пика гашения и с другой стороны усилить затухание за счет ос¬
таточной проводимости.
Рис. 5.3. Процесс восстанов- Рис. 5.4. Процессы восстановле-
ления напряжения на вык- ния напряжения на выключате-
лючателе ле и рост электрической проч¬
ности дугового промежутка во
времени
Обычно принято восстанавливающееся напряжение сети харак¬
теризовать без учета влияния самого выключателя, т. е. опреде¬
лять собственную частоту восстановления напряжения или собст¬
венную скорость восстановления напряжения. На рис. 5.4 приве¬
дены различные случаи восстановления напряжения на выключате¬
ле без учета влияния самого выключателя на процесс.
При колебательном процессе восстанавливающее напряжение
характеризуется уравнением (см. гл. 6)
80
UB = Uq — U0e~at coscV,
(5.2)
где
а
Средняя скорость восстановления напряжения при колебатель¬
ном процессе может быть оценена следующим образом:
При апериодическом процессе восстановления напряжения, ко¬
торый обычно возникает в системах при наличии линий, включен¬
ных параллельно выключателю, начальная скорость всегда бывает
существенно выше, чем при колебательном процессе. Некоторые
типы дугогасящих устройств весьма чувствительны именно к на¬
чальной скорости восстановления напряжения и поэтому их сле¬
дует проверять при различных видах восстановления напряжения.
На рис. 5.4 приведены два случая отключения с различной
интенсивностью восстановления прочности промежутка после про¬
хода тока через нуль. Случай 1 обеспечивает гашение дуги для
всех представленных процессов восстановления напряжения.
В случае 2 — восстанавливающееся напряжение в точке а начинает
превалировать над величиной восстанавливающейся прочности и,
следовательно, в этой точке и после нее можно ожидать пробоя
промежутка и повторного возникновения дуги.
Явления восстановления напряжения на промежутке выключа¬
теля будут рассмотрены в гл. 6. В гл. 5 будет более подробно рас¬
смотрен механизм восстановления электрической прочности после
перехода тока через нуль для наиболее характерных случаев.
При рассмотрении явления восстановления электрической
прочности дугового промежутка обычно разделяют дуговые про¬
цессы в так называемых длинных и коротких дугах.
В длинной дуге явлениями у электродов можно пренебречь и
следует рассматривать только прочность, приобретаемую дуговым
столбом. Если дуговой столб одного промежутка должен выдер¬
живать восстанавливающееся напряжение, превышающее тысячи,
десятки тысяч и даже сотни тысяч вольт, то нет никакого смысла
заниматься явлениями у электродов, которые способны обеспечить
прочность только 200—300 в (а иногда и существенно меньше).
В коротких дугах явления у электродов определяют основную
величину прочности промежутка. Явления в дуговом столбе в
этом случае отходят на задний план и не оказывают существенно¬
го влияния на общую величину восстанавливающейся прочности.
(5.3)
где
2- уТс
81
Случаи соразмерного влияния явлений у электродов и в дуго¬
вом столбе на общий результат встречаются в низковольтных
аппаратах.
5.2. Отключающая способность выключателя при
переменном токе
Мерой отключающей способности выключателя принято считать
отключаемый ток при определенном напряжении цепи или мощность
отключения.
Для трехфазных выключателей переменного тока высокого
напряжения под мощностью отключения понимают произведение
действующего значения тока короткого замыкания /к.3 в момент
начала размыкания контактов на линейное напряжение Ua и на \
р = ] 3" /к. з t/H-10"6 Мва. (5.4
Тяжесть работы выключателя зависит и от отключаемого тока,
и от напряжения цепи; однако выражение (5.4) не характеризует
сущности физических процессов, происходящих в выключателе,
его весовых и объемных показателей и пр. Произведение /к.3^н
не имеет физического смысла. Более правильно говорить об отклю¬
чаемом токе выключателя как характеристике его отключающей
способности для определенного класса напряжения. Формула (5.4)
имела бы какой-то смысл, если бы имелась возможность при оп¬
ределенной заданной Р менять напряжение за счет тока корот¬
кого замыкания, и наоборот, лишь бы она сохранялась постоянной,
но это делать, как правило, нельзя. Иногда удается при переходе
с одного класса напряжения на другой, например с 10 кв на 6 кв,
несколько увеличивать отключаемый ток выключателя, но далеко
не в том же отношении и далеко не для всех типов выключателей.
Если длительность горения дуги в выключателе не зависит
или очень мало зависит от снижения рабочего напряжения в цепи,
то это указывает на то, что фактором, определяющим отключающую
способность выключателя, является главным образом ток короткого
замыкания. При повышении отключаемого тока даже прп значи¬
тельном снижении возвращающегося напряжения может иметь
место отказ в гашении из-за появлений чрезмерных давлений,
оплавления контактов, закупорки сопел и, как следствие, резкого
снижения скорости истечения газа или жидкости и пр. При разра¬
ботке дугогасящих устройств не удается повысить рабочее напря¬
жение при снижении отключаемого тока по той причине, что вос¬
станавливающаяся прочность промежутка в момент появления
наибольшего напряжения на нем зависит уже не от тока, а от
среды, заполняющей этот промежуток, давления газа, расстояния
между контактами и пр.; в этих случаях приходится применять
несколько разрывов.
82
Отключающая способность выключателя есть совокупность
весьма сложного комплекса явлений, так как здесь, помимо воп¬
росов гашения дуги, имеют место: динамика механизмов, электро¬
динамические силы, механическая прочность камер, устойчивость
контактов и др. Сложность процессов в выключателях создает
большие трудности при их моделировании, следовательно, надеж¬
ность работы выключателя в различных режимах эксплуатации
может быть установлена не на моделях, а на реальных образцах
аппаратов в рабочих режимах и реальных электрических цепях.
При оценке отключающих устройств даже только с точки зре¬
ния вопросов дугогашения весьма существенную роль играет вели¬
чина тока отключения. Под током отключения, как уже было отме¬
чено ранее, понимается действующее значение тока в цепи в
момент начала расхождения контактов. Под «моментом» при пере¬
менном токе следует понимать период, в который происходит раз¬
мыкание контактов. В момент размыкания контактов в цепи может
иметь место апериодическая составляющая тока короткого замы¬
кания (рис. 5.5) Действующее значение тока к. з. за период при
наличии апериодической составляю¬
щей может быть представлено сле¬
дующим образом:
I = V 1\ -г /п , (5.5)
где /а — средняя величина апери¬
одической составляющей;
/п — действующее значение пери¬
одической составляющей тока
в момент размыкания кон¬
тактов.
Действующее значение периоди¬
ческой составляющей при синусои¬
дальном токе
Величина тока по формуле (5.5)
определяется, согласно действующе¬
му стандарту на выключатели, ГОСТ
687—41.
Учет апериодической составляющей в токе, как основной меры,
приводит к явным недоразумениям ввиду различного влияния ее на
процесс отключения в различных типах выключателей: она спо¬
собна как утяжелять, так и облегчать процесс разрыва дуги в вы¬
ключателе; создает асимметрию в токе.
На примере рис. 5.5, б гашение дуги в точке А будет затруднено
ввиду того, что нулевому моменту предшествует «большая» полу¬
волна тока перед переходом его через точку Лив дуговом проме¬
а)
Рис. 5.5. Ток короткого замы¬
кания во времени при наличии
апериодической составляю¬
щей;
/ ч — амплитуда периодической со¬
ставляющей; /а— апериодическая со¬
ставляющая тока
83
жутке выделится значительно большее количество энергии, чем в
«малую» полуволну, т. е. перед переходом тока через точку Б.
Восстановление электрической прочности после перехода тока
через точку Б произойдет значительно легче, чем после перехода
через точку А. Если дуга не будет погашена в точке А, то это легко
сделать в точке Б. Такая ситуация может иметь место в выключаю¬
щих устройствах, где гашение дуги зависит в сильной степени от
энергии, выделенной непосредственно перед нулевым значением
тока (воздушные выключатели). Существуют и такие дугогаси¬
тельные устройства, которые резко реагируют на общее количество
энергии, т. е. у которых энергия быстро не эвакуируется из про¬
межутка. В этих устройствах апериодическая составляющая может
привести к значительному утяжелению процесса гашения. Когда
речь идет об оценке влияния апериодической составляющей
на процесс гашения дуги, необходимо иметь в виду и то, что при
этом может снижаться величина возвращающегося напряжения
(нулевые моменты меняют свои фазы по отношению к кривой на¬
пряжения в сторону уменьшения возвращающегося напряжения).
Как видно из всего сказанного, влияние апериодической составляю¬
щей в токе очень неопределенно и неоднозначно для различных
типов выключателей.
Из этого рассмотрения становится ясным, что учет апериоди¬
ческой составляющей при оценке величины тока отключения явля¬
ется неправильным и недопустимым, если положить, что через
испытуемый аппарат протекает ток со значительной величиной
апериодической составляющей. Допустим, что на основе этих ис¬
пытаний в соответствии с формулой (5.5) вычислено действующее
значение отключаемого тока. При эксплуатации же этот аппарат
оказался в цепи, где к моменту расхождения контактов апериоди¬
ческая составляющая полностью затухает. По существующим
правилам и нормам действующее значение симметричного тока
может приравниваться действующему значению полного тока.
Формально здесь как будто все в порядке, так как действующее
значение тока при испытании осталось равным действующему
значению в эксплуатационной схеме. На самом же деле выключатель
может отказать в отключении короткого замыкания из-за того,
что симметричный ток оказывается более тяжелым с точки зрения
гашения дуги, чем асимметричный, при равных действующих
значениях. Таким образом может иметь место переоценка свойств
аппарата, так как апериодическая составляющая на 50% и более
может повысить действующее значение тока.
За последнее время появилась тенденция отхода от этого метода
определения отключающей способности выключателей перемен¬
ного тока.
По новой редакции ГОСТа выключатели переменного тока высо¬
кого напряжения рекомендуется испытывать и маркировать по
действующему значению симметричного тока. При испытаниях
84
полагается следить, чтобы апериодическая составляющая не пре¬
восходила 20% от амплитуды тока короткого замыкания. Все
выключатели должны подвергаться испытанию при наибольшей
величине апериодической составляющей в соответствии с рекомен¬
дациями МЭК (рис. 5.6). Однако эти испытания не должны учиты¬
ваться при оценке величины тока отключения и мощности отклю¬
чения и служат только для
того, чтобы проверить способ¬
ность выключателя отключать
короткие замыкания при на¬
личии апериодической состав¬
ляющей в токе.
При оценке дугогасящей
способности выключающих ап¬
паратов следует иметь в виду,
что она может находиться в
зависимости от времени паузы
между циклами срабатывания
при повторных операциях. Это
требование особенно важно для
выключателей, предназначен¬
ных для работы в циклах быс¬
тродействующего АПВ (авто¬
матическое повторное включе¬
ние), так как современные мощ¬
ные быстродействующие выключатели в очень небольшой отрезок
времени (порядка 0,2—0,4 сек) после отключения тока короткого
замыкания должны снова включить сеть на рабочее напряжение.
Таким образом, если после первого отключения короткое замы¬
кание исчезло, то при повторном включении сеть будет продолжать
работать. Незначительное время перерыва в электроснабжении
необходимо для того, чтобы потребитель по возможности не заме¬
чал этого перерыва.
Дугогасительное устройство, испытанное в цикле работы
O — t — BO (5.6)
(отключение — пауза — включение, отключение), должно быть
готово, чтобы в эксплуатации справиться с гашением дуги в случае
так называемого «неудачного» АПВ, т. е. когда после повторного
включения короткое замыкание в сети не исчезло и, следовательно,
выключатель должен надежно включиться на короткое замыкание,
а также надежно отключить ток к. з., как и при первой операции
«О».
В этом режиме различные дугогасительные системы ведут себя
особо. Одни совершенно надежно повторяют второй цикл отклю¬
чения и успевают подготовиться к второму отключению через ми¬
нимальный отрезок времени, определяемый собственным временем
Рис. 5.6. Нормированное отношение
апериодической составляющей /а к
амплитуде периодической составля¬
ющей 1М в зависимости от времени
с момента начала короткого замы¬
кания до начала расхождения кон¬
тактов выключателя (по МЭК)
85
механическом системы выключателя (0,15—0,2 сек). Это время
приходится несколько увеличивать не по условиям работы выключа¬
теля, а по причине невозможности столь быстрой деионизации
перекрытия в сети после первого отключения (см. гл. 4).
Имеются и такие типы дугогасящих устройств, которые тре¬
буют много времени для подготовки к последующей операции
(жидкостные системы). Например, ряд масляных выключателей
нельзя быстро подготовить к повторному отключению из-за необхо¬
димости обеспечения времени натекания в дугогасительные устрой¬
ства масла, которое было вытеснено в предшествующее отключение.
Недостаточное заполнение маслом дугогасительных камер приведет
к недостаточности газогенерации в последующем цикле и плохой
деионизации дугового канала (снижается давление в камере,
ослабляется дутье газов и паров и пр.).
Снижению электрической прочности промежутка при быстрых
повторных процессах может способствовать нагревание контактов
или изолирующих перегородок.
Нередко на электрическую прочность при повторном отклю¬
чении оказывает серьезное влияние предварительный пробой и об¬
разование дуги с током короткого замыкания во время повторного
включения (В). Такие пробои в выключателях 110 кв и выше по¬
лучаются при промежутках более 10—20 см с длительностью го¬
рения дуги 2—5 полупериодов промышленной частоты. Мощная
дуга такой длительности может значительно увеличить количество
ионизированного газа, а следовательно, затруднить восстановле¬
ние электрической прочности промежутка при последующем от¬
ключении.
Все это говорит о том, что на процесс восстановления проч¬
ности промежутка могут оказывать влияние явления, возникаю¬
щие при включении выключателя на существующий в цепи ток
короткого замыкания. В новой редакции ГОСТа на выключатели
высокого напряжения было принято, что нормальным испытатель¬
ным циклом для выключателей, предназначенных для работы в
режиме АПВ в энергетических сетях, является следующий:
O-t — BO—t' — O — t — ВО, (5.7)
т. е. двойной цикл АПВ с интервалом между первым и вторым t'
не менее 15 мин, а интервал в каждом цикле
г = 0,3 сек для выключателей, предназначенных для
t | быстродействующего АПВ (БАПВ);
I > 0,3 сек для выключателей, предназначенных для
простого АПВ.
Введение цикла (5.7) в основном продиктовано тем, что при
нормальной эксплуатации выключателей высокого напряжения
сложилась практика повторно включать выключатель в работу,
если первое АПВ оказалось неудачным. Повторное включение
86
обычно производится через интервал времени, необходимый для
беглого осмотра установки (V>Л5 мин).
Для низковольтных коммутационных аппаратов отключающая
способность характеризуется (согласно ГОСТ 2933—45) действую¬
щим значением периодической составляющей тока. Однако боль¬
шинство заводов, выпускающих автоматы низкого напряжения,
определяют их отключающую способность максимальным мгно¬
венным значением тока, полагая, что эта величина лучше всего
говорит о возможности отказа в гашении из-за оплавления контак¬
тов и образования чрезмерно большого объема газов [6] в дуго¬
гасительной камере выключателя.
У быстродействующих автоматов постоянного тока отключаю¬
щая способность выражается максимальным мгновенным значением
тока в цепи и скоростью нарастания тока в начале короткого
замыкания. В этом случае размыкание контактов начинается обыч¬
но на подъеме кривой тока. У небыстродействующих автоматов
отключающая способность оценивается тем током, который будет
в цепи в момент расхождения контактов. Это может иметь место
и на спаде тока.
5.3. Восстановление электрической прочности
в длинных промежутках
При рассмотрении длинных промежутков необходимо сделать
допущение, что напряжение распределяется вдоль этого промежутка
равномерно, т. е. дуговой столб на всем своем протяжении остается
однородным. В действительности из-за возникновения в зоне
гашения дуги вихрей и местных потоков (слоистых потоков) на¬
пряженность электрического поля после перехода тока через
нуль вдоль дугового столба становится существенно неравномер¬
ной. Рассмотрение таких случаев вносит ряд неопределенностей,
раскрыть которые в настоящее время невозможно. Поэтому огра¬
ничимся случаем однородного остаточного столба дуги. Рассмот¬
рение процесса восстановления в таком случае может быть сведено
к оценке величин, отнесенных к единице длины столба (1 см).
После перехода тока через нуль дуговой столб сохраняет некоторую
проводимость и при восстановлении напряжения на промежутке
через остаточный дуговой столб потечет так называемый остаточ¬
ный ток, величина которого определяется не сопротивлением внеш¬
ней цепи, а сопротивлением остаточного дугового столба /?д:
где Ев — градиент восстанавливающегося напряжения;
— сопротивление остаточного канала длиной в 1 см.
87
Мощность, которая будет выделяться в дуговом канале на 1 см
его длины:
W = i0„EB = -3_. (5.8)
Если остаточный дуговой столб продолжает рассеивать мощ¬
ность Р, которая все время оказывается выше, чем поглощаемая
мощность W, то остаточный дуговой столб будет продолжать
наращивать свое сопротивление и остаточный ток через канал ду¬
ги упадет в конечном счете до нуля. Это указывает на то, что про¬
водящая плазма распалась и дуга угасла.
Если в какой-то момент времени подводимая к дуговому столбу
мощность превзойдет отводимую мощность, то температура оста¬
точного канала начнет повышаться, проводимость его возрастет,
а вместе с ней начнет возрастать и остаточный ток. В результате
может наступить пробой промежутка (здесь речь идет о тепловом
пробое) и ток в канале дуги возрастет до величины, определяемой
внешним сопротивлением цепи, главным образом реактивным со¬
противлением в условиях короткого замыкания.
Таким образом, под электрической прочностью остаточного
дугового столба следует понимать напряжение, приложенное к про¬
межутку, при котором наступает равновесие между мощностью,
подводимой к остаточному столбу и отводимой от него, когда
W = Р.
Откуда
Е\ = £пР = WR, = PRд,
следовательно,
Епр = УЖ . (5.9)
Это выражение показывает, что электрическая прочность про¬
межутка есть функция отводимой мощности и сопротивления оста¬
точного канала. Действительно, чем интенсивнее энергия отводится
от дугового канала, тем большее напряжение требуется приложить
к промежутку, чтобы вызвать необходимое для его пробоя накоп¬
ление тепловой энергии в объеме остаточного дугового канала.
То же можно сказать и о сопротивлении остаточного канала /?д,
т. е. чем выше это сопротивление, тем больше должно быть при¬
ложенное напряжение к остаточному каналу, чтобы получить
необходимую мощность в единице длины канала для покрытия
отводимой мощности.
Проводимость единицы длины дугового канала может быть
представлена как функция количества тепла, содержащегося в
этом участке канала (в 1 см его длины),
= Ф (Q) = ФШ1Р-Р)Л]. (5-Ю)
Ад
88
Если взять производную по времени от этого уравнения
и разделить полученный результат на уравнение (5.10), то
где Q — количество тепла, содержащегося в единице длины дуги,
Р — мощность, рассеиваемая дуговым столбом, em;
W — мощность, подводимая к дуговому столбу из сети, вт.
Решение дифференциального уравнения динамической дуги
может быть выполнено, если сделать допущения, позволяющие
выразить Q и Р в функции времени.
Например, О. Майр [37] положил, что в дуговом канале вели¬
чина Р постоянна и не зависит от времени. На основании урав¬
нения Саха:
где Q0 — количество тепла, которое нужно сообщить единице
длины дугового канала или отнять от нее для того, чтобы ее
сопротивление изменилось в отношении е = 2,718. Постоянная
Q0 характеризует свойства газа и размеры дугового столба (ди¬
аметр).
Подставляя полученные выражения в уравнение (5.12) и за¬
меняя подводимую мощность произведением W = Ei, будем иметь:
Исходя из этой формулы, можно получить два дифференциала
(5.11)
9' (Q)(W-P)
?(Q)
(5.12)
дж\
ф (Q) = KeQ/Q°,
(5.13)
следовательно,
<P'(Q) = к—-eQ/Q*
Чо
(5.14)
ных уравнения динамической дуги для проводимости -5- и соп-
ротивления Яд единицы длины дугового канала. Из уравнения
(5.14) при Ra = ЕН следует:
(5.15)
и если учесть, что
d
dRд
<*/?д Ро Е2
dt Q0 Qo
(5.16)
Эти уравнения позволяют найти или /?д в функции вре¬
мени для случаев, когда ток или напряженность электрического
поля заданы и являются только функцией времени, например
ток в дуге синусоидален и величина его определяется только внеш¬
ней э. д. с. и сопротивлением цепи (£ = £(#)) [см. уравнение (5.15)],
или когда напряженность электрического поля в дуговом проме¬
жутке задается внешней сетью и зависит только от времени (Е =
= Et) [см. уравнение (5.16)]. Этот процесс соответствует периоду
времени, когда напряжение восстанавливается на промежутке.
Сопротивление промежутка в это время велико, ток, текущий через
промежуток (остаточный ток), мал и напряжение на промежутке
определяется главным образом восстанавливающимся напряже¬
нием цепи и ее постоянными (/?, L, С).
За время восстановления напряжения длину дуги (промежутка)
можно полагать величиной постоянной, а поэтому напряжение
и напряженность электрического поля на дуге можно считать неза¬
висимыми от физических параметров дугового промежутка и являю¬
щимися только функцией времени.
В данном случае нас интересует изменение сопротивления
остаточного канала дуги в период восстановления напряжения на
нем, поэтому за исходное примем уравнение (5.16). Если считать,
что напряженность электрического поля в дуговом столбе есть толь¬
ко функция времени, то общее решение линейного уравнения (5.16)
будет иметь следующий вид:
где R10 — сопротивление 1 см канала при t = 0 в момент дости-
Постоянная времени дуги по Броуну [39] в активно-деиони-
зируемых промежутках выключателей в период восстановления
напряжения составляет 2—5 мксек при воздушном дутье и спу¬
скается до 0,5 мксек при дутье шестифтористой серой SF6.
Уравнение (5.17) можно легко проинтегрировать, когда E[t)
представляет собой например экспоненту:
_ i_r т _ JL -
R.-е ° f E\t)e " dt , (5.17)
жения током нулевого значения;
О — — отношение теплосодержания к мощности, рассеиваемой
1 см длины канала. Эту величину принято называть
постоянной времени дуги.
90
ГДе L
Т “ ~R
или когда Е{() представляет собой колебательную функцию:
E{t) = Ем (1 — e~at cos со0 /) ,
где
В начальный момент восстановления напряжения, когда E{i)
еще мало, вторым членом, стоящим в скобках в уравнении (5.17),
можно пренебречь:
R, = Rl0e\ (5.18).
Это уравнение отображает увеличение сопротивления дугового
канала после перехода тока через нуль. На рис. 5.7 показаны
результаты измерений Бронштейна [40] для гашения дуги в газо¬
генерирующих трубках. Характер этих кривых соответствует
уравнению (5.18).
Если вернуться теперь к уравнению (5.9) п подставить в него
значение из уравнения (5.18), то для ориентировочных оценок
можно получить значение пробивной
напряженности поля остаточного
дугового столба
где
26
ЕПр — VPR, = Е0е , (5- 19)
Е0 — диэлектрическая прочность
остаточного дугового столба
в момент t = 0, когда ток
достигает своего нулевого
значения.
В работах, посвященных проблеме
гашения электрических дуг, наряду
со ссылками на решение динамичес¬
кого уравнения по О. Майру делают¬
ся часто ссылки и на решение,
предложенное Касси.
Касси допускает, что температура
дугового столба по сечению и време¬
ни остается постоянной, в связи с
чем удельное сопротивление плазмы
Р
W
160
м
120
too
80
60
Ь0
20
ком
I II 1
И W21*
3
/ Iff
/ ' /
/ 1 /
//У\ У
t
0 Ш 800 1200 /600 мксек
Рис. 5.7. Нарастание соп¬
ротивления остаточного
столба дуги, гасимой в
газогенерирующих трубках
(по Бронштейну):
1 — d — 6 мм\ I = юо мм; j =
=■ 100 а; 2 — d = 9 мм\ I =100 мм;
/ — 100 а; 3 — d = б мм\ / =
=* 70 мм; I = 200 а; 4 — d = 9 мм\
I = 70 мм; / = 200 а
91
рпл, теплосодержание q 1 см3 и мощность р, отдаваемая 1 см3,
остаются величинами постоянными. При этих условиях основное
исходное уравнение динамической дуги (5.12) приобретает сле¬
дующий вид:
<5'20>
/2
Умножая обе части последнего уравнения на 2 р- и введя
обозначение Е0 =рпл р, Касси получил дифференциальное урав¬
нение, связывающее сопротивление единицы длины столба £?д с
током i, текущим в нем:
Если в данном уравнении ток в дуговом канале i является
только функцией времени (i — i(t)), то общее линейное уравнение
примет вид:
= е
_1_
Ro
+
— О
Ео «1 J *(0
21
е ‘ dt
(5. 22)
где Ql = q/p — постоянная времени единичного объема (1 см3);
R0 — сопротивление 1 см дугового канала в начальный
момент.
Если задана функция i=t<o =/(/). например синусоида, то из
уравнения (5.22) может быть найдено значение /?д=ф(/), а следова¬
тельно, и значение электрического поля дуги в зависимости от вре¬
мени
£ = /Яд = ф(/).
По исходным положениям уравнение Касси дает лучшие резуль¬
таты при горении мощных дуг (для больших токов). Уравне¬
ние Майра по характеру принятых допущений более подходит для
малых токов, т. е. для области перехода тока через нуль.
Из вышеприведенных рассуждений следует, что градиент про¬
бивного напряжения остаточного дугового столба может характе¬
ризоваться величиной сопротивления единицы длины столба. Под
влиянием восстанавливающегося на дуговом промежутке напряже¬
ния через остаточный дуговой столб протекает остаточный ток, ха¬
рактер и величина которого при известном характере восстанавли¬
вающегося напряжения могут дать непосредственное суждение о
процессах, протекающих в дуговом промежутке. Фиксация остаточ¬
ного тока в выключателях при их испытании на отключающую спо¬
собность при различных мощностях отключения может оказаться
92
полезной, так как по форме кривой остаточного тока можно с до¬
вольно хорошим приближением судить о том, имеет ли отключаю¬
щее устройство выключателя еще резервы или находится вблизи
от своего предела отключающей способности. Таким образом, на¬
блюдение за изменением формы волны остаточного тока при возрас¬
тании отключаемого тока может служить критерием предела рабо¬
тоспособности выключателя без доведения его отключающего
устройства до разрушения. По форме кривой остаточного тока мож¬
но также судить об активности действия дугогасящего устройства,
о том, в каком направлении следует изменять его параметры, чтобы
достигнуть лучших результатов.
На рис. 5.8 показаны примерные формы волн остаточного тока
приблизительно при одном и том же характере восстанавливающе¬
го напряжения на выключателе, но различных отключаемых токах
вплоть до полного отказа в гашении дуги.
Рис. 5.8. Характер изменения достаточного тока
с ростом тока отключения вплоть до отказа в
гашении
На рис. 5.8, а показан случай, когда выключатель гасит дугу
почти без всякого остаточного тока. Когда величина остаточного
тока мала и продолжительность его протекания незначительна,
это означает, что дуговой промежуток легко справляется с остаточ¬
ной проводимостью дугового канала.
На рис. 5.8, б остаточный ток существенно возрос по своей ам¬
плитуде и длительность его протекания также значительно увели¬
чилась. Это указывает на то, что деионизация дугового промежутка
ухудшилась, но выключатель все же надежно справляется с про¬
цессом гашения дуги.
Рис. 5.8, в демонстрирует состояние промежутка, когда его от¬
ключающая способность явно подходит к пределу. Остаточный
93
ток в этом случае становится большим по амплитуде и, судя по его
форме, проявляются признаки повторного зажигания дуги.
На рис. 5.8, г показан процесс, когда повторное зажигание дуги
произошло. Остаточный ток здесь начал бурно возрастать, а вос¬
станавливающееся напряжение на дуговом промежутке резко па¬
дает до напряжения горения дуги.
У различных типов выключателей остаточный ток по своему ха¬
рактеру различен. Например, у воздушных выключателей (с воз¬
душным дутьем) он очень мал и непродолжителен. При нормальной
работе выключателя этот ток даже трудно записать и -измерить.
Остаточный ток в воздушных выключателях может быть легко об¬
наружен в области отключения токов короткого замыкания, близ¬
ких по величине к пределу его отключающей способности. У маг¬
нитных выключателей остаточный ток, наоборот, велик и носит за¬
тяжной характер, однако это еще не является признаком близости
к пределу его работоспособности.
Таким образом, сопоставление остаточных токов для различных
типов выключателей производить практически невозможно и оно
мало что говорит.
Задача измерения остаточных токов при испытании выключа¬
телей очень сложна, так как измерительное устройство должно про¬
пускать через себя и большие значения токов короткого замыкания
и в то же время надежно регистрировать и измерять небольшие по
величине остаточные токи, величина которых довольно часто сос¬
тавляет всего лишь несколько десятков миллиампер.
Попытки использовать результаты измерения остаточных токов
в качестве критерия отключающей способности выключателя пока
еще не дали вполне уверенных результатов, но эта проблема про¬
должает привлекать к себе многих исследователей.
Механизм распада остаточного дугового столба и восстановле¬
ния электрической прочности промежутка представляет собой слож¬
ный и многообразный процесс. Восстановление прочности проме¬
жутка есть (непосредственно после прохода тока через нуль) потеря
его проводимости, которая вначале велика, а затем падает до весь¬
ма небольших значений и в конечном итоге до нуля.
Нарастание электрической прочности промежутка не является
процессом, начинающимся с момента достижения током его нуле¬
вого значения, а процессом, начинающимся еще задолго до перехо¬
да тока через нуль. Начальное сопротивление остаточного столба
дуги Ri0 характеризует тот механизм воздействия среды на дуго¬
вой столб, который имел место в стадии подхода тока к нулю и даже
на максимуме. Быстрое удаление продуктов горения дуги (раска¬
ленные газы и пары) из зоны промежутка позволяет подвести ду¬
говой канал к моменту перехода тока через нуль с весьма малым
сечением и, следовательно, с малой постоянной времени 0. Чем
выше значение отключаемого тока, тем труднее удалить продукты
горения дуги и более вероятно, что остаточный дуговой столб после
94
перехода тока через нуль будет иметь меньшее сопротивление 7?до,
и потребуется большее время, чтобы обеспечить необходимый рас¬
пад ионизированных продуктов.
На рис. 5.9 показаны примерные характеристики процессов на¬
растания прочности промежутка воздушного выключателя при раз¬
личных отключаемых токах. Из характеристик видно, что чем боль¬
ше отключаемый ток, тем больше время запаздывания роста проч¬
ности и тем чувствительнее становится выключатель к высоким на¬
чальным скоростям восстановления напряжения (при неудаленных
коротких замыканиях).
Разрушение остаточного дугового столба может происходить
термодинамически и механически: в начальной стадии нарастания
электрической прочности после перехода тока через нуль происхо¬
дит спад температуры остаточного столба, который является опре¬
деляющим фактором; в дальнейшем поток газа, направленный по¬
перек или вдоль столба дуги, может вызвать механическое разру¬
шение канала и обеспечить последующий рост прочности за счет
внедрения в межэлектродное пространство прослойки свежего газа.
Эта прослойка со временем нарастает и увеличивает прочность.
Unp
wo
а)
f,/h/h/b \
/у/ ^
t \
гп/
/К
/ 'А
л
\
О-
к®!
lil
1 *
tit!
I VO
Рис. 5.9. Изменения ха¬
рактера роста электри¬
ческой прочности воз¬
душного выключателя
с увеличением отключа¬
емого тока
Рис. 5.10. Стадии распада остаточ¬
ного дугового столба в сопле воз
душного выключателя с продоль¬
ным дутьем
На рис. 5.10 показаны стадии ликвидации ионизированного ос¬
таточного столба в промежутке воздушного выключателя с про¬
дольным односторонним дутьем.
На рис. 5.10, а плазма остаточного столба еще соединяет между
собой контакты отключающего устройства. Здесь еще существует
остаточный ток и идет процесс уменьшения диаметра остаточного
столба особенно в области наибольшей радиальной составляющей
воздушного потока (ближе к нижнему неподвижному контакту).
Рис. 5.10, б иллюстрирует механический разрыв остаточного
столба и возникновение промежутка «S, образованного свежим неио-
низированным воздухом в зоне наименьшего сечения. В этой ста¬
дии процесса гашения дуговой столб теряет свою проводимость,
95
остаточный ток исчезает, но прочность всего промежутка еще может
быть небольшой.
В дальнейшем (рис. 5.10, в) промежуток продолжает нарастать
приблизительно со скоростью истечения воздуха в сопле выключа¬
ющего устройства.
Если скорость истечения газа v известна, то рост прочности про¬
межутка с момента пересечения ионизированной зоны происходит
приблизительно со скоростью истечения газа:
Unp=SEnp=vtEnp, (5.23)
где Епр— пробивная напряженность электрического поля неиони-
зированного газа с учетом давления, имеющего место
в зоне сопла;
v — скорость продольного потока воздуха.
При различных токах время вступления воздушного «клина»
в остаточный дуговой столб различно, что и показывает рис. 5.9.
У воздушных выключателей роль механического разрушения
столба весьма велика. У выключателей с магнитным гашением тер¬
модинамические процессы распада остаточного столба играют ос¬
новную роль. В масляных выключателях оба процесса имеют
важное значение в восстановлении результирующей электрической
прочности и окончательном гашении дуги.
Однако необходимо иметь в виду, что в стадии существования
остаточного тока окончательного разрыва цепи не происходит. Ис¬
чезновение остаточного тока указывает на то, что проводимость
остаточного столба исчезла, но рост прочности, например, за счет
механического вытеснения ионизированной зоны из дугового про¬
межутка, может оказаться недостаточно быстрым или конечное зна¬
чение электрической прочности недостаточно высоким (при полном
очищении промежутка), чтобы противостоять нарастающему на
промежутке напряжению и он может быть пробитым.
Таким образом, на всех стадиях восстановления электрической
прочности промежутка выключателя прочность должна с опреде¬
ленной гарантией превалировать над восстанавливающимся напря¬
жением.
Как будет показано в следующей главе, восстановление напря¬
жения на промежутке выключателя есть функция многих обстоя¬
тельств, связанных с конфигурацией сети, наличием в этой сети ли¬
ний и кабелей, с местом короткого замыкания в сети по отношению
к выключателю, с наличием демпфирующих сопротивлений и пр.
При разработке и испытании дугогасящего устройства необходимо
знать требования, предъявляемые к этому устройству, с точки зре¬
ния характера нарастания напряжения на нем, создаваемого сетью.
Иначе говоря восстанавливающееся напряжение должно быть
нормализовано для различных классов напряжений и мощностей
отключения (см. гл. 6).
96
Существует множество принципов гашения дуг переменного
тока в выключателях, которые отличаются по воздействующим
средам и по способам действия этих сред на дуговой столб.
В практике создания дугогасительных устройств с длинными
дугами широко распространены различные по своей физической
сущности: 1) масляное дутье; 2) воздушное дутье; 3) дутье элегазом
(SF0); 4) магнитное дутье; 5) газогенерирующие устройства; 6) мел-
козернистый заполнитель (только в предохранителях).
Области распространения перечисленных направлений создания
дугогасительных выключающих устройств различны как в отно¬
шении рабочих напряжений, так и условий работы, однако у всех
у них одна цель — как можно быстрее прервать дуговой процесс
при его возникновении на контактах. Во всех устройствах, исполь¬
зующих указанные направления гашения дуг, осуществляется одна
и та же идея — привести дуговой канал в активное соприкосновение
с гасящей средой и обеспечить энергичный отвод тепла от дугового
столба в окружающее пространство.
На рис. 5.11—5.16 изображены наиболее типичные принципы
действия дугогасящих устройств с длинными дугами.
На рис. 5.11 приведены два метода гашения дуг переменного
тока в масле. На рис. 5.11, а имеет место продольное дутье, а на
рис. 5.11,6 — поперечное дутье газов и паров, образующихся от
разложения дугой жидкого масла. Следует отметить, что при раз¬
ложении дугой масла в образующейся газовой среде содержится
до 70% водорода, который обладает способностью активно отнимать
тепло от дугового столба. Актив¬
ности водорода, как охлаждающей
среде, способствует процесс дис¬
социации водородных молекул (см.
гл. 1). В зоне образования дуги
возникает высокое давление газов,
которое повышает восстанавлива¬
ющуюся электрическую прочность
остаточного столба.
Системы, изображенные на
рис. 5.11, работают по принципу
«автодутья», т. е. газовое и масля¬
ное дутье создается за счет теп¬
лового действия гасимой дуги. Та¬
кие устройства обычно имеют об¬
ласть так называемых «критичес¬
ких токов», т. е. токов, которые
наихудшим образом гасятся. Для различных дугогасящих устройств
эта область лежит в пределах 500—1500 а. С повышением и пони¬
жением токов процесс гашения дуги убыстряется, т. е. время га¬
шения дуги в зависимости от тока образует максимум.
На рис. 5.12 показаны типичные методы гашения дуги в потоке
В)
t/
Рис. 5.11. Гашение дуги в каме¬
рах масляных выключателей с
автодутьем:
а — продольное д\тье; б — поперечное
д>тье
9?
мается вверх и вводит в цепь тока катушку магнитного дутья Кг,
которая создает поперечное магнитное поле в зоне горения дуги.
Это поле начинает активно содействовать растягиванию дуги, бла¬
годаря чему в цепь вводится вторая катушка К2 и, наконец, при
дальнейшем перемещении дуги в цепь тока вводится катушка маг¬
нитного дутья Кя, обеспечивающая достаточную магнитную индук¬
цию в зоне дугогасительной камеры. В положении рис. 5.15, в на¬
ступает гашение дуги.
5.15. Гашение дуги в выключателе с маг¬
нитным дутьем:
а — замкнутое состояние: б — размыкание контактов и
различные положения дуги, в — конечное положение
(дуга угасает)
В выключателях с магнитным дутьем дуга растягивается так
сильно, что приводит к сильному снижению величины отключае¬
мого тока в конце процесса отключения. Эти выключатели имеют
малую восстанавливающуюся напряженность электрического поля
на остаточном дуговом стол¬
бе (порядка 300—500 в/см) и
поэтому не могут применять¬
ся для высоких напряжений,
их используют только в об¬
ласти до 10 кв.
На рис. 5.16 показаны
примеры использования тсер-
дых дугогасителей (газогене¬
рирующих устройств). При¬
менительно к выключателям
твердые дугогасители нахо¬
дят широкое применение
главным образом для отклю
чения малых токов (выклю
чатели нагрузки, разъедините¬
ли мощности), а также в труб¬
чатых разрядниках и предо¬
хранителях для разрыва до¬
а) б)
вом выключателе:
а — камера поперечного дутья / — дугогаси¬
тельная камера: 2 — буферный объем. 3 — гл\ши»
т%ль; 4 — выхлоп газов; б— камера с продоль*
ным дутьем
101
, (In ад кая 8 стад ка
/Спай
d,<d?
Рис. 5.17. Предохранитель с
плавкой вставкой, находящейся
в мелкозернистом наполнителе
(кварцевый песок)
вольно больших токов при высоких напряжениях (110 кв и даже
220 кв).
В качестве твердых дугогасителей применяют фибру, винипласт,
оргстекло и др. Материалы, используемые для этих целей, должны
разлагаться под действием дуги и выделять газы, но не терять своих
изоляционных свойств. Газы, образующиеся от разложения твер¬
дых стенок камеры, используются для обдувания дугового столба
и восстановления электрической прочности промежутка между
контактами выключателя, поэтому
они должны обладать высокими
дугогасящими свойствами.
В силовых выключателях мощ¬
ностью отключения 100—200 Мва
и выше дугогасительные устрой¬
ства с применением твердых газо¬
генерирующих материалов не наш¬
ли широкого применения из-за их
быстрого износа.
На рис. 5.17 изображено уст¬
ройство для гашения дуги с мелко¬
зернистым наполнителем. В данном случае дуга после перегорания
плавкой вставки возникает в среде мелкозернистого наполнителя
(в качестве наполнителя получил широкое распространение техни¬
чески чистый кварцевый песок, обладающий высокой температурой
плавления и хорошими изоляционными свойствами). Возникающий
в песке дуговой столб благодаря тесному соприкосновению с части¬
цами кварцевого песка приобретает столь высокое активное сопро¬
тивление, что создается сильное токоограничение и дуга обрыва¬
ется раньше, чем ток перейдет через нуль (рис. 5.18). В этом от¬
ношении дугогасящее устройство с квар¬
цевым песком отличается от других, где
гашение дуги происходит обычно при
переходе тока через его нулевое значение.
Физика процесса гашения дуги при
применении мелкозернистых наполнителей
скорее отвечает условиям гашения дуг
постоянного тока, в которых уменьшение
тока в цепи происходит за счет высо¬
кого падения напряжения в дуговом столбе.
В первый момент расплавления прово¬
лок при переходе металлического провод¬
ника в газообразное состояние (эффект
взрыва) ток обрывается; если он очень
велик, то в цепи образуется значительный
пик перенапряжения, который вызывает
пробой промежутков и появление дуго¬
вых разрядов в местах, где ранее были
Рис. 5.18. Процесс
протекания тока ко¬
роткого замыкания в
цепи при его ограни¬
чении каналом дуги,
возникающим в квар¬
цевом песке:
1 — кривая тока, ограни¬
ченная дугой; 2 — кривая
тока, не ограниченного
предохранителем
102
проволоки. Перенапряжения на предохранителе определяются проч¬
ностью промежутков предохранителя после испарения его метал¬
лических плавких вставок. Для уменьшения возникающих пере¬
напряжений плавкие проволоки делают ступенчатыми (две или три
ступени) по сечению, благодаря чему пробой промежутка происхо¬
дит каскадно (поочередно) [41].
На рис. 5.17 можно видеть в середине плавкой вставки оловян¬
ный спай двух половин, одна из которых тоньше другой и, следо¬
вательно, плавится и испаряется раньше, чем разрушится вторая
половина. Оловянный спай играет роль ограничителя температуры
нагрева плавкой вставки при токах перегрузки (большие длитель¬
ности) за счет эффекта растворения металла вставки в жидком
олове.
5.4. Восстановление электрической прочности в коротком
отключающем промежутке
Рассмотрим короткий отключающий промежуток в момент пере¬
хода тока через нуль, в котором в предшествующий полупериод
(или полупериоды) горела дуга. Как уже отмечалось ранее, корот¬
ким промежутком следует считать промежуток, у которого процесс
образования последуговой электрической прочности определяется
явлениями, происходящими в тончайшем слое газового простран¬
ства, непосредственно примыкающего к поверхности катода и на
самой поверхности катода. Повторное зажигание дуги в следующий
после гашения дуги полупериод переменного тока является след¬
ствием совокупности причин, определяющих условия выхода элек¬
тронов с поверхности катода. Если такие условия не создаются,
то пробой не возникает и дуга прекращается.
Влияние остальных частей дугового промежутка на его резуль¬
тирующую начальную прочность весьма незначительно и ими впол¬
не можно пренебречь.
Предположим, что последуговая плазма имеет равномерную
плотность ионизации во всех точках пространства между электро¬
дами, причем плотность положительных ионов равна плотности от¬
рицательных (электронов). Когда полярность прикладываемого к
промежутку выключателя напряжения меняется, т. е. начинается
процесс восстановления напряжения на промежутке, то под влия¬
нием этого напряжения электроны, обладающие значительно боль¬
шей подвижностью, чем ионы, начинают перемещаться в направ¬
лении нового анода. Можно допустить, что положительные ионы в
то же время остаются неподвижными, в результате этого в области,
примыкающей к катоду, образуется зона, в которой появится по¬
ложительный пространственный заряд. Распределение электричес¬
кого поля вдоль промежутка становится неравномерным и практи¬
чески вся разность потенциалов, приложенная к промежутку, сос-
103
редоточится на участке пространственного положительного заряда.
Наибольшего значения напряженность электрического поля дос¬
тигнет непосредственно у поверхности катода, а по направлению
к аноду она будет линейно падать, достигая нуля на границе про¬
странственного заряда и дуговой плаз¬
мы. Это можно легко показать, поль¬
зуясь уравнением Пуассона.
На рис. 5.19 показана картина рас¬
положения отрицательных и положи¬
тельных частичек в коротком промежут¬
ке при приложении к нему напряже¬
ния Ua.
Характер распределения потенциала
напряженности электрического поля
вдоль промежутка можно получить, ис¬
ходя из уравнения
dHJ_
dx2
Полагая, что в направлении «/иг
нет никаких изменений напряжения,
формула (5.24) примет вид
Рис. 5.19. Распределе¬
ние зарядов в коротком
промежутке при прило¬
жении напряжения
а — распределение градиента;
б — распределение потенциала
вдоль промежутка в
d2(J
dx*
£
(5. 25)
где п — плотность заряженных частиц
(ионов);
q — заряд электрона;
е — диэлектрическая постоянная;
р — плотность заряда.
Проинтегрировав это уравнение, получим изменение напряжен¬
ности электрического поля вдоль оси х (вдоль промежутка):
dU _ nqx r
~d7~— —+Ч-
(5. 25')
dU
При = 0 и x—d, где d— толщина слоя положительных
варядов,
r _ tied
W- — •
Подставив значение Сг в уравнение (5.25'), получим
Распределение напряжения ввдль промежутка получается после
второго интегрирования уравнения (5.26) по х:
с,.
При Ux— 0 и х~0 С2=0, тогда
(/,=!(5.27)
Подставляя в это уравнение значения для заряда электрона и
диэлектрической постоянной для воздуха, получим:
^ = 1,8 • 10-6 п (d — х) elсм\ (5. 28)
Ux= nx(d— (5.29)
Полагая в уравнении (5.29) UX^UU при x=d, можно найти тол¬
щину слоя пространственных положительных зарядов как функ¬
цию величины приложенного напряжения U„ и плотности иониза¬
ции газа:
ds 1,05- 10s см. (5.30)
Зная величину d, можно выразить максимальную напряженность
электрического поля у поверхности катода (*=0) как функцию ве¬
личин Un и п:
(-§-) =1,89-1 Gr*VU7n- (5.31)
\ / шах
Как показываютуравнзния (5.30) и (5.31), величины d и(4гЦ
\ /шах
зависят не только от приложенного напряжения, но и от плотности
заряженных частичек п. При подходе тока к нулю плотность заря¬
дов п равна начальной максимальной плотности ионов п0. С тече¬
нием времени за счет диффузии и рекомбинации ионов при том же
напряжении U„ плотность ионов в промежутке naflatT n=f(t), что
приводит к увеличению толщины слоя d и к снижению максималь¬
ной напряженности электрического поля, т. е. прочность проме¬
жутка должна возрастать.
Плотность ионов п в сильной степени зависит от температуры,
поэтому если электроды (контакты) промежутка холодные, т. е. не
являются источником заметной термической эмиссии, тогда основ¬
ной причиной пробоя промежутка будет автоэлектронная эмиссия.
Для преодоления потенциального барьера и обеспечения выхода
электронов с поверхности катода у поверхности катода должна
105
образоваться минимальная напряженность и минимальный гради¬
ент электрического поля.
Если приравнять максимальную напряженность электрического
поля у катода [уравнение (5.28)] напряженности выхода £вых,
то можно определить минимальное значение мгновенного напряже¬
ния, приложенное к промежутку U„=Unp, при котором образуется
пробой промежутка:
1,89-10-» VV^L = £„ых,
откуда
Е2
t/np=2,8.105-^ в. (5. 32)
Плотность электронов и ионов п можно выразить как функцию
температуры газа, пользуясь уравнением Саха.
Для вычисления n=f(T°) воспользуемся выражением (1.7), если
положить
Подставляя значение N в уравнение (1.7), получим выражение
плотности носителей зарядов в зависимости от температуры газа:
5800 Vu
п = 4150- Ю16 е~ т V~p. (5.33)
Вводя последнее выражение в уравнение (5.32), получим вели¬
чину пробивного напряжения промежутка:
5800 У,,
Unp =- 6,75-10-15-т-^- е т , (5. 34)
Vt Ур
здесь U„р — пробивное напряжение промежутка, в;
£вых — напряженность электрического поля автоэлектронной
эмиссии, е/см;
Т — температура газа, °К\
V„ — энергия ионизации частицы, эв]
р — давление газовой среды, am.
Выражение (5.34) представляет собой зависимость пробивного
напряжения от температуры газа Г, энергии ионизации V„ и гра¬
диента выхода электронов с катода £вых. На рис. 5.20 показаны за¬
висимости Unp=f(T) для различных Va, построенные по уравне¬
нию (5.34). Эти зависимости вычислены при £вых =300 000 в/см
и давлении газа р=1 am. Пользуясь этой диаграммой, можно опре¬
делить значения U„p и для других величин £вых, учитывая, что U пр
пропорционально квадрату значения £вых. Так же легко оценить
величины U„р и для давлений, отличных от р= 1 am, так как урав¬
106
нение (5.34) показывает, что пробивное напряжение обратно про¬
порционально \ р (например, для р=4 am все значения пробив¬
ных напряжений снижаются в 2 раза).
Рис. 5.20. Зависимость пробивного напряжения
короткого промежутка от температуры газа
при различных энергиях ионизации
Кривые рис. 5.20 показывают, что пробивное напряжение ко¬
роткого промежутка сильно зависит от температуры газа, особенно
в зоне, примыкающей к области катода, и от энергии ионизации газа
Vir Если газ содержит большое количество паров меди (горячий
электрод), то пробивное напряжение такого промежутка может су¬
щественно снижаться, так как
энергия ионизации паров меди со¬
ставляет около 7,5 эв. Например,
если полагать, что энергия иони¬
зации газа за счет примеси па¬
ров металла уменьшится с 12,5 до
10 эв, то при температуре газа око¬
ло 4500°К пробивное напряжение
промежутка может снизиться с 800
до 35 в.
Рост электрической прочности
короткого промежутка в дуге пе¬
ременного тока с течением времени
происходит (после перехода тока
Рис. 5.21. Рост электрической
прочности в коротких проме¬
жутках при различных рас¬
стояниях между электродами
107
через нуль) по кривой (рис. 5.21), на которой можно наблюдать, что
электрическая прочность у более короткого промежутка усилива¬
ется быстрее, чем у более длинного. Это может быть объяснено тем,
что в более коротком промежутке газ имеет возможность более ин¬
тенсивно охлаждаться, отдавая свою тепловую энергию электродам.
В направлении исследования коротких дуг, в частности элект¬
рической прочности коротких промежутков, весьма интересны
работы Слепиана [421 и Брауна (431.
В последнее время была опубликована большая работа Гюнтера
[451. На рис. 5.22 приведены экспериментальные кривые резуль¬
татов опытов этой работы по определению пробивных напряжений
при токе 75 а для промежутков в пределах от 0,3 до 6 мм. Эта ди¬
аграмма наглядно подтверждает сказанное: чем больше расстояние
между электродами, тем медленнее восстанавливается пробивное
напряжение.
Рис. 5.22. Зависимость электрической прочности
промежутков от времени после прохода тока через
нуль. Ток дуги 75 а. Контакты серебряные:
/ — s = 0.3 мм, 111 — s = 1,5 мм\ IV — s = 6 мм: II — 0,3<s<
< 1,5 мм', V и VI—1,5 < s <-' 6 мм (по Гюнтеру)
По данным Гюнтера, существует оптимальная длина промежут¬
ка, пр! которой скорость восстановления напряжения получается
наибольшем, однако она лежиг в области менее 0,3 мм, которую
практически использовать невозможно, так как создается опасность
металлического перемыкания при плавлении электродов дугой за
счет образования мостиков. В аппаратах широкого применения
короткие промежутки менее 1 мм не допускаются.
Брауном было установлено, что на процесс восстановления
электрической прочности между контактами (электродами) после
прохода тока через нуль в короткой дуге существенное влияние
оказывают свойства материала, из которого изготовлены контакты.
108
По-видимому, это влияние связано с температурой кипения материа¬
ла электродов.
Диаграмма рис. 5.23, на которой представлены зависимости кри¬
тической скорости восстановления напряжения (прочности) на про¬
межутке в зависимости от его длины для различных металлов, по¬
казывает, что чем выше температура кипения материала электродов,
тем ниже допустимая скорость восстановления напряжения. С рос¬
том температуры кипения электродов становится более вероятной
термическая эмиссия катода и создаются худшие условия для ох¬
лаждения слоев газа, примыкающих к поверхности катода. Этот
рисунок еще раз наглядно демонстрирует влияние длины дуги на
условия восстановления прочности промежутка. Это влияние для
различных металлов неоднозначно и становится слабым в области
больших расстояний.
L/jVl
Рис. 5.23. Скорость нарас¬
тания напряжения на про¬
межутке в зависимости от
его длины для различных
металлов
Рис. 5.24. Принципиальная схе¬
ма выключателя с решеткой из
железных пластин
Принцип короткой дуги находит свое применение на практике.
Наибольшее распространение получили устройства с дугой, затя¬
гиваемой в решетку, состоящую из железных пластин (рис. 5.24).
В этом устройстве длинная дуга, возникающая между рабочими
контактами отключающего аппарата, втягивается электромагнит¬
ными силами на железные пластины и разбивается на ряд последо¬
вательно включенных коротких дуг. При проходе тока через нуль
между дугами будет возникать электрическая напряженность, а в
.результате общая прочность такой решетки будет равна арифмети¬
ческой сумме прочностей отдельных промежутков U 1пр:
Unp = £ U\ „р = п U\ пр. ср,
где п — число промежутков решетки,
Uхпр ср—средняя прочность единичного промежутка («50 в).
На прочность промежутков оказывает влияние материал плас¬
109
тин (сталь), а также местный нагрев пластин вследствие того, что
дуга практически остается неподвижной. Эффект сильного нагрева
пластин проявляется даже при относительно небольших отключае¬
мых токах (100—200 а).
Указанный принцип устройства дугогасительной камеры не мо¬
жет быть использован на большие отключаемые токи вследствие то¬
го, что неподвижная мощная дуга сильно оплавляет железные плас¬
тины и камера делается недолговечной и может даже разрушиться
после первого отключения.
Принцип короткой дуги нашел свое применение в дугогаситель¬
ных камерах более мощных отключающих аппаратов, где дуга на
пластинах решетки закручивается с большой скоростью при помощи
радиально магнитного поля, как это показано на рис. 5.25. Благо¬
даря высокой скорости прохождения дуги по поверхности пластин
они остаются холодными, поэтому начальную прочность единичного
промежутка с медными электродами можно принять не менее 200 в.
В такого рода дугогасительных камерах целесообразно в качестве
материала пластин(элек-
тродов) брать именно
медь по той причине,
что медь обеспечивает
более высокую проч¬
ность единичного про¬
межутка, более надеж¬
ное смещение дуги и,
главное, дает возмож¬
ность создать радиаль¬
ное постороннее поле,
которое железными пла¬
стинами было бы зашун-
тировано.
В решетке, изобра¬
женной на рис. 5.24, с
железными пластинами
средняя расчетная на¬
чальная прочность долж¬
на быть взята значи¬
тельно меньшей, чем 200 в (не более 50 в на один промежуток).
В широких исследованиях И. С. Таева [5] было показано, что
начальная прочность единичных промежутков может спускаться
существенно ниже, чем это было установлено в исследованиях
Спепиана и Брауна. По данным Таева, начальная электрическая
прочность оказывалась ниже 100 бив диапазоне изменения длины
промежутка от 5 до 24 мм ее рост не зависел от длины дуги. На ос¬
новании этих данных можно полагать, что электрическая прочность
промежутка в основном формируется на небольшом прикатодном
участке столба, свойства которого мало зависят от длины дуги.
Рнс. 5.25. Принципиальная схема выключа¬
теля с короткой дугой и с вращением дуги на
плоскостях электродов при помощи радиаль¬
ного поля
110
Однако следует отметить, что Таев оперировал длинами дуг
в такой области, где и у Брауна наблюдалась слабая зависимость
электрической прочности промежутка от его длины. На примере
рис. 5.23 видно, что, начиная с длины дуги 6 мм и дальнейшем ее
росте, снижение прочности промежутка прекращается.
В исследовании электрической прочности коротких промежут¬
ков еще имеют место противоречия, которые необходимо устранить
путем дальнейших исследований. Короткие промежутки применя¬
ются не только в аппаратах низкого напряжения, но в области вы¬
соковольтной техники. В выключателях наибольшее напряжение,
при котором применялись короткие промежутки, было 35 кв, что
привело к громоздким решениям. Весьма широкое распространение
короткие промежутки получили при гашении дуг в вентильных
разрядниках всех классов напряжения. В этих устройствах, как
показали исследования Савельева [46], начальная прочность еди¬
ничного промежутка поднимается даже до 700—1000 в. Относитель¬
но большая величина начальной прочности в данном случае может
быть объяснена сильным искажением формы кривой тока, текущего
через промежуток (кривая подхода тока к нулю становится значи¬
тельно более пологой), благодаря нелинейному сопротивлению,
включенному последовательно с промежутком (вилит, тирит и т. п.).
В вентильных разрядниках короткие промежутки для гашения дуги
применяются при всех разрядах напряжений вплоть до 500—750 кв.
В коммутационных аппаратах переменного тока промышлен¬
ного применения короткие промежутки применяются довольно ши¬
роко для напряжений 2,5—4,0 кв (США). В Советском Союзе ре¬
шетки с короткими дугами (со стальными пластинами) находят ши¬
рокое применение в контакторах, распределительных автоматах,
автоматах гашения поля и пр., т. е. в низковольтных аппаратах за¬
щиты и управления.
При производстве низковольтных выключателей не достаточно
оценивали роль восстановления напряжения на контактах комму¬
тационного аппарата в эксплуатации. Однако работами И. С. Таева
было доказано, что и в аппаратах низкого напряжения условия
гешениядуги в сильной степени зависят от скорости восстановле¬
ния напряжения. Поэтому для оценки реальной отключающей спо¬
собности аппарата низкого напряжения необходимо знать характер
нарастания электрической прочности после прохода тока через
нуль. В аппаратах переменного тока низкого напряжения необхо¬
димо реально оценивать не только начальную прочность, но и воз¬
можное нарастание прочности к тому моменту, когда восстанавли¬
вающееся напряжение реально достигает уровня электрической
прочности. Такой учет нарастания прочности позволяет сущест¬
венно экономить на числе коротких промежутков, выбираемых для
осуществления дугогасящей камеры аппарата.
Для пояснения сказанного на рис. 5.21 нанесена кривая нара¬
стания восстанавливающегося напряжения на промежутке. Эта
ill
диаграмма показывает, что при длине промежутка Sx может быть
принято расчетное напряжение не менее 3f/lnp0, т. е. трехкратное
значение начальной прочности, если учесть реальный характер кри¬
вой восстановления напряжения. Для большего промежутка S2 вос¬
станавливающееся напряжение может быть допущено около 2—2,5
кратной величины от (/про. Учет реальных условий работы аппа¬
рата в электрических цепях имеет важное практическое значение
для рационального его конструирования.
ГЛАВА ШЕСТАЯ
ПРОЦЕССЫ ВОССТАНОВЛЕНИЯ НАПРЯЖЕНИЯ НА ПРОМЕЖУТКЕ
ВЫКЛЮЧАТЕЛЯ ПРИ ГАШЕНИИ ДУГ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
6.1. Общие сведения
В предыдущей главе уже были сформулированы принципиаль¬
ные положения о гашении дуг переменного тока и было показано,
что этот процесс представляет соревнование между восстанавлива¬
ющейся прочностью промежутка и восстанавливающимся напря¬
жением.
Процесс восстановления напряжения на промежутке выключа¬
теля является сложным явлением, зависящим от конфигурации и
постоянных цепи, в которой происходит отключение, от конструк¬
ции и типа выключателя (наличия шунтирующих сопротивлений,
величины и характера измзнгния остаточной проводимости дуго¬
вого канала) и пр. Таким образом, результирующее измеренное на¬
пряжение на выключателе при гашении дуги представляет собой
сложное комплексное явление, задаваемое цепью и выключателем
в совокупности.
При нормировании выключателей и определении услозий их
испытания часто рассматривают только собственное восстанавлива¬
ющееся напряжение, т. е. напряжение на промежутке, у которого
после перехода тока через нуль значение шунтирующего и остаточ¬
ного сопротивлений было бы равно бесконечности, т. е. процесс
восстановления напряжения на промежутке после погасания дуги
определяется исключительно собственными параметрами сети. Эгот
случай имеет казалось бы чисто теоретическое значение, так как
в действительности сопротивление дугового промежутка после до¬
стижения током нулевого значения не может мгновенно стать
равным бесконечности. Кроме того, в настоящее время часто встре¬
чаются выключатели, снабженные шунтирующими сопротивле¬
ниями, которые служат для ограничения перенапряжений, сни¬
жения скорости восстановления напряжения или выполняют роль
делителей напряжения по разрывам. Однако изучение «собственных
ИЗ
скоростей» восстановления напряжения сети или контуров, в ко¬
торых устанавливаются выключатели, с точки зрения нормиро¬
вания сетевых режимов выключателей и условий их испытаний в
лабораторных установках и в сетях имеет далеко не теоретический
интерес, а существенное практическое значение. Совершенно
очевидно, что в одной и той же сети могут использоваться различ¬
ные типы выключателей с шунтами и без них, имеющие различную
остаточную последуговую проводимость и различные пики гашения
дуги, и все они должны безотказно отключать сеть при самых раз¬
личных режимах нагрузок.
В различных типах выключателей задача обеспечения выдер¬
живания определенного режима восстановления напряжения сети
может решаться по-разному: в одном выключателе это может до¬
стигаться за счет обеспечения высокой скорости восстановления
диэлектрической прочности промежутка с помощью интенсивного
дутья или использования высокоактивных газов, например элегаза
(SF6); в другом типе — с помощью низкоомного шунта, что обеспе¬
чивает самое надежное дугогашение за счет ограничения скорости
подъема восстанавливающегося напряжения на промежутке вы¬
ключателя.
Для сравнения различных типов выключателей они должны быть
испытаны при одних и тех же условиях режима сети, в частности
при одной и той же собственной скорости восстановления напряже¬
ния контура (сети). Таким образом, для оценки условий испытаний
и обеспечения нормирования испытательных схем, классификации
сетей в эксплуатации и оценки требований, предъявляемых к вы¬
ключателям со стороны эксплуатации, необходимо изучение и нор¬
мирование именно собственных восстанавливающихся напряже¬
ний.
С точки зрения конструирования конкретных дугогасящих уст¬
ройств нас может интересовать и процесс восстановления напря¬
жения на выключателе, который образуется вследствие суммарного
воздействия сети и самого выключателя. Например, можно подоб¬
рать такой низкоомный шунт, при котором выключатель стано¬
вится нечувствительным к различным режимам сети в отношении
собственных скоростей восстановления напряжения. При этом мож¬
но любой высокочастотный процесс, присущий самой цепи, перево¬
дить в апериодический и таким образом при широком изменении
емкости в цепи скорость нарастания напряжения на выключателе
оставлять неизменной.
Таким образом, при оценке восстанавливающихся напряжений
могут возникать различные практические задачи в зависимости от
того, стоит ли вопрос о воздействии сети на выключатель (жесткость
сети) или о поведении дугогасящего устройства при работе в раз¬
личных режимах (воздействие выключателя на процесс восстанов¬
ления напряжения).
Методика решения этих вопросов остается одной и той же.
114
Нахождение математических зависимостей изменения восста¬
навливающегося напряжения во времени для цепей с постоянными
сопротивлениями (активное сопротивление цепи, линейное сопро¬
тивление шунта на выключателе) не представляет особых труд¬
ностей. Значительно осложняется задача при учете влияния на про¬
цесс восстановления напряжения остаточной проводимости ду¬
гового столба ввиду сложного и зачастую неопределенного харак¬
тера ее изменения во времени. В этих исследованиях основная
роль обычно отводится эксперименту, т. е. непосредственному на¬
блюдению влияния выключателя на процесс восстановления на¬
пряжения на зажимах при отключении коротких замыканий.
6.2. Одночастотный колебательный контур
На рис. 6.1 приведен простейший одночастотный колебательный
контур с сосредоточенными параметрами R, L и С. Кроме этих по¬
стоянных, в контуре имеется сопротивление г, подключенное па¬
раллельно дуговому промежутку, для регулирования величины и
скорости нарастания восстанавливающегося напряжения. Иногда
такие сопротивления вводятся для ограничения перенапряжений,
возникающих при отключении ненагруженных трансформаторов, и
одновременно могут оказывать некото¬
рое влияние на процесс восстановления
напряжения при отключении коротких
замыканий. Последовательное сопро¬
тивление контура R имитирует собой
активное сопротивление проводов и
обмоток аппаратов, трансформаторов и
машин, находящихся в контуре при
восстановлении напряжения.
Общий ток /, текущий в контуре
во время восстановления напряжения
между точками а и 6, разветвляется на
токи U и *2. После перехода тока через
нуль на отключающем цепь промежут¬
ке В (выключателе) стремится установиться напряжение U0
(мгновенное значение напряжения промышленной частоты в мо¬
мент прохода тока через нуль). Однако это напряжение мгновен¬
но установиться не может, так как этому мешают емкость и ин¬
дуктивность.
На промежутке будет иметь место переходный режим, при
котором в каждый момент времени напряжение на промежут¬
ке UB равно напряжению на емкости С и сопротивлении г:
t
If.
UB \ dt .
6
Рис. 6.1. Одночастот¬
ный колебательный кон¬
тур с сосредоточенными
параметрами L, С, R и
шунтирующим сопротив¬
лением г на выключателе
115
Изменение напряжения на промежутке во времени может быть
найдено из следующих уравнений:
t
U» = ‘R + L + -q j*
t = tj 4- I2.
Исходя из этих уравнений следует:
(6. 1)
di _ Л]_ . t'i .
dt dt ' r\* '
Uo = ii (R + Tt) + LW+ (;Г +
Дч^]ззрзнцируя последние уравнения по находим исходно
линейное уравнение с постоянными коэффициентами:
где
В* LC LrC '
Корнями характеристического уравнения (6.2)
р2 + Вгр + Вг = О
будут
(6. 2)
(6. 3)
(6. 4)
pi.2 = -4'(x + ?г)± -т{-т~~Тс • <6-5)
Если подкоренное выражение последнего уравнения больше ну¬
ля, т. е.
±(± -Y > —
4 \ L rC) LC ’
116
то корни характеристического уравнения получаются действитель¬
ными и в этом случае имеет место апериодический процесс восста¬
новления напряжения.
Если же
то корни характеристического уравнения получаются мнимыми и,
следовательно, имеет место периодический процесс (колебательный)
изменения напряжения на промежутке.
Апериодический процесс. В случае апериодического процесса
восстановления напряжения общий вид решения уравнения (6.2)
будет иметь следующий вид:
где /С, и К2— постоянные интегрирования.
Напряжение на промежутке (оно же и на емкости С и на сопро¬
тивлении г)
Ввиду малости R по сравнению с г при конечном значении вос¬
становившегося напряжения на промежутке (/=оо) можно счи¬
тать иъ=и0.
Поскольку р, и рг, как следует из уравнений (6.5), будут всегда
отрицательными, то при /=оо первые два члена в уравнении (6.7)
становятся равными нулю и, следовательно, Кз=и0.
t'i = KiePlt + /C2ep,f,
t t
При ( = 0 и i1=0
Кг + K2 = 0.
Интегрируя уравнение (6.6) получим
При t=0 UB=—UT (пик гашения) и, следовательно,
откуда, учитывая, что /Сх+Кг=0, получим:
117
Окончательно напряжение на промежутке как функция времени
при апериодическом процессе нарастания будет иметь следующий
вид:
(6.8)
а скорость нарастания напряжения на промежутке
Уравнение (6.9) показывает, что начальная скорость восстанов
ления напряжения при любых значениях рх и р2
Это можно видеть из рис. 6.4, где построены зависимости вос¬
станавливающегося напряжения для различных периодических и
апериодических процессов. Начальная нулевая скорость восстанов¬
ления напряжения получается вследствие влияния емкости и индук¬
тивности цепи.
Начальная скорость восстановления напряжения, не равная
нулю, может иметь место только при С=0*. Однако, если подста¬
вить С=0 в выражение (6.5), то мы получим неопределенность.
При (С=0) напряжение на выключателе и на шунте проще най¬
ти исходя из частного случая, изображенного на рис. 6.2. Для
большинства случаев R<^r Восстанавливающееся напряжение на
выключателе В представляет собой падение напряжения на шунте
при токе в контуре i:
Величина тока в контуре во время переходного процесса может
быть найдена из условия постоянного напряжения t/0, приложен¬
ного к контуру (рис. 6.2),
Решение этого уравнения дает выражение тока в зависимости
от времени в виде экспоненциальной функции при начальном усло¬
вии ^=0 и 1=0:
'■ Начальная скорость восстановления напряжения (=£0) на выключа¬
теле при наличии емкости может быть получена, когда в ветви последова¬
тельно с емкостью включено активное сопротивление.
Utt = ir.
(6.10)
118
где Т = -j постоянная времени контура;
/0 = — — наибольший установившийся ток контура.
Напряжение восстановления
UK = ir =- I0r (1 — в * ) — U0 (l
).
«МО
j flr-
Рис. 6.2. Апериодичес¬
кий контур без шун¬
тирующей емкости
Рис. 6.3. Оценка началь¬
ной и средней скорости вос¬
становления напряжения
при экспоненциальной кри¬
вой восстановления нап¬
ряжения
Начальная скорость восстановления напряжения, определяе¬
мая этим уравнением, получается, если взять производную от Ua
по времени при /=0:
' (^Г~1 ^o-f- ~ Uo-j~ в/мксек.
(6. 12)
Иногда пользуются выражением «средней» скорости восстанов¬
ления напряжения (рис. 6.3) за время t=T:
dU±
dt
ср
= 0,636 U0 10_а в мк сек.
(6. 13)
Периодический процесс. Общее решение уравнений (6.2) для
этого случая будет иметь вид:
nt
(6. 14)
где /С4 и Кь — постоянные интеграции;
а— показатель затухания;
со о— угловая частота свободных колебаний.
Величины ос и со0 могут быть представлены следующими выраже¬
ниями:
119
• / R _L 1
a ~ 2 [ L + rC
— Ht
Частота восстанавливающегося напряжения
f _ wo _
/О “ o_ “
(6. 15)
2я 2л J/ LC 4 'С У
для удобства может быть написана следующим образом:
2я
(6.16)
(6. 17)
где
(---)
1
ш0 =—— — угловая частота идеального контура без потерь (#=0
У LC
и г— °°). Для такого контура 8=0
и
fo = -±=-- (6-18)
2я |/ LC
при
при
Для частных случаев
КФО иг=« 3« =4-^ 1Г>
# = 0 и r=f> 8Г = ^/Х.
Из уравнения (6.17) следует, что граница апериодичности, т. е.
перехода колебательного процесса восстановления напряжения в
апериодический, вытекает из условия 6г>Л, следовательно, крити¬
ческие величины сопротивлений контура будут равны:
1) при /• = = • Т“1; кч = 2Утг''
2) при Я = 0; 8*=-jr--
Для получения зависимости восстанавливающегося напряжения
120
от времени UB=f(t) необходимо проинтегрировать уравнение (6.14;
и найти
U,
После подстановки постоянных интегрирования, найденных по
краевым условиям, получаем:
UB = U0 + (UQ + Ur) sin ш0/ - ccs ©,/) «“'• (6. 19)
Учитывая, что обычно (о0'>а, первым членом, стоящим в скоб¬
ках, можно пренебречь, тогда выражение (6.21) приобретает вид:
UB = U0- (U0 + UT) eat ccs о>0t. (6. 20)
Если Ur невелико, то выражение для восстанавливающегося
напряжения можно еще более упростить, т. е.
UB = U0(\-e°‘ccsm0t). (6.21)
Для цепей, где применяется шунтирование выключателей, мож¬
но положить R =0, тогда показатель затухания для этого случая
будет иметь вид:
1
а = —
2 гС
= Y те-
1
4 г2С2 ’
а для цепей, где выключатели не шунтируются, соответственно по¬
лучим:
R 1
а — 2 L И ~~У LC
R2
4L*
Угловая частота слабо зависит от величины сопротивлений R и
г, практически можно ее полагать равной «идеальной» (рис. 6.4):
и /о =
j/LC 2тс ]/ТС
Максимальное значение напряжения, восстанавливающегося на
выключателе,
ик восстанавливающегося напряжения обычно характеризу-
коэффициентом превышения амплитуды
а _ = 1 + j / »•. (6. 22)
Напряжение гашения дуги t/r может заметно влиять на макси¬
мальную величину UBM. Если Ur<ZMo и а-*0, то наибольшее напря¬
жение при этом составит двойную величину от U0, т. е.
2.
и о
В реальных сетях даже с учетом пика гашения при больших
мощностях к. з. величина а редко превышает 1,3, а при меньших
мощностях (50—60°о) коэффициент превышения амплитуды может
достичь 1,6—1,7 и сравнительно редко еще более высоких зна¬
чений.
На рис. 6.4 приведена диаграмма восстанавливающегося напря¬
жения в широких пределах изменения величины о [см. уравнение
(6.17)]. При8>1 имеет место апериодический процесс восстановле¬
ния напряжения, а при $< 1 — периодический. При о=0, что дос¬
тигается в контуре без потерь, имеет место двойное значение на¬
пряжения при половине периода собственных колебаний контура.
Кривые рис. 6.4 имеют универсальный характер. Они одинако¬
во справедливы для последовательно У, параллельно 2 и последова¬
тельно-параллельно 3 включенных ак¬
тивных сопротивлений, лишь бы они Щ / г
имели соответствующие значения о (см.
схемы 1, 2 и 3 на рис. 6.4).
Средняя скорость восстановления
напряжения. В одночастотном колеба¬
тельном контуре существуют два спо¬
соба (рис. 6.5) определения средней
скорости восстановления напряжения.
Способ / учитывает частоту коле¬
баний восстанавливающегося напряже¬
ния. Способ II учитывает, кроме того,
и влияние затухания амплитуды, одна¬
ко при сильных затуханиях средняя
скорость восстановления напряжения,
определенная по способу /7, получа¬
ется менее точной, чем по способу /.
Поскольку в настоящее время принято
давать в нормативах как одну из самостоятельных харак¬
теристик процесса в. н. коэффициент превышения амплитуды а,
более целесообразным следует считать определение средней ско¬
рости по методу /, т. е. за 1/4 периода колебаний восстанавливающе¬
гося напряжения. Этот метод лучше характеризует процесс в на¬
чальной его стадии при изменении собственной частоты сети /0.
Средняя скорость восстановления напряжения по методу / оп¬
ределяется следующим образом:
(ir) “ т = 4 ио /010"6 е/мксек. (6. 23)
При напряжении сети U0 скорость находится в прямой зависимо¬
сти от собственной частоты сети /0.
При определении средней скорости восстановления напряжения
по методу II за V2 периода колебаний проводим луч на максимум
кривой восстановления и получаем:
(^)ср =Щ%= 2а UJ. Ю-6 в/мксек. (6. 24)
Из этого выражения следует, что с уменьшением а средняя ско¬
рость восстановления напряжения снижается, в то время как в на¬
чальной части кривой она практически остается неизменной при той
же частоте /0. С точки зрения гашения дуги в выключателях пере¬
J
'а
г Д
^
1
t
Т/к
m
Рис. 6.5. Способы опре¬
деления средней скорос¬
ти восстановления на¬
пряжения на выключа¬
теле
123
менного тока особый интерес представляет величина скорости вос¬
становления напряжения в самой начальной стадии процесса (f=0),
однако она остается неохарактеризованной как в методе /, так и в
методе //.
6.3. Двухчастотный колебательный контур
На практике приходится сталкиваться с двухчастотными коле¬
бательными контурами, образующимися в результате короткого
замыкания, происходящего за второй индуктивностью. Короткое
замыкание имеет место за трансформаторами (или реакторами),
перед которыми в цепи находится генератор LXCX.
В цепи (рис. 6.6) включены две индуктивности Lx и Z,2, после
каждой из которых имеются емкости Сх и С2. При восстановлении
напряжения на выключателе В после перехода тока через нуль
на кривой восстановления нап¬
ряжения можно различать две
частоты, одна из которых зада¬
ется постоянными контура
другая — постоянными Ь2С2
(рис. 6.7).
При значительном различии
емкостей Сх и С2 контуры / и
II (рис. 6.6) можно рассматри¬
вать как автономные, т. е. коле¬
блющиеся независимо один от
другого. Такие цзпи получают¬
ся, когда после синхронного
о)
Рис. 6.6. Приведенная
схема двухчастотного
колебательного конту¬
ра восстановления нап¬
ряжения
Рис. 6.7. Суммирование восста¬
навливающегося напряжения,
создаваемого двумя автономны¬
ми контурами
генератора стоит трансформатор или реактор, за которым
происходит короткое замыкание. В этом случае Ct будет ем¬
костью обмотки генератора, а С2— обмотки трансформатора или
реактора на землю. Емкость обмотки генератора обычно во много
раз выше, чем обмотки трансформатора и тем более обмотки реак-
124
тора (в десятки и сотни раз). Индуктивности L, и L2 могут быть при
этом соизмеримы. При этих условиях частота колебания напряже¬
ния, возникающая в контуре //, может оказаться в 10—20 раз выше,
чем в контуре /. Ток высокочастотных колебаний в контуре II
замкнется через большую емкость С, как через короткозамыкаю-
щнй проводник и не будет проникать в контур / (в индуктивность
L,).
Частота колебаний в контуре II определится постоянными этого
контура С2 и L2:
1
^02 — — — •
V ЦС2
Собственная частота контура / много ниже, чем собственная ча¬
стота контура //, который создает высоксе сопротивление для
токов контура /, поэтому ток низкой частоты контура LXGX прак¬
тически не замкнется на контур II (L2C2). При протекании тока
короткого замыкания в цепи (включатель В замкнут на рис. 6.6)
действующее в цепи напряжение идет на покрытие падений нап¬
ряжений в индуктивностях Ly и L2 и распределяется прямо про¬
порционально им:
= и. тггтг " и-'= и" "ГГПГ • <6' 25>
При обрыве цепи выключателем В в момент перехода тока че¬
рез нуль напряжение на емкости С2 будет равно нулю, если пренеб¬
речь максимальным значением напряжения гашения (Уг, а напря¬
жение на емкости Сх будет равно U02. После обрыва цепи емкость
С2 будет стремиться немедленно получить напряжение, которое име¬
ет место на емкости С1э и в контуре L2C2 возникнет переходный
процесс с частотой и>02 = — 1 (
у L^t
Емкость Сх будет стремиться получить напряжение £/0, т. е.
подзарядиться до напряжения Un, и в контуре LXCX также возник¬
нет переходный колебательный процесс, в котором разность потен¬
циалов на емкости Сх будет подниматься до fJ0> т. е. на величину
uol = uQ-uot.
Процесс повышения напряжения до U0 происходит с угловой
частотой
1
Потенциал, возникающий на емкости Сх в низкочастотном коле¬
бательном контуре, будет передаваться на емкость С2 и на выклю¬
чатель В. В результате чего на выключателе возникнет напряже¬
125
ние, равное сумме напряжений двух колебательных процессов:
UB = £/01(1 —evcoso>010 -I- U02(\ -e**fcos(0o2t), (6. 26)
где Rx и R2— активные сопротивления контуров / и //, всегда име¬
ющие место в виде сопротивлений обмоток, соединительных шин
при соответствующих частотах, вызывающие затухания колебаний
в этих контурах, но практически не влияющие на частоты в конту¬
рах / и //.
Пользуясь соотношениями (6.25), уравнение (6.26) можно вы¬
разить следующим образом:
Из приведенных рассуждений можно видеть, что расчет восста¬
новления напряжения в двухчастотном колебательном контуре при
условии, что емкость в одном из них существенно больше, чем в
другом, получается путем суммирования напряжений отдельных
процессов.
Начальная скорость восстановления напряжения в данном слу¬
чае получается как сумма скоростей в отдельных контурах, т. е.
Если собственные частоты контуров не существенно отлича¬
ются друг от друга, то суммирование процессов осуществлять нель¬
зя, так как ток одного контура проникает в другой и делает конту¬
ры сопряженными. Расчет восстанавливающегося напряжения на
выключателе в этих случаях существенно усложняется.
Для определения амплитуд и частот колебаний двухчастотных
сопряженных колебательных контуров можно пользоваться диаг¬
раммой Н. Н. Линниченко [17], которая на основании известных
значений индуктивностей Lx и L2 и емкостей С± и С2 позволяет от¬
носительно просто найти амплитуды и частоты отдельных составля¬
ющих (рис. 6.8).
где
eli cos со011 L ezt cos woaf)• (6. 27)
(тг) 4 (folUol -f f0M02) 10"
(6. 28)
126
В общем виде выражение двухчастотного восстанавливающе¬
гося напряжения без учета затухания составляющих можно напи¬
сать в следующем виде:
£/в = U0 (1 — Ах coso)Yt — А2 cos (o2t), (6. 29)
где Al и А2—относительные величины амплитуд. В общем случае
они не пропорциональны индуктивностям контура, как в случае
автономных контуров, но в сумме всегда равны единице (А1-\-А2=
=1);
со1 и о)2—угловые частоты.
Рис. 6.8. Диаграмма для определения амгглитуд и частот
восстанавливающегося напряжения в двухчастотных
сопряженных колебательных контурах (по Линниченко)
Величины Аг\ А2 и wj и с»2 вычисляются на оснозании получае¬
мых из диаграммы значений коэффициентов к0, кх и к2:
А, г.
К j
К1 — Л* 2
1
Г
Ki — Ко
Tf
I, С,
(6. 30)
По найденным амплитудным коэффициентам можно определить
амплитуды для составляющих:
U01 • A U0 и Uo2 - Айии.
127
Диаграмма Линниченко представляет собой семейство прямых
для различных значений /с0, и к2, построенных в прямоугольной
системе координат х и */, где
Однако диаграмма Линниченко не учитывает затуханий ампли¬
туд колебаний восстанавливающихся напряжений, так как она по¬
строена для идеальных контуров (/? — 0).
Для определения жесткостей цепи при двухчастотных и более
сложных процессах приходится прибегать к методам многих пара¬
метров. При одночастотных процессах жесткость цепи с точки зре¬
ния восстановления напряжения характеризуется средней ско¬
ростью подъема напряжения и его
амплитудой (коэффициентом пре¬
вышения амплитуды). Эти два па¬
раметра хотя и не вполне, но все
же характеризуют жесткость од¬
ночастотного контура достаточно
определенно.
В двухчастотных контурах для
определения жесткости приходит¬
ся вводить дополнительные пара¬
метры.
За последние годы получил рас¬
пространение так называемый
метод четырех параметров. При
этом методе проводится ломаная — огибающая около кривой
восстанавливающегося напряжения таким образом, что луч,
выходящий из начала координат, касался бы кривой восста¬
новления напряжения в точке 7, (рис. 6.9). Этот луч продол¬
жается до пересечения с прямой (точка Я,), которая каса¬
ется кривой восстановления в точке Г2; ее наклон определяется тем,
что заштрихованные площади S, и S2 будут приблизительно равны
между собой. Эта наклонная прямая проводится до пересечения с
горизонталью определяемой наибольшим максимумом напряжения
UM2. Таким образом получается вторая характерная точка Я2.
В методе четырех параметров даются характерные параметры
двух точек Pj и Р2 на кривой восстановления напряжения:
Рис. 6.9. Применения метода
четырех параметров для харак¬
теристики кривой восстанов¬
ления напряжения
(dU
Для
к
ТО”КИ
Рх
Ог
(dU ^ _ Uмг —начальная скорость подъема
h напргжения в'мксек\
/ср
V«г — начальный коэффициент
и о плитуды.
ам-
128
г i —эквиьалсн1нам 4ai~iutd
/02 Of 103
5 ^«2 = йГ кгц' где t%'мксек)’
аг= —максимальный коэффициент амплитуда.
здесь U0— мгновенное значение напряжения промышленной часто¬
ты в момент перехода тока через нуль.
Если имеется обычная двухчастотная кривая восстановления
напряжения, то с достаточной точностью без дополнительных по¬
строений можно характеризовать параметры амплитуд, т. е. точки
Pv которая является максимумом первого пика, и точки Р2, пред¬
ставляющей собой максимум всей функции восстановления напря¬
жения во времени, как показано на рис. 6.7.
Однако следует заметить, что метод четырех параметров в ряде
случаев не характеризует достаточно точно кривую восстановле¬
ния напряжения, а следовательно, и условия работы выключателя
в данной сети.
В случае апериодических процессов восстановления напряже¬
ния или при наличии длинных линий большое значение имеет на
чальная скорость (при /=0) восстановления напряжения, которая
в методах двух и четырех параметров не характеризуется совер¬
шенно.
Для простейших двухчастотных колебательных процессов метод
четырех параметров позволяет достаточно определенно характери¬
зовать условия работы выключателя в сети и в лабораторных схемах
при его испытании.
6.4. Восстановление напряжения на выключателе
при наличии в сети длинных линий
В сетях энергосистем довольно часто встречаются такие схемы,
в которых участвуют длинные линии, находящиеся или непосред¬
ственно в цепи тока короткого замыкания или присоединенные па¬
раллельно рассматриваемому выключателю.
Особо существенное значение приобретают неудаленные корот¬
кие замыкания на линиях электропередачи за выключателем. Этот
вопрос рассматривается отдельно.
В длинных линиях электропередач (порядка 50 км и более)
процесс восстановления напряжения может быть упрощен вслед¬
ствие того, что в таких случаях можно пренебречь эффектом отра¬
жения волн исходя из тех соображений, что время, необходимое для
воззращения отраженных волн к месту установки выключателя,
может составить несколько сотен микросекунд, в течение которых
термодинамические процессы восстановления электрической проч¬
ности в дугогасящем промежутке выключателя уже полностью за*
XU 5 Заказ №853 log
Для
точки
р*
кончатся и она приобретает значение так называемой «холодной»
прочности, поэтому некоторое повышение напряжения на выклю¬
чателе вследствие эффекта отражения не может оказать решающего
влияния на исход отключения.
При оценке влияния длинных линий на процесс восстановления
напряжения на выключателе рассмотрим два характерных слу¬
чая:
а) короткое замыкание имеет место на конце длинной линии,
находящейся за выключателем (рис. 6.10, а)\
б) короткое замыкание имеет место за выключателем; парал¬
лельно выключателю к шинам подстанции подсоединены одна или
несколько длинных линий (рис. 6.10, б).
Когда короткое замыкание происходит в конце длинной линии
за выключателем, мгновенное значение напряжения промышлен¬
ной частоты U0 распределится между индуктивным сопротивлени¬
ем Lj (до выключателя) и индуктивным сопротивлением линии
L2 {L2 — индуктивное сопротивление 1 км).
Рис. 6.10. Схемы отключения Рис. 6.11. Распределение напряжений
цепей с длинными линиями: в цепи с длинной линией
л—короткое замыкание к конце линии
за выключателем, б— отключение при
наличии параллельных длинных чи-
ний
Как и в двухчастотной схеме, составляющие падений напряже¬
ний в цепи определятся следующим образом (рис. 6.11):
II —[/ - 1 • I] — I) - Ь2— 1
- u»l1+l2 ио j ’
где U01— может представлять собой падение напряжения на гене¬
раторе или на трансформаторе;
Сг— эквивалентная емкость предвключенной цепи.
Мгновенное начальное значение падения напряжения на линии
U02 при токе короткого замыкания /и.3 равно произведению пол¬
ного индуктивного сопротивления линии на амплитуду тока ко¬
роткого замыкания
U„=V2IK 3L2/. (6.31)
130
Потенциал, остающийся на линии после прохода тока через нуль,
начинает снижаться. Процесс этого снижения в точке Б будет про¬
исходить во времени по прямой. Время, в течение которого потен¬
циал линии достигнет нуля,
= — сек,
2 V
где v — скорость распространения электромагнитной волны по
воздушной линии, равная 300 ООО км/сек.
Потенциал на выключателе со стороны линии будет изменяться
во времени следующим образом:
= i/o. (1-£) = */•! (1 -у-)* (6-32)
Напряжение на выключателе со стороны питания (точка Л), если
предположить обычную одночаетотную кривую, будет нарастать
от величины U02 до U0 по закону
и А = (1/0 - и02) (1--Лоэ <о0/).
На рис. 6.12, а представлены отдельные составляющие напряже¬
ний, а на рис. 6.12,6 — результирующее напряжение, восстанав¬
ливающееся на выключателе: U^—Ua—Ub-
Восстанавливающееся напряжение (рис. 6.12, б) на выключа¬
теле, равное Ub—Ua— Ub, будет
ив = (UQ- U02)(1-Лоз ,>00- и02(i - if). (6. 33)
Средняя скорость восстановления напряжения на выключателе
Рис. 6.12. Восстановление напряжения на выключа¬
теле при коротком замыкании в конце длинной
липни
за V4 периода собственной частоты колебаний напряжения со сто¬
роны сети
= (4 /о! t/oi + пт)1 °'6 сек, (6. 34)
5 Заказ № 853 J3J
где
fox = ~
1
2я V Ц Ci '
Короткое замыкание происходит за выключателем в начале
линии, но к шинам, кроме отключаемой, присоединены еще одна
или несколько линий. Волновое сопротивление каждой из этих
линий составляет Zх=500 ом. Если одновременно включено п ли¬
ний, то их общее волновое сопротивление будет в п раз меньше:
7 _ 2± ~ 500
п~ п = п •
В процессах, которые мы здесь рассматриваем, волновое сопро¬
тивление ведет себя так же, как и активное, поэтому выключатель
оказывается зашунтирован активным сопротивлением, равным по
величине Zn.
На рис. 6.13 показана приведенная схема цепи, изображенной
а рис. 6.10, б. Не трудно показать на цифровых примерах, особен-
Рис. 6.13. Приведенная
схема, восстанавливающе¬
гося напряжения при па¬
раллельных линиях
Рис. 6.14, Процесс'вос¬
становления напряжения
на выключателе при на¬
личии параллельных ли¬
ний
но для сетей большой мощности короткого замыкания, что уже при
одной линии, включенной параллельно выключателю, а тем более
при двух имеет место неравенство
гё<-«|сг. <6-35>
что и является критерием апериодичности процесса восстановления
напряжения. При длине линий />>50 км длина двойного пробега
волны получится >100 км, а это будет соответствовать времени
пробега
^пр > — > зоо oooj = ^ мксек.
Это то время, за которое отраженная волна может подойти к вык¬
лючателю. Она может повысить напряжение на выключателе, как
показано на рис. 6.14, однако, если длина линии достаточно вели¬
132
ка, т. е. более 30—50 км, то это повышение напряжения на выключа¬
теле произойдет уже тогда, когда в дугогасительном устройстве
электрическая прочность практически восстановится и достигнет
величины холодной прочности.
Под термином «холодная прочность» мы понимаем пробивное
напряжение, которое определяется прочностью деионизированного
промежутка, но у которого расстояние между контактами еще не
достигает полной своей величины.
Процесс изменения напряжения на выключателе, с учетом от¬
ражения волн от разомкнутого конца линии, подробно рассмотрен
в работе Чернышева [62].
6.5. Восстановление напряжения на выключателе
при «неудаленных» коротких замыканиях
Восстановление напряжения на выключателе при неудален¬
ных коротких замыканиях создает тяжелые условия для его ра¬
боты, поэтому и рассматривается
особо. Принципиальная схема с не¬
удаленным коротким замыканием
показана на рис. 6.15. Выключатель
в данном случае отключает корот¬
кое замыкание, возникающее на воз¬
душной линии в сравнительно не¬
большом удалении от выключателя
(порядка 2—5 км). При этих усло¬
виях обычно создается тяжелый ре¬
жим работы выключателя, так как получается сочетание высокой
начальной скорости восстановления напряжения с высокой мощ¬
ностью короткого замыкания. При некоторой длине отрезка ли¬
нии за выключателем до места короткого замыкания могут воз¬
никнуть наиболее трудные условия отключения короткого замы¬
кания. При менее удаленном и более удаленном коротком
замыкании условия работы выключателя становятся более
легкие.
На рис. 6.16 показан ряд соотношений между восстанавливаю¬
щимся напряжением и восстанавливающейся прочностью проме¬
жутка воздушного выключателя для возрастающих удалений места
короткого замыкания на линии за выключателем (условно 1, 2, 3,
4 и 5 км). Эта диаграмма носит стилизованный характер и ставит
своей задачей пояснить основную мысль о сущности влияния уда¬
ления места короткого замыкания на условия работы выключателя.
На примере кривых 1 показан процесс нарастания электрической
прочности промежутка, а кривых 2 — нарастания восстанавлива¬
ющегося напряжения на нем в начальной части процесса.
Как видно из рисунка, по мере нарастания степени удаления
Рис. 6.15. Неудаленное ко¬
роткое замыкание на ли¬
нии за выключателем
5*
133
короткого замыкания от выключателя частота колебаний восста¬
навливающегося напряжения падает, а первый пик его увеличи¬
вается. С ростом удаления короткого замыкания восстанавливаю¬
щаяся прочность промежутка увеличивается все быстрее и быстрее,
что объясняется уменьшением тока короткого замыкания и облег¬
чением процесса деионизации промежутка выключателя.
Рис. 6.16. Соотношение между восстанавливающимся нап¬
ряжением и восстанавливающейся прочностью при раз¬
личных удалениях короткого замыкания
По диаграмме рис. 6.16 также можно заметить, что при неболь¬
шом удалении короткого замыкания 1 км) восстановление напря¬
жения идет быстрее, но амплитуда его мала, а электрическая проч¬
ность на всем протяжении процесса остается выше восстанавлива¬
ющегося напряжения и, следовательно, в данном случае наступает
гашение дуги.
При дальнейшем удалении короткого замыкания (^2 км) ам¬
плитуда первого пика увеличилась и, несмотря на увеличение ско¬
рости нарастания прочности промежутка, создаются условия для
его пробоя. При дальнейшем удалении места короткого замыкания
восстанавливающееся напряжение начинает превалировать над ве¬
личиной восстанавливающейся прочности, что делает зажигание
дуги и, следовательно, отказ в гашении еще более вероятным.
С большим удалением места короткого замыкания (условно до 4 км)
повторные зажигания дуги становятся опять менее вероятны, а при
удалении в 5 км и совсем прекращаются, т. е. дуга надежно гасит¬
ся. В последнем случае амплитуда первого пика напряжения воз¬
росла в несколько раз по сравнению с первым случаем (1 км) за счет
увеличения^ длины линии, но не в том отношении, как длина,
Щ
134
так как с ростом длины несколько уменьшается ток короткого
замыкания. Частота колебаний напряжения падает с ростом длины
участка линии в том же отношении. Таким образом, скорость роста
напряжения с ростом длины участка будет падать в том же отноше¬
нии, как и ток короткого замыкания. Вследствие уменьшения
тока увеличивается скорость нарастания электрической прочности
промежутка выключателя, и ход кривой восстанавливающегося на¬
пряжения оказывается заметно ниже кривой восстанавливающей¬
ся прочности, поэтому дуга надежно отключается.
Ниже приводятся некоторые количественные соотношения, име¬
ющие место при неудаленных коротких замыканиях.
Если обозначить L! 2 индуктивность линии (1 км), то, так же
как и для длинной линии (см. формулу 6.31), можно написать
выражение для амплитуды падения напряжения на участке /:
Uo2 = V2I(oL2=]/2I(oLJ,
где I — действующее зна¬
чение тока короткого замы¬
кания.
Поскольку длина ли¬
нии I мала, то за интере¬
сующий нас отрезок вре¬
мени волна успеет совер¬
шить несколько пробегов
по участку линии, в ре¬
зультате чего потенциал в
точке Б (рис. 6.17, а), т. е.
со стороны линии, будет
меняться по закону «пилы».
Нас интересует главным
образом пробег волны за
время 772, когда напря¬
жение в точке Б меняется
от + t/02 до — U02 (если пренебречь затуханием). Время одного
цикла перезаряда линии при собственных колебаниях
где для воздушной линии t;=300 ООО км/сек.
Если допустить далее, что потенциал в точке А (со стороны сети)
за время Т/2 не успевает измениться, т. е. остается равным U02>
и пренебречь затуханием колебаний напряжения со стороны линии,
т
то значение пика восстанавливающегося напряжения при t= -у со¬
ставит (рис. 6.17,6)
шах = [уA UБ )* = Т/2= ^ ^02
а) б)
Рис. 6.17. Определение восстанавлива¬
ющегося напряжения на выключателе
при неудаленном коротком замыкании
135
или
U, max = 2 /2 /СО L'tl. (6.36)
Скорость восстановления напряжения на первом подъеме (от
t~-0 до /=772) составит:
dVB 2V2I»L'2l _4^2/о>L> .
dt ~ Г/2 ~ 4/ V*mb2v.
Скорость движения электромагнитной волны по линии может
быть выражена через индуктивность L2' и емкость С2' на единицу
длины линии, т. е.
v =
или
dU}
где Z— волновое сопротивление линии, равное 1 / Ь*. (для воз-
\ С 2
душной линии можно принять Z=500 ол);
для промышленной частоты 50 <м=314.
После подстановки числовых значений в выражение (6.37) по¬
лучим
=0,22 / е/мксек. (6. 38)
Это весьма простое соотношение говорит о том, что начальная
скорость роста напряжения на выключателе при наличии короткой
линии за выключателем определяется только величиной тока ко¬
роткого замыкания.
Пример. Определить величину первого пика напряжения и начальной
скорости восстанавливающегося напряжения на выключателе при неудален¬
ном коротком замыкании на линии (схема рис. 6.15) при условии: мощность
короткого замыкания непосредственно за выключателем составляет Р =
*= 5000 Мва; напряжение сети UM = 110 кв; удаление места короткого за¬
мыкания на линии за выключателем I = 2 км; индуктивное сопротивление
1 км линии составляет:
х\ = ajLg = 0,45 ом!км.
Реактивное сопротивление питающей сети составит:
Ut 110 ООО2
*1— р — 5 000 000 000 — ,42 ом'
Реактивное сопротивление линии до точки короткого замыкания
х2 = х\ I = 0,45 • 2 = 0,9 ом.
136
Общее сопротивление фазы системы
х = Х\ -f* х2 = 2,42 —|— 0,9 = 3,32 ом»
Ток короткого замыкания при неудаленном коротком замыкании
110 000
/ = —т= = 17 350 а.
|/3- 3,32
Максимальный пик восстанавливающегося напряжения на выключа¬
теле, согласно формуле (6,36), составит:
Vb м = 2 /2«) 4II = 2 /2-0,90-17 350 = 44080 в.
Скорость восстановления напряжения в начале процесса восстановле¬
ния, согласно уравнению (6.38),
dUв
—= 0,22/ = 0,22*17 350 = 3820 в/мксек.
Таким образом, особенно опасными для мощных выключателей
становятся неудаленные короткие замыкания при больших токах.
Неудаленные короткие замыкания особенно неприятно отража¬
ются на работе воздушных выключателей (с воздушным дутьем),
что является следствием замедления роста электрической прочно¬
сти промежутка после перехода тока через нуль (см. рис. 5.9) и
появлением в начальной части кривой роста прочности пологого
участка. Маломасляные и масляные баковые выключатели не
образуют обычно таких начальных пологих участков, поэтому они
очень слабо реагируют на неудаленные короткие замыкания и
практически являются нечувствительными или менее чувстви¬
тельными к такого рода авариям. Для такого типа выключате¬
лей обычно наиболее тяжелым является короткое замыкание,
происходящее непосредственно за выключателем (случай наиболь¬
шей мощности).
Проблема неудаленных коротких замыканий возникла в послед¬
ние годы. Это произошло в связи с тем, что в современных электри¬
ческих сетях, с одной стороны, стал наблюдаться непрерывный
рост мощностей короткого замыкания, а с другой — появились
все более короткие участки с высоковольтными воздушными
линиями в связи с ростом числа подстанций и уменьшением рас¬
стояний между ними. Таким образом, степень вероятности возник¬
новения коротких замыканий в небольшом удалении от выклю¬
чателя, например в сетях напряжением 110 кв, стала значитель¬
но более высокой.
В том случае когда воздушный выключатель испытывает затруд¬
нения при отключении неудаленных коротких замыканий, его каме¬
ра может быть снабжена активным шунтирующим сопротивлением
или должно быть увеличено число разрывов дугогасительной ка¬
меры.
Современная практика показывает, что вновь разрабатываемые
выключатели высокого напряжения (110 кв и выше) должны прове¬
137
ряться в условиях работы при неудаленных коротких замыканиях.
Это важно для выключателей большой мощности (свыше 5000 Мва)
и в особенности для воздушных выключателей, обнаруживающих
особо высокую чувствительность к скорости восстановления напря¬
жения в начальной стадии процесса после перехода тока через нуль.
6.6. Мгновенное значение возвращающегося напряжения и его
определение для различных случаев короткого
замыкания в сети
При определении восстанавливающегося напряжения в различ¬
ных случаях отключения цепей переменного тока мы пользовались
величиной £/0, т. е. мгновенным значением напряжения промыш¬
ленной частоты в момент перехода тока через нуль. Это значение
напряжения принято в последнее время называть возвращающимся
напряжением. Оно представляет собой то значение напряжения,
которое в переходном процессе стремится установиться на разомк¬
нутом промежутке. В начальной стадии этого переходного процесса
(первый период собственной частоты) обычно полагают U0 как ве¬
личину постоянную.
Величина U0 зависит, прежде всего, от угла сдвига фаз между
током и напряжением. При чисто реактивном сопротивлении цепи
этот угол близок к 90°, поэтому U0 определяется амплитудой фазо¬
вого напряжения. При значительной величине активного сопротив¬
ления в цепи угол сдвига фаз<90°, следовательно и U0 составит
величину меньшую амплитуды фазового напряжения. Влияние сдви¬
га фаз может быть учтено синусом угла [см. формулу (6.39)].
Возвращающееся напряжение на выключателе зависит в сильной
степени от рода короткого замыкания. Это обстоятельство может
быть учтено коэффициентом схемы Кс. Коэффициент схемы лежит
в пределах 1 ~У 3 в зависимости от того, имеетли место однополюс¬
ное, двухполюсное или трехполюсное короткое замыкание в цепи.
U0 может также зависеть от величины магнитного потока в гене¬
раторе в момент размыкания цепи. Во время короткого замыкания
за счет реакции якоря генератора магнитный поток в генераторе
может упасть и в момент разрыва цепи э. д. с. генератора может
стать меньше номинального напряжения. При применении быстро¬
действующих регуляторов напряжения имеет место форси¬
ровка возбуждения машины и практически уменьшения магнит¬
ного потока может не произойти. В общем случае изменение маг¬
нитного потока может быть учтено с помощью коэффициента т.
Таким образом, возвращающееся напряжение на выключателе
138
U0 = V2 t/(l) sin ф Кс т.
(6. 39)
При расчетах величин восстанавливающихся напряжений обыч¬
но исходят из условий достаточно типичных и в то же время наибо¬
лее жестких для выключателя.
В этом свете при расчетах следует принимать угол сдвига между
током и э. д. с. источника равным 90°, a sin9=l. Обычно считают,
что снижение напряжения за счет размагничивания генераторов
при коротких замыканиях не имеет места. Для энергетических уста¬
новок это весьма близко к действительности. В отдельных случаях
размагничивающее действие реакции якоря может быть учтено по
декрементным кривым. Для нормальных расчетов восстанавливаю¬
щегося напряжения следует полагать т= 1.
Коэффициент схемы Кс зависит от рода короткого замыкания,
наличия заземления в схеме, места замыкания и т. д. На рис. 6.18
изображена трехфазная система с заземлением нейтрали, а также
показаны три случая, когда происходит однополюсное замыкание
на землю (рис. 6.18, а), двухполюсное без земли (рис. 6.18, б) и
Рис. 6.18. Разлиуные виды коротких замыканий за выключа¬
телем в трехфазной цепи
трехполюсное без земли (рис. 6.18, в), т. е. замыкание на землю
в месте повреждения не имеет места. В этих случаях возвращаю¬
щееся напряжение без учета прочих условий составит:
а) для однополюсного замыкания
U0 = ]/2 £/ф при Кс = 1;
б) для двухполюсного замыкания
U = J/21/ф при К, = Ц- = 0,865;
в) для первой рвущей фазы трехполюсного замыкания
U0~ 1,51/2<Уф при Кс = 1,5.
При трехфазном отключении на первой гасящей фазе возвра¬
щающееся напряжение будет равно 1,5]/2 иф. Это поясняет рис. 6.19.
Допустим, что в фазе 1 ток проходит через нуль, а напряжение рав-
139
но амплитуде (|/2^/ф). В этой фазе дуга гаснет и на зажимах выклю¬
чателя А и Б (рис. 6.18, в) восстанавливается напряжение, равное
разности потенциалов в точках А и Б. Со стороны зажима выклю¬
чателя А появляется потенциал а со стороны Б через горя¬
щие дуги в фазах 2 и 3 и через место замыкания передается потен-
/2 U,и
циал фаз 2 и 3, который составляет в этот момент ^ .
Разность потенциалов между точками А и Б
Vo = VA-VB
V2U,-
1/2 {/ф
= 1,51^2 (/ф.
Рис. 6.19. Величи¬
на возвращающегося
напряжения на пер¬
вой рвущей фазе
выключателя
Рис. 6.20. Отключение
двойного замыкания на
землю одним полюсом
выключателя
Однако случай трехфазного короткого замыкания без земли
представляет собой явление чрезвычайно редкое и почти невероят¬
ное. Обычно в воздушных линиях перекрытие фаз наиболее вероят¬
но на опорах и возникающая при этом дуга, как правило, замкнет
провода линии на землю. Таким образом, трехфазное замыкание
распадается на три однофазных с возвращающимся напряжением
в каждой, равным ]/2£/ф (/Сс=1)-
В настоящее время для оценки величины U0 при трехфазных
замыканиях для систем с заземленной нейтралью принято брать
коэффициент схемы 1,3 вместо 1,5 исходя из того, что при трехфаз¬
ном замыкании в месте замыкания возникает земля, но не все транс¬
форматоры имеют заземление, что приводит к некоторому смеще¬
нию нейтрали при коротком замыкании.
Имеет место еще одна возможность, когда коэффициент схемы мо¬
жет в принципе достигать значений более высоких, т. е. /Сс=1,73.
В случае, когда в системе с незаземленной нейтралью возникает
двойное замыкание на землю (на одной фазе после выключате¬
ля, а на другой до выключателя), коэффициент схемы может
достичь максимального значения /(с = 1,73 (рис. 6.20). В этом
случае выключатель фазы 1 будет отключать короткое замыка¬
ние с возвращающимся напряжением, равным линейному. Одна¬
140
ко на этот режим нормальные выключатели не ориентируют,
учитывая, что он весьма мало вероятен и относится к сетям с
изолированной нейтралью, которые в СССР в настоящее время
не применяются (при 110 к» и выше).
Рекомендуется принимать наибольшее возвращающееся напря¬
жение £/0=1Д|/2£/ф при испытании одного полюса трехфазного
выключателя. При этом под следует понимать наибольшее рабо¬
чее фазовое напряжение системы (действующее значение).
6.7. Постоянные цепей и их эквивалентные расчетные значения
В формулы для расчета восстанавливающегося напряжения вхо¬
дят постоянные цепей, такие как индуктивности, емкости обмоток
и элементов оборудования, сопротивления проводов, обмоток и пр.
Эти постоянные обычно принимаются в расчетных схемах как со¬
средоточенные, хотя они в реальных условиях часто носят распре¬
деленный характер (обмотки генераторов, трансформаторов, реак¬
торов, шины и пр.), поэтому возникает вопрос о нахождении
эквивалентных расчетных величин. Например, эквивалентная рас¬
четная емкость обмоток генераторов, изображаемая в приведен¬
ных схемах в виде концевой сосредоточенной емкости, может
быть принята с достаточной точностью 1/3 Сф или 0,406 Сф, где
Сф — полная емкость фазы обмотки на землю.
Соотношение 1/3 Сф соответствует случаям, когда частота ко¬
лебаний, в которых участвует обмотка, ниже собственной частоты
обмотки. Если же частота колебания схемы близка к собственной
частоте обмотки, то значение концевой емкости в схеме замещения
ближе подходит к величине 0,406 Сф. Если обмотки соединены в
треугольник, то соответствующее значение концевых сосредоточен¬
ных емкостей может быть принято в 1,5 раза выше, чем при соеди¬
нении обмоток в звезду, т. е. соответственно 1,5 Сф = 0,5 Сф и
1,5 0,406 Сф-0,6 Сф.
Для замещения трансформаторов целесообразно пользоваться
эквивалентной схемой, когда общая емкость разносится по концам
и каждая из них составляет половину общей фазовой емкости
(0,5 Сф).
Индуктивности некоторых видов силового оборудования не
являются постоянными величинами, так, если за 100% принять ин¬
дуктивность трансформатора при промышленной частоте, то при
частотах порядка 50—70 кГц индуктивность фазы трансформатора
может снизиться до 50—60%. Таким образом, в режиме высоко¬
частотных переходных процессов, возникающих при восстановле¬
нии напряжений, индуктивность трансформатора может оказаться
значительно меньшей, а действительная частота восстановления
напряжения на 30—40% выше, чем рассчитанная по индуктивнос¬
141
тям короткого замыкания (ек. з). Таким образом появляется частот¬
ная характеристика оборудования.
Частотная зависимость индуктивности имеет место и у токоогра¬
ничивающих реакторов и генераторов. Снижение индуктивности
с уменьшением частоты может быть объяснено тем, что с возраста¬
нием частоты в массивных обмотках генераторов, трансформаторов
или реакторов и других металлических элементах увеличиваются
вихревые токи и эффект их вытеснения. Благодаря этому увеличи¬
вается потокосцепление взаимоиндукции витков и частей обмоток
и это приводит к снижению общей результирующей индуктивности
элементов оборудования. В результате этого возрастает скорость
восстановления напряжения по сравнению с той, которая опреде¬
ляется расчетным путем на основании индуктивностей оборудова¬
ния, определяемых при рабочей частоте. Особенно сильно проявля¬
ется влияние частоты на величину индуктивности оборудования
в тех случаях, когда мы имеем дело с мощными (многоамперными)
объектами, обладающими массивными обмотками и деталями, т. е.
когда эффект вытеснения тока с частотой сказывается наиболее
резко.
Следует отметить, что с частотой связана не только индуктив¬
ность, но и величина активного сопротивления обмоток, проводов,
шин и пр., однако направление зависимости здесь уже иное, а
именно: с ростом частоты увеличивается активное сопротивление
проводников, следовательно, увеличивается декремент затухания
контуров, что прежде всего сказывается на величине амплитуды
восстанавливающегося напряжения (коэффициенте амплитуды).
Рассмотрим некоторые виды оборудования с точки зрения оцен¬
ки их индуктивностей, емкостей частотных характеристик и пр.
Генераторы. Для ориентировочной оценки величины емкости
обмотки одной фазы статора генератора может быть использована
формула Хаммарлунда [13]:
Сф = к 1)13*]05 мкф/на фазу, (6. 40)
где s — диэлектрическая постоянная изоляции паза;
Q — общее число пазов статора;
(л — периметр сечения меди в пазу, мм;
А — толщина изоляции в пазу, мм;
I — длина стали статора, м;
k — поправочный коэффициент (величина k, найденная опыт¬
ным путем, приблизительно равна 0,5).
Уменьшение емкости за счет поправочного коэффициента воз¬
никает, вероятно, из-за наличия небольшого воздушного зазора
между изоляцией провода (стержня) и стенками пазов.
Ниже приведены измеренные и вычисленные значения фазовых
емкостей нескольких шведских генераторов (ASEA):
11,8 кв; 55 000 ква; 136,3 об/мин; Сф=0,45 мкф; Сф.расч=0,38.
142
11.0 кв\ 52 500 ква\ 250 об/мин\ Сф=0,35 мкф\ Сф расч=0,25.
16,5 кв\ 40 ООО ква\ 167 об!мин\ Сф=0,2 мкф\ Сф расч=0,17.
7.0 кв\ 28 000 кба\ 214 об!мын\ Сф=0,23 мкф\ Сф расч=0,22.
11.0 кв\ 15 ООО ква\ 150 об!мин\ Сф=0,11 мкф\ Сф раСч=ОЛ.
11.0 кв\ 12 ООО ква\ 46,9 сб!мин\ Сф=0,18 мкф\ Сф.расч=0,14.
Для генераторов величина емкости одной фазы колеблется в
довольно широких пределах (Сф=0,1—1,0 мкф). Эти пределы оп¬
ределяются рабочим напряжением (толщина изоляции), типом изо¬
ляции, мощностью машины (сечение стержней), конструкцией ло¬
бовых частей и пр.
Трансформаторы. Индуктивность рассеяния одной фазы трех¬
фазного трансформатора может быть определена на основании его
мощности, реактивности короткого замыкания и номинального на¬
пряжения:
Lф = '%’?} *6 4|>
Рис. 6.21. Зависимость индуктивнос¬
ти рассеяния силовых трансформа¬
торов от собственной частоты кон¬
тура (за 100% принята индуктив¬
ность при рабочей частоте)
где ек з — индуктивность ко¬
роткого замыка-
ния, %;
UH — номинальное нап¬
ряжение (линей-
нос), кв;
Рн — номинальная трех¬
фазная мощность, ква.
Как уже было отмечено
ранее при высоких частотах
индуктивность рассеяния
трансформаторов может быть
существенно снижена за счет
размагничивающего действия
вихревых токов. На рис. 6.21
показана частотная харак¬
теристика для трансформаторов, изготовленных заводами
ASEA, по данным Хаммерлунда [131. Эта зависимость охва¬
тывает трехфазные трансформаторы мощностью от 300 до
30 000 ква и показывает, что при частотах колебания вос¬
станавливающегося напряжения 60—70 кГц индуктивность рас¬
сеяния трансформаторов снижается примерно до 60% от ее значе¬
ния, измеренного при 50 гц. Результаты, приведенные на рис. 6.21,
были получены на обмотках трансформаторов относительно невы¬
соких напряжений (6—20 кв).
По данным ВЭИ [65], снижение индуктивности у отечественных
высоковольтных трансформаторов мощностью от 40 000 до 600 000 ква
и напряжением 110—500 кв в зависимости от частоты может быть
проиллюстрировано следующими цифрами.
143
Таблица 6.1
f, кГц
5
10
20
30
L, %
90
85
80
75
По данным табл. 6.1, у высоковольтных трансформаторов также
наблюдается довольно сильное падение индуктивности с ростом
частоты восстанавливающегося напряжения, но все же в несколько
меньшей степени, чем это показано на рис. 6.21.
Емкости одной фазы силовых трансформаторов лежат обычно
в пределах от 1000 до 5000 пф.
Хаммерлунд для вычисления емкости одной фазы по отношению
к земле двухобмоточных трансформаторов при напряжениях Utt
выше 20 кв рекомендует пользоваться следующей эмпирической фор¬
мулой:
р0,35
Сф = 0,0710'9 ф/на фазу. (6. 42)
ин
Фазовые емкости на землю наиболее употребительных аппаратов
и элементов РУ. Здесь приведены значения емкостей аппаратов
высокого напряжения, применяемых в распределительных устрой¬
ствах высокого напряжения:
реакторы бетонные Сф= 100ч-200 пф-,
реакторы масляные Сф=500 пф.
Если вблизи бетонного реактора находятся стенки или экраны,
то емкость на фазу может повыситься на 50%:
выключатели баковые (одна сторона) Сф = 110-j-ЗОО пф;
маломасляные выключатели (одна сторона) Сф = 25ч-100 пф.
Воздушные выключатели имеют меньшую емкость, чем масля¬
ные баковые, например воздушный выключатель фирмы ASEA на
220 кв имеет емкость фазы на землю с одной стороны 80 пф, а с дру¬
гой всего только 20 пф.
Трансформаторы тока имеют довольно широкий диапазон зна¬
чений емкостей на фазу в зависимости от конструкции и напряже¬
ния:
Трансформаторы тока с изоляцией [(/=30 кв; Сф =310 пф;
из кабельной бумаги, заполнен- | <7=110 кв; Сф =400 пф;
ные маслом I U—220 кв-, Сф =575 пф.
Трансформаторы тока, залитые iU=6 кв-, Сф=140 пф-,
компаундом, с фарфоровым j {/=10 кв; Сф = 110 пф-,
выводом ( U=20 кв; Сф =200 пф.
Трансформаторы напряжения имеют фазовую емкость на зем¬
лю при заземленной вторичной обмотке в пределах 400—650 пф при
изменении рабочего напряжения в пределах 6,6—110 кв.
144
Разъединители обладают небольшой емкостью на землю. Их
фазовая емкость на землю редко превосходит 100 пф на обе стороны.
Опорные изоляторы обладают емкостью в пределах 10 пф (их
может быть большое количество, что следует иметь в виду при
расчетах).
Кабели обладают значительной емкостью, которая зависит от
напряжения и сечения жилы. Для определенных марок кабелей
величина емкости может быть довольно точно оценена по каталож¬
ным данным. Например, кабель на напряжение 100 кв при сечении
жилы 150 ммг имеет емкость фазы на землю Сф =0,25 мкф/км, а
кабель И кв того же сечения обладает емкостью около 0,5 мкф/км.
Подетанционные шины обладают емкостью фазы на землю в за¬
висимости от размеров их, расстояния от земли и расстояния между
фазами. Приблизительно емкость шин, находящихся в воздухе, сос¬
тавляет 5—10 пф/м.
На основании приведенных данных можно подсчитать реальную
емкость цепи, которая будет определять переходной процесс при
восстановлении напряжения на выключателе.
Как мы видели, при анализе работы выключателя в трехфазных
схемах (см. § 6.6) в наиболее тяжелом режиме оказывается первая
рвущая фаза, на которой возвращающееся напряжение может до¬
стигать 1,5 £/ф. Для того чтобы правильно учесть величину и ско¬
рость восстановления напряжения на первой рвущей фазе, необхо¬
димо трехфазную цепь привести к однофазной с эквивалентными
постоянными С и L.
На рис. 6.22, а изображена схема трехфазного короткого замы¬
кания без земли в месте образования короткого замыкания и в
нейтрали.
6)
Рис. 6.22. Эквивалентная схема для расчета
восстановления напряжения на первой рвущей
фазе при трехфазном коротком замыкании без
земли
На рис. 6.22, б дана приведенная схема для первой рвущей
фазы, по которой видно, что когда в фазе 1 происходит отключение
(ток проходит через нуль), в двух других горит дуга и обе они на¬
ходятся в параллельном соединении. Эквивалентные индуктив¬
ности Z,/ и L/ и емкости С/ и С2' могут при этом быть определены
следующим образом:
L\ = Lx + ±- =4Lb l; = i2 + 4- =
1 = 1 , 1
с; " Cl 2Cl ’
откуда
C' — — С *
- з
C' — —C
2 3
Если в частном случае то контуры lull были бы ав¬
тономны и частоты в них определялись бы произведениями
L{ С{ = C1L1;
1^2 С2 = L2P2 »
т. е. в данном случае для первой рвущей фазы частоты восстанав¬
ливающегося напряжения в эквивалентной схеме получаются теми
же самыми, как и в случае однополюсного короткого замыкания в
исходной схеме.
Рис. 6.23. Эквивалентная схема для расчета
восстановления напряжения на первой рву¬
щей фазе при трехфазном коротком замыкании
с землей
Если теперь рассмотреть случай замыкания на землю в месте
короткого замыкания и с землей в нейтрали, то это привело бы к
рассмотрению трех однофазных процессов, существующих незави¬
симо друг от друга, с теми же частотами, что и в предыдущем слу¬
чае, но с меньшей величиной U0. Если рассмотреть случай трехфаз¬
146
ного короткого замыкания без заземления нейтрали и при наличии
заземления в месте короткого замыкания, то эквивалентная ем¬
кость приведенной схемы первой рвущей фазы была бы для конту¬
ра II иной. Если обратиться к рис. 6.23, то нетрудно убедиться,
что при наличии земли в месте короткого замыкания емкости на 2
и 3 фазах были бы замкнуты накоротко этим заземлением и тогда
эквивалентные емкости и индуктивности в контурах / и II для
первой рвущей фазы были бы следующие:
т. е. частота во втором контуре (в случае автономных контуров)
снизилась бы в ]/1,5 = 1,22 раза.
Подобным образом и другие сложные схемы могут приводиться
к более простым.
При рассмотрении реальных схем в режимах короткого замы¬
кания иногда получаются приведенные схемы с тремя частотами,
однако нет смысла анализировать такие сложные процессы. Прак¬
тически удается сводить эти сложные случаи к более простым, т. е.
к двухчастотным режимам, и тем самым упрощать анализ режимов
восстановления напряжения.
Пример. Выключатель включен за трансформаторной группой, состоя¬
щей из двух трехфазных трансформаторов 35/110 кв. Определить частоту
и скорость восстановления напряжения на выключателе при коротком за¬
мыкании за выключателем при условии: мощность каждого трансформатора
Рном = 20 000 ква\ номинальное напряжение UHом = 110 кв\ реактивность
обмотки ек = 6%; емкость одной фазы обмотки трансформатора по отноше¬
нию к земле Ст — 2 000 пф; емкость шин и оборудования, подключенных
на землю (одной фазы) (кроме трансформаторов), С1П = 5 000 пф
Фазовая индуктивность одного трансформатора при / = 50 гц состав¬
ляет согласно формуле (6.41)
тогда
“ 2*/Рн
2тс- 50* 20 000
10-6.ПО2
= 0,116 гн.
При высокой частоте (см. рис. 6.21) для двух трансформаторов следует
принять
Эквивалентная сосредоточенная емкость обмотки трансформатора
С = 0,5СТ = 0,5-2000= 1000 пф.
Общая емкость одной фазы
С\ = 2С + Сш = 2-1000 -г 5000 = 7000 пф.
Частота восстановления напряжения на выключателе (первой рвущей
фазе) при коротком замыкании без земли
Средняя скорость восстановления напряжения на первой рвущей фазе
= 4-104 ■’ у-— 110000 • 10"в = 5400 в/мксек.
6.8 К вопросу нормирования собственной скорости восстановления
напряжения
Нормирование собственных частот и форм волн восстанавлива¬
ющегося напряжения цепей, в которых происходят испытания вы¬
ключателей, имеет большое практическое значение для разработки
и освоения новых типов выключателей высокого и низкого напря¬
жения.
Нормирование процессов восстановления напряжения в испы¬
тательных режимах базируется на исследованиях собственных час¬
тот и форм волн, имеющих место в действующих сетях, в которых
предполагается использование выключателей данного класса нап¬
ряжения и мощности отключения.
Правильная оценка норм в этой области — это обеспечение и
гарантирование надежной работы выключателей в эксплуатации.
В первую очередь возникла необходимость создания норм на вос¬
станавливающееся напряжение для выключателей высокого напря¬
жения переменного тока для высоких мощностей короткого замы¬
кания.
Вопрос о нормировании собственных частот и амплитуд коле¬
бания восстанавливающегося напряжения возник уже давно, но
приобрел особую остроту только в последнее время в связи с укруп¬
нением станций и подстанций в энергосистемах, с появлением мощ¬
ных передач и возрастанием ответственности, которую возлагают
на выключатели при защите энергосистем от нарушения устойчи¬
вости при коротких замыканиях. Все большее дальнейшее развитие
= . ■ — — Ю4 ги
2я У с' 2* |/0,0345-7000- 10'1а
1,5 1/2
148
получают экспериментальные базы по исследованию и разработке
выключателей, а также схем и установок для создания необходи¬
мых условий работы выключателей, близких к тем, в которых им
придется работать при эксплуатации в энергетических сетях.
Однако нельзя требовать от каждого выключателя, чтобы он
справлялся в эксплуатации со всеми режимами восстановления
напряжения вплоть до самых тяжелых и жестких. Такой подход
вызвал бы чрезмерное повышение стоимости выключателей и был
бы нарушен правильный экономический принцип решения задачи.
Для массовых выключателей должны быть установлены требова¬
ния, обусловленные наиболее типичными режимами.
За последние годы проводились большие работы по изучению
собственных восстанавливающихся напряжений в действующих
сетях и системах. Строились функции распределения всех установ¬
ленных выключателей по условиям жесткости, однако правильный
выбор условий восстановления напряжений при испытании вы¬
ключателей, установление рациональных норм все же вызвали
большие трудности, что и послужило причиной столь медленного
продвижения вопроса о нормах.
За последние годы в некоторых странах были введены норма¬
тивы на восстанавливающиеся напряжения, однако их еще нельзя
признать обоснованными и достаточными. Также делаются попытки
создать международные нормы на частоты собственных колебаний
и коэффициенты превышения амплитуды для выключателей на раз¬
личные классы напряжений.
В табл. 6.2 приведены рекомендованные в СССР данные в от¬
ношении частот восстанавливающегося напряжения и коэффициен¬
тов превышения амплитуды цепей, в которых должны испытываться
выключатели различных классов напряжений при полной (100%)
и половинной (50%) мощности отключения. Эти данные заняли про¬
межуточное положение между швейцарскими и шведскими нормами.
Частоты колебания при 50% мощности выбраны в 2,5—3 раза
выше, чем при 100%. Это вытекает из тех соображений, что при
меньших мощностях короткого замыкания для одного и того же
выключателя, установленного в сети, обычно схема меняется в на¬
правлении уменьшения числа линий, подключенных к шинам под¬
станции.
Таблица 6.2
ин. К»
6
10
20
35
110
150
220
/о, кГц
100%
8
6
3
2
1,0
—
0,6
50о/,
20
15
9
7
3
—
2
149
Коэффициент превышения амплитуды: 1,3 при 100% и 1,6 при
50% мощности отключения.
Проведенный за последнее время в СССР анализ действующих
и проектируемых систем с точки зрения условий восстановления
напряжения показал, что данные табл. 6.2 являются заниженными
и не соответствуют современным тенденциям развития энергосистем
(концентрация больших установленных мощностей, рост мощностей
в единице оборудования).
Проведенные расчеты для вновь проектируемых подстанций и
обмеры уже работающих установок показали, что при 100% мощ¬
ности частоты восстановления напряжения получаются более вы¬
сокими. В результате были рекомендованы новые значения частот
для выключателей на все классы мощностей до 35 кв включительно,
а также для выключателей 110—150 кв с мощностями отключения
не более 3500 Мва и выключателей 220 кв с мощностями отключения
не более 5000 Мва в соответствии с табл. 6.3.
Таблица 6.3
(/н, /с*
6
10
20
35
JJ0
J53
220
/о, кгц
100% мощности
10
7
4,6
3,6
3
2,5
2
60% мощности
25
20
11
8,4
3,5
2,9
2,3
Коэффициент превышения амп¬
литуды: 1,3 при 100% и 1,6 при
60% мощности отключения.
По сравнению с прежними нор¬
мами (см. табл. 6.2 и 6.3) частота
колебания восстанавливающегося
напряжения при 100% мощности
сильно возросла (на 110—220 кв
в три раза и даже более).
Анализ наиболее типичных схем
мощных подстанций для выключа¬
телей 110—150 кв с мощностью от¬
ключения более 3500 Мва и для
выключателей 220 кв мощностью
выше 5000 Мва при 100% мощ¬
ности отключения показал, что наиболее типичным является апе¬
риодический процесс восстановления напряжения. В связи с этим
было предложено для восстанавливающегося напряжения, для на¬
пряжений 110, 150 и 220 кв и для указанных мощностей установить
стандартную форму волны, напряжение которой после перехода
150
Рис. 6.24. Нормированная кри¬
вая восстановления напряжения
на выключателе при
мощностях
высоких
тока через нуль возрастает линейно от нуля до £/ф У2 со скоростью
1,0 кв/мксек, а затем плавно доходит до величины максимального
значения 1,3 U$Y2. Этот максимум достигается для выключателей
110 кв через /О=350 мксек от начала процесса восстановления на¬
пряжения (рис. 6.24). Для выключателей 150—220 кв время, в тече¬
ние которого должен достигаться максимум, установлено г‘о=400
и 500 мксек. Под иф понимается фазовое значение наибольшего ра¬
бочего напряжения. Кривая на участке А — Б не нормируется.
Скорость восстановления напряжения на участке О — А остается
постоянной и равной 1,0 кв/мксек для всех классов напряжения
(110, 150 и 220 кв). Для выключателей на напряжение 110 —150 кв
мощностью выше 3500 Мва и 220 кв свыше 5000 Мва испытания при
60% мощности отключения должны проводиться при колебатель¬
ном процессе восстановления напряжения с частотами, указанными
в табл. 6.3.
Для более высоких напряжений процесс восстановления напря¬
жения не нормируется и для напряжений 330, 500, 750 кв условия
испытаний выключателей устанавливаются на основании специ¬
альных соглашений при разработке оборудования (специальные тех¬
нические условия).
Указанные выше условия испытаний выключателей не исключа¬
ют необходимости проверки их отключающей способности при не¬
удаленных коротких замыканиях. Это требование относится к вы¬
ключателям на 35—220 кв любых мощностей. Выключатели этих
классов напряжения должны быть способны отключать короткие
замыкания на любом расстоянии от выключателя при условии, что
мощность трехфазного короткого замыкания на зажимах (не¬
посредственно за выключателем) не должна превышать номиналь¬
ную мощность отключения выключателя.
ГЛАВА СЕДЬМАЯ
ПРОЦЕССЫ ПРИ ОТКЛЮЧЕНИИ МАЛЫХ ИНДУКТИВНЫХ токов
7.1. Ток «среза»
При отключении выключателем переменных токов выше 100—
200 а в зависимости от типа выключателя гашение дуги обычно
происходит при переходе тока через его естественное нулевое значе¬
ние, т. е. когда запас электромагнитной энергии в отключаемом
контуре практически равен нулю. В таком режиме опасных перенап¬
ряжений в цепи обычно не возникает и восстанавливающееся напря¬
жение на выключателе при этом, как правило, не превосходит двой¬
ной амплитудной величины напряжения сети.
При отключении токов менее 25—50 а (действ.) выключателем,
обладающим высокой отключающей способностью, могут иметь
место срезы тока, т. е. резкие спады его к нулю задолго до естест¬
венного прохода через нуль, как это показано на рис. 7.1.
По данным Юнга [47], при отключении токов холостого хода
трансформаторов, величина которых не превышает 10 а (действ.),
с помощью воздушного выключателя срез тока может иметь место
при любом мгновенном значении тока вплоть до амплитудного (15 а).
Вопрос о срезах малых токов обычно связывают с индуктивными
цепями, поскольку срезы тока в этих случаях приводят к сущест¬
венным перенапряжениям вследствие освобождения значительного
количества энергии, запасенной в индуктивностях (обмотках транс¬
форматоров, реакторов и пр.).
Природа явления «среза» тока еще не изучена надлежащим об¬
разом, однако было достаточно определенно показано, что он по¬
является в результате наложения на синусоиду тока промышленной
Рис. 7.1. Срез переменного
тока при t = to
Рис. 7.2. Эквивалентная схе¬
ма при отключении малого
индуктивного тока
152
частоты, текущего через дугу, высокочастотных колебаний [48,
49’), обусловленных емкостями цепи С2 и С2, расположенными по
ту и другую стороны от выключателя, и индуктивностью контура
LK, связывающей между собой эти емкости (рис. 7.2).
Результирующая емкость рассматриваемой цепи составит:
/*> ^1^2
Ci + C2
Резонансная частота колебания этой результирующей емкости
с индуктивностью LK
f 1
'0к 2it V CLK
Так как индуктивность LK контура может быть величиной до¬
вольно малой, то частота /ок достигает тысяч и десятков тысяч
герц. Амплитудные значения высокочастотных токов, как показы¬
вает анализ реальных условий, могут достигать величин, превос¬
ходящих мгновенные значения токов промышленной частоты, по¬
этому при противоположных направлениях токов возможны обра¬
зования нулевых значений тока и погасание дуги до естественного
перехода тока через нуль. Основной причиной возбуждения коле¬
баний в контуре CLK является резкое изменение напряжения на
дуге (сопротивления дугового канала), вызываемое активной деио¬
низацией межконтактного промежутка выключателя. Во всех типах
выключателей деионизирующее действие среды, сопровождаемое
импульсными воздействиями, носит неоднородный характер во
времени. Резкие изменения напряжения на дуге являются причи¬
ной появления токов высокой частоты в контуре С^С*. В различ¬
ных типах выключателей импульсные воздействия на дуговой столб,
вызывающие резкие изменения напряжения на дуге, могут явиться
следствием самых разнообразных причин. Например, в воздушных
выключателях воздушный поток в дугогасительном сопле сопро¬
вождается появлением вихрей, проникающих в зону дугового стол¬
ба и вызывающих колебание напряжения на дуге. В масляных вы¬
ключателях дуговой столб может приходить то в более, то в менее
тесное соприкосновение с маслом и вызывать тем самым колебание
напряжения на нем.
Особенно эти воздействия проявляются при малых токах, когда
диаметр дуги мал, а среда (масло) приходит в активное взаимодей¬
ствие с дуговым столбом.
Некоторые типы выключателей менее склонны создавать воз¬
буждающие (резкие) воздействия на дуговой столб и это ведет к ог¬
раничению колебаний напряжений на нем и уменьшению величины
тока среза, а следовательно, и к уменьшению перенапряжений.
В некоторых случаях образованию высокочастотных колебаний,
накладывающихся на ток цепи при отключении малых индуктив¬
ных токов, может способствовать отрицательная (падающая) вольт¬
амперная характеристика дуги [9].
153
На заре развития радиотехники электрическая дуга в цепях,
содержащих индуктивность и емкость, использовалась для полу¬
чения генераторов незатухающих высокочастотных колебаний.
Нужно, правда, иметь в виду, что в современных мощных выключа¬
телях с независимым от тока дутьем (воздушные, газовые) напря¬
жение на дуге очень мало зависит от тока и за полупериод перемен¬
ного тока остается практически постоянным. Вследствие этого
эффект падающей характеристики в этих случаях может и не про¬
являться, хотя, как известно, воздушные выключатели весьма
склонны к образованию срезов тока.
Таким образом, какой из рассмотренных выше причин принад¬
лежит ведущая роль при образовании колебаний в токе дуги при
ее обрыве, сказать еще нельзя.
Способность вызывать срезы тока у каждого типа выключателя
наилучшим образом характеризуется зависимостью величины тока
среза от величины действующего значе¬
ния отключаемого тока. Зависимость
тока среза от отключаемого тока ин¬
дуктивной цепи (трансформатор с ин¬
дуктивной вторичной нагрузкой) пока¬
зана на рис. 7.3, на котором изображе¬
ны две кривые: 1 — с собственной ем¬
костью трансформатора С!=0,012 мкф>
а 2 — с дополнительно подключенной
0,018 мкф. Когда емкость, подключенная
параллельно Сх, растет (рис. 7.2), то
величина тока среза также увеличи¬
вается. Это может быть объяснено сле¬
дующим образом. С ростом емкости Сг
растет результирующая емкость С кон¬
тура (СгЬкС2) и уменьшается резонанс¬
ная частота колебаний этого контура, а
величина амплитуды тока при всех прочих равных условиях возра¬
стает. С ростом амплитуды тока высокой частоты растет и ожидае¬
мая величина тока среза. Диаграмма рис. 7.3 показывает, что для
данного типа воздушного выключателя ток среза в начале кривых
1 и 2 растет по прямой 5, которая дает амплитудное значение отклю¬
чаемого тока. Это говорит о том, что до известного предела (до 8—
10 а) срез тока может происходить на максимуме тока. При дальней¬
шем увеличении отключаемого тока рост тока среза уменьшается,
а при последующем увеличении отключаемого тока ток среза дол¬
жен падать и в конечном итоге стремиться к нулю.
Следует отметить, что Юнг не показал падеиия тока среза до
50 а (действ.) отключаемого тока. По его данным в этой зоне ток
среза еще продолжал нарастать, хотя, как известно, при токах
отключения 150—200 а и выше срезы тока уже отсутствуют даже в
области, непосредственно примыкающей к нулевой паузе тока.
Рис. 7.3. Зависимость
величины тока среза io
от действующего значе¬
ния отключаемого тока
I для двух значении ем¬
кости на зажимах транс¬
форматора Ci (рис. 7.2)
(по Юнгу)
154
Зависимость тока среза от емкости С19 шунтирующей выключа-
С Со
тель, и результирующей емкости С= была подтверж¬
дена исследованиями Улиссовой [49].
На рис. 7.4 показана зависимость тока среза от величины ре¬
зультирующей емкости С при отключении индуктивного тока от
30 до 150 а воздушным выключателем.
е-о а
2Ь
21
18
15
12
9
6
3
0J0 0J5 Ц20 0,25 0,30 тср
Рис. 7.4. Величина тока среза
воздушного выключателя в за¬
висимости от результирующей
емкости С контура (рис. 7.2) (по
Улиссовой)
к
9 \
L
1 ""
!
N
L~0,06mk(2
к
.. £ ~0,039мкф
1
_ 0,025мкт
| V
/ "
С ~ 0,00 Ь8мк$
/
1
!
1дч
30 SO 30 120 /50 180 п
7.5. Зависимость тока среза
воздушного выключателя от дей¬
ствующего значения отключае-
для результирующих
емкостей
0
Рис.
мого тока
Опытным путем было установлено, что при изменении резуль¬
тирующей емкости в пределах от 0,01 до 0,3 мкф величина тока сре¬
за хорошо описывается эмпирической формулой
;0 = kус ,
где k — коэффициент, зависящий от конструкции дугогасительной
камеры и действующего значения отключаемого тока. Для кривой,
изображенной на рис. 7.4, 6^100. При значениях результирующей
емкости С, превосходящих 0,2—0,3 мкф, токи среза увеличива¬
ются уже весьма незначительно с ростом результирующей емкости.
На рис. 7.5 показаны полученные Улиссовой зависимости тока
среза от действующего значения тока отключения для воздушного
выключателя ВВ-10. Эти данные находятся в противоречии с дан¬
ными Юнга за пределами начальной прямой. Как было показано
[491, ток среза находится также в зависимости от давления воздуха
в гасительной камере. При результирующей емкости С=0,011 мкф
ток среза меняется от 10 до 20 а при изменении давления от 3 до
15 am.
7.2. Перенапряжения на отключаемом объекте без учета
ограничивающего действия выключателя
Если при отключении какой-либо индуктивности возникнет
срез тока, то в индуктивных цепях возникают перенапряжения,
величина которых зависит от:
155
а) типа выключателя и мощности его отключения. Тип выклю¬
чателя определяет возможные величины токов среза, от него также
зависит «холодная прочность» межконтактного промежутка и ха¬
рактер ее нарастания во времени. В этом параграфе величина хо¬
лодной прочности принимается равной бесконечности;
б) индуктивности цепи Lx (рис. 7.2). Индуктивность цепи оп¬
ределяет величину отключаемого тока /, а следовательно, величину
тока среза и запас электромагнитной энергии, освобождаемой при
срезе,
в) емкости, параллельной индуктивности Сх (рис. 7.2). Емкость
Cj непосредственно определяет уровень ожидаемого напряжения на
зажимах отключаемой индуктивности. Эта емкость определяет час¬
тоту свободных колебаний напряжения в контуре с отключаемой
индуктивностью и влияет на ток среза;
г) потери в отключаемой индуктивности. Особенно существен¬
ны потери в железном сердечнике трансформатора, которые учиты¬
ваются с помощью эквивалентного сопротивления R, параллельно
подключенного к индуктивности и емкости (Сг и L]) (рис. 7.2).
Совокупность этих факторов определяет характер процесса изме¬
нения напряжения на отключаемом объекте и на зажимах выклю¬
чателя, а также величины наибольших амплитуд перенапряжений.
Если срез тока происходит на максимуме (i0=/tt), то при сдвиге
фаз между током и напряжением в 90° можно считать, что напря¬
жение на индуктивности в этот момент будет равно нулю. При этом
перенапряжение на индуктивности Lv если пренебречь потерями
в контуре и в стали сердечника, определяется из следующего соот¬
ношения:
2 2 2
откуда
^„ах=/.„ У-%- • (7.1)
Это будет наиболее возможное ожидаемое перенапряжение на
идеал изованной индуктивности без потерь. В действительности
срез тока происходит не на максимуме, а в отключаемой ин¬
дуктивности (трансформаторе), имеют место потери энергии;
поэтому не вся освобождаемая энергия (—у—j переходит в элект¬
ростатическую энергию, а часть ее преобразуется в тепло в про¬
водниках обмотки и в стальном сердечнике.
Обозначим через а угол, при котором произошел срез тока, тогда
величина тока среза
г0 = / „-sinot.
156
При сдвиге фаз между током и напряжением в 90е напряжение
на индуктивности в момент среза
Соответственно этим величинам энергий в индуктивности Lx
и в емкости Cj составят:
Если в расчет ввести коэффициент использования электромаг¬
нитной энергии YjM, показывающий, что только часть всей электро¬
магнитной энергии, освобождаемой в индуктивности, будет перехо¬
дить в электростатическую, то тогда из уравнения (7.3) найдем ве¬
личину коэффициента перенапряжения:
где /0— собственная частота колебания напряжения на индуктив¬
ности (трансформаторе);
/ — рабочая частота сети.
После подстановки получаем:
когда о=90°, т. е. срез происходит на максимуме тока, тогда фор¬
мула (7.4) выразится так:
Поданным Талера, Гейнсмана и др. [501, величина для транс¬
форматоров при отключении их в режиме холостого хода состав¬
ляет:
Uо = UM cos а.
= -£-/* sin*«; Vc = ^-Ulcos*a.
(7.2)
Общая энергия будет равна сумме энергий:
(7.3)
Учитывая, что
/о =
2т. У~ЦС^
(7.4)
(7.5)
при 420 кв) 3x115 Мва\ т]и=0,45;
при 170 кв\ 3x16,6 Мва; */]и=0,3.
Процесс колебания напряжения на обмотке трансформатора
(индуктивности) происходит с частотой /0 и с затуханием, которое
может быть оценено показателем затухания
о_ !_
; “ 2RCi ’
где R — сопротивление, эквивалентное по своему действию поте¬
рям в обмотке и железе сердечника трансформатора (индуктивности).
Напряжение на обмотке трансформатора после среза тока будет
изменяться во времени, согласно уравнению
\Jt = [t'„ "j/" sin (V + Uо cos u)0/| , (7.6)
где t — время, исчисляемое с момента среза;
U0 = U и cos а.
Напряжение на выключателе будет равно разности напряже¬
ний на его зажимах, т. е. со стороны трансформатора и со стороны
источника:
UB — е''‘ [i0 Уsin ш0( ~ U0 cos ш0 /J — Uu cos (я + wt), (7.7)
где UM с os (а-го/) — напряжение на источнике с момента среза и
далее;
о) — угловая частота сети.
Если собственная частота отключаемого контура ш0 значительно
выше рабочей частоты сети ш и отключаемый контур обладает вы¬
соким показателем затухания р, то напряжение на стороне пита¬
ния можно считать постоянным в течение переходного процесса и
равным U0, тогда
UB = e:it [t0 Уsin «V + Uо cos i%t ] — U0. (7.8)
На рис. 7.6, а, б приведены стилизованные осциллограммы на¬
пряжения на отключаемом объекте, когда срез тока имеет место в
одном случае на подъеме синусоиды тока (рис. 7.6, а), а в другом —
на спаде тока (рис. 7.6, б). При равенстве мгновенных значений
тока при срезе в этих двух случаях пики наибольших ожидаемых
напряжений UlmaK и U2max будут равны между собой, поскольку
общий запас энергии в этих двух случаях (электромагнитный и
электростатический) остается одинаковым. Это положение не тре¬
бует специальных доказательств, так как из рис. 7.6 видно, что при
158
сдвиге фаз в обоих случаях между током и напряжением, равном
90°, при равенстве токов среза /0> величины напряжений на ем¬
кости Сг в момент среза U0 также будут равны между собой.
Рис. 7.6. Характер изменения напряжения на индуктив¬
ности при срезе тока на подъеме и на спаде
Анализ реально полученных осциллограмм отключения малых
индуктивных токов (токов холостого хода трансформаторов) пока¬
зывает, что срезы тока равновероятны как на подъеме, так и на спа¬
де синусоиды намагничивающегося тока [49].
7.3. Перенапряжения в отключаемой цепи с учетом
ограничивающего действия выключателя
При рассмотрении процесса отключения малых токов мы пола¬
гали, что промежуток выключателя после среза тока достигает сра¬
зу же бесконечно высокой прочности. В связи с этим вся энергия,
освобождаемая при срезе тока, за вычетом потерь в сердечнике и
обмотке, переходит в электростатическую энергию заряда Сг (парал¬
лельной отключаемой обмотке). При этом наибольший пик перена¬
пряжения мог бы стать равным так называемому «ожидаемому» на¬
пряжению.
В реальных условиях «ожидаемые» напряжения обычно никогда
не достигаются ввиду того, что межконтактный промежуток вык¬
лючателя обладает ограниченной «холодной» прочностью, которая
в рельных типах выключателей существенно ниже, чем пики ожи¬
даемых перенапряжений. Процесс отключения индуктивности с ма¬
лым током будет реально протекать следующим образом: после
среза тока электромагнитная энергия начинает переходить в элек¬
тростатическую энергию заряда емкости С1 (рис. 7.2). Если пред¬
t
159
положить, что срез тока произошел на максимуме, т. е. при нуле
напряжения на источнике, то напряжение на емкости Сх будет то
же, что и напряжение на промежутке выключателя.
Последуговая прочность промежутка непосредственно после
среза тока очень быстро восстанавливается до уровня холодной
прочности, т. е. прочности, которая определяется расстоянием
между расходящимися контактами и холодной средой, заполняю¬
щей межконтактный промежуток при расхождении контактов во
время холостого отключения (отключения без тока). Когда напря¬
жение на емкости Сг достигнет уровня холодной прочности, про¬
изойдет пробой промежутка дугогасительной камеры выключателя,
и емкость Сг начнет разряжаться на емкость С2. Процесс будет но-
сить колебательный характер, как это рассматривалось при анали¬
зе явления среза тока в выключателе. При одном из переходов вы¬
сокочастотного тока через нуль процесс обрывается. Емкость Сг
практически теряет свой заряд, но энергия в отключаемой индук¬
тивности еще сохраняется на довольно высоком уровне, поэтому
емкость Cj начинает снова заряжаться, стремясь достигнуть ожида¬
емого пика напряжения уже несколько меньшей величины, чем
первый пик, так как часть энергии была израсходована после пер¬
вого пробоя. Однако холодная прочность и в этот раз ограничи¬
вает напряжение на емкости Сх, поэтому снова произойдет пробой,
потерями в сердечнике и активном сопротивлении обмотки и цепи.
На рис. 7.7 графически отображена последовательность опи¬
санных явлений. Пунктирной заштрихованной кривой показана
верхняя огибающая нарастающей холодной прочности. Дело в том,
что холодная прочность имеет некоторый, а иногда и довольно зна¬
чительный разброс, следовательно, во времени ее можно характе¬
ризовать верхней и нижней огибающей.
торяться неоднократно, иног¬
да десятки раз до тех пор,
но при более высоком напря¬
жении, чем в первый раз, так
как за время, прошедшее
между первым и вторым про¬
боем, холодная прочность ус¬
пеет несколько возрасти за
счет увеличения расстояния
между контактами. Таким
образом, процесс будет пов-
Рис. 7.7. Изменение напряжения на
индуктивности и на выключателе
при различных характерах нарас¬
тания холодной прочности
^ пока холодная прочность не
превысит амплитуды ожида¬
емого напряжения на отклю¬
чаемой индуктивности. Далее
последуют свободные колеба¬
ния напряжения в контуре
с затуханием, определяемым
160
Явление, возникающее при отключении малых индуктивных то¬
ков, интересно в первую очередь с точки зрения возникающих пе¬
ренапряжений, поэтому возможность образования на трансфор¬
маторе максимальных перенапряжений будет характеризовать
именно верхняя огибающая величины холодных прочностей про¬
межутка.
Чтобы перенапряжения в отключаемом контуре лежали в при¬
емлемых пределах, необходимо, чтобы кривая холодной прочности
лежала по возможности ниже. Стремление ее поднять может соз¬
дать весьма серьезные трудности в отношении опасных воздействий
на изоляцию.
На рис. 7.7 проведена вторая более высоколежащая кривая хо¬
лодной прочности, которая дает примерно вдвое большие высокие
перенапряжения в отключаемой цепи. Понижение уровня холод¬
ной прочности ниже известного предела невозможно из-за того,
что выключатель должен выполнять и другие функции, которые
требуют повышения уровня холодной прочности промежутка.
Например, требование отключения зарядных токов холостых ли¬
ний без повторных зажиганий (см. ниже) приводит к обратному за¬
ключению, т. е. необходимости повышения холодной прочности и
скорости ее нарастания, особенно в течение первого полупериода,
т. е. за 0,01 сек.
Если противоречивые требования к холодной прочности в вык¬
лючателе не удается согласовать, то возможен еще путь шунтиро¬
вания выключателя активным сопротивлением или установки на от¬
ключаемый трансформатор защитного вентильного разрядника. И
то и другое приводит к дополнительным затратам на оборудование;
так, установка шунта на вык¬
лючатель требует, во-первых,
изготовления самого шунта,
а, во-вторых, в этом случае
необходимо предусматривать
дополнительный разрыв (Д.
Р.) на выключателе, отключа¬
ющем ток шунта.
На рис. 7.8 показана схема
выключателя с шунтирую¬
щим сопротивлением на его
разрыве, которая получает¬
ся той же самой, что и приведенная схема при учете потерь в
трансформаторе. Если считать, что срез происходит на макси-
муметока, т. е. U0—0 [уравнение (7.8)1, то напряжение на вык¬
лючателе будет:
Рис. 7.8. Эквивалентная схема отклю¬
чения индуктивного тока при наличии
шунтирующего сопротивления
= e?i ь sin 0)0 * ’
(7.9)
161
где
■ — 2лш Сх
Это уравнение описывает процесс, когда rm > -j-y ,
т. е. имеет место колебательный затухающий процесс.
При гш < -^Унаступает апериодический процесс.
На границе апериодичности, когда гш = гкр =\~У. на¬
пряжение на выключателе, а следовательно, и на обмотке транс-
форматора будет описываться уравнением:
_ /
= 2гш.крс‘ # (7.10)
Максимум напряжения
^max = 1 /*о^ш.кр (7.11)
наступает при
t = 2гш.кр • (7.12)
Интересно сравнить это значение с величиной шунтирующего
сопротивления, которое получается из условия С1=0. В этом слу¬
чае ток, текущий через шунт, в
первый момент будет равен току
среза, а напряжение на индуктив¬
ности поднимется до такого уров¬
ня, чтобы поддержать ток в цепи,
согласно закону Ленца, на преж¬
нем уровне:
^max “ Vur (7*13)
Сравнение напряжений [урав¬
нение (7.11)] имеет смысл вести
при гш=гш кр. При учете емкости
и при Гщ—Гц, кр максимум напря¬
жения получаем на 29% ниже, чем
в случае, когда Сх=0.
На рис. 7.9 показаны кривые
изменения напряжения на трансформаторе (и выключателе)
при учете и без учета Сх в случае гш=гш>кр.
При С1==0 напряжение в цепи, на сопротивлении и индуктив¬
ности в функции времени меняется по экспоненте:
Рис. 7.9. Изменение напря¬
жения на индуктивности при
шунтировании ее критичес¬
ким сопротивлением с учетом
и без учета емкости со стороны
отключаемого объекта
162
L , 'ш.кр
У»='/Ш.кре г =1>ш.кр« L (7-14)
Чем сильнее гш отличается от гш.кр в сторону уменьшения, тем
ближе процесс изменения напряжения к уравнению (7.14).
Исследования и расчеты показывают, что порядок шунтирую¬
щего сопротивления выключателей, выбранного из условий ограни¬
чения перенапряжений на уровне допустимых, составляет:
гш ^ 300(/н ом у
где UH — номинальное линейное напряжение сети, кв.
Хорошей мерой борьбы с перенапряжениями, возникающими
при отключении трансформаторов, является применение вентиль¬
ных разрядников (рис. 7.10). Современные разрядники, имеющие
высокое защитное действие, обладают сравнительно низким про¬
бивным напряжением искровых промежутков и значительной теп¬
лоемкостью рабочих сопротивлений, в результате чего энергия,
запасенная в трансформаторе при срезе тока, может быть поглоще¬
на разрядником без всяких опасных последствий для него. Однако
надежная защита трансформаторов при
помощи разрядников от коммутационных
перенапряжений может быть осуществлена
только при помощи установки на каждом
трансформаторе индивидуальных разряд¬
ников. Такова в настоящее время прак¬
тика, получившая за последние годы ши¬
рокое распространение в США
Таким образом, как было показано,
при отключении малых индуктивных токов
возникает ряд явлений, которые необходи¬
мо учитывать при проектировании выклю¬
чателей. Если на отключаемых трансфор¬
маторах не предусмотрена установка защитных вентиль¬
ных разрядников, которые представляют собой надежное средство
защиты от перенапряжений, возникающих при отключении токов
холостого хода, то вновь разрабатываемый выключатель должен
быть испытан в режиме отключения малых индуктивных токов и в
случае необходимости снабжен защитным активным сопротивле¬
нием
Пример Определить сопротивление шунта, установленного на фазу
воздушного выключателя, ограничивающего напряжение при отключении
ненагруженного трехфазного трансформатора напряжением 110 кв и мощ¬
ностью 60 ООО ква на уровне ‘210 кв
Данные трансформатора: намагничивающий ток /0 = 3,5%; емкость
одной фазы на землю Сгр = 3000 пф\ емкость шин и другого оборудования,
подключенного к трансформатору, Сш = 1500 пф; отключение ненагружен¬
ного трансформатора производится со стороны ПО кв.
Намагничивающий ток трансформатора
Рис. 7.10. Схема от¬
ключения малого ин¬
дуктивного тока при
защите отключаемого
объекта вентильным
разрядником
163
60 000 3,5
ут-ио ' ‘00 - Ua
Индуктивность фазы трансформатора при холостом ходе
I10000
L — = 18,4 гн.
l/3 -11-3I4
Общая приведенная емкость одной фазы
С= 0,5 СТр + Сш = 3000 пф
Частота свободных колебаний
1 1
fn = f— = = 710 гц
e 2is/LC 2* / 18,4 • 3000 • 10'12
Ожидаемое напряжение на трансформаторе без учета влияния шунта
и ограничивающего действия выключателя, но с учетом потерь в трансфор¬
маторе при условии, что срез происходит на максимуме тока, определяется
согласно формуле (7.5):
VT-7-- m ТГ-7.«-
Откуда максимальное напряжение
£Лпах= ^2£/ф7.8 = 1/2 ^|=7,8 = 700 «в
Сопротивление шунта при условии, что напряжение на фазе не прев¬
зойдет 210 кв , определяется по формуле (7.13):
^тах _ 210 000
'о _ ]/2 II - 13600 0Л
Критическое сопротивление шунта
гкр = ~2~ ~\f ~с~ — ~2 ~\f 3000-10"12 = 41 000 0М
Поскольку тш существенно меньше, чем гкр, условие (7.13) является
вполне обоснованным
Округленно можно принять гш = 14 000 ом.
ГЛАВА ВОСЬМАЯ
ОТКЛЮЧЕНИЕ НЕНАГРУЖЕННЫХ ЛИНИЙ (МАЛЫХ
ЕМКОСТНЫХ ТОКОВ)
8.1. Общие сведения
При отключении ненагруженной линии, т. е. при обрыве вы¬
ключателем емкостного тока относительно небольшой величины
(десятки или сотни ампер), на ней могут возникнуть перенапряже¬
ния, вызванные повторными зажиганиями дуги между контакта¬
ми выключателя.
В первом приближении с достаточной точностью отключаемую
линию можно рассматривать как сосредоточенную емкость С.
В основном это емкость провода линии
по отношению к земле*.
На рис. 8.1 показана приведенная к
однофазной схема отключения емкости
С выключателем В от источника пита¬
ния ограниченной мощности, т. е. обла¬
дающего индуктивностью Ltp и емкостью
Стр .
Источник ограниченной мощнос¬
ти (трансформатор), обладающий ин¬
дуктивностью рассеяния Ljp, при протекании через него за¬
рядного тока линии создает заметное падение напряжения Ul .
Из рис. 8.2, а видно, что за счет этого падения напряжения, которое
находится в противоположной фазе по отношению к падению на¬
пряжения на емкости Uc, при отключении емкостной нагрузки ic
в точке А происходит скачок напряжения, равный амплитуде па¬
дения напряжения на индуктивности Ulm. Этот скачок сопровож¬
дается колебаниями с частотой, определяемой индуктивностью
LTр и емкостью со стороны питания Стр , т. е.
* Емкость провода на землю в несколько раз больше, чем емкость между
проводами (фазами), поэтому можно считать, что емкостный ток линии — это
ток с фазы на землю.
Рис. 8.1. Приведенная
схема отключения малых
емкостных токов
6 Заказ № 853
165
На отключенной емкости С (в точке Б) остается напряжение
UC=V2U + Y2 uL = uM + uLH.
Рис. 8.2. Характер изменения напря¬
жения на отключаемой емкости и на
выключателе с учетом индуктивности
со стороны питания (LTp)
Напряжение в точке А
будет изменяться по сину¬
соидальному закону. Вели¬
чина напряжения в точке А
равна напряжению источ¬
ника U а. Напряжение на
выключателе представит со¬
бой разность напряжений
Рис. 8.3. Изменение напряже¬
ния на выключателе в слу¬
чае, если емкостная нагрузка
отключается от источника бес¬
конечной мощности (LTp = 0)
в точке Б и точке А и изображается кривой рис. 8.2, б.
Начальная средняя скорость восстановления напряжения (за
1/4 периода собственных колебаний) на выключателе составит
(~ЧГ~) = AfoULu 10'G в!мксек, (8.1)
а амплитуда напряжения на выключателе будет равна
у*,=ж»+Uu, • ад
Процесс гашения дуги в выключателе, вызванный емкостным
током промышленной частоты, может оказаться более затяжным,
когда емкость (линия) отключается от трансформатора относитель¬
но малой мощности, т. е. когда индуктивность рассеяния транс¬
форматора Lrp высока.
При мощных трансформаторах начальная скорость подъема
восстанавливающегося напряжения и амплитуда первого пика
напряжения будут малы и отключение емкостного тока поэтому не
вызывает особых трудностей. При очень мощных источниках можно
полагать Ul =0, так как падение напряжения в индуктивности L Тр
от емкостного тока будет небольшим. В этом случае кривая восста¬
навливающегося напряжения на выключателе будет иметь такой
вид, как показано на рис. 8.3, т. е. начальный пик напряжения от¬
сутствует, а амплитуда напряжения составляет двойную амплитуду
фазового напряжения (2 UM). Для этого случая напряжение на за¬
жимах выключателя во времени меняется по закону:
UB — UM{1 cos ш/), (8.3)
где «) — рабочая угловая частота.
Средняя скорость подъема восстанавливающегося напряжения
на выключателе при нормальной рабочей частоте /=50 гц будет
(^f-J = = 200UM 10^в! мксек. (8.4)
Допустим теперь, что промежуток выключателя не выдержи¬
вает этого напряжения и пробивается, когда напряжение на вык¬
лючателе со стороны питания достигнет амплитудного значения,
обратного по знаку. В промежутке выключателя возникнет дуговой
разряд, от которого емкость С начнет перезаряжаться на напряже¬
ние обратного знака с частотой, определяемой уравнением:
/'
1
Un=+VM
2it
V ^трС
если пренебречь емкостью со сто¬
роны питания Стр.
Через половину периода сво¬
бодных колебаний ток перезаряд¬
ки будет проходить через нуль и
дуга в выключателе может быть
погашена. Но в момент перехода
тока перезарядки через нуль на¬
пряжение на емкости С будет про- Рис* Изменение напряжения
ходить через максимум. На ней на ПР« по-
может остаться напряжение
ное —3 Uкак это можно видеть
вторном зажигании дуги в вык-
рав- лючателе на максимуме обратной
полярности
из рис. 8.4. Если предположить,
что следующий пробой проме¬
жутка выключателя случится опять в наиболее тяжелый момент, ког¬
да напряжение источника на выключателе достигнет снова
тогда напряжение на емкости может достигнуть величины,
равной +5UA[ и т. д. При повторных пробоях промежутка выклю¬
6*
167
чателя в момент наибольшей разности потенциалов на нем на от¬
ключаемой емкости могут возникнуть весьма высокие перенапря¬
жения, опасные для изоляции.
Приведенные рассуждения носят, однако, чисто теоретический
характер, так как повторные пробои в выключателях происходят
не обязательно на максимуме напряжения, а при промежуточных
более низких значениях напряжения. Кроме того, гашение дуги
при токе перезарядки очень редко происходит при первом же пере¬
ходе тока через нуль. Вследствие большой крутизны кривой под¬
хода тока к нулю при высоких частотах гашение дуги при первом
переходе через нуль затруднено и может происходить лишь на после¬
дующих полуволнах. Так как процесс перезарядки носит быстро¬
затухающий характер, то обрыв тока перезарядки на последую¬
щих полуволнах существенно снижает возможные перенапряже¬
ния.
Необходимо иметь в виду, что некоторые типы выключателей
дают если не предельные, вытекающие из теоретических положе¬
ний, то довольно значительные перенапряжения при отключении
ненагруженных линий, доходящие до (3-т-3,5) U$M и более.
Радикальной мерой борьбы с перенапряжениями, возникающи¬
ми при отключении емкостных токов ненагруженных линий, явля¬
ется создание выключателей с такими дугогасящими разрывами,
которые способны выдерживать восстанавливающееся напряжение
на выключателе без повторных зажиганий дуги. Это может быть
достигнуто, когда электрическая прочность промежутка между
расходящимися контактами в течение всего времени остается выше
нарастающего напряжения. Здесь идет речь о так называемой «хо¬
лодной» прочности дугогасительной камеры выключателя, т. е.
бездуговой.
Обычно-дуга емкостного тока гасится относительно легко, осо¬
бенно если линия отключается от мощного источника (шин), так
как последуговая скорость восстановления напряжения на выклю¬
чателе очень мала.
Определяющей в отношении повторных пробоев промежутка
является не последуговая ионизация промежутка, которая ликви¬
дируется быстро, а холодная прочность или прочность холостого
отключения. В данном случае следует говорить о нижней огибаю¬
щей холодной прочности 1 (рис. 8.5). Если при отключении намаг¬
ничивающих токов в первую очередь интерес представляет верхняя
огибающая холодной прочности, то при отключении емкостных то¬
ков гарантировать отсутствие повторных пробоев должна нижняя
огибающая этой прочности, т. е. граница минимальных ее значе¬
ний. 4
На рис. 8.5 показана картина взаимного расположения кривой
восстановления напряжения на выключателе и различных процес¬
сов роста прочности промежутка как обеспечивающего отключение
без повторных пробоев, так и дающего повторный пробой проме¬
168
жутка (в точке А). Из рисунка видно, что после гашения дуги в
момент прохода тока через нуль последуговая прочность восста¬
навливается очень быстро и обеспечивает гашение дуги во всех слу¬
чаях. Однако последующий рост прочности, определяемый различ¬
ными факторами дугогасящей камеры и условиями расхождения
контактов выключателя, может протекать по-разному.
В одном случае холодная прочность проходит выше напря¬
жения, восстанавливающегося на выключателе, и повторного
пробоя не наступает, в то время как во втором случае холодная
прочность оказывается недоста¬
точной и возникает повторный
пробой, сопровождаемый переза¬
рядом емкости с появлением пере¬
напряжений. Условия возникнове¬
ния повторных зажиганий дуги в
выключателе зависят от того, за
какое время до нуля могут начать
расходиться контакты выключате¬
ля для обеспечения гашения ем¬
костного тока при переходе тока
через нуль.
Существует минимальное вре¬
мя tlf при котором дуга будет по¬
гашена при проходе тока через
нуль (рис. 8.5). При времени,
меньшем tl9 гашение емкостного
тока может не обеспечиваться,
следовательно, в этом случае нет смысла анализировать соотно¬
шение между холодной прочностью и восстанавливающимся на¬
пряжением. При больших значениях времени (^>/1) расхожде¬
ния контактов до подхода тока к нулю будут создаваться более
благоприятные условия для непоявления повторных зажиганий
(отсутствие точки Л), так как в момент прохода тока через нуль
выключатель будет иметь большее значение холодной прочности.
Таким образом, если выключатель не дает повторных пробоев
и зажиганий дуги во время отключения, наибольшее напряжение
на нем может достигать приблизительно двойной амплитуды фазо¬
вого, а на отключаемой емкости около амплитуды фазового напря¬
жения. При возникновении повторных зажиганий в отключаемых
цепях с емкостной нагрузкой могут возникать высокие опасные
для изоляции перенапряжения, которые представляют опасность и
для самого выключателя.
Предположим, что во время отключения ненагруженной линии
возникли значительные перенапряжения, приводящие к перекры¬
тию гирлянд или вызывающие срабатывание трубчатых разрядни¬
ков. Это означает, что в цепи происходит короткое замыкание на
землю, т. е. внезапно появляется ток короткого замыкания, ко¬
U
прочность^
-Дуга
Момент размыкания контактов
Рис. 8.5. Процесс отключения
емкостной нагрузки при раз¬
личных характерах нарастания
холодной прочности в выклю¬
чателе:
/—повторный пробой; 2—отключение
без повторного пробоя
169
торый накладывается на маломощную дугу в выключателе при зна¬
чительном расстоянии между контактами. Для некоторых типов
выключателей, особенно масляных, такое наложение может при¬
вести к возникновению в выключателе чрезвычайно высоких им¬
пульсных давлений и разрушению дугогасительных камер. При
нормальном процессе отключения выключатель способен отклю¬
чать значительно больший ток короткого замыкания.
При наложении мощной дуги на маломощную (при значитель¬
ном ее предварительном растяжении) создается эффект взрыва.
При таких налагающихся процессах на практике имели место слу¬
чаи, когда выключатели разрушились, производя операцию отклю¬
чения малого емкостного тока, т. е. ненагруженной линии [51].
Эти явления рассмотрены более подробно в гл. 9.
8.2. Возможные пути ограничения исключения перенапряжений
при отключении емкостных токов
Одним из радикальных способов исключения перенапряжений
в сети при отключении емкостных токов ненагруженных линий яв¬
ляется применение выключателей, не дающих повторных зажига¬
ний, т. е. обладающих быстрым ростом холодной прочности меж-
контактиого промежутка. В современном высоковольтном выклю-
чателестроении имеются необходимые средства для соблюдения
этого условия. Например, применение многократного разрыва у
выключателей способствует получению выключателей без повтор¬
ных зажиганий при отключении емкостных токов. Этому же спо¬
собствуют и такие средства, как повышение скорости расхождения
контактов, увеличение давления в дугогасительной камере, создание
интенсивных потоков газа или жидкости в межконтактном про¬
межутке и пр.
Когда решается вопрос о выборе параметров дугогасящего уст¬
ройства, не следует чрезмерно увлекаться получением высоких ско¬
ростей нарастания холодной прочности, так как это может привес¬
ти к излишним трудностям при решении вопросов отключения ма¬
лых индуктивных токов (см. гл. 7.).
Если по каким-либо причинам не удается исключить повторные
пробои в выключателе путем интенсификации роста прочности его
промежутка, то снижают величину восстанавливающегося напря¬
жения на выключателе.
Можно указать на два радикальных средства снижения величины
восстанавливающегося напряжения на выключателе:
а) включение параллельно дугогасительному устройству вык¬
лючателя шунтирующего сопротивления;
б) установка на отключаемой линии трансформатора напряже¬
ния, который остается подключенным к линии (емкости) и после ее
отключения.
На рис. 8.6 показаны оба эти способа. Различными средствами
здесь достигается одна и та же цель, т. е. обеспечивается стекание
заряда с емкости С и снижение разности потенциалов между точка¬
ми Л и £ на зажимах выключателя.
Рассмотрим процессы изменения нап¬
ряжения на зажимах выключателя во
времени для указанных на рис. 8.6
случаев.
1. Восстановление напряжения на
выключателе при шунтировании его ак¬
тивным сопротивлением. Если выклю¬
чатель отключит емкостный ток во вре¬
мя перехода через нуль, то на емкости
(рис. 8.6,а) останется напряжение UM
(амплитудное напряжение источника)
в случае, если на выключателе не будет
шунта. При наличии активного шунта
г на выключателе напряжение на ем¬
кости С будет меняться за счет стека-
ния заряда. Если обозначить ток,
текущий через шунт, посредством t, то
за время /, протекшее с момента
t
Рис. 8.6. Приведенные схе¬
мы отключения емкостной
нагрузки при наличии шун¬
та и трансформатора нап¬
ряжения
напряжение на емкости
отключения, составит:
иБ = ис = им \r^idt.
О
(8.5)
Напряжение на выключателе со стороны источника (в точке А)
после гашения дуги меняется по косинусоиде
UA=UMccswt.
Напряжение на выключателе, а следовательно, и на шунте,
получится как разность потенциалов в точках А и Б:
UB = Uc-UA = UM-±jidt-UM cos
(8.6)
полагая, что ток через шунт
и*
г
Дифференцируя уравнение (8.6) по t, получим:
J/,
гС
в -|——vUM sin ш/,
dt
(8.7)
171
общее решение которого
Интегрируя это уравненне, получим:
t
гС
(8.8)
♦
Постоянная интеграции К может быть определена из условия
UB—0 при /=0:
ных по уравнению (8.9), для /-=1000,2000,3000, 5000, 10000 ом и
С=1,5 мкф, что соответствует приблизительно длине линии, рав¬
ной 200 км. Емкость провода линии по отношению к земле мало за¬
висит от напряжения, поэтому полученные и приведенные на рис.8.7
кривые в первом приближении могут рассматриваться как универ¬
сальные для заданной длины линии. Однако они могут быть исполь¬
зованы и для определения напряжений или сопротивлений на вы¬
ключателе исходя из того, что каждая кривая соответствует посто¬
янным г С.
Шунтирующие сопротивления в СССР применяются в течение
ряда лет на масляных баковых выключателях 110— 220 кв. В
данном случае шунт на фазу выключателя разделяется на две
части, каждая из которых присоединяется к разрыву выключателя
(рис. 8.8). Сопровождающий ток, остающийся в шунте после гаше¬
ния дуги в дугогасительных камерах, может быть оборван
открытыми в масле промежутками при отходе траверсы вниз,
как показано на рис. 8.8, б.
В воздушных выключателях, шунтированных активными со¬
противлениями, необходимо использовать дополнительный разрыв в
цепи шунта, как изображено на рис. 8.6, а. что несколько усложняет
конструкцию выключателя. Однако в ряде случаев применение
После подстановки К в уравнение (8.8)
На рис. 8.7 показано семейство кривых -ту-8- ~f{t), построен-
U М
172
запасенная в емкости,
f/2 Q
м будет поглощаться в сопротив¬
лении обмотки трансформатора напряжения и, таким образом,
можно составить представление о том, насколько нагреется обмотка
трансформатора напряжения, если процесс будет адиабатическим.
В случае шунтирующего сопротивления на выключателе для
определения энергии, поглощенной в шунте, необходимо взять
интеграл квадрата напряжения на шунте по времени и разделить
полученное выражение на сопротивление шунта:
В шунтирующем сопротивлении поглощается энергия, не толь¬
ко запасенная в емкости, но и подводимая от сети. Общее количест¬
во энергии, выделенное в шунте, зависит от времени нахождения
его под напряжением и может значительно превосходить энергию,
запасенную в отключаемой емкости.
По предложению А. А. Акопяна эффективность применения
трансформаторов напряжения была опробирована при испытании
линии электропередачи 400—500 кв Куйбышев — Москва и дала
весьма ценные результаты.
Первые воздушные выключатели, построенные для этой пере¬
дачи, 400 кв давали повторые зажигания дуги и создавали недо¬
пустимые перенапряжения на линии. Применение трансформаторов
напряжения практически исключило повторные зажигания, а сле¬
довательно, снизило вероятность появления коммутационных пере¬
напряжений и обеспечило надежные условия работы установок
при отключении ненагруженных линий. Однако наиболее рацио¬
нальным в настоящее время следует считать такое решение вопро¬
са, когда выключатель не дает повторных зажиганий дуги при
отключении емкостных токов ненагруженных линий.
о
ГЛАВА ДЕВЯТАЯ
ДОПОЛНИТЕЛЬНЫЕ СВЕДЕНИЯ О ДУГОВЫХ ПРОЦЕССАХ
В ВЫКЛЮЧАЮЩИХ АППАРАТАХ
9.1 Общие замечания
В данной главе рассматриваются явления, которые не были
отражены при создании стандартов, нормативов и указаний ввиду
их или сравнительно малой распространенности или еще недоста¬
точной изученности, но оказывают иногда большое влияние на от¬
ключающую способность отдельных типов выключателей. Однако
отдельные вопросы по мере уточнения их влияния на работу вы¬
ключателей завоевывают «права гражданства» как в промышлен¬
ности, так и в эксплуатации и постепенно по мере их прояснения
находят свое отражение в технических условиях, руководящих
указаниях и стандартах.
Так еще в недалеком прошлом обстояло дело с восстанавлива¬
ющимися напряжениями, оценкой влияния постоянной составляю¬
щей в токе на процесс гашения дуги, условиями работы выключа¬
телей при неудаленных коротких замыканиях и др.
Настоящая глава отражает некоторые вопросы, которые в от¬
дельных случаях имеют очень важное значение, но может быть
далеко не для всех типов выключателей, чтобы найти отражение
в обязательных требованиях и нормативах, учитываемых при кон¬
струировании и испытании дугогасящих систем выключателей. К
таким вопросам можно отнести: влияние накладывающихся про¬
цессов при работе дугогасящих устройств, влияние низких темпе¬
ратур на условия работы выключателей, работу выключателе)! в
режиме противофазы, износ контактов в коммутационных аппаратах
под действием дуги.
9.2. Влияние накладывающихся режимов короткого замыкания на
работу дугогасящих устройств
При работе дугогасящих устройств в случае, когда на один
режим накладывается другой, возникают некоторые трудности и
176
шунтов все же дает значительный экономический эффект, если
учесть то обстоятельство, что при отсутствии их необходимо или
повышать уровень изоляции оборудования, или применять на всех
трансформаторах вентильные разрядники.
Ув
Ум
Рис. 8.7. Изменение напряжения на выключателе
при различных шунтирующих сопротивлениях и
при отключаемой емкости С = 1,5 мкф
Рис. 8.8. Схема масляного бакопого вык¬
лючателя с шунтирующим сопротивлением
на дугогасительных камерах:
а — замкнутое состояние; б — отключение тока шунтов
гт с открытой дугой под маслом
173
2. Восстановление напряжения на выключателе при наличии
на отключаемой линии (емкости) трансформатора напряжения.
Существенное влияние трансформатора напряжения на снижение
напряжения на выключателе и устранение повторных зажиганий
дуги в нем было отмечено впервые А. А. Акопяном [52] при прове¬
дении наладочных испытаний на линии 400 кв Куйбышев—Москва.
Было отмечено при этом, что воздушный выключатель 400 кв при от¬
ключении ненагруженной линии давал повторные зажигания и
перенапряжения, когда отключаемая линия оставалась без транс¬
форматора напряжения. Когда участок линии после отключения
оказывался соединенным с землей через трансформатор напряже¬
ния, положение существенно улучшалось и выключатель не давал
повторных зажиганий. В этом случае трансформатор напряжения
оказывается под постоянным напряжением; через его первичную
обмотку протекает ток, сердечник насыщается, индуктивность рез¬
ко падает, и очень быстро наступает режим, при котором трансфор¬
матор напряжения ведет себя как активное сопротивление гтр.
Если пренебречь индуктивностью насыщенного трансформато¬
ра напряжения и учитывать только его активное сопротивление
первичной обмотки, тогда напряжение на емкости С будет менять¬
ся по экспоненте
а напряжение на выключателе между точками Ати Б может быть
найдено как разность потенциалов на емкости Сив точке А:
Uc = име 'трс
(8.10)
Uu — Uс — UА = U ме гтр° — Uм cos wt =
На рис. 8.9, а показано
изменение потенциалов в точ¬
ке Б (на емкости) и в точке
Л, а на рис. 8.9, б—напряже¬
ние на выключателе UB в слу¬
чае, когда трансформатор нап¬
ряжения отсутствует (кри¬
вая 1) и когда он присутствует
(кривая 2).
s) 2,0
Рис. 8.9. Изменение напряжения на
отключаемой емкости и на выключа¬
теле без трансформатора напряже¬
ния 1 и при его наличии 2
Если к задаче снижения
напряжения на выключателе
подойти с энергетической
точки зрения, то следует
иметь в виду, что энергия,
174
даже аварийные явления при отключении цепей. Например, при
отключении малых токов (индуктивных или емкостных) (рис. 9.1)
в цепи могут появиться опасные перенапряжения, вызывающие
перекрытие изоляции и короткое замыкание в сети, в результате
чего на процесс отключения малого тока наложится процесс корот¬
кого замыкания, т. е. на маломощную дугу с небольшим диаметром
и относительно малой выделяемой мощностью наложится дуговой
разряд с большим током, которому соответствует значительно боль¬
ший диаметр канала и большая выделяемая мощность. На первый
взгляд, казалось бы, что если накладывающийся ток короткого
замыкания не превзойдет номинальный отключаемый ток коротко¬
го замыкания, установленный для данного выключателя, то ничего
опасного не случится и он отключит этот ток, как и при обычном
коротком замыкании. Как показывают лабораторные исследования
и опыт эксплуатации, некоторые типы выключателей очень тяжело
переносят режимы накладывающихся коротких замыканий на ре¬
жим отключения малого тока.
Рассмотрим, в чем заключается различие между нормальным
отключением короткого замыкания и режимом накладывающегося
короткого замыкания. Это
различие особенно прояв¬
ляется в масляных вык¬
лючателях (жидкостных).
Когда выключател ь
нормально отключает ко¬
роткое замыкание, то в
его дугогасительных ка¬
мерах с самого начала
расхождения контактов
возникает дуга с большим
током. Дуга, разлагая мас¬
ло, выделяет газы и пары, интенсивность выделения которых посте¬
пенно увеличивается, так как длина дуги растет постепенно и она
оказывается среди газового пузыря, который изолирует жидкость
от дугового столба и тем самым ограничивает разложение масла и
выделение газов и паров. Кроме того, во время процесса гашения
дуги часть масла вытесняется из дугогасящей камеры и освобож¬
дает объем для развития газового пузыря. При таких условиях дав¬
ление в камере нарастает спокойно и конструкция не испытывает
резких динамических нагрузок с высокими амплитудами.
Иначе обстоит дело, когда дуга с током короткого замыкания
накладывается на дуговой процесс с малым током. Перекрытие
изоляции и образование короткого замыкания происходят, когда
расстояние между контактами в выключателе достигает значитель¬
ной величины (несколько сантиметров и более).
Маломощная дуга из-за незначительной мощности, выделяемой
ею, не способна создать газовый пузырь большого объема, поэто¬
Рнс. 9.1. Отключение режима ненаг-
руженного трансформатора, вызвавше¬
го перекрытие между фазами (накла¬
дывающееся короткое)
177
му масло продолжает держаться вблизи дугового канала. Если
теперь в зоне канала маломощной дуги возникнет мощный разряд
стоком короткого замыкания в несколько тысяч или десятков тысяч
ампер, то произойдет эффект, равносильный взрыву, так как близ¬
ко примыкающее к дуговому каналу масло начнет бурно разлагать¬
ся при отсутствии достаточного объема для приема этих газов.
Таким образом, неизбежно возникает импульс большого давления,
который через практически несжимаемую жидкость передается на
стенки дугогасительной камеры. Так, дугогасительная камера ма¬
сляного выключателя [51], надежно отключавшая ток короткого
замыкания около 13 ООО а, разрушилась при накладывающемся
токе короткого замыкания всего в 3500 а.
На рис. 9.2 приведена зависимость давления в камере масляно¬
го выключателя 110 кв (МКП-160) от величины амплитуды накла¬
дывающегося тока короткого замыкания для различных зазоров
между контактами St и S2.
Первичная дуга малого тока заменялась в этих лабораторных
опытах тонкой плавкой проволокой. Испытательное давление та¬
кого рода камер сос¬
тавляет 60 am. При
номинальном значении
отключаемого тока
13 000 а можно пола¬
гать, что в процес¬
се отключения обычно¬
го короткого замыка¬
ния давление в камере
значительно ниже 60ат.
На рис. 9.2 при
накладывающемся токе
короткого замыкания
3500 а давление пре¬
восходит испытательное
и уже при этом токе
наблюдаются случаи разрушения дугогасительных камер. Совершен¬
но очевидно, что не все типы выключателей так болезненно перено¬
сят накладывающиеся режимы коротких замыканий, например воз¬
душные выключатели значительно легче переносят накладывающие¬
ся токи коротких замыканий, чем масляные, но тем не менее все
типы выключателей желательно проверять на работоспособность
их в режиме накладывающегося короткого замыкания, так как
в разрабатываемых конструкциях дугогасительных кахмер могут
возникать непредвиденные явления, связанные с движением среды
(волновые движения, закупорка сопел и пр.), которые, если не
вызывают разрушения дугогасительных конструкций, то снижают
уровень отключающей способности выключателя.
Рис. 9.2. Давление, возникающее в камере
масляного выключателя при накладываю¬
щемся коротком замыкании и при различных
расстояниях между контактами
178
9.3. Работа выключателя в режиме противофазы
О
в
-о
-0*
Высоковольтные выключатели, установленные на линиях связи
систем, по условиям своей работы иногда могут попадать в режим
отключения противофазы, т. е. когда век¬
торы напряжения одной системы повер¬
нуты против векторов другой системы и в
цепи возникают сверхтоки, определяемые
результирующим напряжением и суммар¬
ным индуктивным сопротивлением обеих
систем X, и Х2 (рис. 9.3). Если выключа¬
тель (рис. 9.3) отключает режим полной
противофазы, т. е. когда векторы напряжений систем разойдутся
на 180°, то, очевидно, возвращающееся напряжение на зажимах
первой рвущей фазы выключателя может составить двойную вели¬
чину по отношению к нормальному трехфазному режиму короткого
замыкания, т. е. для систем, не имеющих заземленных нейтралей,
Рис. 9.3. Связь двух си¬
стем Xi и Х'2 через вык¬
лючатель В
£/пг.Ф = 2-1,51/2 иф = ЗУ2 иф,
(9Л)
а для систем с эффективно заземленными нейтралями напряжение на
первой рвущей фазе в режиме противофазы (см. гл. 6)
t/onr.1. = 2 • 1,3 VY иф = 2,6 уТ иф. (9.2)
Эти соотношения имеют теоретический интерес и в реальных
условиях возникают лишь в исключительно редких случаях, так
как для удвоения напряжения необходимо, чтобы системы имели
полную противофазу, а также, чтобы мощности систем или их
индуктивные сопротивления были равны между собой. Практика
говорит за то, что для систем с эффективно заземленными системами
при проверке выключателя следует принимать в режиме противофа¬
зы коэффициент не 2,6, а только 2, т. е.
£/„,г.ф = 2 У 2 иф = 2ифм, (9.3)
где иф<1 — фазовое максимальное рабочее напряжение.
При этом возникает вопрос о том, какой должен быть принят
ток при отключении в режиме противофазы. Теоретически не труд¬
но показать, что при равенстве индуктивных сопротивлений си¬
стем Хх=Х2 и при полной противофазе ток в режиме противофазы
составит величину, равную 0,5 от тока короткого замыкания двух
систем при параллельном их соединении. Это следует из следующих
рассуждений:
При параллельном соединении систем, имеющих равные реак¬
тивные сопротивления (Х=Х1=Х2),
179
т. е.
иф _ 2УФ
/к 3 “ Х/2 ~ “X- ' (9‘4)
режиме противофазы (последовательное соединение)
*пр.ф -- 2Х — X ’
-4^- = 4- = 0*5 • (9-6)
КЗ z
В действительности ток в режиме противофазы получается зна¬
чительно меньшим, так как индуктивные сопротивления систем ни¬
когда не бывают равными и полной противофазы обычно не возника¬
ет. Вполне достаточно производить проверку выключателя примени¬
тельно к условиям его работы в режиме противофазы при токе,
равном 0,25 от номинального тока короткого замыкания, т. е. от его
отключающей способности:
Iпр.Ф ^ 0,25/к з. (9*7)
При этом может возникнуть
вопрос, следует ли выбирать вы¬
ключатель, стоящий на линии свя¬
зи двух систем, на суммарную мощ¬
ность короткого замыкания двух
систем, если исходить из рис.9.3,
на котором выключатель отключа¬
ет ток короткого замыкания двух
систем каждой в отдельности (при
замыкании на линии с той и
другой стороны от выключателя).
При двухцепной схеме связи си¬
стем выключатели, находящиеся
по концам линии в каждой цепи,
могут попадать в режим отклю¬
чения и полной мощности двух
систем и режима их противофазы (рис. 9.4). Например, когда одна
из двух линий отключена (выключатель В4 разомкнут), выключат ель
В3 может отключать суммарную мощность двух систем при корот¬
ком замыкании за ним, а выключатели Вг и В2 могут работать в
режиме противофазы. Может возникать и другая комбинация,
когда другая линия будет отключена. В этом случае суммарная
мощность двух систем будет отключаться выключателями Вг или
В2, а режим противофазы — выключателями В3 или Б4.
Таким образом, каждый из приведенных на рис. 9.4 выключа¬
телей может оказаться в режиме суммарной мощности и в режиме
противофазы.
Рис. 9.4. Пример двухцепной
связи систем, в которой каждый
из выключателей может отклю¬
чать ток короткого замыкания
двух систем и ток в режиме про¬
тивофазы
180
Из приведенных примеров можно видеть, что выключатели,
устанавливаемые на линиях связи систем, принципиально могут
работать в режиме противофазы. В этом режиме выключатель дол¬
жен отключать сравнительно небольшой ток (порядка 25 % от макси¬
мальной мощности), но на его контактах может восстанавливаться
более высокое напряжение, чем при отключении обычных трех¬
фазных коротких замыканий (t/опр.ф может быть равно 2)^2
и более и теоретически может достигать 2,6 У 2 при эффективно
заземленных и 3,0 У2 £/ф при изолированных нейтралях сис¬
тем).
В СССР нет установленных нормативов на испытание выключа¬
телей в режиме противофазы, поэтому, как видно из рассмотрения
этого параграфа, в этом направлении необходимо установить опре¬
деленные требования для выключателей, которые могут попасть
в режимы отключения противофазы. Остается еще не вполне ясным
вопрос, должны ли в классах напряжений 110, 220 в и выше все
типы выключателей подвергаться испытанию их отключающей спо¬
собности в режиме противофазы или нет.
9.4. Влияние низких температур на работу дугогасящих систем
Непосредственное влияние низких температур на механизм га¬
шения дуги переменного или постоянного тока практически отсут¬
ствует. Колебание температуры среды в несколько десятков граду¬
сов не может оказывать сколько-нибудь существенного влияния
на процесс деионизации дугового канала. Однако при снижении
температуры окружающей среды ниже известного предела для неко¬
торых типов выключателей возникают косвенные причины на про¬
цесс гашения дуги, которые могут привести к серьезным последст¬
виям и с которыми приходится серьезно считаться. Косвенные
влияния на процесс гашения дуги низких температур могут быть
самые различные в зависимости от типа аппарата:
1. При температуре —40~С и ниже вязкость трансформаторного
масла в масляном выключателе настолько увеличивается, что мо¬
жет резко снизиться скорость движения контактов и резко умень¬
шиться скорость истечения масла через выхлопные щели, дутьевые
каналы и пр. В результате таких явлений может сильно повысить¬
ся давление в дугогасительной камере и наступить полный отказ
в гашении дуги благодаря нарушению режима дутья.
2. В воздушных выключателях при недостаточной степени осуш¬
ки воздуха возможно выпадение конденсата и примерзание клапа¬
нов и поршней, вследствие чего может нарушиться режим дутья
и гашения дуги.
Для борьбы с такого рода явлениями в масляных выключателях
181
применяют подогрев масла с таким расчетом, чтобы оно не сгу¬
щалось в недопустимых пределах в области дугогасительных ка¬
мер.
В некоторых типах маломасляных выключателей приходится
применять специальные сорта минеральных масел, имеющих более
низкие температуры сгущения (около —60°С). Особенно просто
подогрев масла решается в баковых выключателях, имеющих за¬
земленные баки. Подогрев масла может включаться автоматически
при снижении температуры окружающего воздуха ниже установ¬
ленного предела (при —30°С).
В воздушных выключателях наилучшим способом борьбы с вы¬
падением конденсата является более глубокая осушка воздуха,
поступающего для питания их дугогасительных камер и механизмов
управления.
В настоящее время наиболее надежным и совершенным способом
осушки воздуха является термодинамический способ, в котором на
компрессорной станции воздух, прежде чем подаваться в рабочий
резервуар с рабочим давлением (20 am), предварительно накачи¬
вается в резервуар более высокого давления (60—100 am). При та¬
кой степени сжатия вода, содержащаяся в воздухе, выпадает в баке
высокого давления, и при перепуске воздуха в бак низкого давления
(20 am) он становится относительно сухим, так что выпадение
влаги не происходит даже при очень низких температурах окружа¬
ющей среды.
Из рабочего резервуара сжатый воздух по трубам подводится
к местам установки воздушных выключателей, где используется
для питания дугогасительных устройств и механизмов управления
этих выключателей. Высушенный воздух применяется также для
постоянной продувки выключателей (слабый поток) в целях защиты
изоляции внутренних полостей выключателей от увлажнения (баке-
лизированная бумага, стенки фарфора и др.).
Проходящий постоянно внутри выключателя поток сухого воз¬
духа захватывает частицы воды, проникающие внутрь аппарата,
и уносит их с собой.
Термодинамическая сушка воздуха является более предпочти¬
тельной по сравнению с химическими способами, основанными на
поглощении влаги продуваемого воздуха влагопоглощающими ве¬
ществами при нагнетании его в рабочие резервуары, например
селикагель. Такая система требует постоянного наблюдения, частой
смены элементов влагопоглотителей и защиты их от низких темпе¬
ратур.
При термодинамической осушке воздуха требуется толь¬
ко изредка спускать воду, конденсирующуюся в баке высокого
давления.
Компрессорные установки, полностью автоматизированные, мо¬
гут работать на подстанциях без обслуживающего персонала и под¬
вергаться только периодическому осмотру.
182
9.5. Износ контактов выключателей под действием дуги
Контакты аппаратов, предназначенных для отключения и вклю¬
чения электрических цепей, быстро изнашиваются. При этом одним
из важнейших факторов, определяющих износ, является дуговой
разряд.
В процессе отключения цепи при рабочих режимах и коротких
замыканиях между контактами коммутирующего аппарата возника¬
ет дуговой разряд, приводящий к оплавлению и испарению металла
контактов. Степень износа контактов за одну операцию зависит
от величины тока дуги, длительности ее горения, от материала
контактов и конструктивных особенностей аппарата. Общий износ
контактов обычно находится в прямой зависимости от числа опера¬
ций, выполняемых аппаратом.
В процессе включения между контактами возникает дуговой
разряд, который может являться следствием пробоя газообразного
или жидкостного промежутка при сближении контактов, а также
вследствие вибрации контактов в процессе их смыкания. Дуговой
разряд при смыкании контактов может возникать при большем или
меньшем расстоянии между контактами, что зависит от величины
напряжения, состояния газовой и жидкой среды, заполняющей
междуэлектродное пространство (давления, диэлектрической проч¬
ности среды, динамического ее состояния и пр.). Износ контактов
под влиянием дуги включения является функцией времени ее горе¬
ния, которое определяется прежде всего скоростью сближения
контактов и величиной промежутка между контактами в момент
пробоя. Учет степени износа контактов под влиянием дуги включе¬
ния может производиться на тех же основаниях, что и под влиянием
дуги отключения. Износ контактов под действием дуги выключе¬
ния имеет место главным образом в аппаратах высокого напряжения
(несколько киловольт и выше). В аппаратах низкого напряжения
дуга включения практически отсутствует.
Износ контактов под действием вибрации имеет место почти
в одинаковой степени как в аппаратах высокого, так и низкого
напряжения. Природа этого явления заключается в том, что при
смыкании контактов в процессе включения имеют место соударения
и отброс контактов друг от друга за счет сил упругих деформаций
металла. При отпрыгивании контактов друг от друга между ними
возникает дуга, которая прекращается при их смыкании и вновь
образуется при последующем отбросе. Таких отбросов и смыканий
может быть несколько, а общее время вибраций достигает иногда
нескольких десятков миллисекунд. Для уменьшения вибрации кон¬
тактов применяют ряд мер и в первую очередь «предварительное
нажатие» в контактах*.
Износ контактов под действием дуги отключения исследовался
* Имеет место еще и чисто механический износ контактов (трение,
удары), который мы здесь не рассматриваем.
183
на аппаратах низкого напряжения проф. О. Б. Броном [4]. На рис.
9.5 показаны зависимости износа контактов контактора постоянно¬
го тока при различных токах дуги от индукции поперечного магнит¬
ного поля В. Износ в этих опытах
измерялся изменением провала кон¬
тактов о, т. е. изменением (умень¬
шением) суммарной толщины кон¬
тактов в месте их соприкосновения.
Каждая точка этих кривых наблюда¬
лась после 30 ООО срабатываний аппа¬
рата. Интересно отметить, что при
токах 400 а и ниже износ контактов
в зависимости от индукции В обра¬
зует минимум, являющийся резуль¬
татом взаимодействия следующих
обстоятельств: в области малых ин¬
дукций износ падает с ростом ин¬
дукции вследствие увеличения ско¬
рости смещения дуги. При повышении
индукции износ, однако, начинает
возрастать и продолжает увеличи¬
ваться, стремясь к установившемуся
значению. Как было выяснено О. Б. Броном, этот рост
может быть объяснен тем, что при относительно высоких
индукциях получается выброс из промежутка металлических мос¬
тиков, возникающих в начальный момент расхождения контак¬
тов. Чем выше индукция, тем более энергично выбрасываются
эти мостики, что приводит в результате к повышению износа кон¬
тактов. Образование мостиков из расплавленного металла в
начальной стадии расхождения контактов под током было дока¬
зано экспериментально.
Из приведенных результатов исследований следует, что износ
контактов находится в довольно сильной зависимости от интен¬
сивности магнитного поля, направленного поперек дуги. Сущест¬
вует оптимальная величина индукции, обеспечивающая при задан¬
ном токе в дуге наименьший износ.
В ряде конструкций выключателей переменного тока высокого
напряжения электрическая дуга, возникающая между неподвиж¬
ным и подвижным контактами дугогасительной камеры, остается
практически неподвижной на поверхности контактов за время от¬
ключения. Для такого рода устройств контактов и в диапазоне
отключаемых токов от 1 ООО до 30 ООО а В. Пухер [58] рекоменду¬
ет следующую формулу, дающую связь между действующим зна¬
чением тока (/, ка), временем горения дуги (t> мсек) и массой расхо¬
да металла (га, мг):
т = ЫН, (9.8)
где а и ft — постоянные коэффициенты.
Рис, 9.5. Зависимость износа
контактов (по изменению про¬
вала) от индукции под вли¬
янием дуги при различных
токах (по Брону)
184
На основании опытов, проведенных с различными типами кон¬
тактов выключателей из меди и контактов из медно-вольфрамовой
керамической композиции, В. Пухер дает средние значения коэффи¬
циентов а и Ь для маломасляных выключателей.
Для контактов из ме-
ди 0=1,58, 6=2,15 и т1**г1МССн
медно - вольфрамовых
контактов а =1,81, Ь =
= 0,274.
На рис. 9.6 даны за¬
висимости средней ско¬
рости износа контактов
от тока дуги, т. е.
-ф-= Ы* (9.9)
- Малпмисляныи
(стсржни/
-Воздушный Выключатель
(подвижныи контакт)
- - воздушный 8ык точа мель
(дцгоцлаВли6г1н)ш,ии элек¬
трод)
30 **050 ка
Рис. 9.6.
материала
для указанных выше
средних значений коэф¬
фициентов а и b для мед¬
ных и медно-вольфрамо¬
вых контактов в диапа¬
зоне токов от 1 до 30 ка.
Тот же автор дает
средние значения коэф¬
фициентов а и b [урав¬
нение (9.8)] для разли¬
чных типов контактов
маломасляных выклю¬
чателей, их размеров
и материалов, приведен¬
ные в табл. 9.1.
При рассмотрении
табл. 9.1 можно заме¬
тить, что подвижный контакт (стержень) изнашивается по весу
несколько быстрее, чем розетка. Изменение же геометрических
размеров розетки идет значительно медленнее, чем у стержня, из-
за значительно большей ее массы на единицу длины (большего
сечения).
Данных для статической обработки и получения эмпирической
формулы по износу контактов воздушных выключателей у автора
не оказалось в достаточном количестве. Отдельные измерения Пухе-
ра показывают, что дугоулавливающие электроды дугогасительных
камер воздушных выключателей, выполненные из медно-вольфрамо¬
вой композиции, имеют износ примерно того же порядка, что и у
стержней масляных выключателей того же материала.
По исследованиям Р. С. Кузнецова износ контактов в аппаратах
Зависимость скорости износа
контактов масляных и воздуш¬
ных выключателей от тока (по Пухеру)
185
Таблица 9.1
С
с'
£
Тип контакта
Материал
контакта
Диаметр
подвижного
контакта,
мм
Среднее
значение
показателя а
1
О я
£ f-
-si
о) х i
о -■&
Число
замеров
1
Розетка
Си
20
1,8
1.7
17
2
Подвижный контакт ....
Си
20
1,45
2,62
17
3
Подвижнь й контакт ....
Си
26
1,57
2,15
31
4
Подвижный контакт ....
Си
20 и 26
1,52
2,38
48
5
Защитное кольцо розетки
Си + W
20 и 23
2,27
0.256
7
6
Розетка
Си + W
26
1,88
0,189
22
7
Подвижный контакт ....
Cu + W
20 и 23
1,83
0,39
11
8
Подвижный контакт и розет¬
ка
Си -|- W
20, 23, 26
1,81
0,274
40
низкого напряжения приблизительно пропорционален квадрату то¬
ка [б’) при больших токах короткого замыкания:
т = kI2N ,
где к — коэффициент износа;
N — число операций.
В области малых токов коэффициент износа к сильно зависит
от тока, в результате чего результирующий весовой износ становит¬
ся пропорциональным первой степени тока.
Для разных материалов эти области различны ив большинстве
случаев лежат ниже 400 а.
Следует еще здесь привести результаты работы В. Р. Вильсона
[59], посвященной износу контактов высоковольтных выключателей.
Автор этой работы приходит к выводу, что весовой (или объемный)
износ контактов является линейной функцией от отключаемого
тока в пределах от 3 до 25 ка и временах горения дуги от 8 до 25 мсек.
Все данные в работе Вильсона распространяются на пару контак¬
тов (обе полярности).
В этой же работе Вильсон дает сопоставление дугового износа
одиннадцати различных элементов при токе 12 ка (действ.) и при
малом расстоянии между электродами (контактами), равном 1/32".
Дуга возбуждалась на один полупериод за счет разряда емкости
на индуктивность. Индуктивность и емкость цепи были подобраны
таким образом, чтобы частота изменения тока равнялась 60 гц,
а амплитуда 12 ООО У2 а.
Экспериментальные данные по износу, полученные Вильсоном
и выраженные в виде удельной величины (см3/касек) для воздуха,
приведены в табл. 9.2. Длительность дуги в этих опытах составляла
один полупериод. В той же таблице приводятся данные износа кон¬
тактов, полученные расчетным способом. При расчете принималось,
186
что контакты поглощают энергию дуги, определяемую анодным и
катодным падением напряжения:
^ = Wa + »
где Uа + Uk — сумма катодного и анодного падения напряжениям;
/ — среднее значение тока за полупериод, а;
/д — длительность горения дуги, сек.
Количество испаренного металла на пару контактов может быть
определено в предположении, что вся энергия, поглощаемая элект¬
родами, идет на работу испарения металла:
V = ,
4,13 <п
где V — объем испаренного металла, смъ\
q — теплота парообразования, кал!г\
Y — плотность контактного металла, г/см3\
4,18 — тепловой эквивалент, дж/кал.
Расхождения между опытом и такого рода расчетом имеются
и для некоторых металлов довольно значительные. Расчетные зна¬
чения, как правило, почти все время оставались ниже, чем опытные,
кроме угля и вольфрама. Но этого и следовало ожидать, так как
опытные данные дают полный износ под влиянием дуги, а не только
объем, унесенный за счет испарения. Часть металла при воздейст¬
вии дуги расходуется за счет выброса его в виде жидкости (раз¬
брызгивания).
Процесс разрушения контактов (электродов) под влиянием мощ¬
ной дуги носит характер взрыва, при котором несомненно часть
металла уносится в жидкой фазе. На это указывают также опытные
наблюдения. Стенки дугогасительных камер или другие детали,
находящиеся вблизи с испытуемыми контактами, обычно покрыва¬
ются слоем распыленного металла и каплями расплавленного ме¬
талла.
Чем ниже температура плавления металла, тем большее коли¬
чество металла должно разбрызгиваться, что и подтверждает в
основном табл. 9.2. Интересно все же отметить, что по степени
износа рассмотренные одиннадцать элементов располагаются почти
в том же порядке по температуре плавления, как это следует из
опыта.
Согласно данным Вильсона, при больших токах износ контак¬
тов под действием дуги из мели и серебра, а также металлокерами¬
ческого сплава меди и вольфрама в воздухе и в масле остается
практически тем же самым.
В табл. 9.3 приведены для сравнения опытные данные износа
контактов для воздуха и масла, полученные при токе 12 ООО а
(действ.). Каждое значение получено как среднее из 10 опытов и
187
Таблица 9.2
Л'в
11/ п
Материал
Полный ИЗНОС
из опыта,
смг]'касек
Расчетные значения
(по испарению),
смг!касек
1
Уголь
0,07
0,09
2
Вольфрам
0,2
0,27
3
Молибден
0,65
0,35
4
Никель
1 0,9
0,38
о
Железо
1,1
0,42
6
Тнтан
1.5
0,6
7
Медь
1,6
0,7
8
Серебро
i м
0,9
9
Цинк
2,1
1.8
10
Алюминий
! 3,6
0,8
И
Олово
1 4,0
1 *
1
1.2
выражено в граммах на один полупериод (1 цикл дуги) при рабочей
частоте 60 гц.
Таблица 9.3
Износ, г, на
1 цикл дуги
Материял 1
Воздух
Масло
Серебро
' 2,025
2,114
Медь
1,490
1,300
30% Си + 70% W
i 0,395
1
0,339
Однако при малых токах порядка 100 а в воздухе серебряные
контакты дают значительно больший срок службы, чем медные.
Серебряные контакты при малых токах (в области 100 а), погру¬
женные в масло, существенно увеличивают износ по сравнению
с воздухом.
Приведенные выше данные говорят о том, что при малых и
больших токах природа износа контактов под действием дуги
существенно различается. При малых токах, по-видимому, су¬
щественное значение имеют окислительные процессы, благодаря чему
в воздухе серебряные контакты дают более продолжительный срок
службы, чем медные. Может показаться, на первый взгляд, стран¬
ным, что при малых токах серебряные контакты дают больший износ
под маслом, чем в воздухе. При горении дуги под маслом отсутст¬
вует кислород и поэтому, казалось бы, окислительные процессы
исключаются вовсе и серебряный контакт под маслом должен
был бы изнашиваться слабее, чем в воздухе. Как показывают опы¬
ты автора [60], действительно серебро в чистом азоте изнашивается
существенно сильнее, чем в воздухе, и образует минимум износа
188
в зависимости от процента содержания кислорода в азоте (око¬
ло 10 %). Причина этого кроется в том, что окислительные процес¬
сы на электродах (особенно на катоде) влияют существенно на
катодное падение. При некотором содержании кислорода создаются
наиболее благоприятные условия износа при малых токах. В чис¬
том азоте падение у электродов достигает максимума и это вызыва¬
ет значительное увеличение износа. Снижению падения напряжения
у катода способствует образование оксидных пленок, облегчаю¬
щих электронную эмиссию с катода. Таким образом, кислород
в газовой среде играет двоякую роль (увеличивает износ за счет
окисления и снижает падение напряжения у катода за счет образо¬
вания оксидов металла).
При больших же токах в дуге, как уже отмечалось, идет весьма
интенсивное разрушение электродов (кипение и испарение). Здесь
уже окислительные процессы не способны оказать сколько-нибудь
существенное влияние и поэтому износ контактов в воздухе и в
масле при больших токах не может дать существенного различия.
Таким образом, становится понятным, что при больших токах,
обрываемых контактами, на первое место (по минимуму износа)
выходят те металлы, которые обладают наибольшими энергиями
испарения и более высокими температурами плавления и испарения.
В заключение необходимо отметить, что в области исследования
процессов дугового износа контактов аппаратов необходимы даль¬
нейшие исследования и изыскания, позволяющие более полно рас¬
крыть механизм процесса износа контактов и указать пути даль¬
нейшего повышения устойчивости аппаратов, предназначенных для
коммутации электрических цепей высокого и низкого напряжения.
ЛИТЕРАТУРА
1. Б у й л о в А. Я. Выключатели переменного тока высокого напряже¬
ния. ОПТИ, 1936.
2. Сиротинский Л. И. Техника высоких напряжений. Госэнер-
гоиздат, Т. I и III.
3. Т р е т ь я к Г. Т. Электрическая дуга. Госэнергоиздат, 1932.
4. Б р о н О. Б. Электрическая дуга в аппаратах низкого напряжения.
Госэнергоиздат, 1954.
5. Т а е в И. С. Электрическая дуга в аппаратах низкого напряжения.
Энергия, 1965.
6. Кузнецов Р. С. Аппараты распределительных устройств низ¬
кого напряжения. Госэнергоиздат, 1962.
7. Залесский А. М. Электрическая дуга отключения. Госэнер¬
гоиздат, 1963.
8. Р а з е в и г Д. В. и др. Техника высоких напряжений. Под ред. Д. В.
Разевиг. Госэнергоиздат, 1963.
9. Рюденберг Р. Переходные процессы в электроэнергетических
системах. ИЛ, 1955.
10. Д о л г и н о в А. И. Перенапряжения в электрических системах.
Госэнергоиздат, 1962.
И. Буткевич Г. В. Дуговые процессы в технике высоких напря¬
жений. Изд. МЭИ, 1956.
12. Майкопар А. С. Дуговые замыкания на линиях электропере¬
дачи. Изд*во «Энергия», 1965.
13. X а м м е р л у н д. Восстанавливающиеся напряжения на кон¬
тактах выключателя. Госэнергоиздат, 1956.
14. Б е з р у к о в Ф. Б., Г а л к и н Ю. П. и Ю р и к о в П. А. Труб¬
чатые разрядники. Изд-во «Энергия», 1964.
15. Э н е г е л ь А. и Ш т е н б е к М. Физика и техника электрического
разряда в газах. ОПТИ, 1935, т. I.
16. К у к е к о в Г. А. Проектирование выключателей высокого напря¬
жения. Госэнергоиздат, 1961.
17. Линниченко Н. И. Восстановление напряжения в двухчас¬
тотном контуре. «Электричество», 1949, № 11.
18. Буткевич Г. В. и С у с л о в М. И. Исследование дуг перемен¬
ного тока. «Электричество», 1936, № 5.
19. Holm и L о t z. Messungen der Gesamtstrahlung der Saule eines
Lichtbogens in Luft. Wiss. Veroff Siem. Konz, 1934, В XIII, H. 2.
20. Holm Kirschstein u. Koppelmann. Oberblick fiber
Physik des Stark stromlichtbogens mit besonderer Beriicksichtigung der Loc-
hung in Hochleistungsschaltern. Wiss. Veroff. Siem. Konz., 1934, H. 2.
21. Буткевич Г. В. Исследование температуры газа дуги. Бюл¬
летень ВЭИ, 1935, № 1.
22. S u i t s С. G. High pressure arcs in common gases in free convection.
Phys. Rev, 1939, Vol. 55, № 2.
190
23. Буткевич Г. В., Михайлов В. В. и Ра т га уз И. И.
Реакторы. Госэнергоиздат, 1933.
24. Р 1 е s s е Н. Untersuchungen am elektrischen Lichtbogen. Ann. d.
Physik, 1935, B. 22, H. 5.
25. К у к e к о в Г. А. и С о р о к и н П. Г. О гашении дуги в устрой¬
ствах для отключения мощных цепей постоянного тока сверхвысокого
напряжения. «Электричество», 1953, № 10.
26. Witte Н. Experimental^ Trennung von Temperaturanregung und
Feldanrcgung in Electrische Lichtbogen. Z. f. Phys., 1934, B. 88, № 78.
27. S n i t s C. G. a. P о г i t s k у H. Application of heat transfer data
to ars characteristics. Phys. Rev. Vol. 55, 1939, p. 1184.
28. БургсдорфВ.В. Открытые электрические дуги большой мощ¬
ности. «Электричество», 1948, № 10.
29. Третьяк Г. Т., Каплан В. В. и КондорЭ. И. Открытые
дуги переменного тока в установках высокого напряжения. Труды Всесо¬
юзной Электротехнической Ассоциации, 1934, т. I, стр. 186.
30. М а л е в и и с к и й Б. В. Токи, выключаемые при помощи разъеди¬
нителей 6, 35 и 110 кв. «Вестник электропромышленности», 1936, N° 12.
31. Аронов М. А. Отключение ненагруженных трансформаторов
6—35 кв разъединителями внутренней установки. «Электрические стан¬
ции», 1964. № 3.
32. Anderson. Establish «Reach» limits as measure of switch
performance. El. W., 1950, 18/XII, p. 79.
33. E d e 1 s H. Circuit breaking: Sciens and art Part II. Allis— chal-
mers El. Rev, 19G4, 29, № 2.
34. Thommen H. Die Weiterenturicklung des Druckfult — Schnel-
lschalters bis zu den hochsten Spannungen und fur freiluft Ausstellung. BBC
Mitt., 1939, No 3, S. 55.
35. Ы а г г i n g t о n A. a. S t a г г E. Deionisation time of highvoltage
foult — arc paths. Tr. A. I. E. E., 1949, p. II, p. 997.
36. CabanesL. Dictsch. Divan. Does the length of line limit
the application of single— phase automatic reclosure in very high voltage
transmission System. CIGRE, 1954, Rep. 142.
37. M a у r O. Beitrag zur Theorie der Statischen und dinamischen Licht¬
bogen. Arch. f. El, 1943, В 37, S. 588.
38. May r O. Uber die Theorie des Lichtbogens und seiner Lochung.
ETZ, 1943, S. 645.
39. Browne T. E. An approach to mathematical analysis of A. C. arc
Extinction in Circuit breakers. Pow. App. a. Sust, 1959, № 40, p. 1508.
40. Б p о н ш т e й н А. М. Сопротивление дугового промежутка в про¬
цессе восстановления напряжения на нем. «Электричество». 1949,
№ 4.
41. Мель кумов А. М. Разработка и исследование высоковольт¬
ных предохранителей. Бюллетень ВЗИ, 1940, № 2.
42. S 1 е р i a n J. Extinction of ап А. С. Arc. Tr. AIEE, 1928, p. 706.
43. В г о w n e T. E. Extinction of Schort A. C. Arcs. Tr. AIEE, 1931,
p. 1461.
44. Browne T. E. and Todd F. C. Extinction of Short A. S. Ares
between brass electrodes. Phys. Rev., 1930, Vol. 36.
45. Gunter B. Ober den Einfluss der Lichtbogenlange und Lichtbo-
genverlustarbeit auf die Widerverfestigung kurzer Weshselstromlichtbogen in
Luft. ETZ, 1964, A—85, № 6.
46. Савельев В.П. Д у го гасящие свойства современных вентильных
разрядников. «Электричество». 1948, № 5.
47. J о u n g A. F. В. Some reserches on current chopping in
high voltage circuit breakers. Proc. IEE. part II У1П, p. 337.
48. У л и с с о в а И. Н. Отключение малых индуктивных токов воз¬
душными выключателями. НТИ, Бюллетень ЛПИ (Электротехника) № 9,
1958.
191
49. У л и с с о в а И. Н. Токи среза и некоторые предпосылки выбора
параметров схемы для испытаний на отключение малых индуктивных токов.
Труды ВЭИ, вып. 72, 1965.
50. Thaler R., Heinemann Th. end othere. Overvoltages During
Interruption of small inductive. Currents in Laboratory and Netvork.
CIGRE, 1964, Rep. 117.
51. А к о п я н А. А. Выключение ненагруженных линий высокого на¬
пряжения масляным выключателем с камерой масляного дутья. «Эле¬
ктричество», 1948, № 2.
52. А к о п я н А. А. Исследование внутренних перенапряжений в ус¬
ловиях работы выключателей на электропередаче 400 кв. КУГЭС — Мос¬
ква, «Электричество», 1957, №11.
53. Р о 1 1 а г d А. Н. Use of resistance switching in the interruption of
high voltage circuits. CIGRE, 1946, Rep. № 136.
54. Van Sickle R. C., G e с k 1 e у R. N. end othere. A modular
SFe circuit breaker desing for E. H. V. «Westinghous Eng», 1965, 25, № 2.
55. L e e d s W. М., BrownT. E. , Strom A. P. The use of SFe for
high— powers arcs qwenching. Tr. AIEE,Vol. 76, part III, 1957.
56. S 1 e p i a n G. The transmition from glow to arc discharge at atmosp¬
heric pressure. J. of Francl. Inst, 1926, Vol, 201, p. 79.
57. Попов H. А. Вакуумные выключатели. Изд-во «Энергия», 1965.
58. Dr. Р и с h е г W. Der Kontaktabbrand in Hochspannungsschaltern.
«Electrie», 1965, H. 9, S. 362.
59. W i Ison W. R. High current arc erosion of electric contact mate¬
rials. Tr. AIEE, 1955, Vol. 74, p. 657.
60. Буткевич Г. В. К расчету износа контактов электрических
аппаратов под действием дуги. Доклад научно-технической конференции
МЭИ, 1965.
61. Буткевич Г. В. иЦейровЕ. М. Износ электродов под дейст¬
вием вращающейся электрической дуги. Бюллетень ВЭИ, 1941, № 6.
62. Чер нышев Н. М. Эквивалентные схемы для испытания выклю¬
чателей в режиме отключения ненагруженных линий. «Электриче¬
ство», № 6, 1959.
63. Буткевич Г. В. и Чернышев Н. М. Основные проблемы
современного выключателестроения. «Электричество», № 7, 1965.
64. Б р о н О. Б. Автоматы гашения магнитного поля. Госэнергоиздат,
1961.
65. ЧернышевН. М., Щеглов И. П., Кузнецова В. В.
Определение восстанавливающегося напряжения на выключателях, уста¬
новленных в цепи мощных трансформаторов. «Электрические станции»,
№ 6, 1966.
66. S с h u t t е G. Ober den Einfluss von Stromungsvorgangen auf dil
Lichtbogenwanderung in engen Spalten. ETZ — A, 1962. H. 1.
67. Буткевич Г. В. и Савельев В. П «Разрядник для линий по¬
стоянного тока». Авторское свидетельство № 73820, 1947 г.
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие 3
Глава первая. Основные физические особенности дугового раз¬
ряда высокого давления 5
1.1. Условия возникновения дуги на контактах комму¬
тирующего аппарата 5
1.2. Условия существования дугового разряда высокого
давления 6
1.3. Баланс носителей зарядов в дуговом столбе ... 14
1.4. Температура дугового столба 19
1.5. Вольтамперная характеристика дуги 28
1.6. Дуга в магнитном поле 38
Глаза вторая. Гашение дуги в цепях постоянного тока ... 38
2.1. Общие сведения 38
2 2. Условия устойчивого горения и угасания дуги
постоянного тока 39
2 3. Время угасания дуги постоянного тока .... 42
2.4. Энергетический баланс цепи постоянного тока с дугой 44
2.5. Перенапряжения, возникающие при отключении
цепей постоянного тока 44
2.6. Шунтирование дугового промежутка активным
сопротивлением 47
2.7. Практические методы гашения дуги постоянного тока 49
Глава третья. Гашение длинных открытых дуг переменного
тока . 55
3.1. Общие сведения 55
3.2. Условия угасания открытой дуги переменного
тока и основные допущения 56
193
3.3. Экспериментальные данные по гашению длинных
открытых дуг переменного тока
Глава четвертая. Деионизация открытого дугового проме¬
жутка после отключения
4.1. Общие сведения
4.2. Деионизация остаточного канала дуги при полном
снятии напряжения (трехфазное АПВ) . . . .
4.3. Деионизация остаточного канала дуги при пофаз-
ном отключении
Глава пятая. Гашение дуги в цепях переменного тока при ак¬
тивной деионизации промежутка
5.1. Общие сведения
5.2. Отключающая способность выключателя при пере¬
менном токе
5.3. Восстановление электрической прочности в длин¬
ных промежутках
5.4. Восстановление электрической прочности в корот¬
ком отключающем промежутке
Глава шестая. Процессы восстановления напряжения на проме¬
жутке выключателя при гашении дуг перемен¬
ного тока
6.1. Общие сведения
6 2. Одночастотный колебательный контур
6.3. Двухчастотный колебательный контур ....
6.4. Восстановление напряжения на выключателе при
наличии в сети длинных линий
6.5. Восстановление напряжения на выключателе при
«неудаленных» коротких замыканиях
6.6. Мгновенное значение возвращающегося напряже-
I ия и его определение для различных случаев ко¬
роткого замыкания в сети
6.7. Постоянные цепей и их эквивалентные расчетные
значения
6.8. К вопросу нормирования собственной скорости
восстановления напряжения
Глава седьмая. Процессы при отключении малых индуктивных
токов
7.1. Ток «среза»
7.2 Перенапряжения на отключаемом объекте без уче¬
та ограничивающего действия выключателя . . .
7.3. Перенапряжения в отключаемой цепи с учетом ог¬
раничивающего действия выключателя ....
60
64
64
65
70
77
77
82
87
103
113
113
115
124
129
133
138
141
148
152
152
155
159
194
Глава восьмая. Отключение ненагруженных линий (малых ем¬
костных токов) 165
8.1. Общие сведения 165
8.2. Возможные пути ограничения исключения пере¬
напряжений при отключении емкостных токов . . 170
Глава девятая. Дополнительные сведения о дуговых процессах
в выключающих аппаратах 176
9.1. Общие замечания 176
9.2. Влияние накладывающихся режимов короткого за¬
мыкания на работу дугогасящих устройств . . . 176
9.3. Работа выключателя в режиме противофазы ... 179
9.4. Влияние низких температур на работу дугогасящих
систем 181
9.5. Износ контактов выключателей под действием дуги 183
Георгий Владимирович Буткевич
ДУГОВЫЕ ПРОЦЕССЫ ПРИ КОММУТАЦИИ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ЦЕПЕЙ
Редактор Т. Г. Полетаева
Переплет художника Б. П. Школьника
Худ. редактор Н. К. Г уторов
Техн. редактор Г. Г. Киселева
Корректор Р. К. Иванова
Т02881. Сдано в набор 16/XI-66 г. Подп. к
печати 3I/III-67 г. Формат 60x90l/i6- Обь-
ем 12,25 печ. л. Уч.-изд. л. 10,46. Изд.
№ ЭР 25. Тираж 12 000 экз. Зак. 853.
Цеиа 73 коп.
Тематический план издательства «Высшая
школа» (вузы и техникумы) на J967 г.
Поз. № 114.
Москва, К-51, Неглинная ул., д. 29/14,
Издательство «Высшая школа»
Ярославский полиграфкомбинат Главполи-
графпрома Комитета по печати при Совете
Министров СССР. Ярославль ул. Свобо¬
ды. 97.