Author: Базуткин В.В. Ларионов В.П. Пинталь Ю.С.
Tags: электротехника электроэнергетика физика напряжения электросистемы
Year: 1986
Text
В.В.Базуткин
ВЛ.Ларионов
ЮСПинталь
ТЕХНИКА
ВЫСОКИХ
НАПРЯЖЕНИЙ
Изоляция и перенапряжения
в электрических системах
В. В. Базуткин
В.П. Ларионов
Ю. С. Пин таль
ТЕХНИКА
ВЫСОКИХ
НАПРЯЖЕНИЙ
Изоляция и перенапряжения
6 электрических системах
ИЗДАНИЕ ТРЕТЬЕ, ПЕРЕРАБОТАННОЕ И ДОПОЛНЕННОЕ
Под общей редакцией В. П. Ларионова
Допущено Министерством высшего и среднего
специального образования СССР в качестве
учебника для студентов электроэнергетиче-
ских специальностей вузов.
Москва Энергоатомиздат 1986
ББК 31.24
Б 17
УДК 621.3.048.015.3.
Рецензент: Ленинградский политехнический институт
им. М. И. Калинина
Базуткин В. В. и др.
Б 17 Техника высоких напряжений: Изоляция и пе-
ренапряжения в электрических системах: Учебник
для вузов/В. В. Базуткин, В. П. Ларионов, Ю. С.
Пинталь; Под общ. ред. В. П. Ларионова. — 3-е изд.,
перераб. и доп.—М.: Энергоатомиздат, 1986.—
464 с.: ил.
Рассмотрены электрические характеристики внешней и внутренней
изоляции электроустановок, работа изоляционных конструкций при но-
минальных напряжениях, грозовые и внутренние перенапряжения в
электрических системах и их ограничение, координация изоляции элект-
рооборудования, изоляционные конструкции линий электропередачи и
основного электрооборудования. Второе издание вышло в 1976 г. На-
стоящее издание полностью переработано.
Для студентов электроэнергетических и электротехнических специ-
альностей вузов.
Б
2302010000-376
---------------128-86
051(01)-86
ББК 31.24
© Издательство «Энергия», 1976
© Энергоатомиздат, 1986, с изменениями
ПРЕДИСЛОВИЕ
Техника высоких напряжений в настоящее время пред-
ставляет собой науку о характеристиках вещества и про-
цессах в нем при экстремальных электромагнитных воздей-
ствиях— высоких напряжениях и сильных токах, а так-
же о технологическом использовании этих процессов. Один
из основных разделов техники высоких напряжений посвя-
щен свойствам и характеристикам изоляционных конструк-
ций электрооборудования высокого напряжения и услови-
ям их надежной эксплуатации при воздействии рабочего
напряжения, грозовых и внутренних перенапряжений.
«Техника высоких напряжений» — это единственная ди-
сциплина учебных планов, в которой комплексно рассмат-
ривается работа изоляционных конструкций в электриче-
ских системах, поэтому она является одной из базовых дис-
циплин для всех электроэнергетических и электротехничес-
ких специальностей.
Материал третьего издания учебника переработан с уче-
том последних достижений техники высоких напряжений,
и содержание его полностью соответствует программам ди-
сциплины, утвержденным в 1984 г.
Работа над учебником распределялась следующим об-
разом: В. П. Ларионов — введение, гл. 1, 4—9, 11, 15—17,
19, 20, 25, 30, 31; IO. С. Пинталь — гл. 2, 3, 10, 14, 18, 32,
33; В. В. Базуткин — гл. 26—29; совместно В. П. Ларионов
и В. В. Базуткин — гл. 21—24; совместно В. П. Ларионов
и Ю. С. Пинталь — гл. 12 и 13; совместно Ю. С. Пинталь
и Ю. Г. Сергеев — гл. 34.
В список литературы включены книги по технике высо-
ких напряжений, опубликованные после выхода в свет
(1976 г.) второго издания настоящего учебника.
Авторы благодарят рецензентов учебника — заведую-
щего кафедрой техники высоких напряжений Ленинград-
ского политехнического института им. М. И. Калинина
чл.-корр. АН СССР М. В. Костенко и сотрудников той же
1* 3
кафедры проф. Г. С. Кучинского, доц. В. Е. Кизеветтера и
доц. Ф. X. Халилова — за тщательный просмотр рукописи
и полезные советы и замечания, а также канд. техн, наук
М. В. Соколову, проделавшую большую работу по редак-
тированию учебника.
Все замечания и пожелания по совершенствованию
учебника авторы просят направлять в адрес Энергоатом-
издата: 113114, Москва, М-114, Шлюзовая наб., 10.
Авторы
ВВЕДЕНИЕ
Предмет и задачи дисциплины. В развитии электро-
энергетики СССР важное место занимает применение вы-
соких напряжений для передачи электрической энергии на
большие расстояния. В настоящее время протяженность
электрических сетей высокого напряжения (с номиналь-
ным напряжением 35—330 кВ) привысила 700 тыс. км,
а общая длина электропередач сверхвысокого напряжения
(500 и 750 кВ) составляет 30 тыс. км. Вступил в строй пер-
вый участок линии электропередачи ультравысокого напря-
жения 1150 кВ. Единичная мощность установленных на
электростанциях турбогенераторов возросла до 1000 —
1200 МВт, а гидрогенераторов — до 500—640 МВт. Мощ-
ность отдельных тепловых электростанций достигла
3800 МВт, атомных — 3000 МВт и гидравлических —
6000 МВт.
При такой концентрации мощностей большое значение
имеет надежность работы линий электропередачи и всего
комплекса оборудования: генераторов, трансформаторов,
коммутационной аппаратуры, компенсирующих устройств
и др. В значительной мере -решение этой задачи обеспечи-
вается надежной работой изоляции электрических систем
и оборудования при всех постоянно воздействующих на
нее или кратковременно возникающих напряжениях.
Изоляция электрических установок разделяется на
внешнюю и внутреннюю. К внешней изоляции относятся
воздушные промежутки (например, между проводами раз-
ных фаз линии электропередачи), внешние поверхности
твердой изоляции (изоляторов), промежутки между кон-
тактами разъединителя и т. п. К внутренней изоляции от-
носятся изоляция обмоток трансформаторов и электричес-
ких машин, изоляция кабелей, герметизированная изоля-
ция вводов, изоляция между контактами выключателя в
отключенном состоянии и т. д. Внутренняя изоляция пред-
5
ставляет собой комбинацию твердого и жидкого диэлект-
риков (например, в трансформаторах) или твердого и га-
зообразного диэлектриков (например, в герметизированных
распределительных устройствах с элегазовой изоляцией).
Основной особенностью внешней (воздушной) изоляции
является зависимость ее электрической прочности от атмо-
сферных условий: давления, температуры и влажности воз-
духа. На электрическую прочность изоляторов наружной
установки существенно влияют также загрязнения их
поверхности и атмосферные осадки.
Электрическая прочность внутренней изоляции электро-
оборудования практически не подвержена влиянию атмо-
сферных условий. Ее особенностью является старение, т. е.
ухудшение электрических характеристик в процессе эксплу-
атации. Очень трудно избежать возникновения в изоляции
частичных разрядов. Вследствие изменения температурно-
го режима, вызванного колебаниями тока нагрузки, в бу-
мажно-масляной изоляции кабеля образуются газовые
пузырьки, в которых возникают частичные разряды. На ост-
рых кромках электродов, на крепежных деталях аппара-
туры возникает коронный разряд. Под действием этих раз-
рядов изоляция разрушается, загрязняется продуктами
разложения.
Вследствие диэлектрических потерь изоляция нагрева-
ется. При затрудненном теплоотводе, что характерно для
изоляции большой толщины, чрезмерный нагрев может
привести к тепловому пробою изоляции.
Воздушная (внешняя) изоляция после пробоя полностью
самовосстанавливается, если снимается напряжение или
гаснет дуга в месте пробоя.
Пробой твердой и комбинированной изоляции — явле-
ние необратимое, приводящее к выходу из строя электро-
оборудования. Жидкая и внутренняя газовая изоляция
самовосстанавливается, однако пробои приводят к ухуд-
шению их характеристик. Вследствие этого состояние вну-
тренней изоляции контролируется во время эксплуатации,
чтобы выявить развивающиеся в ней дефекты и предотвра-
тить аварийный отказ электрооборудования.
Изоляция электрических установок постоянно находит-
ся под воздействием рабочего напряжения. В процессе
эксплуатации возможны повышения напряжения сверх ра-
бочего— внутренние перенапряжения. Источником их яв-
ляются электродвижущие силы генераторов системы, а
причиной — нормальные или аварийные коммутации, со-
6
провождающиеся колебательными процессами или резо-
нансными явлениями в системе, Помимо внутренних пере-
напряжений на изоляцию электроустановок могут воздей-
ствовать также грозовые перенапряжения, причиной
возникновения которых являются удары молнии в электро-
установки.
Воздушные сети вследствие большой протяженности до-
статочно часто поражаются молнией. При этом на изоля-
ции линий возникают весьма высокие напряжения, кото-
рые изоляция выдержать не может. Происходит пробой
воздуха вдоль гирлянды изоляторов, переходящий в под-
держиваемый источником рабочего напряжения дуговой
разряд. На линиях 3—35 кВ эффективным способом ликви-
дации замыканий фаз на землю является компенсация то-
ка в месте замыкания с помощью дугогасящего реактора,
включаемого между нейтральной точкой источника и зем-
лей. Вследствие компенсации тока и прекращения поступле-
ния энергии дуга в месте замыкания не может поддержи-
ваться и быстро гаснет. В установках напряжением ПО кВ
и выше экономически целесообразно применять глухое за-
земление нейтрали. В этом случае короткие замыкания на
линии ликвидируются с помощью автоматического повтор-
ного включения (АПВ). Однако АПВ не всегда оказывают-
ся успешными, поэтому существенным мероприятием, зна-
чительно сокращающим число аварийных отключений
линии, является применение грозозащитных тросов. Совме-
стное применение тросов и АПВ сводит к минимуму аварий-
ные отключения воздушных линий при поражениях их
молнией.
Помимо нарушения изоляции воздушных линий удары
молнии приводят к появлению на проводах импульсов вы-
сокого напряжения, которые, распространяясь по проводам,
достигают подстанций и воздействуют на установленное
там электрооборудование.
Значения грозовых перенапряжений зависят от интен-
сивности ударов молнии и характеристик пораженных
объектов и поэтому являются статистической величиной.
Внутренние перенапряжения зависят от вида коммутации,
режима и характеристик электрической сети и коммутаци-
онных аппаратов. Поэтому при многократном повторении
одной и той же коммутации в системе каждый раз возни-
кают различные перенапряжения. Таким образом, внутрен-
ние перенапряжения, как и грозовые, имеют статистический
характер.
7
Ограничение перенапряжений в электрических установ-
ках до экономически приемлемых значений производится
с помощью защитных аппаратов: трубчатых и вентильных
разрядников, нелинейных ограничителей перенапряжений
(ОПН).
Взаимное согласование значений воздействующих на-
пряжений, характеристик защитной аппаратуры и электри-
ческих характеристик изоляции, обеспечивающее надеж-
ную работу и высокую экономичность электрической уста-
новки, представляет собой главную технико-экономическую
задачу проектирования электроустановки и называется
координацией изоляции.
В соответствии с изложенным выше в курсе техники
высоких напряжений рассматриваются электрические ха-
рактеристики внешней и внутренней изоляции электроуста-
новок, эксплуатация изоляции при рабочем напряжении,
грозовые и внутренние перенапряжения и их ограничение,
координация и методы испытания изоляции, а также изоля-
ционные конструкции линий электропередачи и основных
видов электрооборудования.
Краткий очерк развития техники высоких напряжений.
Первая у нас в стране лаборатория высоких напряжений
была создана в 1903 г. в Электротехническом институте
(ныне Ленинградский электротехнический институт им.
В. И. Ульянова (Ленина)—ЛЭТИ). Лаборатория распо-
лагала хорошим по тому времени оборудованием, в том
числе двумя трансформаторами мощностью по 10 кВ-Л
с переменным коэффициентом трансформации. Каждый из
трансформаторов давал напряжение от 20 до 100 кВ.
В 1910—1912 гг. проф. М. А. Шателеном (впоследствии
чл.-корр. АН СССР) была организована лаборатория вы-
соких напряжений, а затем кафедра техники высоких на-
пряжений (ТВН) в Петербургском политехническом инсти-
туте (ныне Ленинградский политехнический институт им.
М. И. Калинина — ЛПИ). К проектированию лаборатории,
а затем и к исследованиям были привлечены молодые в то
время инженеры А. А. Чернышев и А. А. Горев.
В 1910 г. В. Ф. Миткевпчем (будущим академиком) бы-
ла выдвинута идея расщепления проводов фаз для подавле-
ния коронного разряда, намного опережавшая потребности
электротехники того времени. Идея эта была реализована
па линиях сверхвысокого напряжения четыре десятилетия
спустя и получила признание во всем мире.
В 1914 г. В. К. Аркадьевым (впоследствии чл.-корр. АН
8
СССР) и Н. Н. Баклиным был изобретен генератор импуль-
сных напряжений, ставший обязательной принадлежностью
лабораторий высоких напряжений во всем мире.
На седьмом Всероссийском электротехническом съезде,
проходившем на рубеже 1912—1913 гг., были впервые до-
ложены результаты исследований по технике высоких на-
пряжений: по изоляторам, теории длинных линий, измери-
тельной технике. Доклады сделали проф. М. А. Шателен,
А. А. Горев, А. А. Чернышев (впоследствии академик) и др.
Значительное развитие техника высоких напряжений
получила после победы Октября в связи с подготовкой и
реализацией Ленинского плана ГОЭЛРО. В работе комис-
сии ГОЭЛРО, возглавлявшейся Г. М. Кржижановским,
принимали участие В. Ф. Миткевич, М. А. Шателен, вид-
ные электротехники К. А. Круг, М. К. Поливанов и др.
К подготовке плана были привлечены А. А. Горев и
А. А. Смуров — будущие заведующие кафедрами ТВН
ЛПИ и ЛЭТИ.
Важную роль в выполнении Ленинского плана электри-
фикации и в освобождении страны от иностранной зависи-
мости (до революции электроэнергетика базировалась на
иностранном оборудовании) сыграл организованный в
1921 г. по указанию В. И. Ленина Государственный экспе-
риментальный электротехнический институт (теперь Всесо-
юзный электротехнический институт им. В. И. Ленина —•
ВЭИ). Первым директором института был проф. К. А. Круг,
а начальником отдела высоких напряжений — проф.
Л. И. Сиротинский.
До этого проф. Л. И. Сиротинский был заведующим
первой в Москве высоковольтной лаборатории, организо-
ванной в 1918 г. в Московском высшем техническом учили-
ще им. Н. Э. Баумана (МВТУ). С 1928 г. проф. Л. И. Си-
ротинский возглавлял кафедру ТВН МВТУ, а с 1931 г. пос-
ле организации Московского энергетического института
(МЭИ) -—кафедру ТВН МЭИ.
В Москве исследования проводились совместно работ-
никами ВЭИ и преподавателями МЭИ, представлявшими
по существу единый коллектив, на лабораторном оборудо-
вании ВЭИ. В этих работах закладывались основы важных
для электроэнергетики научных направлений: по теории
перенапряжений в электрических системах (Л. И. Сиро-
тинский), вентильным разрядникам (Л. И. Иванов), мол-
ниезащите (А. А. Акопян), защите электрооборудования от
грозовых импульсов (А. Ф. Богомолов, теперь академик).
9
В 1930 г. в Москве был организован Энергетический ин-
ститут (ЭНИН), которому позднее было присвоено имя его
организатора Г. М. Кржижановского. Разработку теории
коронного разряда в этом институте проводил В. И. Поп-
ков, впоследствии академик. Значительный вклад в разви-
тие представлений о физике разряда в длинных воздушных
промежутках и жидких средах внес проф. В. С. Комель-
ков.
В лаборатории высоких напряжений ЛПИ под руковод-
ством проф. А. А. Горева и проф. А. М. Залесского был
развернут широкий комплекс работ по исследованию элек-
трических характеристик изоляции линий электропередачи,
характеристик коронного разряда на проводах воздушных
линий и др.
В 1930 г. в ЛЭТИ была построена под руководством
проф. А. А. Смурова новая высоковольтная лаборатория.
Оборудование лаборатории включало каскад трансформа-
торов 3X350 кВ, малый каскад на 375 кВ, уникальную из-
мерительную аппаратуру. Это была в то время самая боль-
шая в стране лаборатория как по размерам высоковольтно-
го зала, так и по параметрам оборудования. В лаборатории
широким фронтом велись работы по исследованию грозо-
вых перенапряжений в линиях электропередачи и по за-
щите их с помощью трубчатых разрядников, по исследова-
нию процессов в диэлектриках, в частности по их старению,
по электробезопасности.
Большую роль в развитии техники высоких напряже-
ний в те годы сыграл также Физико-технический институт
(г. Ленинград). Сотрудники этого института Н. Н. Семе-
нов и В. А. Фок (впоследствии академики) создали ориги-
нальные теории пробоя диэлектриков. Тогда же проводили
исследования природы диэлектрических потерь, электро-
проводности диэлектриков при больших напряженностях
электрического поля И. В. Курчатов и А. П. Александров.
К 1940 г. наряду с ленинградским и московским поя-
вился третий центр техники высоких напряжений — Харь-
ковский электротехнический институт (теперь Харьковский
политехнический институт — ХПИ). Там были проведены
работы по импульсным характеристикам заземлителей, по
распространению электромагнитных волн в линиях элект-
ропередачи и защите подстанций от грозовых перенапря-
жений (А. К. Потужный, С. М. Фертик). Был построен
генератор импульсных напряжений на самое большое в то
время напряжение 8,3 МВ. И по сегодняшним меркам это
10
была бы одна из самых крупных установок такого типа.
Исследования по технике высоких напряжений сыграли
важную роль в выполнении плана ГОЭЛРО, неотъемлемой
частью которого было строительство линий электропереда-
чи высокого напряжения. Первая линия НО кВ Каширская
ГРЭС — Москва была построена в 1922 г., а уже в 1933
была введена в строй линия 220 кВ Нижне-Свирская
ГЭС — Ленинград. Перед Великой Отечественной войной
протяженность сетей напряжением 35 кВ и выше составля-
ла 20 тыс. км.
Подлинным расцветом техники высоких напряжений
ознаменовались четыре десятилетия после победы совет-
ского народа в Великой Отечественной войне. Появился
целый ряд новых лабораторий, оснащенных уникальными
исследовательскими установками на сверхвысокие пара-
метры. Значительно расширился круг задач, которые реша-
ются специалистами по технике высоких напряжений прак-
тически для всех отраслей народного хозяйства.
Выдающиеся достижения ученых, инженеров, производ-
ственников в области электроэнергетики отмечены Ленин-
скими и Государственными премиями СССР.
За разработку метода и создание установки («контура
Горева») для испытаний высоковольтной аппаратуры проф.
А. А. Горев и его сотрудники были удостоены в 1948 г.
Государственной премии.
В 1951 г. за разработку и освоение производства новых
вентильных разрядников для защиты электрических систем
Государственная премия была присуждена проф. Л. И. Си-
ротинскому, В. И. Пружининой, В. П. Савельеву и др.
За создание первых в мире линий электропередачи на-
пряжением 500 кВ группа специалистов в 1962 г. была удо-
стоена Ленинской премии. Среди отмеченных Ленинской
премией — ученые-высоковольтники А. А. Акопян, проф.
В. В. Бургсдорф, А. В. Панов, проф. Л. И. Сиротинский
и др.
В 1980 г. Государственная премия за создание и внед-
рение электропередач сверхвысокого напряжения 750 кВ
присуждена группе специалистов, в том числе проф.
В. П. Фотину, чл.-корр. АН СССР Н. Н. Тиходееву,
С. Д. Лизунову и др.
В Академии наук СССР в настоящее время технику вы-
соких напряжений представляют акад. К. С. Демирчян,
чл.-корр. М. В. Костенко и чл.-корр. Н. Н. Тиходеев,
11
Если приближенно принять, что кинетические энергии
.направленного движения ионов и электронов в электричес-
ком поле равны, то соотношения их скоростей дрейфа и
подвижностей выразятся как
Дэ______
и\Л К'Л
(1.8)
Поскольку масса электрона тэ = 9,1 • 10~28 г, а масса
протона примерно равна массе нейтрона и составляет
1,67-10~24 г, что примерно равно 1840 тэ, то для воздуха,
основной составной частью которого является молекуляр-
ный азот (атомная масса 14), получаем
1/ 1840.2.14/7гэ
К и I т3
т. е. подвижность электронов на два порядка больше под-
вижности ионов. По экспериментальным данным при нор-
мальных атмосферных условиях (/>—101,3 кПа = 760 мм
рт. ст, 7 = 293 К) подвижность ионов в воздухе составляет
Ки = 2 см2/(В-с), а подвижность электронов в электричес-
ком поле с напряженностью, при которой становится воз-
можным ионизационный процесс, Кэ = 400 см2/(В-с).
Диффузия. Движение заряженных и незаряженных час-
тиц газа может быть обусловлено градиентом концентра-
ции частиц. В процессе теплового движения частицы пере-
мещаются из области большей концентрации в область
меньшей концентрации. Процесс этот называется диффу-
зией.
При постоянном градиенте концентрации частиц dN /
/dx вдоль оси х диффузия описывается уравнением потока
диффузии
которое показывает, что число частиц /, проходящих за 1 с
через единицу площади, перпендикулярной оси х, пропор-
ционально градиенту концентрации. Знак минус означает,
что направление диффузии противоположно направлению
возрастания концентрации. Коэффициент пропорциональ-
ности D называется коэффициентом диффузии.
Выделим в газе кубик объемом 1 см3. Движение частиц
равновероятно по всем направлениям. Рассмотрим условия
на одной грани кубика. Если концентрация на ней NQt то
14
на расстояниях % по одну и другую стороны грани кон-
центрации составляют и ------— л. Через
рассматриваемую грань проходит 1/6 часть потока частиц.
В одну сторону через грань за 1 с пролетает
частиц, а в другую сторону^Vo—частиц. Следо-
вательно, результирующий поток диффузии частиц через
грань куба составляет
Xv dN
3 dx
(1.10)
[(Л^о
dN
dx
J =
6
Таким образом, получаем
D = М3. (1.11)
Так как средняя длина свободного пробега частиц об-
ратно пропорциональна давлению, то при T = const
Dp = const. (U2)
Коэффициент диффузии зависит от массы диффундиру-
ющих частиц. Коэффициент диффузии электронов в возду-
хе при нормальных атмосферных условиях составляет
12,7 см2/с, а ионов 0,05 см2/с.
Если в начале координат сосредоточено большое число
частиц и в какой-то момент они начали диффундировать в
газе, равномерно заполняющем пространство, то в ряде
случаев необходимо знать, на какое расстояние сместились
частицы за время t. Задача эта решена Эйнштейном и Таун-
сендом. В трехмерном случае среднеквадратическое смеще-
ние частиц равно
r-^V&Dt, (L13)
а в двумерном случае
r^Vwi. (1.14)
Из (1.6) следует, что подвижность ионов равна (урав-
нение Ланжевена)
/<и = —• (1.15)
ти v
Поэтому отношение коэффициента диффузии к подвиж-
ности ионов составляет
__ у __ тп у2
Ки ЗеЛ Зе
15
РАЗДЕЛ ПЕРВЫЙ
Основные сведения об электрофизических
процессах в диэлектриках
Глава первая
ЭЛЕКТРОФИЗИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ В ГАЗАХ
1.1. ДВИЖЕНИЕ ЗАРЯЖЕННЫХ ЧАСТИЦ В ГАЗЕ
Концентрация частиц газа (атомов пли молекул) опре-
деляется как
(1.1)
kT
где р — давление газа; Т — температура газа; fe = l,38x
ХЮ~23 Дж/К = 8,62 • 10~5 эВ/К — постоянная Больцмана.
Частицы газа находятся в состоянии теплового (хаоти-
ческого) движения, постоянно взаимодействуя (сталкива-
ясь) друг с другом. Число столкновений г, испытываемых
какой-либо частицей на пути в 1 см, пропорционально кон-
центрации N. Величина, обратная числу столкновений,
Z—1/г представляет собой среднюю длину свободного про-
бега частицы. Действительные длины свободных пробегов
Отличаются от л и подвержены значительному разбросу.
Вероятность того, что длина свободного пробега частицы
равна или больше х, составляет
Р (х) = exp ( — X
Подвижность заряженных частиц. В электрическом поле
на заряженные частицы (ионы и электроны) действует
сила
(1.2)
F = еЕ, (1.3)
где е — заряд частицы; Е — напряженность электрического
поля.
Импульс заряженной частицы в направлении электриче-
ского поля составляет mu (m — масса частицы; и — ско-
12
рость дрейфа иона или электрона в электрическом поле).
Если v — частота столкновений, испытываемых частицей,
то скорость потери ею импульса равна тих. Эта скорость
в соответствии со вторым законом Ньютона компенсирует-
ся действующей на частицу силой, поэтому
тих = еЕ.
(1Л)
Среднее время между двумя последовательными столк-
новениями частицы составляет
т = А/у,
(1.5)
где v— среднеарифметическая скорость теплового движе-
ния частицы. Учитывая (1.5), из (1.4) получаем
£ = Л_ £ = ZL Е = КЕ.
т mv
(1.6)
Средняя скорость дрейфа частиц пропорциональна на-
пряженности электрического поля. Коэффициент пропор-
циональности К — и/Е называется подвижностью и пред-
ставляет собой скорость дрейфа частицы в электрическом
поле с напряженностью £=1 В/см.
Поскольку средняя длина свободного пробега частиц
обратно пропорциональна давлению, при T=const из (1.6)
получаем
Кр = const.
(1.7)
Для ионов линейная зависимость скорости дрейфа от
напряженности поля (1.6), а значит и постоянное значение
иэ, см/мкс
6 -
Рис. 1.1. Зависимость скорости 4 -
дрейфа электронов в воздухе 7 _
от Е/р 1
О 2 4- 6 8 10 1Z 14 16 18 20 22
Е/р, ргст.)
Ки, сохраняется, пока скорость дрейфа меньше скорости
теплового движения. Подвижность электронов Кэ в отли-
чие от подвижности ионов не является постоянной и зави-
сит от напряженности электрического поля. В связи с этим
обычно указывается, к какой напряженности относится
значение подвижности #э, или даются значения скорости
электронов в зависимости от Е/р (рис. 1.1),
13
Учитывая, что кинетическая энергия теплового движе-
ния ионов — =- -^rkT, получаем
£ £
Ри __ kT
Кн е
(L16)
Формула (1.16) известна как соотношение Эйнштейна.
Совместная диффузия электронов и ионов называется
амбиполярной диффузией. Вследствие разницы в коэффи-
циентах диффузии электроны быстрее диффундируют в
область более низкой концентрации, однако их движение
задерживается электрическим полем отстающих положи-
тельных ионов. То же самое поле ускоряет ионы, и они
диффундируют с большей скоростью, чем в отсутствии элек-
тронов. В итоге диффузия электронов и положительных
ионов происходит с одинаковой скоростью.
Анализ приводит к следующему выражению для коэф-
фициента амбиполярной диффузии:
Ра = ри . (!,17)
+ К)
Коэффициент амбиполярной диффузии больше коэффи-
циента диффузии положительных ионов и значительно мень-
ше коэффициента диффузии электронов.
1.2. ВОЗНИКНОВЕНИЕ И ИСЧЕЗНОВЕНИЕ ЗАРЯЖЕННЫХ
ЧАСТИЦ В ГАЗЕ
Возбуждение и ионизация частиц газа. Электронная
оболочка атома упрощенно может быть представлена в
виде совокупности круговых или эллиптических орбит, по
которым движутся электроны вокруг положительно заря-
женного ядра. В нормальном состоянии электроны нахо-
дятся на ближайших к ядру орбитах, потенциальная энер-
гия атома минимальна. При сообщении атому дополнитель-
ной энергии один или несколько электронов могут перейти
на более удаленные от ядра орбиты. Этот процесс называ-
ется электронным возбуждением атома. Энергия, необхо-
димая для возбуждения, равна разности энергетических
уровней электрона на удаленной и нормальной орбитах.
Для молекул, состоящих из двух или более атомов,
кроме электронного возбуждения при получении дополни-
тельной энергии возможно возбуждение колебательных или
вращательных уровней. Обычно энергия, необходимая для
16
такого возбуждения, мала (менее 1—2 эВ). Среднее вре-
мя пребывания атома или молекулы в возбужденном
состоянии составляет 10~8 с. Возвращение частицы в нор-
мальное состояние сопровождается излучением фотона,
причем для молекулярных газов из-за возбуждения низко-
лежащих уровней возможно излучение фотонов малых энер-
гий. Чем большая энергия сообщается атому, тем на более
удаленную от ядра орбиту переходит при возбуждении эле-
ктрон. Когда электрон удаляется от ядра настолько, что
взаимосвязь его с ядром практически исчезает, он стано-
вится свободным. Происходит ионизация атома, в резуль-
тате которой образуются две частицы: положительный ион
и электрон. Энергия, необходимая для ионизации атома
или молекулы, называется энергией ионизации. В табл. 1.1
приведены значения энергий возбуждения и ионизации не-
которых газов в электрон-вольтах (1 эВ = 1,6-10'19 Дж).
Поскольку заряд электрона 1,6-10~19 Кл и неизменен,
часто вместо энергий пользуются потенциалами возбужде-
ния 1/в и ионизации 1/п, исключая из расчетов значение е.
Положительный ион может быть также ионизирован,
в результате чего образуются двухзарядный ион и элек-
трон. Однако для этого требуется существенно большая
энергия (см. табл. 1.1). Могут образовываться трехзаряд-
ные и многозарядные ионы.
Важную роль в процессах ионизации играют так назы-
ваемые метастабильные состояния атомов или молекул.
Время жизни частицы в возбужденном метастабильном
Таблица 1.1. Энергии возбуждения и ионизации некоторых газов
Газ Энергия возбуж- дения ато- мов или молекул, эВ Энергия воз- буждения мс- тастабильных состояний, эВ Энергия ионизации, эВ
атома ил ! молекулы положи- тельного иона двухза- рядного иона трехза- рядного иона
N2 6,1 6,2 15,6
N 6,3 2,4; 3,6 14,5 29,5 47,0 77,0
7,9 1,0; 1,8 12,5 34,7 54,8 77,5
О 9,1 2,0; 4,2 13,6 35,0 55,0 77,0
Н2 11,2 15,4 — —
н 10,2 13,6
Не 21,2 19,8; 20,7 24,6 54,4 —
со2 10,0 13,7
Н2О (пар) 7,6 — 12,8 — — —
2—469
17
состоянии 10"4 с и более. За это время частица может по-
лучить дополнительную энергию и быть ионизированной.
Такой процесс называется ступенчатой ионизацией.
Коэффициент ударной ионизации. Энергию, необходи-
мую для ионизации или возбуждения, нейтральная частица
получает в результате столкновения с электроном, который
разгоняется электрическим полем и при столкновении с
нейтральной частицей отдает ей свою кинетическую энер-
гию. Энергия, накапливаемая электроном в электрическом
поле, равна
Гэ = еЕх,
(1.18)
где е —-заряд электрона; Е— напряженность электричес-
кого поля; х—расстояние, пролетаемое электроном в на-
правлении поля.
Если №э больше энергии ионизации Wib то при столкно-
вении электрона с нейтральной частицей может произой-
ти ионизация. Если энергии электрона недостаточно для
этого, то возможно возбуждение частицы, а при столкно-
вении с возбужденной частицей, находящейся в метаста-
бильном состоянии, такой электрон может участвовать в
процессе ступенчатой ионизации.
Расстояние, которое должен пролететь электрон, чтобы
накопить достаточную для ионизации энергию, определя-
ется как
и зависит от напряженности электрического поля.
Если принять для простоты рассуждений, что путь
электрон пролетает без столкновений, то это означает, что
энергия Wn набирается за один пробег электрона. Подоб-
ная ситуация действительно может быть при низких дав-
лениях, когда велики значения X. Вероятность того, что
электрон пролетит путь хп без столкновений, составляет
р (*„) = ехр
(1.20)
но это есть и вероятность приобретения электроном энер-
гии 117и, при которой возможна ионизация, т. е. Р(хи) мож-
но считать вероятностью ионизации.
Процесс ионизации газа путем соударения нейтральных
молекул с электронами называется ударной ионизацией
и характеризуется коэффициентом ударной ионизации а,
18
который равен числу ионизаций, производимых электроном
на пути в 1 см по направлению действия сил электрическо-
го поля. Коэффициент а определяется как произведение
среднего числа столкновений на пути в 1 см и вероятности
ионизации:
а=1 хр(-^Ц. (1.21)
Л \ Л /
Поскольку число столкновений электрона с частицами
газа на пути в 1 см пропорционально давлению
2 = V = Ар'
к
то с учетом (1.19) получаем
а = Ар ехр
(1.22)
где А и B=AWn/e— постоянные, зависящие от характери-
стик газа и значения темпе-
ратуры.
При выводе формул
(1.21) и (1.22) не учтен ряд
влияющих факторов, напри-
мер ступенчатая ионизация,
поэтому коэффициенты А и
В для каждого газа опреде-
ляются по эксперименталь-
но получаемым зависимос-
тям отношения а/p от на-
пряженности электрического
поля Е и давления р при
r=consl:
Е/р} в/(см-мм рт.ст.)
Рис. 1.2. Зависимость а/p от Е!р
для воздуха
На рис. 1.2 такая зависимость показана для воздуха.
В диапазоне jE//? = 20-е-150 В/(см-мм рт. ст.) она может
быть представлена эмпирическим выражением
у = 8,5ехр('-----(1.23)
где Е — напряженность электрического поля, В/см; р—
давление, мм рт. ст; Г=293 K=const.
Часто для расчетов удобнее оказывается эмпирическая
формула другого вида:
— =а(— — b}\ (1.24)
р \ р /
где для атмосферного воздуха а = 1,52-10~4 см-мм рт.ст/В2
и/? —31,6 В/(см-мм рт. ст.).
. В процессе ионизации образуются электроны, положи-
тельные ионы и фотоны. Последних образуется много боль-
ше, чем электронов или положительных ионов, поскольку
энергия возбуждения много меньше энергии ионизации.
РассмотрИхМ дальнейшую судьбу этих частиц.
Отрицательные ионы. Образовавшиеся новые электроны
также участвуют в процессе ионизации, образуя лавину
электронов (см. § 1.3). Однако некоторая часть электронов
при столкновении с нейтральными молекулами или атома-
ми может быть ими захвачена и могут быть образованы
отрицательные ионы. Устойчивость образовавшихся отри-
цательных ионов зависит от энергии сродства атома к элект-
рону IFC, т. е. от энергии, которая выделяется при захвате
электрона атомом:
Вещество ... F С1 Вт I О О2 Н Н2О Не N2
№с, эВ... 3,6 3,8 3,5 3,2 2,0 0,9 0,7 0,9 <0 <0
Если энергия сродства отрицательна, то образование
отрицательного иона невозможно. Наибольшей энергией
сродства обладают галогены: фтор, хлор, иод и соедине-
ния, в которые входят атомы этих элементов. В кислороде,
а значит в воздухе и парах воды, также возможно образо-
вание отрицательных ионов. Газы, в которых образуются
отрицательные ионы, называются электроотрицательными,
а газы, в которых отрицательные ионы не образуются, —
электроположительными (азот, инертные газы).
При столкновении отрицательного иона с частицей, кото-
рая обладает энергией, равной или большей энергии срод-
ства, может произойти освобождение электрона. Процесс
этот, называемый развалом отрицательного иона, тем ве-
роятней, чем выше напряженность электрического поля.
Отрыв электрона от молекулярного иона кислорода Оу
происходит при £/р^45 В/(см-мм рт. ст.) или при нор-
мальном атмосферном давлении при £^35 кВ/см.
Эффективный коэффициент ударной ионизации. Процесс
захвата электронов частицами газа характеризуется коэф-
фициентом прилипания электронов -ц, равным числу актов
прилипания (захвата) на пути в 1 см. В электроотрица-
20
тельных газах, в том числе в воздухе, процесс ударной
ионизации характеризуется эффективным коэффициентом
ионизации
осэф = сс~ Т]. (1.25)
При анализе ионизационных процессов в атмосферном
воздухе удобно пользоваться его относительной плотно-
стью
6 = -^, (1.26)
Тса
где р и Т — давление и температура воздуха в расчетных
условиях или в опыте; ро= 101,3 кПа = 760 мм рт. ст. и
Т0=293 К—нормальные атмосферные условия.
Средняя длина свободного пробега электронов пропор-
циональна Tip или в соответствии с (1.26) обратно пропор-
циональна 6. Поэтому значения коэффициентов ударной
ионизации и прилипания могут быть представлены в виде
зависимостей а/6, р/6 и аГ)ф/6 от Е/6 (рис. 1.3), а эмпири-
ческая формула для — в виде
=0,2 {— — 24,5? , (1.27)
6 \ 6 /
или по-другому:
21
ных атмосферных условиях становится возможной иониза-
ция воздуха. При 6<1, например, на высоте 2 км над по-
верхностью земли (6 — 0,82) пороговая напряженность
уменьшается до 20 кВ/см.
Процессы вторичной ионизации. Положительные ионы
практически не могут ионизировать молекулы газа по це-
лому ряду причин: малая подвижность; значительно мень-
шие, чем у электронов, длины свободного пробега; при не-
упругом соударении частиц с примерно одинаковыми мас-
сами (иона и молекулы) передается не более половины
кинетической энергии, поэтому положительный ион для
совершения ионизации должен накапливать энергию,
вдвое большую, чем 1Г1Т. Частота ионизаций положитель-
ными ионами в 105 раз меньше, чем электронами.
Однако положительные ионы, бомбардируя катод, могут
освобождать из него электроны. Работа выхода электронов
из обычно применяемых для электродов металлов — меди,
стали — составляет примерно 1^Вых = 4,5 эВ, что сущест-
венно меньше энергии ионизации и возбуждения молекул
газов, входящих в состав воздуха. Для освобождения элек-
трона из катода положительный ион при подходе к нему
должен обладать кинетической энергией, превышающей
работу выхода. Процесс идет более эффективно при низких
давлениях газа, когда возрастают длины свободного пробе-
га ионов.
Как уже отмечалось, в процессе ионизации газа возни-
кает большое количество возбужденных частиц, которые,
переходя в нормальное состояние, испускают фотоны. Если
энергия фотона превышает энергию ионизации
hv">W^ (1.29)
где v — частота излучения; й = 4,15-10~15 эВ-с—постоян-
ная Планка, то при поглощении его атомом или молекулой
освобождается электрон, происходит акт фотоионизации
газа. Поскольку энергия фотонов соответствует энергии воз-
буждения, которая для одного газа всегда меньше его энер-
гии ионизации, фотоионизация может успешно осущест-
вляться только в смесях газов, содержащих компоненты с
относительно низкой энергией ионизации (эффект Пеннин-
га). В воздухе фотоионизация происходит в сильных элек-
трических полях, когда становится возможным возбужде-
ние положительных ионов, и при переходе их в невозбуж-
денное состояние излучаются фотоны с достаточно высо-
кой энергией.
22
Энергия излучаемых фотонов выше работы выхода
электронов из катода, поэтому в воздухе эффективна фото-
ионизация на катоде.
Оба фотоионизационных процесса — в объеме газа и на
катоде — играют важную роль в развитии разряда в возду-
хе. Фотоионизация в объеме газа и на катоде, а также
освобождение электронов при бомбардировке катода поло-
жительными ионами происходят как следствие ударной
ионизации. Эти процессы называются процессами вторич-
ной ионизации. Соответственно появившиеся в результате
этих процессов электроны называются вторичными.
Число вторичных электронов пропорционально числу
актов ударной ионизации. Коэффициент пропорционально-
сти у называется коэффициентом вторичной ионизации.
Значение у зависит от природы и давления газа, материа-
ла катода и напряженности электрического поля, а также
от того, какой процесс вторичной ионизации превалирует.
При разрядах в воздухе с преобладающим влиянием бом-
бардировки катода положительными ионами коэффициент
у имеет порядок 10~2.
Рекомбинация. Одновременно с ионизацией происходит
процесс взаимной нейтрализации заряженных частиц, на-
зываемый рекомбинацией. Число рекомбинаций, происходя-
щих в 1 см3 газа за единицу времени, пропорционально
числу встреч противоположно заряженных частиц, которое
в свою очередь пропорционально их концентрациям. По-
этому скорость уменьшения концентрации заряженных час-
тиц может быть записана как
_ рЛ^+ дг_, (1.30)
dt dt
где р — коэффициент рекомбинации, который равен числу
актов рекомбинации в 1 см3 за 1 с, отнесенному к произве-
дению концентраций заряженных частиц.
Поскольку в большинстве случаев /У+ = ЛГ_=Л^, уравне-
ние (1.30) может быть записано по-другому:
-^.=—р№. (1.31)
dt
Разделяя переменные и интегрируя, получаем
N 1
1 + p/V0 t
где Nq — начальная концентрация частиц того или иного
знака.
23
При больших No значение pNot быстро становится мно-
го больше единицы, поэтому
(1.33)
р/
При атмосферном давлении коэффициент рекомбина-
ции имеет порядок 10~6 см3/с.
Нейтральные частицы, образовавшиеся при рекомбина-
ции, обладают меньшей энергией, чем сумма энергий ре-
комбинированных частиц. Избыток энергии выделяется в
виде излучения.
Термоионизация. При значительном повышении темпе-
ратуры газа кинетическая энергия нейтральных частиц воз-
растает настолько, что становится возможной ионизация
при их столкновении. При температуре 7'0 = 293 К кинети-
3
ческая энергия частиц составляет Ц7К = —йГ0 = 0,04 эВ,
а при температуре 2-Ю4 К увеличивается до 2,6 эВ. При
таких энергиях может происходить ступенчатая термо-
ионизация.
Одновременно с ионизацией происходит рекомбинация
заряженных частиц. Если наступает равновесие, т. е. в еди-
ницу времени возникает и рекомбинирует одинаковое чис-
ло заряженных частиц, то такое состояние газа можно
характеризовать определенной степенью ионизации, пред-
ставляющей собой отношение концентрации ионизирован-
ных частиц к общей концентрации частиц;
in -- NJN. (1.34)
Степень ионизации газа при заданной температуре мо-
жет быть рассчитана по формуле, предложенной индийским
ученым Саха:
•Р= - - 2,4-10-4T2,5exp f--(1.35)
1— nfl \ kT ) 7
Рис. 1.4. Зависимость
степени ионизации воз-
духа т от температуры
24
где Р— давление, мм рт. ст.; k—постоянная Больцмана,
эВ/K; — энергия ионизации газа, эВ; зависимость т(Т)
для воздуха показана на рис. 1.4.
Газ, в котором значительная часть частиц ионизирова-
на называется плазмон. Концентрации положительно и от-
рицательно заряженных частиц в плазме примерно одина-
ковы. Плазма представляет собой форму существования
вещества при высоких температурах.
1.3. ЛАВИНА ЭЛЕКТРОНОВ И УСЛОВИЕ
САМОСТОЯТЕЛЬНОСТИ РАЗРЯДА
Рассмотрим промежуток между двумя электродами в
газе. Если в этом промежутке появился электрон, то, дви-
гаясь к аноду, при достаточной напряженности электричес-
кого поля он может при столкновении ионизировать моле-
кулу газа. Образовавшийся при этом свободный электрон
вместе с начальньш ионизирует новые молекулы. Число
свободных электронов будет непрерывно возрастать. Про-
цесс нарастания числа электронов, движущихся в электри-
ческом поле по направлению к аноду, получил название ла-
вины электронов.
Допустим, что в лавине, прошедшей расстояние х, со-
держится п электронов. На пути dx каждый из них произ-
ведет а3фйх ионизаций (далее индекс «эф» опущен), поэто-
му увеличение числа электронов в лавине на пути dx
dn = andx.
После разделения переменных и интегрирования полу-
чаем, что число электронов в лавине, прошедшей путь х,
составляет
/ х X
п ~ exp I adx I. (1.36)
\о /
Если электрическое поле однородное и напряженность
его всюду одинакова, то коэффициент а не зависит от ко-
ординаты х и уравнение (1.36) принимает вид
п = ехр (ах). (1.37)
При своем развитии лавина электронов расширяется
вследствие диффузии и электростатического расталкива-
ния. Если считать, что лавина имеет форму шара, то изме-
нение во времени ее радиуса вследствие диффузии (диф-
фузионный радиус) рассчитывается по формуле (1.13).
25
Сделав в (1,13) замену t=x/u3, можно рассчитать радиус
лавины в зависимости от пройденного ею пути.
Определим теперь изменение радиуса лавины вследст-
вие электростатического расталкивания (электростатичес-
кий радиус). Напряженность электрического поля на внеш-
ней границе лавины, имеющей форму шара с радиусом г,
определяется как
Ел - —,
4ле0 г2
(1.38)
где е—заряд электрона; п—число электронов в лавине;
ео = 8,85.10~12 Ф/м—электрическая постоянная.
Скорость расширения лавины под действием напряжен-
ности Е„ равна
= Кэ л — • (1.39)
at 4л8() г-
Учитывая, что смещение центра лавины во внешнем
электрическом поле напряженностью £0 за время dt со-
ставляет dx-K^dt, а приращение числа электронов на
пути dx равно dn — andx (а определяется в электрическом
поле электродов с напряженностью Е$), можно написать
=. (1.40)
4Л8() аЕ()
Интегрируя (1.40), получаем выражение для электро-
статического радиуса лавины
/ Зеп М/з
г = ---------
\ 4л80 аЕ0 /
(1.41)
где п зависит от х по (1.37).
На рис. 1.5 показаны зависимости диффузионного и элект-
ростатического радиусов от пройденного лавиной электро-
Рис. 1.5. Зависимость диффузионного
(/) и электростатического (2) радиу-
сов лавины от пройденного ею пути
в воздухе при £,о = ЗО кВ/см
26
нов пути в однородном поле с Ео = ЗО кВ/см при нормаль-
ных атмосферных условиях. При числе электронов п< 104н-
4-105 радиус лавины определяется в основном диффузией, а
при и>1054-106 — электростатическим расталкиванием.
В процессе ионизации одновременно с электронами об-
разуются положительные ионы. Вследствие значительной
разницы в подвижностях электронов и ионов за время дви-
жения лавины до анода положительные ионы практически
остаются на месте их возникновения. Это позволяет опре-
делять концентрацию положительных ионов вдоль пути
развития лавины (в следе лавины). Если в лавине на рас-
стоянии х от катода имеется п электронов, то на пути dx
они в результате ионизации создадут attdx положительных
ионов, которые будут расположены в объеме, равном
nr2dx. Поэтому концентрация положительных ионов равна
= ап = а ехр (1 42)
' лг2 яг2
где г определяется по (1.13) или (1.41).
В природе постоянно действуют такие ионизаторы, как
космические частицы, радиоактивное излучение Земли,
ультрафиолетовое излучение Солнца. Благодаря им в про-
межутке между электродами непрерывно возникают сво-
бодные электроны. Под действием приложенного к проме-
жутку напряжения в нем будут непрерывно образовывать-
ся лавины электронов. Движение заряженных частиц в
промежутке создает ток разряда между электродами. Если
исключить действие внешнего ионизатора, ток в промежут-
ке прекратится. Такой процесс, для поддержания которого
необходим внешний ионизатор, называется несамостоятель-
ным разрядом.
Для того чтобы разряд стал самостоятельным и мог су-
ществовать в отсутствие внешнего ионизатора, необходимо,
чтобы в результате развития первоначальной лавины по-
являлся по крайней мере один вторичный электрон, способ-
ный создать новую лавину. Таким образом, условие само-
стоятельности разряда можно записать в общем виде как
/L X
у exp adx j > 1 (1.43)
\о /
или в случае однородного поля
у ехр (аЕ) > 1, (1.44)
где L — расстояние между электродами.
27
Напряжение, при котором в промежутке выполняется
условие самостоятельности разряда, называют начальным.
Хотя коэффициент вторичной ионизации у и зависит от
давления газа и напряженности электрического поля, одна-
ко диапазон изменения его невелик и с достаточной сте-
пенью точности можно считать, что 1п~= const. Поэтому
часто используются другие выражения для условия само-
стоятельности разряда:
для неоднородного поля
L
adx = In — ж const /<; (1.45)
о
для однородного ПОЛЯ
aL const =/<. (1.46)
Из (1.45) и (1.46) следует, что для выполнения условия
самостоятельности разряда необходимо, чтобы число иони-
заций, осуществляемых одним электроном на пути между
электродами, было не меньше некоторой определенной ве-
личины. Для воздуха при низких давлениях константа в
(1.45) и (1.46) принимается равной 4, а при атмосферном
давлении — от 8 до 20.
Если у ехр (осЛ) будет превышать единицу, то число
развивающихся в промежутке лавин будет непрерывно
возрастать. Последующие лавины будут возникать еще до
того, как все положительные ионы, образованные предше-
ствующими лавинами, уйдут на катод. Следовательно,
электроны новых лавин будут двигаться в промежутке, за-
полненном положительными ионами, и вдоль пути лавин
газ в промежутке между электродами перейдет в состоя-
ние плазмы — произойдет пробой промежутка.
В резко неоднородном электрическом поле условие са-
мостоятельности разряда выполняется в очень узкой зоне
вблизи электрода. Это означает, что ионизационные про-
цессы концентрируются в этой зоне и создают характерное
свечение, называемое коронным разрядом или короной.
В данном случае начальное напряжение, т. е. напряжение,
при котором выполняется условие самостоятельности разря-
да, соответствует напряжению возникновения коронного
разряда. Пробой короипрующего промежутка происходит
при напряжении, которое может быть значительно больше
начального.
28-
рис. L6. Схематическая картина ис-
кажения электрического поля в про-
межутке между электродами, созда-
ваемого лавиной:
£0 — напряженность неискаженного поля
Изложенные основные пред- f
ставления лавинной теории
разряда, созданной Джоном __е
Таунсендом (1868—1957 гг.), ~ °
недостаточны для объясне-
ния некоторых особенностей
развития разрядов, в частное- х
ти образования узкого канала
разряда, поскольку по своему характеру это теория непре-
рывного и сплошного разряда, описываемого уравнениями
стационарного процесса в однородной среде.
Дальнейшим развитием теории Таунсенда является
стримерная теория разряда, возникновение которой отно-
сится к 1939 г. и связано с трудами Ганса Ретера, Джона
Мика и Леонарда Лёба.
В процессе развития лавины непрерывно увеличивается
число электронов и положительных ионов, при этом напря-
женность электрического поля на фронте лавины возрас-
тает, а в задней ее части уменьшается (рис. 1.6). В какой-
то момент напряженность в задней части лавины уменьша-
ется настолько, что становится невозможной ударная иони-
зация. Находящиеся в хвосте лавины отставшие электроны
вместе с положительными ионами создают плазменное
образование, дающее начало возникновению стримерного
канала. В зависимости от условий стример может быть
связан с электродом пли не связан. Однако характерной
его особенностью в любом случае является наличие избы-
точного заряда на конце, создающего местное усиление
электрического поля и обеспечивающего непрерывное уд-
линение плазменного канала.
Критерием перехода лавины в стример, предложенным
Ретером и Миком, является соизмеримость напряженности
электрического поля, создаваемого лавиной электронов или
положительными ионами в ее следе, и напряженности внеш-
него поля, создаваемого приложенным между электродами
напряжением.
Рассмотрим условия лавинно-стримерного перехода в
трактовке Ю. Г. Сергеева (МЭИ), Из выражения (1.27)
29
следует, что ионизация прекращается (а —0), если Е^.Ь6
(для воздуха Ь — 24,5 кВ/см). Напряженность в задней
части лавины равна E=Eq—Ел (Ео — напряженность внеш-
него поля; £л— напряженность, создаваемая лавиной), по-
этому критерий перехода лавины в стример
(£0-£л)<&6. (1.47)
Подставляя в (1.47) значение £л из (1.38) и учитывая
электростатический радиус лавины по (1.41), находим чис-
ло электронов в лавине при переходе ее в стример (крити-
ческое число электронов):
. (148)
в (а£0)2
Расчеты по (1.48) и экспериментальные данные разных
авторов показывают, что /гкр= 107Ч-109 электронов. С дру-
гой стороны, икр = ехр (ахкр), откуда
°^кр ~ ^кр (1.49)
или, принимая во внимание (1.48),
ах,;р = 18 + In . (1.50)
Образование стримера в однородном электрическом по-
ле соответствует условию самостоятельности разряда и по-
зволяет при хКр=£ определить минимальное пробивное
напряжение промежутка. Для этого задаемся значением
Eq и определяем коэффициент ударной ионизации а. Затем
по (1.50) находим критическую длину лавины. При равен-
стве хкр = £ определяем по соответствующему значению
Eq пробивное напряжение как EqL.
Глава вторая
ЭЛЕКТРОПРОВОДНОСТЬ ДИЭЛЕКТРИКОВ
2.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Процессы электропроводности наблюдаются в газооб-
разных, жидких и твердых диэлектриках. Однако электро-
проводность газов в слабых электрических полях и при нор-
мальных условиях настолько мала, что в большинстве слу-
чаев не имеет никакого практического значения и ею можно
пренебречь. Только в сильных электрических полях, когда
30
создаются условия для развития разрядных процессов, в
газах могут наблюдаться относительно большие токи про-
водимости. Сущность этих процессов была изложена в гл. 1.
Ниже кратко рассматриваются процессы проводимости в
жидких и твердых диэлектриках.
Под действием электрических полей в реальных диэлек-
триках возникают малые токи проводимости. Хотя электро-
проводность диэлектриков на много порядков меньше, чем
металлов, процессы электропроводности диэлектриков име-
ют большое практическое значение. Во-первых, токи прово-
димости являются одной из причин рассеяния энергии в
диэлектриках при воздействии электрических полей, т. е.
причиной диэлектрических потерь (см. § 3.3). Эти потери
вызывают дополнительный нагрев конструкций высокого
напряжения. Поэтому приходится снижать рабочие токи в
токоведущих частях или индукцию в магнитопроводах, что-
бы ограничить суммарную мощность потерь в конструкции
и рабочие температуры ее элементов. При определенных
условиях диэлектрические потери могут привести к так назы-
ваемому тепловому пробою (см. § 10.2). Во-вторых, про-
цессы электропроводности в диэлектриках обычно связаны
с присутствием в них небольших количеств различного рода
примесей, загрязнений. Эти примеси, как правило, влияют
и на электрическую прочность диэлектриков, а следователь-
но, и на пробивное напряжение всей изоляционной конструк-
ции.
Между пробивным напряжением и током утечки изоля-
ции при нормированном испытательном напряжении (или
«сопротивлением утечки» изоляции) существует в ряде слу-
чаев некоторая корреляционная связь. Поэтому по току или
сопротивлению утечки оценивают состояние изоляции обо-
рудования высокого напряжения перед включением его в
работу после монтажа, а также в процессе эксплуатации.
Особо важное значение процессы электропроводности в
диэлектриках имеют для изоляции оборудования установок
постоянного тока. В них картина электрического поля в
изоляции при заданной форме электродов в установив-
шемся режиме определяется не диэлектрическими прони-
цаемостями, а проводимостями материалов, входящих в со-
став изоляции. Другими словами, электростатическое поле
в изоляции определяется полем токов проводимости.
Для оборудования установок постоянного тока процессы
электропроводности могут являться основой процессов элек-
трического старения изоляции при длительном воздействии
31
постоянного рабочего напряжения. Дело в том, что токи
проводимости обусловлены движением в электрическом по-
ле заряженных частиц. Они могут приводить к накоплению
у электродов побочных продуктов, образующихся при ней-
трализации заряженных частиц, и со временем могут из-
менять структуру изоляции, снижать ее электрическую
прочность.
При переменном напряжении, когда направления элек-
трического поля и движения заряженных частиц меняются
с большей частотой, такого рода процессы старения не име-
ют места.
2.2. ЭЛЕКТРОПРОВОДНОСТЬ ЖИДКИХ ДИЭЛЕКТРИКОВ
Свободными заряженными частицами, движение которых
в электрическом поле обусловливает ток проводимости, в
жидких диэлектриках могут быть ионы и коллоидные ча-
стицы. В первом случае проводимость называют ионной,
во втором — м о л и о н н о й или катафоретической.
Кроме того, в сильных предпробивных электрических полях
в создании токов проводимости могут участвовать и элек-
троны. Ионная и катафоретическая проводимости имеют
место как в слабых, так и в сильных электрических полях.
Ионы обоих знаков образуются в жидких диэлектриках
в результате диссоциации нейтральных молекул. В некото-
рых случаях это могут быть молекулы самой диэлектриче-
ской жидкости, однако в значительно большей степени дис-
социируют молекулы различного рода примесей. Последние
в технически чистых жидких диэлектриках неизбежно при-
сутствуют из-за несовершенства процессов их производства
и очистки. Примеси могут также образовываться в самих
жидких диэлектриках во время эксплуатации оборудования
высокого напряжения вследствие процессов теплового ста-
рения (см. § 18.6) или проникать в жидкий диэлектрик из
окружающей среды. Во всех случаях при диссоциации ней-
тральной молекулы образуются два иона противополож-
ных знаков; заряд каждого иона обычно по абсолютной ве-
личине равен заряду электрона.
Коллоидные частицы — это всегда примеси. Они имеют
размеры от 10~9 до 10~7 м и постоянно находятся во взве-
шенном состоянии. Они беспорядочно и независимо друг от
друга перемещаются при отсутствии электрического поля,
участвуя в броуновском движении. Коллоидные частицы по
ряду причин обязательно заряжены. По отношению к жид-
32
кости они имеют некоторый потенциал С, называемый элек-
трокинетическим потенциалом или дзета-потенциалом. Зна-
чение дзета-потенциала зависит от физико-химических
свойств жидкого диэлектрика и частицы, обычно оно ле-
жит в пределах от 0,03 до 0,07 В. При этом заряд коллоид-
ной частицы равен
7К- 4ле0ег>к^,
где епк — относительная диэлектрическая проницаемость
жидкого диэлектрика; /? — радиус сферической коллоидной
частицы.
Знак заряда qK зависит от соотношения относительных
диэлектрических проницаемостей егк коллоидной частицы
и егж жидкости. При еГк>8гЖ коллоидная частица имеет по-
ложительный заряд, при егК<епк — отрицательный.
Плотность тока проводимости в жидком диэлектрике в
общем случае определяется выражением
/ = «+ 7+ «+ + п- + «К «К. (2-0
где п±, п- и нк — количество соответственно положитель-
ных и отрицательных ионов и коллоидных частиц в единице
объема; q± и q~— заряды ионов; ц_, ик — средние ско-
рости движения соответствующих заряженных частиц вдоль
силовых линий поля.
Скорость движения заряженной частицы и зависит от
напряженности Е электрического поля: и = КЕ, где /(—
подвижность частицы.
В слабых электрических полях (£<106 В/м) подвиж-
ности ионов и К-, а также подвижность коллоидных ча-
стиц Кк не зависят от напряженности поля и являются ве-
личинами постоянными [подвижности ионов имеют значение
порядка Ю"8 м2/(с-В), коллоидных частиц — 10~11 м2/
/(с-В)]. Поэтому выражение (2.1) может быть записано в
следующем виде:
/ = («+ к+ + п~ Я- К- + /гк 7к Кк) Е ~ уЕ, (2.2)
где у — удельная проводимость жидкого диэлектрика.
Таким образом, в слабых электрических полях плотность
тока проводимости прямо пропорциональна напряженности
поля, т. е. соблюдается закон Ома.
Удельная проводимость жидких диэлектриков зависит от
температуры Т. С ее ростом у возрастает вследствие увели-
чения степени диссоциации молекул и роста концентрации
3—469
33
ионов, а также из-за повышения подвижности заряженных
частиц. Рост удельной проводимости у при повышении тем-
пературы Т соответствует выражению
у = уоехр[а(Т — Го)], (2.3)
где у0 — удельная проводимость при Г = Г0; а — темпера-
турный коэффициент, значение которого зависит от свойств
жидкого диэлектрика (для трансформаторного масла а~
^0,02).
Удельная проводимость большинства жидкостей связана
с их вязкостью соотношением, которое называют законом
Вальдена:
yi] = const, (2.4)
где г| — динамический коэффициент вязкости.
В сильных электрических полях (£> 107 В/м) удельная
проводимость у растет по мере увеличения напряженности
поля Е, т. е. здесь наблюдается отклонение от закона Ома.
Объясняется это тем, что в этом случае само поле влияет
на степень диссоциации молекул, а также на подвижность
заряженных частиц. Приближенно зависимость удельной
проводимости у от напряженности Е выражается формулой
T = Toexp]Z>(£ —£0)|, (2.5)
где у0 — удельная проводимость при Е — Ес, b — коэффи-
циент.
Как уже отмечалось, свободные заряженные частицы
присутствуют в жидких диэлектриках обычно как примеси.
Поэтому удельная проводимость у жидких диэлектриков
сильно зависит от степени их очистки. Для технически чи-
стых неполярных жидкостей значение у обычно лежит в пре-
делах от 10~и до 10~14 Ом^-м-1, а для полярных — от
10~8 до 10~12 Ом^-м-1. У полярных жидкостей удельная
проводимость значительно больше, так как степень диссо-
циации молекул примесей в таких жидкостях выше.
При длительном приложении напряжения к промежутку,
заполненному жидким диэлектриком, значительная часть
ионов и коллоидных частиц скапливается у электродов и
перестает участвовать в образовании токов проводимости.
В результате проводимость может существенно снизиться.
Это обстоятельство может быть использовано для электро-
очистки жидких диэлектриков.
34
2.3. ЭЛЕКТРОПРОВОДНОСТЬ ТВЕРДЫХ ДИЭЛЕКТРИКОВ
Для твердых диэлектриков принято различать поверх-
ностную и объемную электропроводности.
Поверхностная электропроводность имеет место тогда,
когда на поверхности твердого диэлектрика образуется
тонкий (невидимый глазом) слой адсорбированной влаги.
В этом слое частично растворяются загрязнения, попавшие
на поверхность диэлектрика. Молекулы загрязняющих ве-
ществ при растворении диссоциируют, образуя ионы. По-
этому слой адсорбированной влаги имеет, как правило, до-
статочно высокую электрическую проводимость.
Характеристикой этого процесса является удельная по-
верхностная проводимость (или обратная ей величина —
удельное поверхностное сопротивление рД. Величина за-
висит от способности диэлектрика адсорбировать на своей
поверхности влагу и смачиваться водой, а также от влаж-
ности окружающего воздуха.
Большинство твердых диэлектриков хорошо адсорбиру-
ют влагу и смачиваются водой (угол смачивания менее л/2).
При этом вода на поверхности диэлектрика растекается, об-
разуя тонкую пленку. Такие диэлектрики называют гидро-
фильными. У них удельная поверхностная проводимость
резко увеличивается с ростом относительной влажности воз-
духа. Например, поверхностная проводимость глазури на
фарфоре при повышении влажности воздуха от 0 до 80 %
увеличивается от 10~13 до 10~9 Ом-1.
Вторую группу составляют твердые диэлектрики, поверх-
ность которых не смачивается водой (угол смачивания бо-
лее л/2). Это гидрофобные материалы. На поверхности
таких диэлектриков влага адсорбируется в виде отдельных,
не соединяющихся друг с другом микрокапель; сплошная
пленка влаги не образуется даже при высокой влажности
воздуха. Поэтому поверхностная проводимость у гидро-
фобных диэлектриков на 2—3 порядка меньше, чем у гидро-
фильных, и величина почти не зависит от относительной
влажности воздуха вплоть до точки выпадения росы. К груп-
пе гидрофобных материалов относятся парафин, политетра-
фторэтилен, некоторые виды кремнийорганических соедине-
ний.
Таким образом, удельная поверхностная проводимость
зависит от свойств самого диэлектрика, однако характери-
зует прежде всего состояние его поверхности, наличие на
ней загрязнений и адсорбированной влаги.
3*
35
Объемная электропроводность — это, как следует из са-
мого названия, способность твердого диэлектрика проводить
в электрическом поле ток. Она может быть обусловлена
движением ионов одного или обоих знаков, а в сильных
электрических полях — и движением свободных электро-
нов.
Ионная проводимость твердых диэлектриков наблюда-
ется в слабых и сильных электрических полях. Создающие
эту проводимость ионы могут принадлежать основному ве-
ществу или компоненте диэлектрика, однако в большинстве
случаев ионы являются примесями.
Свободные электроны в твердом диэлектрике могут об-
разоваться в результате эмиссии с поверхности катода,
вследствие эмиссии дырок (вакантных мест) с поверхности
анода и туннельного перехода электронов из нормальной
(валентной) зоны в зону проводимости.
Электропроводность внутри твердого диэлектрика харак-
теризуется удельной объемной проводимостью yv (или об-
ратной величиной — удельным объемным сопротивлени-
ем рг).
Величина yv зависит от целого ряда факторов и в первую
очередь — от состава диэлектрика. При этом важное зна-
чение имеет не только состав основных веществ диэлект-
рика, но и состав примесей. Особую роль в этом отношении
играет влага.
Большинство твердых диэлектриков при нахождении во
влажной среде способны поглощать воду; особенно активно
поглощают влагу пористые и волокнистые материалы (бу-
маги, картоны и др.). Экспериментально установлено, что
увлажнение твердых диэлектриков приводит к значитель-
ному увеличению объемной проводимости yv. При повыше-
нии влагосодержания картона, например, на несколько про-
центов его объемная проводимость может возрасти на 3—
4 порядка.
Увеличение удельной объемной проводимости у„ проис-
ходит и с повышением температуры, так как при этом воз-
растает подвижность ионов и увеличивается степень диссо-
циации молекул примесей во влаге. Зависимость yv от тем-
пературы Т приближенно отражает формула (2.3).
Для некоторых диэлектриков (например, для полиме-
ров) лучшее согласие с опытными данными дает выражение
yv - Ае~в^т , (2.6)
где А и В — постоянные величины.
36
В области сильных электрических полей наблюдается
заметное увеличение проводимости с ростом напряжен-
ности Е, что хорошо описывается эмпирической формулой
;(2.5).
Глава третья
ПОЛЯРИЗАЦИЯ ДИЭЛЕКТРИКОВ.
ДИЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ ПОТЕРИ
3.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
В электрическом поле диэлектрики поляризуются, при-
обретая наведенный электрический момент. Этот процесс
обратим в том смысле, что при исчезновении электрического
поля диэлектрик из поляризованного состояния вновь воз-
вращается в состояние обычное, неполяризованное.
В простейшем случае диэлектрик может состоять из мо-
лекул, у которых в отсутствие электрического поля элект-
рический момент равен нулю. При этом поляризация под
действием поля состоит в смещении центров положительно-
го и отрицательного зарядов молекулы и превращении
ее в диполь, ориентированный по линии электрического
поля.
Многие реальные диэлектрики содержат молекулы, пред-
ставляющие собой диполи, которые в отсутствие электри-
ческого поля ориентированы случайным образом, однако в
среднем равномерно во все стороны. При приложении элек-
трического поля в таких диэлектриках молекулы-диполи по-
ворачиваются и ориентируются преимущественно по лини-
ям поля.
Во всех случаях процессы поляризации развиваются во
времени: в ряде случаев эти процессы протекают так бы-
стро, что их можно считать практически мгновенными. На-
пример, когда поляризация молекул заключается в смеще-
нии орбит электронов, время установления поляризации со-
ставляет примерно 10~15 с.
Другие виды поляризации развиваются медленнее, вре-
мя их установления может быть значительно большим, чем
при электронной поляризации, и в отдельных случаях мо-
жет достигать нескольких десятков секунд.
Основные величины, характеризующие статическое элек-
трическое поле в поляризованном диэлектрике: вектор сме-
37
щения D, напряженность Е и поляризация Р — связаны,
как известно, соотношением
£-80£ + Р-е0вг£, (3.1)
где 80 — электрическая постоянная; gr — относительная ди-
электрическая проницаемость.
Для переменных электрических полей, когда E—Emejwt,
соотношение (3.1) справедливо только в области низких
частот, при которых период Г — гл/со намного больше вре-
мени установления поляризации. В противном случае комп-
лексные величины D и Е из-за запаздывания процессов по-
ляризации могут не совпадать по фазе. Поэтому в общем
случае связь между величинами D и Е определяется выра-
жением
О = 808г£, (3.2)
где — комплексная относительная диэлектри-
ческая проницаемость; 8Г — действительная диэлектриче-
ская проницаемость; ег — мнимая диэлектрическая про-
ницаемость.
В диэлектрике сложного состава поляризация частично
может происходить практически мгновенно, а частично — с
задержкой во времени. В простейшем случае процессы по-
ляризации в таком диэлектрике характеризуются тремя па-
раметрами:
8гс — статической относительной диэлектрической про-
ницаемостью, которая отражает все процессы поляризации,
происходящие в установившемся режиме;
егоо — оптической относительной диэлектрической про-
ницаемостью, соответствующей со->сю, т. е. процессам
«мгновенной» поляризации;
т — временем релаксации, т. е. постоянной времени апе-
риодического процесса развития поляризации, происходя-
щей с задержкой во времени.
Можно показать, что для такого сложного диэлектрика
справедливы соотношения
t g *_- g
= + (3.3)
ч £ — £
<3-4)
Зависимости 8 r и e r от частоты co, соответствующие
(3.3) и (3.4), показаны на рис. 3.1.
зь
Время релаксации т зависит от температуры Г; во мно-
гих случаях т обратно пропорционально Т. Это обстоятель-
ство может приводить иногда к сильной зависимости диэлек-
трических проницаемостей еги е г от температуры. В слож-
ных по составу комбинированных диэлектриках развитие
Рис. 3.1. Зависимость
действительной ег и
мнимой е г диэлектри-
ческих проницаемостей от
частоты со
процессов поляризации во времени может характеризовать-
ся несколькими, существено различными временами релак-
сации.
Рассмотренные выше закономерности относятся ко всем
видам поляризации, обусловленным смещением в электри-
ческом поле связанных зарядов. В следующем парагра-
фе рассматривается особый вид поляризации, обусловлен-
ный движением свободных зарядов.
3.2. МИГРАЦИОННАЯ ПОЛЯРИЗАЦИЯ
Миграционная поляризация имеет место в неоднородных
диэлектриках и обусловлена движением в электрическом по-
ле свободных зарядов (обычно ионов). Она представляет
практический интерес в связи с тем, что наблюдается в изо-
ляции конструкций высокого напряжения, в которой обычно
используются неоднородные диэлектрические материалы
или комбинации диэлектриков.
Сущность миграционной поляризации поясним на про-
стом примере двухслойного диэлектрика, расположенного
между плоскими электродами и показанного на рис. 3.2,4/.
Для такого диэлектрика возможны две схемы замещения.
Первая из них —схема замещения по слоям — представле-
на на рис. 3.2,6. Элементы этой схемы определяются
через параметры слоев диэлектрика еп, ег2, и у2
39
следующим образом:
П __ 1 . Q ____ Efi S
1 ~ Ti S ’ 1 — dt ;
О ___ 1 ^2 . С ____
Г\ П } п
ъ з <4
(3.5)
где d\ и d2 — толщины соответственно первого и второго
слоев диэлектрика; S — площадь электродов.
Вторая схема замещения показана на рис. 3.2, в. На этой
схеме R~Rl-]~R2 — сопротивление утечки — характеризу-
ет проводимость двухслойного диэлектрика в установившем-
/л С1 С 2
ся режиме; Сг =—— --------так называемая геометриче-
6*1 + 6*2
ская емкость диэлектрика, физический смысл которой будет
пояснен ниже. Два других элемента второй схемы замеще-
ния, т. е. г и АС, определяются через параметры сло-
ев диэлектрика по следующим выражениям:
г M2(/UW1 + Q>)2 .
W1 %2 6^2) - /3 g\
ДС - №
(Ri + R2)2 (G + с2)
Эти выражения получены из условия равенства полных
сопротивлений диэлектрика в обеих схемах замещения.
Используя схему замещения рис. 3.2, в, легко показать,
что емкость неоднородного диэлектрика зависит от частоты
о). Эта зависимость выражается формулой
С (w) = сг 4- ДС7(1 + со2 Г2), (3.7)
где Т = г\С= — постоянная времени.
+ R2
Рис. 3.2. Двухслойный диэлектрик (а) и схемы его замещения (б и в)
40
Зависимость С=/((о), соответствующая (3.7), показана
на рис. 3.3. Из этого рисунка видно, во-первых, что геомет-
рическая емкость Сг — это емкость неоднородного диэлек-
трика при бесконечно высокой частоте, когда процессы про-
водимости не влияют на распределение напряжения по
Рис. 3.3. Зависимость емко-
сти неоднородного диэлект-
рика от частоты со
слоям диэлектрика. Во-вторых, изменения емкости С(<о) с
ростом частоты на рис. 3.3 имеют качественно такой же вид,
как и изменение действительной диэлектрической проницае-
мости при повышении (см. рис. 3.1). Это означает, что
процессы в неоднородном диэлектрике при воздействии пе-
ременного напряжения внешне проявляются так, как будто
в этом диэлектрике происходит поляризация частично
мгновенная, а частично — со временем релаксации =
= г\С.
Следует обратить внимание на то, что отмеченный эф-
фект имеет место только в том случае, когда диэлектрик
неоднороден. В самом деле, показанная на рис. 3.3 зависи-
мость емкости диэлектрика от частоты справедлива, как
следует из (3.7), если ЛС^О. Для этого в соответствии с вы-
ражением (3.6) для АС должно быть R\C{^R2C2 или,
если воспользоваться (3.5),
ег А ¥= еЛ2/у2- (3.8)
Выражение (3.8) является одновременно условием не-
однородности диэлектрика и условием существования в
двухслойном диэлектрике миграционной поляризации.
Для миграционной поляризации характерно накопление
на границе слоев неоднородного диэлектрика заряда
абсорбции. При длительном приложении к диэлектрику
постоянного напряжения UQ на слоях устанавливаются на-
пряжения
/?1
/?1 + /?2
t/2 = t/0
r2
41
(3.10)
Соответственно на емкостях слоев С\ и С? накаплива-
ются заряды
,г = [/гС!^Ол-^-.
~Г ^2 I г<2
При этом на границе раздела слоев суммарный заряд
будет равен
I <7абс 1 = | ?! - ?2 I - • <3-9>
Г\1 -j- г\9
Из (3.9) следует, что если соблюдается условие неодно-
родности диэлектрика (3.8) и соответственно RiC^RzC?,
то на границе раздела слоев накапливается заряд абсорб-
ции ^абс- С накоплением заряда абсорбции связаны яв-
ления, которые используются для оценки состояния неодно-
родной изоляции.
3.3. ДИЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ ПОТЕРИ
При воздействии переменного напряжения в диэлектри-
ке возникают токи проводимости и смещения. Соответствую-
щие выражения для плотностей токов проводимости /пр и
смещения JCM имеют с учетом (3.2) следующий вид:
^пр - ]
JCM = со8() г'г Е + /со8() б" Е, J
где Е — напряженность электрического поля в диэлектрике;
о — круговая частота; &'г не" — соответственно, действи-
тельная и мнимая относительные диэлектрические прони-
цаемости.
Активная составляющая JA плотности тока, проходяще-
го через диэлектрик,
Л = + соеое';£= (у + о)е„е^ Е, (3.11)
а удельная мощность потерь в диэлектрике, т. е. потерь в
единице объема,
р = J Е = (у + сое ь") Е1. (3.12)
Из (3.12) следует, что рассеяние энергии в диэлектрике
при воздействии на него переменного напряжения, т. е. ди-
электрические потери, обусловлено двумя процессами: про-
водимости и поляризации, развивающейся с задержкой во
времени. Поясним роль последних несколько подробнее. Из
формулы (3,4) следует, что мнимая диэлектрическая про-
ницаемость 8 г равна нулю только в случае мгновенной по-
42
Рис. 3.4. к определению угла 6 диэлек-
трических потерь
ляризации, когда т~0. Если же
т>0, т. е. поляризация развива-
ется во времени, то тогда, как
следует из (3.10), ток смещения
содержит активную составляю-
щую и процесс поляризации со-
провождается рассеянием энер-
гии. Таким образом, любая поля-
ризация, развивающаяся не мгно-
венно, а с задержкой во времени
(т=#0), непременно свя-
зана с диэлектрическими потерями, даже если отсутству-
ют токи проводимости.
Активную составляющую плотности тока Ja в выражении
(3.12) можно выразить следующим образом: Ja = Jctg6,
где Jc — емкостная составляющая плотности тока смеще-
ния, a S — угол диэлектрических потерь (рис. 3.4). Тогда
выражение (3.12) для удельной мощности диэлектрических
потерь примет следующий вид:
= (3.13)
а полная мощность диэлектрических потерь во всем объеме
диэлектрика будет определяться выражением
Рлтя = 1си^ = «>си^, (З.п)
где 1с — емкостный ток через диэлектрик; U — напряже-
ние. приложенное к диэлектрику.
Выражение (3.14) удобно тем, что все входящие в него
величины, характеризующие свойства диэлектрика (емкость
С и тангенс угла диэлектрических потерь), поддаются до-
статочно точному измерению в одном опыте с помощью мо-
ста Шеринга (см. § 19.3).
Величина tg6 является важнейшей характеристикой ди-
электрика. Из предыдущего следует, что tg 6 = /а//с. Если
использовать выражения (3.10) для составляющих плотно-
сти тока, то получим
л у + (ОЕп ег
tg6=--------(3.15)
W£o Ег
Таким образом, величина tgfi содержит информацию о
процессах проводимости и поляризации.
43
Ранее было показано, что диэлектрические проницаемо-
сти еги г г зависят от частоты со [см. формулы (3.3), (3.4)
и рис. 3.1]. Поэтому величина tgS также зависит от частоты
причем характер зависимости tg6=f (со) может быть до-
статочно сложным.
Во многих случаях, особенно при низких частотах со,
Т>?(080 ег
и выражение для tgS принимает вид
tg6« т/(«>Еое;).
Рассмотрим зависимость tg6 от температуры. Удельная
проводимость у достаточно сильно зависит от температуры,
Ег — действительная диэлектрическая проницаемость —
есть величина, которую в ряде случаев в узком интервале
возможных рабочих температур можно считать не завися-
щей от температуры. Поэтому зависимость tg6 от темпе-
ратуры Т с учетом (2.6) может быть достаточно хорошо
представлена выражением
tg6-tg60exp[a(r-7’0)], (3.16)
где tg 6о — тангенс угла диэлектрических потерь при темпе-
ратуре Т—То.
Выражением (3.16) следует пользоваться с осторожно-
стью, так как во многих случаях зависимость tgb=f(T)
имеет более сложный характер.
РАЗДЕЛ ВТОРОЙ
Основные свойства и электрические
характеристики внешней изоляции
электроустановок
Глава четвертая
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ВНЕШНЕЙ ИЗОЛЯЦИИ
4.1. АТМОСФЕРНЫЙ ВОЗДУХ КАК ДИЭЛЕКТРИК
Основным диэлектрическим «материалом» для создания
внешней изоляции электроустановок служит атмосферный
воздух. Изолируемые электроды (шины распределительных
устройств, провода линий электропередачи, наружные то-
коведущие части электрических аппаратов) располагаются
на определенных расстояниях друг от друга и от земли (или
заземленных частей установок) и укрепляются в заданном
положении с помощью изоляторов. Изоляционные расстоя-
ния по воздуху зависят от значений напряжения, воздейст-
вию которого подвергается установка, и от электрической
прочности воздуха.
При нормальных атмосферных условиях электрическая
прочность воздушных промежутков относительно невелика
и в однородном поле при межэлектродных расстояниях бо-
лее 1 см имеет значение, не превышающее 30 кВ/см. В боль-
шинстве изоляционных конструкций при приложении высо-
кого напряжения создается резконеоднородное электриче-
ское поле. Электрическая прочность воздуха в таких полях
еще меньше и при расстояниях между электродами поряд-
ка 1—2 м составляет приблизительно 5 кВ/см, а при рас-
стояниях 10—20 м снижается соответственно до 2,5—
1,5 кВ/см. В связи с этим габариты воздушных линий элек-
тропередачи и распределительных устройств в значительной
мере определяются электрической прочностью воздуха и при
увеличении номинального напряжения очень быстро возра-
стают.
На разрядные напряжения воздушных промежутков ока-
зывают влияние давление р, температура Т и абсолютная
45
влажность у воздуха, поэтому изоляционные расстояния по
воздуху выбираются таким образом, чтобы они имели до-
статочную электрическую прочность при неблагоприятных
атмосферных условиях. В частности, электрооборудование
обычного исполнения предназначено для работы на высотах
до 1000 м над уровнем моря и при температурах окружаю-
щего воздуха до 40 °C. В связи с этим при проектировании
внешней изоляции электрооборудования учитывается, что
подъем на каждые 100 м над уровнем моря дает снижение
разрядных напряжений примерно на 1 % и такое же сни-
жение дает увеличение температуры на каждые 3 °C сверх
нормальной. В качестве нормальной температуры принима-
ется Г0 = 293 К (/о = 2О°С), в качестве нормального дав-
ления, соответствующего уровню моря, — давление Рэ —
= 101,3 кПа—100 кПа (760 мм рт. ст.); в качестве нор-
мальной влажности воздуха — абсолютная влажность у0 =
= 11 г/м3. Уменьшение абсолютной влажности воздуха в
2 раза приводит к снижению разрядных напряжений внеш-
ней изоляции на 6—8%. Следует отметить, что приведен-
ные данные, характеризующие изменение разрядных напря-
жений под влиянием атмосферных условий, относятся к
межэлектродным расстояниям до 1 м. При расстояниях
между электродами больше 1 м влияние атмосферных ус-
ловий снижается по мере увеличения расстояния. Дождь
практически не оказывает влияния на разрядные напряже-
ния промежутков с неоднородным полем.
4.2. НАЗНАЧЕНИЕ И ТИПЫ ИЗОЛЯТОРОВ
Диэлектрики, из которых изготавливаются изоляторы,
должны обладать высокой механической прочностью, по-
скольку изоляторы, являясь элементом конструкции, несут
значительную нагрузку. Изоляторы линий электропередачи,
например, несут нагрузку от тяжения проводов, исчисляе-
мую тоннами, а иногда и десятками тонн. Опорные изоля-
торы, на которых крепятся шины распределительных уст-
ройств, выдерживают громадные нагрузки от электродина-
мических сил, возникающих между шинами при коротких
замыканиях.
Диэлектрики должны иметь высокую электрическую
прочность, позволяющую создавать экономичные и надеж-
ные конструкции изоляторов. Нарушение электрической
прочности изолятора может происходить или при пробое
твердого диэлектрика, из которого он изготовлен, или в ре-
46
зультате развития разряда в воздухе вдоль внешней поверх-
ности изолятора. Пробой твердого диэлектрика означал бы
выход изолятора из строя, тогда как разряд по поверхно-
сти при условии быстрого отключения напряжения не при-
чиняет изолятору никаких повреждений. Поэтому пробив-
ное напряжение твердого диэлектрика в изоляторе должно
быть (и всегда делается) примерно в 1,5 раза более высо-
ким, чем напряжение перекрытия по поверхности, которым
и определяется электрическая прочность изолятора.
Диэлектрики должны быть негигроскопичны и не долж-
ны изменять своих свойств под действием различных мете-
орологических факторов. При неблагоприятных условиях
(дождь, увлажненные загрязнения) на поверхностях изоля-
торов, устанавливаемых на открытом воздухе (изоляторов
наружной установки), могут возникать частичные электри-
ческие дуги. Под их действием поверхность может обугли-
ваться и на ней могут появляться проводящие следы —
треки, снижающие электрическую прочность изоляторов.
Поэтому диэлектрики для изоляторов наружной установки
должны обладать высокой трекингостойкостью.
Всем указанным требованиям в наибольшей степени
удовлетворяют глазурованный электротехнический фарфор
и стекло, получившие широкое распространение, а также не-
которые пластмассы.
Электрическая прочность фарфора в однородном поле
при толщине образца 1,5 мм составляет 30—40 кВ/мм и
уменьшается при увеличении толщины. Электрическая проч-
ность стекла при тех же условиях — 45 кВ/мм.
Механическая прочность фарфора и стекла зависит от
вида нагрузки. Например, прочность фарфоровых образцов
диаметром 2—3 см составляет при сжатии 450 МПа, при
изгибе — 70 МПа, а при растяжении — всего 30 МПа. По-
этому наиболее высокой механической прочностью облада-
ют изоляторы, в которых фарфор работает на сжатие.
Стекло по механической прочности не уступает фарфору
и тоже лучше всего работает на сжатие. Стеклянные изо-
ляторы в процессе изготовления подвергаются закалке: на-
греваются до температуры примерно 700 °C и затем обду-
ваются холодным воздухом. Во время закалки наружные
слои стекла твердеют значительно раньше внутренних, по-
этому при последующей усадке внутренних слоев в толще
стекла образуются растягивающие усилия. Такая предва-
рительно напряженная конструкция имеет высокую проч-
ность на сжатие. Стеклянные подвесные изоляторы та-
47
рельчатого типа для линий электропередачи изготовляют-
ся на нагрузки до 530 кН.
Изоляторы из закаленного стекла имеют ряд преиму-
ществ перед фарфоровыми: технологический процесс их из-
готовления полностью автоматизирован; прозрачность стек-
ла позволяет легко обнаружить при внешнем осмотре мел-
кие трещины и другие внутренние дефекты; повреждение
стекла приводит к разрушению диэлектрической части изо-
лятора, которое легко обнаружить при осмотре линии элек-
тропередачи эксплуатационным персоналом.
Полимерные изоляторы наружной установки изготовля-
ются из эпоксидных компаундов на основе циклоолифати-
ческих смол, из кремнийорганической резины, из полиэфир-
ных смол с минеральным наполнителем и добавкой фторо-
пласта. Такие изоляторы имеют высокую электрическую
прочность и достаточную трекипгостойкость. Высокая меха-
ническая прочность полимерных изоляторов достигается по-
средством армирования их стеклопластиком. Применение
полимерных изоляторов на линиях электропередачи позво-
ляет существенно уменьшить массу подвесных изоляторов.
В закрытых помещениях изоляторы не подвержены вли-
янию атмосферных осадков, поэтому для их изготовления
в некоторых случаях используется бакелизированная бу-
мага. Для уменьшения гигроскопичности такие изоляторы
покрываются снаружи водостойкими лаками. Однако наи-
большее распространение для внутренней установки полу-
чили изоляторы из фарфора и стекла, отличающиеся от изо-
ляторов наружной установки более простой формой.
Поскольку перекрытие изоляторов происходит в резуль-
тате развития разряда в воздухе вдоль поверхности, на раз-
рядные напряжения изоляторов оказывают влияние те же
факторы, которые влияют на разрядные напряжения воз-
душных промежутков, т. е. давление, температура и абсо-
лютная влажность воздуха. Помимо этого на разрядные
напряжения изоляторов влияет состояние их поверхности.
Условия развития разряда по поверхности изоляторов на-
ружной установки существенно изменяются, если на их по-
верхностях имеются увлажненные загрязнения или же они
смачиваются дождем. Тогда разрядные напряжения значи-
тельно уменьшаются. В связи с этим по существующей ме-
тодике испытаний изоляторы подвергаются воздействию
напряжения в сухих условиях (сухоразрядное напряжение),
под дождем (мокроразрядное напряжение) и при увлажнен-
ном загрязнении (влагоразрядное напряжение).
48
Сухоразрядные напряжения определяются при сухой и
чистой поверхности изоляторов и приводятся к нормальным
атмосферным условиям. При измерениях мокроразрядных
и влагоразрядных напряжений искусственный дождь и ув-
лажненные загрязнения создаются по стандартным методи-
кам. Это обеспечивает возможность сопоставления резуль-
татов, полученных в разное время или в разных лаборато-
риях, и объективность оценки изоляторов различной
конструкции.
По своему назначению изоляторы делятся на опорные,
подвесные и проходные. Опорные изоляторы в свою очередь
подразделяются на стержневые и штыревые, а подвесные —
на изоляторы тарельчатого типа и стержневые.
Опорно-стержневые изоляторы применяют в закрытых и
открытых распределительных устройствах для крепления на
них токоведущих шин или контактных деталей. Изоляторы
внутренней установки конструктивно представляют собой
фарфоровое тело, армированное крепежными металлически-
ми деталями (рис. 4.1). Арматура одновременно является
внутренним экраном, с помощью которого снижается напря-
женность поля у края электрода, где она максимальна.
Ребро на теле изолятора играет роль барьера, заставляя
разряд развиваться под углом к силовьнм линиям поля, т. е.
по пути с меньшей напряженностью. Внутренний экран и
ребро существенно увеличивают разрядное напряжение
изолятора.
Изоляторы внутренней установки выпускаются на напря-
жения до 35 кВ. Обозначение изоляторов, например, ОФ-
35-375 расшифровывается следующим образом: опорный,
фарфоровый на 35 кВ, с минимальной разрушающей силой
на изгиб 375 даН.
Опорно-стержневые изоляторы наружной установки от-
личаются большим количеством ребер, чем изоляторы вну-
тренней установки. Ребра служат для увеличения длины
пути утечки с целью повышения разрядных напряжений
изоляторов под дождем и в условиях увлажненных загряз-
нений. Изоляторы на напряжения 35—НО кВ состоят из
сплошного фарфорового стержня, армированного чугунны-
ми фланцами (рис. 4.2). Обозначение, например, ОНС-35-
2000 расшифровывается следующим образом: опорный, на-
ружной установки, стержневой на 35 кВ, с минимальной
разрушающей силой 2000 даН.
Опорно-штыревые изоляторы применяют для наружных
установок в тех случаях, когда требуется высокая механи-
4—469
49
Рис. 4.2. Опорно-
стержневой изолятор
на напряжение 35 кВ
для наружной уста-
новки
Ф77
Рис. 4,1. Опорно-стерж-
невой изолятор на на-
пряжение 6 кВ для внут-
ренней установки
Рис. 4.3. Опорно-штыре-
вой изолятор на напря-
жение 35 кВ
ческая прочность и опорно-стержневые
изоляторы применены быть не могут.
Опорно-штыревой изолятор состоит из
фарфоровой или стеклянной изолиру-
ющей детали, с которой при помощи
цемента скрепляется металлическая
арматура—штырь с фланцем и колпа-
чок (шапка). Изолирующая деталь
опорных штыревых изоляторов на на-
пряжения 6—10 кВ выполняется одно-
элементной, а на напряжение 35 кВ —
двух- или трехэлементной (рис. 4.3).
В установках напряжением НО кВ
и выше используются колонки, состоя-
щие из нескольких установленных
друг на друга опорно-штыревых изо-
ляторов на напряжение 35 кВ. В обозначение изоляторов
введена буква Ш (штыревой).
Штыревые линейные изоляторы на напряжениеб—10 кВ
состоят из фарфоровой или стеклянной изолирующей дета-
ли, в которую ввертывается металлический крюк или
штырь (рис. 4.4). Крюк служит для закрепления изолятора
на опоре. Провод укладывается в бороздки на верхней или
боковой поверхности изолятора и крепится посредством
проволочной вязки или специальных зажимов. На напря-
жение 35 кВ изоляторы выполняются из двух склеенных
между собой изолирующих деталей, что увеличивает их
электрическую и механическую прочность. Обозначение
штыревых линейных изоляторов, например ШФ6, означает:
50
Рис. 4.4. Штыревой линейный
изолятор на напряжение 10 кВ
Рис. 4.5. Подвесной изолятор
тарельчатого типа
штыревой фарфоровый на 6 кВ. Буква С в обозначении
(ШС) указывает на то, что изолятор стеклянный.
Подвесные изоляторы тарельчатого типа широко приме-
няются на воздушных линиях электропередачи 35 кВ и вы-
ше. Они состоят из изолирующей детали (стеклянной или
фарфоровой), на которой при помощи цемента укрепляется
металлическая арматура — шапка и стержень (рис. 4.5).
Требуемый уровень выдерживаемых напряжении дости-
гается соединением необходимого количества изоляторов в
гирлянду. Это осуществляется путем введения головки
стержня в гнездо на шапке другого изолятора и закрепле-
ния его замком. Гирлянды благодаря шарнирному соедине-
нию изоляторов работают только на растяжение. Однако
изоляторы сконструированы так, что внешнее растягиваю-
щее усилие создает в изоляционном теле в основном напря-
жения сжатия. Тем самым используется высокая прочность
фарфора и стекла на сжатие.
У фарфорового изолятора наружная и внутренняя по-
верхности головки (средней части изолирующей детали)
покрывают фарфоровой крошкой, которая при обжиге спе-
кается с фарфором. Это обеспечивает прочное сцепление це-
ментной связки с головкой. Для компенсации температур-
ных расширений цементной связки применяют эластичные
промазки, которыми покрывают все элементы изолятора,
соприкасающиеся с цементом. В стеклянных изоляторах
внутренняя и наружная поверхности головки имеют опор-
ные выступы, что обеспечивает лучшее распределение уси-
лий в изоляторе.
4*
51
Рис. 4.6. Стрежневой подвесной
изолятор на напряжение НО кВ
Рис. 4.7. Проходной изолятор на
напряжение 35 кВ для внутрен-
ней установки
Верхняя часть тарелки
подвесного тарельчатого
изолятора имеет гладкую
поверхность, наклоненную
под углом 5—10° к горизон-
тали, что обеспечивает сте-
кание воды во время дождя.
Нижняя поверхность тарел-
ки для увеличения длины
пути утечки выполняется
ребристой.
Наиболее частой причи-
ной выхода из строя та-
рельчатых изоляторов явля-
ется пробой фарфора (стек-
ла) между шапкой и стерж-
нем, однако механическая
прочность изолятора при
этом не нарушается и паде-
ния провода на землю не
происходит. Это является
существенным достоинст-
вом тарельчатых изоля-
торов.
Обозначение изоляторов
тарельчатого типа, напри-
мер ПС-16Б, означает: П —
подвесной, С — стеклянный,
гарантированная электромеханическая прочность 160 кН,
индекс Б означает вид конструктивного исполнения изо-
лятора. Электромеханическая прочность изолятора — это
величина разрушающей механической силы при приложе-
нии к изолятору напряжения, равного 75—80 % разрядно-
го напряжения в сухом состоянии.
Подвесные стержневые изоляторы представляют собой
стержень из изолирующего материала с выступающими на
нем ребрами, армированный с обоих концов металлическими
шапками (рис. 4.6). Эти изоляторы, как правило, выполня-
ются из электротехнического фарфора. Однако в последнее
время начат выпуск стержневых полимерных изоляторов.
Стержневые изоляторы из фарфора не нашли в СССР
широкого применения вследствие сравнительно невысокой
механической прочности, а также возможности полного раз-
рушения с падением провода на землю.
52
Проходные изоляторы применяются для изоляции токо-
ведущих частей при прохождении их через стены, потолки
и другие элементы конструкций распределительных уст-
ройств и аппаратов. Проходной изолятор в самом простом
случае состоит из полого фарфорового элемента, внутри ко-
торого проходит токоведущий стержень (шина), и фланца,
служащего для механического крепления изолятора к кон-
струкции, через которую осуществляется ввод напряжения
(рис. 4.7). Проходные изоляторы, предназначенные для на-
ружной установки, имеют более развитую поверхность той
части изолятора, которая располагается вне помещения.
Обозначение проходного изолятора содержит значение
номинального тока, например ПНШ-35/3000-2000 означает:
проходной, наружной установки, шинный на напряжение
35 кВ и номинальный ток 3 кА с механической прочностью
20 кН.
Проходные аппаратные изоляторы (вводы) на напряже-
ния НО кВ и выше имеют значительно более сложную кон-
струкцию и рассматриваются в разд. 7.
4.3. ВИДЫ И УСЛОВИЯ ИСПЫТАНИЙ ВНЕШНЕЙ ИЗОЛЯЦИИ
На разрядное напряжение внешней изоляции — воздуш-
ных промежутков и изоляторов — при постоянных метео-
рологических условиях оказывают влияние случайные фак-
торы, связанные с возникновением и развитием разряда.
К ним относятся, например, возникающие в одних и тех же
условиях различные траектории разряда. Поэтому разряд-
ное напряжение является случайной величиной, подчиняю-
щейся статистическим закономерностям.
Эксперименты показывают, что разбросы значений раз-
рядного напряжения внешней изоляции соответствуют нор-
мальному закону распределения
(распределению Гаусса). Инте-
гральная функция распределения
вероятности возникновения раз-
ряда при напряжении U описыва-
ется выражением (рис. 4.8)
Рис. 4.8. Интегральная функция распре-
деления вероятности разрядных напря-
жений, соответствующая нормальному
закону
53
и
(u-u )2
e 2o2 du,
(4.1)
1
P(U) =
a V 2л J
—oo
где
<4-2)
Здесь U — значение разрядного напряжения, соответст-
вующего 50 %-ной вероятности (математическое ожидание);
о — среднеквадратическое отклонение разрядных напряже-
ний от 50 %-ного значения, являющееся мерой крутизны
интегральной кривой распределения вероятностей; N—
число опытов.
Ниже приведены значения вероятности того, что откло-
нение разрядных напряжений в обе стороны от U будет
превышать Во:
Во...................... о 2a За 4а
Вероятность отклонения от U
более чем на Bo[P(U—U)>
>Ва].................. 0,3174 0,0455 0,0027 0,000064
Как отсюда следует, вероятность того, что разряд про-
изойдет при напряжении U^U—2о, равна 0,023, а при на-
пряжении U^.U—Зег она еще меньше — 0,00135. Для оцен-
ки наименьшего разрядного напряжения в ряде случаев ис-
пользуется выражение
U^^U-Зо, (4.3)
поскольку вероятность разряда при напряжении, меньшем
полученного по (4.3), ничтожно мала. Наряду с измерением
50 %-ного разрядного напряжения важной задачей испыта-
ний изоляции является определение возможных разбросов
разрядных напряжений и среднеквадратического отклоне-
ния о. Относительное значение среднеквадратического от-
клонения разрядных напряжений
с =100 % (4.4)
называется стандартом распределения или коэффициентом
вариации.
Испытания внешней изоляции проводятся при перемен-
ном напряжении частотой 50 Гц, при коммутационных и
грозовых импульсах.
54
Испытания переменным напряжением дают возможность
судить о надежности изоляции при воздействии внутренних
перенапряжений. Испытания изоляторов проводятся как в
сухих условиях, так и под дождем (для наружной изоля-
ции). Испытания переменным напряжением загрязненной и
увлажненной изоляции показывают ее работоспособность
при рабочем напряжении.
Испытания коммутационными импульсами напряжения'
проводятся при положительной и отрицательной полярно-
стях импульсов. Форма апериодического импульса: время
подъема напряжения до максимума 250±50 мкс, длитель-
ность импульса от начала до момента, когда напряжение по-
нижается до половины максимального значения, 25004=:
±500 мкс. Кратко такой импульс обозначается как 250/
/2500 мкс. Испытания линейной изоляции проводятся также
затухающими колебательными коммутационными импуль-
сами 4000/7500 мкс. Допуск по времени подъема напряже-
ния до первого максимума ±1000 мкс, по длительности
импульса ±2500 мкс. Испытания изоляторов проводятся
в сухом состоянии и под дождем. Допускается замена
испытаний коммутационными импульсами испытанием пе-
ременным напряжением.
Испытания грозовыми импульсами напряжения позво-
ляют проверить способность изоляции противостоять грозо-
вым перенапряжениям. Испытания проводятся при поло-
жительной и отрицательной полярностях импульсов. Фор-
ма полного импульса: длительность фронта 1,2±0,36 мкс,
длительность импульса 50± 10 мкс. Кратко импульс обо-
значается как 1,2/50 мкс.
Определение параметров а
грозового импульса пока-
зано на рис. 4.9. Испыта-
ния проводятся только в
сухих условиях, посколь-
ку дождь и загрязнения
при таких кратковремен-
ных воздействиях, как
грозовые импульсы, прак-
тически не ВЛИЯЮТ на Рис. 49 Определение пара-
значения разрядных на- метров грозового импульса
пряжений.
В отличие от испытаний переменным напряжением и
коммутационными импульсами, когда пробой изоляции воз-
55
никает при плавном подъеме напряжения в одном случае и
в процессе возрастания его в другом, при испытаниях гро-
зовыми импульсами некоторое число их с заданным значе-
нием напряжения подается на объект и вероятность раз-
ряда при данном напряжении определяется как отношение
числа импульсов, при которых произошел разряд на объек-
те, к общему числу приложенных импульсов. Разрядное на-
пряжение при таких испытаниях не может считаться слу-
чайной величиной, поэтому получаемую вероятностную кри-
вую P(U) называют «кривой эффекта».
При больших вероятностях разряда и при P(U) = 1 в
случае испытаний грозовыми импульсами (т. е. при задан-
ной форме импульса) наблюдается зависимость разрядного
напряжения от времени действия импульса, называемая
вольт-секундной характеристикой изоляции. В связи с этим
наряду с испытанием изоляции полным импульсом
1,2/50 мкс нормировано испытание короткими импульсами,
которые представляют собой полный импульс, срезанный
через 2—3 мкс после его начала.
Глава пятая
РАЗРЯДЫ В ВОЗДУШНЫХ ПРОМЕЖУТКАХ ПРИ
ПОСТОЯННОМ И ПЕРЕМЕННОМ НАПРЯЖЕНИЯХ
5.1. РАЗВИТИЕ РАЗРЯДА И ПРОБИВНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ
ПРОМЕЖУТКОВ С ОДНОРОДНЫМ ЭЛЕКТРИЧЕСКИМ ПОЛЕМ
Развитие разряда происходит за время значительно
меньшее, чем полупериод переменного напряжения частотой
50 Гц, поэтому разрядные напряжения воздушных проме-
жутков при постоянном и переменном напряжениях прак-
тически одинаковы.
Рассмотрим качественно на основе стримерной теории
развитие разряда при минимальном разрядном напряжении,
когда L = xKp (см. § 1.3). Под воздействием внешнего иони-
затора из катода выбивается начальный эффективный элек-
трон* (1 на рис. 5.1). Возникает лавина электронов, разви-
вающаяся по направлению к аноду (2). Электрическое поле
в промежутке искажается: усиливается на фронте лавины и
у катода вследствие влияния заряда положительных ионов
* Начальный электрон, способный создать в разрядном промежут-
ке лавину длиной хКр, что соответствует условию самостоятельности
разряда, называется эффективным.
56
Рис. 5.1. Схема развития разряда при минимальном разрядном напряжении (xKp = <t)
57
в следе лавины и ослабляется за лавиной электронов. Ла-
вина растет, напряженность поля на ее фронте еще более
усиливается. Становится возможной фотоионизация газа
(<?) вследствие возбуждения положительных ионов и излу-
чения фотонов большой энергии при переходе ионов в не-
возбужденное состояние. Первоначальная лавина доходит
до анода (4). Вторичные лавины, следуя по силовым лини-
ям поля, втягиваются в область положительного объемного
заряда, оставленного первоначальной лавиной и имеющего
наибольшую концентрацию у анода [см. уравнение (1.42)].
У анода возникает канал разряда — стример (5), имеющий
на своем конце избыточный положительный заряд от вли-
вающихся в него вторичных лавин. В промежутке стри-
мер — катод поле усиливается, что приводит к появлению
многочисленных новых лавин, и стример со скоростью по-
рядка 108 см/с распространяется в направлении катода (6).
Возникает бурная фотоионизация на катоде (7). Проводи-
мость не пробитой до этого небольшой части промежутка у
катода скачком возрастает. Стример замыкает промежуток
между электродами (8). Ток в цепи источник—канал раз-
ряда резко возрастает, и канал ярко светится.
Если в качестве источника напряжения использовать
заряженный конденсатор, то он, разряжаясь, не может долго
поддерживать разряд. Канал разряда ярко вспыхивает и
быстро затухает — возникла искра. Если же источник до-
статочно мощный, то искра переходит в дуговой разряд
(электрическую дугу). Канал дуги вследствие продолжи-
тельного прохождения тока и интенсивного разогрева от-
личается высокой проводимостью, вызванной термоиониза-
цией.
При напряжении, превышающем минимально необходи-
мое для пробоя промежутка, значение а велико и критиче-
ская длина лавины в соответствии с (1.50) меньше расстоя-
ния между электродами (xKP<L). В этом случае становится
возможным развитие стримера от катода. Как уже отме-
чалось (см. § 1.3), в задней части лавины, достигшей крити-
ческой длины, напряженность электрического поля недоста-
точна для того, чтобы отставшие электроны могли произво-
дить ионизацию, и в этой части лавины зарождается
стример. С другой стороны, па фронте лавины с пкр электро-
нов поле значительно усиливается и становится возможной
фотоионизация в результате возбуждения положительных
ионов, особенно на катоде. Развитие разряда при xKp<^L по-
казано схематически на рис. 5.2. Естественно, что в этом
58
59
(5.1)
или
(5.2)
случае лавина может развиться до критической длины, если
начальный электрон возникнет даже не у катода, а в про-
межутке.
Зависимость значений разрядных напряжений от длины
промежутка и давления газа может быть получена на основе
условия самостоятельности разряда в форме (1.46), по-
скольку это условие в применении к промежутку с однород-
ным полем означает его пробой.
Если взять уравнение для а вида (1.22), подставить его
в (1.46) и учесть, что в однородном поле E — U/L, то полу-
чается следующее уравнение:
А (рЕ) ехр Г— (pL) ] = К,
L с/ р J
и = в (PL} .
р , A (pL)
InT~
Уравнение (5.2) представляет собой аналитическое вы-
ражение закона Пашена, названного по имени Фридриха
Пашена (1865—1947 гг.), который первоначально установил
зависимость UT)—f(pL) экспериментальным путем.
Закон Пашена гласит: при неизменной температуре про-
бивное напряжение газа в промежутке с однородным полем
является функцией произведения давления на расстояние
между электродами. Другими словами: если во сколько-то
раз увеличить расстояние между электродами и во столько
же раз уменьшить давление, то разрядное напряжение не
изменится.
На рис. 5.3 представлена зависимость (5.2) для воздуха.
Если принять L = const, то при уменьшении давления со-
кращается число столкновений электрона с частицами газа,
а при увеличении давления снижается вероятность иониза-
ции. Поэтому в том и другом случае для выполнения усло-
вия самостоятельности разряда aL = K необходимо увели-
чивать напряжение на промежутке. Минимальному значе-
нию Up по кривой Пашена соответствует оптимальное
значение а.
Если принять p = const, то при росте расстояния между
электродами для выполнения условия uL = K необходимо
увеличение напряжения, поскольку зависимость а/р —
=f(E/p) не линейная, а экспоненциальная, т. е. более силь-
ная. При уменьшении расстояния L для обеспечения усло-
вия самостоятельности разряда также нужно увеличивать
напряжение на промежутке.
60
При очень больших давлениях наблюдаются отклонения
от закона Пашена, выражающиеся в снижении разрядных
напряжений. Эти отклонения объясняются наличием микро-
выступов на поверхности электродов и местным усилением
вблизи них напряженности электрического поля, что и при-
водит к снижению разрядных напряжений. При тщательной
обработке поверхности электродов можно уменьшить сни-
жение разрядных напряжений, однако полностью его уст-
ранить таким образом не удается. Это указывает на то,
что, вероятно, существуют и другие причины снижения Up.
Рис. 5.3. Кривая Пашена Up~[(pL) для воз-
душного промежутка с однородным электри-
чески.м полем
При низких давлениях (левая от минимума часть кри-
вой рис. 5.3) экспериментальные значения разрядных на-
пряжений также ниже рассчитанных по (5.2). Связано это
с изменением механизма разряда, в частности, большую
роль начинает играть автоэлектронная эмиссия с элек-
тродов.
Удобную формулу для расчетов разрядных напряжений
воздушных промежутков с однородным полем можно полу-
чить, воспользовавшись значением а по (1.28) и приняв в
условии самостоятельности разряда К = 8,2:
ир = 24,56л + 6,4 VlL. (5.3)
Формула (5.3) первоначально была также получена
опытным- путем с несколько отличающимися значениями
коэффициентов.
61
Из (5.3) следует, что
Ер - 24,56 + 6,4 у А . (5.4)
При нормальных атмосферных условиях и L=1 см на-
пряженность электрического поля при разряде в проме-
жутке составляет £р = 30,9 кВ/см. При увеличении длины
промежутка напряженность £р снижается, приближаясь к
24,5 кВ/см.
5.2. РАЗВИТИЕ РАЗРЯДА И НАЧАЛЬНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ
ПРОМЕЖУТКОВ С НЕОДНОРОДНЫМ ЭЛЕКТРИЧЕСКИМ ПОЛЕМ
Как отмечалось, условие самостоятельности разряда
выполняется при начальном напряжении. Для промежутков
с однородным электрическим полем начальное напряже-
ние всегда совпадает с разрядным. Выполнение условия
самостоятельности разряда в промежутках с неоднородным
полем еще не означает их пробоя. В слабонеоднородных
полях эффективный коэффициент ударной ионизации
<ХэФ>0 по всей длине промежутка, поэтому при выполнении
условия самостоятельности разряда промежуток пробива-
ется и начальное напряжение равно разрядному. В резко-
неоднородных полях аЭф>0 в узкой зоне около электрода
и при выполнении условия самостоятельности разряда воз-
никает корона (см. § 1.3). В этом случае разрядное напря-
жение может значительно превышать начальное.
Степень неоднородности электрического поля характе-
ризуется отношением максимальной напряженности поля в
промежутке к средней, называемым коэффициентом неод-
нородности поля:
~ ErnaJEcV- (5.5)
При #н^4 электрическое поле относится к слабонеод-
нородным и соответствующие промежутки называются не-
коронирующими или промежутками со слабонеоднородным
полем. Промежутки, в которых /?н>4, называются корони-
руюшими или промежутками с резконеоднородным полем.
Рассмотрим слабонеоднородное поле коаксиальных ци-
линдров (рис. 5.4). Напряженность поля в промежутке
между цилиндрами изменяется по уравнению
(5.6)
X In --
62
где г и R — радиусы соответствен-
но внутреннего и внешнего цилинд-
ров; х—координата.
Условие самостоятельности раз-
ряда в этом случае записывается
как
R
[ adx = К. (5.7)
Рис. 5.4. Коаксиальные
цилиндры
Подставляя значение а по (1.22), получаем
Гл ( ВР\ л
J Доехр I-1 ах
R / Я \
Г / Врх In— \
I Ар exp I---------— Jdx = /(.
(5.8)
Интегрирование дает
Из уравнения (5.9) следует, что начальное напряжение
в промежутке между коаксиальными цилиндрами является
функцией произведения рг и отношения R/r. В общем слу-
чае
= (5.10)
Выражение (5.10) представляет собой краткую запись
закона подобия разрядов: для неоднородного поля при не-
изменной температуре начальное напряжение является
функцией произведения давления газа на один из геометри-
ческих размеров промежутка (например, L или г\ и отно-
63
ZJkB
140
120
100
до
60
40
20
О 0,1 0,2 0,3 0/t 0,5 0,6 0,7 r/fi
Рис. 5.5. Начальные и пробивные
напряжения воздушного проме-
жутка между коаксиальными ци-
линдрами (7?=Ю см)
тений к этому размеру всех остальных геометрических раз-
меров, определяющих форму промежутка.
Из закона подобия разрядов следует, что если в геомет-
рически подобных промежутках изменять давление газа
обратно пропорционально масштабу изменения геометри-
ческих размеров, то начальное напряжение останется неиз-
менным. Легко видеть, что закон Пашена является частным
случаем закона подобия разрядов применительно к одно-
родному полю.
Рассмотрим зависимость начального напряжения от от-
ношения радиусов внутреннего и внешнего цилиндров
r/R. При этом будем полагать значение R неизменным.
Из выражения
[/„ = EHrln-5- (5.Н)
Г
нельзя получать значения [7Н, поскольку остается неизве-
стным Однако можно найти приближенно отношение
г/7?, которому соответствует наибольшее значение началь-
ного напряжения. Это отношение легко найти, если прирав-
нять нулю производную dUn/dr. В результате получаем, что
UHfnax должно наблюдаться при rlR=\/e (е — основание
натуральных логарифмов). На рис. 5.5 представлена экс-
периментальная зависимость Un—f(r/R). Из нее следует,
что UНтах соответствует значению г!R^ 7з-
Справа от Унтах находится область слабонеоднородно-
го поля, в которой начальное напряжение равно пробивно-
му, а слева — область резконеоднородных полей, в которой
пробивное напряжение превышает, а при малых r/R значи-
тельно, начальное напряжение.
Уравнение (5.9) получено для слабонеоднородного по-
ля, поскольку при его выводе предполагалось, что вдоль
всего промежутка между цилиндрами а>0 [см. (5.7)].
64
В коронирующих промежутках с резконеоднородным
полем а>0 только на части промежутка и условие само-
стоятельности разряда выполняется на участке от внутрен-
него электрода до границы зоны коронирования
гк
\adx = K, (5.12)
Г
где гк — радиус зоны коронирования («чехла» короны).
Из (5.6) следует, что
—= Ег = Екг1{ = Ехх, (5.13)
In —
г
где Е — напряженность поля у внутреннего электрода;
Ек — напряженность на границе зоны коронирования;
Ех — напряженность в точке с координатой х.
Воспользуемся выражением (1.27) в общем виде:
—ft)2, (5.14)
где а и b — постоянные.
Поскольку на границе зоны коронирования сс = О, то
£к = 66, а значит, в соответствии с (5.13)
Er Ех Ег
Г =>----и —- — —— .
Ьд 6 6х
С учетом этого условие самостоятельности разряда
{5.12) приобретает вид
Ег
ЬЪ
С ад — bfdx = к. (5.15)
J ( 6х ) V
г
После интегрирования и преобразований получаем
— 2-^1п-^-~ 1 =—— . (5.16)
\ Ь$ / 66 66 аб2 6г
Решение уравнения (5.16) производится в следующем
порядке: задаемся значением г; при заданной относитель-
ной плотности газа 6 находим £н; по (5.11) определяем
Uti.
На рис. 5.6 приведены в зависимости от 6г относитель-
ные значения ЕнГ—UuJln ~ для воздуха при разных отно-
5—469
65
Рис. 5.6. Зависимость начального на-
пряжения от 6г при разных отноше-
ниях радиусов внешнего и внутрен-
него цилиндров:
/ —/?/г=120; 2-/?/г = 30; 3 - /?/г=15
Рис. 5.7. Разрядные напряжения воздушных промежутков стержень —
плоскость при отрицательной (?) и положительной (2) полярностях
стержня. Постоянное напряжение
тениях радиусов внешнего и внутреннего цилиндров. Из
рис. 5.6 следует, что при больших значениях 6г начальная
напряженность поля не зависит от радиуса внешнего ци-
линдра. Это дало возможность определять начальные на-
пряженности по (16.1) и (16.2) (см. гл. 16).
Начальное напряжение при положительной полярности
электрода несколько больше, чем при отрицательной по-
лярности. Объясняется это тем, что при развитии разряда
с отрицательного электрода коэффициент вторичной иони-
зации у больше, чем при положительной полярности элект-
рода, поскольку в этом случае его значение определяется
помимо фотоионизации в объеме еще и фотоионизацией на
электроде.
Пробой коронирующего промежутка происходит при на-
пряжении, большем начального (см. рис. 5.5). Если разряд-
ный промежуток несимметричный, т. е. его электроды име-
ют разные радиусы кривизны, то пробивное напряжение
зависит от полярности электрода с меньшим радиусом кри-
визны: при отрицательной полярности оно существенно вы-
ше, чем при положительной (рис. 5.7). Объясняется эго
тем, что при положительной полярности подвижные элект-
роны легко уходят из зоны разряда на электрод, а остаю-
щийся положительный объемный заряд усиливает напря-
66
женность электрического поля во внешней части промежут-
ка, способствуя дальнейшему развитию разряда. При
отрицательной полярности, наоборот, малоподвижный по-
ложительный объемный заряд уменьшает напряженность
пбля во внешней части промежутка и для развития разряда
требуется значительно большее напряжение. Средние раз-
рядные напряженности при положительной полярности
стержня составляют 4,5 кВ/см, а при отрицательной —
примерно 10 кВ/см, что существенно (в 3—5 раз) меньше,
чем при разрядах в однородном поле.
На рис. 5.8 схематически показано развитие разряда с
электрода малого радиуса кривизны при разных его по-
лярностях (промежуток стержень — плоскость). Напря-
женность электрического поля у такого электрода очень
большая и достигает многих десятков и даже сотен кило-
вольт на сантиметр. При нормальном атмосферном давлении
воздуха в полях высокой напряженности происходит раз-
вал отрицательных ионов кислорода (см. § 1.2), что явля-
ется наряду с другими факторами источником эффектив-
ных электронов. Образовавшиеся лавины вследствие боль-
шого значения а в сильном поле имеют малую критическую
длину, поэтому одна из них, наиболее мощная, практичес-
ки сразу же преобразуется в стример. Положительный
стример несет большой избыточный заряд (рис. 5.8, а), а
отрицательный — существенно меньший, поскольку поло-
жительные ионы медленнее, чем электроны, перемещаются
по каналу к электроду.
Рис. 5.8. Схемы начальных стадий развития разряда с положительного
(а) и отрицательного (б) стержней
5*
67
С ростом приложенного к промежутку напряжения дли-
на стримера увеличивается и возрастает емкость между
стримером и противоположным электродом. Это приводит
к увеличению тока в канале стримера и разогреву его. В
результате различных электрофизических и термодинами-
ческих процессов, происходящих в канале, роль которых
до сих пор не имеет удовлетворительного объяснения, про-
водимость канала стримера резко (на два порядка) возра-
стает и он переходит в канал разряда, называемый лиде-
ром. Концентрация заряженных частиц в канале лидера
значительно выше, чем в стримере, поэтому падение на-
пряжения на нем меньше, и это способствует его продвиже-
нию к противоположному электроду. Поскольку для нагре-
ва канала разряда требуется некоторое время, скорость
продвижения лидера существенно меньше скорости разви-
тия стримеров и имеет порядок 106 см/с.
При приближении лидера к плоскости напряженность в
еще не пробитой части промежутка резко возрастает. Воз-
никает интенсивная ионизация, превращающая газ в этой
части промежутка в плазму с более высокой концентрацией
заряженных частиц, чем в канале лидера. Большая напря-
женность на границе образовавшегося высокоионизирован-
ного канала и канала лидера приводит к распространению
зоны интенсивной ионизации по направлению к стержню со
скоростью порядка 109 см/с. Этот процесс, сопровождаю-
щийся яркой вспышкой канала и прохождением по нему
импульса большого тока, называется главным разрядом.
Рис. 5.9. Разрядные напряжения воздушных промежутков при пере-
менном напряжении частотой 50 Гц:
/_ стержень — плоскость; 2 — стержень — стержень; 3провод (арматура гир-
лянды) — стойка опоры; 4 — провод — провод
68
При переменном напряжении частотой 50 Гц наимень-
шую электрическую прочность имеет промежуток стер-
жень — плоскость (рис. 5.9). Разрядные напряжения этого
промежутка несколько ниже, чем при постоянном напря-
жении положительной полярности. Объясняется это неко-
торым усилением электрического поля у стержня заряда-
ми, оставшимися в промежутке от предшествовавшего
полупериода напряжения.
Промежуток стержень — стержень имеет более высо-
кую прочность, поскольку электрическое поле в нем нес-
колько равномернее.
Стандарт распределения разрядных напряжений при
частоте 50 Гц и при постоянном напряжении составляет
£=2-^3 %, что во многих случаях находится в пределах
погрешности измерений.
Глава шестая
РАЗРЯДЫ В ВОЗДУШНЫХ ПРОМЕЖУТКАХ ПРИ
ГРОЗОВЫХ И КОММУТАЦИОННЫХ ИМПУЛЬСАХ
6.1. ВРЕМЯ РАЗРЯДА И ВОЛЬТ-СЕКУНДНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
ВОЗДУШНЫХ ПРОМЕЖУТКОВ
При кратковременных импульсах значение разрядного
напряжения воздушных промежутков зависит от продол-
жительности воздействия. Если к промежутку приложено
напряжение, достаточное для пробоя, то для развития и
завершения разряда в промежутке необходимо опреде-
ленное время tp, называемое временем разряда.
Развитие самостоятельного разряда начинается с появ-
ления в промежутке эффективного начального электрона,
что является случайным событием. Время ожидания эф-
фективного электрона tc подвержено разбросу и называет-
ся поэтому статистическим временем запаздывания разря-
да. Это первая составляющая времени разряда. Другой
составляющей, имеющей также статистический характер,
является время формирования разряда /ф, т. е. время от
момента появления начального электрона до завершения
пробоя промежутка. При достаточно большой длительно-
сти фронта импульса имеет значение также холостое время
tx, представляющее собой время подъема напряжения до
69
значения Uu. Таким образом, в общем случае время разря-
да определяется как
+ К + (6.1)
Если длительность приложенного к промежутку импуль-
са меньше времени разряда, то пробоя не произойдет, хотя
значение напряжения было бы достаточным для этого при
длительном воздействии напряжения.
Составляющие времени разряда tc и /ф зависят от зна-
чения напряжения на промежутке. При увеличении напря-
жения повышается вероятность того, что появляющиеся в
промежутке электроны станут эффективными, и tc умень-
шается. Сокращается также и /ф, поскольку при большем
напряжении возрастает интенсивность разрядных процес-
сов в промежутке. Поэтому чем выше разрядное напряже-
ние, тем меньше время разряда.
Зависимость максимального напряжения разряда от
времени действия импульса называется вольт-секундпой
характеристикой изоляции. Поскольку начало и скорость
развития ионизационных процессов зависят от значения
напряжения, вольт-секундные характеристики зависят от
формы импульса.
С целью унификации испытаний и возможности сопо-
ставления изоляционных конструкций установлен стан-
дартный грозовой импульс 1,2/50 мкс (см. рис. 4.9). Для
экспериментального определения вольт-секундной характе-
ристики на исследуемый промежуток подаются импульсы
стандартной формы. При каждом значении максимального
напряжения импульса производится серия опытов. В силу
статистического разброса времени разряда вольт-секунд-
ная характеристика получается в виде области точек (рис.
6.1), для которой указываются средняя кривая и границы
разброса времени разряда.
Вид вольт-секундной характеристики зависит от степени
неоднородности электрического поля в промежутке. Для
промежутков с однородным или слабонеоднородным полем
вольт-секундная характеристика параллельна оси абсцисс
(рис. 6.2, кривая /), и только при временах разряда поряд-
ка 1 мкс и меньше разрядное напряжение увеличивается.
Связано это с тем, что разряд в таких промежутках форми-
руется за весьма малое время при напряжении, равном на-
чальному значению. Отмеченные свойства вольт-секундной
характеристики позволяют использовать промежуток меж-
ду шаровыми электродами, создающими практически од-
70
неродное поле, если расстояние между электродами мень-
ше их радиуса, в качестве универсального прибора для
измерения максимальных значений напряжения.
Вольт-секундные характеристики промежутков с резко-
неоднородным полем (рис. 6.2, кривая 2) имеют достаточно
Рис. 6.1. Построение вольт-секунд-
ной характеристики изоляции по
опытным данным (грозовые им-
пульсы)
Рис. 6.3. Вольт-секундные харак-
теристики воздушных промежут-
ков стержень — стержень при
грозовых импульсах. Пунктиром
показаны разрядные напряжения
при частоте 50 Гц
Рис. 6.2. Вид вольт-секундных ха-
рактеристик для промежутков с
однородным (/) и резконеодно-
родным (2) электрическими поля-
ми (грозовые импульсы)
большую кривизну, поскольку в таких промежутках время
формирования очень сильно зависит от значения прило-
женного напряжения. Для таких промежутков при грозо-
вых импульсах характерны большие разрядные напряже-
ния t/p, чем при переменном напряжении частотой 50 Гц
^АДрис. 6.3). Отношение
Аимп — ~
(6.2)
71
называется коэффициентом импульса и обычно относится
к определенному времени разряда.
Промежутки с однородным и слабонеоднородным по-
лями имеют /СПмп=1 практически во всем диапазоне вре-
мен разряда.
При коммутационных импульсах разряд происходит на
фронте импульса. Вольт-секундные характеристики, полу-
ченные при разных крутизнах фронта импульса, имеют МИ-
Рис. 6.4. Зависимость средних разрядных напряжений промежутков
стержень — плоскость разной длины от среднего времени разряда при
косоугольных импульсах напряжения (Э. М. Базелян и др. — ЭНИН)
Рис. 6.5. Разрядные напряжения воз-
душных промежутков.
Коммутационные импульсы положитель-
ной полярности:
1 — стержень — плоскость, наименьшие
значения 30 %-ных разрядных напряже-
ний; 2 — стержень — плоскость, длитель-
ность фронта импульса Тф-250 мкс; 3 —
стержень — стержень, т ф = 25004-3000 мкс.
Грозовые импульсы 1,2/50 мкс: 4 — стер-
жень — плоскость, положительная поляр-
ность; 5 — стержень — плоскость, отрица-
тельная полярность; 6 — переменное на-
пряжение 50 Гц
72
нимум (рис. 6.4). На рис. 6.5 показаны наименьшие зна-
чения 50 %-иых разрядных напряжений для промежутков
длиной до 25 м. Там же указаны времена разряда при на-
именьших напряжениях. Как следует из рис. 6.5, при ком-
мутационных импульсах разрядные напряжения могут
быть ниже U ~. Это важное обстоятельство учитывается
при определении изоляционных расстояний в электричес-
ких установках.
Стандарт кривой эффекта при грозовых импульсах со-
ставляет 2—4 %, а при коммутационных импульсах стан-
дарт распределения выше, чем при других видах напряже-
ния, и оценивается значением с = 4ч-8 %.
6.2. РАЗРЯД В ДЛИННЫХ ВОЗДУШНЫХ ПРОМЕЖУТКАХ
При грозовых и коммутационных импульсах, как и при
постоянном напряжении, самые низкие разрядные напря-
жения имеет воздушный промежуток стержень — плоскость
при положительной полярности стержня.
Рассмотрим развитие разряда в таком промежутке при
коммутационном импульсе (рис. 6.6). При достижении на-
Рис. 6Д Разряд в длинном воздушном промежутке стержень — плос-
кость при коммутационном импульсе положительной полярности;
а — стилизованная фоторазвертка во времени; осциллограммы: б — напряжения;
в — тока; г — заряда
73
пряжением начального значения со стержня развивается
пучок стримеров. Образованный при этом объемный за-
ряд q приводит к уменьшению напряженности электричес-
кого поля вблизи стержня, вследствие чего развитие раз-
ряда прекращается. Напряжение на промежутке возраста-
ет, и через некоторое время становятся возможными новые
вспышки стримеров. Вследствие нагрева воздуха в зоне
развития стримеров появляется другое образование — ка-
нал лидера. Лидер имеет непосредственный контакт с
электродом. Последующие вспышки стримеров возникают
с конца лидера и приводят к его удлинению. Начиная с не-
которого момента времени развитие разряда вместо вспы-
шечного становится непрерывным.
При достижении стримерами плоскости начинается
«сквозная фаза» развития разряда. В этой фазе резко во-
зрастает ток разряда и вследствие возрастающего падения
напряжения на внутреннем сопротивлении источника начи-
нает уменьшаться напряжение на промежутке. Значение
разрядного напряжения промежутка (т. е. наибольшее на-
пряжение на нем) соответствует началу сквозной фазы.
Сквозная фаза завершается перекрытием промежутка ли-
дерным каналом и главным разрядом.
Интенсивность развития разряда: число вспышек, нача-
ло непрерывного развития и сквозной фазы, скорость рас-
пространения и ток лидера — зависят от крутизны импуль-
са напряжения. При грозовых импульсах практически сра-
зу же возникает сквозная фаза развития разряда.
Экспериментально установлено, что средняя напряжен-
ность поля в зоне ионизации во всех случаях неизменна и
составляет £3,и~5 кВ/см. Это обстоятельство позволило
анализировать динамику изменения средних напряженно-
стей поля в канале лидера Ел во время сквозной фазы. В
начале своего развития лидер имеет среднюю продольную
напряженность, близкую к значению E3fiit а затем она
уменьшается и к концу развития лидера составляет сотни
вольт на сантиметр. Оказалось, что при больших амплитуде
и крутизне импульса напряжения и соответственно малом
времени разряда ток создает значительное падение напря-
жения на лидерном канале, т. е. средние значения Ел до-
статочно высоки (1,5—2 кВ/см). Для формирования им-
пульса с меньшей крутизной в цепь разряда вводится ре-
зистор с большим значением сопротивления (см. § 25.2),
поэтому ток ограничивается, развитие разряда проходит
при меньших значениях Ел (0,5—0,2 кВ/см) и для завер-
74
шения его требуется больше времени. Для правой (после
минимума (7Р) части кривых на рис. 6.4 характерно повы-
шение средних разрядных напряжений и увеличение раз-
броса значений Up. Связано это, по-видимому, с повышени-
ем роли статистических факторов (например, искривления
пути разряда) при ослаблении интенсивности процесса
разряда.
Оценка значения разрядного напряжения промежутка
стержень — плоскость может быть произведена по урав-
нению
С/р = £л/л + Е3,и/з,и, (6.3)
где /л и /3,и — длина лидера и протяженность зоны иони-
зации в момент установления сквозной фазы разряда;
Ел — средняя напряженность поля в канале лидера в на-
чале сквозной фазы; Е3,и = 5 кВ/см.
При разряде в длинном воздушном промежутке зона
ионизации почти целиком заполнена стримерами. Поэтому
ее часто называют стримерной зоной, для которой средняя
напряженность £ср = Е3,и = 5 кВ/см.
Поскольку при грозовых импульсах длина зоны иониза-
ции (стримерной зоны) практически равна межэлектрод-
ному расстоянию L, в соответствии с (6.3) 50%-ные раз-
рядные напряжения длинных промежутков при грозовых
импульсах могут быть оценены по выражению
L/p^5£, (6.4)
где t7p — в киловольтах, L — в сантиметрах.
Для оценки разрядных напряжений длинных воздуш-
ных промежутков необходимо знать в момент установления
сквозной фазы длину зоны ионизации и значение Ел. Экспе-
риментально полученные значения /3,и представлены па
рис. 6.7 в зависимости от межэлектродного расстояния. За-
висимость эта может быть выражена эмпирическим урав-
нением
13.„^1с = а0(1 +1п— 1 (6.5)
\ а-) /
где «о — постоянная; /с — длина стримерной зоны. Для
промежутка стержень — плоскость я0=1 м, а для проме-
жутка провод — плоскость «о=1,5 м.
Экспериментальные данные позволяют записать зависи-
мость средних продольных напряженностей в лидере от
75
его длины как
Ел = Ело^ Inf — — In — Y (6.6)
V «О ^0 /
где 1Л — Ь—1С, а Ело=1,5 кВ/см —* так называемая «началь-
ная» напряженность в канале лидера.
Подставив (6.5) и (6.6) в уравнение (6.3), получаем
формулу Э. Лемке (Дрезденский технический университет)
для расчета 50 %-ных разрядных напряжений длинных воз-
душных промежутков в области минимума вольт-секунд-
ных характеристик (см. рис. 6.4 и 6.5):
Umin = Ес а0 f н- In -Д-) + Ел0 а0 In - In — j, (6.7)
где £с — средняя напряженность в стримерной зоне.
Результаты расчета по (6.7) хорошо согласуются с эк-
спериментальными данными.
Относительная длина зоны ионизации (стримерной зо-
ны) с увеличением длины промежутка падает (см. рис.
6.7), а средние значения напряженности в лидере сущест-
венно меньше значений напряженности в зоне ионизации. В
итоге при увеличении расстояния между электродами это
и определяет замедление роста разрядных напряжений.
Как видно из рис. 6.5, при коммутационных импульсах
и при переменном напряжении частотой 50 Гц в очень
длинных разрядных промежутках (10—15 м и более) сред-
ние разрядные напряженности электрического поля сни-
жаются до 1,5—1,0 кВ/см. Это означает, что лидерный ка-
нал может развиваться в достаточно слабых электрических
полях. Очевидно, для таких разрядов решающими являются
условия перехода стримера в лидер, складывающиеся у
электрода высокого напряжения.
Экспериментально установлено, что при напряжениях
до 1,5—2,0 МВ образовавшийся у электрода стример прак-
тически во всех случаях переходит в лидер. Однако при
более высоких напряжениях вероятность стримерно-лидер-
ного перехода существенно снижается и далеко не во всех
случаях возникновение стримера завершается пробоем раз-
рядного промежутка. Например, в промежутке шар с ост-
рием — плоскость длиной 8 м при напряжении 2 МВ ве-
роятность образования стримера равна 0,45, а вероятность
перехода его в лидер — всего 0,05 (рис. 6.8). Таким обра-
зом, вероятность пробоя промежутка составляет 2,25 %.
Возможность образования лидерного канала связана с
развитием стримерной зоны (зоны ионизации) на некоторую
76
длину /окрит, называемую критической. При /с,крит через
основание канала проходит ток, достаточный для его на-
грева и снижения в нем напряженности, т. е. для преобра-
зования его в лидер.
Рассчитывая распределение напряжения в разрядном
промежутке и принимая во внимание, что стримеры могут
Рис. 6.8. Вероятность возникновения стримера (пунктир) и лидерного
пробоя (сплошные линии). Промежуток шар диаметром 1,5 м с высту-
пом высотой 3,5 мм — плоскость. Коммутационные импульсы 250/
/2500 мкс положительной полярности
развиваться в поле со средней напряженностью 5 кВ/см,
можно определить длину стримерных каналов при разных
значениях напряжения между электродами (рис. 6.9) и ус-
танавливать, таким образом, возможность перехода их в
лидер.
Поскольку ток в основании канала зависит от харак-
теристик стримерного образования (числа стримеров, вы-
ходящих из одной точки, количества разветвлений), крити-
ческая длина стримера представляет собой статистическую
величину. По данным Э. Лемке 50 %-ное значение /с>Крит
составляет 3,5 м, среднеквадратическое отклонение
Оокрит==0,5 м. Таким образом, критическая длина стример-
ной зоны лежит в пределах /с,кРит = 24-5 м.
77
Рис. 6.9. Схема пере-
хода стримера в ли-
дер
Рис. 6.10. Разряд с
вершины делителя
напряжений длиной
примерно 100 м (ИО
ВЭИ). Импульс 4-1,5/
/3000 мкс, напряже-
ние 3,2 МВ
78
Используя условия стримерно-лидерного перехода, в
отделении ВЭИ им. В. И. Ленина (г. Истра) управляют
развитием разряда и получают при коммутационных им-
пульсах напряжением около 3,5 МВ лидерные разряды
длиной 100 м и больше (рис. 6.10).
Глава седьмая
РАЗРЯДЫ В ВОЗДУХЕ ВДОЛЬ ПОВЕРХНОСТИ
ИЗОЛЯТОРОВ
7.1. ВЛИЯНИЕ КОНСТРУКТИВНЫХ ОСОБЕННОСТЕЙ ИЗОЛЯТОРОВ
НА НАПРЯЖЕНИЯ ПЕРЕКРЫТИЯ
Рассмотрим влияние твердого диэлектрика на возник-
новение и развитие разряда в воздухе вдоль поверхности
изолятора. В конструкции рис. 7.1, а силовые линии элект-
Рис. 7.1. Характерные конструкции воздушных промежут-
ков с твердым диэлектриком
рического поля параллельны поверхности диэлектрика и
поле, казалось бы, однородно. В конструкции 7.1, б поле
неоднородно и тангенциальная составляющая напряженно-
сти поля на поверхности диэлектрика Et преобладает над
нормальной составляющей Еп. В конструкции рис. 7.1, в
поле также неоднородно, но преобладает нормальная со-
ставляющая. Первая конструкция сравнительно редко
встречается в реальных установках, но удобна при выявле-
нии влияния характеристик диэлектрика на возникновение
разряда, вторая и третья конструкции встречаются часто
(опорные и проходные изоляторы).
В изоляционной конструкции рис. 7.1, а электрическая
прочность промежутка с диэлектриком меньше, чем чисто
воздушного промежутка (рис. 7.2). Это связано с адсорб-
цией влаги из окружающего воздуха на поверхности
79
диэлектрика, а также с микрозазорами между твердым ди-
электриком и электродом. Поверхность всех тел во влаж-
ном воздухе покрыта тончайшей пленкой воды. Ионы, об-
разующиеся в этой пленке под действием электрического
поля, перемещаются к электродам. В результате этого поле
Рис. 7.2. Зависимость разряд-
ного напряжения по поверхно-
сти образцов от расстояния
между электродами. Конструк-
ция промежутка по рис. 7,1 а:
1 — чисто воздушный промежуток;
2 —фарфор; 3 — стекло; 4 — фар-
фор и стекло при неплотном при-
легании электродов к диэлектрику
вблизи электродов усиливается, а в середине промежутка
ослабляется (рис. 7.3). Усиление поля у электродов при-
водит к снижению электрической прочности промежутка.
Это снижение тем больше, чем гигроскопичнее диэлектрик.
Рис. 7.3. Распределение
напряжения вдоль по-
верхности стекла при на-
пряжении, близком к
разрядному (промежу-
ток по рис. 7.1, а)
Например, стекло является более гигроскопичным мате-
риалом, чем глазурованный фарфор, поэтому напряжение
перекрытия вдоль поверхности стекла ниже, чем вдоль фар-
фора.
Уменьшение напряжения перекрытия изолятора при
наличии микрозазора между диэлектриком и электродом
80
или микротрещины на поверхности диэлектрика связано с
увеличением в них напряженности поля вследствие разли-
чия диэлектрических проницаемостей воздуха и твердого
диэлектрика (диэлектрическая проницаемость твердого
диэлектрика в 3—4 раза больше, чем воздуха). Увеличение
напряженности поля в микрозазорах приводит к возникно-
вению там ионизационных процессов, продукты которых
(ионы и электроны), попадая в основной промежуток, со-
здают местное усиление поля, приводящее к уменьшению
напряжения перекрытия.
Для увеличения разрядного напряжения промежутка с
твердым диэлектриком стремятся использовать малогигро-
скопичные диэлектрики или создать покрытия из малоги-
гроскопичных материалов, защищающие диэлектрик от
контакта с парами воды (например, глазуровка поверхно-
сти фарфора), а также обеспечить надежное, без микроза-
зоров, сопряжение тела изолятора с металлической арма-
турой, используя цементные заделки и эластичные про-
кладки.
В изоляционной конструкции на рис. 7.1, б поле неодно-
родное, следовательно, как и в случае чисто воздушного
промежутка, разрядное напряжение меньше, чем в однород-
ном поле. Влияние гигроскопичности диэлектрика и микро-
зазоров здесь качественно такое же, как и в конструкции
на рис. 7.1, я, но оно слабее выражено, так как электриче-
ское поле и без того существенно неоднородно. При доста-
точно большой неоднородности поля в этой изоляционной
конструкции, как и в чисто воздушном промежутке, возни-
кает коронный разряд. Образующиеся при этом озон и
окисли азота воздействуют на твердый диэлектрик. Наи-
большую опасность коронный разряд представляет для по-
лимерной изоляции, особенно если он имеет стримерную
форму. Температура в канале стримера достаточно высока,
и соприкосновение его с поверхностью диэлектрика может
приводить к термическому разложению диэлектрика и об-
разованию обугленного следа с повышенной проводимо-
стью. Длина этого следа (трека) со временем возрастает,
что приводит к перекрытию изолятора с необратимой по-
терей им электрической прочности.
Все сказанное справедливо и для конструкции на рис.
7.1, в. Большая нормальная составляющая электрического
поля способствует сближению канала стримера с поверх-
ностью диэлектрика, что повышает вероятность поврежде-
ния диэлектрика. Электрическая прочность этой конструк-
6—469
81
&
ции еще меньше, чем конструкции на рис. 7, б. Каналы
стримеров, развивающихся вдоль поверхности диэлетри-
ка, имеют значительно большую емкость по отношению к
внутреннему (противоположному) электроду, чем в конст-
рукции с преобладанием тангенциальной составляющей по-
ля. Поэтому через стримерные каналы проходит сравни-
тельно большой ток. При определенном значении напряже-
ния ток возрастает настолько, что температура стримерных
каналов становится достаточной для термической иониза-
ции. Термически ионизированный канал разряда, развива-
ющегося вдоль диэлектрика, на поверхности которого нор-
мальная составляющая напряженности поля превышает
тангенциальную составляющую, называют каналом сколь-
зящего разряда.
Проводимость канала скользящего разряда значительно
больше проводимости канала стримера. Поэтому падение
напряжения в канале скользящего разряда меньше, а на
веперекрытой части промежутка больше, чем в каналах
стримера. Увеличение напряжения на неперекрытой части
промежутка приводит к удлинению канала скользящего
разряда и полному перекрытию промежутка при меньшем
значении напряжения между электродами.
Длина канала скользящего разряда зависит от его про-
водимости, а следовательно, от значения тока в нем. В свою
очередь ток зависит от напряжения между электродами,
изменения напряжения и емкости канала стримера отно-
сительно противоположного электрода. Влияние этих пара-
метров отражено в эмпирической формуле Тёплера, со-
гласно которой длина канала скользящего разряда
4 du
(7.1)
где Xi — коэффициент, определяемый опытным путем; С—
удельная поверхностная емкость (емкость единицы поверх-
ности диэлектрика, по которой развивается разряд, отно-
сительно противоположного электрода).
Из (7.1) при подстановке вместо /ск расстояния между
электродами по поверхности диэлектрика L можно опре-
делить значение напряжения Up, необходимого для пере-
крытия изолятора. Если же принять C = eeo/d, где d — тол-
щина диэлектрика, и считать значение du/dt постоянным,
что в первом приближении соответствует постоянству ча-
стоты приложенного напряжения, то из (7.1) получим
82
ир = xL0,2 f—F . (7.2)
\ ee0 /
Из (7.2) следует, что рост длины изолятора дает отно-
сительно малое повышение разрядного напряжения. Поэто-
му для увеличения разрядных напряжений проходных
изоляторов уменьшают удельную поверхностную емкость
путем увеличения диаметра изолятора у фланца, с которо-
го можно ожидать развитие разряда. Используется также
нанесение у фланца полупроводящего покрытия, что спо-
собствует выравниванию распределения напряжения по
поверхности изолятора и, следовательно, приводит к увели-
чению разрядных напряжений.
При постоянном напряжении удельная поверхностная
емкость практически не влияет на развитие разряда и зна-
чение разрядного напряжения оказывается близким к раз-
рядному напряжению чисто воздушного промежутка.
7.2. РАЗВИТИЕ РАЗРЯДА И НАПРЯЖЕНИЯ ПЕРЕКРЫТИЯ
ИЗОЛЯТОРОВ ПРИ НЕБЛАГОПРИЯТНЫХ АТМОСФЕРНЫХ
ВОЗДЕЙСТВИЯХ
К атмосферным воздействиям, приводящим к значи-
тельному снижению напряжений перекрытия (разрядных
напряжений) изоляторов, относятся дождь и увлажненные
загрязнения их поверхности.
В сухом состоянии изоляторы имеют разрядные напря-
жения (называемые сухоразрядными), которые как при
промышленной частоте, так и при импульсах мало зависят
от типа изоляторов и определяются длиной воздушного
промежутка, равного для гирлянд подвесных изоляторов
(или колонок опорных изоляторов) без защитной армату-
ры строительной длине гирлянды 1г=пН, где Н — строи-
тельная высота одного изолятора и п — число изоляторов
в гирлянде, а для гирлянд с защитной арматурой — наи-
меньшему расстоянию между арматурой и заземленным
элементом конструкции, например траверсой опоры (рис.
7.4 и 7.5).
Защитная арматура гирлянд и колонок изоляторов
предназначена для выравнивания распределения напряже-
ния по длине гирлянды или колонки, а также для защиты
изоляторов от повреждения дуговым разрядом при их пе-
рекрытии. Арматура представляет собой экран, выполнен-
ный из металлических стержней или труб в форме колец,
овалов и др.
6*
83
Рис. 7.4. Зависимость сухо-
разрядных напряжений гир-
лянд изоляторов без армату-
ры (/) и с арматурой (2). Пе-
ременное напряжение 50 Гц
Рис. 7.5. 50 %-ные разрядные
напряжения гирлянд изолято-
ров с арматурой при положи-
тельных (?) и отрицательных
(2) грозовых импульсах
Средняя сухоразрядная напряженность гирлянды изо-
ляторов, как и в случае чисто воздушного промежутка,
уменьшается при увеличении длины гирлянды. Так, по дан-
ным рис. 7.4 увеличение длины гирлянды с 1 до 6 м приво-
дит к снижению средней сухоразрядной напряженности от
5,5 до 2,8 кВ/см. При воздействии коммутационных им-
пульсов снижение сухоразрядной напряженности при удли-
нении гирлянды происходит значительно медленнее, чем
при частоте 50 Гц.
Перекрытие изолятора под дождем связано с образова-
нием на его поверхности проводящей пленки воды и подсу-
шиванием отдельных участков поверхности токами утечки,
что приводит к возникновению частичных дуг и их удли-
нению. Так как значение тока утечки зависит от интенсив-
ности дождя и его проводимости, то на мокроразрядные
напряжения влияют характеристики дождя. Значение мок-
роразрядного напряжения существенно зависит также от
формы изолятора. Нижние поверхности изоляторов наруж-
ной установки практически не смачиваются дождем. Это
ограничивает ток утечки и приводит к повышению мокро-
разрядного напряжения.
С целью унификации испытания изоляторов проводят-
ся под стандартным дождем. Характеристики такого дож-
84
дя: сила дождя 3 мм/мин (для коммутационных импульсов
2 мм/мин), удельное объемное сопротивление воды (100±
±10) Ом-м при температуре 20 °C, угол падения 45°,
структура — капельная.
Электрическую прочность гирлянд (колонок) однотип-
ных изоляторов под дождем принято характеризовать
средней мокроразрядной напряженностью
= (7.3)
nil
где — мокроразрядное напряжение гирлянды (колон-
ки) изоляторов.
Постоянство £мр объясняется большим значением тока
утечки по увлажненной поверхности гирлянды, обеспечива-
ющим достаточно равномерное распределение напряжения
вдоль гирлянды (колонки). Значение мокроразрядной на-
пряженности зависит от типа изоляторов и, например, для
тарельчатых подвесных изоляторов изменяется от 2,0 до
2,6 кВ/см при напряжении частотой 50 Гц. При коммута-
ционных импульсах мокроразрядные напряжения могут
быть значительно (в 1,5 раза) выше, чем при напряжении
частотой 50 Гц, что объясняется кратковременностью воз-
действия напряжения, недостаточной для полного развития
тепловых процессов на поверхности изоляторов.
В условиях эксплуатации поверхности изоляторов всег-
да загрязняются. Однако, как правило, сухие загрязнения,
имеющие высокое сопротивление и не влияющие на рас-
пределение напряжения по поверхности изолятора, не сни-
жают заметно его разрядного напряжения. Увлажнение слоя
загрязнения моросящим дождем или росой приводит к
уменьшению сопротивления слоя загрязнения, изменению
распределения напряжения по поверхности изолятора и в
результате — к снижению его разрядного напряжения.
Сильный дождь смывает загрязнения, однако и в этом
случае на поверхности изолятора образуется пленка вла-
ги, обладающая сопротивлением хотя и большим, но близ-
ким к сопротивлению увлажненного слоя загрязнения. Это
также приводит к снижению разрядного напряжения.
Механизмы перекрытия изолятора под дождем и при
загрязненной и увлажненной поверхности сходны. Рассмот-
рим развитие разряда в случае, когда поверхность изоля-
тора загрязнена и увлажнена.
Под действием приложенного к изолятору напряжения
по увлажненному слою загрязнения проходит ток утечки,
нагревающий его. Так как загрязнение распределено по
85
поверхности изолятора неравномерно и плотность тока
утечки неодинакова на отдельных участках изолятора из-за
сложной конфигурации его поверхности, то нагревание
слоя загрязнения происходит также неравномерно. На тех
участках изолятора, где плотность тока наибольшая, а
загрязняющий слой тоньше, происходит интенсивное ис-
парение воды и образуются подсушенные участки с повы-
шенным сопротивлением. Распределение напряжения по
поверхности изолятора меняется. Почти все напряжение,
воздействующее на изоляцию, оказывается приложенным
к подсушенным участкам. В результате этого подсушенные
участки перекрываются искровыми каналами, называемы-
ми частичными дугами. Сопротивление искрового канала
меньше сопротивления подсушенного участка поверхности
изолятора, поэтому ток утечки возрастает. Возрастание то-
ка утечки приводит к дальнейшему подсушиванию слоя
загрязнения, а следовательно, и к увеличению его сопро-
тивления.
Интенсивное подсушивание поверхности изолятора у
концов дуг приводит к их удлинению. Подсушивание всей
поверхности ведет к снижению тока утечки, а увеличение
длины частичных дуг — к его росту. Если результатом это-
го будет уменьшение тока утечки, то дуги погаснут, если же
ток утечки будет расти, то частичные дуги будут удлинять-
ся и перекроют весь изолятор. Так как параметры частич-
ной дуги и количество дуг, одновременно существующих
на поверхности изолятора, случайны, то и перекрытие так-
же является случайным событием, характеризуемым опре-
деленной вероятностью. Вероятность перекрытия изолято-
ра повышается с увеличением воздействующего напряже-
ния, так как при этом возрастает ток утечки, что
благоприятствует удлинению частичных дуг до полного
перекрытия изолятора.
Из приведенной картины развития разряда следует, что
разрядные напряжения изоляторов будут тем выше, чем
меньше ток утечки
ly - U/Ry, (7.4)
где Ry — сопротивление утечки по поверхности изолятора.
Если слой загрязнения имеет толщину Д с удельным
объемным сопротивлением р, то для цилиндрического глад-
кого изолятора диаметром D
Ry = рЛу/(лДР), (7.5)
где Ly — длина пути утечки.
86
Из (7.4) и (7.5) следует, что
/у - £/лДО/(р£у). (7.6)
Следовательно, разрядное напряжение изолятора бу-
дет возрастать с увеличением длины пути утечки и умень-
шением диаметра изолятора.
Так как процессы подсушки поверхности изолятора про-
исходят относительно медленно, то при кратковременных
перенапряжениях они не успевают развиться и напряже-
ние перекрытия бывает выше, чем при длительном воздей-
ствии напряжения. При грозовых импульсах дождь и ув-
лажнение загрязненной поверхности изолятора практичес-
ки не влияют на его разрядные напряжения.
Влагоразрядное напряжение изолятора зависит от ха-
рактеристик слоя загрязнения — его количества и состава,
а также от интенсивности и вида увлажнения. Большое раз-
нообразие видов загрязнения, встречающихся в условиях
эксплуатации, не позволяет выбрать единственное, «стан-
дартное» загрязнение, которое можно было бы наносить па
поверхность изоляторов при определении влагоразрядных
напряжений. Наиболее правильно разрядные напряжения
в реальных условиях загрязнения и увлажнения могут быть
определены из опыта эксплуатации. Такой подход и поло-
жен в основу принятых в СССР норм по проектированию
изоляции и ее испытаниям для различных условий загряз-
нения. Однако в ряде случаев строительство воздушных
линий и открытых распределительных устройств осущест-
вляется в районах, где опыт эксплуатации недостаточен
или полностью отсутствует. Это делает необходимыми ис-
следования по определению влагоразрядных характеристик
изоляторов в лабораторных условиях при различных видах
загрязнения и увлажнения.
В настоящее время принято определять влагоразрядные
напряжения при нанесении на поверхности изоляторов
твердого вещества (цемента) с последующим увлажнением
водой или сконденсированным паром, а также в атмосфере
соленого тумана.
На рис. 7.6 приведены результаты испытания изоляторе в
ПФ6-А, загрязненных цементом, при напряжении частотой
50 Гц и различных интенсивностях увлажнения. Как видно
из рисунка, зависимость 50 %-кого влагоразрядного напря-
жения от интенсивности увлажнения имеет минимум при
увлажнении 10—12 мм/ч. Минимуму разрядных напряже-
ний соответствует максимум разброса разрядных напряже-
87
ний. Снижение влагоразрядных напряжений при увеличении
интенсивности увлажнения связано с ростом проводимости
слоя загрязнения, приводящим к возрастанию тока утечки,
интенсивной подсушке поверхности изолятора и образова-
нию частичных дуг. Одновременно с подсушкой поверхно-
Рис. 7.6. Зависимости 50 %-ного
влагоразрядного напряжения (2)
гирлянды 2ХПФ-6А и стандар-
та распределения (/) от интен-
сивности увлажнения росой при
цементном загрязнении 3 мг/см2
Рис. 7.7, Зависимость средних
влагоразрядных напряженно-
стей изоляторов ПСГ-16Б (1)
и ПФГ-12 (2) от поверхност-
ной плотности загрязнения по-
варенной солью
Рис. 7.8. Зависимость 50%-ных разрядных
напряжений от длины гирлянды изоляторов
ПС-6А при положительных коммутацион-
ных импульсах 800/1400 мкс:
/ — при сухой гирлянде; 2 — при дожде силой
3 мм/мин и чистой поверхности изоляторов; 3 —
при увлажнении до насыщения слоя портланд-
цемента плотностью 1 мг/см2; 4 — то же, но при
напряжении частотой 50 Гц
сти изолятора идет процесс ее увлажнения. При интенсив-
ности увлажнения, превышающей 10—12 мм/ч, количество
влаги, поступающей в единицу времени на поверхность изо-
лятора, начинает превышать количество влаги, испаряю-
щейся в единицу времени. Помимо этого происходит вымы-
вание из слоя загрязнения растворимых веществ и вслед-
ствие этого рост удельного сопротивления загрязняющего
88
слоя. Это затрудняет образование подсушенных участков
на поверхности изолятора и приводит к росту разрядных
напряжений.
Зависимость влагоразрядной напряженности от плот-
ности загрязнения иллюстрирует рис. 7.7. Значения средних
влагоразрядных напряженностей изоляторов, отнесенных
к единице длины пути утечки, уменьшаются с ростом плот-
ности загрязнения.
При коммутационных импульсах вследствие их малой
длительности подсушивание поверхности не может разви-
ваться в полной мере и разрядные напряжения загрязнен-
ных изоляторов оказываются значительно выше, чем при
длительном воздействии напряжения (рис. 7.8). Однако
при коммутационных импульсах электрическая прочность
загрязненных и увлажненных изоляторов может быть су-
щественно ниже, чем при дожде и чистой поверхности изо-
ляторов.
Следует отметить, что разбросы значений влагоразряд-
ных напряжений при коммутационных импульсах, харак-
теризуемые стандартом распределения, больше, чем при
напряжении частотой 50 Гц, и могут достигать 8—10 %.
Это связано с тем, что при кратковременности воздействия
коммутационных импульсов и слабом подсушивании по-
верхности повышается роль случайных факторов в возник-
новении и развитии разряда.
Характеристики электрической прочности опорных и
проходных изоляторов при увлажненных загрязнениях в
основном аналогичны характеристикам линейной изоля-
ции.
Глава восьмая
ВЛИЯНИЕ ХАРАКТЕРИСТИК АТМОСФЕРНОГО
ВОЗДУХА НА РАЗРЯДНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ
ВНЕШНЕЙ ИЗОЛЯЦИИ ЭЛЕКТРОУСТАНОВОК
8.1. УЧЕТ АТМОСФЕРНЫХ УСЛОВИЙ ПРИ ОПРЕДЕЛЕНИИ
РАЗРЯДНЫХ И ИСПЫТАТЕЛЬНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
Разрядные напряжения внешней изоляции — воздушных
промежутков и изоляторов — зависят от давления, темпе-
ратуры и влажности атмосферного воздуха. Учет атмосфер-
ных условий необходим в двух характерных случаях:
89
во-первых, чтобы иметь возможность сопоставлять разряд-
ные напряжения, а для этого они должны быть отнесены к
одинаковым условиям, и, во-вторых, чтобы установить ис-
пытательные напряжения в конкретных условиях экспери-
мента по нормированным значениям, отнесенным к нор-
мальным атмосферным условиям.
Связь между разрядными или испытательными напря-
жениями, соответствующими нормальным атмосферным
условиям и условиям испытаний, устанавливается формулой
= (8.1)
«у
где U — разрядное или испытательное напряжение в усло-
виях эксперимента; (70 — напряжение при нормальных ат-
мосферных условиях; kp, kt и ky— поправочные коэффи-
циенты, учитывающие соответственно давление, температу-
ру и влажность воздуха.
Значения поправочных коэффициентов установлены в
результате анализа огромного количества измерений на<
пряжений, проведенных во многих высоковольтных лабора-
ториях при различных атмосферных условиях. Характер-
ным является уменьшение влияния атмосферных условий
при увеличении межэлектродных расстояний в промежут-
ках с резконеоднородным электрическим полем. Это отно-
сится к переменному напряжению и коммутационным им-
пульсам положительной полярности. Удовлетворительного
объяснения это явление пока не получило. При коммута-
ционных импульсах отрицательной полярности поправки не
вносятся. На влагоразрядные напряжения атмосферные
условия практически не оказывают влияния.
Поправочные коэффициенты на давление и температуру
определяются по ГОСТ 1516.2—76* соответственно по фор-
мулам
kp-(— Г» (8.2)
\ Ро J
где р и t — атмосферное давление и температура (°C) при
испытании; т и п — показатели степени, определяемые по
табл. 8.1 и рис. 8.1.
При испытаниях внешней изоляции в сухом состоянии
т = п. Как следует из табл. 8.1, во многих случаях т =
90
— /1=1 и сухоразрядные напряжения пропорциональны от-
носительной плотности воздуха Ъ — kpkt.
Температура воздуха и дождевой воды практически не
влияет на мокроразрядное напряжение изоляторов. Давле-
ние оказывает на него влияние, степень которого определя-
ется соотношением длин путей разряда по воздуху и по
поверхности изолятора. Поэтому при испытаниях под дож-
Рис. 8.1. Зависимость показателей
степени ту и и со от межэлектрод-
ного расстояния
Рис. 8.2. Зависимость коэффи-
циента k от абсолютной влаж-
ности воздуха
Таблица 8.1. К определению поправочных коэффициентов
на атмосферные условия
Изоляционные конструкции с резконеоднородным электриче-
ским полем
Переменное напряжение 50 Гц Колебатель- ные коммута- ционные им- пульсы Апериодические коммутационные импульсы Грозовые импульсы
положительной поляр- ности отрицательной полярности
положительной полярности отрицательно.! полярности | положительной полярности отрицательной полярности Симметричное электрическое поле Несимметричное электрическое поле
т, п k со 1,0 1,0 0 Рис. 8.1, кривая 1 Рис. 8.2, кривая А Рис. 8.1, кривая 2 0 1,0 0 Рис. 8.1. кривая 1 Рис. 8.2, кривая Б Рис. 8.1, кривая 1 0 1,0 0 1,0 Рис. 8.2, кривая А 1,0 0,8 1,0 0
91
дем применяются m = 0,5 и п = 0 независимо от межэлект-
родного расстояния.
При испытаниях внешней изоляции в сухом состоянии
вводится поправочный коэффициент на абсолютную влаж-
ность воздуха
ky - № , (8.4)
где k — вспомогательный коэффициент, определяемый по
табл. 8.1 и рис. 8.2; оз — показатель степени, определяемый
по табл. 8.1 и рис. 8.1.
Как следует из рис. 8.2, при влажности воздуха, боль-
шей нормальной, k<l. Это означает, что разрядные напря-
жения несколько увеличиваются при росте влажности воз-
духа. Увеличение разрядного напряжения связано с тем,
что пары воды электроотрицательны (см. табл. 1.2). Уве-
личение содержания электроотрицательных частиц в воз-
духе приводит к захвату большего количества электронов
с образованием отрицательных ионов, в результате чего
количество ионизирующих частиц уменьшается и разряд-
ное напряжение возрастает.
При малых расстояниях между электродами (низкое
напряжение), а также при очень кратковременном воз-
действии напряжения влияние влажности воздуха умень-
шается. При испытательном напряжении (/<141 кВ
' = 1 +(fe“-l) (8.4а)
при срезанном импульсе с временем разряда /р<10 мкс
1 +0,1 ^(few—1); (8.5)
при (/<141 кВ и (р< 10 мкс одновременно
1+0,1/р(^-1)4г. (8.6)
8.2. СНИЖЕНИЕ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ПРОЧНОСТИ ВНЕШНЕЙ
ИЗОЛЯЦИИ В ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ УСЛОВИЯХ
Для определения основных характеристик внешней изо-
ляции необходимо знать возможное в эксплуатации пони-
жение ее электрической прочности под влиянием атмосфер-
ных условий. Атмосферные условия зависят от географичес-
кого положения местности и помимо этого подвержены зна-
чительным колебаниям: сезонным, суточным, а также свя-
занным с конкретной метеорологической обстановкой. С
92
этой целью были обработаны многие десятки тысяч реги-
страций параметров атмосферы на 17 метеостанциях, рас-
положенных в характерных климатических зонах СССР на
высотах 68—2200 м над уровнем моря (Н. Н. Беляков и
В. С. Рашкес — ВНИИЭ). В результате были получены
усредненные по высотам кривые распределения вероятно-
стей значения отношения 8/k и поправочного коэффициен-
та на давление для изоляторов под дождем
1<!)Л ----- 0,5 (1 + -М « (8.7)
\ А) / \ Ро /
Расчетные значения б//е и /грд приведены ниже:
Высота над уровнем моря, м 150 500 1000 2000 3000
б/* 0,94 0,89 0,84 0,74 0,64*
k Р Д 0,985 0,965 0,94 0,89 0,84*
* Значения получены в результате экстраполяции.
Эти значения характеризуют снижение разрядных на-
пряжений внешней изоляции под влиянием атмосферных
условий при эксплуатации электрооборудования на разных
высотах над уровнем моря. Указанные коэффициенты, стро-
го говоря, действительны при межэлектродных расстояни-
ях до 1 м. При больших расстояниях использование их
дает запас по разрядным напряжениям, поскольку при оп-
ределении коэффициентов не учтено уменьшение влияния
плотности и влажности воздуха при росте расстояний меж-
ду электродами.
Глава девятая
РЕГУЛИРОВАНИЕ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ПОЛЕЙ
ВО ВНЕШНЕЙ ИЗОЛЯЦИИ ЭЛЕКТРОУСТАНОВОК
9.1. ПРИМЕНЕНИЕ ЭКРАНОВ
Регулирование электрического поля во внешней изоля-
ции электроустановок состоит в создании более однородно-
го поля с помощью экранов и имеет целью повышение элек-
трической прочности промежутка между электродами или
предотвращение коронного разряда с элементов электро-
установок.
Посредством экранов увеличивается радиус кривизны
93
Рис. 9.1. Зависимость разрядного напряжения от
длины воздушного промежутка шар—плоскость:
/ — шар диаметром 100 см; 2 — 75 см; 3 — 50 см; 4 —
25 см; 5 — 12,5 см; 6 — промежуток стержень — плос-
кость
электродов, что и повышает разрядные напряжения воз-
душных промежутков. В простейшем случае стержневого
электрода на его конце устанавливается шар того или ино-
го диаметра в зависимости от необходимой прочности
промежутка. Из рис. 9.1 следует, например, что если в про-
межутке стержень — плоскость длиной 100 см вместо
стержня установить шар диаметром 75 см, то разрядное
напряжение промежутка увеличится почти вдвое.
В § 4.2 (рис. 4.1) указывалось на применение внутрен-
них экранов для повышения напряжений перекрытия опор-
но-стержневых изоляторов. На рис. 9.2 показано распре-
деление напряжения по длине цилиндрических изоляторов
из бакелизированной бумаги с внутренним экраном и без
него. Установка внутреннего экрана дает значительное
снижение напряженности электрического поля у верхнего
электрода, благодаря чему напряжение перекрытия такого
изолятора повышается примерно на 15 %.
При номинальном напряжении установки ПО кВ или
выше из опорных изоляторов составляют колонки, а при
напряжениях 35 кВ и выше подвесные изоляторы соеди-
няют в гирлянды. Переменное и импульсное напряжения
распределяются по изоляторам гирлянды или колонки не-
равномерно, и чем больше изоляторов в них, тем неравно-
мернее распределение напряжения.
94
Рис. 9.2. Распределение напряжения по высоте
опорных изоляторов из бакелизированной бу-
(/) и без него (2)
Рис. 9.3. Гирлянда изоляторов (а)
и ее схема замещения (б)
Для выяснения причин неравномерного распределения
напряжения по длине гирлянды (колонки) рассмотрим ее
электрическую схему замещения (рис. 9.3), где С — собст-
венная емкость изолятора, С] — емкость изолятора по от-
ношению к заземленным элементам конструкции, С2 — ем-
кость изолятора по отношению к проводу. Для гирлянды
изоляторов эти емкости имеют значения: С = 50л-70 пФ,
С1==4~5 пФ, С2 = 0,5л-1 пФ.
95
Если бы общая емкость изоляторов гирлянды C^Cfn.
где п — число изоляторов в гирлянде, существенно превос-
ходила емкости С! и С2, то распределение напряжения
вдоль гирлянды было бы практически равномерным. Одна-
ко Сг имеет один порядок с а при больших длинах гир-
лянды и с С2, поэтому напряжение распределяется вдоль
гирлянды неравномерно. Если бы С2 = 0, а С1=И=0, то наи-
большее падение напряжения было бы на первом от прово-
да изоляторе, а далее постепенно снижалось бы, так как
вследствие ответвления токов в емкости С! наибольшее
значение тока через собственные емкости изоляторов име-
ло бы место у провода. По этой же причине при С]=0 и
С2т^0 наибольшее падение напряжения было бы на первом
от траверсы изоляторе, а далее постепенно снижалось бы.
В реальных условиях Ci>C2, поэтому падение напряжения
максимально на первом от провода изоляторе и уменьша-
ется с удалением от него, но при приближении к траверсе
опять несколько возрастает (рис. 9.4).
Рис. 9.5. Распределение напряже-
ния по изоляторам гирлянды без
защитной арматуры (/) и с ар-
матурой (2)
Рис. 9.4. Распределение напряже-
ния вдоль поддерживающей гир-
лянды изоляторов для линии
500 кВ (в процентах от полного
напряжения на гирлянде)
Рис. 9.6. Падение напряжения на
первом от провода изоляторе в
зависимости от числа изоляторов
в гирлянде. Расщепленные прово-
да фаз
96
Предельно допустимое падение напряжения на изоля-
торе зависит от его конструкции и составляет 30—60 кВ.
Значение это устанавливается из условий предотвращения
коронного разряда на арматуре. Корона является источни-
ком радиопомех, а образующиеся при короне озон и
окислы азота вызывают коррозию арматуры изоля-
тора.
В гирляндах линий электропередачи напряжением
220 кВ и выше напряжение на первом от провода изолято-
ре, наиболее нагруженном, может превышать допустимое
значение. Снизить напряжение на первом изоляторе удает-
ся путем выравнивания распределения напряжения по изо-
ляторам гирлянды, что при необходимости осуществляется с
помощью специальных экранов в виде колец, восьмерок или
овалов, называемых арматурой гирлянды. Арматура ук-
репляется в месте подвески проводов к гирлянде. При этом
увеличивается емкость С2 изоляторов, ближайших к про-
воду, и таким образом уменьшается доля напряжения, при-
ходящегося на первый и некоторые ближайшие к проводу
изоляторы (рис. 9.5).
Аналогичный эффект имеет место при применении на
линиях сверхвысокого напряжения двух или более рас-
щепленных проводов фаз. Емкость С2 при расщепленных
проводах достигает 2—3 пФ, при этом в значительной мере
компенсируются токи, ответвляющиеся в и распределе-
ние напряжения по изоляторам выравнивается.
На рис. 9.6 приведена зависимость падения напряжения
на первом от провода изоляторе в процентах от числа изо*
ляторов в гирлянде для линий с расщепленными провода*
ми. Падение напряжения сначала уменьшается, а пример-
но при 25 изоляторах (t/ном = 750 кВ) стабилизируется
на уровне 7 %.
При увлажненном загрязнении поверхностей изолято-
ров, а также под дождем распределение напряжения вдоль
гирлянды выравнивается, поскольку в этих случаях оно
определяется главным образом сопротивлениями утечки
изоляторов.
Электрооборудование подстанций содержит многочис-
ленные элементы крепления (фланцы с острыми краями,
выступающие болты и т. п.), находящиеся под высоким на-
пряжением. Для того чтобы исключить коронирование этих
деталей оборудования, являющееся источником радиопо-
мех, вводы высокого напряжения трансформаторов и вы-
ключателей, опорные колонки аппаратов снабжаются эк-
7—469
97
ранами. Помимо устранения короны экраны позволяют уве-
личить электрическую прочность разрядных промежутков
(т. е. повысить начальное напряжение за счет выравнива-
ния электрического поля).
Начальное напряжение короны для правильно выбран-
ного экрана должно превышать наибольшее рабочее на-
пряжение относительно земли:
> Uраб*
(9.1)
Наиболее простым является экран в виде шара. Необ-
ходимый радиус шарового экрана может быть рассчитан
как
R — ^раб/^н>
(9.2)
где Ен — начальная напряженность.
Уравнение (9.2), строго говоря, действительно для
уединенного шара, однако расчет по нему размеров экра-
на дает удовлетворительные результаты, поскольку влия-
ние земли обычно невелико. Начальная напряженность
короны может быть рассчитана по эмпирической формуле,
аналогичной (16.1), как
EH-24,5m6 1 +
0,76 ]
(6Я)°’38 Г
(9.3)
где т — коэффициент гладкости поверхности шара; Ен —
начальная напряженность, кВ/см; R — радиус шара, см;
6 — относительная плотность воздуха.
В последнее время широко применяются экраны шаро-
образной формы, выполненные из стандартных элементов
небольших размеров и соединенных между собой (рис.
9.7). Такие экраны проще в изготовлении, чем шары.
Однако они имеют более низкий коэффициент глад-
кости.
Если необходимы экраны больших размеров, например
для выравнивания распределения напряжения вдоль опор-
ной или подвесной изоляционной конструкции сверхвысоко-
го напряжения при больших размерах экранируемых эле-
ментов, то используют тороиальные экраны. Тороид пред-
ставляет собой согнутое из трубы радиусом г кольцо
радиусом R (до оси трубы).
98
Рис. 9.7. Многоэлементный «ша-
ровой» экран
Рис. 9.8. Зависимость началь-
ного напряжения короны эт
внешнего радиуса экранов:
1—шаровой сплошной экран; 2 —
тороидальный экран при /?/г = 6,25
Связь между рабочим напряжением, напряженностью
на тороиде и его размерами устанавливается приближен-
ным выражением (А. А. Филиппов — ВЭИ)
1 9г(2/? + г) 1п 8/? + 4г
t/раб + (5/? + 4г)2
г / г \ 8R + 4г
(1 + ^Т?7Г-7—
(9.4)
Начальная напряженность при реальных соотношениях
Rfr может быть определена по (16.1).
На рис. 9.8 показана зависимость начального напряже-
ния от радиусов шарового и тороидального экранов. Как
видно, при одном и том же напряжении необходимый ра-
диус шара примерно в 2 раза меньше радиуса тороида.
9.2. ПРИНУДИТЕЛЬНОЕ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ НАПРЯЖЕНИЯ
В ИЗОЛЯЦИОННОЙ КОНСТРУКЦИИ
При номинальных напряжениях испытательных уста-
новок 2—3 МВ и выше требуемые размеры одиночных эк-
ранов становятся трудно реализуемыми. Например, для
того чтобы исключить самопроизвольные разряды генера-
тора коммутационных импульсов напряжением 4,3 МВ,
необходим тороидальный экран из трубы диаметром 5 м.
В таких случаях эффективной бывает система тороидальных
7* 99
вв°/о
100
63
7W77777777777.
0 2 4
7^77777777777777/
Рис. 9.9. Система тороидальных эк-
ранов генератора импульсов на 7 МВ
(завод «TuR», Дрезден):
1 — наружная стенка генератора (в про-
центах указаны значения потенциалов на
экранах)
экранов, на которые подают-
ся определенные напряжения
от самой экранируемой уста-
новки.
На рис. 9.9 показана систе-
ма экранов генератора комму-
тационных и грозовых импуль-
сов наружной установки на
7 МВ (завод «TuR», Дрезден).
Наибольший диаметр труб, из
которых сделаны экраны, со-
ставляет всего 1 м.
'?2°/о
1
И
Пример принудительного
распределения напряжения по высоте опорной изоляции
конструкции каскада испытательных трансформаторов
3x750 кВ приведен в § 30.3 (рис. 30.1). Принудительное
распределение напряжения и система экранов обеспечива-
ют генерирование коммутационных импульсов до 3 МВ при
высоте опорной изоляции около 12 м.
9.3. ПРИМЕНЕНИЕ БАРЬЕРОВ
Одним из способов повышения электрической прочности
изоляционных промежутков является применение диэлект-
рических барьеров. Барьеры устанавливают только в ко-
ронирующих промежутках перпендикулярно центральной
силовой линии промежутка.
Влияние барьера обусловлено осаждением на его по-
верхности зарядов того же знака, что и коронирующий
электрод. В результате этого напряженность электричес-
кого поля между коронирующим электродом и барьером
снижается, что увеличивает прочность этого промежутка,
но возрастает между барьером и другим электродом. Од-
нако при этом поле в последнем промежутке становится
более однородным, что и обеспечивает увеличение электри-
ческой прочности всего промежутка.
100
Рис. 9.10. Влияние поло-
жения барьера на про-
бивное напряжение про-
межутка стержень — пло-
скость при положитель-
ной (пунктир) и отрица-
тельной (сплошные ли-
нии) полярности стерж-
ня. Постоянное напря-
жение:
и pZ —разрядные
напряжения промежутка
без барьера соответственно
при положительной и отри-
цательной полярностях
Электрическая прочность промежутка с барьером зави-
сит от положения барьера (рис. 9.10). Наибольшей проч-
ности соответствует расположение барьера от коронирую-
щего электрода на расстоянии 1/5—1/6 длины промежутка.
Электрическая прочность промежутка при этом возраста-
ет примерно в 2—3 раза при положительной полярности и
в 1,2—1,3 раза при отрицательной полярности коронирую-
щего электрода. Если могут коронировать оба электрода
разрядного промежутка, то барьеры устанавливаются вбли-
зи обоих электродов.
Упрочняющий эффект барьеров имеет место при посто-
янном, переменном и импульсном напряжениях. Однако
при импульсных напряжениях барьерный эффект выражен
слабее, так как барьер не успевает за короткое время за-
рядиться.
РАЗДЕЛ ТРЕТИЙ
Основные виды и электрические
характеристики внутренней изоляции
электроустановок
Глава десятая
ОБЩИЕ СВОЙСТВА ВНУТРЕННЕЙ ИЗОЛЯЦИИ
10.1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПОНЯТИЯ «ВНУТРЕННЯЯ ИЗОЛЯЦИЯ»
Внутренней изоляцией называют те элементы или уча-
стки электроизоляционной конструкции или системы элек-
трической изоляции установки, в пределах которых изоля-
ционные промежутки между проводниками заполнены га-
зообразными, жидкими или твердыми диэлектрическими
материалами или их комбинацией, но не атмосферным воз-
духом. Изоляционные промежутки в атмосферном воздухе
составляют внешнюю изоляцию.
Чтобы пояснить смысл приведенного выше определения,
рассмотрим типовую для многих видов оборудования кон-
струкцию, схематически показанную на рис. 10.1, — ввод
Рис. 10.1. ’ Ввод высокого
напряжения
высокого напряжения внутрь ме-
таллического заземленного кор-
пуса, заполненного жидким ди-
электриком или газом. На за-
земленной стенке корпуса 1 ус-
тановлен ввод (проходной изо-
лятор), состоящий из заземлен-
ного фланца 2, токоведущего
стержня <?, находящегося под
высоким напряжением, и изоля-
ционного тела 4, выполненного
из диэлектрических материалов.
Конструкция последнего может
быть сложной и включать ряд
элементов из различных ма-
териалов, например фарфоро-
вые покрышки, бумажный остов
102
с системой дополнительных электродов, пропитанный мас-
лом, и т. д.
Верхняя часть ввода находится в воздухе, нижняя —
внутри корпуса, заполненного, например, трансформатор-
ным маслом. В воздухе к токоведущему стержню присое-
динена шина 5 высокого напряжения; в масле присоединен
проводник 6, идущий к основной функциональной части
устройства (в трансформаторе, например, к обмотке).
В конструкции, показанной на рис. 10.1, в состав внут-
ренней изоляции входят: изоляционное тело 4, промежуток
в масле вдоль поверхности его нижней части, а также про-
межуток в масле между проводником 6 и стенкой /.
К внешней изоляции этой конструкции относятся: проме-
жуток в атмосферном воздухе между шиной 5 и стенкой 1
и промежуток в воздухе вдоль поверхности верхней части
ввода.
В рассмотренном примере структура внутренней изоля-
ции достаточно проста. В реальных установках высокого
напряжения она может быть значительно сложнее и вклю-
чать в себя ряд различных по конструкции, условиям ра-
боты и характеристикам участков изоляции. Однако всем
видам внутренней изоляции присущи некоторые общие
свойства, которые отличают их от внешней изоляции. Эти
свойства внутренней изоляции связаны с особенностями
твердых и жидких диэлектрических материалов.
Целесообразность или необходимость применения в
установках высокого напряжения твердых, жидких или
специальных газообразных диэлектрических материалов,
а не окружающего нас естественного и самого дешевого
диэлектрика — воздуха обусловлена рядом причин. Во-
первых, эти материалы обладают значительно более высо-
кой электрической прочностью (в 5—10 раз и более), что
позволяет резко сократить изоляционные расстояния меж-
ду проводниками. Это обстоятельтво имеет принципиально
важное значение для создания установок с высокими тех-
нико-экономическими показателями. Во-вторых, внутрен-
няя изоляция или ее отдельные элементы выполняет функ-
цию механического крепления проводников, находящихся
под напряжением. Эту функцию могут выполнять только
детали из твердого диэлектрика, обладающего механичес-
кой прочностью. Наконец, через внутреннюю изоляцию
всегда осуществляется отвод тепла, выделяющегося при
прохождении рабочих токов. Использование жидких ди-
электриков позволяет в ряде случаев значительно улучшить
103
условия охлаждения за счет естественной или принуди-
тельной циркуляции изоляционной жидкости.
В установках высокого напряжения и оборудовании
энергосистем используется несколько видов внутренней
изоляции. Наиболее широкое распространение получили
изоляция бумажно-масляная и масло-барьерная, изоляция
на основе слюды, полимерная, литая эпоксидная и некото-
рые другие. Эти разновидности внутренней изоляции обла-
дают разными характеристиками, каждая из них имеет оп-
ределенные достоинства и недостатки, свои области при-
менения. Однако их объединяют некоторые общие свой-
ства:
сложный характер зависимости электрической прочнос-
ти от длительности воздействия напряжения;
в большинстве случаев необратимость разрушения при
пробое;
влияние на поведение в эксплуатации механических,
тепловых и других внешних воздействий.
Эти общие свойства имеют большое практическое зна-
чение и определяют общность методов исследования и
проектирования внутренней изоляции различных видов
оборудования энергосистем.
10.2. ЗАВИСИМОСТЬ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ПРОЧНОСТИ ВНУТРЕННЕЙ
ИЗОЛЯЦИИ ОТ ДЛИТЕЛЬНОСТИ ВОЗДЕЙСТВИЯ НАПРЯЖЕНИЯ
Характерная для внутренней изоляции зависимость про-
бивного напряжения <7Пр от времени т приложения напря-
жения показана на рис. 10.2. Сложный вид этой зависи-
мости объясняется тем, что при разных временах т про-
Рис. 10.2. Зависимость пробивного напряжения Unp внутренней изо-
ляции от времени воздействия напряжения
104
цессы в изоляции, приводящие к пробою, имеют различную
физическую природу.
Прежде всего, однако, следует обратить внимание на
то, что при любом значении времени т пробивное напряже-
ние (7пр — величина случайная, разбросы которой харак-
теризуются среднеквадратическим отклонением о. Слу-
чайный характер величины (7пр объясняется как природой
процессов развития пробоя, так и неконтролируемыми слу-
чайными различиями между внешне одинаковыми изоля-
ционными конструкциями.
Зависимость (7Пр=/(т), как следует из рис. 10.2, можег
быть разделена на несколько участков, границы которых
указаны ориентировочно. Для отдельных изоляционных
конструкций эти границы могут сдвигаться в сторону
больших или меньших времен т в зависимости от разме-
ров, свойств и условий работы изоляции.
При малых временах т, т. е. в диапазоне от единиц
микросекунд до нескольких миллисекунд, в изоляции воз-
можен так называемый чисто электрический пробой, сущ-
ность которого состоит в том, что при некотором напряже-
нии в изоляции создаются условия для образования и бы-
строго увеличения числа свободных электронов. Последние
в сильном электрическом поле приобретают энергию, до-
статочную для ионизации нейтральных молекул и образо-
вания концентрированного потока электронов. За счет
энергии, выделяющейся при взаимодействии потока элект-
ронов с молекулами диэлектрика, происходит разрушение
последнего с образованием проводящего канала.
Время, необходимое для образования потока электро-
нов и для продвижения его от одного электрода к другому,
зависит от материала и толщины изоляции и лежит обыч-
но в пределах от единиц до десятков микросекунд. В этой
области времен напряжение t/np увеличивается при умень-
шении т. Объясняется это следующим образом. Чтобы про-
бой успел развиться за малое время т, необходимо уве-
личить скорость движения электронов, а для этого должны
быть повышены напряженность электрического поля в изо-
ляции и, следовательно, приложенное напряжение.
При временах т более нескольких десятков микросе-
кунд значение напряжения (7пр остается практически не-
изменным, так как время т много больше времени форми-
рования проводящего канала, а другие механизмы пробоя
еще не успевают проявиться.
При т>10~3 с для внутренней изоляции, содержащей
105
большие объемы жидкого диэлектрика, может наблюдать-
ся некоторое снижение (/пр. Это происходит вследствие
того, что с увеличением т сильнее проявляется влияние
примесных твердых частиц, неибежно присутствующих
в технически чистых жидких диэлектриках. Такие частицы
имеют, как правило, более высокую, чем у жидкости, ди-
электрическую проницаемость. Поэтому около них проис-
ходит некоторое увеличение напряженности в жидкости,
что влечет за собой снижение величины (7пр. Под действи-
ем электрического поля примесные частицы перемещают-
ся в области повышенных напряженностей. Чем больше
время т, тем дальше успевают сместиться частицы, тем
больше вероятность появления их в наиболее напряженной
области изоляции и, следовательно, ниже пробивное на-
пряжение t/nP.
Следующий участок кривой (/пР==/,(т)—область теп-
лового пробоя. В зависимости от размеров и свойств изо-
ляции и температуры окружающей среды он может зани-
мать диапазон от десятков секунд до нескольких часов
(см. § 11.3).
Последний участок зависимости ^пР=/*(т) соответству-
ет временам т от нескольких минут или часов до 10—15
лет и более. Это область, в которой пробой постепенно под-
готавливается медленно протекающими процессами элект-
рического старения изоляции. Эти процессы возникают под
действием электрических полей и вызывают необратимое
ухудшение диэлектрических свойств изоляции. Интенсив-
ность процессов старения может быть очень малой, поэто-
му время, необходимое для постепенного разрушения изо-
ляции до пробоя, может исчисляться годами. Процессы
электрического старения внутренней изоляции подробнее
будут рассмотрены в главе 18. Здесь лишь отметим, что
главной причиной такого старения являются частичные
разряды. В частности, они могут возникать в газовых
включениях (порах, трещинах, кавернах), оставшихся в
изоляции при изготовлении или появившихся в процессе
эксплуатации.
Итак, зависимость С/пр=/\(т) для внутренней изоляции
имеет сложный вид, конкретный ход ее определяется раз-
мерами и свойствами изоляции. Для инженерной практики
интерес представляет не вся зависимость (7цР = />(т), а те
ее участки, которые соответствуют реально возможным в
эксплуатации электрическим воздействиям. В связи с этим
для внутренней изоляции различают:
106
Рис. 10.3. Согласование
электрической прочности
внутренней изоляции с
воздействующими на-
пряжениями:
кривая а—изоляция вы-
держивает грозовые (/) и
внутренние (2) перенапря-
жения и имеет срок служ-
бы т не менее требуемого
ттр! кривая б — то же, но
срок службы меньше ттр;
3 —рабочее напряжение
кратковременную электрическую прочность при воз-
действии стандартного грозового импульса;
кратковременную электрическую прочность при воз-
действии внутренних перенапряжений (при воздействии
коммутационных импульсов нормированной формы или
при одноминутном приложении напряжения частоты
50 Гц);
длительную электрическую прочность, под которой по-
нимается электрическая прочность при непрерывном воз-
действии рабочего напряжения в течение времени, равно-
го сроку службы конструкции.
Электрическая прочность внутренней изоляции при
всех временах т должна быть выше возможных в эксплуа-
тации электрических воздействий. Пример правильного со-
гласования уровней электрической прочности изоляции с
уровнями воздействия напряжений показан на рис. 10.3.
Характерной для любой внутренней изоляции и наибо-
лее сложной является задача обеспечения необходимой
длительной электрической прочности, т.е. согласования за-
висимости (7np=f(r) со значением рабочего напряжения
в области требуемых сроков службы. Сложность состоит
в том, что конкретный ход зависимости t7np=fСт) в обла-
сти больших времен т нельзя определить прямыми экспе-
риментами, так как для этого потребовались бы десятиле-
тия. Поэтому его приходится оценивать по результатам
измерения интенсивности процессов, вызывающих старе-
ние, закономерности которых еще в полной мере не выяс-
нены. Вместе с тем ясно, что ошибки в оценке длительной
электрической прочности могут привести к значительному
ущербу. Так, если действительная длительная электри-
107
ческая прочность внутренней изоляции окажется ниже
предполагаемой (рис. 10.3, кривая б), то срок службы
оборудования окажется меньше планируемого, потребуют-
ся дополнительные затраты на его преждевременную заме-
ну. Если же внутренняя изоляция имеет излишние запасы
длительной электрической прочности, то это означает не-
оправданный перерасход изоляционных материалов, тру-
дозатрат на изготовление и т. д.
10.3. ИЗОЛЯЦИЯ САМОВОССТАНАВЛИВАЮЩАЯСЯ
И НЕСАМОВОССТАНАВЛИВАЮЩАЯСЯ
Изоляция, обладающая способностью после пробоя и
быстрого отключения от источника напряжения за корот-
кое время полностью восстановить электрическую проч-
ность, называется самовосстанавливающейся. К такой изо-
ляции относятся воздушные промежутки, входящие в со-
став внешней изоляции установок высокого напряжения, а
также некоторые виды внутренней изоляции: жидкая, га-
зовая и вакуумная. Однако большинство видов внутрен-
ней изоляции принадлежит к группе несамовосстанавлива-
ющейся изоляции, пробой которой означает необратимое
повреждение конструкции.
Масштабы повреждения при пробое внутренней изоля-
ции могут быть существенно разными в зависимости от
вида и конструкции изоляции, мощности источника напря-
жения, времени отключения. В некоторых случаях пробой
приводит к полному разрушению изоляционной конструк-
ции. Иногда, например при испытаниях изоляции импульс-
ным напряжением, повреждение может быть незначитель-
ным и электрическая прочность восстанавливается до до-
статочно высокого, но не первоначального уровня.
Пробой внутренней изоляции, содержащей твердые ди-
электрические материалы, как правило, влечет за собой
потерю работоспособности.
Это общее свойство большинства видов внутренней изо-
ляции имеет большое практическое значение. Во-первых,
оно означает, что внутренняя изоляция должна обладать
более высоким уровнем электрической прочности, чем
внешняя изоляция, т.е. таким уровнем, при котором про-
бои полностью исключаются в течение всего срока служ-
бы. Для внешней изоляции допускается ограниченное чис-
ло перекрытий (на ВЛ примерно одно отключение в год
на 100 км) в особо неблагоприятных условиях; замыкания,
108
вызванные такими перекрытиями, устраняются с помощью
АПВ. Во-вторых, фактическая электрическая прочность
внутренней изоляции конкретных экземпляров оборудова-
ния высокого напряжения не может быть определена перед
вводом в эксплуатацию, так как после измерения пробив-
ного напряжения оборудование заведомо будет непригодно
к работе. Поэтому контроль качества внутренней изо-
ляции проводится не по результатам измерения фактичес-
ких пробивных напряжений, а путем проверки способнос-
ти изоляции выдержать испытательные напряжения,
выбираемые с учетом уровней возможных перенапряже-
ний. Длительная электрическая прочность проверяется
косвенным путем по результатам измерения tg <5, интенсив-
ности частичных разрядов и некоторых других характери-
стик.
Наконец, следует отметить, что необратимость повреж-
дения внутренней изоляции сильно осложняет накопление
экспериментальных данных для новых видов внутренней
изоляции и для вновь разрабатываемых крупных изоля-
ционных конструкций оборудования высокого и сверхвы-
сокого напряжений. Ведь каждый экземпляр крупной до-
рогостоящей изоляционной конструкции можно испытать
на пробой только 1 раз. В связи с этим при разработке
новых видов оборудования эксперименты проводят, как
правило, на макетах, моделирующих отдельные, относи-
тельно небольшие участки конструкции.
10.4. ВЛИЯНИЕ НА ВНУТРЕННЮЮ ИЗОЛЯЦИЮ ТЕПЛОВЫХ,
МЕХАНИЧЕСКИХ И ДРУГИХ ВОЗДЕЙСТВИЙ
В любой конструкции высокого напряжения внутрен-
няя изоляция подвергается воздействию не только сильных
электрических полей, но и ряда других нагрузок, которые
в сильной степени, а иногда и решающим образом могут
влиять на срок службы изоляции.
К числу важнейших относятся прежде всего тепловые
воздействия, которые обусловлены тепловыделением в ак-
тивных частях оборудования (в проводниках и магнито-
проводах), а также диэлектрическими потерями в самой
изоляции. Эти воздействия могут значительно ускорять
химические процессы в изоляции, которые ведут к посте-
пенному ухудшению ее свойств.
Механические нагрузки разного рода могут возникать
за счет массы поддерживаемых изоляцией деталей, вслед-
109
ствие электродинамических усилий при прохождении боль-
ших токов, вибрации и по другим причинам. Для внутрен-
ней изоляции эти нагрузки опасны тем, что могут явиться
причиной появления в твердых материалах микротрещин,
в которых затем под действием сильного электрического
поля возникнут частичные разряды и ускорится старение
изоляции. Таким образом, строгий учет механических на-
грузок необходим не только для обеспечения механической
прочности конструкции, но и для сохранения ее высокой
длительной электрической прочности.
Кроме тепловых и механических нагрузок в некоторых
случаях на внутреннюю изоляцию существенное влияние
могут оказывать и другие внешние воздействия, например
солнечная радиация, микроорганизмы и т. д.
Особая форма внешнего воздействия на внутреннюю
изоляцию обусловлена контактами с окружающей средой
и возможностью загрязнения изоляции. Наиболее опасной
разновидностью загрязнения является увлажнение, кото-
рое, как правило, ведет к резкому уменьшению сопротив-
ления утечки, росту диэлектрических потерь, снижению
кратковременной и длительной электрической прочности.
Таким образом, общим для внутренней изоляции любо-
го вида, отличающим ее от изоляции внешней, является
сильное влияние на ее эксплуатационные свойства ряда
внешних нагрузок. Поэтому при разработке внутренней
изоляции и при организации эксплуатации оборудования
высокого напряжения необходим строгий учет не только
электрических, но и всех других возможных внешних
воздействий. Трудность этой задачи состоит в том, что
процессы, обусловленные разными воздействиями, слож-
ным образом влияют друг на друга,
Глава одиннадцатая
ПРОБОЙ ЖИДКИХ И ТВЕРДЫХ ДИЭЛЕКТРИКОВ
ПРИ КРАТКОВРЕМЕННЫХ ВОЗДЕЙСТВИЯХ
НАПРЯЖЕНИЯ
11.1. ПРОБОЙ ЖИДКИХ ДИЭЛЕКТРИКОВ
По происхождению жидкие диэлектрики бывают при-
родные (нефтяное и касторовое масла) и синтетические
(хлорированные углеводороды и кремнийорганические
жидкости).
110
Наиболее распространены нефтяные изоляционные мас-
ла. Для их получения осуществляют перегонку нефти под
вакуумом, в результате которой она разделяется на фрак-
ции. Одна из этих фракций — мазут — при дальнейшей
перегонке дает соляровый дистиллят. Для удаления смол,
серы и других вредных примесей дистиллят сначала обра-
батывают крепкой серной кислотой, затем нейтрализуют
щелочью, промывают водой и просушивают продуванием
горячего воздуха. Фильтрацией через мелкоразмолотую от-
беливающую глину производят дальнейшую очистку, и в
зависимости от качества ее получают трансформаторное,
кабельное или конденсаторное изоляционные масла. Кон-
денсаторное масло — самое чистое, а трансформаторное
имеет наибольшее количество примесей.
Электрическая прочность тщательно очищенного масла
значительно превосходит прочность газов и приближается
к прочности твердых диэлектриков. В однородном элект-
рическом поле при разрядном напряжении между электро-
нами вначале возникают отдельные самоугасающие искры.
За счет содержащегося в масле газа и в результате испа-
рения масла при нагреве его разрядом образуются газовые
пузырьки, способствующие развитию разряда. При даль-
нейшем повышении напряжения возникновение искр
учащается и, наконец, наступает устойчивый пробей
при достаточно большой мощности источника в виде
дуги.
В неоднородных полях вначале возникает стримерная
корона. При повышении напряжения стримеры удлиняются
и начинают перекрывать промежуток между электродами.
Затем возникает устойчивый пробой.
В технически чистом масле, как и в газах, разрядные
напряжения уменьшаются с увеличением степени неодно-
родности электрического поля между электродами (рис.
11.1). При постоянном и импульсном напряжениях имеет
место эффект полярности (рис. 11.2 и 11.3).
При временах разряда до 1000 мкс, т. е. при воздейст-
вии импульсов напряжения, пробой масла является чисто
электрическим. При больших временах на электрическую
прочность и характер развития пробоя существенное влия-
ние оказывают увлажнение и загрязнение масла. Влага
может находиться в масле в трех состояниях: в растворен-
ном виде, в виде эмульсии (под микроскопом в масле вид-
ны водяные шарики диаметром 2—10 мкм) и в виде отстоя
на дне резервуара.
111
Молекулярно растворенная вода мало влияет на элек-
трическую прочность масла. Вместе с тем даже малые до-
ли процента эмульсионной воды значительно снижают его
электрическую прочность (рис. 11.4). Это объясняется тем,
что под действием электрического поля шарики эмульси-
онной воды поляризуются и вытягиваются вдоль силовых
Рис. 11.1. Зависимость макси-
мальных значений пробивных
напряжений трансформаторно-
го масла при 50 Гц от расстоя-
ния между электродами для
различных промежутков
Рис. 11.2. Зависимость пробив-
ного напряжения трансформа-
торного масла от расстояния
между электродами. Промежу-
ток стержень — плоскость. На-
пряжение постоянное:
1 — отрицательный стержень; 2 —
положительный стержень
Рис. 11.3. Зависимость макси-
мальных значений пробивного
напряжения трансформатор-
ного масла от расстояния меж-
ду электродами. Промежуток
стержень — плоскость. Напря-
жение импульсное:
1 — отрицательный стержень; 2 —
положительный стержень
линий, образуя проводящий мостик, по которому и проис-
ходит разряд при более низком напряжении.
Особенно резкое уменьшение разрядных напряжений
происходит при наличии в масле гигроскопических загряз-
нений— волокон бумаги, картона, пряжи, значительно об-
легчающих образование проводящих мостиков (рис. 11.4,
кривая /).
112
Общее количество воды, которое может находиться в
масле в молекулярно-растворенном и эмульсионном виде,
ограничено. При содержании его более 0,02 % избыточная
влага выпадает в виде отстоя на дно. Хотя сам отстой и
не влияет на электрическую прочность, его появление сви-
детельствует о существенном ухудшении изоляционных
свойств масел.
Рис. 11.4. Зависимость пробивного
напряжения трансформаторного мас-
ла при частоте 50 Гц и температуре
25 °C от влагосодержания масла:
1 — технически чистое масло (содержит
около 50 г/т твердых включений); 2 — то
же (содержит менее 0,5 г/т твердых вклю-
чений)
Рис. 11.5. Зависимость пробивной
напряженности трансформаторно-
го масла в слабонсоднородном
поле от температуры
При увеличении температуры масла до 60—80 °C проч-
ность масла возрастает (рис. 11.5), что объясняется пере-
ходом воды из эмульсионного в молекулярно-растворенное
состояние. Дальнейшее повышение температуры вызывает
испарение влаги, и прочность снижается из-за появления
в масле пузырьков водяного пара.
Поскольку для формирования разряда в масле требует-
ся значительное время, разрядное напряжение промежут-
ков в масле зависит от скорости подъема напряжения: чем
быстрее растет напряжение, тем при большем его значе-
нии произойдет пробой. В связи с этим скорость подъема
переменного напряжения во время испытаний регламенти-
рована (см. §30.3). Однако даже и в этом случае стандарт
распределения разрядных напряжений масляных проме-
жутков достаточно высок и может составлять c=10-F
4-15 %.
8—469
113
11.2. РАЗРЯД ПО ПОВЕРХНОСТИ ТВЕРДОГО ДИЭЛЕКТРИКА
В МАСЛЕ
Твердый диэлектрик между электродами в масле рас-
полагается так же, как и в газе (см. рис. 7.1). Поэтому
свойства поверхностных разрядов в обеих этих средах ка-
чественно подобны. Однако различия физико-химических
свойств масла и газов обусловливают ряд особенностей
разряда в масле.
Относительная диэлектрическая проницаемость масла
FrM значительно больше, чем воздуха (£гм = 2,2ч-2,4; егв==
= 1), и приближается к егд твердого диэлектрика (£гд =
= 34-8). Поэтому при одинаковых размерах и форме элек-
тродов и диэлектрика распределение электрического поля
в масле более равномерное, чем в газе. Более равномерно-
му распределению поля способствует также то, что масло
имеет более высокую удельную объемную проводимость
G. Наконец, масло по сравнению с газами имеет более
высокую электрическую прочность. Благодаря этим факто-
рам напряжения появления короны (7К и скользящих раз-
рядов t/сю а также разрядное напряжение t/p в масле су-
щественно выше, чем в газах, при одинаковых размерах
электродов и твердого диэлектрика.
Развитие короны и тем более скользящих разрядов на
поверхности диэлектрика при рабочем напряжении недо-
пустимо, особенно для органических материалов, которые
могут быстро разрушаться вследствие воздействия на них
повышенной температуры и химически активных веществ.
При скользящих разрядах по поверхности слоистых ди-
электриков вследствие высокой температуры в каналах
разряда происходит интенсивное газообразование не толь-
ко в масле, но и под верхним слоем твердого диэлектрика.
Пузырьки газа не успевают выйти из-под этого слоя, и в
дальнейшем скользящие разряды возникают внутри твер-
дого диэлектрика. В результате происходит его «вспары-
вание».
11.3. ПРОБОЙ ТВЕРДЫХ ДИЭЛЕКТРИКОВ
Движение свободных электронов в твердом веществе
имеет сложный характер. Поэтому математическое описа-
ние процесса развития пробоя встречает большие трудно-
сти, и теории электрического пробоя твердых диэлектри-
ков, пригодной для инженерной практики, до сих пор нет.
114
При некоторой напряженности электрического поля
свободные электроны накапливают энергию, достаточную
для ионизации молекул диэлектрика. У электрода с малым
радиусом кривизны сначала возникает очень тонкий ка-
нал разряда, который заполняется газообразными продук-
тами. Это приводит к значительному увеличению числа
Рис. 11.7. Зависимость 50 %-иого
импульсного пробивного напря-
жения новой корпусной микалент-
ной компаундированной изоляции
от числа импульсов п. Импульс
1,2/50 мкс, толщина изоляции 3 мм
----------1-----------
Рис. 11.6. Дендрит, образо-
вавшийся в эпоксидном
компаунде через 1 мин пос-
ле включения напряжения
50 кВ частотой 50 Гц. Тол-
щина изоляции 3 мм, про-
межуток игла — плоскость
Г о Т1 Тг Т5 Т
Рис. 11.8. к объяснению механиз-
ма теплового пробоя
свободных электронов и дальнейшему развитию канала и
его ветвлению. Разветвленные каналы имеют форму ден-
дрита (рис. 11.6). Область, занимаемая каналами разря-
да, растет и достигает противоположного электрода. За-
вершение пробоя может сопровождаться механическим
разрушением диэлектрика.
Существенной особенностью твердых диэлектриков яв-
ляется то, что их электрическая прочность в отличие от
электрической прочности газообразных и жидких диэлек-
8*
115
триков после пробоя и отключения напряжения не восста-
навливается.
Если к твердому диэлектрику прикладываются кратко-
временные импульсы напряжения (грозовые или коммута-
ционные) сравнительно небольшой амплитуды, то в нем
могут возникать микроскопические трещинки. В некоторых
аморфных диэлектриках, например в стекле, канифоли,
целлулоиде, трещины самозаплавляются и при повторных
импульсах каждый раз возникают в новом месте. Пробив-
ное напряжение таких диэлектриков мало зависит от ко-
личества приложенных импульсов.
В большинстве же твердых диэлектриков при повтор-
ных импульсах разряд развивается по пути предыдущего
и микротрещина увеличивается. Поэтому с ростом числа
приложенных импульсов пробивное напряжение диэлект-
рика уменьшается (рис. 11.7). Это явление, отражающее
накопление повреждений изоляции, называется кумуля-
тивным эффектом (от латинского cumulo — скла-
дывать, накапливать).
Снижение пробивного напряжения изоляции в зависи-
мости от числа воздействий характеризуется коэффици-
ентом кумулятивности
^кум “ ^пр1/^прп> (11-0
равным отношению пробивных напряжений при единичном
и многократных воздействиях.
Под действием приложенного напряжения в изоляции
возникают диэлектрические потери, обусловленные нали-
чием у любой реальной изоляции небольшой проводимости
и рассеянием энергии при некоторых видах поляризации.
За счет диэлектрических потерь происходит дополнитель-
ный разогрев изоляции.
Мощность диэлектрических потерь в изоляции определя-
ется выражением
Рд-соШ2{§б, (11.2)
где со — круговая частота; С — емкость рассматриваемой
изоляции; U — воздействующее напряжение; tg б— тан-
генс угла диэлектрических потерь, равный отношению ак-
тивного тока /а через изоляцию к емкостному току 1С.
Для многих видов внутренней изоляции величина tg б
растет при повышении температуры Т в соответствии с
выражением
tg6= tg60ea<r-4 (11.3)
116
где а — коэффициент, зависящий от свойств изоляции
«0,02 1/°С); То — температура окружающей среды.
Таким образом, мощность диэлектрических потерь в
изоляции при заданном напряжении зависит от темпера-
туры Т.
Мощность потока тепла, отводимого от изоляции в ок-
ружающую среду,
Ротв = aS (Г — То), (11.4)
где а — коэффициент теплоотдачи; S — площадь поверх-
ности изоляции, от которой отводится тепло.
Зависимости P^=f(T)f соответствующие трем значе-
ниям воздействующего на изоляцию напряжения (7i<
и зависимость РОтв=/(71) показаны на рис. 11.8.
Как видно, при напряжениях и U2 кривые Р^—[(Т) и
PoTB=f(T) пересекаются при температурах Tt и Т2. Это
означает, что при указанных напряжениях достигаются
установившиеся режимы нагрева изоляции, при которых
соблюдается баланс выделяемой в изоляции и отводимой
от нее тепловой энергии. Однако при U>Us мощность по-
терь в изоляции при любой температуре будет превышать
мощность отвода тепла. Следовательно, при U>U^ прои-
зойдет нарушение теплового баланса изоляции, темпера-
тура последней будет неограниченно расти до потери изо-
ляцией диэлектрических свойств — произойдет тепловой
пробой.
Изложенная выше упрощенная модель теплового про-
боя относится к случаю, когда время приложения напря-
жения т значительно превышает постоянную времени на-
грева изоляции тн и, следовательно, могут достигаться ус-
тановившиеся режимы нагрева конструкции. Однако теп-
ловой пробой возможен и при т, соизмеримых с тн, и даже
при т<тн. В этих случаях механизм теплового пробоя
сложнее, но сущность его остается прежней — разогрев изо-
ляции за счет диэлектрических потерь до температуры,
при которой происходит разрушение изоляции. В этой об-
ласти времен т напряжение {7цр теплового пробоя возра-
стает при уменьшении т, так как для разогрева изоляции
до одной и той же температуры разрушения за более ко-
роткое время нужна большая мощность диэлектрических
потерь.
Глава двенадцатая
ОСНОВНЫЕ ВИДЫ ВНУТРЕННЕЙ ИЗОЛЯЦИИ
12.1. КОМБИНИРОВАНИЕ ДИЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАТЕРИАЛОВ
ВО ВНУТРЕННЕЙ ИЗОЛЯЦИИ
К диэлектрическим материалам, используемым для
внутренней изоляции оборудования высокого напряжения,
предъявляются высокие требования в отношении их элек-
трических, тепловых, механических и других свойств.
Прежде всего материалы должны обеспечивать высо-
кие — кратковременную и длительную — электрические
прочности. Это означает, что они должны обладать опре-
деленным комплексом свойств: иметь высокие пробивные
напряженности в области чисто электрического пробоя и
малые диэлектрические потери (от них зависит напряже-
ние теплового пробоя), иметь достаточную стойкость к
воздействию частичных разрядов или обеспечивать отсутст-
вие в изоляции газовых включений.
Тепловые свойства диэлектрических материалов (теп-
лопроводность, стойкость к тепловому старению и др.) ис-
ключительно важны в связи с тем, что они ограничивают
допустимые температуры активных частей оборудования
и влияют на перепады температуры в изоляции. Следова-
тельно, они предопределяют допустимые рабочие режимы
оборудования в целом (допустимые рабочие токи, токи
перегрузки и т. д.). Кроме того, от тепловых свойств мате-
риалов зависят степень пожаро- и взрывоопасности кон-
струкции, объем и содержание защитных мероприятий.
Высокие требования к механической прочности диэлек-
трических материалов обусловлены не только значитель-
ными нагрузками на изоляцию в эксплуатации, но и на-
грузками, возникающими в процессе изготовления самой
изоляции и конструкции в целом. Особенность этих требо-
ваний состоит в том, что необходимо не просто обеспечить
механическую целостность изоляции и всей конструкции,
но и исключить появление в изоляции трещин, расслоений
и других небольших дефектов, снижающих электрическую
прочность.
Весьма важными являются требования к технологич-
ности диэлектрических материалов. Кратко эти требования
сводятся к тому, что материалы должны быть прогодными
для высокопроизводительных процессов изготовления изо-
ляции и всего оборудования или аппарата в целом.
118
Материалы для внутренней изоляции должны удовлет-
ворять экологическим требованиям: они не должны содер-
жать или образовывать в процессе эксплуатации токсич-
ные продукты; после отработки всего срока службы они
должны легко поддаваться переработке или уничтожению
без загрязнения окружающей среды.
Наконец, диэлектрические материалы должны быть не-
дефицитными и иметь такую стоимость, при которой до-
стигаются требуемые экономические показатели оборудо-
вания.
В ряде случаев к указанным выше общим требованиям
могут добавляться и другие, обусловленные спецификой
того или иного вида оборудования. Например, материалы
для силовых конденсаторов должны иметь повышенную
диэлектрическую проницаемость; материалы для камер
выключателей — высокую стойкость к термоударам и воз-
действию электрической дуги.
Следует подчеркнуть, что все отмеченные выше группы
требований относятся к категории главных, т. е. пренебре-
жение любыми из них приведет к тому, что конструкция
высокого напряжения окажется либо неработоспособной,
либо экономически или экологически неприемлемой.
Многолетняя практика создания и эксплуатации обо-
рудования высокого напряжения показала, что весь комп-
лекс требований наилучшим образом удовлетворяется при
использовании в составе внутренней изоляции комбинации
из нескольких материалов, дополняющих друг друга и вы-
полняющих несколько различные функции.
Целесообразность комбинирования материалов во внут-
ренней изоляции строго может быть обоснована только
путем анализа многих свойств различных вариантов изо-
ляции и влияния этих свойств на показатели конкретных
видов оборудования. Поэтому для краткости ограничимся
некоторыми общими соображениями о преимуществах ком-
бинированной изоляции.
Во всех случаях в состав внутренней изоляции должны
входить твердые диэлектрические материалы, так как
только они могут обеспечить необходимую механическую
прочность изоляционной конструкции. Эти материалы име-
ют, как правило, и весьма высокую электрическую проч-
ность. Однако твердые диэлектрические материалы обла-
дают низкой теплопроводностью; в конструкциях со слож-
ной конфигурацией электродов они требуют больших
трудозатрат на механическую обработку. Главный же не-
119
достаток твердых материалов состоит в том, что трудно или
даже невозможно обеспечить надежное сочленение деталей
из таких материалов друг с другом или с электродами без
воздушных зазоров, в которых под действием рабочего
напряжения могут развиваться частичные разряды, вызы-
вающие старение изоляции.
Указанные недостатки в значительной мере или пол-
ностью устраняются, если в комбинации с твердыми ма-
териалами использовать высокопрочные газы под давле-
нием или жидкие диэлектрики. Газы и жидкости легко за-
полняют изоляционные промежутки любой конфигурации,
могут заполнять тончайшие зазоры и щели, чем существен-
но повышают электрическую прочность, особенно длитель-
ную. Жидкие диэлектрики могут быть использованы в ка-
честве теплоносителя в системе интенсивного охлаждения
конструкции. Но для газов и жидких диэлектриков необ-
ходим корпус — резервуар (бак), а для жидких диэлект-
риков— еще и устройство для компенсации температурных
изменений объема и специальные противопожарные меро-
приятия, так как большинство жидких диэлектриков явля-
ются горючими материалами. Поэтому иногда в составе
внутренней изоляции применяют диэлектрические матери-
алы, которые лишь в процессе изготовления изоляции на-
ходятся в жидком состоянии, а затем отверждаются.
Ниже рассматриваются наиболее распространенные ви-
ды внутренней изоляции оборудования высокого напряже-
ния энергосистем, целесообразность комбинирования ма-
териалов в которых подтверждена многолетней практикой.
Следует, однако, отметить, что в ряде случаев комплекс
высоких свойств изоляции может быть достигнут и при
использовании одного материала. ПримерОхМ тому служат
силовые кабели на напряжения ПО и 220 кВ с изоляцией
из вулканизированного полиэтилена.
12.2. МАСЛО-БАРЬЕРНАЯ ИЗОЛЯЦИЯ
Основу масло-барьерной изоляции (МБИ) составляет
минеральное (трансформаторное) масло, которое как ма-
ловязкая жидкость легко заполняет изоляционные проме-
жутки с электродами любой конфигурации и обеспечивает
хорошее охлаждение конструкции за счет самопроизволь-
ной или принудительной циркуляции.
Масло-барьерная изоляция используется в качестве
главной изоляции в силовых трансформаторах, авто-
120
трансформаторах и реакторах. В состав МБИ входят твер-
дые диэлектрические материалы: электрокартон, кабель-
ная бумага и др. Они используются для обеспечения меха-
нической прочности конструкции, а также для повышения
электрической прочности МБИ. Необходимость в этом
обусловлена тем, что в больших по объему изоляционных
промежутках масло имеет относительно невысокую элект-
рическую прочность (всего лишь в 2,5—3,0 раза большую,
чем у воздуха при атмосферном давлении).
С целью повышения электрической прочности МБИ в
масляных промежутках устанавливают барьеры из элект-
трокартона толщиной 2,0—3,0 мм, покрывают электроды
полимерными материалами или наносят на них слои бу-
мажных лент.
Барьеры из электрокартона дают наибольший эффект,
когда они расположены нормально к силовым линиям
электрического поля. Поэтому в силовых трансформаторах
они выполняются в виде цилиндров и угловых шайб.
Введение барьеров в масляный промежуток приводит
к увеличению напряженности в масле на 5—7%, так как
диэлектрическая проницаемость пропитанного маслом
картона примерно в 1,5 раза выше, чем масла. Тем не ме-
нее барьеры повышают электрическую прочность МБИ на
30—50 %. Строгое объяснение барьерного эффекта для мас-
ляных промежутков пока отсутствует. Вероятнее всего
роль барьера состоит в следующем. В технически чистом
масле неизбежно присутствуют взвешенные твердые при-
месные частицы. Такие частицы в электрическом поле втя-
гиваются в области повышенных напряженностей, которые
образуются у поверхностей электродов (элементов обмот-
ки) с наименьшими радиусами кривизны. Около частиц из-
за различия диэлектрических проницаемостей происходит
усиление электрического поля, что приводит к снижению
электрической прочности масляного промежутка. Барьеры,
разделяя промежуток на ряд узких каналов, ограничива-
ют количество примесных частиц, которые могут прибли-
жаться к электродам и участвовать в инициировании раз-
рядного процесса.
Средством повышения электрической прочности МБИ
служит также покрытие электродов сложной формы тон-
ким слоем полимерного материала (поливинилбутираля —
«бутвара»); а в случае электродов простой формы — изоли-
рование их слоями бумажной ленты.
Технология изготовления МБИ включает сборку конст-
121
Рис. 12.1. Зависимость максимальных зна-
чений пробивного напряжения масло-барт-
ерной изоляции от расстояния между об-
мотками трансформатора:
/ — / = 50 Гц, /=1 мин; 2 — импульсы G00/1600 мкс;
3 — импульсы 1,2/50 мкс; 4 — срезанные импуль-
сы при / = 24-3 мкс
рукцпи, сушку ее под вакуумом при
температуре 100—120 °C и заполне-
ние (пропитку) под вакуумом дега-
зированным маслом.
К достоинствам МБИ относятся
сравнительная простота конструк-
ции и технологии ее изготовления, интенсивное охлаждение
активных частей трансформаторов (обмоток, магнитопро-
водов), а также возможность восстановления качества изо-
ляции в эксплуатации путем сушки конструкции и замены
масла.
Масло имеет меньшую электрическую прочность, чем
твердая изоляция, поэтому при увеличении напряжения
вначале происходит пробой наиболее нагруженного масля-
ного промежутка (масляного канала). При этом ток в мес-
те пробоя ограничивается сопротивлением последовательно
включенной твердой изоляции и других масляных каналов,
и поэтому полной потери изоляционных свойств не проис-
ходит. Однако в месте разрядов в масле создаются необра-
тимые повреждения твердой изоляции, снижающие ее дли-
тельную электрическую прочность. Поэтому кратковремен-
ную электрическую прочность масло-барьерной изоля-
ции принято характеризовать пробивным напряжением
первого масляного канала.
Экспериментальные зависимости пробивных напряже-
ний масло-барьерной изоляции трансформатора от рассто-
яния между обмотками НН и ВН (ширина первого масля-
ного канала 15—20 мм) приведены на рис. 12.1. Они хоро-
шо отображаются эмпирическими формулами:
при переменном напряжении с частотой 50 Гц,
ипр = 40d 1 +
2,14 \
V~d /’
при полных грозовых импульсах 1,2/50 мкс
£/ир = 82,5d 1 +
2,14 \
Vd )’
(12.1)
(12.2)
122
при срезанных грозовых импульсах
/ 2,14 \
t/np-^93,2d 1+—- . (12.3)
\ V d J
В (12.1) — (12.3) изоляционное расстояние d между об-
мотками (от меди одной обмотки до меди другой) выража-
ется в сантиметрах, а максимальные значения пробивного
напряжения t7np — в киловольтах.
Напряжение пробоя первого масляного канала в масло-
барьерной изоляции отличается от пробивного напряжения
чисто масляных промежутков, поскольку условия формиро-
вания разряда зависят от емкости, через которую замыка-
ется разрядный ток. Однако экспериментальные данные по
пробивным напряжениям чисто масляных промежутков
могут быть использованы для приближенного определения
напряжения пробоя первого масляного канала. Для этого
нужно рассчитать долю напряжения, приходящегося на
масляный канал, с учетом различия диэлектрических про-
ницаемостей масла и твердой изоляции. Более точное опре-
деление пробивных напряжений производится эксперимен-
тально на полномасштабных макетах изоляции.
Недостатками МБИ являются меньшая, чем у бумаж-
но-масляной изоляции, электрическая прочность, пожаро- и
взрывоопасность конструкции, необходимость специальной
защиты от увлажнения в процессе эксплуатации.
Масло-барьерная изоляция, как уже отмечалось, ис-
пользуется в качестве главной изоляции, т. е. изоляции
между обмотками разного напряжения, а также между об-
мотками и заземленными элементами конструкции, в сило-
вых трансформаторах с номинальными напряжениями от 10
до 1150 кВ, в автотрансформаторах и реакторах высших
классов напряжения. Ранее она применялась и во вводах
напряжения НО—220 кВ, однако теперь в них использует-
ся бумажно-масляная изоляция.
12.3. ТВЕРДАЯ ИЗОЛЯЦИЯ
Для создания изоляционных конструкций применяется
широкий круг твердых диэлектрических материалов, отли-
чающихся своим происхождением, структурой, физико-ме-
ханическими свойствами и электрическими характеристи-
ками. В изоляционных конструкциях твердый диэлектрик
может использоваться отдельно, а также входить в состав
комбинированной изоляции как одна из ее важнейших час-
123
Таблица 12.1. Электрические характеристики твердых изоляционных
материалов
Изоляционные материалы Епр’ к В /см е при 50 Гц tg б при 50 Гц
Неорганические материалы:
электрофарфор 280—350 6,0—7,2 0,02—0,04
стеатит 380—500 6,5—7,0 0,0005—0,003
стекло и стеклотекстолит 100—480 6,0—8,0 0,003—0,05
слюдяные изделия 120—500 5,8—7,5 0,008—0,07
асбест Органические материалы: на основе целлюлозы: 30—60 7,0—8,0 0,2—0,5
бумаги и картоны 100—500 2,2—2,7 0,001—0,03
фибра 35—70 — —
гетинакс и текстолит 160—200 5,0—8,0 0,02—0,18
пропитанная древесина 40—80 7,0—8,0 0,06—0,3
синтетические материалы:
термопластичные (поли- этилен, полистирол, фто- ропласт и др.), 250—600 2,2—4,0 0,0001—0,0008
термореактивные (эпоксидные компаунды) 250—500 — 0,01—0,05
тей, поскольку твердая часть изоляции несет механическую
нагрузку.
Одной из особенностей твердой изоляции является воз-
можность ее теплового пробоя вследствие затрудненного
теплоотвода. Поэтому твердые диэлектрики должны обла-
дать малыми диэлектрическими потерями, высокой нагре-
востойкостыо и хорошей теплопроводностью.
Твердая изоляция в отличие от газообразной и жидкой
после пробоя не самовосстанавливается. Это свойство
твердые диэлектрики придают также комбинированной
изоляции, в состав которой они входят.
В табл. 12.1 приведены электрические характеристики
некоторых твердых изоляционных материалов, при этом
указанная в ней электрическая прочность Епр относится к
тонким образцам.
Неорганическая изоляция устойчива к внеш-
ним воздействиям, долговечна и имеет невысокую стои-
мость. Из керамических материалов отметим стеатит, из-
готовляемый из талька, каолина и углекислого бария по
технологии, аналогичный производству фарфора. Стеатит
обладает механической прочностью, превышающей фарфор
124
в 2—3 раза, малыми диэлектрическими потерями и высо-
кой теплостойкостью. Особенно низкий tg б стеатит имеет
при высоких частотах, поэтому он используется в основном
для изоляции радиоустройств.
Стеклоткань, спрессованная в несколько слоев и пропи-
танная изоляционными смолами, называется стеклотексто-
литом. Этот материал имеет высокую нагревостойкость и
может надежно работать при температурах до 180 СС.
Слюда как диэлектрический материал обладает рядом
ценных качеств, к числу которых относятся очень высокая
электрическая прочность (при определенной ориентации
электрического поля относительно кристаллической струк-
туры), стойкость к воздействию частичных разрядов, высо-
кая нагревостойкость. Эти качества делают слюду незаме-
нимым материалом для изоляции статорных обмоток вра-
щающихся машин с номинальными напряжениями до
36 кВ.
Однако основные виды слюдяной продукции: слюда
щипаная и слюдинитовая бумага—сами по себе непригод-
ны для выполнения крупных изоляционных конструкций.
Щипаная слюда — это пластинки небольших размеров тол-
щиной от 0,005 до 0,045 мм; слюдинитовая бумага, получа-
емая из отходов слюдяного производства, имеет крайне
низкую механическую прочность. Поэтому оба этих про-
дукта используются в составе композиционных материа-
лов: мнкаленты и слюдинитовой ленты.
Микалента представляет собой слой пластинок слюды,
скрепленных лакОхМ между собой и с подложкой из специ-
альной бумаги или стеклоленты. Микалента используется
для изготовления так называемой компаундированной изо-
ляции. Технология изготовления такой изоляции включает
следующие операции: намотку нескольких слоев мнкаленты
на проводники обмотки, пропитку при нагреве под ваку-
умом битумным компаундом и опрессовку. Этот процесс
повторяется после наложения каждых пяти-шести слоев до
получения изоляции необходимой толщины.
Компаундированная изоляция используется до настоя-
щего времени в машинах малой и средней мощности. Ее
недостатки: недостаточная механическая прочность при
нагреве из-за размягчения термопластичного компаунда, а
также дефицитность и высокая стоимость основного компо-
нента — щипаной слюды.
Более совершенной является изоляция, выполняемая из
слюдинитовых лент и термореактивных пропиточных соста-
125
bob. Слюдинитовая лента состоит из одного слоя слюди-
нитовой бумаги толщиной 0,04 мм и одного или двух слоев
подложки из стеклоленты толщиной 0,04 мм. Такая компо-
зиция обладает достаточно высокой механической прочно-
стью (за счет подложек) и отмеченными выше качествами,
• характерными для слюды.
Из слюдинитовых лент и пропитывающих составов на
основе эпоксидных и полиэфирных смол изготовляют тер-
мореактивную изоляцию, которая при нагреве не размяг-
чается, сохраняет высокую механическую и электрическую
прочность.
Возможны два способа изготовления такой изоляции.
В первом варианте намотка осуществляется лентами, зара-
нее пропитанными под вакуумом термореактивным соста-
вом. После наложения необходимого количества слоев
изоляция под вакуумом разогревается и опрессовывается
до отверждения пропиточного состава. Во втором варианте
намотка осуществляется сухой (непропитанной) лентой.
Затем проводится сушка под вакуумом, пропитка горячим
составом, нагнетаемым с избыточным давлением, и опрес-
совка до отверждения пропиточного состава. В обоих слу-
чаях режимы основных технологических операций выбира-
ются так, что обеспечивается плотное прилегание слоев
друг к другу и к проводникам обмотки, надежное заполне-
ние термореактивным составом всех зазоров между слоями
и пор в самих лентах. Соответствующие виды термореак-
тивной изоляции у нас в стране называют «слюдотерм» и
«монолит».
Термореактивная изоляция значительно превосходит
компаундированную по электрическим и механическим
свойствам; входящая в ее состав слюдинитовая бумага не
является дефицитной и значительно дешевле щипаной слю-
ды. Термореактивная изоляция используется в настоящее
время в статорных обмотках всех крупных турбо- и гидро-
генераторов, двигателей и синхронных компенсаторов с но-
минальными напряжениями до 36 кВ.
Асбест—негорючий и теплостойкий минерал. Благода-
ря волокнистой структуре из него изготовляются ткани, ли-
сты, плиты и пр. Используется для нагревостойкой изоля-
ции, предохранения от действия электрической дуги. Из-за
наличия окислов железа и влаги асбест является полупро-
водящим материалом (удельное сопротивление—до
104 Омм) и поэтому используется также в качестве полу-
проводящих покрытий и прокладок.
126
Органическая изоляция создается на основе
целлюлозы, синтетических материалов или каучука. Основ-
ным недостатком изоляции на основе целлюлозы являются
ее высокая гигроскопичность и низкая нагревостойкость.
Для уменьшения гигроскопичности бумагу пропитывают
лаками и смолами. Пропитанные термореактивной бакели-
товой смолой и спрессованные листы бумаги после термо-
обработки образуют монолитный материал с высокими ме-
ханическими свойствами, называемый гетинаксом. Если же
такой обработке подвергается хлопчатобумажная ткань,
то получаемый материал называют текстолитом.
Бумага, обработанная хлористым цинком и спрессован-
ная в виде листов или труб, называется фиброй. Этот ма-
териал поддается всем видам механической обработки и
используется для изготовления крепежных деталей. При
термическом разложении фибра выделяет большое количе-
ство газов, поэтому она используется для обеспечения дуго-
гашения в трубчатых разрядниках.
Высушенная и пропитанная древесина твердых пород
используется для изготовления крепежных деталей и про-
кладок. Из тонких листов древесного шпона после пропит-
ки изоляционными смолами, прессования и термообработ-
ки получают дельта-древесину — листовой материал с
высокими механическими свойствами и хорошими электри-
ческими характеристиками.
Большой класс твердых изоляционных материалов со-
ставляют синтетические полимерные диэлектрики. Термо-
пластичные материалы, размягчающиеся и плавящиеся при
нагреве до нескольких сотен градусов, применяются для
изготовления прессованных изделий и тонких пленок, поли-
этилен нашел применение в качестве изоляции силовых ка-
белей напряжением до 35 кВ.
Компаунды на основе эпоксидной смолы являются тер-
мореактивными материалами: после нагрева они теряют
пластичность, затвердевают и становятся нерастворимыми.
Они используются для изготовления литой изоляции транс-
форматоров, аппаратов и герметизированных распредели-
тельных устройств.
Кратковременная электрическая прочность твердой изо-
ляции, как следует из табл. 12.1, зависит от вида диэлект-
рика и изменяется в широких пределах. Однако имеются
свойства, общие для всех изоляционных материалов. Одно
из них — это существенная зависимость электрической
прочности от расстояния между электродами (рис. 12.2).
127
Рис. 12.3. Зависимость времени
пробоя от приложенного напряже-
ния для образцов ,(с/ = 3 мм) с
однородной (а) и многослойной
(б) пленочной изоляцией
Рис. 12.2. Зависимость электричес-
кой прочности картона марок Б,
В и Г от толщины при испытани-
ях в трансформаторном масле
(температура 90±5°С)
Рис. 12.4. Зависимость времени
пробоя от приложенного напря-
жения для образцов из полиэти-
лена в воздухе (а) и пропитанно-
го минеральным маслом (б)ч Тол-
щина изоляции 100 мкм
Пробивное значение напряженности поля для тонких сло-
ев (пленок) значительно выше, чем для больших толщин
изоляции. Поэтому во многих случаях создается многослой-
ная изоляция, например посредством намотки бумаги или
синтетической пленки. Эффект многослойности твердой
изоляции иллюстрируется рис. 12.3: время пробоя образ-
ца, склеенного из нескольких слоев пленки, на два порядка
больше, чем для однородного образца.
В реальной изоляции слои твердого диэлектрика, ко-
нечно, не склеиваются, а изоляция вакуумируется, сушится
и пропитывается жидким или газообразным диэлектриком
(минеральное масло, элегаз), чтобы исключить воздушные
включения между слоями диэлектрика и связанные с ними
частичные разряды. Эффект пропитки многослойной изо-
ляции иллюстрируется рис. 12.4.
12.4. БУМАЖНО-МАСЛЯНАЯ ИЗОЛЯЦИЯ
Исходными материалами для изготовления бумажно-
масляной изоляции (БМИ) служат кабельная или конден-
саторная бумага и минеральное масло (трансформаторное,
128
кабельное, конденсаторное). В ряде случаев используются
минеральное (кабельное) масло с добавками канифоли,
касторовое масло, синтетические жидкости.
Основу БМИ составляют слои бумаги. В зависимости
от размеров и особенностей конструкции электродов (токо-
ведущих частей) каждый слой бумаги может быть сплош-
ным или состоять из отдельных лент. В первом случае ис-
пользуются рулоны бумаги достаточно большой ширины
(до 3,5 м), во втором—ролики бумажной ленты шириной от
20 до 400 мм. Рулонная БМИ применяется в силовых кон-
денсаторах п вводах (проходных изоляторах), ленточная—
для июлирования электродов относительно сложной кон-
фигурации или большой длины, например во вводах высших
классов напряжения, в кабелях, обмоточных проводах для
трансформаторов и т. д.
Слои ленточной изоляции образуются путем плотной
намотки на электрод бумажной ленты внахлест (положи-
тельное перекрытие) пли с зазопом между соседними вит-
ками (отрицательное перекрытие). Первый вариант обычно
используется при ручкой намотке изоляции на изогнутые
электроды, например па электроды тороидальной формы;
второй—при наложении изоляции с помощью специаль-
ных намолочпых сгаикэв, обеспечивающих такое взаимное
расположение лент в соседних слоях, при котором зазоры
между витками в одном слое надежно перекрываются лен-
тами следующего слоя. Ленточная изоляция с отрицатель-
ным перекрытием используется в кабелях, так как наличие
небольших зазоров (1—2 мм) между витками в слое при-
дает изоляции большую гибкость.
После плотной намотки необходимого числа слоев бу-
маги изоляция подвергается сушке под вакуумом при тем-
пературе 100—120 °C до остаточного давления 0,1 —10 Па.
Затем под вакуумом производится пропитка тщательно де-
газированным маслом.
Бумажно-масляная изоляция многослойная. В такой
изоляции случайный дефект твердого диэлектрика (бумаги)
заведомо ограничен пределами одного слоя и многократно
перекрывается другими слоями; вероятность совпадения
дефектов в нескольких слоях оказывается ничтожно
малой.
Бумажно-масляная изоляция имеет сложную структуру.
При плотной намотке между слоями остаются тонкие (ме-
нее 0,01 мм) зазоры, обусловленные микронеровностями
поверхностей бумаги. В самой бумаге имеется большое
9—469
129
количество микропор между волокнами. В ленточной изо-
ляции, кроме того, образуются небольшие зазоры между
соседними витками ленты. В любом случае в БМИ созда-
ется система распределенных по всему объему и связанных
зазоров и микропор, которые в целом занимают около 50 %
объема изоляции. Благодаря этой системе при вакуумной
сушке обеспечивается удаление из изоляции воздуха и ад-
сорбированной влаги, а при пропитке — надежное заполне-
ние всех зазоров и микропор маслом. Тем самым гаранти-
руется отсутствие в БМИ газовых включений, в которых
могли бы развиваться частичные разряды при относитель-
но низких напряжениях.
В силу отмеченных выше особенностей структуры БМИ
имеет высокую кратковременную и длительную электричес-
кие прочности при больших толщинах и объемах изоляци-
онной конструкции. По этому показателю она превосходит
все другие виды внутренней изоляции, используемые в
широких промышленных масштабах. Следует особо под-
черкнуть, что высокая электрическая прочность БМИ
достигается при плотной намотке бумаги и при тщательной
сушке и пропитке маслом.
Пробивные напряженности тонких слоев БМИ в по-
перечном по отношению к бумаге направлении составляют
500—600 кВ/см, что превышает электрическую прочность
ее компонентов: масло имеет напряженность пробоя, при-
мерно равную 200 кВ/см, а кабельная бумага—100—
150 кВ/см. Однако прочность БМИ вдоль слоев бумаги
значительно (в 10—20 раз) ниже прочности в поперечном
направлении, поэтому для нее опасны продольные состав-
ляющие напряженности электрического поля.
К числу достоинств БМИ относятся малые диэлектри-
ческие потери при частоте 50 Гц (при 20 СС tg6 = 0,003-H
— 0,005), возможность механизации процесса наложения
слоев бумаги, относительно низкая стоимость.
Недостатками БМИ являются невысокая допустимая
рабочая температура (не более 90 °C), горючесть. Бумаж-
но-масляную изоляцию нельзя использовать в конструк-
циях с электродами сложной формы, когда возможно обра-
зование складок и морщин в слоях бумаги. Изоляция тре-
бует надежной защиты от попадания влаги, так как
увлажнение влечет за собой резкое ухудшение ее характе-
ристик.
В настоящее время разновидности БМИ широко ис-
пользуются во многих видах оборудования высокого на-
130
пряжения энергосистем: в силовых конденсаторах разного
назначения, во вводах на напряжения от НО до 1150 кВ,
в силовых кабелях с номинальными напряжениями от 35 до
500 кВ, в силовых трансформаторах, автотрансформаторах
и реакторах (в качестве витковой изоляции), в измеритель-
ных трансформаторах тока высших классов напряжения.
12.5. ГАЗОВАЯ И ВАКУУМНАЯ ИЗОЛЯЦИЯ
Применение газовой изоляции дает ряд преимуществ по
сравнению с твердыми и жидкими диэлектриками. В част-
ности, газовая изоляция отличается очень малыми диэлект-
рическими потерями и практически не изменяет своих
свойств в процессе эксплуатации. Применение ее приводит
к резкому снижению массы конструкции. В ряде случаев
конструкция устройства упрощается и становится пожаро-
безопасной.
При увеличении давления электрическая прочность эле-
газа (SF6) и воздуха становится выше электрической проч-
ности твердых и жидких диэлектриков, например мине-
рального масла (рис. 12.5).
Газы, используемые для изоляции установок высокого
напряжения, должны быть химически стойкими в электри-
ческом разряде и не должны выделять химически актив-
ных веществ; быть инертными и не вступать в реакции с
материалами, в сочетании с которыми они применяются;
обладать низкой температурой сжижения, допускающей их
применение при повышенных давлениях, и высокой тепло-
проводностью. Помимо этого они должны быть негорючи-
ми и нетоксичными, и иметь невысокую стоимость.
В настоящее время в качестве изоляции применяются
воздух, азот и шестифтористая сера (элегаз). Из них наи-
большей электрической прочно-
стью, превышающей прочность
азота и воздуха примерно в 2,5
раза, обладает элегаз. Причина
этого заключается в том, что эле-
Рис. 12,5. Зависимость пробивного на-
пряжения от расстояния между электро-
дами:
/ — воздух. р = 2,8 МПа; 2—элегаз, р=0.7 МПа;
5 — трансформаторное масло; 4 — элегаз при
атмосферном давлении; 5 — воздух при ат-
мосферном давлении
9*
131
газ является электроотрицательным газом, в состав его мо-
лекулы SF6 входит фтор — галоген, легко присоединяющий
к себе электрон и образующий устойчивые отрицательные
ноны.
При увеличении давления электрическая прочность эле-
газа возрастает почти пропорционально давлению и может
быть выше электрической прочности жидких и некоторых
твердых диэлектриков. Наибольшее рабочее давление и,
следовательно, наибольший уровень электрической прочно-
сти элегаза в изоляционной конструкции ограничиваются
возможностью сжижения элегаза при низких температурах.
Так, температура сжижения элегаза при давлении 0,3 МПа
составляет —45 °C, а при 0,5 МПа повышается до —30 °C.
Такие температуры у отключенного оборудования наруж-
ной установки вполне возможны зимой во многих районах
страны. В связи с этим большой интерес представляют
смеси элегаза с азотом, у которых электрическая прочность
лишь на 10—15 % ниже прочности чистого элегаза, а до-
пустимое давление резко возрастает. Так, папример, у сме-
си из 30 % элегаза и 70 % азота сжижение при температу-
ре —45 °C наступает при давлении 8 МПа. Таким образом,
допустимое рабочее давление для смеси оказывается при-
мерно в 30 раз выше, чем для чистого элегаза.
Для крепления токоведущих частей в комбинации с эле-
газом используются опорные изоляционные конструкции из
литой эпоксидной изоляции. Основным материалом в ней
является эпоксидная или эпоксидно-днановая смола. Ка-
чество таких опорных изоляторов и особенно их длительная
электрическая прочность в сильной степени зависят от
технологии подготовки материалов и заливки. Обязатель-
ными считаются сушка исходных материалов, тщательное
перемешивание компаунда, вакуумирование объема формы,
заливка и выдержка до отверждения при избыточном дав-
лении. Эти мероприятия позволяют исключить в литой изо-
ляции газовые включения и тем самым обеспечить высокий
уровень ее длительной электрической прочности.
Элегазовая изоляция может быть использована только
в герметичных конструкциях. Практика показала, что на-
дежная герметизация конструкций с элегазом является
сложной задачей, требующей пристального внимания. В со-
временных элегазовых аппаратах утечка элегаза не превы-
шает I % общей массы в год.
Высокая надежность элегазовой изоляции, как показы-
ггет опыт эксплуатации, обеспечивается при условии очень
тщательной очистки от загрязнений всех элементов конст-
рукции, соприкасающихся с элегазом. Небольшие количе-
ства пыли, мелкой металлической стружки, волокон пряжи
или бумаги могут снизить кратковременную электрическую
прочность конструкции пли вызвать появление в ней час-
тичных разрядов. Последние опасны тем, что разлагают
элегаз с образованием химически очень активных, а иногда
и токсичных продуктов.
В настоящее время основной областью применения эле-
газовой изоляции являются комплектные распределитель-
ные устройства (КРУЭ) на напряжение 110—220 кВ, наи-
большее рабочее давление элегаза в которых 0,3 МПа. Сей-
час разрабатываются КРУЭ на напряжение 1150 кВ,
ведутся работы по созданию силовых кабелей с элегазовой
изоляцией.
Элегаз является не только хорошей изолирующей, но и
хорошей дугогасящей средой. Ток отключения в элегазе
примерно в 10 раз больше, чем в воздухе. Если же учесть,
что в элегазе скорость восстановления электрической проч-
ности после погасания дуги почти на порядок выше, чем в
воздухе, то из этого следует, что мощность отключения в
элегазе может быть почти в 100 раз больше, чем в воздухе.
По'этой причине элегазовые выключатели успешно конку-
рируют с воздушными выключателями.
Воздух под избыточным давлением в несколько атмо-
сфер используется в основном в образцовых конденсаторах
на напряжение до 35 кВ. Ограниченное применение возду-
ха связано с тем, что при частичных разрядах в воздухе
образуется озон, вызывающий коррозию металлов и разру-
шение твердых диэлектриков.
Азот и элегаз применяются для изоляции конденсато-
ров, трансформаторов, кабелей и герметизированных рас-
пределительных устройств.
Характерной особенностью электроотрицательных газов
(элегаза, воздуха) под давлением является наличие макси-
мума в зависимости пробивного напряжения промежутков
с резконеоднородным полем от давления (рис. 12.6). Такое
явление наблюдается при переменном напряжении, а так-
же при постоянном напряжении и положительной полярно-
сти электрода с высокой кривизной поверхности. При им-
пульсных напряжениях максимум выражен слабо. Объяс-
няется это возникновением вблизи электрода с большой
кривизной в результате ионизации положительного объем-
ного заряда. Диффузия этого заряда затруднена из-за по-
133
вышения давления, и он как бы увеличивает радиус кри-
визны электрода, выравнивая электрическое поле, вследст*
вие чего пробивное напряжение повышается. При дальней-
шем росте давления после значения, соответствующего
максимуму J7np, вследствие увеличивающегося поглощения
фотонов и усиления фотоионизации изменяется механизм
Рис. 12.6. Зависимость пробивного
напряжения промежутков с рез-
конеоднородным полем от давле-
ния:
/ — элегаз; 2 — воздух
разряда: из лавинного он становится стримерным, и про-
бивное напряжение достаточно резко снижается.
Напряжение начала короны, кВ, в элегазовых проме-
жутках, образующих однородное поле, рассчитывается по
формуле
89,36^ + 0,71, (12.4)
где L — длина промежутка, см; 6 — относительная плот-
ность элегаза.
Для цилиндрических электродов, образующих коакси-
альную систему, напряженность начала короны, кВ/см, оп-
ределяется как
Е!."89,3б[1 + -^Ц (>2.5)
где г — радиус внутреннего электрода, см.
Напряжение начала короны рассчитывается по формуле
^к= + , (12.6)
где /Сн — коэффициент неоднородности электрического
поля.
Приведенные формулы справедливы для гладких элект-
родов. В реальных конструкциях на поверхности электро-
дов всегда имеются микроскопические выступы (шерохова-
тости) и осевшие частицы. Напряженность электрического
поля у выступов возрастает, что приводит к снижению t/K.
134
Оценка напряжения начала короны производится в таких
случаях по экспериментальным данным.
Для коаксиальной системы электродов вероятность воз-
никновения короны (пробоя) Р(Е) при напряженности по-
ля Е определяется по формуле (двойной экспоненциальный
закон распределения)
Р (£) = 1 — ехр Г — ехр Е ~£а (12.7)
L J
где Е3 и аЕ—параметры распределения, связанные со
средним значением Еср и среднеквадратическим отклонена
Р Г ,ПК77 Цб
ем ст соотношениями Еа =£ср+0,577ае; аЕ—-----о.
п
Значения £Ср и а зависят от давления элегаза (рис.
12.7). Определив Еср и а по рис. 12.7 для заданного давле-
Рис. 12.7. Зависимость параметров распределения
Еср (а) и а (б) от давления
ния, можно по (12.7) вычислить вероятность зажигания
разряда при напряженности Е или, наоборот, по заданной
вероятности вычислить соответствующую напряженность
поля.
При увеличении площади поверхности электрода веро-
ятность зажигания разряда возрастает. Если среднее зна-
чение напряженности зажигания разряда на электроде пло-
щадью S равно £Cps, то для такого же электрода с боль-
шей площадью Si среднее значение напряженности может
быть определено как
т/"7 5 •
Ecpst = EcpS-----a In (12.8)
Л О
135
Уменьшение Еср с ростом площади электрода связано
в первую очередь с ростом вероятности появления высоких
выступов или оседания больших частиц на его поверхности.
Однако в соответствии с законами теории вероятности £ср
должно уменьшаться с ростом площади и в случае гладких
электродов (см. § 13.2).
Жесткость изоляционной конструкции с газом придают
вставки, распорки и другие элементы, выполненные из
твердых диэлектриков. Электрическая прочность такой
комбинированной изоляции определяется напряжением пе-
рекрытия по поверхности твердого диэлектрика. На рис.
12.8 показаны напряжения перекрытия различных твердых
диэлектриков в элегазе в зависимости от давления. Ос-
новными причинами снижения разрядных напряжений по
сравнению с чисто элегазовым промежутком являются
плохой контакт изолятора с электродами и большая нор-
мальная составляющая напряженности электрического
поля на поверхности твердого диэлектрика. Если исклю-
Рис. 12.8. Разрядные напряже-
ния вдоль поверхности различных
изоляционных материалов в элега-
зе в зависимости от давления:
1 — чисто газовый промежуток; 2 —
фторопласт-4; 3 — эпоксидный компа-
унд; 4 — стектотекетолит
Рис, 12.9. Зависимость пробивно-
го напряжения от расстояния
между электродами:
/—технический вакуум; 2 — элегаз;
р=0,1 МПа; 3 — воздух, р = 0,1 МПа
Рис. 12.10. Зависимость пробивно-
го напряжения вакуумного про-
межутка от числа тренировочных
пробоев
136
чить плохие контакты и выровнять поле, придав изолятору
соответствующую форму или использовав внутренний эк-
ран, то удается в некоторых случаях получить разрядные
напряжения по поверхности изолятора, близкие по значе-
ниям к пробивному напряжению чисто элегазового проме-
жутка.
Промежутки, для которых произведение давления газа
на межэлектродное расстояние лежит в пределах 0,01 —
0,2 кПа-см, считаются вакуумными промежутка-
м и. Возникновение разряда в них определяется практиче-
ски только процессами па электродах. В ряде случаев
электрическая прочность вакуумной изоляции может быть
выше, чем газовой изоляции (рис. 12.9).
Различают три вида нарушения электрической прочно-
сти вакуумной изоляции: во-первых, появление более или
менее стабильных токов с плотностью 10~4—10~3 А/см2,
резко зависящих от приложенного к электродам напряже-
ния. Эти токи называются темновыми или предпробивными;
во-вторых, возникновение периодически повторяющихся
самогасящпхся маломощных импульсов тока силой 10-4—
10~3 А и длительностью 10~4—10-3 с с частотой повторения
от долей до десятков и сотен герц; в-третьих, возникнове-
ние пробоя всего изоляционного промежутка. Пробой
характеризуется резким спадом напряжения между элект-
родами и образованием дуги.
Под нарушением электрической прочности вакуумной
изоляции понимают те явления, которые ограничивают
подъем напряжения на электродах в данной конкретной
установке. В одном случае это пробой при быстром подъ-
еме напряжения, в других — возникновение изредка им-
пульсов тока при длительном приложении напряжения или
появление темновых токов. Таким образом, в зависимости
от требований, предъявляемых к вакуумной изоляции, в
понятие электрической прочности может вкладываться
разный смысл.
Отличительной чертой вакуумной изоляции являются
очень большие разбросы пробивных напряжений и напря-
жений появления темновых и импульсных токов (измерен-
ные значения могут отличаться друг от друга в 1,5—3 ра-
за), что объясняется особенностями микроструктуры
поверхности электродов в их чистотой (адсорбционные и
окисные пленки). Характеристики поверхности зависят от
материала и чистоты обработки электродов и могут из-
меняться при воздействии разрядов.
137
Уменьшить разброс пробивных напряжении удается с
помощью тренировки электродов, представляющей собой се-
рию пробоев вакуумного промежутка до установления ста-
бильного напряжения. При пробоях вакуумного промежут-
ка происходят нагрев электродов и испарение их поверхно-
сти. В результате этого поверхность электродов становится
более гладкой и очищается от посторонних веществ, что и
приводит к повышению и стабилизации пробивного напря-
жения (рис. 12.10).
В установках с вакуумной изоляцией, так же как и с
газовой, электрическая прочность промежутка очень часто
определяется разрядным напряжением по поверхности
твердых изоляторов, которые применяются для крепления
различных узлов установки. Для повышения и стабилиза-
ции разрядного напряжения по поверхности твердого ди-
электрика также проводят тренировку, которая представ-
ляет собой выдержку промежутка под напряжением.
Вакуумная изоляция используется в установках и при-
борах, где вакуум является рабочей средой. Это—ускори-
тели, космические двигатели, электростатические сепара-
торы, электровакуумные приборы. Вакуумная изоляция
применяется также в конденсаторах на 20—50 кВ, в вы-
ключателях, вакуумных разрядниках и реле. Использова-
ние вакуумной изоляции в выключателях представляет ин-
терес благодаря быстрому восстановлению электрической
прочности промежутка после пробоя (10~3—10~4 с); при-
менение вакуумной изоляции в искровых реле позволяет
получать хорошие временные характеристики реле: неста-
бильность времени срабатывания меньше 10 нс.
Недостатком вакуумной изоляции являются конструк-
тивные сложности получения высокого вакуума и сложная
технологическая обработка токоведущих частей.
Глава тринадцатая
РЕГУЛИРОВАНИЕ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ПОЛЕЙ
ВО ВНУТРЕННЕЙ ИЗОЛЯЦИИ
13.1. ГРАДИРОВАНИЕ ИЗОЛЯЦИИ
Целью регулирования электрических полей является
повышение эффективности использования изоляции. Для
надежной эксплуатации изоляции необходимо, чтобы мак-
симальные напряженности поля не превосходили допусти-
138
мого значения, т. е. Етах^Елоп. Если выразить Ептх через
коэффициент неоднородности электрического поля /Сн и
среднюю напряженность поля Ecp=U/d (U — рабочее на-
пряжение; d — толщина изоляции), то получим
, КИ<£доп Дк.
а £дои
(13.1)
Последнее означает, что при заданном значении Едоп
необходимая толщина изоляции пропорциональна коэффи-
циенту неоднородности поля. Иными словами, толщина
изоляции минимальна, если поле однородно. Поэтому ос-
новной задачей регулирования электрических полей явля-
ется снижение коэффициента неоднородности.
Следует заметить, что уменьшение толщины изоляции
может повлиять на некоторые другие характеристики ап-
паратуры, поскольку при этом могут улучшиться условия
ее охлаждения.
Одним из способов регулирования электрического поля
в конструкциях с бумажно-масляноп изоляцией является
градирование изоляции, которое осуществляется
посредством комбинации материалов с различными ди-
электрическими пропицаемостями. Этот способ широко
применяется в кабельной изоляции.
Рис. 13.1. Регулирование элект-
рического поля с помощью
градирования изоляции:
а — схема изоляции: Э — электрод,
Д — диэлектрик: б — распределе-
ние напряженности в радиальном
направлении' /— в неградирован-
ной изоляции; 2 — в градирован-
ной изоляции
Рассмотрим изоляцию одножильного кабеля с токопро-
водящей жилой радиусом При использовании однородно-
го диэлектрика распределение напряженностей поля в ра-
диальном направлении будет характеризоваться кривой 1
на рис. 13.1, б. Если же применить два изоляционных ма-
териала с диэлектрическими пропицаемостями и 8г2(ен>
>>8г2), то распределение напряженностей поля будет сле-
довать кривой 2.
139
Вследствие равенства потоков смещения через цилинд-
рические поверхности радиусом гх и г2 имеет место урав-
нение
2яг1г^г1Е}тах = 2лг^оег2Е2тах, (13.2)
где Е[тах и Е2тах— напряженности поля соответственно у
электрода радиусом гх и на границе диэлектриков (цилин-
дрической поверхности радиусом г2).
Из (13.2) следует, что при Е[тах = Е2тах
Wi = ег2г2. (13.3)
Коэффициент неоднородности поля при градировании
изоляции ниже, чем для однотипной изоляции, поэтому в
соответствии с (13.1) толщина градированной изоляции при
заданном значении £доп оказывается меньше.
Градирование бумажно-масляной изоляции кабелей
осуществляется с помощью различных сортов бумаги. От-
носительная диэлектрическая проницаемость зависит от
плотности бумаги и изменяется в пределах ег = 3,5-н4,3.
Наибольшее значение ег имеет бумага плотностью 1,2 г/см3,
а наименьшее — бумага плотностью 0,85 г/см3. Обычно
градирование производится на два слоя, при этом внутрен-
ний слой наматывается более плотной бумагой. Градиро-
вание на большее число слоев применяется редко и только
в кабелях сверхвысокого напряжения, например в некото-
рых кабелях с номинальным напряжением 500 кВ исполь-
зуются 3—5 слоев.
В кабелях постоянного напряжения распределение на-
пряженностей поля определяется проводимостями изоля-
ции, поэтому градирование следовало бы производить по
условию
т/l = V» (13.4)
где Yi и у2 — удельные проводимости слоев изоляции.
Однако обеспечить равенство (13.4) очень сложно из-за
зависимости yi и у2 от температуры и от различного рода
примесей.
13.2. ПРИМЕНЕНИЕ КОНДЕНСАТОРНЫХ ОБКЛАДОК
Регулирование электрического поля в конструкциях с
бумажно-масляной изоляцией может осуществляться с по-
мощью так называемых конденсаторных обкладок,
представляющих собой дополнительные электроды из ме-
таллической фольги, которые располагаются в толще изо-
140
ляции между главными электродами. В результате обра-
зуется цепочка последовательно включенных конденсато-
ров, емкости которых при переменном напряжении (или
сопротивления изоляции между обкладками при постоян-
ном напряжении) определяют распределение напряженно-
стей в изоляции.
Путем изменения размеров, числа и взаимного располо-
жения конденсаторных обкладок можно изменять емкости
последовательно включенных конденсаторов, регулируя тем
самым характер распределения напряженностей.
Рис. 13.2. Варианты расположения конден-
саторных обкладок в изоляции:
а — между электродами для регулирования в об-
ласти основной изоляции; б — между дополни-
тельными электродами для регулирования поля
между их краями; / — электроды; 2 — диэлект-
рик; 3 — конденсаторные обкладки
Конденсаторные обкладки могут располагаться: в об-
ласти основной изоляции между электродами для регули-
рования поля как в радиальном, так и в осевом направле-
нии (рис. 13.2, ц), а также в области между краями элек-
тродов для выравнивания электрического поля между ними
(рис. 13.2, б).
Выбор размеров и расположение обкладок в изоляции
с осевой симметрией производятся иа основании предпо-
ложения о постоянстве потока смещения через все обклад-
ки, расположенные между главными электродами (иска-
жением поля на краях конденсаторных обкладок прене-
брегаем) :
2л/7г0ег£г = const, (13.5)
где Ег—напряженность поля у конденсаторной обкладки;
г—радиус обкладки; I — длина обкладки.
Если принять, что максимальные напряженности поля
в пределах каждого слоя между двумя соседними обклад-
ками должны быть одинаковыми, то размеры обкладок
могут выбираться из условия
rl const. (13.6)
При достаточно большом количестве обкладок расстоя-
ние между обкладками Дг = г?14.1— гп мало (2—4 мм),
141
поэтому в пределах каждого слоя разница между макси-
мальной и минимальной напряженностями поля незначи-
тельна и, таким образом, напряженность поля в радиальном
направлении практически постоянна (рис. 13.3). Это поз-
воляет существенно уменьшить диаметр изоляционной кон-
струкции.
Рис. 13.3. Регулирование электрического поля с помощью
конденсаторных обкладок в радиальном (а) и осевом (б)
направлениях
142
Из технологических соображений обычно принимают
значение Аг постоянным. При этом, как следует из (13.6),
&1 — 1п— 1п+1 оказывается обратно пропорциональной г2,
т. е. при увеличении радиуса обкладок существенно умень-
шается значение А/. Это означает, что вблизи краев корот-
кого электрода возникают значительные по величине со-
ставляющие напряженности поля, направленные вдоль оси
конструкции. Вместе с тем в этом направлении (вдоль сло-
ев бумаги) электрическая прочность бумажно-масляной
изоляции значительно меньше, чем в радиальном направ-
лении. Поэтому при проектировании вводов часто исходят
из постоянства напряженности поля в осевом направлении
(между краями обкладок). При этом некоторое повышение
радиальных напряженностей поля у электродов (рис. 13.3)
не оказывает существенного влияния на габариты ввода.
Отметим, что с помощью конденсаторных обкладок
можно также регулировать электрическое поле и во вво-
дах с масло-барьерной изоляцией. В этом случае обкладки
располагают на барьерах цилиндрической формы. Посколь-
ку число барьеров во вводах невелико, регулирование полу-
чается более грубым, чем во вводах с бумажно-масляной
изоляцией.
На краях тонких обкладок из фольги напряженности
электрического поля велики, и в этих местах возникают
частичные разряды. Для того чтобы исключить их или по
крайней мере уменьшить размеры области, в которой они
возникают, увеличивают радиус закругления края обклад-
ки, например путем заворачивания его, а также располага-
ют между краями обкладок дополнительные электроды,
как показано на рис. 13.2, б. С помощью этих электродов
удается более равномерно распределить напряжение меж-
ду краями соседних обкладок и уменьшить напряженность
поля у краев основных обкладок.
13.3. ПРИМЕНЕНИЕ ПОЛУПРОВОДНИКОВЫХ ПОКРЫТИЙ
В тех случаях, когда электрод с острой кромкой нахо-
дится в газе или жидкости или примыкает к поверхности
твердой изоляции, скругление края электрода приводит к
образованию узкой щели между электродом и твердой изо-
ляцией. При этом эффект от скругления края электрода
получается существенно меньше, так как напряженность
в щели возрастает из-за различия диэлектрических прони-
иаемостей газа (жидкости) и твердой изоляции.
143
Если щель нельзя по технологическим причинам запол-
нить твердой изоляцией или если скругление края услож-
няет конструкцию (например, скругление стали статора в
месте выхода обмотки из паза вращающейся машины), ис-
пользуют полупроводящие покрытия. Элемент такой изоля-
ции показан на рис. 13.4. В нем с помощью покрытия до-
Рис. 13.1 Регулирование электрического поля с помощью полупрово-
дящего покрытия:
а — устройство изоляции (на участке ЛВ—покрытие); б — схема замещения; в—
изменение напряженности Е хвдоль поверхности твердой изоляции
стигается уменьшение составляющих напряженности Ех,
направленных вдоль поверхности твердой изоляции.
При отсутствии покрытия изменение потенциала и на-
пряженности Ех вдоль поверхности твердой изоляции оп-
ределяется главным образом удельным поверхностным со-
противлением рч и удельной поверхностной емкостью
= где и d — соответственно диэлектрическая
проницаемость и толщина твердой изоляции. Поэтому на-
пряженность Ех может быть определена с помощью схемы
замещения, приведенной на рис. 13.4, б (при /и — 0). На-
ибольшее значение напряженность Ех имеет в точке А:
Ел<.) — ^sk^r'd. (13.7)
При Наличии полупроводящего покрытия с удельным
поверхностным сопротивлением рп<Срз напряженность в
точке А становится равной
Ели ~ Ео ]Aopneoer/d, (13.8)
т. е. уменьшается в "Kp/Pn Раз-
Конец покрытия образует острую кромку, поэтому
на участке х>/п напряженность Ех увеличивается.
144
В точке В она равна
Ев = Uв V<Dpseoer/d,
(13.9)
где UB~2Uoexp[—1п]/"<opne0er/d]—напряжение на изоля-
ции при х=/п.
Вследствие падения напряжения в полупроводящем
покрытии поэтому и Ев<Ед0. Удельное сопротив-
ление рп и длину покрытия /п можно подобрать так, чтобы
£дп = £в^Едоп, где Едоп — допустимая напряженность,
соответствующая отсутствию разрядов по поверхности твер-
дой изоляции при рассматриваемом виде воздействующего
напряжения UQ.
Глава четырнадцатая
КРАТКОВРЕМЕННАЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКАЯ ПРОЧНОСТЬ
ВНУТРЕННЕЙ ИЗОЛЯЦИИ
14.1. ДОПУСТИМЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ НА ВНУТРЕННЕЙ ИЗОЛЯЦИИ
Внутренняя изоляция оборудования энергосистем дол-
жна надежно выдерживать грозовые и внутренние перена-
пряжения. Это означает, что перенапряжения не должны
приводить к полному пробою внутренней изоляции, а так-
же к появлению в ней каких-либо местных повреждений,
влекущих за собой сокращение срока службы изоляцион-
ной конструкции. Такие повреждения при перенапряжени-
ях могут быть вызваны частичными разрядами (см. гл. 18).
Например, опасные повреждения возможны в конструкци-
ях с бумажно-масляной изоляцией в резконеоднородном
электрическом поле, а также в маслобарьерной изоляции
силовых трансформаторов при частичных разрядах в виде
пробоя первого масляного канала.
Таким образом, кратковременная электрическая проч-
ность внутренней изоляции, или ее способность выдержи-
вать воздействие перенапряжений, не всегда характеризу-
ется напряжением полного (сквозного) пробоя, в ряде слу-
чаев она определяется напряжением появления частичных
разрядов с опасной для данной изоляции интенсивностью.
Это обстоятельство имеет большое практическое значе-
ние. Например, при заводском контроле изоляционных
конструкций отсутствие пробоя во время приложения ис-
10—469
145
пытательного напряжения отнюдь не означает, что испыта-
ния прошли успешно. Необходимо еще убедиться в том, что
под действием испытательного напряжения в изоляции не
появились частичные повреждения. С этой целью до и после
приложения испытательного напряжения состояние изоля-
ции обязательно контролируется с использованием мето-
дов, позволяющих обнаружить местные дефекты (напри-
мер, по характеристикам частичных разрядов).
В диапазоне времен воздействия, характерных для гро-
зовых и внутренних перенапряжений, кратковременная
электрическая прочность большинства видов внутренней
изоляции сложным образом зависит от длительности при-
ложенного напряжения. Для практических целей проекти-
рования изоляционных конструкций обычно используются
данные о кратковременной электрической прочности при
стандартных грозовых импульсах напряжения и при плав-
ном или ступенчатом подъеме напряжения частотой 50 Гц.
Соответствующие напряжения будем обозначать далее (7И
и (75о. При этом требования, чтобы внутренняя изоляция
выдержала воздействия грозовых и внутренних перенапря-
жений, могут быть записаны в виде следующих неравенств:
<4>f/ncn.H, (14.1)
^0>^исп,50, (14.2)
где Янсп.и и С\тсп,5о — испытательные напряжения, значе-
ния которых устанавливаются с учетом уровней возможных
в эксплуатации грозовых и внутренних перенапряжений.
В силу случайной природы разрядных процессов во
внутренней изоляции и неконтролируемых различий между
внешне одинаковыми изоляционными конструкциями на-
пряжения Ukl и (750 являются величинами случайными,
подверженными значительным разбросам. Поэтому требо-
вания к уровням кратковременной электрической прочно-
сти внутренней изоляции, записанные в виде (14.1) и (14.2),
необходимо дополнить указанием о том, что эти условия
должны соблюдаться с некоторой достаточно высокой ве-
роятностью Р, зависящей от требований к надежности изо-
ляции (например, Р = 0,999). Это означает, что в условия
(14.1) и (14.2) должны входить значения напряжений Un
и [750, вероятность появления которых (или еще более низ-
ких) равна 1 — Р, т. е. очень мала.
Напряжения Uu и (7so, соответствующие требуемой ма-
лой вероятности пробоя или повреждения изоляции,
называются допустимыми для данной изоляционной
146
конструкции. Обозначим их U^n и Таким образом,
условиями нормальной работы внутренней изоляции при
перенапряжениях будут неравенства
Цц,и^^исп,и» (14.3)
^д,50 ^исп,50 . (14.4)
При разработке изоляционных конструкций пользуются
значениями напряжений [7Д)И и С7д,5о, полученными по ре-
зультатам испытаний конструкций или макетов, воспроиз*
водящих ту или иную часть конструкции. Для этого проводят
статистический анализ результатов испытаний доста-
точно больших партий конструкций или макетов, выбира-
ют вид функций распределения F(Utt) и F(U^) и оценива-
ют их параметры, например математические ожидания /7И>
[/5о и среднеквадратические отклонения ои, Oso- Затем, ис-
пользуя функции распределения Р(17и) и F(U^)> опреде-
ляют допустимые напряжения из условий
^(^hXI-P, (14.5)
F(M<1 -Р. (14.6)
Исследования конструкций с разными видами внутрен-
ней изоляции показали, что функции распределения напря-
жений t/и и Um могут иметь сложный вид. Однако
вполне удовлетворительное для инженерной практики сог-
ласие с опытными данными дают распределения экстре-
мального типа: распределение Вейбулла и двойное экспо-
ненциальное. В случае двойного экспоненциального рас-
пределения функция F(U) имеет следующий вид:
F (U) = 1 — ехр Г— ехр (———
L \ «
(14.7)
где U означает (7П или (750. Параметры распределения
Ua и а связаны с математическим ожиданием U и средне-
квадратическим отклонением о соотношениями
Ua = U + 0,577 а; (14.8)
Кб
а = (14.9)
л
Если воспользоваться функцией распределения (14.7)
и соотношениями (14.8) и (14.9), то условие для выбора
10*
147
допустимых напряжений (14.5) и (14.6) после несложных
преобразований примет следующий вид:
Un = U + — [ 0,577 + In In — к (14.10)
л L ? J
В частности, если Р = 0,99, то [/д=(7— 3,14 а, а если
Р = 0,999, то /7д=(7 — 4,94а. Полученные в соответствии с
Х14.10) значения допустимых напряжений уточняются за-
тем с учетом опыта изготовления и эксплуатации изоляци-
онных конструкций.
Изложенный статистический метод определения допус-
тимых напряжений применим в тех случаях, когда испыта-
ниям подвергнуто относительно большое количество кон-
струкций или макетов (несколько десятков, сотни) и объем
опытных данных позволяет достаточно точно и достоверно
оценить величины U и а. При экспериментах с крупными
конструкциями, имеющими очень высокую стоимость, ис-
пытать с доведением до разрушения или повреждения уда-
ется очень небольшое количество таких конструкций.
В таких случаях возможна лишь очень приближенная оцен-
ка допустимых напряжений.
Для обобщения результатов определения допустимых
напряжений и использования их при разработке других
конструкций с внутренней изоляцией того же вида обычно
определяют соответствующие этим напряжениям допусти-
мые напряженности.
Для конструкций со слабонеоднородными электрически-
ми полями обычно устанавливают допустимые значения
максимальных в изоляционном промежутке напряженно-
стей
£д.и=-^-/<н, (14.11)
£д,5о= (14.12)
где d — толщина изоляции; Кн— коэффициент неоднородно-
сти электрического поля в изоляции. Для конструкций с
резконеоднородными полями пользуются допустимыми
значениями средних по толщине изоляции напряженностей.
Для основных видов внутренней изоляции, используе-
мых в промышленных масштабах в крупногабаритных кон-
струкциях высокого напряжения, допустимые напряжен-
ности составляют: Ед,и^400 кВ/см, £д,5о^2ОО кВ/см.
148
14.2. ФАКТОРЫ, ВЛИЯЮЩИЕ НА КРАТКОВРЕМЕННУЮ
ЭЛЕКТРИЧЕСКУЮ ПРОЧНОСТЬ ВНУТРЕННЕЙ ИЗОЛЯЦИИ
Кратковременная электрическая прочность внутренней
изоляции любого типа зависит от многих конструктивных
и технологических факторов. Соответствующие зависимо-
сти, необходимые для разработки новых конструкций,
технологии их изготовления и правил ведения эксплуатации
оборудования, определяются экспериментальным путем.
Из-за высокой стоимости высоковольтных изоляционных
конструкций и больших разбросов значений Un и (У5у
выявление и достоверное определение требуемых для прак-
тики зависимостей связано со значительными затратами
средств и времени. Поэтому накопление экспериментальных
данных о кратковременной электрической прочности любой
несамовосстанавливающейся изоляции идет обычно очень
медленно. Для наиболее распространенных видов внутрен-
ней изоляции накоплено уже сравнительно много опытных
данных, выявлены важнейшие зависимости, в ряде случаев
Рис* 14.1. Характерный
вид зависимости допу-
стимого напряжения от
толщины изоляции
получены эмпирические соотношения. Однако даже для
этих видов изоляции влияние некоторых факторов оценено
лишь качественно или весьма приближенно. Ниже рас-
сматривается влияние некоторых важнейших факторов,
учитывать которые необходимо при использовании уже име-
ющихся данных и при постановке новых экспериментов.
Напряжения [7Д>И и <7д,5о для любой внутренней изоля-
ции зависят от минимального расстояния между электрода-
ми, т. е. от толщины d изоляции. При увеличении толщины
d напряжения (7Д,И и (7д,5о возрастают, однако, как правило,
нелинейно. Характерный вид указанной зависимости пока-
зан на рис. 14.1. Постепенное замедление роста напряжения
f/д.и или t/д,so по мере увеличения толщины d связано с тем,
что в большинстве случаев с ростом толщины изоляции
электрическое поле в изоляции становится более неоднород-
ным.
149
Влияние толщины d изоляции и формы электрического
поля, характеризуемой коэффициентом неоднородности Ки,
можно приближенно учесть с помощью правила максималь-
ных напряженностей. Согласно этому правилу максималь-
ная напряженность в изоляционном промежутке, соответст-
вующая любой заданной вероятности пробоя или поврежде-
ния изоляции, не зависит от толщины d и от коэффициента
Кн. Максимальная напряженность в изоляции определяется
выражением
Е — — К
^тах . •*'Н*
а
Поэтому из указанного правила вытекает следующее со-
отношение допустимых напряжений для двух конструкций
с изоляцией одного и того же вида:
Цд2_____^2 ^Н1
^Д1 dl ^н2
(14.13)
Это приближенное соотношение дает удовлетворитель-
ные результаты для конструкций со слабонеоднородным
электрическим полем (Кн<3,0).
Кратковременная электрическая прочность зависит от
площади электродов в конструкции. При прочих равных ус-
ловиях с увеличеним площади электродов электрическая
прочность изоляции снижается. Для объяснения этого
эффекта рассмотрим импульсную прочность двух групп изо-
ляционных конструкций, различающихся только площадями
электродов: у конструкций первой группы площадь электро-
дов Si, у конструкций второй группы — S2 = nSi, где п>1.
Каждую конструкцию из второй группы можно условно
считать состоящей из п конструкций первой группы, соеди-
ненных параллельно. Тогда, используя теорему умножения
вероятностей, для указанных групп конструкций можно на-
писать следующее соотношение функций распределения
(t/и) И / 2 (^и) •
(14.14)
Очевидно, что 0<[1—] <С 1, поэтому при п>1 и
C7H=const F2(Uu) (JAi). Это означает, что увеличение
площади электродов (п>1) приводит к изменению функ-
ции распределения напряжений Uu, как показано на рис.
•14.2.
150
Таким образом, с увеличением площади электродов
напряжения, соответствующие одной и той же вероятности
пробоя или повреждения, снижаются. Если принять, что
функция Е1(Г7и) определяется выражением (14.7), т. е.
представляет собой двойное экспоненциальное распределе-
ние, то, используя (14.14), можно получить следующее вы-
Рис, 14.2. Влияние площади элект-
родов на функцию распределения
импульсной электрической прочно-
сти внутренней изоляции
1 — для 2 — для S2 = nSi
ражение, связывающее допустимые напряжения для конст-
рукции с площадями электродов соответственно и S2:
^д.и2 = £7д,и1 - — О 1п . (14.15)
Выражение (14.15) подтверждено результатами экспе-
риментов, в которых площади электродов изменялись на
три-четыре порядка.
Кратковременная электрическая прочность любой внут-
ренней изоляции в сильной степени зависит от технологии
изготовления самой изоляции и всей конструкции в целом.
К наиболее характерным технологическим операциям, от
качества проведения которых особенно сильно зависят
свойства внутренней изоляции, относятся сушка изоляции,
пропитка (заполнение) ее жидким или твердеющим соста-
вом, а также сборка всей конструкции. Для многослойной
изоляции большое значение имеют режимы наложения (на-
мотки) и опрессовки слоев изоляции.
Сушку изоляции, как правило, проводят под вакуумом
до остаточного давления 1 —100 Па при температуре 100—
120 °C. Продолжительность сушки зависит от габаритов
и массы конструкции и может достигать 40—50 сут. Неоп-
равданное сокращение сроков сушки или снижение темпе-
ратуры приводит к значительному увеличению количества
влаги, остающейся в изоляции. Относительно высокое
остаточное давление в конце сушки повышает риск обра-
зования в изоляции газовых включений.
151
Пропитка (заполнение) внутренней изоляции для наи-
более ответственных конструкций высокого напряжения
осуществляется под вакуумом при давлении 10—100 Па.
От режимов выполнения этой операции (температуры, дав-
ления, скорости подачи пропитывающего состава и др.)
зависит вероятность образования в изоляции газовых
включений.
При наложении (намотке) многослойной изоляции важ-
ное значение имеют те параметры процесса, которые
определяют плотность прилегания слоев друг к Другу и к
электродам. Высокой плотности изоляции, как правило,
соответствует высокая электрическая прочность.
Режимы сборки всей конструкции в целом могут вли-
ять на свойства внутренней изоляции в связи с тем, что
они определяют уровень механических и тепловых воздей-
ствий на изоляцию и, следовательно, вероятность ее случай-
ного повреждения на этой стадии изготовления оборудо-
вания.
РАЗДЕЛ ЧЕТВЕРТЫЙ
Эксплуатация изоляционных конструкций
при рабочем напряжении
Глава пятнадцатая
РАБОЧИЕ НАПРЯЖЕНИЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ СИСТЕМ
Изоляция электрических установок постоянно нахо-
дится под воздействием рабочего напряжения. Среднее
междуфазное напряжение установки называется номи-
нальным напряжением. Шкала номинальных напряжений
электропередач и оборудования приведена в табл. 15.1.
Исторически сложилось, что в эту шкалу фактически
заложены две разные системы напряжений выше 35 кВ: од-
на система — номинальных напряжений 110, 220, 500 и
1150 кВ, а другая — 150, 330 и 750 кВ. Экономически и тех-
нически нецелесообразно в одной и той же сети использо-
вать номинальные напряжения разных систем. При близких
напряжениях разных систем, например 330 и 500 кВ, раз-
ница в передаваемых мощностях невелика, а для соедине-
ния сетей с такими напряжениями требуются автотранс-
форматоры связи. При большей разнице напряжений, на-
пример 220 и 750 кВ, неоправданно высока следующая
ступень передаваемых мощностей.
В настоящее время на большей части территории СССР
применяется система номинальных напряжений НО—
220—500—1150 кВ, являющаяся основной, а другая систе-
ма (150—330—750 кВ) применяется в основном на юге ев-
ропейской части страны.
В эксплуатации напряжения отличаются от номиналь-
ного вследствие падения напряжения на элементах уста-
новки, вызванного проходящим током, и регулирования на-
пряжения источников. Наибольшие рабочие напряжения
(линейное и фазное) в любой точке системы не должны
превосходить значений, указанных в табл. 15.1.
Выбор способа заземления нейтрали зависит от ряда
факторов, главные из которых: возможность создания бо-
лее экономичной изоляции оборудования и эффективность
153
'i '.блица 15.1. Номинальные и наибольшие рабочие напряжения
Uном > КВ 3 6 10 20 35
^раб.наиб» КВ
3,5 6,9 11,5 23 40,5
^ф,раб,наиб = = ^раб.наиб^И""3 , кВ 2,0 4,0 6,65 13,3 23,4
Нейтраль Изолированная (или заземлена через ду- гогасящий реактор)
ликвидации однофазных замыканий на землю, представля-
ющих собой наиболее распространенный вид нарушений
нормальной работы электрической сети.
В установках номинальным напряжением НО кВ и вы-
ше экономически целесообразно применять глухое зазем-
ление нейтрали. В этом случае достигается существенное
сокращение размеров изоляции, а короткие замыкания
ликвидируются с помощью автоматического повторного
включения (АПВ). При возникновении короткого замыка-
ния линия автоматически отключается на время, необходи-
мое для погасания дуги в месте замыкания (доли секунды),
а затем автоматически включается. В основном АПВ ока-
зывается успешным, и на потребителе это не отражается.
В сетях 3—35 кВ эффективным способом ликвидации
замыканий является компенсация тока в месте замыкания
с помощью дугогасящего реактора, включаемого в ней-
траль трансформатора. Вследствие компенсации тока и
прекращения поступления энергии дуга в месте замыкания
не может поддерживаться и быстро гаснет. Размеры изоля-
ции в установках 3—35 кВ определяются не электрическими
воздействиями, а главным образом необходимой механи-
ческой жесткостью.
При длительной эксплуатации электрических устано-
вок необходимо учитывать процессы, приводящие к сниже-
нию электрической прочности изоляции, и явления, вызы-
вающие потери энергии и отрицательное экологическое
влияние. К такого рода явлениям относится коронный раз-
154
электрических систем
по 150 220 330 500 750 1150
1,15t/H0M 1 > l^HOM 1,05С711ОМ
126 172 252 363 525 787,5 120)
72,8 100 146 210 304 455 695
Заземленная
ряд на проводах ВЛ, который может приводить к замет-
ным потерям энергии и создавать помехи радио- и теле-
визионному приему, а также акустические шумы.
Изоляторы линий электропередачи и открытых распре-
делительных устройств загрязняются и увлажняются, что
существенно снижает их разрядные напряжения.
Внутренняя изоляция электрооборудования в процессе
эксплуатации подвергается не только электрическим, но и
термическим и механическим воздействиям, увлажняется
и разлагается, что приводит к снижению ее электрической
прочности. Изоляция стареет.
В связи с изложенным при проектировании в изоляци-
онные конструкции должен закладываться оптимальный
запас электрической прочности, а в процессе эксплуатации
необходимо диагностировать состояние внутренней изоля-
ции оборудования и осуществлять меры по поддержанию в
норме внешней изоляции электроустановок.
Глава шестнадцатая
КОРОННЫЙ РАЗРЯД НА ПРОВОДАХ ВОЗДУШНЫХ
ЛИНИЙ ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ
16.1. КОРОННЫЙ разряд и его характеристики
Коронный разряд, или корона, — это самостоятельный
разряд, возникающий в резконеоднородных полях, в кото-
рых ионизационные процессы могут происходить только в
155
узкой области вблизи электродов. К такого рода полям от-
носится и электрическое поле проводов воздушных линий
электропередачи.
Начальная напряженность коронного разряда определя-
ется для проводов радиусом г по формуле
£« = 24.5”'б[> + ^Ьг]. 06.
которая справедлива при отрицательной полярности про-
вода, однако может использоваться и при положительной
полярности, поскольку влияние полярности невелико.
При малых радиусах проводов (г<Д см) можно ис-
пользовать формулу Ф. Пика
/ 0,3
£н = 30,3 тд I 1 + “Т727
\ Кбг
В формулах (16.1) и (16.2) £н выражается в киловоль-
тах на сантиметр (кВ/см); г — в сантиметрах (см); m—»
коэффициент гладкости провода. На линиях электропере-
дачи применяются провода, свитые из большого числа про-
волок. Витые провода
этому при одинаковых
(16.2)
+ +/+
♦ + +
++1+
|++ +
г +
Л *
Рис, 16.1. Распределение
объемного заряда при
униполярной короне на
проводе
не имеют гладкой поверхности, по-
с гладкими проводами напряжениях
и внешних диаметрах напряжен-
ность электрического поля вблизи
их поверхности бывает выше и ко-
рона возникает при меньшем напря-
жении. При определении начальной
напряженности коэффициент глад-
кости т учитывает форму поверхно-
сти витого провода. Для проводов
различных марок коэффициент
гладкости т = 0,82-4-0,94.
При коронном разряде в резуль-
тате ионизации воздуха у поверх-
ности провода образуется объемный
заряд того же знака, что и поляр-
ность напряжения на проводе (рис.
16.1).
Напряженность поля у поверхности провода во время
коронирования остается равной £н. Увеличение напряже-
ния на проводе приводит к усилению ионизационных про-
цессов, росту объемного заряда и снижению напряженно-
сти до Ен. Вследствие увеличения объемного заряда потери
энергии на корону растут тем в большей степени, чем боль-
156
ше напряжение на проводе превосходит начальное напря-
жение
С/Н = £„г1п-^, (16.3)
Г
где Н — высота одиночного провода над землей.
Так как объемный заряд при любой полярности прово-
да перемещается от провода к земле, напряженность поля
у поверхности провода стремится увеличиться. Однако из-
кза усиления при этом ионизации воздуха объемный заряд
вблизи провода пополняется и напряженность поля в итоге
сохраняется равной Ен. Таким образом, вследствие непре-
рывного удаления объемного заряда от провода коронный
разряд может поддерживаться неограниченно долго.
Движение ионов под действием сил электрического поля
образует ток в промежутке между коронирующим про-
водом и землей. Для передвижения ионов необходимы за-
траты энергии, которые и определяют в основном потери
энергии на корону, поскольку затраты энергии на иониза-
цию воздуха много меньше.
При больших диаметрах проводов напряженность элек-
трического поля в окрестности провода уменьшается зна-
чительно медленнее, чем вблизи проводов малого диамет-
ра. Поэтому зона ионизации — «чехол» короны — имеет
большие размеры, и даже при начальном напряжении ла-
вины могут достигать критической длины. Корона в этом
случае возникает сразу в стримерной форме; структура зо-
ны ионизации дискретна, светятся многочисленные стри-
мерные каналы (рис. 16.2, а).
На проводах малых диаметров (до 1 см) корона возни-
кает в лавинной форме. Зона ионизации достаточно одно-
родна, свечение сосредоточено в узком чехле (рис. 16.2, б).
Однако при увеличении напряжения сверх начального раз-
меры зоны ионизации возрастают и корона из лавинной
переходит в стримерную.
Ток стримерной короны состоит из отдельных импуль-
сов с очень крутым фронтом (длительность фронта — по-
рядка десятков наносекунд). Эта высокочастотная состав-
ляющая тока короны является источником интенсивного
электромагнитного излучения с широким спектром частот,
которое создает помехи радио- и телевизионному приему.
При коронировании проводов линий сверхвысокого напря-
жения может также возникать звуковой эффект, особен-
но сильный при дожде.
157
Рис. 16.2. Стример-
ная (а) и лавинная
(б) короны на про-
воде (экспозиция 1 с)
Рис. 16.3. Распреде-
ление объемных за-
рядов при биполяр-
ной короне на прово-
дах
При коронировании двух разноименно заряженных про-
водов (рис. 16.3) ионы разных знаков движутся навстречу
друг другу. В области пониженной напряженности поля —-
посредине между проводами — происходит частичная ре-
комбинация ионов. Значительная же их часть проникает в
зону короны противоположной полярности, усиливая там
поле. В результате этого интенсивность ионизации возра-
стает, ток короны, а следовательно, и потери энергии увели-
чиваются. Такой режим коронирования называется бипо-
лярной короной в отличие от униполярной короны, пока-
занной на рис. 16.1.
При переменном напряжении корона зажигается в мо-
мент, когда напряженность поля у провода достигает зна-
чения £н, и горит, пока напряжение не достигает макси-
мума. После этого напряженность поля у провода стано-
158
Рис. 16.4. Потери мощности на
корону при переменном (/, 2)
и постоянном (2, 4) напряже-
ниях. Провод диаметром 25 мм:
1 и 2 — при слабом дожде; 3 и 4—
в хорошую погоду
вится ниже Еп и корона
потухает. Поскольку ио-
ны имеют малую под-
вижность и напряжен-
ность поля у провода в
каждый последующий по-
лупериод усиливается
объемным зарядом, ос-
тавшимся от предшест-
вующего полупериода,
мгновенное значение на-
пряжения, при котором
корона зажигается в каж-
дый полупериод (напря-
жение зажигания), мень-
ше начального напряжения. Зависимость напряжения
зажигания от амплитуды напряжения на проводе называ-
ется характеристикой зажигания короны. Чем выше на-
пряжение на проводе, тем больше напряжение зажигания
отличается от начального напряжения. При переменном
напряжении коронирование проводов более интенсивно, чем
при постоянном напряжении, и при равных условиях поте-
ри энергии на корону существенно больше (рис. 16.4).
На характеристики коронного разряда — начальное на-
пряжение, потери энергии и радиопомехи — значительное
влияние оказывают погодные условия. Атмосферные осадки
усиливают напряженность электрического поля у провода,
образуя на его поверхности водяные или ледяные выступы
и острия. Начальное напряжение короны при этом резко
снижается. Коэффициент гладкости провода должен учи-
тывать изменение состояния провода при атмосферных
осадках. Для оценки начальной напряженности по (16.1)
можно принять коэффициент гладкости провода при инее,
гололеде и изморози т=0,6. В условиях дождя или снега
коэффициент гладкости зависит от интенсивности осадков
и принимается в пределах т=0,57~-0,73.
150
16.2. КОРОННЫЙ РАЗРЯД НА ПРОВОДАХ ЛИНИЙ
ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ
Объемный заряд короны, образовавшийся в один из по-
лупериодов переменного напряжения, за время до измене-
ния полярности провода может переместиться на несколь-
ко десятков сантиметров. Вследствие этого объемные заря-
ды обоих знаков совершают возвратно-поступательное
движение вблизи провода, медленно удаляясь от него в об-
ласть слабого поля, и там рекомбинируют. Только несу-
щественная часть объемного заряда может дойти до прово-
дов соседних фаз. Вследствие этого процессы коронирова-
ния каждой из фаз трехфазной линии не влияют друг на
друга (эффект биполярности отсутствует), и каждая фаза
может рассматриваться изолированно от других.
Пусть одна из фаз подключается к источнику в нуль
напряжения (рис. 16.5). При увеличении напряжения на
Рис. 16.5. Корона при
переменном напряже-
нии:
а — изменение во време-
ни напряжения источни-
ка (и) и напряженности
электрического поля на
поверхности провода
(£); б — ток короны
Ок) и его первая гар-
моника О'к1)
проводе возрастает также напряженность электрического
поля у его поверхности. (Масштабы напряжения и напря-
женности Е выбраны на рисунке так, что кривые в началь-
ной части совпадают.) При u = Uu и Е = £,н у провода на-
чинается коронный разряд. Напряжение продолжает уве-
личиваться, а напряженность поля у поверхности провода
остается постоянной и равной Еп вследствие накопления по-
ложительного объемного заряда. В момент, когда напря-
жение достигает амплитудного значения Um, коронирова-
160
ние прекращается. И если считать, чтд положительный
объемный заряд остается неподвижным, то напряженность
поля у провода в дальнейшем снижается по синусоиде,
сдвинутой на Au относительно напряжения.
Когда напряженность поля достигнет в следующий по-
лупериод значения — Ен, коронирование возобновляется.
Происходит это, как уже отмечалось, при напряжении за-
жигания изаж<^н. Во второй и каждый из последующих
полупериодов коронирование более продолжительно, чем
в первый после включения полупериод. Во второй полупе-
риод сначала нейтрализуется положительный заряд, об-
разовавшийся в первый полупериод, а затем в пространст-
ве у провода накапливается отрицательный заряд. Далее
процесс продолжается с переменой знаков заряда. При
разложении тока короны на гармоники становится очевид-
ным, что первая его гармоника опережает напряжение на
угол, меньший 90°. Значит, ток короны имеет активную и
емкостную составляющие, т. е. при короне имеют место по-
тери энергии и увеличивается емкость провода.
При увеличении амплитуды приложенного напряжения
корона будет зажигаться при меньшем значении изаж, а
при значительном повышении напряжения — в нуль на-
пряжения или даже в тот же полупериод, когда образовал-
ся объемный заряд. Последнее означает: объемный заряд
так велик, что при уменьшении мгновенного значения на-
пряжения он создает у провода напряженность поля, не-
обходимую для возобновления процесса коронирования.
Из графика рис. 16.5 следует, что изаж = —Au, но
Au=f7m—Un, поэтому уравнение характеристики зажига-
ния короны
^заж ” 2t/H (1о.4)
Реальные характеристики зажигания (рис. 16.6) отли-
чаются от идеализированной (16.4). В реальных условиях
при одной и той же амплитуде приложенного напряжения
в положительный полупериод напряжение зажигания вы-
ше, чем в отрицательный полупериод. Это может быть свя-
зано с тем, что часть электронов не образует отрицатель-
ных ионов и покидает окрестности провода, поэтому отри-
цательный объемный заряд оказывается меньше, чем соот-
ветствующий положительный объемный заряд, и в меньшей
степени усиливает поле у провода в положительный полу-
период.
11—469
161
*tO 50 60 70 60 90 100 110 Отал,кВ
Рис, 16.6. Характеристики за-
жигания коронного разряда на
проводе диаметром 3 мм:
1 — по (16.4); 2 — отрицательный
полупериод; 3 — положительный
полупериод
Рис. 16.7. Вольт-кулоновые харак-
теристики коронирующего провода
Другое отличие: реальные характеристики зажигания
пересекают ось абцисс при с7т>2(7н. Дело в том, что ионы
уходят от провода и влияние объемного заряда на напря-
женность поля у его поверхности снижается. Это эквива-
лентно уменьшению Ди и должно приводить в возрастанию
«заж. Однако в начальной части характеристик напряже-
ние зажигания несколько ниже, чем по (16.4), поскольку
воздух в зоне коронирования нагревается и значение {7П
понижается.
Существует ряд способов измерения потерь энергии и
мощности на корону. В лабораторных условиях удобнее
всего снимать зависимость суммарного заряда — на про-
воде и в объеме — от напряжения, т. е. вольт-кулоновые
характеристики. Для этого на горизонтально отклоняющие
пластины осциллографа подается сигнал, пропорциональ-
ный мгновенному значению напряжения, а на вертикально
отклоняющие — сигнал, пропорциональный заряду (рис.
16.7). Если корона отсутствует, то на экране осциллографа
появляется прямая линия, тангенс угла которой равен
геометрической емкости провода относительно другого
электрода. Если напряжение выше начального, то на эк-
ране появляется петлеобразная фигура, площадь которой
в известном масштабе равна потерям энергии на корону
за период
Д, = f udq. (16.5)
Мощность потерь определяется как
Рк = AKf, (16.6)
где f—частота воздействующего напряжения.
162
Эквивалентная емкость провода при короне СЭКв = 1ёРэкв
превышает значение геометрической емкости Cr = tgpr и
зависит от приложенного напряжения.
Для того чтобы исключить потери энергии на корону, а
также и радиопомехи, начальное напряжение короны дол-
жно быть не ниже наибольшего рабочего напряжения ли-
нии относительно земли. Обеспечить это соотношение над-
лежащим выбором диаметра проводов можно только для
условий сухой погоды. При атмосферных осадках исклю-
чить коронирование проводов невозможно.
Поскольку сухая погода на территории СССР стоит в
течение 70—90 % годового времени (6000 — 8000 ч из
8760 ч), то диаметр проводов выбирают из условий исклю-
чения короны в хорошую погоду.
Примем для упрощения выкладок EH^30,3m6. Тогда
£/H«£HHn-^- = 30,3m6rln —, (16.7)
и н г2н г . \ >
где Н — высота подвеса проводов; S—среднегеометричес-
кое расстояние между проводами.
Условие исключения короны:
30,3 m6r In — > -НОДЛ (16.8)
г Уз
Принимая т = 0,8, 6=1 и In— «6,2 (характерное
Г
значение для линий ПО—220 кВ), получаем
d> 0,011 (16.9)
Из (16.9) еледует, что для линий электропередачи на-
пряжением ПО и 220 кВ наименьшие диаметры проводов,
при которых исключается корона в хорошую погоду, остав-
ляют соответственно 1,2 и 2,4 см (при нормальных атмос-
ферных условиях).
При номинальных напряжениях 330 кВ и выше необхо-
димы провода еще большего диаметра, во многих случаях
превышающего диаметр, выбранный из условия передачи
по линии заданной мощности. В таких случаях целесооб-
разно иметь провода, площадь поперечного сечения кото-
§ых по проводящему материалу и диаметру независимы,
то так называемые расширенные провода. Они имеют
диаметр, при котором обеспечивается необходимое сниже-
ние напряженности поля на их поверхности, а для сокра-
11*
163
щения площади поперечного сечения делаются полыми или
со стеклопластиковой сердцевиной.
Другое решение, получившее в настоящее время широкое
распространение, было предложено еще в 1910 г. акад.
В. Ф. Миткевичем и состоит в применении расщепленных
проводов фаз. В этом случае каждая фаза линии состоит
вместо одного провода большого диаметра из нескольких
параллельных проводов относительно малого диаметра.
В такой конструкции фазы удается при требуемом суммар-
ном сечении проводов существенно уменьшить максималь-
ную напряженность поля на их поверхности. Решающим
является то, что заряд каждого провода qx оставляет
только часть общего заряда расщепленной фазы </ф!
91 = = Ср,ф t/ф/п, (16.10)
где п—число проводов в фазе; Ср,ф—емкость единицы дли-
ны расщепленной фазы; (7ф — фазное напряжение.
Если провода располагаются на равных расстояниях по
окружности радиусом гр, называемым радиусом расщепле-
ния (рис. 16.8), то в трехфазной системе емкость расщеп-
ленной фазы определяется как
п 2л80
где S — среднегеометрическое расстояние между фазами,
гэ = у/nrr^~l — эквивалентный радиус одиночного прово-
да, имеющего ту же емкость, что и расщепленная фаза.
Рис. 16.8. Характеристики рас-
щепленной фазы
Рис. 16.9. Зависимость макси-
мальной напряженности элект-
рического поля на проводах
расщепленной фазы от расстоя-
ния между проводами ВЛ
500 кВ ,(/1=3, провода АСО
500)
>64
Средняя рабочая напряженность электрического поля
на поверхности проводов расщепленной фазы с учетом
(16.10) и (16.11) определяется как
£ср — <7/(2леог) — (/$/frir In —), (16.12)
/ \ гэ /
а максимальная как
Етах --КУЕСР, (16.13)
Г
где /<у= 1 + (м—1) —коэффициент, учитывающий уси-
гр
ление напряженности поля вследствие влияния зарядов на
соседних проводах расщепленной фазы.
Наиболее существенное влияние на максимальную на-
пряженность электрического поля оказывает радиус рас-
щепления. При увеличении гр, с одной стороны, уменьшает-
ся влияние зарядов соседних проводов, а с другой стороны,
увеличивается емкость фазы и соответственно ее за-
ряд. Поэтому существует оптимальный радиус расщепле-
ния, при котором Етах наименьшая (рис. 16.9).
16.3. ПОТЕРИ ЭНЕРГИИ НА МЕСТНУЮ КОРОНУ
Увеличением диаметра проводов и снижением напря-
женности поля на их поверхности нельзя исключить корон-
ного разряда при неблагоприятных атмосферных условиях.
Более того, даже при хорошей погоде не может быть ис-
ключена корона, например, в местах повреждения поверх-
ности провода и арматуры гирлянд, на элементах крепле-
ния, т. е. в точках местного усиления поля. Такую корону
называют местной в отличие от общей короны, существу-
ющей на всей поверхности проводов при £’>£'н.
Поскольку годовые потери энергии на корону составля-
ют заметное значение и могут достигать 40 % потерь на на-
грев проводов, они оказывают влияние на технико-эконо-
мические характеристики линии электропередачи и их не-
обходимо оценивать.
Оценка потерь энергии на корону производится на ос-
нове экспериментально полученных данных. В одном из
способов используются обобщенные характеристики потерь
для разных погодных условий. Выделяются четыре группы
погоды: хорошая погода (без осадков); сухой снег; дождь
и мокрый снег; изморозь, гололед и иней. Для трассы ли-
нии электропередачи определяются по метеорологическим
165
данным продолжительности отдельных видов погоды в ча-
сах; хорошей погоды /гх>а, снега ha, дождя Лд, изморози h„.
Затем по отношению Етах1Ен из кривых рис. 16.10 находят
мощность потерь для разных погодных условий. Годовые
потери энергии на корону, кВт-ч/км, определяются как
Ак = №г2 (Рх.пЛх.п + РдЛд + Рсйс + Paha), (16.14)
где N — общее число проводов в трех фазах линии.
Среднегодовая мощность потерь на корону, кВт/км,
равна
Ре,Т = Лк/8760.
(16.15)
Таблица 16.1. Усредненные
характеристики погоды
Группа Годовая про- должитель- ность Годовые потери энергии при Дан- ной пого- де, % об- щих потерь
ч %
Хорошая 7120 81,3 30
погода
Сухой снег 800 9,1 8
Дождь 500 5,7 22
Изморозь 340 3,9 40
Рис. 16.10. Обобщенные характери-
стики потерь мощности на корону
/ — хорошая погода; 2 — снег; 3 — дождь;
4 — изморозь
Усредненные данные по погодным условиям для сред-
ней полосы европейской части СССР и Западной Сибири
приведены в табл. 16.1. Продолжительность изморози не-
велика, однако потери энергии при ней составляют значи-
тельную часть среднегодовых потерь.
В оценочных расчетах потерь энергии на корону на-
чальная напряженность для расщепленных проводов оп-
ределяется по (16.1), а максимальная рабочая — по
(16.12) и (16.13). Для одиночных проводов фаз начальная
напряженность короны определяется по (16.1), а рабочая
напряженность электрического поля — по (16.12) при п=1
66
и гэ = л Напряженности рассчитываются в амплитудных
значениях.
В технико-экономических расчетах рекомендуется учи-
тывать потери на корону, если Етах/Ен>0,5. Экономически
приемлемые потери мощности на корону имеют место при
Ewax/£H<0,9,
(16.16)
и это соотношение является определяющим при выборе
проводов линий электропередачи по условию ограничения
потерь на корону.
16.4. ЭКОЛОГИЧЕСКОЕ ВЛИЯНИЕ КОРОННОГО РАЗРЯДА
Коронный разряд на линиях электропередачи создает
помехи радио- и телевизионному приему, а также акусти-
ческий шум. Основная причина радиопомех и шума, как
указывалось в § 16.1, — стримерная корона на проводах.
Поскольку наиболее благоприятные условия для возник-
новения стримерной короны складываются при различ-
ных осадках, когда значительно снижается начальная на-
пряженность поля, а также при применении проводов
большого диаметра, наиболее сильные радиопомехи и аку-
стический шум возникают при коронировании линий сверх-
высокого напряжения во время дождя и снега. В хорошую
погоду помехи возрастают при загрязнении проводов.
Спектр частот излучения, создающего радиопомехи, ох-
ватывает диапазон от 10 кГц до 1 ГГц. Помехи на часто-
тах выше 30 МГц оказывают мешающее влияние на теле-
прием и возникают только при коронировании линий 750 кВ.
Источниками помех в этом случае помимо короны на про-
водах служат частичные разряды в зазорах и трещинах
изоляторов и корона на заостренных элементах арматуры.
В хорошую погоду корона на проводах практически не соз-
дает помех телевизионному приему.
Интенсивность радиопомех характеризуется вертикаль-
ной составляющей напряженности электрического поля
вблизи поверхности земли (£2). Уровень радиопомех, дБ,
определяется величиной
Y= Wlg^Y = 20 IgA-,
\ El ! Ег
(16.17)
где Е—напряженность электричского поля, мкВ/м.
167
Обычно за базовое значение принимают Ех = \ мкВ/м,
тогда
Y = 20 1g ТЕГ. (16.18)
В качестве расчетной частоты по рекомендации Между-
народного комитета по радиопомехам принимается 0,5 МГц.
Уровень полезного сигнала при этой частоте составляет
примерно 60 дБ. Радиоприем считается удовлетворитель-
ным, если полезный сигнал превышает помехи на 20 дБ.
Поэтому допустимый уровень радиопомех в хорошую пого-
ду составляет 40 дБ, что в соответствии с (16.18) дает £=-
= 100 мкВ/м. Это значение напряженности электрическо-
го поля радиопомех принято в качестве допустимого на
расстоянии 100 м от проекции на землю крайнего провода
линии электропередачи напряжением 330 кВ и выше.
По мере удаления от линии уровень помех снижается.
Между уровнями радиопомех У1 и У2 на расстояниях соот-
ветственно li и /2 существует зависимость
Yi-Y1^20k]g-^-, (16.19)
где k — коэффициент затухания, равный 1,6 в диапазоне
частот 0,15—1 МГц.
Зависимость между уровнем радиопомех и напряжен-
ностью электрического поля на поверхности проводов ли-
нейна и выражается эмпирической формулой
Yz-Y^k^-E^ (16.20)
где У1 и У2 — уровни радиопомех, дБ, при напряженностях
на проводах Е\ и £2, кВ/см; ki — коэффициент, равный 1,8
при напряженностях поля на проводах 20—30 кВ/см.
Увеличение радиуса проводов при неизменной напря-
женности поля на них приводит к росту уровня радиопо-
мех, поскольку спад напряженности поля у провода в
радиальном направлении при этом замедляется и созда-
ются условия для развития более интенсивной стримерной
короны. Связь между уровнями радиопомех и радиусами
проводов устанавливается эмпирической формулой
У2— /, = 2016^^. (16.21)
Радиопомехи практически не зависят от числа состав-
ляющих проводов расщепленной фазы, поскольку проис-
ходит взаимное электромагнитное экранирование проводов
фазы.
168
Уровень радиопомех уменьшается с ростом частоты из-
лучения. В диапазоне 0,15—5 МГц уровень радиопомех на
различных частотах Yf по отношению к их уровню на час-
тоте 0,5 МГц определяется, дБ, по уравнению
Yf = 5,5 [1 — 2 (1g 10/)2], (16.22)
где f — частота излучения, МГц.
Если известны уровень радиопомех У1 на нормирован-
ном расстоянии от линии и параметры и ц тщательно
исследованной базовой линии электропередачи, то уровень
радиопомех при хорошей погоде У2, создаваемый другой
линией, например проектируемой с параметрами Е2 и г2,
может быть с учетом (16.20) и (16.21) определен по обоб-
щенной формуле
Y2 = Y1-}- 1,8(^2-A) +401g-^-. (16.23)
ri
Подставив в (16.23) нормированное значение У2 и пара-
метры базовой линии, получим зависимость амплитудного
значения допустимой напряженности поля на поверхности
проводов, при которой обеспечивается нормированный уро-
вень радиопомех, в виде
£доп = 32-17,41ёг. (16.24)
Акустический шум возникает главным образом в плохую
погоду, когда усиливается интенсивность коронирова-
ния проводов. Звуковой эффект при этом имеет две состав-
ляющие: 1) шипение, соответствующее частоте 100 Гц и
кратным ей частотам; 2) широкополосный шум. Первая
составляющая обусловлена движением объемного заряда у
проводов, что дважды за период создает волны звукового
давления. Вторая генерируется стримерной короной.
Уровни громкости шумов [дБ(А)] измеряются с приме-
нением корректирующих фильтров, которые позволяют
учесть физиологические особенности органов слуха челове-
ка (псофометрическую характеристику).
Особенно интенсивный шум от короны возникает при
сильном дожде, однако такой дождь сам создает шум, пре-
вышающий по громкости возможные акустические помехи
от линии электропередачи. Поэтому более существенны по-
мехи при моросящем дожде, в туман, при мокрых проводах
после сильного дождя. Уровень громкости в этих случаях
на 5—6 дБ (А) ниже, чем в сильный дождь, но значительно
превышает общий звуковой фон. Оценка акустического шу-
ма делается по условиям «влажных» проводов.
169
По санитарным нормам допустимый уровень громкости
равен 45 дБ (А). Линии сверхвысокого напряжения в
СССР не приближаются к границам населенных пунктов
ближе чем на 300 м. А на таком расстоянии уровни громко-
сти при влажных проводах ниже допустимого значения.
Для оценки громкости при дожде может быть использо-
вана эмпирическая формула
А = 16 + 1,14£шах + 9г + 151g n — 101g/, (16.25)
где А — уровень громкости, дБ (А); г—радиус провода,
см; Етах — максимальная напряженность поля на поверх-
ности проводов, кВ/см; п — число проводов в расщеплен-
ной фазе; I — расстояние от крайней фазы, м.
На рис. 16.11 приведены допустимые напряженности
электрического поля на поверхности проводов линий 500
и 750 кВ в зависимости от их диаметров по условиям огра-
ничения потерь энергии на корону (16.16), радиопомех и
уровней громкости на расстоянии 300 м от крайней фазы
(В. В. Бургсдорф, Л. В. Тимашова — ВНИИЭ). Кривые
Рис. 16.11. Допустимые напряженности электрического поля на поверх-
ности проводов в зависимости от их диаметров по условиям ограниче-
ния радиопомех (/ — чистые районы; 2— сельские районы с отдельны-
ми промышленными предприятиями; 3 — районы с промышленными
загрязнениями), акустических шумов \4 — ВЛ 750 с проводами в фазе,
чистые районы; 5—7 — ВЛ 750 с четырьмя, пятью и шестью провода-
ми в фазе, районы с промышленным загрязнением) и потерь энергий
на корону (Я)
ПО
построены по формулам, аналогичным (16.23) и (16.25),
однако с учетом ряда дополнительных факторов (степени
загрязненности атмосферы на трассе линии, высоты подве-
са проводов и др.). Для чистых районов допустимые напря-
женности определяются потерями энергии на корону при
<i<3,26 см и акустическими помехами при d>3,26 см.
В районах с промышленным загрязнением допустимые на-
пряженности определяются потерями энергии при d<
<2,7 см, радиопомехами при d=2,7-4-3,3 см и акустичес-
ким шумом при d>3,3 см.
Интенсивность акустических помех существенно возрас-
тает при увеличении числа проводов в фазе, вследствие чего
допустимая напряженность электрического поля на поверх-
ности проводов снижается.
Глава семнадцатая
РАБОТА ИЗОЛЯТОРОВ ПРИ УВЛАЖНЕННЫХ
ЗАГРЯЗНЕНИЯХ ПОВЕРХНОСТИ
17.1. СТЕПЕНИ ЗАГРЯЗНЕННОСТИ АТМОСФЕРЫ
Методика определения степени загрязненности атмо-
сферы, учитывающая все возможные источники загрязне-
ния — промышленные предприятия, тепловые электростан-
ции, засоленные почвы и соленые водоемы, — подробно
изложена в «Руководящих указаниях по выбору и эксплуа-
тации изоляции в районах с загрязненной атмосферой».
К первой, наименьшей степени загрязненности атмосфе-
ры относятся сельскохозяйственные районы, луга, леса, бо-
лота, тундра. Второй степени загрязненности соответствуют
районы с сильной ветровой эрозией почвы, сельскохозяйст-
венные районы, в которых применяются химические удоб-
рения и гербициды, промышленные города.
Степень загрязненности атмосферы вблизи промышлен-
ных предприятий устанавливается в зависимости от вида
и объема производства. Источник промышленного загряз-
нения оказывает влияние на запыленность атмосферы в
пределах определенной зоны вокруг предприятий. Размеры
этой зоны — так называемый минимальный защитный ин-
тервал— для различных производств составляет 300—
9000 м. За пределами защитного интервала загрязненность
относится ко II или I степени. В пределах же защитного
171
интервала в зависимости от расстояния до источника за-
грязнения устанавливаются III—VI степени загрязненно-
сти.
В районах засоленных почв степень загрязненности
атмосферы устанавливается с учетом солесодержания поч:
вы и подверженности ее ветровой эрозии в зависимости от
площади засоленного массива и расстояния до этого мас-
сива. Имеются карты с указанием районов, в которых не-
обходимо учитывать засоленность почв. Это в основном
среднеазиатские республики, юг Западной Сибири, При-
каспийские области.
Загрязненность атмосферы в прибрежной зоне морей и
соленых озер определяется в зависимости от солености во-
ды и расстояния от береговой линии.
При наложении зон загрязнения (защитных интерва-
лов) от двух источников степень загрязнения устанавлива-
ется по источнику, создающему большее загрязнение, если
второй источник дает III степень загрязнения. Если оба
источника дают IV степень загрязнения, то в зоне наложе-
ния устанавливается V степень, а во всех других случаях —
VI степень. При наложении зон загрязнения трех и более
источников степень загрязненности атмосферы определяет-
ся по двум источникам, создающим наибольшую степень
загрязненности, а в некоторых случаях должны проводить-
ся специальные исследования.
17.2. ВЫБОР ИЗОЛЯТОРОВ В ЗАВИСИМОСТИ ОТ СТЕПЕНИ
ЗАГРЯЗНЕННОСТИ АТМОСФЕРЫ
Как показывает опыт эксплуатации, определяющим для
выбора изоляторов является обеспечение надежной работы
в условиях тумана, росы или моросящего дождя в сочета-
нии с загрязнением поверхности изоляторов. Значение вла-
горазрядного напряжения изоляторов зависит от характе-
ристик загрязняющего слоя: толщины и удельного сопро-
тивления (см. § 7.2). При одинаковых загрязнениях оно
пропорционально длине пути утечки изолятора Еу, пред-
ставляющей собой наименьшее расстояние по поверхности
изолирующей части между двумя электродами. Для со-
ставных изоляторов (гирлянд и колонок) — это сумма
длин пути утечки отдельных изоляторов.
Разряд на отдельных участках изолятора может отры-
ваться от поверхности и развиваться в воздухе. Кроме то-
го, поверхности изоляторов загрязняются и увлажняются
172
неравномерно. В результате этого влагоразрядные напря-
жения оказываются в условиях эксплуатации пропорцио-
нальными не Ly, а эффективной длине пути утечки
£аф = £у/Х, (17.1)
где К^1 — поправочный коэффициент, называемый также
коэффициентом эффективности изолятора.
Значения К определяются экспериментально. При от-
сутствии опытных данных коэффициент эффективности для
подвесных тарельчатых изоляторов может быть оценен по
эмпирической формуле
1+0,5^ — 1), (17.2)
где D — диаметр тарелки изолятора.
Значения коэффициента К для подвесных изоляторов
тарельчатого типа лежат в пределах 1,0—1,3.
Для внешней изоляции электрооборудования и опорных
изоляторов открытых распределительных устройств значе-
ния К приведены ниже (И — строительная длина изоля-
ционной части конструкции):
LJH........... 1,5-2,0 2,0—2,3 2,3—2,7 2,7—3,2 3,2—3.5
Xs............ 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4
В качестве характеристики надежности изоляторов при
рабочем напряжении принята удельная эффективная дли-
на пути утечки
Чф - ~?-ф - . (17.3)
наиб,раб
Удельная эффективная длина пути утечки нормируется
в зависимости от степени загрязненности атмосферы и но-
минального напряжения установки. Нормированные значе-
ния Хэф приведены в табл. 17.1. Значения ХЭф увеличивают-
ся с ростом степени загрязненности. Для сетей 35 кВ, ра-
ботающих с изолированной нейтралью, ХЭф имеют большие
значения, чем для сетей ПО кВ и выше, поскольку такие
сети могут продолжительно работать при замыкании одной
фазы на землю. При высотах 1000—2000 м над уровнем
моря значения нормированной удельной длины пути утечки
для гирлянд изоляторов должны быть увеличены на 5 %,
при высотах 2000—3000 м — на 10 % и при высотах 3000—
4000 м — на 15 % по сравнению со значениями, указанны-
ми в табл. 17.1. Для внешней изоляции электрооборудова-
173
Таблица 17.1. Нормированные удельные эффективные длины пути
утечки (высота до 1000 м)
Хэф, см/кВ (не менее)
Степень загряз- ненности атмос- феры для воздушных линий при номи- нальном напряжении, кВ для открытых распредели- тельных устройств при номи- нальном напряжении, кВ
35 110—220 I 330—750 35 1 1Ю—750
I 1,7 1,3 1,3 1,7 1,5
II 1,9 1,6 1,5 1,7 1,5
III 2,25 1,9 1,8 2,25 1,8
IV 2,6 2,25 2,25 2,6 2,25*
V 3,5 3,0 3,0 3.5 3,0**
VI 4,0 3,5 3,5 4,0 3,5**
* Кроме напряжения 750 кВ.
** Кроме напряжений 500 и 750 кВ.
ния и опорной изоляции открытых распределительных
устройств, расположенных на высотах до 2000 м, Хэф при-
нимается в соответствии с табл. 17.1, а при высотах 2000—
4000 м ХЭф берется для следующей степени загрязнения ат-
мосферы.
Для надежной эксплуатации при рабочем напряжении
геометрическая длина пути утечки изоляторов должна оп-
ределяться как
7>У ^С^эф^наиб.раб* (17.4)
Применительно к гирляндам изоляторов условие (17.4)
означает, что число изоляторов в гирлянде должно быть
tl Мэф^Лтаиб.раб (17 5)
Z,yf
где Ly\ — геометрическая длина пути утечки одного изоля-
тора; (7наиб,раб — наибольшее рабочее междуфазное напря-
жение.
Нормированная удельная эффективная длина пути
утечки в загрязненных районах обеспечивается увеличени-
ем в гирлянде числа изоляторов обычного исполнения или,
что бывает целесообразнее, применением специальных гря-
зестойких изоляторов, обладающих достаточно развитой по-
верхностью (рис. 17.1). Если длина пути утечки у обычных
изоляторов составляет 28—42 см, то у грязестойких — 40—•
57 см. Хорошие результаты дает также применение гладких
длинностержневых изоляторов из полимерных материалов,
однако они недостаточно надежны под дождем.
174
Рис. 17.1. Подвесные изоляторы для районов с загрязненной атмосфе-
рой:
а — для натяжных гирлянд; б — для поддерживающих гирлянд
Для опорных изоляционных конструкций также приме-
няются грязестойкие изоляторы, а для вводов — удлинен-
ные покрышки.
17.3. ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ МЕРОПРИЯТИЯ ПО ПОВЫШЕНИЮ
НАДЕЖНОСТИ РАБОТЫ ИЗОЛЯТОРОВ
К эксплуатационным мероприятиям, повышающим на-
дежность работы изоляции в условиях сильных загрязне-
ний и увлажнений, относятся обмыв или очистка изолято-
ров и применение гидрофобных покрытий.
Основным средством борьбы с загрязнением подстанци-
онной изоляции является ручная очистка изоляторов, т. е.
протирка изоляторов тряпками, смоченными в воде или
растворителе. На воздушных линиях электропередачи
ручная очистка изоляторов применяется редко и главным
образом на участках промышленных загрязнений, так как
она крайне трудоемка и связана к тому же с отключением
напряжения. На протирку гирлянды изоляторов ВЛ 500 кВ
при нецементирующемся загрязнении требуется около
40 мин.
Обмыв изоляторов водой является значительно менее
трудоемким способом, чем ручная очистка. На обмыв гир-
лянды изоляторов ВЛ 500 кВ требуется всего 1 —1,5 мин.
Однако далеко не все загрязнения можно удалить по-
средством обмыва, например невозможно удалить струей
воды цементную корку.
175
Для увеличения интервалов между чистками изолято-
ров и облегчения очистки цементирующихся загрязнений
применяют гидрофобные покрытия в виде твердых пленок
или вязких покрытий типа вазелинов, например кремний-
органический вазелин КВ-3. Более эффективными являют-
ся вязкие покрытия, так как помимо водоотталкивания они
обладают способностью обволакивать осевшие на поверх-
ности твердые частицы, препятствуя образованию непре-
рывного проводящего слоя. Когда гидрофобный слой насы-
щается твердыми частицами, то наступает потеря им своих
свойств. Время эффективной работы гидрофобного вязкого
покрытия зависит от вида и количества загрязняющего ве-
щества, метеорологических условий, толщины и свойств
самого гидрофобного вещества. Применение гидрофобных
покрытий считается оправданным, если не требуется их за-
мены в течение 1,5—2 лет.
В особо тяжелых случаях загрязнения атмосферы стро-
ятся закрытые подстанции или герметизированные распре-
делительные устройства с элегазовой изоляцией (см.
§34.4).
Изоляторы как самостоятельные конструкции имеют
кроме внешней также и внутреннюю изоляцию. Основной
причиной выхода из строя изоляторов является образова-
ние трещин в диэлектрике под шапкой изолятора, в месте
наибольших механических напряжений. Появление в фар-
форе трещин, постепенно увеличивающихся под действием
механических напряжений вплоть до пробоя изолятора при
рабочем напряжении, связано главным образом с ударны-
ми механическими воздействиями и колебаниями темпера-
туры. Своевременное обнаружение дефектных фарфоровых
изоляторов значительно сокращает число аварийных от-
ключений.
Метод контроля изоляторов, основанный на измерении
распределения напряжения по гирляндам или колонкам,
достаточно эффективен и не требует отключения электро-
установки. Сущность метода заключается в сравнении из-
меренных падений напряжения на каждом элементе с нор-
мальными падениями напряжения, измеренными в
отсутствие поврежденных изоляторов (рис. 17.2). Эксплу-
атационный опыт энергосистем показывает, что падение
напряжения на дефектном изоляторе составляет 50 % нор-
мального или меньше.
Распределение напряжения измеряется с помощью спе-
циальных устройств (измерительных головок), снабженных
176
Для измерения падения па- Номер изолятора (от прохода)
пряжения шаровой проме-
жуток с помощью металли-
ческих щупов подключают параллельно изолятору и сбли-
жают шары до возникновения между ними пробоя. Рассто-
яние между шарами изменяют с помощью шнура из изоля-
ционного материала или поворотом изолирующей штанги
и связанного с ней подвижного измерительного шара.
Контроль состояния изоляции посредством измерения
распределения напряжения позволяет обнаружить изолято-
ры только с достаточно развитыми дефектами. Для обна-
ружения малых дефектов, например микротрещин, исполь-
зуют метод, основанный на обнаружении частичных разря-
дов, возникающих в газе, заполняющем микротрещины.
Такие изоляторы, как правило, выдерживают рабочее на-
пряжение, но постепенное развитие микротрещин неминуе-
мо приводит к пробою изолятора. Кроме того, частичные
разряды создают радиопомехи.
Для выявления дефектных изоляторов, создающих
сильные радиопомехи, применяют измеритель радиопомех.
Поскольку радиопомехи создают не только изоляторы, но и
корона на проводах, для выявления дефектного изолятора
применяют поочередное шунтирование изоляторов в гир-
лянде (колонке), пока не будет обнаружено прекращение
или резкое ослабление радиопомех.
Наиболее эффективным методом контроля состояния
изоляции является испытание повышенным напряжением.
Подавая на изоляцию напряжение выше того, что возника-
ет в процессе эксплуатации, можно проверить запас элект-
12—469 177
рической прочности изоляции и выявить слабые места в
изоляции.
Повышенные напряжения рекомендуется применять при
профилактических испытаниях одноэлементных изолято-
ров, а также при сомнениях в эффективности других мето-
дов. При проверке изоляции одновременно несколькими
методами рекомендуется испытание повышенным напряже-
нием проводить в качестве завершающего.
Глава восемнадцатая
ДЛИТЕЛЬНАЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКАЯ ПРОЧНОСТЬ
ВНУТРЕННЕЙ ИЗОЛЯЦИИ
18.1. ВИДЫ СТАРЕНИЯ ВНУТРЕННЕЙ ИЗОЛЯЦИИ
В эксплуатации на внутреннюю изоляцию электрообо-
рудования воздействуют электрические, тепловые, механи-
ческие и другие нагрузки. Они неизбежно вызывают в изо-
ляции сложные процессы, следствием которых является
постепенное ухудшение свойств, именуемое старением. Как
правило, изменения свойств изоляции носят необратимый
характер и завершаются пробоем. В отдельных случаях
последствия старения могут быть устранены путем восста-
новительного ремонта изоляции.
Практическое значение процессов старения состоит в
том, что они ограничивают сроки службы изоляционных
конструкций. В связи с этим при разработке и изготовлении
оборудования высокого напряжения, а также при органи-
зации его эксплуатации должны предусматриваться меры,
снижающие темпы старения изоляции до такого уровня,
при котором обеспечивается требуемый срок службы изо-
ляционных конструкций (обычно 20—30 лет и более).
Изменения свойств внутренней изоляциии в процессе
эксплуатации не могут происходить самопроизвольно,
они требуют определенной затраты энергии. Такая энергия
передается изоляции от источников внешних нагрузок.
При разных видах нагрузки она сообщается изоляции в
разной форме, поэтому вызывает различные по содержа-
нию процессы. Соответственно различают электрическое,
тепловое и механическое старение изоляции. Кроме того,
старение внутренней изоляции может быть обусловлено
проникновением в нее из окружающей среды загрязнений,
в частности влаги,
178
Следует иметь в виду, что в условиях эксплуатации
процессы старения, вызванные разными внешними нагруз-
ками, протекают одновременно, сложным образом влияя
друг на друга. Закономерности старения внутренней изоля-
ции при одновременном воздействии нескольких нагрузок
пока еще в должной мере не изучены.
18.2. ОБЩИЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ ЭЛЕКТРИЧЕСКОГО
СТАРЕНИЯ ВНУТРЕННЕЙ ИЗОЛЯЦИИ
При рабочем напряжении во внутренней изоляции элек-
трооборудования могут развиваться процессы электричес-
кого старения. Установлено, что такое старение может
иметь место при напряженностях электрического поля, во
много раз меньших (в 5—20 раз и более) пробивных на-
пряженностей, измеренных при кратковременном приложе-
нии напряжения.
С увеличением напряжения, приложенного к изоляции
любого типа, темпы электрического старения возрастают, а
сроки службы соответственно уменьшаются. Зависимость
срока службы т от значения воздействующего напряжения
U в широком диапазоне значений т может иметь сложный
характер. Для области относительно малых средних сро-
ков службы (от единиц часов до 103—104 ч) эксперимен-
тально установлена зависимость следующего вида:
х-^АПГ, (18.1)
где А — постоянная, значение которой зависит от свойств
изоляции; п — показатель степени, зависящий от конструк-
тивных особенностей изоляции и рода воздействующего
напряжения. Например, для бумажно-масляной изоляции
с резконеоднородным электрическим полем (конденсатор-
ного типа) при напряжении промышленной частоты п =
= 44-8, а при постоянном напряжении я = 94-12; для мас-
ло-барьерной изоляции со слабонеоднородным электричес-
ким полем п = 504-80.
График зависимости соответствующий форму-
ле (18.1), построенный в двойном логарифмическом масш-
табе, т. е. lnr=f(ln £7), имеет вид прямой (рис. 18.1, ли-
ния /). Традиционно при построении таких зависимостей
по оси ординат откладывают In (7, а по оси абсцисс — 1пт.
Для области больших сроков службы (более 104 ч) ко-
личество экспериментальных данных сравнительно невели-
12* 179
ко из-за большой стоимости и продолжительности экспери-
ментов. Поэтому ход зависимости x—[(U) в этой области
определен с меньшей достоверностью. Тем не менее уста-
новлено, что по мере снижения напряжения U сроки служ-
бы в этой области увеличиваются быстрее, чем следует из
(18.1), а ниже некоторого напряжения становятся неогра-
Рис. 18.1. Зависимость среднего
срока службы т внутренней изо-
ляции от воздействующего напря-
жения:
1 — по (18.1); 2 — по (18.2)
пиченно длительными (см. рис. 18.1, кривая 2). Такому
ходу зависимости n=f(U) качественно соответствует вы-
ражение
где С/Ч,р — напряжение появления в изоляции частичных
разрядов, являющихся основной причиной электрического
старения внутренней изоляции.
Интенсивность процесса электрического старения любой
изоляционной конструкции зависит не только от значения
воздействующего напряжения, но и от ряда факторов, не
поддающихся контролю, например от количества, размеров
и расположения микронеровностей на поверхностях элект-
родов. Поэтому срок службы изоляционной конструкции
любого типа при заданном напряжении является величиной
случайной. Для описания т как величины случайной обыч-
но используют функцию экстремального распределения
Вейбулла
F(t) = 1 — exp (18.3)
где b — параметр масштаба, численно равный сроку служ-
бы при вероятности отказа 0,632; с — параметр формы,
зависящий только от стандарта распределения.
Параметр b в (18.3) пропорционален среднему значе-
нию (математическому ожиданию) т, т. е.
6 = kbT,
180
где kb — коэффициент, зависящий от параметра с (при с =
= 104-15 kb = 1,034-1,05), Поэтому, используя (18.1), мож-
но написать
F (т) - 1 — ехр Г— ( T^-Lyi.
L \ / J
(18.4)
Выражение (18.4) используется при статистическом
анализе опытных данных о сроках службы, при оценке
допустимых для изоляции рабочих напряжений или напря-
женностей (см. § 14.1).
Большие разбросы сроков службы, наблюдаемые в опы-
тах с одинаковыми конструкциями, существенно усложня-
ют задачу правильной оценки сроков службы при заданном
напряжении. Дело в том, что опыты с крупногабаритными
изоляционными конструкциями стоят очень дорого и требу-
ют больших затрат времени. Поэтому, как правило, удает-
ся испытать малое количество таких конструкций, а при
небольшом объеме опытных данных оценки параметров в
t(18.4) получаются весьма приближенными.
18.3. ЧАСТИЧНЫЕ РАЗРЯДЫ В ГАЗОВЫХ ВКЛЮЧЕНИЯХ
ВО ВНУТРЕННЕЙ изоляции
Частичными разрядами (ЧР) называют разрядные про-
цессы в изоляции, которые развиваются под действием
приложенного напряжения и распространяются лишь на
часть изоляционного промежутка.
Частичные разряды могут возникать в ослабленных ме-
стах изоляции, например в газовых включениях, или в
местах резкого усиления электрического поля, в частности
у острых краев электродов. Наибольшую опасность пред-
ставляют ЧР в газовых включениях, так как в этом случае
ЧР возникают при меньших напряжениях, чем в жидких
или твердых компонентах внутренней изоляции.
При изготовлении внутренней изоляции высоковольтно-
го оборудования обычно принимаются специальные меры
против появления газовых включений. Несмотря на это во
многих случаях приходится считаться с возможностью их
случайного образования на стадии изготовления, напри-
мер из-за несовершенства процессов сушки и пропитки, или
в эксплуатации (появление трещин при механических пере-
грузках, выделение газов при разложении материалов из-за
местных перегревов и т. д.)«
181
Для выяснения наиболее важных закономерностей развития ЧР
в газовых включениях воспользуемся схемой замещения, показанной
на рис. 18.2,6. На этой схеме Св— емкость газового включения, Со—
емкость участка изоляции, расположенного последовательно с газовым
Рис. 18.2. Изоляция с газовььм
замещения (6)
включением (а) и схема се
включением, Са — емкость остальной части изоляции, ИР — искровой
разрядник, который имитирует пробой газового включения, R — сопро«
тивление канала ЧР в газовом включении.
Определим напряжение Сч,р, при котором во включении возникают
разряды. Пусть к изоляции приложено переменное напряжение и =
~и1П sin (о/. При отсутствии ЧР напряжение на газовом включении,
т. е. на емкости Св, будет ua = Uain sin со/, где Св/п = С/пСб/(Сб + Сс),
Если где Св,пр — пробивное напряжение газового включе-
ния, то во включении возникнут ЧР. Условие возникновения ЧР CB.rt —
= Св.Ир соблюдается, когда значение напряжения U на изоляции будет
равно
Р = . (18.5)
у 2 Св
Для оценки величин Со и Св в выражении (18.5) можно восполь-
зоваться формулой для емкости плоского конденсатора. Тогда
Ео Еги
Сб= d-6 ’
где 6 — размер газового включения в направлении поля; d — толщина
изоляции; SB — площадь сечения газового включения, перпендикуляр-
ного силовым линиям электрического поля; егв и еги— относительные
диэлектрические проницаемости соответственно заполняющей включе-
ние среды и изоляции.
После подстановки выражений для Со и Сб в (18.5) с учетом того,
182
что получим
Г J ^в.пр егв
^Ч,р — х •
У 2 6
Это выражение справедливо для изоляции с однородным электри-
ческим полем. Обычно поле в изоляции неоднородно. При этом напря-
жение U4,^ зависит еще и от места расположения газового включения.
Наименьшее значение напряжения £7Ч,Р имеет место, если газовое вклю-
чение находится в области наибольших напряженностей. В этом случае
Т1 £'7В,пр егв
^ч,р — /— . x/z ’
J/ 2 еги ОЛц
где Кн — коэффициент неоднородности электрического поля в изоляции,
равный отношению максимальной напряженности Етах к средней на-
пряженности Еср в изоляционном промежутке.
Как следует из закона Пашена (см. § 5.1), для газовых включе-
ний размером 6 в сотые доли миллиметра при давлении, близком к
атмосферному, пробивное напряжение С/в,Пр слабо зависит от размеров
включения и равно для воздуха примерно 300 В. Тогда выражение для
t/4,p, кВ, принимает следующий вид:
Размер 6 газового включения в (18.7)—величина случайная; слу-
чайным является и место расположения включения в толще изоляции.
Поэтому для внешне одинаковых изоляционных конструкций наблюда-
ются значительные разбросы значений напряжения £/ч,р (среднеквадра-
тическое отклонение о%р составляет 10—25 % среднего значения (Л1)Р).
При напряжениях (7<(7Ч1Р частичные разряды в изоляции отсутст-
вуют, поэтому длительное воздействие напряжения U не приводит к
сокращению срока службы изоляции. Следовательно, чем больше на-
пряжение (/ч,р, тем выше допустимое для изоляции длительно дейст-
вующее рабочее напряжение.
Формула (18.7) позволяет оценить эффективность различных спо-
собов увеличения напряжения 67ч,р. Так, из (18.7) следует, что пропит-
ка изоляции минеральным маслом, т. е. замена воздуха (еГв=1,0) во
включениях маслом (егв = 2,2), дает только за счет увеличения диэлект-
рической проницаемости егв повышение напряжения Z74,p в 2,2 раза.
Кроме того, при этом имеет место увеличение пробивного напряжения
i/в.пр, поэтому в итоге напряжение £Л1>Р возрастает еще больше (в 5 раз
и более в зависимости от размеров включений и формы электрического
поля). Во всех случаях необходимо принимать меры к уменьшению
размеров включений. Применительно к многослойной изоляции это
183
означает необходимость плотного наложения слоев изоляции. Важней-
шим средством повышения напряжения СЛ1>Р для всех видов внутрен-
ней изоляции является регулирование электрического поля, т. е. умень-
шение степени его неоднородности и, следовательно, коэффициента Кн.
Теперь рассмотрим развитие ЧР во времени. Пусть с момента t = 0
на изоляцию воздействует напряжение u=Um sin со/, причем UBm>Un,n$.
До момента времени t\ (рис. 18.3) нв<[7в>пр, поэтому разряды отсутст-
Рис. 18.3. Изменение напряжения ив на газо-
вом включении при частичных разрядах
вуют, а напряжение па включении изменяется по закону нв = UBm sin со/.
В момент когда мв = ^в,пр, возникает первый ЧР. При этом емкость
Св окажется зашуитированной сопротивлением R канала разряда,
напряжение на Св станет быстро снижаться. Когда оно снизится
до значения напряжения гашения UB>r, разряд во включении погаснет.
Снижение напряжения на включении происходит за время 10*7—10~8 с,
поэтому будем считать., что этот процесс происходит мгновенно.
После погасания первого ЧР напряжение на Св при t>tx изменя-
ется по закону
Сб
^Б— z, . sin (о/ ([Ув.пр С7В>Г) .
сб “г св
Это выражение для ив справедливо до момента времени /2, когда
напряжение ив вновь достигнет значения (Л,Пр и произойдет второй ЧР.
После погасания второго ЧР напряжение на включении до момен-
та /3 определяется выражением
== ; 7^ k7m sin (Uв,пр С7в,г) •
^б ~г св
Продолжая далее подобные рассуждения, получим график изме-
нения напряжения пи на газовом включении, показанный на рис. 18.3.
На этом графике каждому скачку напряжения ив соответствует один ЧР.
Как .видно, ЧР в газовом включении возникают при переменном
напряжении с определенной регулярностью в каждый полупериод.
184
Можно показать, что число ЧР в единицу времени в случае, если
напряжения цВ1пр и ив,г не зависят от полярности напряжения, опреде-
ляется выражением
п/ = 4/
С/ч,р(1-П)
(18.8)
где U — воздействующее на изоляцию напряжение; f — частота; т] =
= По опытным данным т] = 0,5-ц-О,8.
В соответствии с (18.8) наименьшее число ЧР в единицу времени
имеет место при £7==£7Ч,Р и равно nftnin = 4f. При f=50 Гц
-200 с-1.
Если в изоляции имеется несколько газовых включений разного
размера и расположенных различным образом в толще изоляции, то
суммарное число ЧР в единицу времени
tif = 4/
U4,p,zU 71)
1=1
(18.9)
где t/q.pj—напряжение появления ЧР в i-м включении; k — число
включений в изоляции, для которых U4>p,i<U,
Согласно (18.8) и (18.9) при 0 (постоянное напряжение) nf = Q,
т. е. ЧР отсутствуют. Однако более строгий анализ, проведенный с
учетом влияния проводимости изоляции на изменения напряжения на
газовом включении, показывает, что и при постоянном напряжении
имеет место регулярное повторение ЧР во включениях, но число ЧР в
единицу времени при этом оказывается на несколько порядков меньше,
чем при частоте 50 Гц.
Таким образом, при напряжениях в газовых включениях
регулярно возникают и гаснут ЧР. При каждом разряде в его канале
рассеивается некоторая энергия И7П.Р, часть которой идет на разруше-
ние изоляции. Средняя мощность регулярно повторяющихся ЧР опре-
деляется выражением
^ч,р — ni ^7ч,р» (18.10)
Из (18.9) и (18.10) следует, что с ростом приложенного к изоляции
напряжения число ЧР в единицу времени и средняя мощность увели-
чиваются, соответственно скорость электрического старения изоляции
возрастает, а срок службы сокращается.
Источником рассеиваемой в канале ЧР энергии 1Гч,р является
электрическое поле в изоляции, т. е. в емкостях Са, Сб и Св. Энергия
от внешнего источника напряжения в канал разряда практически не
поступает из-за малой длительности существования ЧР. В связи с
этим энергию 1^ч>р можно подсчитать как разность энергии, накоплен-
185
ной в изоляции перед возникновение?*! разряда, и энергии, оставшейся
в ней после погасания ЧР:
(18.11)
где Сэ = Св+ — а — —эквивалентная емкость изоляции между
Q + Q
теми точками схемы замещения, между которыми развивается ЧР. По*
скольку Са Сб, а Св»Сб, то Сз~ С&>
Для оценки порядка величин Ж£,р и Рч,р можно использовать
формулу (18.6) для емкости Св и принять б/в.пр^ЗОО В, а 1] = 0,5. Тогда
получим, что для включения, размер которого вдоль электрического
поля 6 = 0,1 мм и площадь сечения 5В=1 мм2, энергия №ч,р имеет зна-
чение порядка 10~8 Дж, а средняя мощность Рч,р при Um — U4>p— по-
рядка 10~6 Вт. Как видно, энергия №Ч>Р и средняя мощность Рч,р могут
быть чрезвычайно малыми. Однако энергия W4>p сообщается малым
участкам поверхности газового включения за очень короткий проме-
жуток времени, т. е. концентрированно, поэтому под действием ЧР
происходит разрушение микрообъемов изоляции, прилегающих к газо-
вому включению. Со временем размеры газового включения увеличива-
ются в направлении электрического поля, процесс завершается полным
пробоем изоляции.
18.4. МЕРЫ ИНТЕНСИВНОСТИ ЧАСТИЧНЫХ РАЗРЯДОВ
Темпы электрического старения и срок службы изоляции, как уже
отмечалось, зависят от средней мощности Рч>р и энергии Ц7Ч,Р. Поэтому
Рч.р и ГЧ(Р являются важнейшими характеристиками ЧР. Однако не-
посредственное измерение Р<1)Р и 117Ч)Р в большинстве случаев практи-
чески невозможно, так как они очень малы. В связи с этим в качестве
мер интенсивности ЧР применяют другие величины, пропорциональные
Рч,р и 1ГЧ,р, но поддающиеся прямому измерению.
Чтобы пояснить физический смысл используемых мер интенсивно-
сти ЧР, рассмотрим кратко основы электрического метода измерения
характеристик ЧР. В этом методе используется одно из внешних прояв-
лений ЧР — снижение при каждом ЧР напряжения на испытуемой
изоляции скачком (точнее, за время 10'7—10~8 с) на величину Дцх.
Ниже будет показано, что скачок напряжения Дпх пропорционален
энергии №Ч,Р.
Скачок напряжения Д«х на изоляции вызывает переходный процесс
в цепях, с которыми соединена емкость Сх изоляции. В измерительной
установке, схема которой показана на рис. 18.4, переходный процесс
возникает в контуре, состоящем из емкости испытуемой изоляции Сх,
186
Рис. 18.4. Схема установки для измерения характеристик частичных
разрядов в изоляции
емкости конденсатора связи Сс, источника регулируемого напряжения
(испытательного трансформатора) Т и измерительного элемента Zn
{резистора с сопротивлением R или катушки индуктивности L»),
Вследствие этого переходного процесса на измерительном элементе ZM
возникает кратковременный импульс напряжения. Так как контур со-
стоит из линейных элементов, амплитуда импульса напряжения на Za
пропорциональна значению Дпх.
Импульс напряжения с элемента ZH через фильтр Ф поступает на
усилитель У, а затем на осциллограф ЭО для измерения его амплитуды
и на счетчик импульсов СИ для измерения числа импульсов, т. е. числа
ЧР, в единицу времени. В этой схеме фильтр Ф используется для того,
чтобы на вход усилителя У не попадали мешающие измерениям напря-
жения промышленной частоты и его гармоники, обусловленные паде-
нием напряжения на ZH от протекающих через Сс емкостных токов.
Сжачок напряжения Днх объясняется тем, что в канале ЧР рассеи-
вается часть энергии, запасенной в электрическом поле изоляции.
В момент, предшествующий ЧР, в Сх запасена энергия Схи?/2. Можно
принять приближенно, что после погасания ЧР в изоляции остается энер-
гия Сх(и—&их)2/2, где и — напряжение в момент появления ЧР. Следо-
вательно,
„„ _ Сх и2 Сх (и
2 - 2
Учитывая, что Awx<w, после простых преобразований получим
tj р ДИх СXй»
Строгое рассмотрение, учитывающее перераспределение энергии
электрического поля между емкостями Са, Сб и Св при ЧР, дает вы-
ражение
Д/7Т Сх
W4p= * 1/ч,р(1 + П), (18.12)
К2
где U4,р — напряжение возникновения ЧР в действующих значениях.
187
Итак, скачок напряжения Д«х на изоляции, а следовательно, и
амплитуда импульса напряжения, регистрируемого в установке по
рис. 18.4, пропорциональны энергии частичного разряда И\р.
При таком методе измерения характеристик ЧР, полу-
чившем наибольшее распространение из-за высокой чувст-
вительности, в качестве меры интенсивности единичного
ЧР принимают величину q = AuxCx, которую называют ка-
жущимся зарядом ЧР. В соответствии с (18,12) связь ме-
жду q и М7Ч>Р определяется выражением
IF4,P = (1 + п). (18.13)
V2
Мерой интенсивности, соответствующей средней мощно-
сти Рч<р, в этом случае служит средний ток ЧР
Л,Р == М- (18.14)
Для измерения кажущихся зарядов q установку, схема
которой показана на рис. 18.4, специальным образом гра-
дуируют. Требования к элементам установок для измере-
ния характеристик ЧР и правила их градуировки сформу-
лированы в ГОСТ.
Опытным путем установлено, что в различных видах
внутренней изоляции в зависимости от качества изоляции
и значения приложенного напряжения ЧР могут иметь
кажущиеся заряды от 10~14 до 10“6 Кл. При ЧР с кажу-
щимися зарядами 10~14—10~16 Кл происходит относитель-
но медленное старение изоляции. В ряде случаев такие
ЧР допустимы при рабочем напряжении, так как обуслов-
ленное ими старение оказывается настолько медленным,
что обеспечивается необходимый срок службы (около
20 лет и более). При ЧР с q— 10~В 9-4-10“б Кл за короткое
время происходит значительное разрушение изоляции; та-
кие ЧР недопустимы даже при кратковременных перена-
пряжениях и, следовательно, при испытательных напряже-
ниях.
18.5. ЧАСТИЧНЫЕ РАЗРЯДЫ В БУМАЖНО-МАСЛЯНОЙ
И МАСЛО-БАРЬЕРНОЙ ИЗОЛЯЦИИ
В бумажно-масляной и в масло-барьерной изоляции
оборудования высших классов напряжения при строгом со-
блюдении технологии изготовления газовые включения от-
сутствуют. Это достигается за счет применения вакуумной
сушки изоляции и пропитки ее под вакуумом тщательно де-
188
газированным маслом. Однако и в этих видах внутренней
изоляции могут развиваться ЧР, но при существенно более
высоких напряженностях, чем в изоляции с газовыми вклю-
чениями.
Экспериментально установлено, что в бумажно-масля-
ной изоляции возможны ЧР двух видов: начальные и кри-
тические.
Начальные частичные разряды (НЧР) характеризуются
кажущимися зарядами от 10~14 до 10“и Кл, Они развива-
ются непосредственно в масляных прослойках между элек-
тродом и прилегающим слоем бумаги у острых кромок или
у микронеровностей электродов, т. е. в местах локального
усиления электрического поля. Например, в бумажно-мас-
ляной изоляции конденсаторного типа, у которой электро-
ды выполняются из тонкой алюминиевой фольги, НЧР воз-
никают у краев электродов, где напряженность примерно
на порядок превышает среднюю. Для такой изоляции экс-
периментальным путем получены зависимости средних зна-
чений начального напряжения С7Н, кВ, при котором возни-
кают НЧР, от толщины изоляции d, мм:
^Н = М0,42’ (18.15)
где kH зависит от плотности бумаги; при плотностях бума-
ги 0,8; 1,0 и 1,2 г/см2 коэффициент ka равен соответственно
4,0; 3,8 и 3,3.
В бумажно-масляной изоляции со слабонеоднородным
электрическим полем НЧР появляются у микронеровностей
на поверхностях электродов при средних напряженностях
15—20 кВ/мм.
С ростом приложенного напряжения средняя мощность
НЧР резко возрастает, главным образом за счет увеличе-
ния числа разрядов в единицу времени. Для U> 1,5 UH за-
висимость средней мощности Рн,ч,р начальных разрядов от
напряжения выражается формулой
Рн,ч.р = ^, (18.16)
где показатель степени т по опытным данным в среднем
равен 6,0.
Из-за малой энергии, рассеиваемой в отдельных НЧР,
эти разряды не оказывают разрушающего воздействия на
бумагу, а вызывают лишь медленное разложение масла с
выделением газов и образованием ряда других продуктов.
Сущность электрического старения, обусловленного НЧР,
состоит в постепенном накоплении в изоляции продуктов
189
разложения масла, приводящих к росту tg 6 и мощности
диэлектрических потерь. Со временем этот процесс приво-
дит к тепловому пробою изоляции. Возможен и другой ме-
ханизм старения: постепенное повышение в масле концент-
рации газов, образующихся под действием НЧР. В этом
случае старение завершается тогда, когда масло полностью
насыщается газом, растворение газов в масле прекращает-
ся и в изоляции образуются газовые включения. В послед-
них возникают мощные критические ЧР, которые быстро
разрушают слои бумаг до полного пробоя.
Начальные частичные разряды в бумажно-масляной
изоляции при рабочем напряжении в принципе допустимы,
однако их мощность не должна превышать значений, опре-
деляемых требуемым сроком службы. В ряде случаев кон-
струкции с бумажно-масляной изоляцией проектируются из
осторожности по условию полного отсутствия НЧР при ра-
бочем напряжении.
Критические частичные разряды (КЧР) имеют кажущи-
еся заряды 10~9 Кл и более. При быстром подъеме напря-
жения такие разряды возникают, когда мощность НЧР воз-
растает настолько, что скорость выделения газов из масла
становится выше скорости их растворения и в изоляции об-
разуются устойчивые газовые включения. В этих включе-
ниях и развиваются КЧР.
Напряжение t/KP, при котором процесс переходит в ста-
дию критических ЧР, для бумажно-масляной изоляции кон-
денсаторного типа превышает начальное напряжение Un в
3—5 раз и подобно напряжению Ua зависит от толщины
изоляции. В бумажно-масляной изоляции со слабонеодно-
родным электрическим полем напряжение <7кр практически
совпадает с пробивным.
Критические частичные разряды имеют мощность,
достаточную для относительно быстрого (минуты, часы)
разрушения слоев бумаги. Они особенно опасны тем, что
их появление даже на очень короткое время, например при
перенапряжениях, приводит к образованию в изоляции
газовых включений, в которых эти мощные ЧР могут раз-
виваться затем при напряжениях ниже начального, т. е.,
возникнув при перенапряжении, мощные КЧР могут сохра-
ниться при рабочем напряжении и за короткое время раз-
рушить изоляцию до пробоя. Поэтому обязательным усло-
вием длительной надежной работы бумажно-масляной изо-
ляции является отсутствие КЧР при всех возможных
перенапряжениях и при испытательных напряжениях.
190
В масло-барьерной изоляции также могут иметь место
начальные и критические ЧР. Первые из них имеют кажу-
щиеся заряды не более 10~12 Кл и возникают непосредст-
венно в масляных зазорах конструкции или в газовых
включениях (если сушка и пропитка маслом осуществля-
лись при недостаточно глубоком вакууме). Такие ЧР, как
правило, безопасны для изоляции и допустимы при рабочих
напряжениях, так как твердую изоляцию они не поврежда-
ют, а продукты разложения масла распределяются по боль-
шим объемам.
Критические ЧР с кажущимися зарядами 10~7 Кл и бо-
лее представляют собой пробой масляных каналов в конст-
рукции или скользящие разряды по поверхности твердой
изоляции. Появление критических ЧР в масло-барьерной
изоляции недопустимо, так как такие разряды вызывают
необратимое снижение длительной электрической прочно-
сти изоляции.
18.6. ТЕПЛОВОЕ СТАРЕНИЕ ВНУТРЕННЕЙ ИЗОЛЯЦИИ
Диэлектрические материалы, используемые для изготов-
ления внутренней изоляции установок высокого напряже-
ния, при комнатной температуре практически инертны.
Однако при рабочих температурах (60—130 °C) в этих ма-
териалах возникают или резко ускоряются химические ре-
акции. Сущность этих реакций обычно весьма сложна и
зависит от химического состава материалов, количества
содержащейся в изоляции влаги, доступа кислорода из
окружающего воздуха и ряда других факторов. На ход
этих реакций могут оказывать влияние проводниковые и
другие материалы, входящие в конструкцию. Например,
медь проводников может быть катализатором термоокисли-
тельных процессов в минеральных маслах.
Во всех случаях химические реакции, протекающие в
изоляции при нагреве, приводят к постепенному изменению
структуры и свойств материалов и как следствие — к ухуд-
шению свойств всей изоляции в целом. Эги процессы име-
нуют тепловым старением.
Для твердых диэлектрических материалов наиболее ха-
рактерным является постепенное снижение механической
прочности в процессе теплового старения. Со временем это
приводит к повреждению изоляции под действием механи-
ческих нагрузок и затем уже к пробою.
В жидких диэлектриках в результате теплового старе-
191
пия образуются газообразные, жидкие и твердые продукты
реакций. По мере накопления этих продуктов, загрязняю-
щих изоляцию, проводимость и диэлектрические потери
растут, а электрическая прочность снижается.
В комбинированной внутренней изоляции, содержащей
жидкие и твердые материалы, тепловое старение влечет за
собой как снижение механической прочности соответствую-
щих элементов, так и ухудшение электрических характе-
ристик всей изоляции.
Темпы теплового старения внутренней изоляции опреде-
ляются скоростями химических реакций, зависящими от
температуры в соответствии с уравнением Аррениуса
у==^д/^ (18.17)
где v — скорость химической реакции, т. е. количество ве-
ществ, вступающих в реакцию в единицу времени; WA —
энергия активации для рассматриваемой реакции; k—по-
стоянная Больцмана; Т — абсолютная температура.
Обычно полагают, что срок службы при тепловом ста-
рении обратно пропорционален скорости химических реак-
ций. Тогда, используя уравнение Аррениуса, можно полу-
чить следующее выражение для отношения сроков службы
изоляции при разных температурах 1\ и Г2:
т/тг = 2-<г,-Гг)/дг, (18.18)
где Ti и т2 — сроки службы сответственио при температу-
рах Т\ и Г2; АТ — повышение температуры, вызывающее
сокращение срока службы изоляции при тепловом старении
в 2 раза.
Значение АГ для разных видов внутренней изоляции ле-
жит в пределах от 8 до 12 °C и в среднем составляет 10 °C.
Выражение (18.18) достаточно хорошо согласуется с опыт-
ными данными, полученными для различных видов внут-
ренней изоляции.
Строгий расчет сроков службы внутренней изоляции
при тепловом старении затруднен сложностью химических
процессов, влиянием на них большого числа факторов, а
также тем, что температура изоляции может изменяться во
времени случайным образом.
Для ограничения темпов теплового старения и обеспече-
ния требуемых сроков службы изоляционных конструкций
для отдельных видов изоляции устанавливаются наиболь-
шие допустимые рабочие температуры (см. § 18.9).
192
18.7. СТАРЕНИЕ ИЗОЛЯЦИИ ПРИ МЕХАНИЧЕСКИХ НАГРУЗКАХ
Внутренняя изоляция или ее отдельные элементы из
твердых диэлектрических материалов обычно подвергаются
в эксплуатации значительным статическим, переменным и
ударным механическим нагрузкам. Под действием этих на-
грузок в материалах происходят медленные процессы ста-
рения, имеющие место даже тогда, когда нагрузки во
много раз меньше разрушающих, а деформации носят чисто
упругий характер. Сущность старения в этом случае состо-
ит в том, что в напряженном материале возникает упорядо-
ченное движение локальных дефектов (на молекулярном
уровне) и за счет этого образуются и постепенно увеличи-
ваются в размерах микротрещины. Когда количество и
размеры микротрещин достигают некоторых критических
значений, наступает разрушение.
При старении под действием статической механической
нагрузки время до разрушения изделия из твердого мате-
риала, т. е. срок службы т изделия, определяется выраже-
нием
т = тоехр( ), (18.19)
где то, W и у—параметры, характеризующие прочностные
свойства материала; о—механическое напряжение в ма-
териале от нагрузки; k—постоянная Больцмана; Т—абсо-
лютная температура.
Выражение (18.19) хорошо согласуется с опытными
данными для многих материалов, в том числе и для твер-
дых полимерных диэлектриков.
Процесс старения твердой изоляции при одновременном
воздействии механических нагрузок и сильных электричес-
ких полей может значительно ускоряться из-за того, что в
образующихся в изоляции микротрещинах возникают ча-
стичные разряды, которые повышают темпы разрушения
изоляции. Поэтому элементы внутренней изоляции, под-
вергающиеся в эксплуатации большим механическим на-
грузкам, должны иметь большие запасы механической
прочности, чем подобные конструктивные элементы, рабо-
тающие вне сильных электрических полей. Допустимые для
внутренней изоляции механические напряжения устанавли-
ваются на основании опыта эксплуатации и экспериментов,
в которых испытуемые изделия одновременно подвергают-
ся воздействию электрических, тепловых и механических
нагрузок.
13—469
193
18.8. УВЛАЖНЕНИЕ КАК ФОРМА СТАРЕНИЯ ВНУТРЕННЕЙ
ИЗОЛЯЦИИ
Влага проникает во внутреннюю изоляцию установок
высокого напряжения главным образом из окружающего
воздуха. В некоторых случаях она может образовываться
в самой изоляции в результате термоокислительных про-
цессов. В аварийных ситуациях влага может попадать в
изоляцию из системы охлаждения и других устройств.
Скорость проникновения влаги в изоляцию из воздуха
зависит от конструкции установки и самой изоляции, от
наличия и особенностей специальных защитных средств,
от режима работы установки, а также от температуры и
влажности окружающего воздуха.
Появление влаги в изоляции приводит к резкому сни-
жению сопротивления утечки, так как во влаге содержат-
ся растворенные и диссоциированные примеси, т. е. свобод-
ные ионы. Уменьшение сопротивления утечки опасно тем,
что приводит к росту диэлектрических потерь. Вследствие
этого снижается напряжение теплового пробоя и, кроме
того, происходит дополнительный нагрев изоляции, что вле-
чет за собой ускорение темпов теплового старения.
Вода — сильно полярный жидкий диэлектрик, ее отно-
сительная диэлектрическая проницаемость равна 81, т. е.
во много раз больше, чем у диэлектрических материалов,
используемых во внутренней изоляции. В связи с этим
сильное увлажнение может влиять на диэлектрическую про-
ницаемость увлажненных слоев. При неравномерном ув-
лажнении это обстоятельство может привести к искажению
электрического поля в изоляции и к снижению пробивного
напряжения.
Относительно небольшое увлажнение минерального мас-
ла (несколько десятков граммов влаги на тонну масла)
приводит к значительному уменьшению кратковремен-
ной электрической прочности маслонаполненной изоля-
ции.
Увлажнение — в принципе процесс обратимый, т. е.
влага может быть удалена из изоляции путем сушки. Од-
нако сушка крупногабаритных изоляционных конструкций
требует вывода оборудования из работы на длительное
время и значительных затрат энергии. В ряде случаев из-
влечение влаги из изоляции крайне затруднено, например
практически не поддается сушке бумажно-масляная изо-
ляция кабелей, вводов и других видов оборудования. В та-
194
ких случаях увлажнение может рассматриваться как осо-
бая форма необратимого старения изоляции.
Чтобы предотвратить увлажнение внутренней изоляции
в процессе эксплуатации, многие конструкции высокого на-
пряжения выполняются герметичными. Особые трудности
при этом возникают в тех случаях, когда конструкция со-
держит большой объем масла (силовые трансформаторы,
реакторы, вводы). Изменения температуры масла в широ-
ких пределах (от —40 до +90°C) приводят к значитель-
ным изменениям его объема. При отсутствии специальных
мер охлаждение и уменьшение объема масла приводят к
втягиванию в конструкцию большого количества влажного
воздуха. Чтобы исключить этот эффект, используют спе-
циальные защитные устройства — воздухоосушители, гиб-
кие диафрагмы и т. д.
Для периодического контроля состояния изоляции элек-
трооборудования высокого напряжения в эксплуатации
используются методы, позволяющие обнаружить опасную
степень увлажнения изоляции.
18.9. ДОПУСТИМЫЕ РАБОЧИЕ НАГРУЗКИ НА ВНУТРЕННЮЮ
ИЗОЛЯЦИЮ
Чтобы обеспечить требуемый срок службы внутренней
изоляции, необходимо ограничить интенсивность процессов
старения, а для этого в свою очередь — ограничить уро-
вень длительно воздействующих на изоляцию электричес-
ких, тепловых и механических нагрузок. С этой целью при
разработке внутренней изоляции используют допустимые
значения рабочих нагрузок, соответствующие требуемым
срокам службы, а конструкцию изоляции, т. е. изоляцион-
ные расстояния, размеры и форму электродов и других
элементов выбирают таким образом, чтобы рабочая на-
пряженность электрического поля, температура и механиче-
ские напряжения не превышали допустимых значений.
Электрическое старение внутренней изоляции происхо-
дит под действием частичных разрядов. Поэтому для того
чтобы длительное воздействие рабочего напряжения не
приводило к сокращению сроков службы изоляции, необ-
ходимо обеспечить отсутствие частичных разрядов при ра-
бочем напряжении. Отсюда следует основное условие выбо-
ра допустимых рабочих напряжений
С/Д,р < С/Ч,р. (18.20)
195
13*
Опыт показывает, что напряжения <7Ч>Р, измеренные для
внешне одинаковых изоляционных конструкций, подверже-
ны значительным разбросам. Поэтому в условие (18.20)
должно входить такое значение напряжения (/ч,р, которое
соответствует малому значению функции распределения
/Д^р). При этом соответственно будет мала и вероятность
случайного нарушения неравенства (18.20).
При анализе результатов измерения напряжений [7Ч,Р
для партии одинаковых конструкций обычно оказывается
приемлемой гипотеза о том, что напряжения U4fP распре-
делены по нормальному закону. Поэтому допустимое рабо-
чее напряжение G\p определяют, пользуясь выражением
(7др = [/чр —Зоч,р, (18.21)
где 0ч,р — среднее значение напряжения появления на-
чальных разрядов; ач,р—среднеквадратическое отклонение.
Для распространения результатов экспериментов и оцен-
ки значения С/Д,р на другие конструкции с внутренней изо-
ляцией того же вида по напряжению С/Д,р определяют зна-
чение допустимой для данного вида изоляции рабочей на-
пряженности Ем. Для конструкций со слабонеоднородным
электрическим полем обычно определяют максимальную в
изоляционном промежутке напряженность
£Д,Р=_^±.КН> (18.22)
где d — толщина изоляции; Кн— коэффициент неоднород-
ности электрического поля в изоляции.
Для конструкций с резконеоднородным электрическим
полем определяют средние по толщине изоляции допусти-
мые рабочие напряженности.
Значения допустимых рабочих напряженностей, полу-
ченные по измерениям напряжений 1/ч,р, в дальнейшем
обязательно проверяют и уточняют по результатам эксплу-
атации изоляционных конструкций.
Исследования и опыт эксплуатации показывают, что не
для всех изоляционных конструкций необходимо добивать-
ся отсутствия частичных разрядов при рабочем напряже-
нии. В некоторых случаях частичные разряды ограничен-
ной интенсивности допустимы при рабочем напряжении,
так как вызываемые ими процессы старения идут настоль-
ко медленно, что не препятствуют нормальной работе изо-
ляции в течение требуемого срока. Например, в изоляции
силовых масляных трансформаторов при рабочем напря-
196
жении допустимы частичные разряды с кажущимися за-
рядами менее 10~10 Кл.
Допустимая рабочая напряженность, как следует из
предыдущего, зависит от условий возникновения в изоля-
ции частичных разрядов, их интенсивности, от стойкости
изоляции к воздействию разрядов. Эти характеристики в
свою очередь зависят от многих конструктивных и техно-
логических факторов.
В конструкциях высокого напряжения, изготовляемых
в широких промышленных масштабах и работающих при
напряжении промышленной частоты, наиболее высокие
значения допустимых рабочих напряженностей установ-
лены для бумажно-масляной изоляции конденсаторов и
составляют 15—18 МВ/м, а для масло-наполненных кабе-
лей высокого давления — до 12 МВ/м. Рабочие напряжен-
ности в бумажно-масляной изоляции вводов значительно
ниже: 3,0—4,0 МВ/м. В термореактивной изоляции круп-
ных электрических машин допускается средняя по толщи-
не рабочая напряженность 3,0—3,5 МВ/м. Самые низкие
значения Ед,р (примерно 1,0 МВ/м) установлены для литой
эпоксидной изоляции, изготовляемой по несовершенной
технологии, допускающей образование в изоляции газовых
включений.
С целью ограничения темпов теплового старения и обес-
печения требуемых сроков службы высоковольтного обо-
рудования для отдельных видов внутренней изоляции уста-
новлены наибольшие допустимые значения температуры
Тд,р в длительном рабочем режиме. При работе оборудо-
вания с номинальной нагрузкой температура в наиболее
нагретой точке не должна превышать допустимую.
Значения температур Гд>р для отдельных видов изоля-
ции установлены на основе специальных исследований и
анализа опыта эксплуатации многих электротехнических
устройств. В соответствии с ГОСТ все разновидности внут-
ренней изоляции подразделяются на семь классов по нагре-
востойкости, для каждого из которых установлена рабочая
температура Тд,р. Обозначения классов нагревостойкости,
значения температур Тд>р и краткая характеристика мате-
риалов, входящих в состав изоляции различных классов
нагревостойкости, приведены в табл. 18.1.
Для изоляции отдельных видов электрооборудования
высокого напряжения со специфическими условиями рабо-
ты могут устанавливаться значения температуры Гд,р, от-
личные от указанных в табл. 18.1.
197
Таблица 18.1. Нагревостойкость электроизоляционных материалов
(по ГОСТ)______________________________________________________
Класс нагрево- стойкости ГД.р- СС Краткая характеристика материалов
Y 90 Непропитанные и не погруженные в жидкий диэлектрик волокнистые материалы из целлю- лозы, хлопка и шелка Пропитанные или погруженные в жидкий ди- электрик волокнистые материалы из целлюло- зы, хлопка и шелка Синтетические органические пленки
А 105
Е 120
В 130 Материалы на основе слюды, асбеста и стек- ловолокна, применяемые с органическими свя- зующими и пропитывающими составами
F 155 То же, что класс В, но в сочетании с синте- тическими связующими и пропитывающими со- ставами
Н 180 То же, что класс В, ню в сочетании с кремний- органическими связующими и пропитывающи- ми составами
С 180 Слюда, керамика, стекло, кварц, применяе- мые без связующих или с неорганическими свя- зующими составами
Элементы изоляционных конструкций, испытывающие
во время эксплуатации воздействие механических нагрузок,
выполняют таким образом, чтобы механические напряже-
ния не превышали допустимых значений. Последние опре-
деляют по результатам статистического анализа экспери-
ментальных данных. Как правило, в опытах механическую
прочность измеряют при одновременном воздействии на
испытуемый образец изоляции высокого напряжения и
соответствующих механических нагрузок.
Глава девятнадцатая
МЕТОДЫ ПРОФИЛАКТИЧЕСКОГО КОНТРОЛЯ
ВНУТРЕННЕЙ ИЗОЛЯЦИИ
19.1. ЗНАЧЕНИЕ ПРОФИЛАКТИЧЕСКИХ ИСПЫТАНИЙ
ИЗОЛЯЦИИ В ЭКСПЛУАТАЦИИ
Из-за увлажнения, перегревов, механических нагрузок,
перенапряжений с течением времени происходит общее
ста/ение изоляции электрооборудования или, как принято
198
говорить, в ней возникают распределенные дефекты. В изо-
ляции также появляются различные местные дефекты (на-
пример, трещины), иначе называемые сосредоточенными.
Выявление дефектов производится с помощью профилак-
тических испытаний во время эксплуатации электрообору-
дования.
К одной из групп профилактических методов контроля
относятся так называемые неразрушающие испытания,
при которых используются малые напряжения и различ-
ные косвенные способы оценки характеристик изоляции
(измерения сопротивления, tgfi, емкости и др.). Другую
группу составляют испытания с использованием напряже-
ния, повышенного по сравнению с рабочим и вызывающе-
го ускоренное разрушение изоляции в дефектнОхМ месте.
Поэтому их часто называют разрушающими. Существен-
ный недостаток таких испытаний состоит в том, что прило-
жение повышенного напряжения не исключает появления
дефекта, что может привести к пробою изоляции при рабо-
чем напряжении во время эксплуатации.
Основной задачей профилактических испытаний явля-
ется выявление развивающихся дефектов, с тем чтобы сво-
евременно заменить электрооборудование с дефектной
изоляцией. Периодичность и нормы испытаний устанавли-
ваются соответствующими ГОСТ и ведомственными инст-
рукциями для каждого вида электрооборудования.
19.2. ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ДЛЯ КОНТРОЛЯ ИЗОЛЯЦИИ
АБСОРБЦИОННЫХ ЯВЛЕНИЙ
Изоляцию с распределенным дефектом удобно пред-
ставить состоящей из двух слоев с разными удельными
проводимостями у и диэлектрическими проницаемостями е
(см. рис. 3.2, а). Один из слоев, например увлажненный,
имеет более высокие удельную проводимость и диэлектри-
ческую проницаемость. В этом случае на границе слоев при
приложении постоянного напряжения накапливается заряд
q, называемый зарядом абсорбции [см. уравнение (3.9)].
Если изоляция однородна, т. е. RiCi = R2C2 или 81/yt==
= 82/72, то г->оо и ДС = 0 (рис. 3.2, в). Это означает, что
заряд абсорбции в этом случае не накапливается. По фор-
муле (3.9) для однородной изоляции получаем также q=0.
Из схемы замещения рис. 3.2, в следует, что при под-
ключении неоднородной изоляции к источнику постоянно-
го напряжения ток, проходящий через изоляцию (без уче-
199
та кратковременного тока заряда геометрическом емко-
сти), изменяется во времени в соответствии с выражением
(19J)
где Г = гДС—постоянная времени.
Экспоненциально затухающая свободная составляющая
тока называется током абсорбции. Другая составляющая,
Рис. 19.1. Изменение сопро-
тивления изоляции во вре-
мени:
Рис. 19.2. Зависимость емкости
изоляции от частоты при разной
толщине увлажненного слоя
лепная изоляция;
пояпная времени
изоляции
2- \влаж-
— по-
для"' сухой
Рис. 19.3. Принципиальная схема
пкв
равная UjR, представляет
сквозной ток утечки.
Сопротивление изоляции
ется по закону
собой установившийся или
в переходном режиме изменя-
Я • (19.2)
1 +— е
г
На рис. 19.1 показаны кривые изменения сопротивления
изоляции во времени. Из них следует, что значение сопро-
тивления изоляции и скорость его изменения для увлаж-
ненной изоляции меньше, чем для сухой.
200
Это обстоятельство используется для контроля увлаж-
нения изоляции. При испытаниях вся зависимость /?(/) не
определяется. Оценка состояния изоляции производится по
значениям сопротивления, измеренным мегаомметром че-
рез 15 и 60 с (Л15 и /?бо) после включения напряжения. При
этохМ принимаются во внимание абсолютное значение со-
противления /?бо и коэффициент абсорбции
/<абс - (19.3)
Опытным путем установлено, что при допустимом ув-
лажнении изоляции Кабс>1,3. При Лабе <1,3 изоляция не-
допустимо увлажнена и соответствующее электрооборудо-
вание эксплуатироваться не может.
Низкие абсолютные значения сопротивления изоляции
могут указывать не только на увлажнение изоляции, но и
на ее загрязнение, а также могут свидетельствовать о по-
явлении грубых сосредоточенных дефектов, например
растрескивания или проколов изоляции.
При переменном напряжении контроль качества изоля-
ции осуществляется с помощью измерений емкости.
Из (3.7) следует, что эквивалентная емкость изоляции
зависит от частоты и постоянной времени Г. Поскольку Т
зависит от степени увлажнения изоляции, емкость Со с
ростом частоты изменяется тем сильнее, чем больше сте-
пень неоднородности изоляции (рис. 19.2).
На практике измерения емкости изоляции производят-
ся при двух частотах: fi = 2 Гц и f2 = 50 Гц. При этом тем-
пература должна быть постоянной и находиться в пределах
10—30 °C. Чем ближе друг к другу измеренные значе-
ния емкостей С2 и С50, тем качественнее изоляция. На ос-
нове опыта установлено, что изоляция недопустимо ув-
лажнена, если С2/Сзо> 1/3.
Измерения емкостей производятся с помощью прибо-
ров контроля влажности (ПКВ). Принцип действия при-
бора иллюстрируется схемой рис. 19.3. Переключатель S
периодически подключает испытываемую изоляцию к ис-
точнику постоянного напряжения (при этом емкость изо-
ляции заряжается), а затем к гальванометру G (емкость
разряжается). Средний ток, измеряемый гальванометром,
равен Измерения производятся при частотах пе-
реключения 2 и 50 Гц, поэтому отношение емкостей равно
Со
6*50
50/о
2/5о
(19.4)
201
19.3. КОНТРОЛЬ КАЧЕСТВА ИЗОЛЯЦИИ ПО ТАНГЕНСУ
УГЛА ДИЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ПОТЕРЬ
Измерение тангенса угла диэлектрических потерь (tg6)
является одним из основных и наиболее распространенных
методов контроля изоляции электрооборудования высоко-
го напряжения, поскольку распределенные дефекты (ув-
лажнение, ионизация газовых включений) в первую оче-
редь вызывают увеличение диэлектрических потерь. Из-
меренное значение tg 6 дает представление о качестве
изоляции, а характер изменения tg6 при периодических из-
мерениях позволяет судить об ухудшении свойств изоля-
ции. В некоторых случаях, например для изоляции элект-
рических машин, снимают зависимость tg6 от значения
приложенного напряжения в интервале 0,5—1,5 t/H0M. Если
при повышении напряжения tg 6 растет, то это свидетель-
ствует о частичных разрядах в изоляции.
Рис. 19.4. Принципальные схемы измерения tg 6 изоляции:
а — нормальная схема; б — «перевернутая» схема
Измерение tg 6 производится переносными мостами.
Используется нормальная (оба электрода испытываемого
объекта изолированы) или «перевернутая» (один из элек-
тродов объекта заземлен) схема (рис. 19.4). Напряжение
питания моста не превышает 10 кВ независимо от номи-
нального напряжения испытываемого оборудования. В схе-
ме моста содержатся эталонный конденсатор CN, безын-
дукционный переменный резистор R3, постоянный резистор
/?4 и переменный конденсатор С4. Испытываемый объект
обозначен как Сх. Равновесие моста устанавливается ин-
дикатором ИР (вибрационный гальванометр).
202
Условие равновесия моста
/7=77
_л_4
(19.5)
где Zv, ZN, Z3, Z4—полные сопротивления плеч моста.
Изоляция, в которой имеют место диэлектрические по-
тери, может быть представлена с помощью последователь-
ного соединения емкости Сх изоляции и сопротивления Rx,
в котором рассеивается энергия потерь. Тогда ZX = R +
J-l/j‘wCx и условие (19.5) запишется как
1
Выполнив преобразования и приравняв отдельно дейст-
вительные и мнимые части равенства, получаем
RX = R3~\ (19.7)
Сх = С„-%-. (19.8)
В соответствии с векторной диаграммой рис. 3.4
tg6 = coCJ?x, (19.9)
или подставив значения Сх и Rx, получаем
tg6^G)C4/?4. (19.10)
Поскольку при частоте 50 Гц со—100 л, для удобства
расчетов сопротивление постоянного резистора /?4 делают
равным 10000/л = 3184 Ом. При этом имеем
tg6 С4-10\ (19.11)
В (19.11) значение С4 должно быть выражено в фара-
дах, поэтому измеренный tg б численно равен значению ем-
кости С4 в микрофарадах.
Для защиты измерительных цепей моста от токов ко-
роткого замыкания при возможном пробое испытываемой
изоляции служат разрядники F (рис. 19.4). Измерительные
цепи экранированы с целью защиты от паразитных емко-
стных токов. Для этого внутренний экран Э присоединяется
к заземлению в нормальной схеме и к высоковольт-
203
ному электроду в перевернутой. Внешний заземленный эк-
ран ЗЭ, как и изолирующие ручки регулируемых элемен-
тов моста, защищает оператора от высокого напряжения.
В условиях эксплуатации обеспечить хорошее экрани-
рование испытываемой конструкции практически невоз-
можно. Поэтому при измерениях tg 6 на действующих под-
станциях или вблизи находящегося под напряжением обо-
рудования, как правило, возникают помехи, искажающие
результаты измерений. В этом случае для уменьшения
ошибки проводят два измерения с поворотом фазы испы-
тательного напряжения на 180°. Измерения, сделанные при
противоположных фазах напряжения, содержат ошибки с
разным знаком и частично компенсируются. Величину tg 6
определяют как средневзвешенную по двухм измерениям:
6x1 tg ^1 ~Ь Сх<> tg 62
сх1 + Сх2
(19.12)
где Cxi, Сх2 и tg6i, tg <32—значения, полученные при пер-
вом и втором измерениях.
19.4. КОНТРОЛЬ ИЗОЛЯЦИИ ПО ИНТЕНСИВНОСТИ
ЧАСТИЧНЫХ РАЗРЯДОВ
Для обнаружения ЧР и измерения их интенсивности раз-
работано несколько методов, основанных на регистрации
различных внешних проявлений ЧР. Наибольшее распро-
странение получил электрический метод, сущность которого
кратко изложена в § 18.4. Схема установки для измерения
характеристик ЧР электрическим методом показана на
рис. 18.4.
Как было показано в § 18.4, каждый единичный ЧР с
кажущимся зарядом q вызывает скачкообразное (за время
10-7—Ю 8 с) изменение напряжения на испытуемой изоля-
ции на величину &u = qlCx, где Сх — емкость испытуемой
изоляции. Вследствие этого в контуре высокого напряже-
ния возникает переходный процесс и на измерительном эле-
менте, т. е. на входе измерительной части установки, появ-
ляется импульс напряжения с амплитудой
q
Aw
вх
Х^П
6с
(19.13)
где Сс — емкость конденсатора связи (см. рис. 18.4); Сп —
паразитная емкость входных цепей измерительной части
204
установки. Если в качестве измерительного элемента
используется резистор /?и, то импульс напряжения от
ЧР на входе измерительной части получается апериоди-
ческим, с широким спектором частот. Для усиления таких
сигналов используются широкополосные усилители с поло-
сами пропускания от 10—30 кГц до 1—2 МГц. Если же эле-
ментом Zn служит катушка индуктивности Lib то сигнал
имеет форму затухающих колебаний. Его энергия сосредо-
точена в относительно узкой полосе частот. В этом случае
применяют узкополосные усилители с полосой пропускания
8—10 кГц и частотой настройки от 20 кГц до 2 МГц. В обо-
их случаях коэффициент усиления — до 106.
В установках с широкополосными усилителями импуль-
сы напряжения от ЧР получаются очень короткими, поэто-
му сигналы от следующих друг за другом разрядов не на-
лагаются один на другой, их можно четко различить и под-
считать с помощью счетчика импульсов. Однако в этом
случае из-за широкой полосы пропускания усилителя на ре-
гистрирующие приборы проходят значительные шумы, ме-
шающие измерениям.
В установках с узкополосными усилителями уровень шу-
мов при прочих равных условиях значительно ниже; чув-
ствительность таких установок существенно выше. Однако
сигналы от отдельных ЧР получаются достаточно длитель-
ными, налагаются друг на друга, поэтому точное измерение
числа разрядов в единицу времени невозможно. Установки
с узкополосными усилителями используют при высоком
уровне внешних шумов и, как правило, только для обнару-
жения или измерения напряжения появления ЧР.
Широкополосные усилители используют при необходимо-
сти точного измерения интенсивности ЧР. При этом при-
меняют специальные меры по ограничению помех (полно-
стью экранируют помещение лаборатории, используют сете-
вые фильтры и т. д.). Установки по рис. 18.4 используются
в стационарных лабораториях для контроля состояния изо-
ляции оборудования после его изготовления или ремонта,
а также при проведении исследований. В условиях эксплуа-
тации контроль изоляции с помощью электрического метода
регистрации ЧР крайне затруднен из-за очень высокого
уровня помех от короны на проводах и арматуре изоляторов.
В последние годы для контроля изоляции элегазовых
КРУ широко используется акустический метод, который по-
зволяет определить не только наличие ЧР, но и место, где
они развиваются.
205
19.5. КОНТРОЛЬ ИЗОЛЯЦИИ ПОВЫШЕННЫМ НАПРЯЖЕНИЕМ
Испытания изоляции повышенным напряжением позво-
ляют выявить многие дефекты, особенно сосредоточенные,
не обнаруживаемые иными методами. При этом дефектная
изоляция пробивается. Вместе с тем приложение чрезмерно
высокого напряжения или излишне большая его выдержка
может вызвать появление повреждений даже в исправной
изоляции. Поэтому, во-первых, профилактические и после-
ремонтные испытания изоляции повышенным напряжением
производятся после контроля ее состояния неразрушающи-
ми методами, рассмотренными выше, и, во-вторых, значение
испытательного напряжения берется на 10—15 % ниже зна-
чения испытательного напряжения по ГОСТ 1516.1—76* для
изоляции нового выпускаемого заводом электрооборудова-
ния.
Изоляция считается выдержавшей испытание, если не
наблюдалось пробоя или частичных повреждений изоляции,
обнаруживаемых по выделению газа, дыма, по звуку и дру-
гим признакам.
Испытания проводятся в течение времени, за которое
в дефектной изоляции успевают развиться частичные разря-
ды или даже полный пробой. Практикой установлено, что
для этого достаточно 1 мин, и это время указано в нормах
на профилактические испытания.
В некоторых случаях для испытаний применяется на-
пряжение повышенной частоты (обычно 100 или 250 Гц).
С увеличением частоты испытательного напряжения коли-
чество частичных разрядов в секунду увеличивается (см.
§ 18.3), возрастают также диэлектрические потери в изоля-
ции. Это приводит к более быстрому развитию электриче-
ского или теплового пробоя. Поэтому при частоте f, превы-
шающей 100 Гц, время t, с, на которое прикладывается ис-
пытательное напряжение, должно быть уменьшено в
соответствии с формулой
но не должно быть менее 20 с.
Существенным недостатком испытаний переменнььм на-
пряжением является необходимость применения мощной
испытательной аппаратуры, если емкость объекта велика.
Испытания повышенным постоянным напряжением при-
меняются в основном для испытания объектов большой ем-
206
кости (кабелей, конденсаторов). Проходящий при этом че-
рез изоляцию ток мал и практически равен току утечки.
Поэтому потери мощности в изоляции малы и развитие
теплового пробоя затруднено. Кроме того, при постоянном
напряжении мала интенсивность частичных разрядов. По
этим причинам для пробоя дефектной изоляции требуется
более высокое постоянное напряжение, чем амплитуда пе-
ременного напряжения.
Значение испытательного выпрямленного напряжения
для электрических машин составляет (2,24-2,5) С/Ном. Изо-
ляция кабелей номинальным напряжением до 10 кВ испы-
тывается постоянным напряжением (5-4-6) t/ном, а кабелей
10—35 кВ — напряжением (44-5) UHOM. Длительность ис-
пытаний составляет 10—15 мин.
Во время испытаний может одновременно измеряться
ток утечки через изоляцию, что дает дополнительную ин-
формацию о состоянии изоляции. Если изоляция не проби-
лась, а значение тока утечки осталось постоянным или же
несколько снизилось к концу испытаний, то это означает,
что состояние изоляции вполне удовлетворительное. Если
же ток утечки возрос, то в изоляции возможны дефекты,
характер которых следует выяснить с помощью дополни-
тельных испытаний.
РАЗДЕЛ ПЯТЫЙ
Грозовые перенапряжения и молниезащита
электрических установок
Глава двадцатая
МОЛНИЯ КАК ИСТОЧНИК ГРОЗОВЫХ
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
20.1. РАЗВИТИЕ МОЛНИИ
А1олния представляет собой электрический разряд между
облаком и землей или между облаками. Молнии предшест-
вует процесс разделения и накопления электрических заря-
дов в грозовых облаках, происходящий в результате воз-
никновения в облаках мощных восходящих воздушных по-
токов и интенсивной конденсации в них водяных паров.
Капли воды, достигшие области отрицательных темпера-
тур, замерзают. Замерзание начинается с поверхности кап-
ли, которая покрывается корочкой льда. Выделяющееся при
этом тепло поддерживает температуру внутри капли около
0 °C. Имеющиеся в воде положительные ионы под действием
разности температур перемещаются к поверхностному слою
капли и заряжают его положительно, в то время как жидкой
сердцевине капли сообщается при этом избыточный отри-
цательный заряд. Когда замерзает сердцевина капли, то
вследствие ее расширения ранее замерзший поверхност-
ный слой лопается и его положительно заряженные осколки
уносятся потоком воздуха в верхние части облака. Таким
образом, нижняя часть грозового облака оказывается за-
ряженной отрицательно, а вершина — положительно. Это
один из основных процессов электризации грозовых обла-
ков, и поэтому в большинстве случаев (до 90%) молнии
бывают отрицательными, т. е. переносят на землю отрица-
тельный заряд.
В средних широтах землю поражают 30—40 % общего
числа молний, остальные 60—70 % составляют разряды
между облаками или между разноименно заряженными
частями облаков.
208
По мере концентрации в нижней части облака отрица-
тельных зарядов увеличивается напряженность электриче-
ского поля, и когда она достигает критического значения
(20—24 кВ/см в зависимости от высоты облака над землей),
происходит ионизация воздуха и в сторону земли начинает
развиваться разряд.
На начальной стадии, называемой лидерной, молния
представляет собой относительно медленно (со скоростью
в среднем 1,5-105 м/с) развивающийся слабо светящийся
канал (лидер). Зона ионизации лидера имеет избыточный
заряд того же знака, что и облако. Заряды облака и лидера
индуктируют на поверхности земли и на расположенных на
ней объектах заряды другого знака. По мере приближения
лидера к земле индуктированный заряд и напряженность
электрического поля на вершинах возвышающихся над по-
верхностью земли объектов возрастают и с них могут на-
чать развиваться встречные лидеры, имеющие заряды, по
знаку обратные заряду лидера. Ток в лидерной стадии мол-
нии имеет порядок десятков и сотен ампер.
Когда канал развивающегося от облака лидера прибли-
жается к земле пли к одному из встречных лидеров, то
между ними па расстоянии 25—100 м возникает высокая
напряженность электрического поля, среднее значение ко-
торой оценивается в 10 кВ/см. Промежуток этот пробива-
ется за несколько микросекунд, и в нем выделяется энергия
порядка 0,5—5 МДж, которая расходуется на нагрев и тер-
моионизацию. Проводимость этой части канала резко воз-
растает, и зона повышенной напряженности перемещается
по направлению к облаку со скоростью от 1,5-107 до 1,5Х
ХЮ8 м/с (0,05—0,5 скорости света). Процесс этот, назы-
ваемый главным разрядом, сопровождается сильным све-
чением канала разряда. Ток в канале за 5—10 мкс дости-
гает десятков и даже одной-двух сотен килоампер, а затем
за время 25—200 мкс спадает до половины амплитудного
значения. В течение этого очень короткого времени канал
разряда разогревается до температуры 20—30 тыс. °C.
При нагревании канал разряда быстро расширяется, что
вызывает распространение в окружающем воздухе ударной
волны, имеющей на своем фронте высокое давление и вос-
принимаемой как гром. Во время главного разряда проис-
ходит нейтрализация зарядов лидера. Нарастание тока
главного разряда (фронт импульса тока) соответствует
нейтрализации зарядов в лидерном канале, а спад тока —
нейтрализации зарядов в зоне ионизации лидера.
14-469
209
В завершающей (финальной) стадии молнии по каналу
в течение десятков миллисекунд проходит ток порядка де-
сятков и сотен ампер. В это время нейтрализуются заряды
облака. Часто на ток финальной стадии накладываются им-
пульсы тока повторных разрядов, во время которых разря-
жаются на землю скопления зарядов, расположенные в
разных местах по высоте грозового облака. Лидер повтор-
ных разрядов — так называемый стреловидный лидер —
движется со скоростью, превосходящей скорость лидера пер-
вого разряда и имеющей порядок 106 м/с, поскольку
он развивается по уже образованному каналу. Скорости на-
растания тока главного разряда в повторных разрядах вы-
ше, чем в первом, а амплитуды ниже. Яркие вспышки кана-
ла при повторных разрядах воспринимаются как мерцание
молнии.
В большинстве случаев молния состоит из двух-трех от-
дельных разрядов, однако наблюдались молнии и с несколь-
кими десятками компонентов. Такая многокомпонентная
молния может длиться до 1 с. Чаще всего длительность уда-
ра молнии не превышает 0,1 с.
Если высота объекта составляет сотни метров, то на-
пряженность электрического поля на его вершине может
достигнуть критического значения раньше, чем напряжен-
ность поля в облаке. В таких случаях развитие молнии на-
чинается не с облака, а с вершины объекта. Большинство
разрядов, поражающих Останкинскую телебашню, начина-
ется развитием лидера с ее вершины (540 м над поверхно-
стью земли). Такие молнии не имеют резко выраженной
главной стадии, поскольку их лидеры приходят в соприкос-
новение с малопроводящим облаком, заряды в котором рас-
положены на частичках льда или воды и отделены друг от
друга воздухом. Лидеры повторных разрядов в этих случа-
ях всегда развиваются от облака к земле, и повторные ком-
поненты не отличаются от нисходящих от облака молний.
10.2. ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ МОЛНИИ
Переход от лидерной стадии к главному разряду можно
имитировать замыканием на землю вертикального заряжен-
ного провода (рис. 20.1). Будем считать, что во время ли-
дерной стадии сформировался проводящий канал (верти-
кальный провод) с постоянной плотностью отрицательного
заряда на единицу длины о. При замыкании ключа К про-
исходит нейтрализация отрицательного заряда за счет по-
210
ложительных зарядов, поступающих в капал молнии с по-
верхности земли.
Если волна нейтрализации распространяется вверх со
скоростью v, то амплитуда тока
4 = w. (20.1)
Если провод замыкается на землю через некоторое со-
противление R, то ток уменьшается и определяется как
4 = ™ , (20.2)
где Z — эквивалентное волновое сопротивление канала мол-
нии.
Рис. 20.1. Упрощенная схема разви-
тия главного разряда
Рис. 20.2. Определение параметров
импульса тока молнии
Из (20.2) видно, что ток молнии должен зависеть от
значения сопротивления в месте удара, например от сопро-
тивления заземления возвышающегося объекта.
Оценки волнового сопротивления канала молнии, сде-
ланные по измерениям тока на Останкинской телебашне,
дают значения 1,1—8,0 кОм. Теоретические исследования
показывают, что при предельно больших амплитудах тока
молнии Z уменьшается до 300—600 Ом. При таких значени-
ях Z влияние сопротивления заземления, по крайней мере
до R = 50 Ом, невелико, и с достаточной степенью точности
для расчетов молниезащиты можно принимать эквивалент-
ное волновое сопротивление канала молнии бесконечно
большим, т. е. рассматривать молнию как источник тока.
С точки зрения электромагнитного воздействия на уста-
новки высокого напряжения важное значение имеют форма
14* 211
Рис. 20.3. Вероятности токов молнии:
1 — первые компоненты отрицательных и положительных молний; 2 — первые
компоненты отрицательных молний; 3 — последующие компоненты отрицательных
молний
и значение тока главного разряда. Приближенно он имеет
вид апериодического импульса, который можно характери-
зовать длительностью фронта Тф и длительностью импульса
ти (рис. 20.2). Важнейшей характеристикой является мак-
симальное значение тока молнии /м, часто называемое про-
сто током молнии.
При максимальном значении тока молнии создаются
наибольшие падения напряжения на активных сопротивле-
ниях — волновых сопротивлениях проводов и сопротивле-
ниях заземления. Статистическое распределение токов мол-
нии приведено на рис. 20.3. (На этом рисунке, как и на рис.
20.4—20.6, шкала вероятности соответствует нормальному
закону распределения, а значения параметров тока даны на
логарифмической шкале). Амплитуда токов первых компо-
нентов отрицательных молний, соответствующих 50 %-ной
вероятности, составляет 30 кА, а последующих компонен-
тов — только 13 кА. Разница в распределениях 1 и 2 ука-
зывает на то, что при положительных разрядах токи молнии
бывают больше, чем при отрицательных.
Крутизна фронта тока молнии
а = ——
dt
212
Рис. 20.4. Вероятности крутизны фронта тока молнии:
/—все компоненты отрицательных и положительных молний; 2 — первые ком-
поненты отрицательных молний; 3 — последующие компоненты отрицательных
молний
определяет индуктивные падения напряжения в проводни-
ках и индуктированные напряжения в магнитно-связанных
цепях. На рис. 20.4 приведены вероятности максимальной
крутизны фронта тока молнии. Однако удобнее бывает
пользоваться средней крутизной яср = /м/тф. Это не вносит
большой ошибки при способе определения продолжительно-
сти фронта, показанном на рис. 20.2. Для первых компонен-
тов отрицательных молний 50 %-ное значение максималь-
ной крутизны фронта тока молнии составляет 13 кА/мкс, а
для последующих компонентов — 30 кА/мкс.
При оценочных расчетах можно использовать усреднен-
ные распределения тока молнии и крутизны его фронта для
отрицательных нисходящих от облака молний без учета
различия первого и последующих компонентов. В этом слу-
чае статистические распределения можно аппроксимиро-
вать экспоненциальными функциями (данные ЛПИ)
Р(/м) = ехр (-—0,04/м), (20,3)
Р (а) ехр (— 0,08 а),
(20.4)
213
где Р(1м) и Р(а)—вероятности того, что соответственно
ток молнии и крутизна будут равны или превысят заданные
значения.
В горных районах (высота 1000 м над уровнем моря и
больше) токи молнии и крутизна при тех же вероятностях
имеют примерно вдвое меньшие значения.
Между амплитудой и крутизной фронта тока молнии
имеется слабая положительная корреляционная связь: боль-
шим токам соответствует большая крутизна. Однако данных
пока недостаточно, поэтому принято считать /м и а незави-
симыми случайными величинами. В этом случае при малых
значениях вероятностей
Р(1^ а)^Р(Гм) + Р(а). (20.5)
При проектировании молниезащитных устройств необхо-
димо учитывать тепловое и электродинамическое действия
молнии. Значения зарядов, переносимых молнией, характе-
ризуют энергию, выделяющуюся в точке удара молнии, и
расплавление металла в этом месте. Интеграл квадрата то-
ка f i^dt, называемый также иногда интегралом действия
Рис. 20 5. Вероятности зарядов ( f переносимых молнией:
/ — отрицательные и положительные молнии; 2 — первые компоненты отрица-
тельныл молний; 3 — послед) ющие компоненты отрицательных молний
214
Рис. 20.6. Вероятности интегралов действия (интегралов квадрата
тока):
/ — первые компоненты отрицательных и положительных молний; 2 — первые ком-
поненты отрицательных молний; 3 — последующие компоненты отрицательных
молний
воздействия и нагрев проводников при прохождении по ним
тока молнии. Статистические распределения зарядов, пере-
носимых молнией, и интегралов квадрата тока представле-
ны на рис. 20.5 и 20.6,
20.3. ХАРАКТЕРИСТИКИ ГРОЗОВОЙ ДЕЯТЕЛЬНОСТИ
Одновременно на земном шаре существует примерно
2000 грозовых очагов, из которых ежесекундно происходит
около 100 ударов молнии.
Интенсивность грозовой деятельности в данной местно-
сти характеризуется средним числом грозовых часов в году
Dr. Число грозовых часов минимально в высоких широтах
и постепенно увеличивается к экватору, где повышенная
влажность воздуха и высокая температура, способствую-
щие образованию грозовых облаков, наблюдаются практи-
чески в течение всего года.
На рис. 20.7 приведена карта грозовой деятельности на
территории СССР, построенная по данным многолетних ме-
теорологических наблюдений. В некоторых районах страны
(Красная Поляна, Сочи, Ленинакан, Алаверди и др.) годо-
вое число грозовых часов достигает 100 и более.
215
Рис. 20.7. Грозовая деятельность на территории СССР (среднегодовая продолжительность гроз в часах)
16
Ниже для примера приводится число грозовых дней в
году (число часов в 2—3 раза больше) в некоторых местно-
стях: Вьетнам — 100, Бразилия — 130, Средняя Африка и
Южная Мексика — 150, остров Ява — 200. В г. Богор (о-в
Ява) метеостанция зарегистрировала рекордное число гро-
зовых дней: за четыре года их было в среднем по 322 в году.
Другой характеристикой грозовой деятельности является
среднее число ударов молнии /гУд в 1 км2 поверхности земли
за 100 грозовых часов. На территории СССР пуд = 6,7 1/км2
за 100 грозовых часов.
Возвышающиеся над поверхностью земли объекты вслед-
ствие развития с них встречных лидеров собирают удары
молнии с площади, превышающей их территорию. Число
ударов молнии за 100 грозовых часов в сооружение, напри-
мер в подстанцию, длиной А, шириной В и высотой Н (раз-
меры в метрах) может быть рассчитано по формуле
иуд - 6,7 (А + 7Н) (В + 7Н) • 10-6. (20.6)
Число ударов молнии в 100 км воздушной линии элек-
тропередачи за 100 грозовых часов
/?уд - 6,7 - 100.6Лср. 10-3 4ЛСР, (20.7)
2
где hcp — hon—-f — средняя высота, м, подвеса троса или
при отсутствии тросов — верхнего провода; hon — высота
опоры; f — стрела провеса троса или провода.
Годовое число ударов молнии в линию длиной I при чис-
ле грозовых часов в году £>г определяется как
— 1 D?
/2год — ПУЛ 100 100 •
(20.8)
20.4. ШАРОВАЯ МОЛНИЯ
Шаровая молния появляется, как правило, одновременно
с обычной (линейной) молнией недалеко от места удара
последней и выглядит как огненный шар. Диаметр шара
составляет в основном 10—20 см (имеются сведения о диа-
метрах от 1 до 100 см). Цвет может быть разный: красный,
оранжевый, желтый и белый. Свечение шаровой молнии не
очень яркое, однако ее можно четко различать при дневном
свете. Шаровые молнии обычно перемещаются горизонталь-
но со скоростью несколько метров в секунду — как бы ка-
217
тятся вблизи поверхности земли, подпрыгивая на неровно-
стях. Часто шаровые молнии притягиваются к металличе-
ским предметам, например к проводам или проволочным
заграждениям, и перемещаются вдоль них. Иногда шаровая
молния движется вдоль водных потоков. Шаровые молнии
могут также оставаться некоторое время неподвижными или
передвигаться вертикально. Иногда шаровые молнии изда-
ют шипение. Многие наблюдатели отмечали характерный
запах, сопровождающий шаровую молнию. Он напоминал
горящую серу или озон.
Время жизни шаровых молний составляет обычно не-
сколько секунд, но может быть и больше минуты. Исчезно-
вение шаровых молний в большинстве случаев происходит
быстро и сопровождается сильным треском. В редких слу-
чаях шаровая молния исчезает бесшумно. В месте взрыва
шаровой молнии наблюдаются разрушения: обрывы прово-
дов, отверстия, оплавления поверхностей и т. п.
Удовлетворительного объяснения шаровой молнии и при-
чин ее возникновения пока еще не найдено. Имеется ряд
гипотез. По одним гипотезам предполагается, что источник
энергии, поддерживающий существование шаровой молнии,
находится внутри нее самой. Например, имеется предполо-
жение, что шаровая молния поддерживается за счет хими-
ческих реакций внутри шара (горение болотного или гре-
мучего газа). По другим гипотезам снабжение шаровой мол-
нии энергией производится внешним источником. Таким
источником, например, по предположению акад. П. Л. Ка-
пицы, может быть радиочастотное излучение грозовых об-
лаков, сфокусированное в ограниченном объеме воздуха.
Если это так, то шаровая молния представляет собой комок
плазмы — сильно ионизированного газа.
Имеются сообщения, что шаровая молния проникала в
дома через печные трубы и форточки и, взрываясь, произ-
водила некоторые разрушения: разбивала оконные стекла,
повреждала электропроводку. По-видимому, в целях защи-
ты от шаровой молнии следует во время грозы закрывать
трубы и форточки. Однако нужно иметь в виду, что шаровая
молния — достаточно редкое явление. Это, собственно, и
является причиной того, что до настоящего времени прак-
тически не началось ее изучение.
Глава двадцать первая
МОЛНИЕОТВОДЫ
21.1. ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ МОЛНИЕОТВОДОВ
Защита от прямых ударов молнии осуществляется с по-
мощью молниеотводов. Молниеотвод представляет собой
возвышающееся над защищаемым объектом устройство, че-
рез которое ток молнии, минуя защищаемый объект, отво-
дится в землю. Молниеотвод состоит из молниеприемника;
непосредственно воспринимающего на себя удар молнии,
токоотвода и заземлителя.
Защитное действие молниеотводов впервые получило
объяснение в «Слове о явлениях воздушных, от електричс-
ской силы происходящих...» М. В. Ломоносова, который в
1753 г. писал: «Стрелы на местах, от обращения человече-
ского по мере удаленных, ставить за небесполезное дело
почитаю, дабы ударяющая молния больше на них, нежели
на головах человеческих и на храминах, силы свои изнуря-
ла». Это образное определение роли молниеотводов остается
справедливым.
Защитное действие молниеотводов основано на том, что
во время лидерной стадии на вершине молниеотвода скап-
ливаются заряды и наибольшие напряженности электриче-
ского поля создаются на пути между развивающимся ли-
дером и вершиной молниеотводов. Возникновение и разви-
тие с молниеотвода встречного лидера еще более усиливает
напряженности поля на этом пути, что окончательно пред-
определяет удар в молниеотвод. Защищаемый объект, более
низкий, чем молниеотвод, будучи расположен поблизости от
него, оказывается заэкранированным молниеотводом и
встречным лидером и поэтому практически не может быть
поражен молнией.
Защитное действие молниеотвода характеризуется его
зоной защиты, т. е. пространством вблизи молниеотвода,
вероятность попадания молнии в которое не превышает оп-
ределенного достаточно малого значения.
Молниеотводы по типу молниеприемников разделяются
на стержневые и тросовые. Стержневые молниеотводы вы-
полняются в виде вертикально установленных стержней
(мачт), соединенных с заземлителем, а тросовые — в виде
горизонтально подвешенных проводов. По опорам, к кото-
рым крепится трос, прокладываются токоотводы, соединяю-
щие трос с заземлителем.
219
Открытые распределительные устройства подстанций
защищаются стержневыми молниеотводами, а линии элек-
тропередачи — тросовыми. Для защиты шинных мостов и
гибких связей большой протяженности также могут приме-
няться тросовые молниеотводы.
Необходимым условием надежной защиты является хо-
рошее заземление молниеотвода, так как при ударе молнии
в молниеотвод с большем сопротивлением заземления па
нем создается высокое напряжение, способное вызвать про-
бой с молниеотвода на защищаемый объект.
В последнее время интенсивно ведутся исследования по
повышению эффективности молниеотводов (Г. Н. Александ-
ров — ЛПИ). В частности, на крупномасштабной модели с
воздушным промежутком длиной 10 м экспериментально
показано, что лазерная искра влияет на ориентировку лиде-
ра так же, как и эквивалентный ей по длине металлический
заземленный стержень.
За рубежОхМ настойчиво рекламируются так называемые
радиоактивные молниеотводы — стержневые молниеотво-
ды, молниеприемники которых снабжены источниками ра-
диоактивного излучения. Предполагается, что за счет этого
излучения над молниеотводом образуется столб ионизиро-
ванного воздуха, как бы увеличивающего высоту молние-
отвода. Однако при применяемых радиоактивных соедине-
ниях высота ионизированного столба воздуха, имеющего
достаточную проводимость, не превышает 10—15 см. Количе-
ство мощных частиц, проникающих на высоту в несколько
десятков сантиметров, невелико, и они не могут создать
проводящий капал. Сравнительные испытания обычного и
радиоактивного молниеотводов, проведенные в Швейцар-
ских Альпах, не выявили каких-либо преимуществ радиоак-
тивного молниеотвода (К. Бергер).
21.2. ЗОНЫ ЗАЩИТЫ МОЛНИЕОТВОДОВ
Зоны защиты молниеотводов высотой h<Д30 м были оп-
ределены в 1936—1940 гг. А. А. Акопяном (ВЭИ) па основе
обширных лабораторных исследований. Надежность их под-
тверждена длительным опытом эксплуатации. Они вошли
как составная часть в ряд нормативных документов. В по-
следующем установленные зоны защиты были распростра-
нены на молниеотводы высотой до 100 м, при этом А. А. Ако-
пяном была введена поправка, учитывающая снижение эф-
фективности молниеотводов высотой больше 30 м вследствие
220
боковых ударов молнии, поражающих молниеотводы в
точках ниже его вершины. В настоящее время в связи с по-
требностями практики нормированы зоны защиты молние-
отводов высотой до 150 м.
Зона защиты одиночного стержневого молниеотвода вы-
сотой h150 м представляет собой круговой конус (рис.
21.1) с вершиной на высоте ho<Zh, сечение которого на вы-
соте hx имеет радиус гх.
Рис. 21.1. Сечение зо-
ны защиты стержне-
вого молниеотвода
Граница зоны защиты находится по формулам (все раз-
меры — в метрах)
й0 = 0,85й,
= (1,1 _ 0fl02h)(h —
(21.1)
Вероятность прорыва молнии через границу зоны не пре-
вышает 0,005. Если допустить вероятность прорыва молнии
0,05, то зона защиты расширяется. В ряде случаев такая
зона удовлетворяет потребностям практики, так как для
объектов высотой до 30 м число разрядов обычно меньше
0,1 в год. Поэтому при вероятности прорыва 0,05 защищае-
мый объект в среднем будет поражаться не чаще, чем 1 раз
за 200 лет эксплуатации. Зона защиты одиночного молние-
отвода при вероятности прорыва 0,05 описывается форму-
лами
/io = O,92/i,
гх= —
х \ 0,92
(21.2)
Зона защиты двух стержневых молниеотводов, находя-
щихся вблизи друг от друга [на расстоянии, меньшем (3-4
4-5) й], расширяется по сравнению с зонами отдельных мол-
ниеотводов. Возникает дополнительный объем зоны защи-
ты, обусловленный совместным действием двух молниеотво-
221
лов. Зоны защиты двойного стержневого молниеотвода (рис.
21.2) описываются формулами:
а) при вероятности прорыва Рпр=0,005
( h0 при
hmin=[ Ло_(О>17 + 3.1О-4Л)(/_Л) при l>h>
( гх при l^h,
I Г0 (fynin hx^hjnin При I h\ /
Рис. 21.2. Зона защиты двойного стержневого
молниеотвода:
а — сечение вертикальной плоскостью, проходящей
через оси молниеотводов; б — сечение горизонталь-
ной плоскостью на высоте hx
б) при вероятности прорыва Рпр = 0,05
J/z0 при I < 1,57г,
п к— 0,14 (Z— 1,5/1) при />1,5/1,
(гх при I > 1,5 h,
~ Vo (hmin — hx)/hniin при I > 1,5 /г,
(21.4)
где го — зона защиты одиночного молниеотвода на уровне
земли (Лх = 0).
Если расстояние I между молниеотводами превышает
З/i (Рпр=0,005) или 5/i (Рпр = 0,05), каждый из молниеот-
водов следует рассматривать как одиночный.
Несколько близко расположенных молниеотводов (на-
пример, три и более) образуют «многократный» молниеот-
вод Его зона защиты определяется зонами защиты бли-
жайших молниеотводов. При этом принимается, что внут-
ренняя зона имеет вероятность прорыва такую же, как и
зоны взятых попарно молниеотводов.
222
Для защиты протяженных объектов тросовые молниеот-
воды натягивают над защищаемым объектом и saзeмляют
на опорах. Зона защиты одиночного тросового молниеотво-
да определяется по формулам:
а) при вероятности прорыва Рпр = 0,005
h0 = 0,85 h,
= (1,35 —0,0025 A) (h — АД
\ 0,85/
б) при вероятности прорыва /’пр = 0,05
h0 = 0,95 h,
rx — 1,7
ж \ 0,92/
(21.5)
(21.6)
Для двух тросовых молниеотводов, расположенных на
расстоянии I друг от друга, наименьшая высота зоны защи-
ты посредине между ними составляет
_ |А0 —(0,14 + 5> 10-4А) (Z —А) при Z>A,
“min । , , ,
(Ао при I < П.
(217)
21.3. ЗАЗЕМЛЕНИЕ МОЛНИЕОТВОДОВ
Для устройства заземлений применяются вертикальные
и горизонтальные электроды (заземлители). Для горизон-
тальных заземлителей используется полосовая сталь шири-
ной 20—40 мм и толщиной не менее 4 мм, а также сталь
круглого сечения диаметром не менее 6 мм. В качестве вер-
тикальных заземлителей применяются стальные трубы,
стержни и профильная сталь. На подстанциях заземлитель
представляет собой сложную систему, состоящую обычно
из горизонтальных полос, объединяющих вертикальные
электроды и образующих сетку на площади, занимаемой
подстанцией. На линиях электропередачи в качестве зазем-
лителя опор могут использоваться их железобетонные фун-
даменты.
Заземлитель характеризуется значением сопротивления,
которое окружающая земля оказывает стекающему с него
току. Сопротивление заземлителя зависит от его геометри-
ческих размеров и удельного сопротивления грунта р, в ко-
тором он находится.
223
Для расчета сопротивления заземления одиночного
стержневого молниеотвода или линейной опоры использу-
ются следующие формулы:
сопротивление вертикальной трубы или стержня
R ln[4/ (2/ Z)j, (21.8)
2л/ |d (4/ /) J
сопротивление горизонтальной полосы
In—(21.9)
nl j bl
сопротивление железобетонного фундамента
/?= 1,7-^-ln—, (21.10)
2;Ц b * v
где I — длина трубы или полосы; / — глубина залегания
полосы, верхнего конца вертикального электрода или ниж-
него конца фундамента; b— ширина полосы или фундамен-
та; d — диаметр трубы или стержня.
Расчетное значение р определяется по данным измере-
ний как
Р-/<Ризм, (21.11)
где К — сезонный коэффициент; ризм — измеренное значе-
ние удельного сопротивления грунта. Если измерение прово-
дилось при средней влажности грунта, то /(=1,4. При повы-
шенной влажности земли перед измерением берется /( = 2,6.
Ориентировочные значения удельного сопротивления не-
которых грунтов приведены ниже:
р Ом.м р, Ом•м
Многолетнемерзлый До Лёсс, суглинок . . 100
грунт Глина 60
100 000 Чернозем 50
Скальный грунт . . 1000 Торф 20
Песок 500 Речная вода . . . 10—30
Супесь ЗОЭ Морская вода . . . 1 — 10
При больших импульсных токах — токах молнии —
плотность проходящего через заземляющие электроды тока
велика, поэтому в земле у поверхности электродов соз-
даются очень высокие напряженности поля E — Jp, превос-
ходящие пробивные напряженности грунта. Вокруг электро-
дов образуются зоны искрения, увеличивающие их
эффективные размеры, и сопротивление заземления умень-
шается.
224
Быстрое же нарастание тока молнии на фронте импуль-
са создает падение напряжения на индуктивности протяжен-
ного заземлителя, что ограничивает отвод тока с удаленных
его частей. При этом сопротивление заземления, наоборот,
увеличивается.
В результате влияния того или иного фактора (образо-
вания зоны искрения или падения напряжения на индук-
тивности) сопротивление заземлителя при прохождении то-
ка молнии — так называемое импульсное сопротивление
Rn — отличается от стационарного сопротивления заземле-
ния, измеренного при переменном напряжении и сравни-
тельно небольшом токе или рассчитанного по (21.8) —
(21.10).
Отношение импульсного и стационарного сопротивлении
заземления называется импульсным коэффициентом
= (21.12)
Пусть ток / стекает с вертикального заземлителя в виде
стержня при t = 0 (21.8). На границе искровой зоны (рис.
21.3), представляющей собой цилиндрическую поверхность
радиусом ги,з, напряженность электрического поля
(21.13)
£цР ^Р
2лг11>3/
Из (21.13) следует, что
Рис. 21.3. Искровая зона
вокруг вертикального
электрода
Рис. 21.4. Импульсные коэф-
фициенты вертикальных элект-
родов в зависимости от произ-
ведения /р (£пр = 12 кВ/см)
15—469
225
а импульсное сопротивление заземления и импульсный ко-
эффициент определяют по формулам
/?и = -В- In = -2- In-я/2£пр
2л/ гпз 2л/ /р
In (4л/2£пр//р)
= 2/
In---
(21.15)
(21.16)
Сосредоточенные заземлители имеют тем меньшее
чем больше ток молнии, проходящий через заземлитель, и
выше удельное сопротивление грунта (рис. 21.4).
Анализ протяженного горизонтального заземлителя без
учета искровых процессов, который здесь не приводится из-
за его громоздкости, приводит к следующему выражению
для импульсного коэффициента:
а„ = 1 + -^, (21.17)
ЗтфЯ
где Lo — 0,2|1п—---0,31 —индуктивность единицы длины
\ г /
горизонтального заземлителя, мкГн/м; тф — длительность
фронта тока молнии, мкс.
Импульсный коэффициент протяженного горизонталь-
ного заземлителя больше единицы, и чем больше его дли-
на и меньше длительность фронта импульсного тока, тем
выше значение а„.
Следует иметь в виду, что у поверхности протяженного
заземлителя имеют место искровые процессы, однако они
ослабевают по мере удаления от начала заземлителя, по-
скольку уменьшаются его потенциал и плотность стекаю-
щего тока. Искровые процессы в земле существенно влия-
ют на импульсное сопротивление протяженного заземли-
теля. При малых длинах его, когда плотности тока велики,
искровые процессы могут привести к уменьшению импульс-
ного коэффициента до ап^ 1.
Если заземлитель состоит из п труб или полос, то его
импульсное сопротивление равно
(21.18)
где т|и — импульсный коэффициент использования заземли-
теля, учитывающий ухудшение условий растекания тока
молнии вследствие взаимного экранирования электродов.
Усредненные значения аи и г]и для некоторых конструк-
ций заземлителей приведены в табл. 21.1.
?26
Таблица 21.1. Значения импульсных коэффициентов аи и т|и
Заземлитель аи при удельном сопротивле- нии р, Ом-м
100 | 200 1 500 ! 1 1000
Вертикальные стержни, со- единенные полосой (расстояние между стержнями вдвое боль- ше их длины):
2—4 стержня, 0,5 0,45 0,3 — 0,75
8 стержней 0,7 0,55 0,4 0,3 0,75
15 стержней 0,8 0,7 0,55 0,4 0,75
Две горизонтальные полосы длиной по 5 м, расходящиеся в противоположные стороны от точки присоединения токоотво- да 0,65 0,55 0,45 0,4 1.0
Три полосы длиной по 5 м, симметрично расходящиеся от точки присоединения токоотво- да 0,7 0,6 0,5 0,45 0,75
Сопротивление заземлителя подстанции в виде сетки,
которая состоит из вертикальных электродов, объединен-
ных горизонтальными полосами, рассчитывается по эмпи-
рической формуле
/ А 1
R = Р ( Vs + L + nl
где L — суммарная длина всех горизонтальных заземляю-
щих электродов (полос); п и / — число и длина вертикаль-
ных электродов; S— площадь, занятая заземлителем; р—
расчетное значение удельного со-
противления грунта; А — коэффи-
циент, определяемый по значению
I! VS:
l/Vs . . О 0,05 0,1 0,2 0,5
А . . . . 0,44 0,40 0,37 0,33 0,26
Рис. 21.5. Значения импульсного коэффи-
циента для заземлителей в виде сеток р =
= ЮО-ч-600 Ом-м:
зона 1 — 2 — /м =10 кА; зона 3 — 4— /м = 100 кА
(21.19)
15*
227
Ориентировочные значения коэффициента аи для за-
землителей в виде сеток приведены на рис. 21.5. Для про-
тяженных заземлителей ( У S >10 м) импульсный коэф-
фициент можно оценить по приближенной формуле
а и = 1/-------500^S---- (21.20)
“ V (р+ 320) (/м + 45)
где S — площадь, м2; р — удельное сопротивление грунта,
Ом-м; /м — ток молнии, кА.
21.4. УСЛОВИЯ БЕЗОПАСНОГО ПРОХОЖДЕНИЯ ТОКА
МОЛНИИ ПО МОЛНИЕОТВОДУ
При прохождении тока молнии по молниеотводу созда-
ется падение напряжения на сопротивлении заземлителя
молниеотвода и на индуктивности токоотвода. При косо-
угольной форме фронта тока молнии и крутизне фронта а
максимальный потенциал в точке молниеотвода, располо-
женной на расстоянии I от заземлителя, наступает в мо-
мент максимума тока молнии
(21.21)
где Lq — индуктивность единицы длины токоотвода. Для
металлических молниеотводов решетчатой конструкции, а
также для отдельно проложенных токоотводящих спусков
Ло~ 1,7 мкГн/м.
Учитывая достаточно малое число ударов молнии в та-
кие объекты, как, например, подстанции (20.6), в данном
случае в качестве расчетных значений принимают /м =
= 60 кА и а = 30 кА/мкс.
Расстояние по воздуху /в при расчетных параметрах
тока молнии и допустимой напряженности электрического
поля в воздухе £в = 500 кВ/м определяется по формуле
/в > -ОДи + 30'1,7Z « 0,12/?и + 0, п. (21.22)
500
Расстояние в земле 13 между заземлителем отдельно
стоящего молниеотвода и ближайшей к нему точкой защи-
щаемого устройства в земле при допустимой напряженнос-
ти поля в земле Е3 — 300 кВ/м рассчитывается как
/3 = -^-=°Ж. (21.23)
228
При этом ZB должно быть не менее 5 м, а 13 — не ме-
нее 3 м.
На подстанциях при установке молниеотводов на пор-
талах помимо соблюдения безопасных расстояний по воз-
духу и в земле необходимо согласовать импульсные раз-
рядные напряжения изоляторов и напряжения, возникаю-
щие в точках их присоединения к порталу при ударах мол-
нии в молниеотвод.
21.5. КОНСТРУКТИВНОЕ ВЫПОЛНЕНИЕ
МОЛНИЕОТВОДОВ
В качестве несущих устройств для крепления токоведу-
щих частей молниеотводов должны использоваться, там,
где это возможно, конструкции самих защищаемых объек-
тов. Например, на подстанциях молниеприемники могут
устанавливаться, как уже отмечалось, на металлических
порталах, предназначенных для подвески ошиновки, а са-
ми порталы могут использоваться в качестве токоотводов,
соединяющих молниеприемники с заземлителем.
Для отдельно стоящих молниеотводов в качестве несу-
щих элементов используются железобетонные или дере-
вянные стойки (при высоте до 20 м). Для токоотвода ис-
пользуется металлическая арматура железобетонных сто-
ек, по деревянным стойкам прокладывается специальный
токоведущий спуск к заземлителю. При высоте более 20 м
применяют стальные решетчатые конструкции. Рекоменду-
ется молниеотводы выполнять в виде свободно стоящих
конструкций без растяжек.
Молниеприемники должны выдерживать термические и
электрические воздействия тока молнии. Рекомендуется
применять стальные молниеприемники сечением 50—
100 мм2 для стержневых и однопроволочных тросовых мол-
ниеприемников. Поперечное сечение стальных многопро-
волочных тросов должно быть не менее 35 мм2. Допусти-
мые минимальные сечения токоотводов указаны в табл.
21.2 с учетом различной степени коррозии внутри и вне
сооружения.
Молниеприемники и токоотводы предохраняются от
коррозии покраской. Многопроволочные стальные тросы
должны быть оцинкованы. Соединения частей токоотводов
между собой, а также с молниеприемниками и заземлите-
лями производятся в основном с помощью сварки.
229
Таблица 21.2, Минимальные сечения токоотводов
Профиль токоотводов Место расположения токоотвода
Внутри сооруже- ния Снаружи сооруже- ния В земле
Круглые и тросы: диаметр, мм 5 6 6
Прямоугольные: сечение, мм2 24 48 48
толщина, мм 3 4 4
Угловая сталь: сечение, мм2 24 48 48
толщина полок, мм 2 2,5 4
Трубы: толщина стенок, мм 1,5 2,5 3,5
Глава двадцать вторая
ЗАЩИТНЫЕ АППАРАТЫ И УСТРОЙСТВА
22.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Принцип действия защитного аппарата состоит в том,
что он предотвращает появление на электроустановке им-
пульсов перенапряжений, опасных для ее изоляции, и не
препятствует работе электроустановки при рабочем напря-
жении.
Простейшим защитным устройством является искровой
промежуток, включенный параллельно изоляционной кон-
струкции. Для предупреждения перекрытия или пробоя
изоляции вольт-секундная характеристика защитного иск-
рового промежутка ПЗ с учетом разброса должна в иде-
альном случае лежать ниже вольт-секундной характеристи-
ки защищаемой изоляции (рис. 22.1). При выполнении
этого требования появление опасных для изоляции элект-
роустановок перенапряжений невозможно, так как при
набегании импульса напряжения £7пад происходит пробой
ПЗ с последующим резким падением («срезом») напря-
жения. Вслед за импульсным током через защитный про-
межуток по ионизированному пути устремляется ток, об-
условленный напряжением промышленной частоты, — со-
230
провождающий ток. Если электроустановка работает в
сети с заземленной нейтралью или если пробой ПЗ про-
изошел в двух или трех фазах, то дуга сопровождающего
тока может не погаснуть и импульсный пробой переходит
в устойчивое короткое замыкание, которое вызывает ава-
рийное отключение электроустановки. Чтобы этого избе-
Рис. 22.1. Принцип дей-
ствия защитного уст-
ройства:
а — схема включения за-
щитного промежутка (ПЗ);
б — согласование вольт-се-
купдных характеристик за-
щищаемой изоляции (/) и
ПЗ (2)
жать, следует обеспечить гашение дуги сопровождающего
тока.
Защитные аппараты, обеспечивающие не только защи-
ту изоляции от перенапряжений, но и гашение дуги со-
провождающего тока в течение времени меньшего, чем
время действия релейной защиты, получили название за-
щитных разрядников.
Имеются два различных способа гашения дуги: в труб-
чатых разрядниках гашение происходит в результате ин-
тенсивного продольного дутья, в вентильных разрядни-
ках— благодаря снижению значения сопровождающего
тока с помощью сопротивления, включенного последова-
тельно с искровым промежутком.
В ограничителях перенапряжений (ОПН — ограничи-
тель перенапряжений нелинейный) в силу очень большой
нелинейности характеристики резистора сопровождающий
ток при рабочем напряжении имеет значение долей милли-
ампера, что безопасно для защитного аппарата и не созда-
ет заметных потерь энергии. Поэтому ОПН выполняются
без искровых промежутков.
22.2. ЗАЩИТНЫЕ ПРОМЕЖУТКИ
Конструктивно защитные промежутки выполняются в
виде стержневых электродов, создающих резконеоднород-
ное поле. Для таких электродов характерно значительное
возрастание разрядного напряжения при малых временах,
что не всегда позволяет осуществлять координацию вольт-
секундных характеристик изоляции и защитных промежут-
ков во всем диапазоне предразрядных времен. Как видно
из рис. 22.1, при малых временах изоляция может оказать-
ся незащищенной.
Переход импульсного тока при пробое ПЗ в устойчивую
дугу может сопровождаться аварийным отключением элек-
троустановки или участка электрической сети. Для повы-
шения надежности электроснабжения желательно ПЗ уста-
навливать лишь на тех участках сети, которые оборудова-
ны устройствами автоматического повторного включения
(АПВ).
Для уменьшения числа срабатываний и, следовательно,
числа отключений целесообразно выбирать длину защит-
ных промежутков наибольшей допустимой по условиям за-
щиты изоляции. Наименьшие разрядные расстояния и раз-
рядные напряжения для стержневых защитных промежут-
ков приведены в табл. 22.1.
Таблица 22.1. Характеристики защитных промежутков_______
Параметры Номинальное напряжение, кВ
3 6 1 1 '° 20 | 35 по 150 220 330 500
Длина защитного промежутка, мм 20 40 60 140 250 650 930 1350 1500 1500
Длина дополни- тельного проме- жутка, мм 5 10 15 20 30 — —
Разрядное напря- жение при 50 Гц, действующее зна- чение, кВ Импульсное раз- рядное напряже- ние, кВ: 20 34 45 70 105 252 348 495 560 750
положитель- ной полярно- сти 33 51 66 121 195 466 618 735 945 1065
отрицатель- ной поляр- ности 34 53 68 134 220 510 698 817 1070 1190
232
В установках до 35 кВ защитные промежутки имеют
небольшую длину. Во избежание случайного их замыкания
(например, птицами) в заземляющих спусках защитных
промежутков создаются дополнительные искровые проме-
жутки. Электроды защитных промежутков в установках
3—10 кВ целесообразно выполнять в виде рогов, так как
под действием электродинамических сил и тепловых пото-
ков воздуха дуга растягивается и может погаснуть. Само-
погасание дуги между электродами в виде рогов происхо-
дит при токе в дуге, не превышающем 300 А.
Простота и дешевизна стержневых промежутков опре-
деляют их широкое применение, особенно в сетях низших
классов напряжения. На линиях электропередачи высоко-
го и сверхвысокого напряжений принимаются специальные
меры по ограничению внутренних перенапряжений, поэто-
му стержневые промежутки могут на них применяться в
качестве координирующих, т. е. для ограничения макси-
мального значения набегающего на подстанцию импульса
напряжения и тока через вентильные разрядники при гро-
зовых перенапряжениях.
22.3. ТРУБЧАТЫЕ РАЗРЯДНИКИ
Принципиальная схема устройства и включения труб-
чатого разрядника (РТ) показана на рис. 22.2. Основу раз-
рядника составляет трубка из газогенерирующего матери-
ала 1. Один конец трубки заглушен металлической крыш-
кой, на которой укреплен внутренний стержневой электрод
2. На открытом конце трубки расположен другой электрод
в виде кольца 3. Промежуток 1Х между стержневым и коль-
цевым электродами называ-
ется внутренним, или дугогася-
щим, промежутком. Трубка от-
деляется от провода фазы вне-
шним искровым промежутком
/2, иначе газогенерирующпй
материал трубки постоянно
разлагался бы под действием
токов утечки.
Защитное действие трубча-
того разрядника характеризу-
ется его вольт-секундной ха-
рактеристикой и сопротивлени-
ем заземления. Вольт-секунд-
Рис. 22.2. Устройство трубча-
того разрядника
233
пая характеристика определяет напряжение срабатывания
разрядника, а сопротивление заземления — остающееся на
разряднике после его срабатывания импульсное напряже-
ние. Вольт-секундная характеристика зависит от длины
внешнего и внутреннего промежутков разрядника и имеет
вид, характерный для промежутков с резконеоднородным
полем. Длина внешнего искрового промежутка выбирает-
ся по условиям защиты изоляции и может регулироваться
в определенных пределах. Длина внутреннего искрового
промежутка устанавливается в соответствии с дугогасящи-
ми свойствами разрядника и регулированию не под-
лежит.
При воздействии на РТ импульса грозового перенапря-
жения оба промежутка пробиваются (перекрытие по внеш-
ней поверхности не может произойти, поскольку разрядное
расстояние по этой поверхности много больше длины внут-
реннего промежутка) и происходит ограничение импульса
напряжения. По каналам разряда пробитых промежут-
ков проходит сопровождающий ток рабочей частоты. Под
действием высокой температуры канала дуги переменного
тока в трубке происходит интенсивное выделение газа.
Давление в трубке увеличивается. Газы, устремляясь к
открытому концу трубки, создают продольное дутье, в ре-
зультате чего дуга гасится при первом же прохождении
тока через нулевое значение. Срабатывание разрядника
сопровождается выхлопом раскаленных газов и звуком,
напоминающим выстрел.
Для успешного гашения дуги сопровождающего тока
необходимо достаточно интенсивное генерирование газа в
трубке, которое зависит от проходящего тока. Поэтому име-
ется нижний предел токов, которые надежно отключаются
трубчатым разрядником. При больших токах слишком ин-
тенсивное газообразование может привести к чрезмерному
повышению давления и разрыву трубки или срыву нако-
нечников. Поэтому для трубчатых разрядников устанавли-
вается также верхний предел отключаемых токов, при ко-
тором гашение дуги еще не может сопровождаться меха-
ническим повреждением разрядника. Значения верхнего и
нижнего пределов отключаемых токов зависят от размеров
внутреннего канала разрядника. Уменьшение длины внут-
реннего промежутка, а также увеличение диаметра кана-
ла разрядника приводят к смещению обоих пределов от-
ключаемых токов в сторону больших значений. Наоборот,
при увеличении длины внутреннего промежутка или умень-
234
шении диаметра канала оба предела отключаемых токов
смещаются в сторону меньших значений.
При установке РТ в сети необходимо проверить соот-
ветствие токов замыкания в точке установки диапазону
отключаемых разрядником токов. Наибольший возможный
полный ток однофазного или трехфазного КЗ в сетях
НО кВ и выше должен быть ниже верхнего предела токов,
отключаемых трубчатым разрядником, а наименьший ус-
тановившийся ток замыкания — выше нижнего предела.
Трубчатые разрядники типа РТФ имеют фибробакели-
товую трубку, разрядники типа РТВ пли РТВУ — трубки
из винипласта. Для повышения механической прочности
фибровая трубка обматывается сверху бакелизированной
бумагой и покрывается влагостойким лаком. Винипласт
негигроскопичен и сохраняет свои изолирующие свойства
при работе на открытом воздухе. Благодаря более высокой
механической прочности винипласта по отношению к удар-
ным нагрузкам разрядники типа РТВ имеют более высо-
кий верхний предел отключаемых токов.
В маркировке трубчатых разрядников указываются но-
минальное напряжение и пределы отключаемых токов.
Например, марка РТФ 110/0,8-5 означает: разрядник труб-
чатый фибробакелитовый на напряжение НО кВ с преде-
лами отключаемых токов 0,8—5 кА (действующее значе-
ние). Основные характеристики трубчатых разрядников
некоторых типов приведены в табл. 22.2.
В результате многократной работы разрядника внут-
ренний канал дугогасящей трубки разрабатывается. При
возрастании внутреннего диаметра трубки на 20—25 %
Таблица 22.2. Электрические характеристики трубчатых
разрядников некоторых типов
Тип разрядника Внешний искровой промежу- ток, мм Разрядные напряже- ния при импульсах 1,2/59 мкс, кВ Разрядные напря- жения при 50 Гц (действующие зна- чения), кВ
50 %-ные при 2 мкс в сухом состоянии под дож- дем
РТФ 3/0,2-1,5 РТФ 3/1,5-7 5—10 35/40 40/45 10 7
РТВ 6-10/0,5-4 10 60/60 65/65 33 32
РТВ 6-10/2-12 15 65/65 68/68 42 40
235
Продолжение табл. 22.2
Тип разрядника Внешний искровой промежу- ток, мм Разрядные напряже- ния при импульсах 1.2/50 мкс, кВ Разрядные напря- жения при 50 Гц (действ ующие значения), кВ
50%-иь’С при 2 мкс в сухом состоянии под дождем
РТФ 35/0,4-3 80 160/170 200/200 95 95
100 180/190 205/220 105 83
150 225/255 250/265 130 НО
200 270/320 300/310 155 135
РТВ 35/2-10 80 135/140 145/145 100 100
100 165/165 180/180 115 110
150 210/225 220/225 150 145
200 260/285 275/288 180 170
РТФ 110/0,4-2,2 350 410/455 495/560 213 200
400 432/495 525/600 230 225
450 455/530 550/640 240 250
500 475/570 580/680 255 270
РТВ 110/2-10 350 380/400 415/435 165 100
400 405/440 450/480 217 145
450 435/460 485/510 310 170
500 460/490 520/575 395 212
РТВУ 110/7-30 400 405/440 450/480 217 212
(усиленный) 450 —/460 —/505 265 234
500 —/490 —/538 282 255
РТВУ 220/2-10 500 —/1050 — /1100 600 550
600 —/1100 —/1150 700 600
700 —/1150 —/1200 750 700
800 —/1200 —/1250 864 838
При м е ч а и и с. В числителе приведены значения для импульсов положи-
тельной полярности, в знаменателе — для oiрицаюльнои.
трубчатый разрядник перестает соответствовать завод-
ской маркировке по отключаемым токам и подлежит за-
мене или перемаркировке,
236
Поскольку работа трубчатого разрядника сопровожда-
ется выхлопом сильно ионизированных газов, расположе-
ние их на опоре должно быть таким, чтобы выхлопные га-
зы не вызывали междуфазных перекрытий или перекрытий
на землю. Для этого в зону выхлопа не должны попадать
токоведущие части других фаз, заземленные конструкции,
а также зоны выхлопов разрядников, защищающих другие
фазы. Расчетные значения зон выхлопа приведены на
рис. 22.3 и в табл. 22.3
Таблица 22.3. Максимальные
размеры зон выхлопа трубчатых
разрядников
Номинальное напряжение разрядника, кВ Размеры, м, не более
А Б в
3—10 1,5 1,0 0,2
35 2,5 1,5 0.5
НО 3,0 2,0 1,2
220 3,5 2,5 2,0
Рис. 22.3. Определение расчетных
размеров зоны выхлопа трубча-
тых разрядников (размеры приве-
дены в табл. 22.3)
Крутая вольт-секундная характеристика и наличие зо-
ны выхлопа не позволяют использовать трубчатые разряд-
ники для защиты подстанционного оборудования. Основное
их применение — это защита линейных подходов к под-
станциям, электрооборудования маломощных подстанций
3—10 кВ и участков пересечения линий различного номи-
нального напряжения.
22.4. ВЕНТИЛЬНЫЕ РАЗРЯДНИКИ
Для защиты изоляции электрооборудования подстанций
применяются вентильные разрядники (РВ) и нелинейные
ограничители напряжения (ОПН). В соответствии с за-
щитными характеристиками этих аппаратов устанавлива-
ются уровни изоляции трансформаторов и аппаратов под-
станций.
Основными элементами вентильного разрядника явля-
ются многократный искровой промежуток и соединенный
последовательно с ним резистор с нелинейной вольт-ам-
перной характеристикой (рис. 22.4). При воздействии на
РВ импульса грозового перенапряжения пробивается иск-
237
ровой промежуток (ИП) и через разрядник проходит им-
пульсный ток, создающий падение напряжения на сопро-
тивлении резистора. Благодаря нелинейной вольт-ампер-
ной характеристике это падение напряжения мало ме-
няется при существенном изменении импульсного тока
(рис. 22.5)<
Рис. 22.4. Схема вклю-
чения вентильного
разрядника
Рис. 22.5. Вольт-амперные характе-
ристики вентильных разрядников:
1 и 2 — разные нелинейности резистора;
1 и 3 — разные токи гашения
Одной из основных характеристик РВ является оста-
ющееся напряжение U0(:T, представляющее собой
падение напряжения на сопротивлении резистора при оп-
ределенном импульсном токе (5—14 кА в зависимости от
типа РВ), который называется током координации.
Остающееся напряжение и близкое к нему по значению
импульсное пробивное напряжение искрового промежутка
РВ [/Пр должны быть на 20—25 % ниже разрядного или
пробивного напряжения защищаемой изоляции (коорди-
национный интервал).
Вслед за импульсным током через РВ проходит со-
провождающий ток промышленной частоты. Сопро-
тивление нелинейного резистора при рабочем напряжении
резко возрастает, сопровождающий ток существенно огра-
ничивается, и при переходе его через нулевое значение ду-
га в искровом промежутке гаснет.
Наибольшее напряжение промышленной частоты на
РВ, при котором надежно обрывается сопровождающий
ток, называется напряжением гашения t/гаш,
а соответствующий сопровождающий ток — током га-
шения Лаш.
Гашение сопровождающего тока может осуществляться
238
в условиях однофазного замыкания на землю, поэтому в
качестве напряжения гашения принимается напряжение
па здоровых фазах при однофазном замыкании на землю:
^аш = ^ном, (22.1)
где К3 — коэффициент, зависящий от способа заземления
нейтрали; {7Ном — номинальное линейное напряжение.
Коэффициент Кз для установок с заземленной нейтра-
лью равен 0,8, а для установок с изолированной нейтралью
1,1 (см. §29.2).
Дугогасящее действие искрового промежутка РВ ха-
рактеризуется коэффициентом гашения
Хгаш = ^пр-^гаш, (22.2)
где 17пр— пробивное напряжение искровых промежутков
при частоте 50 Гц, а защитное действие нелинейного рези-
стора— коэффициентом защиты (защитным отношением)
Кзащ = Ц,ст/(Г2С/гаш). (22.3)
Очевидно, что увеличение нелинейности сопротивления
резистора приводит к уменьшению остающегося напряже-
ния и снижению Кзащ (рис. 22.5). С другой стороны, чем
больший ток /гаш допустим для разрядника, тем меньше
С/ост при неизменной вольт-амперной характеристике со-
противления. Таким образом, значение К3ащ определяется
не только свойствами нелинейного резистора, но и конст-
рукцией искрового промежутка, от которой зависит ток
гашения.
Основу нелинейного резистора разрядника составляет
порошок электротехнического карборунда SiC. На поверх-
ности карборунда имеется запорный слой толщиной поряд-
ка 100 мкм из окиси кремния SiO2, сопротивление которо-
го нелинейно зависит от напряженности электрического
поля. При малых напряженностях поля (при небольших на-
пряжениях на резисторе) удельное сопротивление слоя
составляет 104—106 Ом-м, и практически все напряжение
ложится на него, так как удельное сопротивление самого
карборунда значительно меньше — около 10~2 Ом-м. При
повышении напряженности поля сопротивление запорного
слоя резко падает и значение сопротивления нелинейного
резистора начинает определяться собственно карборун-
дом. Свойство материала резко менять свое сопротивление
в зависимости от напряжения, обеспечивая пропускание
очень больших токов при высоких напряжениях и весьма
239
малых при пониженных, называют «вентильным». Отсюда
и название аппарата: вентильный разрядник.
Нелинейные резисторы РВ выполняются в виде дисков,
состоящих из карборундового порошка и связующего ма-
териала. В зависимости от технологии изготовления полу-
чают диски из вилита или тервита. В качестве связки ис-
пользуется жидкое стекло. Вилитовые диски спекаются
при сравнительно низкой температуре (около 300°C). Тер-
витовые диски при изготовлении обжигаются при темпера-
туре выше 1000 °C, и часть запорных слоев из окиси крем-
ния разрушается. При этом возрастает пропускная спо-
собность (до 1500 А вместо 300 А для вилита), однако
уменьшается степень нелинейности материала.
Вольт-амперная характеристика резистора в логариф-
мических координатах может быть представлена двумя
отрезками прямых (рис. 22.6). Для каждого отрезка дей-
ствительна зависимость
lg U lg А + а In /, (22.4)
где А — постоянная; а — коэффициент нелинейности.
Области больших токов соответствует более высокая
нелинейность резистора, причем коэффициент нелинейнос-
ти а для вилита имеет значение 0,11—0,2, а для тервита
0,15—0,25. Начальный участок вольт-амперной характери-
стики соответствует области сопровождающих токов, и на
нем находится £7гаш, а коэффициент нелинейности на этом
участке составляет 0,28—0,3 для вилита и 0,35—0,38 для
тервита.
Прохождение больших импульсных токов вызывает ос-
таточные явления в материале нелинейного резистора, по-
Рис. 22.6. Вольт-амперная харак-
теристика вентильного разрядника
в логарифмических координатах
Рис. 22.7. Единичный искровой
промежуток с неподвижной дугой
(разрез):
/ — латунные электроды; 2 —микани-
товая шайба; 3 — искровой промежуток
240
этому РВ имеет определенную пропускную способность,
характеризующуюся гарантированным числом импульсов
тока с заданными параметрами, которое может выдержать
резистор. Энергия импульса тока зависит от его амплиту-
ды и длительности. Для грозовых напряжений характерны
очень большие токи малой длительности. При внутренних
перенапряжениях, наоборот, наблюдаются большие дли-
тельности (2 мс и более) и относительно небольшие ампли-
туды тока. Поэтому пропускную способность разрядников
принято характеризовать максимальным значением им-
пульса тока 20/40 мкс и током прямоугольной формы дли-
тельностью 2 мс (в некоторых случаях максимальным
значением импульса тока 3/8 мс). Эти воздействия разряд-
ники должны выдерживать не менее 20 раз.
На искровые промежутки РВ возлагается подключение
нелинейного резистора при перенапряжениях и его отклю-
чение при прохождении сопровождающего тока.
Простейший единичный промежуток (рис. 22.7) состоит
из двух латунных электродов, разделенных миканитовой
шайбой. Электрическое поле между электродами близко к
однородному. В воздушных прослойках между поверхнос-
тью электродов и миканитом в силу разности диэлектричес-
ких проницаемостей воздуха и миканита возникает иони-
зация, в результате чего межэлектродное пространство
снабжается начальными электронами. Пробой промежутка
происходит при коэффициенте импульса, близком к еди-
нице.
Гашение сопровождающего тока многократным ИП ос-
новано на нестабильности горения короткой дуги в проме-
жутке с холодными электродами. После погасания дуги
происходит относительно медленное восстановление элект-
рической прочности.
На рис. 22.8 изображен единичный искровой промежу-
ток с магнитным гашением дуги. Промежуток представляет
собой кольцевую щель между двумя медными концент-
рически расположенными электродами. Щель пронизыва-
ется магнитным полем, создаваемым постоянными магни-
тами. Возникшая дуга под действием магнитного поля с
большой скоростью вращается по кольцевой щели, интен-
сивно охлаждаясь, что способствует более быстрому нара-
станию электрической прочности после погасания дуги.
Если для промежутков с неподвижной дугой ток гашения
не превышает 80—100 А, то для промежутка е вращающей-
ся дугой э'Ю значение увеличиваемся на порядок. Однако
16—469
241
подобные токи, проходящие в течение полупериодов, пре-
вышают пропускную способность вилитовых дисков, и по
этой причине сопровождающий ток в разрядниках типа
РВМГ ограничивается 300 А.
Рис. 22.8. Конструкция
искрового промежутка с
вращающейся дугой:
1 — внутренний электрод;
2 — внешний электрод; 3 —
изоляционные прокладки; 7—
постоянные магниты; 5 —
кольцо из пластмассы
Увеличение сопровождающего тока позволяет умень-
шить нелинейное сопротивление, а следовательно, и оста-
ющееся напряжение. Если разрядники с простейшими иск-
ровыми промежутками имеют защитное отношение 2,6, то
разрядники с магнитным гашением дуги — 2,2. Дальней-
шее снижение защитного отношения достигается путем ис-
пользования токоограничивающих искровых промежутков,
в которых дуга сопровождающего тока с помощью магнит-
ного поля вводится в узкую щель и интенсивно деионизи-
руется. Сопротивление дуги растет, и на искровых проме-
жутках создается большое падение напряжения Д[/. В ре-
зультате защитное отношение может быть снижено до 1,7,
Сопровождающий ток находится в фазе с напряжением
промышленной частоты на разряднике. После гашения
тока, которое происходит при его прохождении через нуле-
вое значение, напряжение на искровых промежутках вос-
242
станавливается практически по синусоиде промышленной
частоты. Электрическая прочность промежутков растет
значительно быстрее. При этом важное значение имеет
равномерное распределение восстанавливающегося напря-
жения между последовательно соединенными единичными
промежутками, достигаемое с помощью шунтирования про-
межутка резисторами с большим сопротивлением.
Для надежной защиты подстанционной изоляции вольт-
секундная характеристика многократного искрового про-
межутка РВ должна быть пологой. При импульсах рас-
пределение напряжения по единичным промежуткам оп-
ределяется в основном их собственными емкостями и ем-
костями по отношению к земле. Схема замещения много-
кратного искрового промежутка представляет собой
емкостную цепочку, подобную схеме замещения гирлянды
изоляторов. Импульсное напряжение по такой цепочке
распределяется очень неравномерно, что обеспечивает
быстрый каскадный пробой всех единичных промежутков.
Таким образом, сочетание неравномерного распределения
напряжения по промежуткам с предварительной иониза-
цией (активизацией) единичных промежутков с однородным
полем обеспечивает низкие коэффициенты импульса и по-
логий характер вольт-секундной характеристики вентиль-
ного разрядника.
При крутых фронтах импульса неравномерность рас-
пределения приводит к коэффициенту импульса меньше
единицы. Для того чтобы удержать коэффициент импульса
близким к единице, разрядники на напряжения 110 кВ и
выше снабжаются экранирующими кольцами, способству-
ющими некоторому выравниванию распределения напря-
жения по промежуткам. В качестве примера на рис. 22.9
показана вольт-секундная характеристика разрядника
РВМ.Г-220. Отчетливо выявляется существенное снижение
пробивного напряжения искрового промежутка при малых
(2—4 мкс) предразрядных временах.
Рис. 22.9. Вольт-се-
кундная характери-
стика разрядника
РВМГ-220
16*
243
Электрические характеристики вентильных разрядни-
ков приведены в табл. 22.4. Разрядники разделены на че-
тыре группы. Наилучшими защитными свойствами облада-
ют РВ группы I, имеющие наименьшие значения остающе-
гося напряжения. Далее следуют разрядники II, III и IV
групп.
К IV группе относятся разрядники серий РВП (под-
станционный) и РВО (облегченный, для защиты сельских
сетей) на напряжения 3—10 кВ. Нелинейные рези-
сторы этих разрядников комплектуются из вилитовых
дисков, искровой промежуток набирается из элементов
по рис. 22.7.
Широко распространенные разрядники серий РВС
(станционный) относятся к III группе. Они применяются
для защиты электрооборудования напряжением 15—
220 кВ. Разрядники этой серии на высшие классы напря-
жения комплектуются из стандартных элементов на более
низкие напряжения. Стандартный элемент, например, на
35 кВ (РВС-35) содержит 32 единичных искровых проме-
жутка (рис. 22.7) и 11 вилитовых дисков диаметром 100 мм
и высотой 60 мм. Контакт между, дисками осуществляется
посредством металлизации их поверхностей. Комплект ис-
кровых промежутков и вилитовых дисков помещается в
герметизированный фарфоровый чехол. Герметизация не-
обходима для предохранения вилита от действия влаги и
для обеспечения стабильности разрядных характеристик
искровых промежутков.
Магнитно-вентильные разрядники на напряжения 3—
35 кВ составляют серию РВМ (магнитный), а на напряжения
НО—500 кВ — серию РВМГ (магнитный, грозовой). Они
относятся ко II группе. В разрядниках этих серий приме-
нены искровые промежутки с магнитным гашением и вили-
товые диски диаметром 150 мм, что увеличило их пропуск-
ную способность.
К I группе относятся разрядники серий РВТ (токоогра-
ничивающий) и РВРД (с растягивающейся дугой). Раз-
рядники этих серий комплектуются из тервитовых дисков
и токоограничивающих искровых промежутков. Защитное
отношение этих разрядников существенно ниже, чем раз-
рядников серии РВМ. Разрядники на 3—10 кВ, предназна-
ченные для защиты вращающихся машин, имеют остающе-
еся напряжение при токе 3 кА и импульсное пробивное
напряжение не выше испытательных напряжений изоля-
ции машин. Высокая пропускная способность тервита по-
244
Таблица 22.4. Электрические характеристики вентильных
разрядников
Напряжение, кВ
CQ о
импульс- остающееся при ил-
СХ СЧ £ о пульс ном токе с дли-
С £ a s пробивное ное про- тельностыо фронта
о к Тип раз- бивное при 8 мкс и амплиту дол, кА
О (Г Q рядника временах
х а. J3 СО со СО СХ - с со О = ГД 1,5—20 мкс 3 1 -> 1 11)
К о С
Ном1 же hi >8 Действующее зпачснк• Максимальное значение, не более
3 I PBT. РВРД 3,8 7,5-9 7 7 8 9
II РВМ 7,5—9 8 9 9,5 11
IV РВП, РВО 9—11 20 13 14 —
6 I РВТ, РВРД 7,6 15—18 14 14 16 18
II РВМ 15—18 15,5 17 18 20
IV РВП. РВО 16—19 32 25 27 —
10 I РВТ 12,7 25—30 23,5 23,5 26,5 30,5
II РВМ 25—30 25,5 28 30 33
IV РВП. РВО 26—30,5 48 43 45 —
15 I РВМ 19 31—36 50 38 41 46
II РВС 35—43 57 47 51 57
III 38—48 67 57 61 67
20 I РВМ 25 42—48 66 50 54 60
II РВС 47—56 74 62 67 74
III 49—60,5 80 75 80 88
35 I РВМ 40,5 73—84 108 80 87 98
II РВС 75—90 116 97 105 116
Ill 78—98 125 122 130 143
110 I РВТ 100 150—170 230 195 215 240
II РВМГ 170—195 260 245 265 295
III РВС 200—250 285 315 335 367
150 I РВТ 138 210—240 310 265 295 330
II РВМГ 230—265 370 340 370 410
III РВС 275—245 375 435 465 510
220 I РВТ 200 300—340 445 390 430 480
П РВМГ 340—390 515 475 515 570
Ш РВС 400—500 530 630 670 734
330 I РВТ 290 435—500 630 555 615 700
II РВМГ 485—560 740 660 725 800
500 I 11 РВТ 420 630—725 940 805 890 1010
РВМГ 660—760 1070 985 1070 1180
245
зволяет использовать эти разрядники для ограничения
внутренних перенапряжений.
Комбинированные вентильные разрядники серии РВМК
предназначены для ограничения как грозовых, так и внут-
ренних перенапряжений в системах 330—750 кВ. Нелиней-
Рис. 22.10. Схема
комбинированного
разрядника
Рис. 22.11. Вольт-ампер-
ная характеристика ком-
бинированного разрядни-
ка
ные резисторы комбинированных разрядников изготовля-
ются из тервита, имеющего а = 0,154-0,25, что хуже, чем у
вилита.
Это создает трудности при конструировании разрядни-
ков. Если тервитовый резистор обеспечивает защиту от
внутренних перенапряжений при проходящих через него
токах менее 1,5 кА, то при грозовых перенапряжениях,
когда токи достигают 10 кА и более, вследствие высокого
коэффициента нелинейности он не может обеспечить защи-
ту изоляции.
Таблица 22.5. Характеристики комбинированных разрядников
Напряжение, кВ
Тип разряд- ника номинальное раз- рядника наиболь- шее до- пу стимое при рабо- те от г ро- зовых пе- ренапря- жений гашения при рабо- 'I е о г ком - мутацион- ных пере- напряже- ний пробивное импуль- сное про- бивное при време- нах 2 — 20 мкс, не более переключения в режиме гро- зовых пере- напряжении
Действующее значение Максимальное значение
РВМК-ЗЗОП 330 290 380 435—500 700 720—820
РВМК-500П 500 420 575 660—760 1070 1130—1260
РВМК-750М 750 600 710 780—950 1500 1420--1650
246
Это обстоятельство привело к комбинированной схеме
разрядника, показанной на рис. 22.10. Часть тервитового
резистора НР2 (около 40%) зашунтирована дополнитель-
ным искровым промежутком ИП2, который при внутрен-
них перенапряжениях не пробивается, и напряжение на
разряднике соответствует характеристике 1 на рис. 22.11.
При прохождении через разрядник тока более 1,5 кА на-
пряжение на ИП2 становится больше его пробивного на-
пряжения и часть резистора закорачивается. При этом на-
пряжение на разряднике следует характеристике 2 и оста-
ется в допустимых пределах.
Электрические характеристики комбинированных раз-
рядников с магнитными искровыми промежутками приве-
дены в табл. 22.5.
22.5. НЕЛИНЕЙНЫЕ ОГРАНИЧИТЕЛИ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
Основной недостаток вентильных разрядников связан с
тем, что резисторы на основе карборунда обладают срав-
нительно невысокой нелинейностью. Снижение защитного
отношения РВ достигается ценой значительного усложне-
ния искровых промежутков, которые в разрядниках I груп-
пы принимают на себя часть напряжений гашения.
Разработанные в последнее время в СССР и за рубе-
жом резисторы на основе окиси цинка обладают значитель-
но большей нелинейностью, чем резисторы на основе кар-
борунда. Это позволило создать новый тип защитного ап-
парата — нелинейный ограничитель перенапряжений
(ОПН).
Напряжение, кВ
остающееся
при токе в один пол у период 50 Гц с амп- литудой, кА при импульсном токе с длительностью фронта 8 мкс и амплитудой, кД
1.0 1.5 3.0 5 7 10
Максимальное значение
650—700 1020—1070 — 720 1070 — 840 1260
— — 1260—1340 — 1500 1650
247
Преимуществами ОПН являются возможность глубоко-
го ограничения перенапряжений, в том числе междуфазных,
малые габариты, позволяющие использовать их в качестве
опорных изоляционных колонн, большая пропускная спо-
собность.
Уровень ограничения коммутационных перенапряжений
с помощью ОПН составляет (1,65—1,8) U^, Уровень огра-
ничения грозовых перенапряжений составляет (2,24-2,4)
t/ф в сетях ПО кВ и снижается до 2(7Ф для линий электро-
передачи 750 кВ.
Ограничители комплектуются в виде параллельно сое-
диненных колонок из дисков диаметром 28 и высотой 8 мм.
Торцы дисков металлизированы и обеспечивают контакт
между дисками. В соответствии с пропускной способностью
число параллельных колонок резисторов в ОПН варьиру-
ется от четырех в ограничителе перенапряжения на 110 кВ
до 30 в ограничителе на 750 кВ.
Коэффициент нелинейности резисторов ОПН в'области
ограничения коммутационных перенапряжений имеет зна-
чение 0,03—0,05. При ограничении грозовых перенапряже-
ний, когда токи, протекающие через ОПН, достигают зна-
чений нескольких килоампер, коэффициент нелинейности
возрастает до 0,07—0,1. Такая высокая нелинейность обу-
словливает прохождение при рабочем напряжении или ре-
зонансных перенапряжениях через нелинейные резисторы
Таблица 22.G. Характеристики нелинейных ограничителей
Напряжение, кВ
допустимое в течение времени
Тип ОПН номиналь- ное наиболь- шее рабо- чее фазное 20 мин 20 с 3,5 с 1,0 с 0,15 с
Действующее значение
ОПН-НО ПО 73 88 95 100 105 112
ОПН-220 220 146 175 190 200 210 225
ОПН-330 330 210 250 270 290 305 325
ОПН-500 500 303 365 390 420 440 470
ОПН-750 750 455 545 590 635 660 705
248
Рис. 22.12. Схема включения
ОПН для ограничения пере-
напряжений междуфазных и
относительно земли
тока порядка долей миллиампера па одну параллельную
колонку. Это позволяет исключить искровой промежуток и
подключать резистор ОПН непосредственно к сети.
Применительно к ОПН отсутствует понятие напряже-
ния гашения. Однако длительное воздействие резонансных
перенапряжений, связанных с прохождением через ОПН
больших токов, может нарушить тепловую устойчивость
аппарата и привести к аварии. В связи с этим для ОПН
установлены допустимые длительности приложения повы-
шенных напряжений (табл. 22.6), которые должны быть
скоординированы с действием релейных .защит.
Применение ОПН позволяет глубоко ограничивать так-
же и междуфазные перенапряжения. Для этого может
быть использована схема с искровыми промежутками (рис.
22.12). В нормальном режиме каждый резистор /7Р/ — НР2
перенапряжений
Напряжение, кВ
остающееся
и; и коммутационных перенапряжениях с расчетной амплитудой импульса тока, А при грозовых перенапряжениях с током длительностью фронта Тф== 8 мкс и амплитудой, кА
Л50 | 420 | 630 | 12<М | 18(0 3 | 5 | 7 | 10 | 15
Амплитудное з> ачение
175— 190 355— — — — 230 430 250 460 — 280 500 —
380
— — 500— 545 — — 620 659 — 700 —
— — — 720— 770 — 825 860 865 — —
— — — — 1100— 1180 — 1280 — 1320 1380
249
включен на фазное напряжение. При коммутационных пе-
ренапряжениях, которые всегда несимметричны, пробива-
ются искровые промежутки. Вследствие этого резисторы
НР2 соединяются параллельно, а резисторы НР1 включа-
ются попарно на междуфазпые напряжения. С восстанов-
лением нормального режима ток в искровых промежутках
снижается до миллиампер и дуга в них гаснет.
Глава двадцать третья
МОЛНИЕЗАЩИТА ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЙ
ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ
23.1. ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ МОЛНИЕЗАЩИТЫ
ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЙ
Воздушные линии электропередачи испытывают ежегод-
но десятки ударов молнии в каждые 100 км линии (см.
§ 20.3). Поражение молнией фазного провода, сопровожда-
ющееся прохождением большого тока, создает на проводе
такое высокое импульсное напряжение, что практически
невозможно создать изоляцию, которая могла бы его вы-
держать. Поэтому в большинстве случаев линии на метал-
лических опорах имеют один или два заземленных троса,
подвешиваемых выше фазных проводов и воспринимающих
на себя удар молнии. Однако наличие тросов не исключа-
ет возможности появления высоких потенциалов на верши-
не металлической опоры при прямых ударах в нее молнии
даже при малых импульсных сопротивлениях заземления
опоры. Высокий потенциал на опоре может стать причи-
ной разряда с опоры на фазный провод (обратное пере-
крытие).
Наличие тросов не исключает также, хотя и с очень ма-
лой вероятностью, удара молнии в фазный провод. Как
показали опыт эксплуатации и исследования, рост номи-
нальных напряжений и соответствующее увеличение высо-
ты опор создают условия, усложняющие осуществление за-
щиты фазных проводов.
Число перекрытий линейной изоляции меньше числа уда-
ров молнии в линию, поскольку для перекрытия изоляции
необходимо определенное напряжение, которое зависит от
значения тока молнии и электрических параметров линии.
Например, при малом импульсном сопротивлении заземле-
250
ния металлической опоры обратное перекрытие может про-
изойти только при достаточно большом токе молнии. В то
же время поражение молнией фазного провода может при-
вести к перекрытию при очень небольшом токе, однако ве-
роятность прорыва молнии через тросовую защиту неве-
лика.
Вероятность перекрытия Рпер изоляции линии можно
оценить, исходя из параметров линии, импульсной прочно-
сти гирлянд изоляторов и вероятности токов молнии. Чис-
ло перекрытий линейной изоляции определяется как
^пер “ ^уд^пер» (23.1)
По пути перекрытия изоляции линии проходит ток про-
мышленной частоты — ток короткого замыкания на землю.
Если дуга короткого замыкания горит устойчиво, то про-
исходит отключение линии. Если линия не оборудована
устройством автоматического повторного включения или
АПВ неуспешно, то возникает перерыв в электроснабжении
потребителей.
Длительность тока молнии мала (примерно 100 мкс) по
сравнению с полупериодом напряжения промышленной ча-
стоты (10 000 мкс). Немаловажную роль играет фаза рабо-
чего напряжения в момент удара молнии. При малом мгно-
венном значении рабочего напряжения и достаточно боль-
шом пути импульсного перекрытия не создаются условия
для устойчивого горения дуги промышленной частоты.
В инженерных расчетах принято оценивать вероятность
перехода импульсного перекрытия в устойчивую дугу по
средней напряженности вдоль пути перекрытия при наи-
большем рабочем напряжении ЕСр= ^напо,раб//пер. Для ли-
ний на деревянных опорах и длинных воздушных проме-
жутков вероятность возникновения устойчивой дуги г] опре-
деляется по формуле
Т) - (1,6Еср —6) 10-2, (23.2)
где ЕСр — средняя напряженность (действующее значение),
кВ/м.
Если г) по (23.2) получается меньше 0,1 или больше 0,9,
то в расчетах принимаются эти предельные значения.
Для линий на металлических опорах при номинальных
напряжениях до 220 кВ принимают г] = 0,7 и при номи-
нальных напряжениях 330 кВ и выше — р —1,0.
251
Число отключений на 100 км линии в районе со 100 гро-
зовыми часами в году
«откл = 4/{срРпер11, (23.3)
где йСр — средняя высота подвеса провода или троса.
На линиях 6—35 кВ, работающих с изолированной ней-
тралью, часто используются металлические или железобе-
тонные опоры. Применение грозозащитных тросов на таких
линиях нецелесообразно, поскольку вследствие малой элек-
трической прочности изоляции линии практически любой
удар молнии в трос приводит к обратному перекрытию с
троса на провод. Поэтому наиболее эффективными мерами,
повышающими грозоупорность таких линий, являются обо-
рудование их АПВ и установка дугогасящего реактора,
уменьшающего ток дуги однофазного замыкания на землю
и увеличивающего вероятность самопроизвольного погаса-
ния дуги.
Таким образом, возможны два различных пути умень-
шения числа грозовых отключений линии: уменьшение ве-
роятности перекрытия п уменьшение вероятности перехода
импульсного перекрытия в устойчивую дугу тока короткого
замыкания. Первый метод реализуется подвеской тросовых
молниеотводов и созданием малого импульсного сопротив-
ления заземления опор. При этом, с одной стороны, резко
снижается вероятность непосредственного поражения мол-
нией фазных проводов и, с другой стороны, снижается им-
пульсное напряжение на изоляции при ударах в опоры и
тросы. Второй метод осуществляется путем удлинения пути
перекрытия (использование изоляционных свойств дерева
на линиях с деревянными опорами), что приводит к сни-
жению средней рабочей напряженности, или с помощью
дугогасящих реакторов в сетях 6—35 кВ, что даег значи-
тельное увеличение вероятности самопроизвольного пога-
сания дуги замыкания на землю.
Исходя из условий надежности электроснабжения, допу-
стимое число отключений воздушных линий в год прини-
мают равным
^ОТКЛ.ЛОП ~ ^доп/(1 Рдпв)» (23.4)
где Адой — допустимое число перерывов электроснабжения
в год (Адоп^О,! при отсутствии резервирования и Адоп^С 1,0
при наличии резервирования); (3 дна — коэффициент успеш-
ности АПВ, равный 0,8—0,9 для линий ПО кВ и выше на
металлических и железобетонных опорах.
252
Следует заметить, что частое применение АПВ ослож-
няет эксплуатацию выключателей (требуются внеочеред-
ные ревизии), поэтому допускается пОткл,доп= 1-*-4 в зави-
симости от типа выключателей.
23.2. ГРОЗОУПОРНОСТЬ ЛИНИЙ БЕЗ ТРОСОВ
При прямом ударе молнии в провод ток молнии расте-
кается по пораженному проводу в обе стороны, поэтому
амплитуда волны перенапряжения на проводе определяет-
ся как
и = /MZnp/2, (23.5)
где Znp — волновое сопротивление провода, которое в сред-
нем, с учетом импульсной короны, может быть принято
равным 300 Ом. При коронировании увеличивается емкость
провода и соответственно уменьшается его волновое со-
противление.
На линии с металлическими опорами импульс перена-
пряжения с амплитудой U воздействует на изоляцию про-
вода на опоре. При токах молнии порядка 5—10 кА, т. е.
в большинстве грозовых разрядов в линию, создаются пе-
ренапряжения, достаточные для перекрытия гирлянды
изоляторов.
На линиях с номинальным напряжением до 220 кВ на-
ряду с металлическими и железобетонными используются
деревянные опоры. Сооружение таких линий обходится де-
шевле.
Древесина обладает изоляционными свойствами, поэто-
му, например, участок деревянной траверсы между точкой
подвеса гирлянды и заземляющим спуском на опорах с
тросами может рассматриваться как дополнительная изо-
ляция провода относительно земли. Точно так же участок
траверсы между точками закрепления двух гирлянд на
опорах без тросов является дополнительной междуфазной
изоляцией (рис. 23.1).
Изоляционные свойства дерева в значительной степени
зависят от его состояния. Хорошо высушенная древесина
обладает относительно высокой электрической прочностью.
Однако вследствие пористости и высокой гигроскопичности
она всегда содержит большое количество влаги (15—40 %).
Увлажненность древесины сильно зависит от атмосферных
условий и может изменяться в достаточно широких пре-
делах. При этом в широком диапазоне изменяется и ее
253
электрическая прочность. Наиболее низкое разрядное на-
пряжение имеет дерево, поверхность которого смачивается
ливневым дождем.
Для ориентировочных расчетов дополнительную импульс-
ную прочность, создаваемую деревянной траверсой, при-
нимают равной 100 кВ на 1 м пути разряда по этой тра-
версе.
На линиях с деревянными опорами (рис. 23.1) перекры-
тие прежде всего происходит между проводами по пути
Рис. 23.1. Удар молнии в провод линии на
деревянных опорах
гирлянда — траверса — гирлянда. Импульс на пораженном
проводе индуктирует напряжение на соседнем проводе в
соответствии с коэффициентом электромагнитной связи k.
Между проводами возникает напряжение
11 = /м^пр (1 _ (23.6)
где k— коэффициент связи между проводами с учетом им-
пульсной короны, имеющий значения 0,25—0,4.
Вероятность перекрытия линейной изоляции /?пеу рас-
считывается по критическому значению тока молнии. Кри-
тический ток молнии определяется из условий равенства
воздействующего напряжения U и импульсного разрядного
напряжения изоляции U зо% по формулам:
для ВЛ на металлических и железобетонных опорах
/ _ 2и™% , (23.7)
Z
254
для ВЛ на деревянных опорах
г 2^50%
кр Z(l— k)
(23.8)
Малое число отключений линий на деревянных опорах
без тросов обеспечивается обычно за счет низкого значе-
ния коэффициента г| перехода импульсного перекрытия в
устойчивую дугу. Очевидно, что в случае металлических
опор разрядный промежуток уменьшается до длины одной
гирлянды, что вызывает существенное увеличение как коэф-
фициента г|, так и вероятности перекрытия изоляции РПер.
Поэтому линии НО кВ и выше на металлических опорах
без тросов в районах со средней или большой интенсивно-
стью грозовой деятельности имели бы недопустимо боль-
шое число отключений. Как правило, такие линии защища-
ются тросовыми молниеотводами по всей длине.
Несколько по-иному обстоит дело с линиями 35 кВ на
металлических опорах, работающих в системе с изолиро-
ванной нейтралью, особенно если в ней применены дуго-
гасящие аппараты. В таких системах однофазные перекры-
тия изоляции не приводят к отключению линии, так как
дуга емкостного тока в большинстве случаев гаснет в ре-
зультате действия дугогасящей катушки, а коэффициент
перехода в силовую дугу rj^O независимо от значения
ЕСр. Поэтому отключения линий 35 кВ за счет грозовых по-
ражений могут происходить только в случае двухфазных
или трехфазных перекрытий.
В линиях с горизонтальным расположением проводов
разряды молнии происходят практически всегда в край-
ний провод, в линиях с вертикальным расположением — в
верхний провод. После перекрытия изоляции пораженного
провода в путь тока вместо волнового сопротивления про-
вода Znp/2 включается значительно меньшее сопротивление
заземления опоры Если разряд молнии произошел в
провод на небольшом расстоянии от опоры, через зазем-
литель проходит практически полный ток молнии и опора
приобретает потенциал, приблизительно равный На
соседнем проводе наводится потенциал kInRn, Перекрытие
изоляции второго провода произойдет, если
(23.9)
Отсюда следует, что вероятность перекрытия РПер тем
меньше, чем ниже сопротивление /?п (или больше крити-
255
ческое значение тока молнии). Поэтому на линиях 35 кВ
на металлических опорах без тросов целесообразно при-
менять дополнительные заземлители для уменьшения со-
противления заземления опор.
Очевидно, что наибольшие перенапряжения на линиях
без тросов возникают при прямом поражении линии мол-
нией. Тем не менее определенную роль играют и удары
молнии вблизи линии. Такие удары приводят к появлению
индуктированных перенапряжений. Индуктированные на-
пряжения на фазных проводах имеют электрическую и маг-
нитную составляющие
^ПД ~ Uи,э “Ь ^и.м. (23,10)
Заряды лидерного канала молнии связывают на прово-
де заряды противоположного знака (рис. 23.2), Электри-
Рис. 23.2. К оценке индуктирован-
ных перенапряжений
Рис. 23.3. Интегральная кривая
амплитуд индуктированных на
линии перенапряжений при
ударах молнии в землю
ческое поле связанных зарядов уравновешивается полем
лидера, поэтому потенциал провода во время лидерной
стадии равен нулю (рабочее напряжение не учитывается).
Во время главного разряда заряды лидера нейтрализуются,
при этом связанные на проводе заряды освобождаются, что
сопровождается повышением потенциала провода и обра-
зованием импульсов напряжения, распространяющихся по
проводу в обе стороны. Так возникает электрическая со-
ставляющая индуктированного напряжения. Значение ее
256
прямо пропорционально линейной плотности зарядов о ли-
дерного канала, средней высоте подвеса провода /icp и об-
ратно пропорционально кратчайшему расстоянию b от про-
вода до точки удара молнии. Учитывая (20.1), получаем
= (23.11)
ь
где k3 — коэффициент пропорциональности, уменьшающийся
при возрастании скорости главного разряда v и имеющий
размерность сопротивления.
Изменение магнитного поля при главном разряде при-
водит к возникновению магнитной составляющей индукти-
рованного напряжения в петле опора — гирлянда изолято-
ров— провод — земля. Максимальное значение этой со-
ставляющей напряжения на гирлянде прямо пропорцио-
нально расстоянию от провода до точки удара молнии:
(23.12)
О
где — коэффициент, возрастающий с увеличением ско-
рости главного разряда.
Максимальное значение индуктированного напряжения
равно
£4нд = + kM)I» ~ 30 /м. (23.13)
о о
Коэффициенты k3 и kM по-разному зависят от скорости
главного разряда, поэтому их сумму можно приближенно
принять равной 30 Ом.
Не вдаваясь в подробности расчета, приведем инте-,
тральную кривую амплитуд индуктированных перенапря-
жений при ударах молнии в землю рядом с линией со
средней высотой подвеса /гСр = 10 м (рис. 23.3). Как видно,
индуктированные перенапряжения могут превышать им-
пульсную прочность изоляции линий 35 кВ (1750% =350 кВ)
менее 2 раз в год, а импульсную прочность изоляции линий
НО кВ ((7,7)%^700 кВ) —всего 1 раз в 5 лет. Поэтому та-
кого рода индуктированные перенапряжения не играют су*
щественной роли для ВЛ 110 кВ и выше.
Однако следует учитывать, что индуктированные на-
пряжения возникают также и при ударах молнии в тросы
и опоры и, накладываясь на перенапряжения прямого уда-
ра, увеличивают разность потенциалов на изоляции.
17—469
257
23.3. ГРОЗОУПОРНОСТЬ ЛИНИЙ С ТРОСАМИ
Грозовые отключения воздушных линий с тросами мо-
гут происходить по следующим причинам: 1) удар молнии
в трос в середине пролета и перекрытие воздушного про-
межутка трос — провод; 2) прорыв молнии через тросовую
защиту, т. е. поражение провода; 3) удар молнии в опору
и обратное перекрытие изоляции с опоры на провод.
Рассмотрим удар молнии в трос в середине пролета
между двумя опорами. Если считать, что трос хорошо за-
землен на опорах, т. е. /?и<С2тр(2тр— волновое сопротив-
ление троса), и принять для расчета косоугольную форму
тока молнии, можно построить импульс напряжения в точ-
ке поражения троса молнией (рис. 23.4).
До прихода импульсов, отраженных от сопротивлений
заземления соседних опор, напряжение на тросе определя-
ется по формуле
7
-^ = atz^!2. (23.14)
Через интервал времени т = 2-~ = l/v, где I — дли-
на пролета, к месту удара одновременно подойдут импуль-
сы, отраженные с переменой знака от сопротивлении зазем-
ления двух ближайших опор, и рост напряжения прекра-
тится. Подставив в (23.14) время t=x = l!v, получим
максимальное напряжение на
тросе
Uтр.пгах ~ aZT^l/(2v), (23.15)
которое зависит от крутизны
фронта тока молнии и не за-
висит от его амплитуды.
Напряжение между тросом
и проводом с учетом индукти-
рованного на проводе напря-
жения равно
^тр-пр = (1 — k) aZ^l:(2v).
(23.16)
Рис. 23.4. Импульс напряжения в се-
редине пролета при ударе молнии в
трос
258
Удар молнии в трос в середине пролета является рас-
четным случаем для выбора расстояния между тросом и
проводом.
Уравнение (23.16) связывает характеристики пролета
воздушной линии с крутизной фронта тока молнии. Зная
характеристики пролета, по (23.16) можно определить зна-
чение а, при котором становится возможным пробой про-
межутка между тросом и проводом. Затем, используя рис.
20.4, можно определить вероятность такого пробоя. Или
же, задаваясь вероятностью пробоя, т. е. некоторым зна-
чением крутизны ау по (23.16) определяют требуемую
электрическую прочность промежутка трос — провод и по
экспериментальным данным — необходимое расстояние меж-
ду ними.
Опыт эксплуатации показывает, что вероятность пробоя
между тросом и проводом пренебрежимо мала, если рас-
стояние трос — провод по вертикали составляет не менее
2 % длины пролета, например 8 м при длине пролета 400 м.
При ударах молнии в трос возможны также перекрытия
изоляции на опорах, где прочность изоляции значительно
ниже, чем в середине пролета. Вероятность таких перекры-
тий значительно меньше, чем при непосредственном пора-
жении опоры, так как при поражении троса через опору
проходит менее половины тока молнии.
Рассмотрим удар молнии в вершину опоры. Долю уда-
ров молнии в опоры (в трос вблизи опор) можно оценить
как где ЛОп — высота опоры, а I — длина пролета.
Тогда число ударов в опоры определяется формулой
«оп = «уд^-п. (23.17)
где Иуд — число ударов молнии в линию.
Обратное перекрытие линейной изоляции с опоры на
провод фазы может произойти, если напряжение на изоля-
ции достигнет ее импульсного разрядного напряжения или
превысит его.
Напряжение на изоляции линии равно разности потен-
циалов на опоре и на проводе. При ударе молнии в опору
почти весь ток молнии первоначально проходит через тело
опоры и ее заземление (tOn на рис. 23.5). Время пробега
импульса по опоре обычно на порядок меньше длительно-
сти фронта тока молнии, поэтому опору в схеме замещения
(рис. 23.6) можно представить сосредоточенной индуктив-
ностью Lon = Lohon и импульсным сопротивлением зазем-
17*
259
ления /?и. Для сосредоточенных заземлителей можно
пренебречь их индуктивностью, которая много меньше индук-
тивности опоры. Удельная индуктивность опоры Lo состав-
ляет 0,5 мкГн/м для двухстоечных, 0,6 мкГн/м для од-
ностоечных металлических и железобетонных опор и
0,7 мкГн/м для деревянных опор с двумя заземляющими
спускам и.
Рис. 23.5. Распределение токов при ударе молнии в опору
линии с тросами
Рис. 23.6. Схема заме-
щения для расчета на-
пряжения на вершине
опоры линии с тросами
при ударе в нее молнии
С течением времени соседние опоры все больше участ-
вуют в отводе тока молнии в землю, что приводит к сни-
жению потенциала пораженной опоры. Для реальных зна-
чений длительности фронта тока молнии (тф^10//с«
«20 мкс) и импульсных сопротивлений заземления опор
/?и^20 Ом достаточная точность расчетов обеспечивается
при учете отражений импульсов только от опор, ближай-
ших к пораженной опоре. В этом случае в схеме рис. 23.6
пролеты линий справа и слева от пораженной опоры заме-
щаются последовательной цепочкой АТр/2, ЛОп/2 и /?п/2.
Потенциал пораженной опоры кроме падений напряже-
ния на сопротивлении заземления и индуктивности опоры
определяется также составляющей, обусловленной индук-
260
тивной связью между каналом молнии с током fM(/) и те-
лом опоры. Коэффициент взаимной индукции приближенно
равен Л10П«Л^сЛоп, где Л4о~0,2 мкГн/м. Таким образом,
потенциал вершины опоры
^оп = ‘on (О R. + Lon ~ + Моп ~ • (23.18)
dt dt
Второе и третье слагаемые в (23.18) имеют значение
только в пределах фронта тока молнии. Ток в опоре опре-
деляется на основании схемы замещения (рис. 23.6), в ко-
торой имеются источник тока iyl = at и источник напряже-
ния ц/Ит1)> учитывающий ЭДС, которая наводится в петле
трос — земля магнитным полем капала молнии;
^0,5//тр, где Лтр — средняя высота подвески троса.
Ток в опоре в пределах фронта определяется как
гоп = at [1 1-ejj , (23. j9}
I L.уг) I- Z.on J ccZ
(23.20)
где а =-----; L.rp = ZTP — = (0,18 In
0,5L.rp + Lon’ rp TP v ( rTp;
Производная тока в опоре по времени
о п Г й ,5LTp Мтр 1
~dT ^а[ 0,-5LTP + Lon J
Потенциал провода имеет три составляющие: рабочее
напряжение; напряжение, индуктированное на проводе за-
рядом лидера молнии (электростатическая составляющая
индуктированных перенапряжений); напряжение, индукти-
рованное на проводе в результате распространения по тро-
сам импульсов напряжения с амплитудой С/оп.
Влияние рабочего напряжения учитывается исходя из
того, что, по крайней мере на одной фазе линии, мгновенное
значение напряжения имеет полярность, противоположную
полярности потенциала вершины опоры, а расчетное зна-
чение l/раб принимается равным среднему значению за по-
лупериод:
,. 2 Uном
раГ>== " Уз
НОМ’
(23.21)
Электрическая составляющая индуктированного пере-
напряжения при ударе в опору может быть приближенно
рассчитана по формуле
^ИПД ~ f СР ^ср 0 (2 > 22)
261
где £Ср~ Ю кВ/см — средняя напряженность электрическо-
го поля в промежутке между каналом лидера молнии и
опорой перед главньш разрядом; k — коэффициент электро-
магнитной связи между проводом и тросом, учитывающий
экранирующее действие троса.
Напряжение С/ИНд имеет полярность, обратную полярно-
сти потенциала вершины опоры. Прохождение тока по тро-
су вызывает появление на проводе напряжения kUQn того
же знака, что и потенциал опоры. Эта составляющая
уменьшает напряжение на изоляции линии.
Таким образом, напряжение на линейной изоляции, рав-
ное разности потенциалов вершины опоры и провода, в
момент максимума тока молнии определяется как
~ ^оп ^пр = ^ои ( ^раб ^инд ^^оп) ==
= £/0П(1-*) + £7раб + С/инд. (23.23)
Это напряжение необходимо сравнить с напряжением
перекрытия гирлянды при предразрядном времени, равном
длительности фронта импульса тока молнии Тф.
Значение [7113 зависит от крутизны фронта тока молнии,
которая при заданном времени тф определяет максималь-
ное значение тока молнии /м=атф. Если построить зави-
симости напряжения на изоляции от времени 17Из(О при
разных крутизнах фронта а (рис. 23.7), то точки пересече-
Рис. 23.7, Определение
времени разряда линей-
ной изоляции при разных
крутизнах фронта тока
молнии (Ц1>а2)«
1 — вольт-секундная харак-
теристика изоляции; 2 — на-
пряжения на изоляции
ния этих кривых с вольт-секундной характеристикой изо-
ляции определят длительность фронта тока молнии Тф = (Р
и минимальное значение амплитуды тока при ко-
тором произойдет перекрытие изоляции. По этим данным
можно построить так называемую кривую опасных пара-
метров (рис. 23.8). Эта кривая ограничивает область соче-
таний крутизны и тока молнии, при которых происходит
перекрытие изоляции липни. Например, при крутизне а\
262
Рис. 23.8. Кривая опасных па-
раметров
(за-
зна-
Рис. 23.9. Определение вероятно-
сти перекрытия изоляции
штрихованная область дает
чение вероятности)
перекрытие изоляции происходит при токах, больших
при крутизне а2 — при токах, больших и т. д. По кри-
вой опасных параметров можно построить кривую вероят-
ности опасных параметров (рис. 23.9). По рис. 23.9 веро-
ятность перекрытия изоляции определяется как
Рои = И KJM,a)dIMda, (23.24)
D
где /(/м, я)—двумерная функция плотности вероятности
максимального значения и крутизны тока молнии, а инте-
грирование осуществляется по всей области D.
При практических расчетах максимальные значения то-
ка /м и крутизны фронта тока молнии а принимают неза-
висимыми случайными величинами, вероятности которых
определяются по (20.3) и (20.4). В этом случае (23.24)
принимает вид
1 1
Роа = [ Pt dPa = f PadPt , (23.25)
б б
т. е. вероятность перекрытия определяется заштрихован-
ной площадью на рис. 23.9, которая ограничена кривой ве-
роятности опасных параметров.
Упрощенно вероятность перекрытия изоляции при уда-
ре молнии в опору Можно определить по значению крити-
ческого тока
„ ^50%
263
где 6 = 0,15 для линий с двумя тросами и 6 = 0,3 для линий
с одним тросом.
Очевидно, что при двух тросах доля тока в опоре мень-
ше, чем при одном тросе, и критическое значение тока мол-
нии выше. Увеличение высоты опоры, а значит, и ее индук-
тивности приводит к росту напряжения на гирлянде изо-
ляторов и вследствие этого к уменьшению критического то-
ка, что также отражает формула (23.26).
Упрощенная методика может быть использована для
оценки числа отключений воздушных линий напряжением
до 500 кВ при сопротивлениях заземлений опор до 30 Ом.
Вероятность прорыва молнии через тросовую защиту
принято определять в соответствии с опытом эксплуатации
по эмпирической формуле
lgPa= -С^-0П- - Т (23.27)
где йоп — высота опоры, м; а — угол защиты, образованный
вертикалью, проходящей через трос, и прямой, соединяю-
щей трос с проводом (рис. 23.10), и характеризующий экра-
нирующее действие тросов.
Более точный расчет Ра основывается на связи ориен-
тировки молнии на ВЛ с развитием встречных лидеров, при
этом прорыв молнии имеет место в том случае, если встреч-
ный лидер развивается от провода (Е. С. Колечицкий —
Рис. 23.10. Определение
защитного угла тросов
Рис. 23.11. Зависимость
Ра от потенциала край-
него провода
-ЬОО-ЧОО-Ш О ZOO ЧОО ООО Щ«В
264
МЭИ). Процесс развития встречных лидеров анализирует-
ся с помощью расчета электрического поля между лидером
молнии и наземными объектами. Такой подход позволяет
учесть влияние таких факторов, как число и расположение
проводов, наличие соседних линий, провисание проводов
в пролете и другие геометрические факторы, а также влия-
ние рабочего напряжения ВЛ.
На вероятность прорыва тросовой защиты оказывает
влияние рабочее напряжение. Приведем рассчитанную на
цифровой ЭВМ зависимость вероятности прорыва от по-
тенциала провода для одноцепной ВЛ с горизонтальным
расположением проводов фаз и двумя защитными троса-
ми при а —21,3Э (рис. 23.11). Средние высоты подвеса тро-
сов и проводов составляли соответственно 32 и 22 м. По-
тенциал проводов двух фаз был принят равным половине
потенциала поражаемого провода и имел обратную поляр-
ность. Анализ показал, что изменение эквивалентного ра-
диуса провода практически не сказывается на вероятности
прорыва молнии через тросовую защиту.
Данные рис. 23.11 показывают сильную зависимость ве-
роятности прорыва от потенциала провода. Среднее значе-
ние вероятности прорыва для ВЛ 500 кВ по данным рисун-
ка равно 0,287 %, а для ВЛ 750 кВ — 0,92 %.
Удельное число отключений линий с тросами вычисля-
ется в общем случае по формуле
^01 кл ~ (1 Ра ) X
X Р„М + (1 - -^-)РтрГ)2]}, (23.28)
где йТр — средняя высота подвеса тросов; /г(Ш—высота
опоры; Ра —вероятность поражения провода, т. е. проры-
ва молнии через тросовую защиту, определяемая по
(23.27); Рлр — вероятность перекрытия изоляции на опоре
при ударе молнии в провод [7Кр определяется по (23.7) и
(23.8) ]; Роп — вероятность перекрытия изоляции при ударе
в опору [/Кр определяется по (23.26)]; Ртр — вероятность
пробоя промежутка трос — провод при ударе в трос в се-
редине пролета [используются формулы (23.16) и (20.4)];
т|1 — вероятность образования устойчивой дуги при пере-
крытии изоляции опоры; т|2 — то же при пробое воздушной
изоляции в пролете (см. § 23.1),
265
На рис. 23.12 и 23.13 приведены в качестве иллюстра-
ции зависимости удельного числа отключений от импульс-
ного сопротивления заземления опор для некоторых типо-
вых линий. Из рисунков следует, что двухцепные линии,
имеющие опоры большой высоты, отключаются значитель-
Рис. 23.12. Удельное число гро-
зовых отключений одноцепных
(/) и двухцепных (2) линий
220 кВ
Рис. 23.13. Удельное число грозо-
вых отключений линий 500 кВ на
опорах с оттяжками (/) и на
портальных опорах (2)
но чаще, чем одноцепные линии с горизонтальным распо-
ложением проводов. Использование двух тросов на двух-
цепных опорах позволяет уменьшить число грозовых от-
ключений линий; однако и в этом случае оно остается зна-
чительно более высоким, чем для одноцепных линий.
Для достижения приемлемых показателей грозоупорно-
сти линий для грунтов с различными удельными сопротив-
лениями нормируются следующие значения сопротивления
заземления опор при промышленной частоте тока:
р, См-м........ 100 100—500 500—1000 Больше 1000
/?, Ом............... До 10 До 15 До20 До30
В импульсном режиме сопротивления сосредоточенных
заземлителей получаются несколько меньше из-за искрово-
го эффекта. В горных районах (скальные грунты) сопро-
тивления заземления могут получаться более высокими,
266
чем приведенные выше, но благодаря уменьшению токов
молнии по сравнению с равнинной местностью число от-
ключений может оказаться приемлемым.
23.4. ПРИМЕНЕНИЕ ТРУБЧАТЫХ РАЗРЯДНИКОВ ДЛЯ ЗАЩИТЫ
ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЙ
Пролеты пересечений линий высокого напряжения меж-
ду собой и с линиями слабого тока должны иметь наде/К-
ную защиту от молнии, поскольку пробой между линиями
разного номинального напряжения приводит к тяжелой
аварии.
Если одна из пересекающихся линий имеет номиналь-
ное напряжение 110 кВ или выше, то наибольшую опас-
ность представляет удар молнии в пролет пересечения.
Расстояние между проводами пересекающихся линий в этом
пролете должно быть достаточно большим, а амплитуда
перенапряжений должна быть ограничена трубчатыми раз-
рядниками, расположенными по концам пролета пересече-
ния. Рекомендуется в пролете снять грозозащитный трос с
нижней линии и выбрать точку пересечения дальше от се-
редины пролета верхней линии. Если расстояние от места
пересечения до ближайшей опоры не превышает 40 м, то
разрядники можно устанавливать только на ближайшей
опоре. Сопротивления заземления опор пролета пересече-
ния не должны быть выше 10—20 Ом. Если опоры дере-
вянные, то на них рекомендуется устанавливать парал-
лельно гирляндам трубчатые разрядники или искровые
промежутки, соединенные спусками с заземлителями опоры.
Необходимое расстояние по вертикали между провода-
ми пересекающихся линий зависит от номинального на-
пряжения верхней линии, сопротивления заземления опор,
длины пролета и расстояния между местом пересечения и
ближайшей опорой. Как следует из табл. 23.1, установка
защитных средств позволяет уменьшить длину воздушного
промежутка между проводами разных линий на 20—30 %.
Если на линиях с деревянными опорами имеются от-
дельные промежуточные опоры, выполненные из металла
или бетона, то они представляют собой место со снижен-
ной импульсной электрической прочностью изоляции. Та-
кие места рекомендуется защитить трубчатыми разрядни-
ками.
Высокие переходные пролеты через реки обычно под-
вержены повышенному числу поражений разрядами мот-
267
Таблица 23.1. Минимально допустимые длины промежутков между
проводами пересекающихся линий
Напряже- ние верх- ней линии, кВ Длина пролета пересечения, м Наименьшая допустимая длина промежутка между про- водами пересекающихся линий, м
при наименьшем расстоянии от места пересе- чения до ближайшей опоры верхней линии с разрядником, м при отсут- ствии спе- циальных мер грозо- защиты
30-70 70-10) | 100-150
750 До 200 6,5 6,5—7,0 9,0
200—300 6,5-7,0 7,0—7,5 7,5—8,5
300—450 6,5—7,5 7,5—8,0 8,0—9,0
330—500 До 200 5,0 5.0—5,5 — 8,0
200—300 5,0—5,5 5,5—6,0 6,0—7,0
300—450 5,5—6,0 6,0—7,0 7,0—8,0
150—220 До 200 4,0 4,0 — 7,0
200—300 4,0 4,0—4,5 4,5—5,5
300—450 4,0—5,0 5,0—6,0 6,0—7,0
35—110 До 200 3,0 3,0—4,0 — 5,0
200—300 3,0—4,0 4,0—4,5 4,5-5,0
6—20 До 100 2,0 — — 4,0
100—150 2,0—2,5 — —
нии. Это вызвано большой высотой опор и подвеса прово-
дов линии, что снижает эффективность защиты тросом, уве-
личивает вероятность обратных перекрытий из-за большой
индуктивности опор. Снижение импульсного сопротивления
заземления таких высоких переходных опор становится ма-
лоэффективным, и потому рекомендуется установка защит-
ных разрядников.
Глава двадцать четвертая
МОЛНИЕЗАЩИТА ПОДСТАНЦИЙ
24.1. ЗАЩИТА ПОДСТАНЦИЙ ОТ ПРЯМЫХ УДАРОВ МОЛНИИ
Защита электрооборудования подстанций от прямых
ударов молнии осуществляется с помощью стержневых
молниеотводов в соответствии с указаниями § 21.2. Мол-
ниеприемники целесообразно устанавливать на порталах,
прожекторных мачтах и крышах зданий. Металлоконст-
рукции порталов и мачт при этом используются в качестве
токоотводов, соединяющих молниеприемники с заземли-
телем.
Заземлители подстанций с целью выравнивания потен-
268
циалов по их территории при аварийных замыканиях на
землю и обеспечения таким образом электробезопасности
персонала выполняются в виде сетки, образуемой горизон-
тально расположенными в земле полосами, которыми со-
единяются вертикальные электроды. К заземлителю при-
соединяются все металлоконструкции (порталы, мачты) и
металлические корпуса электрооборудования (баки тран-
сформаторов, масляных выключателей и т. п.). В соответ-
ствии с нормами стационарное сопротивление заземления
для подстанций 110 кВ и выше не должно превышать R =
= 0,5 Ом.
Сопротивление таких протяженных заземлителей в ви-
де сетки при прохождении токов молнии обычно возрастает
(см. § 21.3). Если даже принять импульсный коэффици-
ент аи=1 (см. рис. 21.5), то расчетное значение потенциа-
ла на портале высотой 15 м при токе молнии 60 кА и кру-
тизне фронта 30 кА/мкс в соответствии с (21.21) будет со-
ставлять 780 кВ. Такое напряжение превышает импульсные
разрядные напряжения гирлянд изоляторов в открытых
распределительных устройствах (ОРУ) ПО кВ и примерно
вдвое ниже разрядных напряжений гирлянд ОРУ 220 кВ.
Поэтому в ОРУ 220 кВ и выше рекомендуется установка
молниеотводов на порталах подстанции, а на подстанциях
110 кВ возможность такой установки молниеотводов долж-
на быть проверена расчетом.
Для уменьшения импульсного сопротивления заземле-
ния в местах присоединения молниеотводов к заземляю-
щему контуру подстанции устраиваются дополнительные
сосредоточенные заземлители в виде вертикальных элек-
тродов.
На подстанциях 35 кВ нейтрали трансформаторов при-
соединяются к заземлителю через дугогасящий реактор.
В этом случае необходимое значение стационарного со-
противления заземления определяется исходя из того, что
при прохождении через заземлитель увеличенного на 25 %
номинального тока дугогасящего реактора потенциал за-
землителя не должен превышать 125 В. Однако при лю-
бом случае сопротивление заземления подстанции не дол-
жно превышать 10 Ом, т. е. /?^10 Ом.
Для подстанций 35 кВ, как и для подстанций более вы-
сокого напряжения, расположенных в местностях с высо-
ким удельным сопротивлением грунта, целесообразным
решением является установка молниеотводов, имеющих от-
дельные заземлители, электрически не связанные с зазем-
269
ляющим контуром подстанции. При установке таких мол-
ниеотводов должны соблюдаться безопасные расстояния
по воздуху и в земле от молниеотводов и их заземлителей
до элементов распределительного устройства (см. § 21.4).
Молниеотводы на трансформаторных порталах, как
правило, не устанавливаются вследствие низкого импульс-
ного разрядного напряжения вводов низшего напряжения
6—10 кВ. Более того, для уменьшения вероятности повреж-
дения изоляции трансформаторов корпуса их должны за-
земляться на расстоянии не менее 15 м (вдоль полосы за-
землителя) от точек присоединения к заземлителю молние-
отводов. При необходимости установки молниеотвода на
трансформаторном портале обмотки низшего напряжения
следует защищать вентильными разрядниками, включен-
ными непосредственно у вводов 6—10 кВ или на расстоя-
нии не более 10 м от вводов 35 кВ.
Подстанционные здания и сооружения защищаются пу-
тем заземления металлической кровли или, если крыша не-
металлическая, посредством сетки размером 5X5 м2 из
стальной проволоки диаметром 8 мм, которая располага-
ется на крыше и присоединяется к заземлению.
24.2. ПАРАМЕТРЫ ИМПУЛЬСОВ ГРОЗОВЫХ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ,
НАБЕГАЮЩИХ НА ПОДСТАНЦИЮ
По экономическим соображениям уровень изоляции
подстанционного оборудования устанавливается ниже уров-
ня изоляции линии. Поэтому импульсы напряжения, обра-
зующиеся при ударах молнии в линию и имеющие наиболь-
шую амплитуду, равную импульсному разрядному напря-
жению линейной изоляции (или установленного на подходе
к подстанции трубчатого разрядника), представляют опас-
ность для подстанционного электрооборудования.
Импульсы грозовых перенапряжений, набегающие на
подстанцию, могут иметь разную форму. Полные импуль-
сы, близкие по форме к импульсам тока молнии, возника-
ют при ударах в провода линии, если их амплитуда ниже
импульсного разрядного напряжения изоляции линии.
Если амплитуда тока молнии выше критического значе-
ния и при ударе в провод происходит перекрытие линейной
изоляции, то образуется срезанный импульс грозового пе-
ренапряжения. Максимальное напряжение срезанного им-
пульса определяется вольт-секундной характеристикой изо-
ляции линии. На линиях с номинальным напряжением до
270
330 кВ срезанные импульсы возникают примерно в 90 %
случаев. На линиях напряжением 500 кВ и выше, имеющих
значительно большие импульсные разрядные напряжения
изоляции, доля срезанных импульсов снижается до 50%.
Импульсы с очень крутым (практически вертикальным)
фронтом возникают при ударах молнии в опору или в трос
с последующим перекрытием линейной изоляции. Длитель-
ность таких импульсов обычно мала и составляет 6—15 мкс,
что объясняется отводом части тока молнии через тросы
в другие опоры.
Индуктированные импульсы напряжения, возникающие
при ударах молнии вблизи линии, могут иметь разную дли-
тельность. На линиях 6—35 кВ они могут вызывать пере-
крытия изоляции, и тогда их длительность уменьшается.
Распространяющийся по линии импульс напряжения де-
формируется и затухает. Основной причиной деформации и
затухания являются импульсная корона и сопротивление
земли, поскольку ток импульса замыкается через землю.
Для образования чехла импульсной короны необходима
энергия, которая отбирается на фронте импульса. В резуль-
тате этого происходит удлинение его фронта. Если импульс
короткий или срезанный, то импульсная корона приводит
не только к удлинению фронта, но и к понижению ампли-
туды. В случае полных импульсов влияние импульсной ко-
роны сказывается в основном на удлинении фронта и в зна-
чительно меньшей степени — на снижении амплитуды.
Снижение амплитуды происходит в основном за счет
активных потерь при возврате тока волны по земле и мо-
жет быть рассчитано по формуле
U = Umaxe~a>'x, (24.1)
где Uma.x—амплитуда импульса напряжения в месте уда-
ра молнии; х — удаление расчетной точки от места удара,
км; а — коэффициент, равный 0,07 км~0’5 для линий напря-
жением НО кВ и выше.
Удлинение фронта (на 1 км) полного импульса под
действием импульсной короны можно рассчитать по эмпи-
рической формуле
ДТф = (о,5 + Ofi()^Umax j _L> (24.2)
где Umax — амплитуда полного импульса, кВ; h — средняя
высота подвеса проводов, м; К — коэффициент, равный со-
271
ответственно 1,0; 1,1; 1,45; 1,55 при числе проводов в фазе
соответственно 1, 2, 3, 4 и более.
Точная оценка надежности защиты электрооборудова-
ния подстанций от импульсов, приходящих с линий элект-
ропередачи, требует учета всех возможных сочетаний форм
и амплитуд импульсов напряжений, образующихся на ли-
нии. Практика проектирования и эксплуатации показала,
что в инженерных расчетах допустимо применение прибли-
женного подхода, состоящего в следующем: принимается,
что в месте удара молнии образуется импульс напряжения
бесконечной длительности с вертикальным фронтом и ам-
плитудой, равной линейной изоляции. Снижением ам-
плитуды импульса пренебрегают, а удлинение фронта вол-
ны в результате действия импульсной короны подсчитыва-
ют по формуле (24.2).
24.3. ПРИНЦИПЫ ЗАЩИТЫ ЭЛЕКТРООБОРУДОВАНИЯ
ПОДСТАНЦИЙ ОТ НАБЕГАЮЩИХ ИМПУЛЬСОВ ГРОЗОВЫХ
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
Основными аппаратами защиты электрооборудования
подстанций от набегающих импульсов служат вентильные
разрядники и ограничители перенапряжений.
Для того чтобы вентильный разрядник обеспечивал за-
щиту оборудования, импульсный ток через разрядник не
должен превышать тока координации. Если он превысит ток
координации, то напряжение на разряднике окажется выше
нормированного, что может представить опасность для изо-
ляции оборудования. В отдельных случаях при больших
токах (десятки килоампер) и многократных воздействиях
защитный аппарат может выйти из строя и даже разру-
шиться.
При близких от подстанции ударах в провод ток мол-
нии распределяется обратно пропорционально сопротивле-
ниям заземления опоры /? и вентильного разрядника 7?Рв,
при этом ток через разрядник
1рв = /м Rpa + R , (24.3)
Сопротивление разрядника РВМГ-НО при токе коорди-
нации /к= Ю кА составляет (см. § 22.4)
RP8 = = 29,5 Ом.
10
272
Тогда при токе молнии /м=60 кА (Р = 0,1) и сопротив-
лении заземления опоры /? = 10 Ом ток в разряднике будет
равен 15 кА, что недопустимо.
Таким образом, прямые удары молнии в провода линии
вблизи подстанции необходимо исключить. Для этого уча-
стки линии длиной 1—3 км, примыкающие к подстанциям,
во всех случаях защищаются тросовыми молниеотводами.
Такие участки линии получили название защищенных под-
ходов к подстанциям. Удаленные удары молнии в провод
могут привести к появлению в разряднике тока, не превы-
шающего 2TZ 50%/Znp (U 50%—50 %-ное импульсное разряд-
ное напряжение линейной изоляции; 2Пр — волновое сопро-
тивление провода). Например, в системе НО кВ Ipb<Z
, 2*660 л а к
< — = 4,4 кА , что меньше тока координации.
На рис. 24.1 показана схема защищенного подхода, ког-
да подходящая к подстанции линия выполнена на деревян-
ных опорах. Трос подвешивается только в пределах защи-
щенного подхода. Так как на деревянных опорах от тросов
к заземлителям прокладываются по стойкам токоотводящие
спуски, прочность изоляции опоры относительно земли су-
щественно снижается. В этом случае первая подтросовая
опора является местом с ослабленной изоляцией и для то-
го чтобы не ухудшить грозоупорность линии, в начале за-
щищенного подхода на каждой фазе устанавливают труб-
чатые разрядники РТ1. В конце подхода иногда устанав-
ливают второй комплект трубчатых разрядников РТ2, ко-
торые служат для защиты разомкнутого линейного
выключателя.
Если линия выполнена
на металлических пли желе-
зобетонных опорах и защи-
щена тросами по всей дли-
не, то трубчатые разрядники
на подходе не устанавлива-
ются. Однако на примыка-
ющих к подстанции участ-
ках линии особенно тща-
Защищенные подход
Рис. 24.1. Защищенный подход к
подстанции для воздушной ли-
нии:
а — на деревянных опорах; б — на ме-
таллических или железобетонных опо-
рах
18—469
273
тельно выполняются требования молниезащиты: сни-
жаются сопротивления заземления опор и уменьшают-
ся углы защиты тросов. Целью этих мероприятий яв-
ляется уменьшение вероятностей прорыва молнии через
тросовую защиту и обратных перекрытий при ударах в
опоры в пределах защищенного подхода к подстан-
ции.
Защищенный подход выполняет еще одну важную фун-
кцию. При прохождении импульса напряжения по защи-
щенному подходу вследствие действия импульсной короны
происходит удлинение его фронта в соответствии с (24.2),
т. е. снижение крутизны фронта импульса, набегающего на
подстанцию. Длина защищенного подхода должна быть до-
статочной для того, чтобы крутизна фронта импульса сни-
зилась до значения, безопасного для оборудования под-
станции.
Защитное действие вентильного разрядника иллюстри-
руется рис. 24.2. Для простоты рассматривается набегание
на разрядник импульса, приходящего по проводу с волно-
вым сопротивлением Z (рис. 24.2. а). На рис. 24.2 6 приве-
Рис. 24.2. Набегание импульса по линии
разрядник (а), эквивалентная схема (б)
расчет напряжения на разряднике (в)
на вентильный
и графический
274
дена эквивалентная схема с сосредоточенными параметра-
ми, для которой действительно уравнение
2^паД-/р^ + {/р. (24.4)
Если известна вольт-секундная характеристика искро-
вых промежутков разрядника £7пр(/), то совместное реше-
ние уравнения (24.4) и графически заданного уравнения
вольт-амперной характеристики разрядника f7pB = /(/p) по-
зволяет построить напряжение на разряднике t/рв при воз-
действии на него импульса /7пад (рис. 24.2 в). До пробоя
искровых промежутков происходит отражение падающего
импульса с тем же знаком и напряжение на разряднике
удваивается. После пробоя искровых промежутков подклю-
чается нелинейное сопротивление разрядника, в результате
чего напряжение t/PB удерживается примерно на уровне
На подстанциях вентильный разрядник и защищаемое
оборудование находятся друг от друга на некотором рас-
стоянии по ошиновке, поэтому на оборудовании напряже-
ние будет несколько выше, чем на разряднике. Оценим эту
разницу напряжений.
При грозовых импульсах частота переходного процесса
в оборудовании подстанции очень велика, поэтому при
анализе перенапряжений в расчетных схемах оборудование
представляется входными емкостями Свх по отношению к
земле (рис. 24.3, а).
Пусть набегающий на подстанцию импульс имеет косо-
угольный фронт с крутизной а:
UIi№ = at. (24.5)
Рис. 24.3. Определение максимального напряжения на защищаемом
оборудовании, удаленном от вентильного разрядника
18*
275
Для упрощения анализа примем, что СВх = 0, тогда через
время, равное //v, импульс напряжения придет в точку 2
и отразится от нее с тем же знаком. Отраженный импульс
еще через время l/v вернется в точку 1 и наложится на па-
дающий импульс. Под действием суммарного напряжения в
момент времени /р в соответствии с вольт-секундной харак-
теристикой t/np(/) произойдет пробой искровых промежут-
ков РВ и напряжение в точке 1 снизится. Наибольшее на-
пряжение на разряднике перед пробоем
Uimax = atP + a . (24.6)
\ v J
Напряжение в точке 2 будет повышаться еще в течение
времени l/v и достигнет
- 2atv, (24.7)
Лишь после этого напряжение в точке 2 снизится вслед-
ствие подключения в точке 1 нелинейного сопротивления
РВ и, следовательно, изменения коэффициентов прелом-
ления и отражения в точке 1.
Разница напряжений на защищаемом оборудовании и
на разряднике составляет
Д^-- и2тах ~ Ulmax == 2atp - atp - a(tp ~ -7) = 2al!v- <24-8)
Таким образом, максимальное напряжение на защищае-
мом оборудовании тем больше превышает пробивное на-
пряжение разрядника, чем дальше оно удалено от раз-
рядника и чем выше крутизна фронта падающего
импульса.
Разность Д(7К допустимого напряжения на трансформа-
торе и пробивного напряжения разрядника называется ин-
тервалом координации изоляции. Экономически приемле-
мый интервал координации достигается за счет снижения
крутизны набегающего импульса на защищеннОхМ под-
ходе.
Поскольку пробивное напряжение разрядника пример-
но равно остающемуся напряжению при токе координации,
задача практически сводится к выбору интервала между
остающимся напряжецием разрядника или ограничителя
перенапряжений и допустимым напряжением на изоляции
электрооборудования подстанции.
276
24.4. ДОПУСТИМЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ НА ЗАЩИЩАЕМОЙ
ИЗОЛЯЦИИ ЭЛЕКТРООБОРУДОВАНИЯ
Даже в простейших схемах расчет напряжения на изо-
ляции электрооборудования подстанции весьма громоздок.
Поэтому исследования молниезащиты подстанций проводят-
ся на ЭВМ или на физических моделях, получивших назва-
ние анализаторов молниезащиты. В этих моделях оборудо-
вание представляется сосредоточенными емкостями,
ошиновка подстанции — цепочечными схемами, защитные
аппараты — специальными схемами. Источником напряже-
ния является генератор импульсных напряжений (низкого
напряжения), который допускает изменение параметров
импульса в широких пределах.
Задача исследования молниезащиты подстанции заклю-
чается в таком размещении вентильных разрядников на
территории подстанции, при котором напряжения во всех
ее точках не превышают допустимых значений. Так как
подстанции всегда защищаются с очень высокой степенью
надежности, то в эксплуатации напряжения на изоляции
достигают расчетных значений очень редко (не более 2—
3 раз в течение времени жизни оборудования).
При изготовлении изоляция проходит испытания пол-
ным и срезанным импульсами, причем амплитуда срезан-
ного импульса может превосходить амплитуду полного им-
пульса на 20—25 %. Поэтому принято допустимые напря-
жения на изоляции ставить в соответствие амплитудам
испытательных импульсов.
Допустимое напряжение на трансформаторе по условию
работы внутренней изоляции определяется по формуле
6/доп= l)l(t/n.II-0,5L/„OM>( (24.9)
где — испытательное напряжение при полном импуль-
се для трансформаторов, испытываемых без возбуждения,
кВ; UHOM — действующее значение номинального напря-
жения, кВ.
В эксплуатации трансформатор находится под напря-
жением промышленной частоты, поэтому второе слагаемое
в (24.9) является поправкой на возбуждение. Коэффициен-
том 1,1 учитывается отличие реальной формы грозового
импульса от импульса испытательного напряжения, а так-
же ограниченное число перенапряжений в течение срока
службы трансформатора. Рассчитанные по (24.9) допусти-
277
мне уровни грозовых перенапряжений на силовых транс-
форматорах и компенсирующих реакторах приведены
ниже:
Номинальное напряже-
ние, кВ Испытательное напря- жение полным импуль- 35 НО 220 330 500 /50
сом, кВ Допустимый уровень грозовых перенапряже- 200 480 750 1050 (1200) 1550 (1675) 2175 (2300)
ний, кВ , 210 470 705 975 (1140) 1430 (1570) 1980 (2118)
Примечание. Числа без скобок относятся к силовым трансформаторам,
числа в скобках — к компенсирующим реакторам.
Допустимые грозовые перенапряжения для внешней
изоляции (вводов, разъединителей, выключателей, конден-
саторов связи) устанавливают исходя также из испыта-
тельных напряжений полным и срезанным импульсами.
Допустимые напряжения £7Д0П изоляции должны лежать
ниже вольт-секундной характеристики, определяемой
уравнением
U (/) --= А V1 + TJt, (24.10)
где t — время, мкс; А и То — постоянные, значения кото-
рых находят подстановкой в (24.10) испытательных напря-
жений полным и срезанным импульсами соответственно
при /=10 мкс и t=2 мкс.
Сравнение допустимых уровней грозовых перенапряже-
ний для силовых трансформаторов и защитных характери-
стик вентильных разрядников (см. табл. 22.4) показывает,
что интервал координации для сетей различного номи-
нального напряжения колеблется в пределах 25—40 %
пробивного напряжения вентильного разрядника. При этом
в типовых схемах молниезащпты подстанций разрядник
обеспечивает необходимый интервал координации при уда-
лении от защищаемого оборудования не более чем на 30—
50 м, причем меньшие удаления соответствуют подстанци-
ям с небольшим номинальным напряжением и разрядника-
ми старых типов и тупиковым подстанциям, а большие —
подстанциям с высоким номинальным напряжением и
разрядниками I группы или ОПН и подстанциям проход-
ного типа.
278
24.5. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ДЛИНЫ ЗАЩИЩЕННОГО ПОДХОДА
К ПОДСТАНЦИИ
Для определения длины защищенного подхода к кон-
кретной подстанции нужно оценить с помощью анализато-
ра молниезащиты допустимую (критическую) крутизну на-
бегающих импульсов. С этой целью на анализаторе экспе-
риментально снимаются кри-
вые максимальных напряже-
ний в различных точках под-
станции в зависимости от кру-
тизны набегающего импульса,
например на трансформаторе и
на наиболее удаленном от раз-
рядника разъединителе.
В качестве расчетного им-
пульса берется косоугольный
с амплитудой, равной 50 %-но-
Рис. 24.4. Определение крити-
ческой крутизны набегающего
импульса
му импульсному разрядному
напряжению линейной изоля-
ции. Примерные зависимости
напряжения на разъединителе
(кривая 2) и трансформаторе (кривая 1) от крутизны на-
бегающего импульса приведены на рпс. 24.4. Там же указа-
ны t/доп!—допустимое напряжение на внутренней изоля-
ции трансформатора и [/ДОп2— допустимое напряжение на
внешней изоляции.
Абсциссы точек пересечения прямых t/;ioni и //Д0П2 с
кривыми 1 и 2 дают значения критической крутизны аКр,
превышение которой представляет опасность для соответ-
ствующей изоляции, так как при этом напряжение на изо-
ляции превысит допустимое. Точки А и В определяют кри-
тические значения крутизны для внутренней и внешней изо-
ляции трансформатора, точки С и D — для внутренней и
внешней изоляции аппаратов вблизи линейного разъеди-
нителя. Наименьшая крутизна (точка А на рис. 24.4) явля-
ется критической крутизной акр для всей подстанции в це-
лом, поэтому вероятность повреждения изоляции оборудо-
вания подстанции равна вероятности прихода на подстанцию
волны с крутизной а>аКР.
Необходимую длину защищенного подхода к подстан-
ции можно определить по формуле
^50%
акрАтф
(24.11)
279
где (750% — 50 %-ное импульсное разрядное напряжение
линейной изоляции или установленного в начале подхода
трубчатого разрядника; Дтф определяется по (24.2).
24.6. ЭФФЕКТИВНОСТЬ ЗАЩИТЫ ЭЛЕКТРООБОРУДОВАНИЯ
ПОДСТАНЦИИ
Эффективность защиты подстанции характеризуется
средним годовым числом перекрытий изоляции вследствие
прорывов молнии в зону защиты Рь обратных перекрытий
при ударах в молниеотводы (32 и перекрытий в результате
опасных перенапряжений, возникающих при набегании на
подстанцию импульсов по воздушным линиям, р3.
Заметим, что эффективность защиты определяется
именно числом перекрытий изоляции подстанции, посколь-
ку каждое перекрытие сопровождается возникновением
больших токов короткого замыкания и мощных дуг, а об-
разующиеся при перекрытиях срезы напряжения представ-
ляют серьезную опасность для внутренней изоляции транс-
форматоров.
Среднее число перекрытий изоляции подстанции вслед-
ствие прорывов молнии в зону защиты определяется как
Р1 = ’\лРпрРМг> —, (24.12)
где Пуд — число ударов молнии в подстанцию за 100 гро-
зовых часов, рассчитанное по (20.6); РПр — вероятность
прорыва молнии в зону защиты подстанции (см. § 21.2);
Рпер — вероятность перекрытия изоляции при ударе мол-
нии в провод [определяется по критическому току в соот-
ветствии с (23.7)]; Dr — число грозовых часов в районе
расположения подстанции.
Число обратных перекрытий изоляции при ударах в
молниеотводы равно
P2 = ny„(l-Pnr)Po6p^-s (24.13)
где Робр — вероятность обратного перекрытия при ударе
в молниеотвод.
Значение РОбр определяется по критическому току /кр,
при котором становится возможным обратное перекрытие
гирлянд изоляторов на порталах с молниеотводами. Кри-
тический ток находится из равенства потенциала портала
при ударе молнии в установленный на нем молниеприемник
280
и50%гного импульсного разрядного напряжения гир-
лянды
/кр7?п + 50/^(75()о/о, (24.14)
где /?и — импульсное сопротивление заземления подстан-
ции; / — высота точки крепления гирлянды на портале.
Опасные импульсы перенапряжений, набегающие на
подстанцию с воздушных линий, могут возникать в резуль-
тате прорыва молнии через тросовую защиту и при обрат-
ных перекрытиях при ударах молнии в опоры и тросы в
пределах защищенного подхода. Среднее годовое число
перекрытий изоляции подстанции вследствие набегания на
нее опасных импульсов грозовых перенапряжений опреде-
ляется по формуле
Рз 4/lTP (Ра + (1 - Ра) Роп + (1 - Ртр ]} X
D?
100 “100 ’
(24.15)
где /3,п — длина защищенного подхода; т — число подхо-
дящих к подстанции воздушных линий. Остальные обозна-
чения указаны в примечании к формуле (23.28).
Следует обратить внимание на то, что в пределах за-
щищенного подхода углы защиты а и сопротивления зазем-
ления опор делаются меньше, чем на всей линии.
Показатель грозоупорности подстанции, представляю-
щий собой число лет ее безаварийной работы, определяется
как
М -
(24.16)
Расчетные значения М современных подстанций состав-
ляют несколько сотен лет, т. е. на порядок превышают
расчетные сроки службы электрооборудования подстан-
ций.
24.7. ОСОБЕННОСТИ МОЛНИЕЗАЩИТЫ ПОДСТАНЦИЙ
РАЗЛИЧНОГО НОМИНАЛЬНОГО НАПРЯЖЕНИЯ
На подстанциях до 110 кВ включительно и на подстан-
циях 150—220 кВ, где установлены трансформаторы с по-
вышенным уровнем изоляции, скоординированным с харак-
теристиками разрядника РВС, место установки вентильных
разрядников выбирается таким образом, чтобы обеспечить
281
защиту всего оборудования минимальным числом разряд-
ников (по одному комплекту на каждую систему шин). При
этом допускается наличие коммутационных аппаратов меж-
ду разрядниками и трансформаторами, поскольку уровень
изоляции трансформаторов выше возможной кратности
большинства коммутационных перенапряжений.
Между вентильными разрядниками и трансформатора-
ми 220 кВ с основным уровнем изоляции, а также автотран-
сформаторами, трансформаторами и шунтирующими реак-
торами 330—750 кВ установка коммутационных аппаратов
не допускается, так как в этих случаях на разрядники воз-
лагается задача ограничения коммутационных перенапря-
жений.
Оборудование подстанций 330—500 кВ рекомендуется
защищать не менее чем двумя комплектами вентильных
разрядников, а 750—1150 кВ — тремя комплектами для
уменьшения тока через каждый вентильный разрядник и
остающегося напряжения на разряднике. Это условие поч-
ти всегда выполняется в связи с необходимостью установ-
ки разрядников для защиты каждого трансформатора и
реактора по условию отсутствия коммутационных аппара-
тов между разрядником и защищаемым объектом.
В линиях СВН в отличие от линий номинального напря-
жения до 220 кВ включительно применяют защиту от ком-
мутационных перенапряжений с помощью комбинирован-
ных вентильных разрядников РВМК или ограничителей пе-
ренапряжений ОПН. Разрядники РВМК и ОПН защищают
конец линии вместе с компенсирующими реакторами и ус-
танавливаются обычно в ячейке реактора. Если расчеты
показывают, что защита от внутренних перенапряжений не
требуется, то разрядники РВМК или ОПН могут быть за-
менены разрядниками для защиты от грозовых перенапря-
жений.
При возникновении грозовых импульсов на вводах транс-
форматора с изолированной или разземленной (с целью
уменьшения токов короткого замыкания) нейтралью в его
обмотках развиваются колебания, которые могут привести
к значительному повышению напряжения на нейтрали. Для
защиты изоляции нейтрали от таких перенапряжений в ней-
траль может быть включен вентильный разрядник с номи-
нальным напряжением на класс ниже, чем класс транс-
форматора.
Если аппараты находятся от разрядника на небольшом
расстоянии (/^10 м), то необходимость в ограничении кру-
282
тизны набегающего импульса отпадает. Такая ситуация
складывается на небольших подстанциях (в частности, на
комплектных подстанциях 35—220 кВ), которые часто при-
соединены к транзитным линиям с помощью отпаек (рис.
24.5). Задача состоит в том, чтобы не допустить близких
от вентильных разрядников ударов молнии, могущих при-
вести к повреждению самого разрядника. При отсутствии
Рис. 24.5. Упрощенные схемы защиты комплектных подстанций, при-
соединенных с помощью отпаек к транзитным линиям без тросов:
а — расстояние от трансформатора до линии 5—10 м; б — то же 50—200 м; в —
то же более 200 м
тросов на линии (линии на деревянных опорах) необходи-
мо, чтобы каждый грозовой импульс при движении к под-
станции прошел мимо двух трубчатых разрядников, кото-
рые отводят значительную часть тока молнии в землю.
Ближайший к подстанции пролет желательно защитить
тросом. Если транзитная линия защищена тросом, то от-
пайка также защищается тросом по всей длине и установ-
ка трубчатых разрядников не требуется.
Еще более просто выполняется защита от набегающих
волн в распределительных устройствах 3—10 кВ. Воздуш-
283
ные линии такого номинального напряжения реже пора-
жаются молнией, так как имеют небольшую высоту и ча-
сто проходят по застроенной местности, что обеспечивает
их хорошее экранирование от поражений молнией. Эффек-
тивной мерой в этом случае может служить вынос допол-
нительного комплекта разрядников на линию (рис. 24.6).
^паЛ
Защищенный подход
Рис. 24.6. Схема защиты подстанций 3—10 кВ
Подключение дополнительных разрядников на подстанции
рядом с основными может оказаться недостаточно эффек-
тивным, поскольку даже небольшое различие в их вольт-
амперных характеристиках приводит к резко неравномер-
ному распределению токов между разрядниками. Чтобы
дополнительные разрядники работали эффективно, их под-
ключают обычно за один-два пролета до подстанции. Ин-
дуктивность этого участка линии создает подъем напряже-
ния на первом по ходу волны разряднике, что повышает
надежность его срабатывания. При выборе расстояния меж-
ду разрядниками следует учитывать, что чрезмерно боль-
шое расстояние увеличивает опасность разряда молнии в
пролеты линии между разрядниками, а при небольших рас-
стояниях возрастает опасность отказа срабатывания раз-
рядника, вынесенного на линию. Оптимальные условия рас-
становки соответствуют удалению разрядников друг от
друга па расстояние 150—300 м.
24.8. МОЛНИЕЗАЩИТА ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН
При выпуске с завода изоляция электрических машин
обладает прочностью, в несколько раз превышающей наи-
большее рабочее напряжение, а коэффициент импульса ее
составляет 1,3—1,6. Однако в процессе эксплуатации элек-
трическая прочность изоляции резко снижается из-за ви-
брации и электродинамических воздействий при коротких
284
замыканиях, а также испарения пропитывающих веществ.
Коэффициент импульса снижается до 0,7—1. Допустимое
напряжение на главной изоляции машин, бывших в эксплу-
атации, можно оценить как
<4оп = (1.5- l,7)/2t/noM = (2,22,4)t/ном. (24.17)
Только у разрядников I группы (см. табл. 22.4) остаю-
щееся напряжение при токе до 3 кА ниже, чем допустимое
импульсное напряжение на изоляции машин. Однако ин-
тервал между этими напряжениями очень мал, и это созда-
ет трудности в координации импульсной прочности изоляции
машин с характеристиками вентильных разрядников.
Помимо ограничения напряжения на вводе машины схе-
мой молниезащиты должно быть предусмотрено ограниче-
ние напряжения на нейтрали и ограничение крутизны па-
дающего импульса с целью защиты продольной изоляции
машины.
Для генераторов, соединенных с воздушными линиями
через трансформаторы, обычно не требуется никакая до-
полнительная защита от грозовых перенапряжений и на
генераторном напряжении вентильные разрядники могут
не устанавливаться.
Молниезащита электрических машин, присоединенных
к воздушным линиям, может быть успешно осуществлена
с помощью вентильных разрядников I группы типа РВТ
при условии ограничения тока через разрядник (желатель-
но до 1,5 кА); это необходимо для увеличения координаци-
онного интервала между остающимся напряжением раз-
рядника и допустимым напряжением на главной изоляции
машины. С этой целью применяются различные схемы за-
щиты воздушных подходов и способы связи обмотки ма-
шины с воздушной линией (реактор, кабельная вставка).
Кроме того, для ограничения крутизны, обусловливаю-
щей напряжения на междувитковой изоляции, параллель-
но разряднику включается конденсатор. Ограничение кру-
тизны до 1—2 кВ/мкс обеспечивает также слабое развитие
колебаний на изолированной нейтрали обмотки.
Принципиальная схема защиты генератора, присоеди-
ненного непосредственно к воздушной линии, представлена
на рис. 24.7, а. Так как линии 3—10 кВ имеют одностоеч-
ные опоры и подвеска тросов удорожает стоимость линии,
то подход защищается отдельно стоящими стержневыми
молниеотводами, что исключает также возможность обрат-
285
Рис. 24.7. Схемы защиты элект-
рических машин, соединенных
с воздушными линиями (точка-
ми показаны стержневые мол-
ниеотводы)
ного перекрытия. Если ли-
ния проходит по застро-
енной местности или ря-
дом с другими линиями
электропередачи, то уста-
новки молниеотводов не
требуется, так как в этих
случаях вероятность по-
ражения линии мала. При
длине подхода 500—600 м
сопротивления заземления
трубчатых разрядников
должны быть порядка
5 Ом; если выполнить это
требование невозможно,
нужно установить еще
один комплект трубчатых
разрядников (на другой
опоре). При меньших со-
противлениях заземления
подход может быть короче,
шинами генераторного на-
пряжения имеется кабельная вставка длиной около 100 м,
которая может быть использована для улучшения молиие-
защиты машин (рис. 24.7, б). При срабатывании разряд-
ника РТ2> установленного в месте перехода воздушной ли-
нии в кабель, жила кабеля соединяется с оболочкой и они
приобретают одинаковое напряжение относительно земли.
Вследствие поверхностного эффекта ток вытесняется с жи-
лы на оболочку кабеля. Если кабель проложен непосред-
ственно в земле, часть тока стекает с оболочки в землю на
пути к станции, а остальная часть замыкается через зазем-
ляющий контур станции. Напряжение между жилой кабеля,
присоединенной к обмотке машины, и оболочкой, присое-
диненной к заземляющему контуру станции и корпусу
машины, равно падению напряжения в активном со-
противлении оболочки кабеля, которое оказывается значи-
тельно ниже импульсной прочности машины. Схема с
кабельной вставкой обладает большим уровнем грозоупор-
286
ности при условии надежного срабатывания трубчатого
разрядника РТ2, Это условие не всегда выполняется, так
как коэффициент преломления при переходе воздушной ли-
нии в кабель примерно равен 0,1. Поэтому пробой разряд-
ника возможен при непосредственном поражении молнией
или при набегании с линии волн с максимальными значе-
ниями 400—500 кВ. Для обеспечения пробоя трубчатого
разрядника его целесообразно удалить от места перехода
воздушной линии в кабель на один-два пролета (разряд-
ник РТ1 на рис. 24.7, б). Применение двух разрядников
РТ1 и РТ2 повышает надежность схемы.
Улучшению молниезащиты способствует также реактор,
включенный для ограничения токов КЗ (рис. 24.7, в). Ин-
дуктивность реактора снижает крутизну напряжения на
обмотке машины и повышает напряжение со стороны ли-
нии, способствуя ускоренному срабатыванию разрядника
РТ2 и ограничению максимального значения волны, при-
ходящей с линии (вместо РТ2 устанавливается вентильный
разрядник в тех случаях, когда нельзя подобрать трубча-
тый разрядник, способный отключать большие токи КЗ у
шин станции). При одновременном использовании кабель-
ной вставки и реактора получаются наиболее надежные
схемы молниезащиты.
Возможны и некоторые другие разновидности схем мол-
ниезащиты электрических машин. В частности, надежность
молниезащиты электрических машин может быть увеличена
путем установки на генераторном напряжении нелинейных
ограничителей перенапряжений.
Глава двадцать пятая
КООРДИНАЦИЯ ИЗОЛЯЦИИ ЭЛЕКТРООБОРУДОВАНИЯ
ПО УРОВНЮ ГРОЗОВЫХ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
И ЕЕ ИСПЫТАНИЯ
25.1. ИСПЫТАТЕЛЬНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ ГРОЗОВЫХ ИМПУЛЬСОВ
Испытательные напряжения грозовых импульсов уста-
новлены для координации электрической прочности изоля-
ции электрооборудования с воздействующими на нее гро-
зовыми перенапряжениями, ограниченными защитными
разрядниками. Испытания проводятся стандартными им-
2В7
пульсами 1,2/50 мкс (полными импульсами), а также им-
пульсами, срезанными при предразрядном времени 2—
3 мкс (срезанными импульсами).
При определении требований к изоляции за основу бе-
рется расчетное значение грозовых перенапряжений £/раСч.
Для полных импульсов расчетное значение перенапряже-
ния С/расч.п связано с остающимся напряжением вентиль-
ных разрядников 3—220 кВ соотношением
^расч.п = 1,1 ^ост + 15, (25.1)
где (70ст — остающееся напряжение, кВ, соответствует току
координации.
Увеличение расчетного перенапряжения полного импуль-
са по сравнению с остающимся напряжением разрядника
учитывает возможность повышения напряжения на электро-
оборудовании, удаленном от разрядника, за счет колеба-
ний в цепи разрядник — соединительная проводка — обо-
рудование.
На подстанциях напряжением 330 кВ и выше удаление
разрядников от аппаратов и измерительных трансформато-
ров значительно больше, чем от силовых трансформаторов,
поэтому расчетное перенапряжение полного импульса на
зажимах силовых трансформаторов принимается равным
1,1 ^ост, а на зажимах аппаратов — равным 1,2 {7ОСТ.
Для осуществления координации изоляции электрообо-
рудования с характеристиками вентильных разрядников при
малых временах воздействия установлено расчетное пере-
напряжение срезанного импульса 7/расч.ср. Для электрообо-
рудования 3—15 кВ оно принято на 20 % выше, а для элек-
трооборудования на все другие классы напряжения — на
25 % выше, чем для полного импульса:
^7расч, Ср — (1,2 н- 1,2о) (Урасч,п . (25.2)
При определении испытательного напряжения грозовых
импульсов для внутренней изоляции учитывается
возможность накопления скрытых дефектов в изоляции при
многократном воздействии грозовых перенапряжений, т. е.
так называемый кумулятивный эффект. Для этого расчет-
ное значение грозового перенапряжения увеличивается на
10%. Таким образом, испытательное напряжение внутрен-
ней изоляции электрооборудования оказывается равным
1,1 (7Расч. При испытании трансформаторов без возбужде-
ния импульсное испытательное напряжение повышается на
0,5 UllOyi.
288
19—469 289
Испытательное напряжение грозовых импульсов для
внешней изоляции определяется исходя из того, что
стандартное оборудование может работать на высоте до
1G00 м над уровнем моря и при температуре окружающего
воздуха до 35 °C. С учетом возможных при этом изменений
плотности воздуха испытательное напряжение внешней изо-
ляции определяется как 1/расч/0,84.
Испытательные напряжения электрооборудования при
грозовых импульсах по ГОСТ приведены в табл. 25.1. Ис-
пытательные напряжения внешней изоляции, указанные в
табл. 25.1, приведены к нормальным атмосферным услови-
ям. При отклонении условий испытания от нормальных не-
обходимо внести поправки в значение испытательных на-
пряжений.
25.2. ГЕНЕРАТОРЫ ИМПУЛЬСНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ И МЕТОДЫ
ИСПЫТАНИЯ ИЗОЛЯЦИИ ГРОЗОВЫМИ ИМПУЛЬСАМИ
Принцип действия генераторов импульсных напряжений
(ГИН) заключается в том, что параллельно включенные
и заряженные от выпрямительной установки конденсаторы
переключаются на последовательное соединение, при кото-
ром их напряжения складываются. Переключение произ-
водится с помощью искровых промежутков.
Принципиальная схема ГИН показана на рис. 25.1. Кон-
денсаторы С заряжаются через защитное и зарядное со-
противления (/?3ащ и 7?з). Поскольку конденсато-
ры практически одновременно заряжаются до одинаковых
напряжений UQ. Если теперь па искровой промежуток
Рис. 25.1. Принципиальная схема генератора импульсных
напряжений
290
ИП{ подать от вспомогательной установки управляющий
импульс напряжения <7упр, то произойдет пробой этого про-
межутка. В результате потенциал точки 3 станет равным
(Уо, а точки 4 — равным 2 [70. Потенциал точки 5 остается
примерно равным нулю, поскольку конструктивная емкость
Си схемы в точке 5 (иногда называемая «паразитной») не
успевает сколько-нибудь существенно зарядиться через
сопротивление /?3. Таким образом, на ИП2 оказывается
напряжение около 2С0. Под действием этого напряжения
промежуток ИП2у имеющий большее, чем ИП{, расстояние
между шарами, также пробивается. Потенциал точки 5 ста-
новится равным 2С0, а точки 6 — равным 3(/0. Пробивается
следующий промежуток и т. д. Под действием напряжения
nUQ (п — число конденсаторов ГИН) пробивается отсека-
ющий промежуток ИПв и на объекте испытания возникает
импульс высокого напряжения.
В каждую ступень ГИН включено небольшое демпфиру-
ющее сопротивление /?д. Назначение его: успокаивать ко-
лебания в цепи С — ИП — Сп — земля.
Полярность импульса напряжения на объекте определя-
ется схемой включения выпрямителя В. Значение напря-
жения импульса регулируется путем изменения зарядного
напряжения конденсаторов. При этом, естественно, подле-
жат регулированию также и расстояния между электрода-
ми искровых промежутков. Регулирование осуществляется
дистанционно. Для этого один из шаров каждого искрового
промежутка выполняется подвижным, например крепится
к изоляционному валу электродвигателя, реверсивный
пуск которого может производиться с пульта управле-
ния ГИН.
Пуск ГИН может осуществляться и без управляющего
импульса, подаваемого на ИПХ, Если промежуток ИПХ
установить на пробивное напряжение, равное заданному
<70, то ГИН будет «самостоятельно» срабатывать каждый
раз, как только напряжение на конденсаторах достигнет
значения UQ.
Напряжение Ui = nU0 называется суммарным зарядным
напряжением ГИН. Наибольшее суммарное зарядное напря-
жение, определяемое номинальным напряжением конденса-
торов, является одной из паспортных величин ГИН (и1/ном).
Другой паспортной величиной является наибольшее значе-
ние запасаемой в ГИН энергии (пСЦ;0М/2).
19*
291
Анализ работы ГИН можно произвести с помощью уп-
рощенной схемы замещения его при разряде (рис. 25.2).
В этой схеме: С^—С/п — емкость ГИН в разряде; С2 —
емкость объекта испытания, соединительных проводов и
оборудования, подключенного параллельно объекту; =
— где 7?ф — так называемое «фронтовое» сопро-
тивление, включаемое иногда для увеличения фронта им-
пульса; /?2 — разрядное сопротивление (может быть ис-
пользовано в качестве делителя напряжения).
Рис. 25.2. Упрощенная
эквивалентная схема
ГИН при разряде
После замыкания ключа S, соответствующего пробою
искровых промежутков, в схеме возникает переходный про-
цесс, в результате которого на выходе схемы появляется
апериодический импульс U2. Скорость заряда емкости С2
через сопротивление Ri определяет время возрастания на-
пряжения U2, т. е. длительность фронта импульса Тф. Ско-
рость же разряда емкости на сопротивление /?]+У?2 оп-
ределяет в основном длительность импульса ти.
Решение дифференциальных уравнений схемы имеет вид
и2 —A(e~t/T,~ e~t/T2),
(25.3)
где
А = ~ + С2/?2;
! — 1 2)
' ^1^2
г~ Q + c2 Pt + tf2 ’
При стандартных грозовых импульсах С^С2 и
поэтому постоянные времени приближенно можно опреде-
лить как
C±R29
t2^c2ru
292
а значение A
R2
Ri + R2
= nUox\,
(25.4)
C R
где т]=-----1-------— —коэффициент использования
Ci + C2 ~b ^2
ГИН (отношение U2rnax-/A при стандартных импульсах рав-
но 0,96).
Длительности импульса и фронта импульса связаны с
параметрами схемы ГИН (при импульсах с крутыми фрон-
тами) соотношениями
ти- 0,7 С^-0,7 7\, (25.5)
тф^ 2,3 C2RL^2,3T2 (25.6)
(с учетом индуктивности цепи разряда).
Из (25.5) и (25.6) следует, что стандартные грозовые
импульсы генерируются при Т\ ^71,5 мкс и Г2^0,5 мкс.
Испытание электрической прочности внутренней изоля-
ции электрооборудования производится трехударным ме-
тодом. К объекту прикладываются по три импульса испы-
тательного напряжения положительной и отрицательной
полярности, сначала полные (1,2/50 мкс), а затем — сре-
занные при предразрядном времени 2—5 мкс (при испыта-
нии внутренней изоляции трансформаторов и реакторов
предразрядное время должно быть 2—3 мкс).
Внешняя изоляция испытывается 15-ударным методом:
к объекту прикладываются по 15 импульсов обеих поляр-
ностей— как полных, так и срезанных. Испытательные им-
пульсы прикладываются к объекту с интервалами не менее
1 мин.
Перед испытанием полными импульсами при напряже-
нии, составляющем 50—60 % испытательного, с помощью
делителя напряжения и осциллографа проверяется форма
импульса, а также производится градуировка измеритель-
ного устройства. Затем напряжение импульса доводится до
нормированного значения с точностью ±3%. Испытатель-
ное напряжение устанавливается с учетом атмосферных
условий во время испытаний (см. гл. 8).
При испытании внутренней изоляции полными импуль-
сами параллельно объекту присоединяется шаровой раз-
рядник, который выполняет функции защитного и должен
иметь разрядное напряжение на 15—20 % выше испыта-
293
тельного при испытании трансформаторов и реакторов и
на 5—10% выше испытательного при испытании другою
электрооборудования. При регулировании напряжения ГИН
можно случайно подать на объект чрезмерно большой им-
пульс напряжения. В этом случае шаровой разрядник за-
щитит изоляцию.
После испытания изоляции полными импульсами обеих
полярностей производятся испытания срезанными импуль-
сами. Срез импульса можно осуществить с помощью шаро-
вого разрядника. Для этого его пробивное напряжение уста-
навливается равным испытательному при срезанном им-
пульсе. При отключенном объекте напряжение импульсов
увеличивается до появления пробоев срезающего разряд-
ника. При этом с помощью осциллографа контролируется
лредразрядное время. Затем подключается объект и произ-
водится его испытание требуемым числом срезанных им-
пульсов.
Внутренняя изоляция считается выдержавшей испыта-
ния, если во время испытаний не обнаружены поврежде-
ния. Внешняя изоляция считается выдержавшей испытания,
если в каждой серии из 15 импульсов произошло не более
двух полных разрядов.
РАЗДЕЛ ШЕСТОЙ
Внутренние перенапряжения в электрических
системах и их ограничение
Глава двадцать шестая
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА КОММУТАЦИОННЫХ
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИИ
26.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Электрические сети высокого напряжения обладают
колебательными свойствами, так как содержат сосредоточен-
ные и распределенные индуктивности и емкости. В нормаль-
ном режиме передачи мощности эти колебательные свой-
ства не проявляются. Одной из причин возникновения коле-
баний электрической и магнитной энергий, запасенных в
реактивных элементах сети, являются плановые и аварий-
ные коммутации. Каждая коммутация вызывает переходный
провесе, часто сопровождающийся перенапряжениями, ко-
торые могут привести к перекрытию изоляции. Среди та-
ких коммутаций в первую очередь следует назвать отклю-
чение ненагружепных линий с повторными зажиганиями в
выключателе, отключение линий при асинхронном ходе ге-
нераторов, автоматическое повторное включение и ряд
других.
Принято называть перенапряжения, возникающие при
коммутациях, коммутационными. Их максимальные значе-
ния зависят от многих факторов, среди которых важную
роль играют схема электрической сети, характеристики вы-
ключателя. Кроме коммутационных перенапряжений, воз-
никающих в переходном процессе в результате срабатыва-
ния коммутирующих аппаратов (выключателей, разъедини-
телей, короткозамыкателей и т. д.), возможно возникновение
перенапряжений из-за переходных процессов при пе-
рекрытии, например, изоляции линии в результате удара
молнии в линию либо при неустойчивом горении дуги в ме-
сте однофазного короткого замыкания в сети с изолирован-
ной или резонансно-компенсированной нейтралью (после-
295
довательное зажигание и погасание дуги служит своего
рода коммутатором) и т. д.
Коммутационные перенапряжения принято подразде-
лять на следующие виды: 1) фазные, воздействующие на
изоляцию токоведущих частей по отношению к земле;
2) междуфазные, воздействующие на изоляцию между то-
коведущими частями различных фаз; 3) междуконтактные,
возникающие между разомкнутыми контактами коммута-
ционных аппаратов (выключателей, разъединителей).
При проектировании изоляционных конструкций исполь-
зуют следующие данные: 1) максимальное значение пере-
напряжения Umax или КраТНОСТЬ k = U тах’/^раб.наиб, Т. 6.
отношение максимального значения перенапряжения к ам-
плитуде соответствующего наибольшего допустимого рабо-
чего напряжения; 2) форму кривой перенапряжения, ко-
торая позволяет определить длительность воздействия на
изоляцию; 3) состав электрооборудования электрической
сети, подверженного действию данного вида перенапряже-
ния. Перечисленные характеристики имеют большой стати-
стический разброс, так как их значения зависят от большо-
го числа факторов, в том числе имеющих случайный ха-
рактер. Поэтому существенное значение для расчета необ-
ходимого уровня изоляции имеет то, сколь часто появляют-
ся перенапряжения, превосходящие заданную кратность в те-
чение определенного интервала времени (например, в тече-
ние года), или Г-летнпй уровень перенапряжений, т. е. та-
кая кратность перенапряжений, которая может быть до-
стигнута или превзойдена в среднем 1 раз в Т лет.
Многие виды коммутационных перенапряжений подле-
жат ограничению. Технико-экономическое обоснование мер
защиты от перенапряжений включает в себя оценку ста-
тистических характеристик ущерба (математическое ожи-
дание и дисперсию) вследствие повреждения, простоя или
внеочередного ремонта электрооборудования сети, а так-
же вследствие порчи оборудования, брака продукции, на-
рушения технологического процесса у потребителей.
26.2. ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЕ КАК СЛУЧАЙНОЕ СОБЫТИЕ
Перенапряжения возникают в результате коммутаций. Зададимся
вопросом: какова вероятность появления перенапряжений в течение за-
данного интервала времени?
Если считать появление перенапряжения случайным событием, то,
как следует из опыта эксплуатации, вероятность появления перенапря-
жений хорошо описывается законом Пуассона.
296
В основу рассуждений положим, что вероятности осуществления за
бесконечно малый отрезок времени Д/ двух, трех или более событий
(') (i=2, 3,...) пренебрежимо малы по сравнению с вероятностью
(0 одного события:
Pt,M (1)»^.дД0, i = 2, з, ...
Это условие соответствует потоку относительно редких событий.
Такой поток в математике получил название ординарного, для которого
можно написать
Pf.bt W + Pt.M (1)« 1,
где Pt, (0) и Pt, д/ (1)—соответствующие вероятности отсутствия
и осуществления одного события за интервал времени (/, /ТД/).
Найдем среднее значение числа событий, происходящих за этот
интервал:
0-Л.д/ (°)-НАд/ (П + г-^.д, (2)4- ... +т-Рсы(т)+ ...
~PtM (О-
Тогда среднее число событий в единицу времени равно Pt,^ (1)/
/Д/. Предел этого отношения носит название интенсивности потока
Л (/) = lim (26.1)
Если Л(/) =Z=const, поток называется стационарным. У стацио-
нарного потока вероятность появления того или иного числа событий
за интервал времени (/, /Ч-т) зависит лишь от длительности этого
интервала т и не зависит от t.
Рассмотрим два интервала (0, т) и (т, тЧ-Дт), причем Дт мало.
Тогда вероятность того, что за отрезок времени (0, тЧ-Дт) не про-
изойдет ни одного события,
Л).г+дг (°) = Рх (°) Р^ (°) = (°) !> ~ Р^х (Ш- (26.2)
Перенесем Рт (0) в левую часть и разделим обе части на Дт.
Затем, переходя к пределу при Дт->0 с учетом (26.1), получим
(0)
—------- = -ZPT(0). (26.3)
Интегрирование этого уравнения при начальном условии Р/==о(0) =
= 1 приводит к соотношению
(0) = е~и. (26.4)
Вероятность осуществления одного события за интервал (0, тЧ-Дт)
равна
Л)л+Дт (1) = Рх (1) Рьх (°) + РЬх (0 Рх (°) = рх (•) И -Рьх (1)] +
+ РДт(1)Рт(°)- (26-5)
297
Перенесем Рт(1) в левую часть и разделим обе части на Дт.
Перейдя к пределу, получаем уравнение
-Pxd^ =—(1) + (0) = —ЛРт(1) + Ле~Хт • <26-6*
Интегрирование последнего уравнения при начальных условиях
Рт=0 Р)=0 дает его решение:
Рт(1) = Кхе~Кх. (26.7)
Таким образом, (26.7) определяет вероятность появления одного
перенапряжения за интервал времени (0, т).
Распределение Рт (0)=г^ можно трактовать как распределе-
ние интервалов времени между последовательными появлениями пере-
напряжений (рис. 26.1).
Рис. 26.1. Распределение интервалов времени между появлением пере-
напряжений с кратностью /?>1,15 па шинах двух подстанций 1 и 2
(по данным ЛПИ)
Интенсивность потока перенапряжений должна зависеть от графика
режима сети, метеорологических условий, должна, по сути дела, иметь
годовую цикличность для точек измерения перенапряжений, не очень
отличающихся по географическому местоположению. Если взять за
усредненную характеристику годовую интенсивность потока перена-
пряжений, то, например, для подстанций 500 кВ годовое число появле-
ний перенапряжений с /г >1,15 составляет примерно 130.
Экспериментальные кривые показывают, что вероятность появле-
ния перенапряжения с кратностью, превышающей заданную, быстро
убывает с ростом к. Соответственно возрастает и время наблюдения,
необходимое для регистрации перенапряжений высокой кратности.
Для того чтобы на шинах подстанций непосредственно определить ин-
тенсивность потока перенапряжений, приближающихся по кратности к
298
допустимому уровню перенапряжений на изоляции, требуется время
наблюдения порядка сотен лет.
Анализ показал, что двойной экспоненциальный закон наиболее
точно описывает распределение кратностей внутренних перенапряже-
ний, воздействующих на изоляцию оборудования шин подстанций. На-
пример, годовое число перенапряжений для подстанции 5С0 кВ с
кратностью, превышающей /?, можно записать в виде
Nhl = 1,58Л\ [1 - ехр [-ехр [- A (k -7)]]], (26.8)
где — число перенапряжений с кратностью, превышающей k—1,15 за
год; А — параметр распределения.
Как известно, двойной экспоненциальный закон имеет свойство
быстрой сходимости к простому экспоненциальному закону. Согласно
экспериментальным данным уже при /е>1,6 с погрешностью не более
5 % вместо (26.8) можно использовать экспоненту
1,58^, ехр [—Л (/< — £)]. (26,9)
Последнее выражение позволяет провести расчет вероятности про-
боя изоляционных конструкций с учетом вариации их пробивного на-
пряжения при воздействии коммутационных перенапряжений.
В качестве примера возьмем воздушные промежутки, для которых
зависимость вероятности пробоя от кратности воздействующего пере-
напряжения k («кривая эффекта») хорошо описывается функцией Лап-
ласа (нормальным законом):
k
1 С Г (£ —ад21
Рпр(*)=-----ехр ————IM, 126.10)
о У 2л J L j
•—оо
где — кратность 50 %-ного пробивного напряжения; о — его средне-
квадратическое отклонение. Тогда интенсивность потока пробоев воз-
душного промежутка определяется выражением
k
f (*)
Л'пр= ] (26.11)
•—оо
В общем случае последний интеграл не выражается в элементар-
ных функциях. Если же воспользоваться представлением двойного
экспоненциального закона Л\>1 (/г) простой экспонентой вида (26.9),
то можно получить следующее соотношение для годового числа про-
боев:
Д7пр = 1,58А\ ехр [— А (£0 — Ю -J- 0,5А2 а2]. (26.12)
Проведем расчет кратности перенапряжений k х , превышаемой в
среднем 1 раз за т лет, для оборудования подстанций. Число перена-
299
пряжений с кратностью выше k за т лет эксплуатации составляет
Л^ = 1,58Л^техр[— A(k— 1,15)], (2G.13)
откуда, приравняв Л'* т единице, получим
= 1,15+ -у In (1,58Л\т), (25.14)
Глава двадцать седьмая
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ ПЕРЕХОДНОГО ПРОЦЕССА
ПРИ КОММУТАЦИЯХ
27.1. ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ ПРИ ВКЛЮЧЕНИИ
РАЗОМКНУТОЙ линии
Возникающий при подключении линии к шинам станции
или подстанции переходный процесс можно рассмотреть,
пользуясь схемой рис. 27.1: разомкнутая линия длиной I
u7(o,t) u2(o,t)
Рис. 27.1. Подключение разомкнутой
линии к источнику e(t)=Em sin (o^-r
+ ф)
подключается к источнику синусоидальной ЭДС с внутрен-
ней индуктивностью Ln. Максимальное напряжение имеет
место в конце линии. Его значение можно найти, зная кри-
вую переходного напряжения u(l, t). Запишем в оператор-
ной форме:
= ---- (27 Л
СП рт + pi sn рт
где r = Ln/Zc; т = //с = VL'C'l\ Zc = ]^L'/C' —волно-
вое сопротивление линии; Е(р) — изображение ЭДС ис-
точника;
е = Ет sin (at + <p) == Ет (cos ф sin at + sin ф cos at)=
= Em I cos ф
(0
p2 + w2
+ sin ф
(27.2)
300
При включении в максимум ЭДС (<р=90°)
/ 7 \ р2 1
и (I, р) = —----------------------=
р р2 + 0)2 ch рт + рТ sh рт
g,n. н (р) _ (27.3)
Р F (р)
Используя теорему разложения, находим оригинал:
00 —б t
u(l, t) = Ауст cos at —^Ake k cosg)/J, (27.4)
k=i
где <ок — угловые частоты собственных колебаний; Ауст —
амплитуда вынужденной составляющей, определяемая по
формуле
Луст = Em!(cos сот — соТ sin сот); (27.5)
Дк — амплитуды свободных составляющих, определяемые
по выражению
Л ---------(27.6)
со5Ш/гт + ^^~
Sin 0)/г т
бк — коэффициент затухания &-й гармоники.
Амплитуды свободных колебаний образуют знакопере-
менный ряд, члены которого убывают с увеличением по-
рядкового номера k. При / = 0
лусг-д+ л2-лз+ ... =0. (27.7)
Отсюда следует, что Л1>АУст, т. е. амплитуда первой
свободной составляющей больше амплитуды вынужденной
составляющей в отличие от одночастотного колебательного
контура, в котором Л1=Ауст.
На рис. 27.2 приведены кривая напряжения в конце ли-
нии и ее составляющие. Максимальные значения вынужден-
ной и первых двух свободных составляющих могут совпа-
дать, что и наблюдается в приведенном случае в момент
времени / = л/со:
^тах ~ ^уст + А + А’ № •$)
причем ударный коэффициент
д _ Umax Act А ^2 __ । । А Дг > 2 (27 9)
Дуст Дуст Дуст
301
Рис. 27.2. Напряжение
п(/, t) в конце разомк-
нутой линии и его состав-
ляющие (LH/Zc = 0,29; I —
= 500 км) :
1 — вынужденная составля-
ющая; 2 — первая гармони-
ка ((О|/со = 2.0); 3 — вторая
гармоника (g)2/w = G,9)
Характер переходного процесса можно показать, пред-
ставив Г-образную схему замещения линии (рис. 27.3) про-
стым колебательным контуром, состоящим из последова-
тельно соединенных индуктивности L3 и емкости С3 (рис.
27.4).
Для линий небольшой длины можно принять, что
+ LJ2 - Ln + L'l/2, (27.10)
Сэ -Сл - С'/, (27.11)
где I — длина линии.
Напряжение в конце линии совпадает с напряжением на
емкости и содержит составляющую вынужденного режима
и первую свободную составляющую:
coi f
и {lf /) -— uycT исв • \sin {(lit -f- ср)
to[ — to v
— j/^sin2 cp + cos cpjV“6Z sin (cd1 t + (27.12)
где дц —arctgl -^-tgcp); cd — частота источника; oi =
\ <•> /
= 1/KLdCd — частота свободных колебаний; 8 = R/2L3 —
коэффициент затухания.
Из (27.12) следует, что максимальное напряжение в кон-
це линии Umax определяется в основном углом включения ср
и частотой собственных колебаний <х>1. Эти параметры опре-
деляют амплитуду свободных колебаний
302
Рис. 27.3. Представление линии Т-образной схемой заме-
щения
Рис. 27.4, Упрощенная схе-
ма замещения линии
eft)
Iе
2 г---—--------------
А = Ет 9 1/ sin*<р + ( —cosф')2 . (27.13)
Для реальных электропередач отношение первой собст-
венной частоты к промышленной обычно больше единицы,
т. е. со]/со> 1.
В электропередачах напряжением 500 кВ и выше для
увеличения пропускной способности используют последова-
тельное включение емкости для компенсации индуктивного
сопротивления линии (устройство продольной компенса-
ции — УПК). Для таких электропередач возможно
со 1 /со < 1.
Анализ формулы (27.13) позволяет сказать, что при
cof/co^l амплитуда свободной составляющей имеет наи-
большее значение при углах включения, близких к 90 или
270°. Если же coi/o)< 1, то амплитуда свободной составляю-
щей будет наибольшей, когда угол включения ср близок к
0 или 180°.
Рассмотрим кривые переходного процесса в некоторых частных
случаях. В качестве примера проанализируем подключение к источнику
линии с й)1/со = 5 при угле включения ф = 90°. Пользуясь формулой
(27.12), можно рассчитать амплитуду вынужденной составляющей и
амплитуду свободной составляющей напряжения (рис. 27.5). Макси-
мальное значение напряжения переходного процесса достигается в
первый полупериод свободных колебаний, когда напряжение вынуж-
денного режима не успевает значительно измениться в линии. Если
303
co(/w —2 (рис. 27.6), то наибольшее значение напряжения достигается
на втором максимуме, ибо при таком соотношении частот через полпе-
риода промышленной частоты амплитуды вынужденного режима и сво-
бодной составляющей складываются (если пренебречь затуханием).
Рассмотрим случай, когда отношение coi/co = 0,5. Тогда максималь-
ное значение напряжения при включении достигается при угле вклю-
Рис. 27.5. Пере-
ходный процесс
при включении ли-
нии (со i/(o = 5):
/ — вынужденная со-
ставляющая; 2 — сво-
бодная составлюсь
Щая
Рис. 27.6. Пере-
ходный процесс
при включении ли-
нии (сО1/со = 2,0):
/ — вынужденная со-
ставляющая; 2 — сво-
бодная составляю-
щая
чения q? = 0. Наибольшее значение напряжения в переходном процессе
достигается на втором максимуме. Следует отметить, что по сравнению
с предыдущим в данном случае имеет место пониженное значение
амплитуд вынужденной и свободной составляющих (множитель
Ю1
2 2
0)| — СО
На практике, хотя и достаточно редко, можно встретить случай
(О] = со. Тогда говорят, что в сети выполняются условия резонанса на
промышленной частоте. При этом напряжение в колебательном контуре
определяется выражением
u(l, t) = Em-----— (1— е б/) sin (со/+ ср). (27.14)
R
304
Из (27.14) следует, что напряжение постепенно увеличивается
{(рис. 27.7) и в пределе достигает максимального значения вынужден-
ного режима, которое равно Ет == (10-^20)Ет. Это во много
Z?
раз превосходит ЭДС источника, что определяется высокой доброт-
ностью реальных линий.
Рис. 27.7. Переходный
процесс при включении
линии (coi/co = 1) :
1 — вынужденная составля-
ющая; 2 — свободная со-
ставляющая
Рассмотренные особенности переходного процесса в про-
стом колебательном контуре сохраняются и для линии (см.
рис. 27.1), в которой существует бесконечное число гар-
моник свободных колебаний.
При e==£msin (со/+<р) напряжение в конце линии
и (/, 0 = Луст sin
(со/ + Ф) —
X J/ sin2 ф + cos ф^ sin (со/с/+ фЛ, (27.15)
где фк — arctg -^-1§ф|; ; бк — коэффициент затухания.
L о J
Вычисление коэффициентов затухания бк является слож-
ной задачей. По данным измерений на действующих линиях
электропередачи 500 кВ среднее значение 6К может быть
оценено в 30 1/с, или примерно 0,1 1/рад, что соответствует
уменьшению амплитуды свободных колебаний за период Т
промышленной частоты на 45 %. В эксплуатации наиболь-
шее значение имеет ударный коэффициент /\уд=[/РШГ/Дуст,
характеризующий перенапряжение. В соответствии с (27.15)
ударный коэффициент зависит от фазы включения линии.
На рис. 27.8 представлены зависимости ^yд (ф) при разных
частотах. Видно, что чем больше угол включения отличает-
ся от 90°, тем меньше амплитуды собственных колебаний.
Чем ближе частота собственных колебаний к частоте источ-
ника, тем позднее наступает приблизительное совпадение
максимумов Дуст и Ак, а следовательно, и максимум пере-
ходного процесса. В этом случае большое влияние оказы-
20—469
305
Рис. 27.8. Зависимость Худ от
фазы включения (5 = 30 1/с)
(на кривых 0 = 0)1/314) в про-
простом колебательном контуре
вает коэффициент затуха-
ния. По мере приближе-
ния частоты свободных
колебаний к частоте ис-
точника ударный коэф-
фициент снижается. Об-
щий характер кривых на
рис. 27.8 нарушает слу-
чай <01/(0 =3, когда при
ф = 90° максимумы вы-
нужденной и свободной
составляющих не совпа-
дают.
Кривая Куд=/(ф) для линии идет несколько выше, чем
для эквивалентного колебательного контура, за счет высших
гармоник и превышения амплитуды колебаний первой соб-
ственной частоты над амплитудой вынужденной составляю-
щей. Это различие, как правило, сказывается тем больше,
чем меньше Lu/(L'l), т. е. проявляется при больших мощ-
ности источника и длине линии. Наличие реакторов попе-
речной компенсации увеличивает ударный коэффициент
преимущественно в области максимума, а наличие продоль-
ной компенсации выравнивает кривую КуД=|(ср), т. е.
уменьшает ударный коэффициент вблизи максимума и уве-
личивает его значение при включении вблизи нулевого зна-
чения ЭДС; это объясняется влиянием субгармонической
составляющей.
При включении блочных схем трансформатор—линия
без выключателя на стороне линии переходный процесс со-
провождается появлением свободной составляющей магнит-
ного потока трансформатора; совпадение свободной состав-
ляющей магнитного потока с вынужденной приводит через
полпериода промышленной частоты к насыщению магнитной
цели и к появлению высших гармоник. В частности, в ряде
случаев отмечено появление высоких амплитуд второй и не-
которых других четных гармоник. Ввиду того что свободная
составляющая магнитного потока затухает медленно (де-
сятки периодов промышленной частоты), переходный про-
цесс получается затяжным и характеризуется значитель-
ными перенапряжениями. Это явление получило название
306
«переходного резонанса» и в силу значительной длитель-
ности представляет опасность для изоляции и вентильных
разрядников.
27.2. ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ ПРИ АВТОМАТИЧЕСКОМ
ПОВТОРНОМ ВКЛЮЧЕНИИ (АПВ]
Использование АПВ основано на том, что большинство
замыканий носит дуговой характер. Поэтому при отключе-
нии участка линии с КЗ с двух сторон дуга может погас-
нуть и линия может быть снова включена через время
^апв (рис. 27.9). Цикл АПВ можно подразделить на сле-
дующие этапы:
отключение линии выключателем Q2, ближайшим к ме-
сту КЗ, приводящее к кратковременному режиму односто-
роннего питания линии;
отключение неповрежденных фаз линии выключателем
Q1, т. е. обрыв емкостного тока при переходе его через нуле-
вое значение, что соответствует максимуму напряжения на
этих фазах;
повторное включение разомкнутой линии выключателем
Q1;
замыкание выключателя Q2 и восстановление нормаль-
ной схемы электроснабжения.
После отключения выключателя Q2 напряжения на не-
поврежденных фазах в начале и в конце линии отличаются
друг от друга и от ЭДС источника вследствие емкостного
Рис. 27.9. Переходный процесс при включении разомкнутой линии в
цикле АПВ:
о—схема; 6 — кривые напряжений; 1 — ЭДС источника; 2 — напряжение на
линии
20*
307
эффекта и КЗ на поврежденной фазе (поперечная несиммет-
рия линии).
После отключения линии выключателем Q/ заряд на по-
врежденной фазе стекает в землю через дугу, а на непо-
врежденных фазах происходит процесс выравнивания на-
пряжения. Заряд на неповрежденных фазах линии без реак-
торов поперечной компенсации медленно стекает в землю
через активные проводимости, которые определяются сте-
пенью загрязнения поверхности изоляторов и метеорологи-
ческими условиями. В среднем для сухой погоды при
/див =0,4 с напряжение оставшихся зарядов составляет
60—70 % первоначального.
Максимальные перенапряжения возникают при повтор-
ном включении разомкнутой линии выключателем Q1. На-
пряжение переходного процесса может быть найдено мето-
дом наложения, т. е. суммированием двух напряжений: на-
пряжения при включении незаряженной линии, которое
можно рассчитать по (27.15), и напряжения при саморазря-
де линии с начальным напряжением Uq через индуктивность
источника. Последнее определяется через составляющие
(27.6), если подставить Ет——Uo, (d = 0. При этом множи-
тель—5 т—К Само выражение напряжения переходно-
го процесса записывается так:
оо
и (/, f) — Луст sin (®/ -Ь ф) + e~6b ‘ х
к=1
X 1 / (sin <р + cos tpV sin (<оА t + <Р/;),
V \ Ah J \ /
j. Г sin ф —р /о? 1с\
где «ч = arctg —---------—;—2------ . (27.16)
L со cos ф J
В (27.16) в интервале углов включения ф от 0 до 180°
знаки Uo и ЭДС источника противоположны, а в интервале
180—360° Uq и ЭДС имеют один и тот же знак. Зависимость
КуД=/ (ф) приведена на рис. 27.10 для случая cdi/cd = 2,
E=lt Uo—1. Для сравнения пунктиром проведена кривая
Kyji==f (ф) при включении незаряженной линии (У0 = 0).
Видно, что максимальный ударный коэффициент при АПВ
значительно возрастает за счет напряжения остающегося
заряда.
308
Если на линии включены реакторы поперечной компен-
сации, то после отключения выключателя Q1 емкость линии
начинает разряжаться через индуктивность реакторов с ча-
стотой (01 меньшей, чем частота источника
Вследствие высокой добротности реакторов (<о£р//?р>200)
колебательный процесс затухает очень медленно и за время
/лпв не успевает закончиться.
Рис. 27.10. Зависимость ДуЯ==
= /(ф) при включении линии в
цикле АПВ:
/ - 1; 2 — (Л-0
На рис. 27.11, о показаны кривые напряжений e(t) и
«(/), причем принято, что Поскольку частоты
и (о близки друг к другу, напряжение на контактах выклю-
чателя имеет форму биений (рис. 27.11, б):
Дн = (70 cos со't — Efn cos со/
о г . / « — \ / со + со'
2Е, sin ---------1 sin -----------
т \ 2 \ 2
(27.17)
Полупериод биений Т\/2 равен —-—, Т, где Т — период
со — со{
промышленной частоты. Например, при со?со = 0,8 7\/2 =
=5 7=0,1 с.
Переходный процесс при ненулевых начальных условиях
можно рассчитать, рассматривая включение линии на ЭДС,
равную разности потенциалов между контактами выключа-
теля Д£7. Зависимость /<уд от момента замыкания цепи при-
ведена на рис. 27.11, в. На значительной части периода бие-
ний получаются высокие ударные коэффициенты. Это вы-
звано тем, что токи через реакторы сдвинуты на 90°
по отношению к напряжению и (I). Поэтому чем меньше
мгновенное значение и (/), тем больше мгновенное значение
309
Рис. 27.11. Переходный процесс при АПВ линии с реакторами:
а — ЭДС источника и напряжение в начале линии; б — напряжение на контактах
выключателя; в — зависимость К^д от момента включения выключателя
тока через реактор. Электромагнитная энергия, запасенная
в реакторах, приводит к возрастанию амплитуд свободных
колебаний, и небольшие значения Луд наблюдаются лишь
вблизи нуля биений.
310
В отличие от планового включения, которое осуществляв
ется в заранее подготовленных условиях, АПВ может про-
исходить при повышенных значениях ЭДС и частично от-
ключенных реакторах, что приводит к возрастанию AyCT.
Таким образом, перенапряжения при АВП обусловлены по-
вышением напряжения из-за емкостного эффекта и боль-
шими значениями ударных коэффициентов.
27.3. ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ ПРИ ОТКЛЮЧЕНИИ
КОНДЕНСАТОРОВ И НЕНАГРУЖЕННЫХ ЛИНИЙ
Значительные коммутационные перенапряжения могут
возникать не только при включениях, но и при отключениях
ненагруженных линий и конденсаторных батарей.
Рассмотрим отключение сосредоточенной ем-
кости, например батареи конденсаторов С, от источника
(рис. 27.12, а). При отключении после начала расхождения
Рис. 27.12. Напряжение на емкости при повторных зажиганиях дуги в
выключателе:
а —расчетная схема; б — кривая напряжения переходного процесса при зажи-
гании д>ги в моменты прохождения ЭДС через максимум
контактов выключателя между ними некоторое время про-
должает гореть дуга. Допустим, что емкостный ток доста-
точно велик, так что дуга гаснет только в момент естествен-
ного перехода тока через нуль. До отключения напряжение
на емкости
и =Е ~'Хс— = Е , (27.18)
~ — Iх с + iXL COj — йГ
где g)i= l/J^LC — собственная частота схемы, a L — ин-
дуктивность источника. Обычно дц много больше частоты
источника со, т. е. Uc~E*
311
После обрыва дуги напряжение на емкости не меняется,
сохраняя практически свое максимальное значение =
=—Ет (рис. 27.12, б).
Разность
е (/) — tic (0 = Ет (1 — cos со/) (27.19)
представляет собой восстанавливающееся напряжение на
выключателе, которое через полпериода достигает 2Ет.
После обрыва тока электрическая прочность межкон-
тактного промежутка постепенно возрастает в связи с рас-
хождением контактов. Воздушные выключатели с их быст-
рым перемещением контактов и интенсивным дутьем име-
ют вначале значительно более быстрый рост электричес-
кой прочности, чем масляные выключатели. Предельная
же прочность у выключателей обоих типов практически
Рис. 27.13. Нарастание
электрической прочности
выключателя при отключе-
нии:
/ — воздушный выключатель;
2 —масляный выключатель
одинакова. На рис. 27.13 показаны зависимости пробивно-
го напряжения между контактами от времени, прошедше-
го после обрыва тока, для воздушных и масляных выклю-
чателей 110 кВ. Следует отметить, что кривые, приведен-
ные на рис. 27.13, являются приближенными; эксперимен-
ты по определению восстанавливающейся прочности вы-
ключателей обнаруживают очень большой разброс значе-
ний, который определяется не только известным статисти-
ческим характером пробоя, но и разбросами в скорости
расхождения контактов, интенсивностью дутья, а также фа-
зой тока в момент начала расхождения контактов.
Если в процессе расхождения контактов восстанавли-
вающееся напряжение между контактами окажется выше,
чем прочность межконтактного промежутка, то возникает
пробой промежутка, т. е. повторное включение цепи. Сле-
дующий обрыв тока может произойти при первом прохож-
312
дении тока через нулевое значение. Затем появление боль-
шого восстанавливающегося напряжения может опять вы-
звать пробой промежутка и т. д., т. е. коммутация
отключения может представлять собой серию чередующихся
отключений и включений, происходящих до тех пор, пока
при полном расхождении контактов дуга окончательно не
оборвется.
Рассмотрим идеализированный случай, когда повторное
зажигание дуги происходит при максимуме напряжения
промышленной частоты. Колебательный контур LC, емкость
которого заряжена до напряжения — Ет, подключается к
ЭДС е(/) =Emsin((o/4-90°). В цепи возникают колебания с
частотой <jl»i — \lVLC, которая при небольшой длине линии
может оказаться значительно выше частоты со = 314 рад/с.
Переходный процесс при повторном зажигании полностью
аналогичен процессу при АПВ, и поэтому напряжение на
емкости можно рассчитать по формуле (27.20), аналогичной
(27.12), но учитывающей начальное напряжение /70 на ем-
кости:
ис (/) — Ет
ОД — (О2
sin (со/ + <р) —
X sin (<х>11 + дд) , (27.20)
где яд = arctg
СД — СО
Если принять <р = 90° и учесть, что------~ h то без
(01
учета затухания
uc(t) = E^coscof — 2Еш cos од(27.21)
Ток через выключатель
/ = С =— Ет соС sin со/ + 2Ет од С sin од t. (27.22)
313
Так как <x>i3>со, то амплитуда свободной составляющей
тока 2£(oiC значительно превосходит амплитуду вынужден-
ного тока. Через полпериода собственных колебаний, т. е.
при ^ = Т1/2 = л/(01, напряжение достигает максимума (см.
рис. 27.12). Так как за это время напряжение промышлен-
ной частоты не успевает существенным образом изменить-
ся, то без учета затухания
Umax^Em + 2Em-3Em, (27.23)
Приблизительно в этот же момент суммарный ток, ко-
торый в основном определяется свободной составляющей,
проходит через нулевое значение и дуга в выключателе мо-
жет погаснуть. При погасании дуги напряжение на емкости
сохраняется и его значение равно 3£т.
Еще через полпериода промышленной частоты напряже-
ние источника станет равным —Ет, напряжение между кон-
тактами выключателя возрастает до и может произойти
еще одно повторное зажигание дуги, во время которого в
контуре будут происходить колебания с амплитудой 4Ет.
При этом максимальное напряжение на емкости достигнет
примерно 5Ет.
Если бы повторные зажигания дуги в выключателе про-
должались неограниченно долго, то происходило бы не-
прерывное возрастание перенапряжения.
Физический процесс при от к л юч е н и и не н а гру-
женных линий имеет тот же характер, что и при от-
ключении сосредоточенных емкостей, однако обладает сво-
ими особенностями. В линиях СВН большой длины прояв-
ляется емкостный эффект (см. §29.1) и потому остающее-
ся на линии после отключения напряжение может быть
больше, чем амплитуда ЭДС источника. Например, после
первого обрыва дуги на линии остается заряд
i
Q = C'J«(/)cos₽(/ —x)cfx = -j-u (Z) sin р/. (27.24)
0
Этот заряд равномерно распределяется вдоль линии в
результате переходного колебательного процесса, после за-
тухания которого на линии устанавливается потенциал
= ^7 = «» ~~VT~ = “ (°) “ (°)- <27-25)
С I pi р/
С другой стороны, напряжение на шинах после отклю-
чения линии весьма быстро принимает значение, равное
314
Рис. 27.14. Напряжение переход-
ного процесса при отключении ли-
нии большой длины без реакторов
поперечной компенсации:
/ — ЭДС источника; 2—напряжение на
шинах; 3 — напряжение на линии; 4 —
восстанавливающееся напряжение на
выключателе
Рис. 27.15. Переход-
ный процесс при от-
ключении линии с од-
ним повторным зажи-
ганием (Uo — напря-
жение остаточного за-
ряда):
с—расчетная
кривые ЭДС
пряжения на
или (2)
схема; б—
(/) и на-
конце ли-
ЭДС источника. Восстановление напряжения на контактах
выключателя происходит в соответствии с рис. 27.14, т. е.
максимум восстанавливающегося напряжения (разность
между кривыми 2 и 3) может быть не 2£7ф, а значительно
больше (кривая 4).
При повторном зажигании дуги в выключателе возни-
кает ряд свободных составляющих, так как в этом случае
переходный процесс аналогичен процессу АПВ линии с не-
нулевым остающимся напряжением. Происходит увеличе-
ние амплитуды первой свободной составляющей по срав-
нению со случаем простого колебательного контура, а мно-
гократные отражения волн от индуктивности источника и
от разомкнутого конца линии могут привести к дополни-
тельному увеличению максимального значения перенапря-
жений. Кривая напряжения может быть рассчитана по фор-
315
Рис. 27.16. Напряжение переходного процесса при отключении линии
большой длины с реакторами поперечной компенсации:
/ — ЭДС источника; 2 — напряжение на шинах; 3 — напряжение на линии; 4 —
восстанавливающееся напряжение на выключателе
муле (27.16). На рис. 27.15 приведено напряжение в ков-
це разомкнутой линии при ее отключении от источника с
внутренней индуктивностью с одним повторным зажигани-
ем дуги вблизи максимума ЭДС. Даже при одном повтор-
ном зажигании напряжение в переходном процессе дости-
гает значения 3,8 (Уф.
Если на линии имеются реакторы, то после обрыва ду-
ги в выключателе начинается колебательный процесс раз-
ряда емкости линии через реактор. Частота этих затухаю-
щих колебаний обычно меньше частоты источника. Харак-
тер колебаний показан на рис.27.16. Колебательный разряд
емкости линии способствует уменьшению восстанавливаю-
щегося напряжения на контактах выключателей (разность
между кривыми 2 и 3) и скорости его нарастания.
В силу больших значений перенапряжений, возникаю-
щих при отключении ненагруженных линий, сопровождаю-
щихся повторными зажиганиями дуги вблизи максимума
восстанавливающегося напряжения на контактах выклю-
чателей, целесообразно создавать выключатели, не дающие
повторных зажиганий в процессе отключения ненагружен-
ных линий. Последнее может быть достигнуто созданием
таких дугогасительных устройств выключателя, которые
обеспечивают нарастание восстанавливающейся электриче-
ской прочности более быстрое, чем ожидаемые восстанав-
ливающиеся напряжения на контактах выключателя.
27.4. ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ ПРИ ОТКЛЮЧЕНИИ БОЛЬШИХ ТОКОВ
При коротком замыкании на линии напряжение в ме-
сте КЗ обычно близко к нулю. После отключения выклю-
чателя Q2 (рис. 27.17, а) напряжение в конце линии возра-
316
стает до установившегося. Поскольку восстановление на-
пряжения происходит в результате переходного колеба-
тельного процесса, его свободные составляющие, наложен-
ные на амплитуду установившегося напряжения, могут
привести к появлению перенапряжения.
На рис. 27.17, б показано распределение по линии уста-
новившихся напряжений при КЗ и после его отключения
(разомкнутая линия). Напряжение переходного процесса
Рис. 27.18. Распределение напряжения до и после отключения КЗ
за УПК:
а — схема; б — распределение напряжения
в конце линии при обрыве дуги при прохождении тока КЗ
через нулевое значение можно представить в виде
и (/,/) = Луст cosoZ — V Ake cos од/, (27.26)
где /4Уст — амплитуда установившегося напряжения; Лк—
амплитуда k-и гармоники свободных составляющих.
Так как одностороннее отключение КЗ приводит к той
же схеме, что и включение разомкнутой линии (см. рис.
27.1), амплитуды установившегося напряжения и часто-
ты собственных колебаний в обоих случаях одинаковы.
Значения же амплитуд свободных составляющих различ-
ны. Различие обусловлено тем, что в случае включения ли-
нии ее емкость не заряжена, а в случае отключения КЗ
емкость линии заряжена до некоторого начального значе-
ния напряжения (рис. 27.17). Это обстоятельство умень-
317
шает амплитуду свободных колебаний при отключении КЗ
по сравнению с режимом включения линии. С другой сто-
роны, в отличие от режима, включения линии при отклю-
чении КЗ все составляющие Ак имеют одинаковый знак.
Из начальных условий при / = 0
и (I, 0) - Луст - Д - А2 - А3 - ... = 0, (27.27)
т. е. Л1<Луст.
Таким образом, при одностороннем отключении КЗ ам-
плитуда первой свободной составляющей в конце линии
меньше, чем амплитуда вынужденной составляющей. Это
означает, что ударный коэффициент при отключении КЗ не
может быть больше двух.
Если на линии имеется устройство продольной компен-
сации (УПК), то прохождение тока короткого замыкания
через емкость УПК вызывает на ней значительное падение
напряжения (рис. 27.18). При наличии реакторов за УПК
отключение КЗ приводит к колебательному разряду емко-
сти через реактор. Амплитуда субгармонических колебаний
зависит от начального заряда на емкости. При отсутствии
реакторов за УПК вместо субгармонических колебаний на
конце линии появляется постоянная составляющая напря-
жения.
Напряжение, приложенное к емкости, при КЗ растет с
увеличением степени компенсации и мощности источника и
зависит от места КЗ. Оно достигает наибольшего значения
при КЗ непосредственно за УПК. Значительное напряже-
ние на емкости Д£/с приводит к появлению в переходном
процессе большой постоянной составляющей Л0~Л(/с или
гармоники с приблизительно такой же амплитудой.
Рис. 27.19. Отключение
однофазного КЗ:
а — расчетная схема; б —
векторная диаграмма токов
и напряжений; в —- кривые
напряжения в месте КЗ до
и после отключения КЗ
318
При i—0 выполняется соотношение
О = Луст + Ло - Л, - Д2 - Д3 - ... . (27.28)
Если пренебречь высшими гармониками, то
+ V + <27-29>
т. е. амплитуда первой гармоники свободных составляю-
щих возрастает за счет заряда на емкости УПК. Тогда мак-
симальное значение напряжения до УПК
Ч„„ = + л, = 2Лу„ + шс, (27.30)
после УПК
UmaX == А- + \ + А = Чет + ^UC • (27-31)
Из последних соотношений следует, что /СуД>2.
Приведенные рассуждения справедливы для тех КЗ,
при которых падение напряжения на емкости УПК от тока
КЗ не приводит к срабатыванию защитного разрядника на
УПК и шунтированию батареи. Если напряжение на емко-
сти окажется выше уставки разрядника, то он сработает,
что приведет к разряду емкости и снижению перенапря-
жений.
В заключение рассмотрим отключение однофазного КЗ
в трехфазной линии. Возникающие при этом перенапряже-
ния обусловлены неодновременной работой выключателей
по концам линии, в силу чего линия кратковременно оказы-
вается под напряжением с одного конца (условно принято,
что в схеме рис. 27.19 выключатель Q1 отключается позже
выключателя Q2). Амплитуда напряжения в переходном
процессе зависит от разности мгновенных значений устано-
вившегося напряжения на неповрежденных фазах до и
после отключения. Ее можно приближенно оценить с
помощью векторной диаграммы рис. 27.19,6, на котором
£В) £с— симметричная звезда ЭДС источника;
Чс — напряжения на здоровых фазах до отключе-
ния выключателя Q2; ф2— угол, на который эти напря-
жения отстают от соответствующих векторов ЭДС. Угол
ф2 в основном определяется передаваемой мощностью в
нормальном режиме и длиной линии. Его значение может
приближаться к 60°. При КЗ в фазе А вблизи выключателя
Q2 напряжения на неповрежденных фазах U'B и мало
изменяются, так как до отключения Q2 отношение сопро-
тивления нулевой последовательности к сопротивлению
319
прямой Хо[Х{ относительно места КЗ мало, т. е.
(см. § 29.2). Токи в неповрежденных фазах определяются
в основном активной нагрузкой и отстают от соответствую-
щих напряжений на небольшой угол
После отключения Q2 составляющие прямой последо-
вательности на здоровых фазах совпадают по фазе с ЭДС
источника (если пренебречь влиянием активных потерь),
векторы напряжения UB и сдвигаются на угол ф3, кото-
рый зависит от отношения Х^Х\.
На рис. 27.19,6 показаны кривые тока и напряжений
и'с и Ис в фазе С до и после отключения выключателя Q2.
При переходе кривой тока через нуль происходит отклю-
чение тока в этой фазе. Амплитуда переходного процесса
зависит от угла сдвига между напряжениями и с и ис: (р =
= ср1+ф2+фз~ф2+фз. Угол ф2 зависит от передаваемой
мощности, длины линии, степени поперечной и продольной
компенсации и может приближаться к 60—70°. Угол ф3
зависит от отношения Х^/Х^ и не превышает 30°. При этом
Ф = Ф2+фз может приближаться к 90°. Но даже в этом
случае ударный коэффициент меньше, чем при включении
разомкнутой линии в максимум ЭДС. Обычно в рассмат-
риваемом случае Куд= 1,4-^ 1,6.
Несмотря на небольшие значения ударного коэффици-
ента кратность перенапряжений может быть весьма боль-
шой вследствие большого значения Ауст из-за несимметрии
фаз.
27.5. ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ ПРИ ОТКЛЮЧЕНИИ МАЛЫХ
ИНДУКТИВНЫХ ТОКОВ
Примером отключения малых индуктивных токов яв-
ляется отключение от шин высокого напряжения ненагру-
женного трансформатора. При работе выключателя про-
исходит так называемый «срез» тока, когда он обрывается
в выключателе не при нулевом значении, а при значении /0
(рис. 27.20, а), которое зависит от амплитуды 1тах тока,
протекающего через выключатель (рис. 27.20,6). При не-
больших значениях 1тах обрыв тока в выключателе может
произойти даже в момент максимума протекающего тока,
поэтому в области очень малых амплитуд ток среза /0 рас-
тет пропорционально 1тах. Область насыщения соответст-
вует максимальным значениям /0, определяемым конкрет-
ным типом выключателя. При очень больших амплитудах
320
проходящего через выключатель тока явление среза от-
сутствует из-за образования сильно ионизированного дуго-
вого канала.
Рассмотрим срез тока в выключателе схемы рис. 27.21, а,
которая соответствует отключению ненагруженного транс-
форматора выключателем Q. Емкость С в схеме замещения
Рис. 27.20. Зависимость тока
среза от амплитуды тока через
выключатель:
а—кривая тока; б — зависимость
тока среза or 1
а)
Рис. 27.21. Отключение ненагруженного трансформатора от шин высо-
кого напряжения:
а —схема замещения; б — эквивалентная расчетная схема
обычно включает в себя входную емкость трансформатора
и емкость шин до точки подключения выключателя. Ин-
дуктивность L соответствует индуктивности намагничива-
ния трансформатора и может достигать очень больших
значений (десятков генри).
В момент обрыва тока мгновенное значение напряжения
на емкости равно UQ. В отключаемой части цепи к этому
моменту накоплена энергия Л/5/2 в магнитном поле и энер-
гия CU'2J2 в емкости С. Если не учитывать затухание про-
цесса, то в контуре LC возникают незатухающие колебания,
которые описываются уравнением
ис (0 = UQ cos со11 + coj L/o sin оэ11 =
= UQ COS COjl t + Jq
|/'-|rsin CO J,
(27.32)
21-469
321
где (Oi= \/VLC —собственная частота колебаний кон-
тура.
Максимальное напряжение на отключенной цепи
Umax = ]/ + (/о ]/V (27’33)
можно найти, используя баланс энергии
CUl Lil _ culax
2*2 2
Подсчитанное по (27.33) напряжение может достигать
очень больших значений (это так называемые «ожидаемые
перенапряжения»). Реальные значения напряжения не до-
стигают Uтах, так как происходят повторные зажигания
дуги в выключателе.
Напряжение на контактах выключателя UAB (рис.
27.21,6) после среза тока определяется разностью напря-
жения Uс и ЭДС источника е(/). Восстанавливающаяся
прочность межконтактного промежутка в течение первого
полупериода свободных колебаний отключаемого контура,
который обычно составляет менее 0,1 периода напряжения
источника, еще мала (см. рис. 27.13), поэтому повторные
пробои в выключателе неизбежны.
Процесс повторных пробоев в выключателе можно уп-
рощенно проиллюстрировать с помощью рис. 27.22. Первый
срез тока происходит в момент времени /0, после чего на-
пряжение на емкости С начинает возрастать в соответствии
с уравнением (27.32). Контакты выключателя начали рас-
ходиться в момент /н, т. е. несколько раньше среза тока.
Если бы дуга погасла в момент то восстанавливающая-
ся прочность выключателя нарастала бы в соответствии с
кривой ппр. При срезе тока прочность промежутка из-за
быстрого гашения дуги также почти сразу же возрастает до
значения, определяемого кривой ппр. Когда кривая напря-
жения на контактах выключателя иАв пересекается с кри-
вой прочности нпр, следует повторный пробой.
После пробоя напряжение между контактами выключа-
теля снижается до нуля, а напряжение Uc — до значения
напряжения источника. В выключателе снова появляется
ток. Спустя небольшой интервал времени происходит новый
322
срез тока, но уже при меньшем его значении, чем /0. Вслед-
ствие этого и напряжение на контактах оказывается мень-
ше. Однако обычно оно достаточно велико, чтобы вызвать
новый пробой межконтактного промежутка, что приводит
к новому зажиганию дуги. Процесс повторяется до тех пор,
пока постепенно уменьшающиеся максимальные значения
напряжения на контактах не сделаются меньше восстанав-
ливающейся прочности межконтактного промежутка вы-
ключателя.
В ряде случаев повторные зажигания дуги в выключа-
телях происходят в течение двух и более полупериодов
промышленной частоты. Чем дольше продолжается процесс
повторных зажиганий, тем больше перенапряжения на от-
ключаемой индуктивности трансформатора, что обусловле-
но постепенным ростом восстанавливающейся прочности
между контактами выключателя. Предельные значения
перенапряжений могут достигать 4£/ф и более, но в сетях
с номинальным напряжением 220 кВ и выше эффективным
средством их ограничения служат грозозащитные вентиль-
ные разрядники, включаемые на трансформаторном при-
соединении между выключателем и трансформатором.
Еще одним примером возникновения перенапряжений
при отключении малых индуктивных токов является отклю-
21* 323
чение двухфазного короткого замыкания на землю в сети
с компенсированной нейтралью (рис. 27.23, а). При таком
отключении также может произойти срез тока, проходящего
через дугогасящий реактор. Отключаемые токи в фазах В
и С можно найти анализом эквивалентной схемы замеще-
4
Рис. 27.23. Отключение двухфазного КЗ на землю в сети с компенси-
рованного нейтралью:
а — схема замещения; б — эквивалентная расчетная схема; в — векторная диа-
грамма напряжений; г — векторная диаграмма токов
ния рис. 27.23, б. Если принять, что сопротивления фаз В и
С равны между собой и равны сопротивлению трансформа-
тора, т. е. Хв=Хс—Хт, то
_ - р _ ^Хс + ЕсХв .
Ц 2 )
IB = 4c/J-Xc> (27.34)
где h — ток, проходящий через дугогасящий реактор под
действием ЭДС_£0 (рис. 27.23, в).
Обычно сопротивление дугогасящего реактора ХС^>Хх.
Это приводит к тому, что ток h значительно меньше токов
/в и /с в фазах (рис. 27.23,г). Пусть ток в фазе А отклю-
чается первым. Токи 1в и 1С проходят через нулевое значение
практически одновременно, причем в этот момент ток iL&
~т. е. проходит через свой максимум. Га-
шение токов iB и ic при нулевом их значении эквивалентно
срезу тока iL при его максимальном значении.
324
Возникающий при срезе тока II переходный процесс
обусловлен преобразованием энергии магнитного поля, за-
пасенной в реакторе, в энергию электрического поля емко-
сти Сп нулевой последовательности оставшейся части сети.
Если от шин отходила одна линия, то Сп — емкость шин и
подключенного оборудования.
Максимальное напряжение на отключенной цепи можно
подсчитать по (27.33), если пренебречь £0 и учесть, что
обычно реактор настроен в резонанс с суммарной емкостью
сети Сф, т. е. <oL= —!—. Тогда
3(оС* ф
<2М5)
Так как ЗСф значительно превосходит емкость Сп, рас-
смотренный процесс отключения двухфазного КЗ сопро-
вождается заметными перенапряжениями.
Для ограничения таких перенапряжений можно исполь-
зовать вентильные разрядники или шунтирующие сопро-
тивления в выключателях. В эксплуатации стремятся схем-
ными мероприятиями избежать режима работы трансфор-
матора с дугогасящим реактором на одну линию, ибо
очевидно, что рассмотренные перенапряжения резко сни-
жаются при наличии на шинах других отходящих линий,
так как они увеличивают емкость Сп.
Необходимо считаться с возможностью возникновения
перенапряжений при обрывах токов при перегорании токо-
ограничивающих плавких предохранителей, обрыве тока в
вентильных преобразователях и т. д.
27.6. ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ ПРИ ПЕРЕМЕЖАЮЩИХСЯ
ЗАМЫКАНИЯХ НА ЗЕМЛЮ
Большинство замыканий на землю в электрических си-
стемах сопровождается возникновением дуги. В сети с за-
земленной нейтралью ток короткого замыкания на землю
может быть весьма большим, представляющим опасность
для электрооборудования, и потому релейная защита от-
ключает выключатель. В сети с изолированной нейтралью
или нейтралью, заземленной через дугогасящий реактор,
ток замыкания не представляет опасности для элементов
электропередачи и потому может сразу не отключаться.
Возникшая при этом дуга может существовать относитель-
но долго.
325
При изолированной нейтрали через место замыкания на
землю проходит емкостный ток, равный ЗсоСфУф. В неболь-
ших сетях 6—35 кВ ток однофазного замыкания на землю
имеет значение нескольких ампер. Наличие замыкания на
землю практически не сказывается на условиях передачи
энергии потребителям. Треугольник линейных напряжений
остается неискаженным, а повышение напряжения промыш-
ленной частоты на неповрежденных фазах относительно
земли до линейного не представляет опасности для изоля-
ции, так как ее уровень значительно выше.
При малых токах замыкания наблюдается быстрое са-
мопогасание дуги. Фактором, способствующим гашению
открытой дуги в воздухе, является ее удлинение под дей-
ствием динамических усилий и потоков воздуха. Гашение
закрытых дуг (например, в кабелях) обусловлено возник-
новением ударных давлений из-за испарения и разложения
пропиточной массы и выделения деионизированных газов.
На основании многолетнего опыта эксплуатации допус-
кается работа сетей 3—35 кВ с изолированной нейтралью
при емкостных токах, не превышающих значений, приве-
денных в табл. 27.1. Там же даны значения токов на 1 км
длины линии для сетей 3—35 кВ, а также длины воздуш-
ных и кабельных линий, при которых ток замыкания не пре-
вышает допустимых значений.
Увеличение протяженности линий приводит к увеличе-
нию емкостного тока до десятков и сотен ампер, что затруд-
няет условия деионизации дуги и увеличивает длительность
ее горения. Даже включение дугогасящего реактора не ме-
шает процессу быть неустойчивым: окончательному пога-
санию дуги предшествует несколько «попыток гашения»
при переходе тока через нулевое значение с последующим
повторным зажиганием дуги под действием восстанавли-
Та блица 27.1. Токи замыкания на землю сетей с изолированной
нейтралью
Номиналь- ное напря- жение, кВ Допусти- мый ем- костный ток, А •^уд линии’ А/(км • кВ) Дллна линии, км
воздушной кабельной воздушной кабельной
6 30 0,018 0,6 50
10 20 0,03 1,0 — 20
20 15 0,06 2,0 250 7,5
35 10 0,105 3,5 100 3,0
326
Рис. 27.24. Схема замеще-
ния сети с изолированной
нейтралью:
Сд— емкость фазы на землю;
Смф ~ междуфазная емкость;
Ьи — индуктивность источника
вающегося напряжения на дуговом промежутке. Такая пе-
ремежающаяся дуга приводит к появлению колебаний,
возникающих при каждом обрыве тока и его зажигании.
Переходный процесс часто сопровождается появлением пе-
ренапряжений, которые имеют много общего с перенапря-
жениями при отключении ненагруженных линий.
Рассмотрим переходные процессы при возникновении
однофазного короткого замыкания на землю в сети с изо-
лированной нейтралью, схема замещения которой приве-
дена на рис. 27.24. Поскольку рассматриваются короткие
линии, их собственную индуктивность можно нс учитывать,
а емкости считать сосредоточенными в одной точке.
На рис. 27.25 приведены кривые изменения напряжений
относительно земли фазы Л, в которой присходит замыка-
ние на землю в момент t\y и неповрежденной фазы С, а так-
же кривая изменения междуфазного напряжения иСл —
==ис — ил. В установившемся после замыкания на землю
режиме напряжение относительно земли фазы С становит-
ся равным междуфазному напряжению иСл, но этому пред-
шествует переходный процесс, который можно разбить на
два этапа.
Непосредственно после замыкания на землю фазы А
емкость относительно земли неповрежденной фазы Со I,
заряженная до напряжения ис(6), соединяется параллель-
но с междуфазовой емкостью СМф/, находившейся под на-
пряжением «сд(Л). Напряжения на двух параллельно со-
единенных емкостях практически мгновенно уравниваются
и приобретают одинаковое значение щ1ач, которое опреде-
ляется из баланса зарядов:
^нач
Со + Смф
где
£*мф
Q + ^мф
— ис kuA
(27.36)
(27.37)
327
Рис. 27.25. Напряжение переходного процесса при дуговом КЗ:
« — напряжение фазы А; б — напряжение фазы С; в — ток в месте замы-
кания
Обычно С(мф== (0,254-0,3) Со и k=0,2ч- 0,25. Мгновенные
значения напряжений uc(t\) и нДЛ) имеют разные знаки.
Например, на рис. 27.25 uA(t\) ——U& Uc(ti) =0,5 (7ф;
Ынач— (0,5+^) Сф> Uc (/1) .
328
В фазе В процесс происходит аналогично фазе С. Та-
ким образом, непосредственно после замыкания на землю
напряжение на неповрежденных фазах испытывает скачок.
Далее начинается второй этап переходного процесса — пе-
резаряд емкостей Со/ и С мф I неповрежденных фаз через
индуктивность источника, т.е. свободные колебания вокруг
вынужденного напряжения иСд или иВа
ис (/) — иС4 (/) — costo1 /; (27.38)
11 в 11 вл — А е~Ы cos (27.39)
За начало отсчета принят момент замыкания на зем-
лю 1}:
А ~ UCA ( ^1) ^нач ~ UC ( М UA ( ^1) [UC ( ^1)
^kuA(tl)]=uA(tl)(l^kyi (27.40)
01=1]/' (^И + *2(Со + Смф) =
= 1/Кзлн(с; + с;ф)/. <27Л1>
Напряжение на неповрежденных фазах достигает свое-
го максимального значения через полпериода свободных
колебаний, т. е. при /2 = 7\/2 = зт/coi (рис. 27.25,6). Так как
обычно (Oi>»(0, то напряжения иВд и иСл за это время прак-
тически не меняются, сохраняя свои значения, которые они
имели в момент замыкания: Uca (С) — uBa (С). Таким обра-
зом,
иСтах = Uetnax == ^сд (/J + в 0)1 . (27.42)
Коэффициент затухания 6 определяется активными со-
противлениями сети. Обычно лб/&>| = и можно при-
нять e~d^ 1—(I. Тогда с учетом (27.40)
ис,пах = «сл (G) - «л ( Ц (1 - W (27.42а)
Например, при uA(ti)=—U$’, «с(Л) =0,5 Уф; /г=0,2;
d=0,l
UCmax = 1.5£/ф + £7ф(1 - fe)(l - d) = 2,22(7Ф.
Максимальное напряжение
то же значение.
С момента замыкания на
ходит ток, который состоит из
в фазе В имеет практически
землю в канале дуги про-
вынужденной составляющей
329
3®CqIU$ sin со/ и свободной высокочастотной составляю-
щей 2б)1 sin (Bit Так как (oi>co, то амплитуда
свободной составляющей тока много больше вынужденной
и суммарный ток проходит через нуль в момент t2 макси-
мума переходного напряжения на неповрежденных фазах
(см. рис. 27.25, в). При этом может произойти гашение
дуги и восстановится электрическая прочность дугового
промежутка. Как показывают экспериментальные исследо-
вания, если параллельно дуговому промежутку включена
емкость (в нашем случае емкость поврежденной фазы Сл =
= попытка гашения дуги происходит при каждом
переходе тока через нуль. Успех гашения зависит от со-
отношения между скоростями восстановления электричес-
кой прочности дугового промежутка и напряжения на нем.
Если дуга в поврежденной фазе гаснет при первом пере-
ходе тока через нуль, то на емкостях неповрежденных фаз
сохраняются заряды С(}Швтах и Советах, а на емкости
поврежденной фазы в момент обрыва дуги заряд равен ну-
лю. После гашения дуги суммарный заряд распределяется
поровну между емкостями трех фаз, которые приобретают
одинаковое дополнительное напряжение по отношению к
земле At/ (смещение нейтрали), накладывающееся на на-
пряжение источника:
\и = Со (иВтаХ + ^с,пах)/(ЗС;). (27.43)
В принятом случае погасания дуги в момент максимума
напряжений на неповрежденных фазах (Uв max —Uс max)
о
После гашения дуги возникает новый переходный про-
цесс, когда на установившееся напряжение ил-^\и накла-
дываются высокочастотные колебания (рис. 27.25, а, б) с
частотой (02^(0, которая определяется параметрами схемы
по прямой последовательности вследствие восстановления
симметричной схемы:
«2 = !ДЧ(Ц; + ЗСмф)/ (27.44)
При колебаниях напряжение на фазе А достигает свое-
го первого высокочастотного максимума, получившего на-
звание пика гашения £7п,г. Для нахождения его значения
надо учесть, что амплитуда свободных колебаний Л2 опре-
деляется разностью между мгновенными значениями вы-
330
нужденного напряжения и начального напряже-
ния до обрыва дуги, равного нулю. Пик гашения прибли-
женно можно определить по формуле
г/пг«2А^2[ил(/.2)4-Ди], (27.45)
если не учитывать затухания и изменения во времени на-
пряжения промышленной частоты. Так как Ид(/2) и Au име-
ют разные знаки, то для рассматриваемого случая
6/п>г = 2(ДЫ-6/ф). (27.46)
После затухания свободных колебаний происходит
плавный подъем напряжения с частотой ш источника.
На рис. 27.25, а наряду с изменением напряжения на
дуговом промежутке приведены также кривые восстанав-
ливающейся прочности для различных случаев А, Б, В, Ход
кривой восстанавливающейся электрической прочности за-
висит от большого числа трудно учитываемых факторов, в
частности максимального значения тока в дуге, которое
определяет степень ионизации дугового канала, условий
горения самой дуги: в открытом пространстве или закры-
том и т. д.
Случай А, когда прочность промежутка нарастает бы-
стрее, чем напряжение на промежутке, встречается в не-
больших сетях с малой емкостью относительно земли, в ко-
торых дуговое замыкание на землю обычно ликвидируется
в течение одного полупериода промышленной частоты.
В случае Б кривая восстанавливающейся прочности
проходит выше пика гашения, но пересекается с кривой
восстанавливающегося напряжения вблизи ее максимума
(/4). В этот момент дуга вновь загорается, но может опять
погаснуть при переходе через нуль высокочастотного тока.
Дуга приобретает перемежающийся характер.
В случае В повторное зажигание дуги происходит в мо-
мент /3 вскоре после ее погасания и сопровождается коле-
бательным процессом, но уже с меньшей амплитудой. Ве-
роятность гашения дуги при втором прохождении тока че-
рез нуль больше, чем при первом, а получающееся при этом
смещение нейтрали меньше. Если же дуга загорится снова
и не погаснет во время перехода через нуль тока высоко-
частотных колебаний, то вопрос о том, будет ли она го-
реть дальше, определяется при переходе через нуль тока
промышленной частоты. Следовательно, дуга может быть
как перемежающейся, так и устойчивой. В последнем случае
дуговое замыкание на землю не приводит к перенапря-
331
жениям, за исключением первого кратковременного всплес-
ка напряжения. Такие дуги опасны большой продолжи-
тельностью горения и вытекающими отсюда возможностя-
ми необратимого повреждения изоляции (закрытые дуги)
или перебросом на другие фазы (открытые дуги).
Максимальные перенапряжения возникают в случае Б,
когда повторное зажигание дуги происходит приблизитель-
но через полпериода промышленной частоты после гашения
дуги. Увеличение амплитуды свободных колебаний обу<
словлено смещением нейтрали Ан. На рис. 27.25, а, б пока-
зано, как изменяются напряжения в фазах А и С с учетом
постоянной составляющей Ап, и видно возрастание раз-
ности между установившимся напряжением Идс и напря-
жением неповрежденной фазы пс+Ан в момент, предшест-
вующий повторному зажиганию дуги, что и приводит к уве-
личению амплитуды свободных колебаний.
Для определения максимального напряжения при п-м
зажигании дуги можно использовать уравнение (27.42а),
учитывая, что напряжение фазы А в момент, предшествую-
щий повторному зажиганию, возрастает на значение сме-
щения нейтрали Awrt-i, образовавшегося в результате пре-
дыдущего гашения дуги:
Ч,,.„ = “е (У - ((„) - [«, ((„) + (1 - Й(1 -d).
(27.47)
Рассмотрим различные варианты поведения дуги и оп-
ределим предельные значения перенапряжений, используя
(27.47).
1. Дуга гаснет при переходе через нуль тока высокочас-
тотных колебаний (случай, представленный на рис. 27.26)
и вновь зажигается через полпериода промышленной час-
тоты в момент максимума напряжения на поврежденной
фазе (теория Петерсена).
Такой режим, основанный на идеализированном пове-
дении дуги, маловероятен, но его рассмотрение позволяет
получить предельные значения перенапряжений. В табл.
27.2 приведены результаты расчета перенапряжений при
первом, втором и последующих зажиганиях дуги (fe=0,2,
d=0,l).
Максимальные перенапряжения и значение смещения
нейтрали растут от полупериода к полупериоду, но темп
роста постепенно замедляется. Это объясняется тем, что
параллельно с накоплением зарядов на емкостях после каж-
дого погасания дуги происходит стекание зарядов в землю
332
Таблица 27.2. Потенциалы на фазах Л и С сети при повторных
зажиганиях дуги
п &ип— 1/£,ф "С<'п>/Уф “д(/п’^ф U п, тах^ф
1 0 0,5 —1 2,25
2 1,48 ! —0,5 1 —3,28
3 —2,19 0,5 —1 3,8
4 2,53 —0,5 I —4,04
5 —2,69 0,5 —1 4,14
за время горения дуги. Эти два противоположных процес-
са должны привести к тому, что рост перенапряжений пре-
кратится. Предельное значение перенапряжений можно оп-
ределить по (27.47), приняв, что ] 6%,nnx| = | 6%^,тах%
Тогда
Un,max = 1,5 i/ф - t/ф------- Un.max ) (1 - k) (1 - d) (27.48)
или
,, 7 7 + zo_4n.
U п.тах — Uф 2 • (27.49)
1----
О
Для принятых ранее параметров 6%,/иах=4,26 L/ф.
2. Эксперименты в сетях, проведенные во ВНИИЭ
(Н. Н. Беляков), показали, что дуга может гаснуть как при
первом или последующем переходе через нуль высокочас-
тотного тока, так и при переходе через нуль тока промыш-
ленной частоты. Попытка гашения дуги заканчивается
удачно, если пик гашения не превышает определенного зна-
чения, которое в сетях 6—10 кВ лежит в пределах 0,46%.
Значение пика гашения связано со смещением нейтрали
соотношением (27.46), из которого следует, что предель-
ному значению пика гашения соответствует смещение ней-
трали не более чем на
Ди = 0,5 6%г + 6% = 1,2 £/ф.
Если Аи> 1,26%, то 6%г>0,46% и попытка гашения ду-
ги оканчивается неудачно; дуга тут же загорается вновь,
и заряды емкостей частично отводятся в землю. Так про-
должается до тех пор, пока пик гашения не станет меньше
0,4 t/ф. После этого дуга гаснет и может зажечься под
333
влиянием восстанавливающегося напряжения промышлен-
ной частоты приблизительно через полпериода.
Максимальное значение перенапряжений определяется
путем подстановки в (27.47) следующих значений:
=— 1,2^/ф; 1/ф; г/с = О,5 47ф.
Тогда
= 1,5 £7Ф — (— 2,2 иф) (1 - k) (1 - d) - 3,1 t/ф.
Более подробный анализ показывает, что наибольшие
перенапряжения возникают при повторном зажигании ду-
ги не в момент максимума напряжения поврежденной фа-
зы, а несколько раньше, что одновременно является и более
вероятным.
На рис. 27.26 приведены кривые изменения напряже-
ния на всех трех фазах в случае наиболее неблагоприятного
момента зажигания дуги, из которых следует, что предель-
ное значение перенапряжений достигается при втором за-
жигании дуги, тогда как по теории Петерсена перенапря-
жения возрастают от зажигания к зажиганию. Теория Бе-
лякова дает меньшие значения перенапряжений, чем
теория Петерсена, и в большей степени отражает своеоб-
разие поведения реальной дуги.
3. Дуга гаснет при переходе через нуль тока промышлен-
ной частоты и зажигается вновь при максимальном значе-
нии напряжения промышленной частоты на поврежденной
фазе (теория Петерсена и Слепяна). При этих условиях га-
шение дуги происходит через полпериода после зажигания,
когда свободные колебания затухают и мгновенные значе-
ния напряжения на неповрежденных фазах равны ±1,5(7Ф,
а смещение нейтрали
Au = ± = + иф.
3
Подставляя значение Ди в (27.47), получаем
Umax = 1.5 - (- 2^Ф) (1 - k) (i - d) =
= 1,5С/ф + 2С/ф(1-Л)(1— d). (27.50)
Для принятых ранее параметров U max — 1, 94 U$.
На рис. 27.27 приведены зависимости максимальных
кратностей перенапряжений от произведения (1—fe)(l—d),
рассчитанные в соответствии с различными теориями. В об-
334
Рис. 27.26. Напряжение переходного процесса при дуговом КЗ (tzn,r=
= 0,4 1/ф):
а — напряжение фазы Л; б — напряжение фазы В; в — напряжение фазы С; 1—
момент зажигания дуги в фазе Л; II— гашение дуги; 111— повторное зажигание
дуги
ласти практических значений k и d разница между резуль-
татами расчетов не очень велика. Анализ кривых показы-
вает, что кратность перенапряжений лишь в редких случаях
превосходит уровень изоляции установок 6—35 кВ. Однако
эти перенапряжения опасны не только своей амплитудой,
но и длительностью. Кроме того, они охватывают всю сеть
в целом, что повышает вероятность перекрытия изоляции,
335
Рис. 27.27. Зависимость перенапряжений
на неповрежденной фазе от произведе-
ния (1—k) (1—-J):
/ — по гипотезе Петерсена; 2 — по теории
Н. Н. Белякова; 3 — по гипотезе Петерса и
Слепяна
которое может произойти не
только у места замыкания, но и
в удаленных точках. Как ус-
тойчивая, так и перемежаю-
щаяся дуга может гореть долго
и переброситься на другие фазы,
приводя к двухфазному КЗ. По-
этому во всех случаях необходи-
ма быстрая ликвидация дуги за-
мыкания на землю, которая мо-
жет быть достигнута путем ограничения тока через дуго-
вой промежуток и уменьшения скорости восстановления
напряжения настройкой дугогасящего реактора в нейтрали
в резонанс с емкостью сети.
Глава двадцать восьмая
ОГРАНИЧЕНИЕ КОММУТАЦИОННЫХ
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
28.1. ОСНОВНЫЕ ПРИНЦИПЫ ПОСТРОЕНИЯ ЗАЩИТЫ
ОТ КОММУТАЦИОННЫХ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
Из предыдущего изложения следует, что коммутацион-
ные перенапряжения могут достигать (З-т-3,5) Опас-
ность коммутационных перенапряжений состоит в том, что
их значения в большинстве случаев превосходят уровни
изоляции электроустановок 330 и 500 кВ (2,7 и 2,5 l/ф), а
тем более установок 750 кВ (2,1 t/ф) и 1150 кВ (1,8£7ф).
Принудительное ограничение коммутационных перенапря-
жений является отличительной чертой электропередач
СВН, хотя некоторые из используемых там защитных ме-
роприятий применяются и в электроустановка,х с напряже-
нием 220 кВ и ниже.
Защита от коммутационных перенапряжений основана
на следующих принципах:
на ограничении числа режимов, в которых могут возни-
336
кать опасные перенапряжения, с помощью схемных меро-
приятий;
на ограничении амплитуд установившихся перенапря-
жений, что приводит также и к снижению перенапряжений
переходного процесса;
на ограничении амплитуд коммутационных пере-
напряжений с помощью вентильных разрядников или
встроенных в выключатели шунтирующих сопротив-
лений.
Меньшие значения перенапряжений можно получить
подборОхМ благоприятных начальных значений переходно-
го процесса, при которых амплитуды свободных колебаний
имеют минимальные значения (например, ускорение стека-
ния заряда с линии в паузу АПВ или управление моментом
включения выключателя, программированное управление
работой выключателей).
К схемным мероприятиям, способствующим снижению
амплитуд коммутационных перенапряжений, следует отне-
сти установку при включении линии пониженных коэффи-
циентов трансформации силовых трансформаторов, под-
ключение линии сначала к более мощным шинам, пред-
варительное до коммутации линии подключение реакторов
поперечной компенсации на высшем и среднем (или тре-
тичном) напряжениях.
Благоприятный эффект заблаговременного подключения
реакторов поперечной компенсации к линии, так же как и
установка пониженных коэффициентов трансформации и
минимальных ЭДС, может быть использован только при
плановом включении линии или в режиме электропередачи,
когда все реакторы включены по балансу реактивной мощ-
ности. При передаче максимальной мощности включение
всех реакторов в промежуточных точках линии электро-
передачи без емкостной продольной компенсации недопу-
стимо, так как это приводит к возрастанию потерь и сни-
жению предела устойчивости. Кроме того, мощность реак-
торов, необходимая по режиму передачи активной
мощности, может оказаться недостаточной для ограничения
установившихся перенапряжений при несимметричных КЗ,
как показано в гл. 29. Поэтому в нашей стране применяет-
ся схема «безынерционного подключения реакторов»: при
возникновении несимметричных КЗ для ограничения уста-
новившихся перенапряжений, и в некоторой степени ком-
мутационных, происходит подключение реакторов через
искровой промежуток.
22—469
337
Ограничение амплитуд коммутационных перенапряже-
ний производится либо за счет рассеивания энергии сво-
бодных колебаний в нелинейных сопротивлениях вентиль-
ных разрядников, включенных между фазным проводом и
землей, либо с помощью сопротивлений, встроенных в вы-
ключатель и подключаемых кратковременно последователь-
но с линией на время, достаточное для необходимого демп-
фирования свободных колебаний. Последнее реализовано в
выключателях двухступенчатого действия с шунтирующими
сопротивлениями.
Опыт эксплуатации выявил, что в электроустановках с
номинальным напряжением до 220 кВ включительно огра-
ничению подлежат перенапряжения, возникающие при от-
ключении ненагруженных трансформаторов, в ряде случа-
ев при отключении ненагруженных линий и при АПВ. Так
как уровень изоляции этих электроустановок в основном
определяется грозовыми перенапряжениями, то остальные
виды коммутационных перенапряжений не представляют
опасности для изоляции.
Коммутационные перенапряжения при отключении не-
нагруженных трансформаторов имеют высокую амплитуду,
но в силу высокочастотного процесса небольшую длитель-
ность. Защита от этих перенапряжений осуществляется
грозозащитными разрядниками, пропускная способность
которых достаточна для того, чтобы рассеять энергию сво-
бодных колебаний напряжения. Ограничение таких пере-
напряжений можно осуществить также путем использова-
ния выключателей с шунтирующими сопротивлениями.
Ограничение перенапряжений при отключении ненагру-
женных линий выключателями, дающими повторные зажи-
гания дуги, представляет весьма сложную техническую
задачу. Ограничение этих перенапряжений грозозащитны-
ми разрядниками невозможно по двум причинам: во-пер-
вых, по условиЯхМ молниезащиты эти разрядники должны
быть включены на подстанции, а не на линии, а во-вторых,
энергия таких перенапряжений превосходит пропускную
способность грозозащитных разрядников. В принципе та-
кие перенапряжения могут быть ограничены специальными
коммутационными вентильными разрядниками. Однако
было найдено, что защита от перенапряжений при отключе-
нии ненагруженных линий может выполняться и другими
средствами — выносом электромагнитных трансформаторов
напряжения на линию, применением выключателей с шун-
тирующими резисторами.
338
28.2. ОГРАНИЧЕНИЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ С ПОМОЩЬЮ
ВЕНТИЛЬНЫХ РАЗРЯДНИКОВ И ВСТРОЕННЫХ В ВЫКЛЮЧАТЕЛИ
РЕЗИСТОРОВ
Рассмотрим подробнее, как осуществляется процесс ог-
раничения коммутационных перенапряжений с помощью
вентильных разрядников. Решение этой задачи имеет осо-
бое значение для линий СВН (330 кВ и выше), где для до-
стижения высоких технико-экономических показателей не-
обходимо глубокое ограничение коммутационных перена-
пряжений. Разработанная в СССР и применяемая в
настоящее время схема защиты от коммутационных пере-
напряжений линий электропередачи 330—1150 кВ основа-
на на применении специальных разрядников с повышен-
ной пропускной способностью и с целым комплексом
защитных устройств, обеспечивающих благоприятные усло-
вия их работы.
При коммутационных перенапряжениях амплитуда то-
ка через вентильный разрядник после пробоя его искрового
промежутка обычно не превышает 1,5—2 кА, однако в силу
значительной длительности перенапряжения энергия, рас-
сеиваемая в нелинейном сопротивлении, на несколько по-
рядков превосходит энергию грозового импульса. Условия
гашения дуги в разрядниках при коммутационных перена-
пряжениях получаются более тяжелыми, чем при грозо-
вых. На рис. 28.1 представлены кривые напряжения в точке
Рис. 28.1. Работа вентильного разрядника при коммута-
ционных перенапряжениях:
1 — кривая напряжения при переходном процессе; 2 — ток че-
рез разрядник
22*
339
подключения разрядника и тока через разрядник. Когда
мгновенное значение напряжения на разряднике достигает
пробивного напряжения искрового промежутка, происхо-
дит подключение его нелинейного сопротивления к фазно-
му проводу (точка а). При прохождении напряжения и
тока разрядника через нуль искровой промежуток обрыва-
ет ток. В следующий полупериод разрядник может срабо-
тать вновь (точка Ь), если напряжение на нем растет бы-
стрее, чем восстанавливающаяся прочность его искрового
промежутка; при этом напряжение второго и всех последу-
ющих пробоев меньше, чем в первый полупериод.
Напряжение, при котором повторные пробои больше не
происходят, должно быть меньше напряжения гашения
(Лаш. Срабатывания разрядника должны прекратиться пос-
ле затухания переходного процесса, но установившееся на-
пряжение /7уст может значительно превышать фазное на-
пряжение за счет емкостного эффекта или несимметрии.
Поэтому напряжение гашения коммутационных разрядни-
ков должно быть значительно выше, чем у грозозащитных
разрядников, а коэффициент k]aui = Unp/Uraui должен быть
значительно ниже. Например, для разрядника РВМК-500-П
коэффициент гашения й1аш=1,25, что обеспечивает при
пробивном напряжении (2,4ч-2,5) Оф напряжение гашения
£Лаш= (1,94-2,0) L/ф. Так как при обрыве дуги в разряднике
происходит повышение напряжения, то допустимое устано-
вившееся напряжение должно быть на 10—15 % меньше
{Лаш, что обеспечивает надежное гашение дуги искровым
промежутком. Для линий различного номинального напря-
жения должно выполняться следующее:
£7Пом<кВ.............................. 500 750 1150
.................................. 2,5 2,1 1,8
Uycr ................................. 1,75 1,45 1,25
В том случае, когда приведенные соотношения не вы-
полняются, дуга в разряднике, погаснув при прохождении
тока через нулевое значение, будет зажигаться вновь. По-
этому для снижения высоких значений установившихся пе-
ренапряжений в ряде случаев применяется искровое под-
ключение реакторов поперечной компенсации, при котором
обеспечивается самостоятельное гашение дуги в разряд-
нике.
Установка вентильных разрядников для защиты от ком-
мутационных перенапряжений производится по концам ли-
340
ний электропередачи, так как наибольшие перенапряжения
возникают на разомкнутом конце. Пробивное напряжение
искровых промежутков разрядника должно быть ниже
уровня допустимых перенапряжений для установленного по
концам линии оборудования и линейной изоляции с доста-
точной для практики степенью надежности, При этом не-
обходимо учитывать разброс характеристик разрядника и
изоляции и число объектов, подвергающихся перенапряже-
ниям, а также учитывать волновые процессы, приводящие
к некоторому повышению максимального перенапряжения
на линии по сравнению с напряжением на разряднике.
Для иллюстрации возможного повышения напряжения
в различных точках линии рассмотрим подключение линии
к источнику с внутренней индуктивностью Ln (рис. 28.2, а)*
о з 6 э t мс о J 6
V 3)
Рис. 28.2. Ограничение перенапряжений с помощью РВ:
а — схема линии; б ~ кривые напряжения в точке 4; в — кривые напряжения в
конце линии (/ — переходный процесс без РВ; 2 — переходный процесс при сра-
батывании РВ; 3 —падающая волна; 4 — отраженная волна)
На рисунке показан полупериод воздействующего напряже-
ния, в который происходит срабатывание вентильного раз-
рядника. Напряжение в конце линии в отсутствие разряд-
ника (кривая 1 на рис 28.2, в) можно представить суммой
двух волн: падающей и отраженной (кривая 3), Так как
341
конец линии разомкнут, то падающая и отраженная вол-
ны равны. В точку А, удаленную на расстояние 1д от конца
линии, отраженная волна приходит с запаздыванием на
время 21А!с, где с — скорость света. Поэтому нет совпаде-
ния максимумов падающей и отраженной волн, что и дает
меньшее значение перенапряжений в точке А (кривые 1
и /').
Если же при напряжении (7пр происходит срабатывание
вентильного разрядника, то напряжение в конце линии в
силу нелинейной характеристики сопротивления разрядни-
ка удерживается в допустимых пределах (кривая 2). Од-
новременно меняется и форма отраженной волны (кривая
4), идущей к точке А. Из-за ее запаздывания максимальное
перенапряжение в точке А при срабатывании РВ оказыва-
ется больше, чем в конце линии (кривые 2 и 2'), причем
тем больше, чем дальше точка А от конца линии. Таким
образом, существует зона защиты вентильного разрядника,
которая для современных разрядников оценивается в 150—
200 км. Это означает, что на изоляции некоторого участка
линии за пределами зоны защиты РВ напряжение может
заметно превышать пробивное напряжение искровых про-
межутков разрядника, и это необходимо учитывать при вы-
боре линейной изоляции.
Для электропередач сверхвысокого напряжения в свя-
зи с весьма высокой стоимостью изоляции желательно ог-
раничить коммутационные перенапряжения до такого уров-
ня, при котором как линейная, так и подстанционная, глав-
ным образом наружная, изоляция определялась бы в
основном рабочим напряжением. В табл. 28.1 приведены
так называемые «нормальные уровни коммутационных пе-
ренапряжений» для разных классов напряжений.
Из данных табл. 28.1 следует, что с увеличением номи-
нального напряжения электропередачи возникает необхо-
Таблица 28.1. Нормальные уровни коммутационных перенапряжений
^НОМ’ кВ ^доп^ф
для линейной изоляции для подстпниионной ИЗОЛЯЦИИ
330 2,4 2,2
500 2,2 2,0
750 2,0 1,8
1150 1,7 1,65
342
Рис. 28.3. Принципиальные схемы
выключателя с шунтирующим рези-
стором
димость все более глубокого
ограничения перенапряжений,
которого можно достичь, ис-
пользуя комплекс защитных
мероприятий.
Для ограничения коммута-
ционных перенапряжений в
переходном режиме могут
использоваться выключатели
двухступенчатого действия с шунтирующими сопротивле-
ниями, демпфирующими свободную составляющую пере-
ходного процесса. Две принципиальные схемы таких вы-
ключателей приведены на рис. 28.3. При включении снача-
ла замыкаются вспомогательные контакты 2, т. е. цепь
включается через резистор. Затем с небольшой выдержкой
времени замыкаются главные контакты 1. При отключе-
нии сначала первыми размыкаются контакты /, а потом
контакты 2. В схеме рис. 28.3, а полный рабочий ток не про-
ходит через контакты 2, и они могут выполняться облег-
ченными, недостатком ее является то обстоятельство, что
на главные контакты 1 в отключенном положении ложит-
ся полная разность напряжений между источником и ли-
нией.
Благоприятное действие шунтирующих резисторов со-
стоит в демпфировании свободных колебаний напряжения
во время включения ненагруженной линии и в уменьшении
остаточного заряда на линии при отключении ненагружен-
ной линии или АПВ. Требования к значениям сопротивле-
ний шунтирующих резисторов оказываются различными в
зависимости от вида коммутации.
Включение ненагруженной линии. При подключении ли-
нии к источнику с нулевым внутренним сопротивлением че-
рез активное сопротивление резистора, равное волновому
Яш = ~ VL'IC', колебательный процесс практически
отсутствует, поскольку нет отражений от начала линии.
Можно сказать, что равенство Яш = 2с является условием
для апериодического процесса в линии. Если источник име-
ет внутреннее индуктивное сопротивление, то для аперио-
дического переходного процесса в линии необходимо иметь
Яш, большее Zc, так как к распределенной индуктивности
343
линии добавляется сосредоточенная индуктивность источни-
ка Ли. Однако на практике нет необходимости добиваться
полной апериодичности, достаточно получить существенное
затухание свободной составляющей. Это условие выполня-
ется, если сопротивление /?ш близко к волновому, т. е. 200—
400 Ом.
Далее, следует иметь в виду, что после закорачивания
резистора вновь возникает переходный процесс. Его интен-
сивность будет тем слабее, чем меньше разница между ус-
тановившимися напряжениями при включенном сопротив-
лении и без него (т. е. при его закорачивании). Это условие
удовлетворяется, если 7?Ш<|2ВХ|, где |Zbx| —модуль вход-
ного сопротивления включаемой линии. Это иллюстрирует-
ся кривыми переходного процесса на рис. 28.4.
При /?Ш=:2С (рис. 28.4, п) свободная составляющая пе-
реходного процесса от включения вспомогательных кон-
тактов (кривая 2) затухает практически в течение полу-
периода Т промышленной частоты, и на линии устанавли-
вается напряжение (кривая 5), которое мало отличается от
установившегося напряжения после замыкания главных
контактов (кривая 4). Поэтому переходный процесс на вто-
рой стадии включения выражен слабо и перенапряжения
в результате замыкания главных контактов не возникают
(кривая /).
На рис. 28.4,6 показан переходный процесс при увели-
чении примерно до 5Zr. При замыкании вспомогатель-
ных контактов, т. е. включении линии через /?ш (первая
стадия переходного процесса), наблюдается апериодичес-
Рис. 28.4. Переходный процесс при включении линии выключа-
телем с шунтирующим резистором:
А — момент шунтирования резистора
344
кий переходный процесс, не сопровождающийся повыше-
нием напряжения. Напряжение на линии (кривая 3) умень-
шается по амплитуде и сдвигается по фазе примерно на 45°
по отношению к напряжению (кривая 4), которое должно
установиться на линии после закорачивания резистора.
Поэтому после замыкания главных контактов возникает
переходный процесс (кривая 5) с амплитудой свободной
составляющей, определяемой мгновенным значением раз-
ности напряжений 3 и 4 в момент, предшествующий замы-
канию (вторая стадия переходного процесса). Эта стадия
сопровождается повышенными значениями перенапряже-
ний. Отсюда следует, что для ограничения перенапряжений
при включении разомкнутой линии необходимы сопротив-
ления, значения которых не превышают волнового сопро-
тивления линии. Такие же сопротивления являются эффек-
тивными для ограничения перенапряжений при отключении
несимметричного КЗ и асинхронного хода, так как переход-
ные процессы при включении и отключении имеют большое
сходство.
Отключение ненагруженной линии. Оптимальным при
отключении разомкнутой линии является случай, когда нет
повторных пробоев, приводящих к опасным перенапряже-
ниям. Поэтому задачей, возлагаемой в этой коммутации на
шунтирующее сопротивление, является не демпфирование
свободных колебаний при повторных пробоях, а уменьше-
ние восстанавливающегося напряжения до значения, при
котором практически не наблюдается повторных пробоев.
Последнее достигается тем, что сопротивление берется
близким к значению модуля входного сопротивления ли-
нии, т. е. создаются условия апериодического процесса.
Тогда влиянием индуктивности источника можно пренеб-
речь и, следовательно, не учитывать повышения напряже-
ния в линии из-за емкостного эффекта (см. § 29.1). Напря-
жение на линии без реакторов, которая в первом прибли-
жении может быть замещена сосредоточенной емкостью
(|ZBX | — Хвх — Хс), после размыкания главных контактов
выключателя можно представить в виде (рис. 28.5)
ис Е
— - ~—cos (w/ + arctg
V вхУ
Г 4JJ ” J ВХ
----т 6
(28.1)
345
Рис. 28.5. Переходный процесс при отключении пепагруженпой линии
выключателем с шунтирующим резистором:
а — схема линии; б — кривые напряжения при ^ш = ЗХвх; 1— вынужденная со-
ставляющая при отключении системы контактов /; 2 — свободая составляющая
напряжения; 3 — переходное напряжение па линии; 4 — кривая ЭДС источника;
Л — момент обрыва тока линии выключателем
На рис. 28.5 представлены свободная составляющая
(кривая 2) и установившееся напряжение (кривая 1) с уче-
том включенного сопротивления /?П1==ЗХВх. Разность меж-
ду суммарным напряжением (кривая 3) и ЭДС источника
(кривая 4) представляет собой восстанавливающееся на-
пряжение па главных контактах выключателя. В момент,
обозначенный на рис. 28.5,6 точкой А, когда ток линии
проходит через нулевое значение, а напряжение на линии—
через максимум, происходит размыкание вспомогательных
контактов и на линии остается постоянное напряжение.
Сплошной штриховкой обозначено восстанавливающееся
напряжение между главными контактами, а пунктирной
штриховкой — напряжение, появляющееся на вспомога-
тельных контактах.
Если увеличивать значение /?ш, то значение восстанав-
ливающегося напряжения возрастает на главных контак-
тах и снижается на вспомогательных. При /?ш= (2,5-ь
н-3,0)ХВх восстанавливающиеся напряжения на любой ста-
дии отключения приблизительно равны. Но вспомогатель-
ные контакты обрывают меньший ток, чем главные. Поэтому
промежуток между ними находится в более благоприятных
346
I'
условиях при восстановлении электрической прочности, так
что оптимальным оказывается значение (1,5-^2,0)/¥ВЛ,
При длине линии 200 км это составляет 3000—4000 Ом. На
практике используется сопротивление /?ш = 3000 Ом.
Эффективной мерой ограничения перенапряжений при
включении линии или АПВ является управление моментом
включения выключателя. Как было показано в § 27.1, зна-
чения перенапряжений зависят от фазы включения, т. е.
значения напряжения на контактах выключателя. Значения
перенапряжений, как правило, минимальны, если замы-
кание выключателя происходит при минимальном напря-
жении на его контактах.
Возможность практического осуществления управления
моментом включения высоковольтных выключателей в зна-
чительной мере определяется конструкцией выключателя, в
частности конструкцией его системы управления. Разброс
во временах включения выключателя не должен превышать
1 мс. Такие требования могут быть выполнены, например,
в воздушных выключателях со светооптической и механиче-
ской системами управления.
Глава двадцать девятая
УСТАНОВИВШИЕСЯ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ
В ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧАХ
29.1. ПОВЫШЕНИЕ НАПРЯЖЕНИЯ В КОНЦЕ
РАЗОМКНУТОЙ ЛИНИИ
В режиме синхронизации или внезапного сброса нагруз-
ки к источнику синусоидальной ЭДС оказывается подклю-
ченной разомкнутая линия (рис. 29.1, а). Так как ток в кон-
це линии / (/) —0, то напряжение и ток в начале линии свя-
заны с напряжением в конце следующими сотношениями:
U(Q) = (Z) ch у Z; (29.1)
Z(0) = -^-shH (29.2)
где у — постоянная распространения.
При неучете коронирования проводов
V = V(R' + /coL') /соС' = /со УТТС 1/ 1 + (29.3)
V j <о1/
347
пряжений с кратностью выше k за т лет эксплуатации составляет
= 1,58Л\техр[—А(/г—l,15)j, (26.13)
откуда, приравняв Л'* т единице, получим
kx = 1,15+ — In (1,58,V1T). (26.14)
А
Глава двадцать седьмая
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ ПЕРЕХОДНОГО ПРОЦЕССА
ПРИ КОММУТАЦИЯХ
27.1. ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ ПРИ ВКЛЮЧЕНИИ
РАЗОМКНУТОЙ ЛИНИИ
Возникающий при подключении линии к шинам станции
или подстанции переходный процесс можно рассмотреть,
пользуясь схемой рис, 27,1: разомкнутая линия длиной /
u7(o,t) uz(o,t)
Рис. 27.1. Подключение разомкнутой
линии к источнику e(t)=Em sin
+ ф)
подключается к источнику синусоидальной ЭДС с внутрен-
ней индуктивностью Ln. Максимальное напряжение имеет
место в конце линии. Его значение можно найти, зная кри-
вую переходного напряжения u(l, I). Запишем в оператор-
ной форме:
и (I, р) = -------------, (27.1)
ch рт + рТ sh рт
где Т—Lu/Zc; т=//с— ЦЛ'С'/; Zc — YL'1С —волно-
вое сопротивление линии; Е (р) — изображение ЭДС ис-
точника;
е — Em sin (<Д + ф) = Ет (cos <р sin at + sin ф cos «/)=
= Ет [cos ф + sin Ф -?£—). (27.2)
\ P2 + to2 P2 + со2 J
300
При включении в максимум ЭДС (ф = 90°)
и (I, р) = -----р-------------!----------
р р2 cd2 ch рт + рТ sh рт
= -£»> - (27.3)
Р F (р)
Используя теорему разложения, находим оригинал:
00 —6 t
и (/,/) = Луст cos coi— Л/г е k COSO)/^’ (27.4)
/г-1
где (Ок — угловые частоты собственных колебаний; Луст —
амплитуда вынужденной составляющей, определяемая по
формуле
Луст = Е1п!(cos сот — со? sin сот); (27.5)
Лк— амплитуды свободных составляющих, определяемые
по выражению
Ak = Em-^-)-----------------2-—- ; (27.6)
СОТ, — (0“ <O/i т
/г COS (Lift т + ---
sin со/г т
бк — коэффициент затухания Л-й гармоники.
Амплитуды свободных колебаний образуют знакопере-
менный ряд, члены которого убывают с увеличением по-
рядкового номера k. При Z = 0
Лусг-Л1 + Л2-Л3+ ... — 0. (27.7)
Отсюда следует, что Л1>ЛуСт, т. е. амплитуда первой
свободной составляющей больше амплитуды вынужденной
составляющей в отличие от одночастотного колебательного
контура, в котором Л1=Луст.
На рис. 27.2 приведены кривая напряжения в конце ли-
нии и ее составляющие. Максимальные значения вынужден-
ной и первых двух свободных составляющих могут совпа-
дать, что и наблюдается в приведенном случае в момент
времени / = л/со:
Umax ~ ^уст + Лд_ -р Л2,
(27.8)
причем ударный коэффициент
__ Umax -4уст + + ^2
УД “* л ~ л
/1уст ^уст
Л< + Аг > 2. (27.9)
Луст
301
где со==314 с-1 — частота источника; R', L't Cf — сопротив-
ление, индуктАвность и емкость линии на единицу длины
(чаще всего за единицу длины линии берется 1 км).
Рис. 29.1. Включение разомкнутой линии к источнику синусоидальной
ЭДС:
а —схема; б — резонансные кривые; / — Хи=0; 2 — Хи=0,52 с, добротность ли-
нии и источника Q = 12,5; 3 — Хи=0, учтено коронирование проводов
Последнее выражение можно упростить, если учесть, что
для воздушных линий электропередачи R'<^jaL'
у /со VL'C' [1 + R—; + j w Vl'C' а + /|3,
I > у
(29.4)
где а — коэффициент затухания; р = со/с= 1,05-10~3 рад/
/км — коэффициент изменения фазы; Zc — волновое сопро-
тивление линии, определяемое по формуле
zc = /(/?' +«УШ (1 + =.
- \ /2o)L J
(29.5)
\ р /
Если схема далека от резонансных условий на частоте
источника со, влияние активного сопротивления R' мало и
348
уравнения (29.1) и (29.2) принимают вид
(7(0)-(7 (Z) cos р/; (29.6)
/ (0) =sin р/. (29.7)
— С
Отношение напряжения в конце линии к напряжению в
начале линии называется коэффициентом передачи:
— (7(0) ch у I ch a Z cos р/ + j sh а / sin р/ '
Поскольку а/<С 1, cha/~ 1 и sha/^a/,
то
/С--------------±. (29.9)
cos р/ + / — р/ sin р/
На основе (29.9) построена зависимость U (/) от I (см.
рис. 29.4, б, кривая /) с учетом того, что U (0)=£. Кривая
четко выявляет резонансные свойства схемы. Резонанс на-
ступает при р/ = л/2, т. е. при /=1500 км, если / = 50 Гц.
Линия такой длины имеет период собственных колебаний
Ту = 2л/Ю1 41/с = 4 VUC'l = 4р//® = 2л/<о (29.10)
j/(Q)
R'
и частоту собственных колебаний, равную частоте источни-
ка ш. Напряжение в конце линии при резонансе нужно оп-
ределять с учетом сопротивления и для р/ = л/2
и (0) 2
— я л
2 р
= д — U (Q) = —QU (0),
л R' - л —
где Q — добротность линии.
Входное сопротивление разомкнутой линии
U (/) cos 6/
ZBX = 4 ——— = — /Л ct§ PZ-
/(7 (/) sin р/
(29.11)
(29.12)
При р/<л/2 (/<1500 км при частоте источника <о =
= 314 с-1) ZBX имеет емкостный характер.
Для небольших длин, характерных для линий с номи-
нальным напряжением до 220 кВ, формулу (29.12) можно
349
упростить, перейдя от тригонометрических функций к их ар-
гументам. Например, при /=100 км р/ = 0,105 рад (6°),
cosp/1, sinp/^р/ и
zBX = - = - /1/^- —4= = - / -L- , (29.13)
т. е. такую линию можно заменить сосредоточенной емко-
стью. При длинах 200—300 км cosfjZ— 1—, sinp/« 0Z;
тогда
1—(3/J2/2 . / wL'Z 1 \
- - /4 = / (— - • (29.14)
Нетрудно видеть, что это соотношение соответствует Г-
образной схеме замещения, С увеличением длины линии по-
грешность от такой замены возрастает и следует пользовать-
ся формулами длинных линий.
Если источник имеет внутреннее сопротивление Хп,то
напряжение в начале линии определяется по формуле
и (0) = Е -—>-**— == Е Х,1х . (29.15)
~ ~~ PGi /^вх ^вх *и
Напряжение в конце линии равно
£/(/)-К/7(0), (29.16)
На рис. 29.1, б построены зависимости U (0) и U (/) от
I при Xn = 0,5Zc (кривая 2). Напряжение в точке резонанса
вычислено с учетом добротности линии и источника. Точка
резонанса сдвинута по отношению к соответствующей точке
при Xn = 0 в сторону меньших длин, так как к индуктивности
линии добавляется индуктивность источника. Аналогичные
резонансные кривые могут быть построены при постоянной
длине линии и переменной индуктивности источника, что
соответствует, например, изменению числа включенных ге-
нераторов на станции. Приведенные кривые и уравнения
показывают, что в разомкнутой линии большой длины, при-
соединенной к источнику с внутренним сопротивлением Хи,
возможны повышения напряжения из-за прохождения ем-
костного тока линии через индуктивность источника
[/7(0) >Е] и индуктивность линии [//(/)> /7(0)]. Этот эф-
фект, названный емкостным эффектом, особенно проявляет-
ся в линиях СВН большой длины. Резонанс является част-
ным случаем проявления емкостного эффекта. Он наступа-
ет при Хвх=Хи, т. е. в том случае, когда входное сопротив-
350
ление линии, носящее емкостный характер, равно индук-
тивному сопротивлению источника, что эквивалентно ра-
венству первой частоты собственных колебаний схемы час-
тоте источника.
Повышение напряжения на линии может привести к по-
явлению короны. Возникновение короны на линии отража-
ется в схеме замещения длинной линии введением активной
проводимости G' и добавочной емкости ДС7, зависящих от
напряжения U (я) в данной точке линии.
Вследствие значительных активных потерь при корони-
ровании резонансная кривая получается менее острой, чем
при отсутствии короны, с максимумом около (3,04-3,5)£,
сдвинутым в сторону меньших длин из-за появления допол-
нительной емкости.
В расчетах величины G' и АС7 могут быть приближенно
определены по формулам
G'k^c = т](1 -у); (29.17)
ДС7С'= ---1Y (29.18)
\ t/к /
где UK — напряжение возникновения короны; г] и 0 — ко-
эффициенты, которые уменьшаются с числом проводов рас-
щепленной фазы: ц = 0,74-0,35, 0 = 0,22—0,11.
Для линий относительно небольшой длины (300—
600 км), у которых напряжение вдоль линии изменяется
сравнительно мало, АС7 и G7 могут быть приняты постоян-
ными для всех точек линии, т. е. коронирующая линия мо-
жет быть представлена как линия с постоянными удельной
проводимостью и емкостью. Коэффициент распространения
для такой линии
Тк =-- Ц(Я' + /со//) [G' + /со (С' + ДС')| = /со Ц7/ (С 4- ДС') X
Х V+ +
У \ /озЛ ) [ /со (С + AC )J р
(29.19)
где рк — коэффициент изменения фазы в коронирующей ли-
нии:
рк = Р Ц1 + ДС'/С'; (29.20)
сси — дополнительное затухание, вносимое коронированием.
При этом
сск/Рк = G7[2(o (С' + АС')].
(29.21)
351
Рис. 29.2. Зависимость
отношения ак/рк от
напряжения при —
= 0,7, 0 = 0,22
Кривая зависимости ак/рк==/'(£//£Л), построенная по
(29.17) и (29.18) с учетом (29.20) и (29.21), приведена на
рис. 29.2.
Напряжение в конце разомкнутой линии, присоединен-
ной к источнику с нулевым внутренним сопротивлением,
максимально при рк/=л/2, т. е. при /<21500 км, и может
быть найдено совместным решением двух уравнений, одно
из которых аналогично выражению (29.11):
(/(/)< Г. 7р (29.22)
л а/р + ак/Рк
а второе уравнение задано графически (рис. 29.2). Под U
на рисунке подразумевается расчетное значение Up=kU (Г),
подсчитываемое по выражению
. (29.23)
I I
\ 2 /
Например, для р/?/ = л/2 t/p = 0,81 U(l). Расчет ведется в следую-
щей последовательности: задаются различные значения напряжения
U(I) в конце линии; по значению Uk (зависит от конструкции фазы
линии) находится отношение kU(l)/Uk', по графику рис. 29.2 и
выражению (29.22) для каждого значения U(/) находится соот-
ветствующее значение Е. По полученной таким образом кривой
U(l)=f(E) определяется напряжение U (I) при заданном значении Е.
После того как найдено искомое значение напряжения в конце
линии Щ1), можно рассчитать приращение емкости, если в уравнение
'(29.18) вместо U подставить значение С/р; затем по (29.20) определя-
ется рл.. Длина линии, при которой наступает резонанс,
/к = я/2-^-. (29.24)
Рк
Максимумы резонансных кривых в схеме, содержащей
индуктивность источника, мало отличаются от максимумов
резонансной кривой для случая источника с нулевым вну-
352
тренним сопротивлением. При короне резонансные кривые
получаются значительно менее острыми, чем при ее отсут-
ствии. Значения максимумов в случае короны составляют
примерно ЗЕ и смещены в сторону меньших длин из-за влия-
ния дополнительной емкости (кривая 3 на рис. 29.1). Этот
же емкостный эффект короны является причиной незначи-
тельного повышения напряжения в дорезонансной области.
Хотя в резонансной области влияние короны весьма велико,
она не может ограничить перенапряжения до значений, бе-
зопасных для изоляции. В дорезонансной области влияние
короны несущественно даже при напряжениях, приближаю-
щихся к уровню изоляции линии.
Влияние реакторов. Разомкнутая линия является источ-
ником реактивной мощности. Емкостный ток в начале линии
может проходить через обмотки генератора станции, что
нежелательно, так как работа генераторов в режиме потреб-
ления реактивной мощности становится менее устойчивой.
Поэтому на шинах высокого напряжения станции и отправ-
ной системы включается реактор поперечной компенсации;
реактор у шин приемной системы, как правило, по условиям
нормального режима не нужен. В разомкнутых линиях от-
носительно небольшой длины (до 300—400 км), когда пере-
пад напряжения вдоль линии невелик, можно ограничиться
включением реактора на шинах станции. В электропереда-
чах большой длины в начале линии сосредоточивается 20—•
40 % всей установленной мощности реакторов. Остальные
реакторы устанавливаются в одной или нескольких точках
линии на переключательных пунктах или подстанциях, при,
чем в режиме полных нагрузок эти реакторы полностью пли
частично отключаются.
Рассмотрим роль реакторов в режиме односторонне
включенной линии, который может возникнуть как вследст-
вие аварийного разрыва, так и при плановом включении ли-
нии, в частности в режиме синхронизации. Разница между
послеаварийным режимом и режимом синхронизации за-
ключается в том, что последний происходит в заранее под-
готовленных условиях, обеспечивающих оптимальный ре-
жим напряжения (уменьшение возбуждения генераторов,
установление минимальных коэффициентов трансформации,
включение всех реакторов), в то время как в послеаварий-
ном режиме, которому предшествовал режим полных на-
грузок, реакторы могут быть отключены, а возбуждение ге-
нераторов (расчетная ЭДС источника) или коэффициенты
трансформации могут иметь наибольшие значения.
23-469
353
Ограничение напряжений в разомкнутой линии зависит
не только от мощности, но и от места установки реакторов.
Реактор в начале линии не влияет на характер распре-
деления напряжения вдоль линии и коэффициент передачи,
но увеличивает входное сопротивление линии, так как ча-
стично компенсирует емкостный ток линии, проходивший в
отсутствие реактора через индуктивность источника. Вход-
ное сопротивление линии с реактором в начале ее опреде-
ляется по формуле
7 _( /^С РО р _ etg (31 /Qq on
-DX~ iXp-/Zcctg₽Z 1—Qctgpz ’ '
где q = Zc/X^
Коэффициент передачи остается неизменным:
К - 1/cos р/.
Для полной компенсации емкостного тока [знаменатель
дроби в (29.25) обращается в нуль] требуется мощность ре-
актора <7 = tg(3Z> которая весьма велика, и потому на прак-
тике полную компенсацию не осуществляют.
Реактор в конце линии уменьшает коэффициент пере-
дачи:
К . (29.26)
cos р/ (1 + 7 tg р/)
Этой формуле можно придать более удобный вид, если
обозначить
l/7-Xp/Zc^tg<r3. (29.27)
Тогда
К =---------!---------= —. (29.28)
cos р/ + etg <рэ sin р/ sin (р/ срэ)
Последнему выражению можно приписать простой физи-
ческий смысл, если учесть, что входное сопротивление ко-
роткозамкнутой линии с волновой длиной срэ равно /Zctgq?3.
Тогда реактор может быть представлен как короткозамкну-
тая линия с входным сопротивлением Azp и волновой длиной
(рэ, а вся линия с реактором на конце — как короткозамк-
нутая линия с волновой длиной р/+фэ. Это позволяет найти
распределение напряжения U(х) вдоль линии (рис. 29.3):
и (х) = U(0) t (29.29)
sin (PZ + <гэ)
где х отсчитывается от конца линии.
354
Рис. 29.3. Распределение напряжения и
тока вдоль односторонне включенной
линии с реактором в конце
В частности, максимум напря-
жения соответствует точке, для
которой
с.
sin IP (/ — X) + <рэ] = 1; р (/ — х) = л/2 — <рэ; ) (29.30)
Umax = t/(O)/sin(pZ + cp3). I
На рис. 29.3 приведена кривая распределения тока вдоль
линии. Повышение напряжения на начальном участке ли-
нии говорит о том, что по линии проходит емкостный ток,
который падает до нуля в точке, соответствующей макси-
муму напряжения: далее ток становится индуктивным, что
вызывает падение напряжения вдоль линии.
Входное сопротивление линии с реактором в конце
ZBX = (- /Zc etg pz) <- (29.31)
— 1 — 7 etg р/
больше, чем при установке реактора в начале линии, хотя
условие полной компенсации емкостного тока достигается
при одной и той же мощности.
По (29.31) можно найти мощность реактора, при которой
напряжения в начале и в конце линии равны между собой
(К=1):
sin cp.j = sin (j3l 4- <рэ). (29.32)
Это равенство удовлетворяется при р/+фэ = л—фэ, от-
куда
(29.33)
В этом случае входное сопротивление линии
ZB* = iZc tg (р/ + ZL----^) = - jZc etg (29.34)
Реактор в середине линии снижает коэффициент переда-
чи меньше, чем реактор в конце линии:
cos pZ [1 + (7 tg р/)/2] ’
23*
355
Рис. 29.4. Распределение напряжения
и тока в односторонне включенной
линии с реактором в середине линии:
а — при большой мощности реактора; б —
при малой мощности реактора
Для того чтобы построить
распределение напряжения
вдоль линии, надо найти вход-
ное сопротивление разомкнуто-
го участка линии вместе с ре-
актором
р/
ctg2
вX2 “ i%С йГ ~~
1—^Ctg-y
^±/ХВХ2. (29.36)
В зависимости от знака
входного сопротивления оно
может быть представлено как входное сопротивление экви-
валентной короткозамкнутой или разомкнутой линии, как
это показано на рис. 29.4:
<р0 — arctg ИлИ arctg -^2.
Ze Zc
Распределение напряжения вдоль короткозамкнутой или
л/
разомкнутой линии с волновой длиной "тр+фэ подчиняется
синусоидальному или косинусоидальному закону. Кривые
напряжений и токов в обоих случаях даны на рис. 29.4, а, б.
Пользуясь приведенными формулами, можно рассчитать
напряжение на линиях с реакторами в нескольких точках.
Определим, в частности, мощность реакторов в начале, се-
редине и конце линии, необходимую для того, чтобы напря-
жения в этих точках были равны между собой. Согласно
(29.25) и (29.33) включение по концам участка /2 = //2 ре-
акторов с мощностью ^1 = tg-^-обеспечивает равенство на-
пряжений по концам участка и полную компенсацию емко-
стного тока в его начале. В этих условиях участок =
ведет себя как разомкнутый. Чтобы напряжение в конце
этого участка было равно напряжению в его начале, нуж-
но включить в конце участка дополнительный реактор с
356.
мощностью 71 = Таким образом, если мощность реак-
торов в конце линии равна tg-y-, а в середине линии2tg—,
то напряжения в начале, середине и в конце линии равны
между собой, но превышают ЭДС источника, так как емко-
стный ток в начале линии не скомпенсирован полностью.
Включением в начале линии реактора с мощностью 71 =
. р/
= достигается полная компенсация емкостного тока,
т. е. [/(/) = = =Е. Максимальное значение на-
пряжения в середине каждого участка
у = __________
итах р/ •
COS —~-
4
Для линии /=1000 км это составляет 1,04 Е. На осно-
вании рассмотренных выше случаев можно сделать следую-
щие выводы.
1. При более равномерном распределении реакторов
вдоль линии уменьшается мощность, необходимая для пол-
ной компенсации емкостного тока. Предел, к которому стре-
мится мощность, необходимая для полной компенсации ем-
костного тока при п участках линии, равен
2? = 2ntg-£b &2п-&- = р/ (29.37)
2п 2п
или
2 — JL = аС'1. (29.38)
X р % с
Последнее равенство имеет простой физический смысл:
в левой части стоит полная проводимость реакторов, а в
правой — емкостная проводимость линии.
2. Полная компенсация емкостного тока не является не-
обходимой по условиям синхронизации, если реактор у шин
отправной системы включен на линии, а синхронизацию
следует производить у шин отправной системы (станции),
поддерживая на шинах приемной системы напряжение,
близкое к номинальному.
Реакторы, установленные на линии по режиму малых
нагрузок и условиям синхронизации, не всегда могут обес-
печить ограничение установившихся перенапряжений в по-
слеаварийном режиме. Например, при размыкании выклю-
357
чателя 2 на линии 1000 км (рис. 29.5), где реакторы вы-
браны по условиям синхронизации на выключателе /,
максимальное напряжение в конце линии может достигнуть
1,72Е при Хц = 0,25Zc и 2,1Е при Xn~0,5Zc. Подобные
значения напряжений недопустимы, так как разрядник,
Рис. 29.5. Послеаварийный режим в линии после отключения
выключателя 2
сработавший в переходном режиме, не справится с гаше-
нием дуги сопровождающего тока и может разрушиться до
того, как выключатель 1 отключит линию.
Дополнительные реакторы, предназначенные для огра-
ничения установившихся перенапряжений, могут быть под-
ключены через искровой промежуток. При наличии реакто-
ров возможность резонанса на промышленной частоте в ли-
ниях с /<1500 км практически исключается.
29 .2. УСТАНОВИВШИЕСЯ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ ПРИ КЗ
При возникновении на линии однофазного короткого за-
мыкания на неповрежденных фазах установившиеся пере-
напряжения не превышают 1,3/7ф, что допустимо с учетом
кратковременности этого режима. Но, как правило, выклю-
чатели на обоих концах линии срабатывают неодновремен-
но, и в течение примерно 1 с может существовать режим
одностороннего питания. Этот режим связан со значитель-
ными перенапряжениями на неповрежденных фазах, так как
на повышение напряжения, обусловленное емкостным эф-
фектом, накладывается дополнительное повышение напря-
жения за счет неепмметрии при однофазном коротком за-
мыкании.
Расчет напряжения в режиме однофазного КЗ можно вы-
полнить с помощью метода симметричных составляющих.
Б место замыкания, например на фазе А, включается эк-
вивалентный источник с напряжением —UAf равным по
значению и обратным по направлению напряжению UA сим-
метричного режима. Обозначим через Zb Z2, Zo сопротив-
ления прямой, обратной и нулевой последовательностей от-
358
носительно точки замыкания. Ток однофазного замыкания
па землю определяется как
j ~ А
-Kt ~ Л + A + V
(29.39)
Токи различных последовательностей при этом равны:
Л -- Л “ Л
А1 _ ".Л
3 ?i + ?2 + _Zo‘
(29.40)
Напряжение в каждой из фаз может быть представлено
как сумма четырех составляющих:
составляющей напряжения симметричного режима, су-
ществовавшей до КЗ;
аварийной составляющей прямой последовательности
А£Д - - ЛА - -^дАЛА + А + A); (29.41)
составляющей обратной последовательности
А - - ЛА - UA Z2/(A + Z2 + Zo); (29.42)
составляющей нулевой последовательности
и0 - — ЛА = - UAZ.KZ^ + А + А). (29.43)
напряже-
сопротивления Zt и Z2 близки и можно принять Z\^
Для точек, удаленных от шин генераторного
пия, <
— Z2. Обозначив Zo/Zi=Zo/Z2 = m, получаем
At/ = U9 ==• — ил__11__
~ " ?о+2?!
zn
U0 = -UA —---------- -
- А + 2?!
=--------V л,
т + 2 - А
т
А.
гН-2 -
(29.44)
(29.45)
На рис. 29.6 приведена векторная диаграмма, построен-
ная для случая, когда сопротивления всех последователь-
ностей можно принять чисто реактивными и т>\. В по-
врежденной фазе А три составляющие напряжения AtA,
U2 и Uo совпадают по направлению и в сумме дают век-
тор (—Uа), т.е. суммарное напряжение равно нулю. В
двух других фазах В и С составляющие нулевой последо-
вательности имеют то же направление, что и в поврежден-
ной фазе, а составляющие прямой и обратной последова-
тельностей сдвигаются на углы ±120°. Сумма векторов
a2At7i и aU2 или aAtA и a2U2, сдвинутых относительно
359
друг друга на угол 120°, представляет собой вектор, лежа-
щий на линии вектора Uq, но имеющий обратное направ-
ление (т>0). Такжм образом, геометрическая сумма со-
Рис. 29.6. Векторная ди-
аграмма напряжений при
однофазном КЗ
ставляющих A/7b U2 и Uq в неповрежденных фазах, кото-
рую мы обозначим Д/7, равна
- Uo + + aU2 = Uo - \U± =
/ т
\т + 2
т — 1
т + 2
(29.46)
Вектор Д(/ геометрически складывается с составляю-
щими симметричного режима. Из векторной диаграммы
следует:
ив = ис = )2+ UAJ=
(29.47)
Для систем с заземленной нейтралью характерно 1<
<т<3. Верхние значения т могут получаться в точках
сети, удаленных от источников питания, где сопротивления
Zo и Zi определяются в основном сопротивлениями линии,
а отношение индуктивностей нулевой и прямой последова-
тельностей линии близко к трем.
360
С учетом того, что максимальное рабочее напряжение
составляет 1,15—1,1 номинального (линейного), получим
напряжение на неповрежденных фазах при т = 3:
Vb = Uс = (Ы - Ы5). 1,25 = (0,79-:-0,83)
из
В сетях с изолированной нейтралью трансформаторов
можно приближенно считать, что т->оо. Тогда максималь-
ное напряжение на неповрежденных фазах равно Ub~
= U с~ 1,1 и ном-
Максимальные напряжения на неповрежденных фазах
определяют выбор грозозащитных разрядников. В систе-
мах с изолированной нейтралью трансформаторов приме-
няются 110 %-ные разрядники, рассчитанные на напряже-
ние гашения С'гГаш=1,1 t/ном- В системах с заземленной ней-
тралью используются 80%-ные разрядники, у которых
гашение дуги осуществляется при Uram = Q,8UUOM и дает воз-
можность уменьшить сопротивление нелинейного резисто-
ра, а следовательно, и остающееся напряжение на разряд-
нике.
Приведенный выше расчет режима однофазного КЗ
позволяет построить зависимость напряжения на непо-
врежденных фазах от отношения Zq)Z\ (рис. 29.7) без уче-
та активного сопротивления земли. Учет этого сопротивле-
ния не вносит существенных изменений в ход кривой, за
исключением резонансной области (т«—2), где ампли-
туда напряжения определяется добротностью схемы.
Пусть на повышение на-
пряжения при однофазном
КЗ накладывается повыше-
ние напряжения в разомк-
нутой длинной линии, обра-
зующейся из-за неодновре-
менного срабатывания вы-
ключателей по концам ли-
нии. В этом случае отноше-
Рис. 29.7. Зависимость напряже-
ний на неповрежденных фазах при
однофазном КЗ от отношения
m==Z0/Zi
361
ние Zo/Zt определяется как отношение входных сопротивле-
ний относительно точки КЗ в конце разомкнутой ли-
нии, присоединенной к источнику с нулевым внутренним
сопротивлением. Эти входные сопротивления без учета по-
терь равны
- jZc tg 0/; Zo = jZ^tg 0О/. (29.48)
Для линий СВН Zc0 = (2,04-2,4) Zc, а р0 = (1,54-1,7)0,
т.е. волновое сопротивление и волновая длина линии в
схеме нулевой последовательности значительно больше, чем
соответствующие параметры в схеме прямой последова-
тельности.
При небольших длинах линий отношение Z^Z^ равно
отношению индуктивности нулевой и прямой! последова-
тельностей линии. При длине линии />400 км Zo растет
значительно быстрее, чем Zb а при р0/ = л/2 сопротивление
Zo вместо индуктивного становится емкостным. Например,
при ро= 1,6 р предельная длина линии, при которой сопро-
тивление нулевой последовательности линии сохраняет ин-
дуктивный характер,
, л л 1500
I = ---=---------- =------= 940 км.
2р0 2-1,6р 1,6
Сопротивление Zi сохраняет индуктивный характер
вплоть до / = 1500 км.
Из кривой рис. 29.7 видно, что при значениях т, близ-
ких к —2, возможны значительные повышения напряже-
ния на неповрежденных фазах за счет несимметрии. Од-
нако в реальных линиях эти перенапряжения ограничены
активными потерями, которые на этом рисунке не учтены.
На рис. 29.8 построены зависимости от длины разомкнутой
линии напряжений на неповрежденных фазах при однофаз-
ном КЗ в фазе А. Эти зависимости получены путем умно-
жения ординат кривой 1 при симметричном режиме на
значения коэффициента т, вычисленные с учетом актив-
ных потерь. Помимо максимума при /=1500 км, обуслов-
ленного резонансом в симметричном режиме, кривые име-
ют максимумы при /~ 1200 км, обусловленные несиммет-
рией.
Установка реакторов в линии /<1500 км приводит к
тому, что Zo и Zj относительно точки однофазного КЗ при-
обретают индуктивный характер. Реакторы в большей сте-
362
Рис. 29.8. Резо-
нансные кривые
при
симметричном ре-
жиме (кривая /)
и однофазном КЗ
в конце односто-
ронне включенной
линии (кривые 2)
пени оказывают влияние на входное сопротивление нуле-
вой последовательности, чем на Zb вследствие того, что в
схеме нулевой последовательности индуктивность больше,
а емкость меньше, чем в схеме прямой последовательности.
Наибольшее влияние на снижение коэффициента несим-
метрии оказывают реакторы, находящиеся в конце линии.
В противоположность поперечной компенсации про-
дольная емкостная компенсация оказывает неблагоприят-
ное влияние на коэффициент несимметрии. Будучи вклю-
чено последовательно с большим индуктивным сопротив-
лением нулевой последовательности линии, емкостное
сопротивление УПК мало сказывается на Zo, но может су-
щественно уменьшить Zb Поэтому в схеме с продольной
компенсацией повышения напряжения из-за несимметрии
возрастают, особенно если КЗ происходит непосредственно
за УПК.
29 .3. ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ ПРОМЫШЛЕННОЙ ЧАСТОТЫ
ПРИ НЕПОЛНОФАЗНЫХ РЕЖИМАХ
Опасные повышения напряжения резонансного характе-
ра могут возникнуть при неполнофазных режимах, когда
при включении или отключении в линии с высокой сте-
пенью компенсации отказали одна или две фазы выключа-
теля. Рассмотрение начнем со случая короткой линии с
реакторами, для которой можно составить упрощенную
363
Рис. 29.9. Расчетная трехфазная схема при однофазном разрыве в ко-
роткой разомкнутой линии с реакторами (а) и однофазная схема заме-
щения (б)
схему замещения с сосредоточенными постоянными (рис.
29.9, а). Линия представлена сосредоточенными емкостями
на землю Со/ и междуфазными емкостями Смф/. Для вы-
числения напряжения UA на невключившейся фазе трех-
фазную схему можно привести к эквивалентной однофаз-
ной (рис. 29,9,6), ЭДС которой равна 0,5£. Из однофазной
схемы следует, что
/©lp-L_
_ /о>С0г = . (29.49)
-° . 1 1 - со'ДпСЛ
При co2LpCq/<1, что соответствует перекомпенсации ем-
костного тока в схеме нулевой последовательности, экви-
валентное сопротивление Zo приобретает индуктивный
характер; его последовательное соединение с емкостным
сопротивлением 1/(/2(оСмф/) может привести к существен-
ному повышению напряжения на невключившейся фазе:
ц _ о р МР/(! —^со ZLP)
1 — о)2С() /Ьр /
= - 0,5£-------. (29.50)
1 — or Lp (Со + 2СМф
При двухфазном разрыве в фазах А и В аналогичным
образом
и. = иВ--=Е-------юЧр.Смф ‘. (29.51)
- - " 1-М2Гр(С0 + Смф) I
364
Условиям резонанса в рассмотренной схеме соответст-
вуют уравнения:
при однофазном разрыве
& Lp (Со 2СМф) I — 1,
(29.52)
при двухфазном разрыве
+ с.ф) ' ~ I.
(29.53)
В неполнофазных режимах в линиях с высокой сте-
пенью компенсации резонансные перенапряжения имеют
узкую область резонанса. Следовательно, их максималь-
ные значения зависят от активных потерь, в особенности
от потерь на корону. Сильное влияние короны объясняет-
ся тем, что ее активная проводимость включается после-
довательно с большим емкостным сопротивлением
1/(/<оС'1ф/) или 1/(/2соС^ф/) при двухфазном разрыве.
Резонансные перенапряжения, связанные с неполно-
фазными режимами, могут возникать в системах при на-
личии в начале или в конце линии ненагруженных транс-
форматоров, имеющих соединенные в треугольник обмот-
ки низшего напряжения.
На рис. 29. 10, а изображена трехфазная схема системы
с заземленной нейтралью при однофазном разрыве в ко-
роткой линии с трансформатором на конце, а на рис.
29.10,6 — эквивалентная однофазная схема. Прохождение
токов в двух включившихся фазах первичной обмотки
трансформатора вызывает появление в двух соответствую-
Рис. 29.10. Неполнофазный режим в короткой линии с трансформато-
ром на конце (а) и однофазная схема замещения (б)
365
щих фазах вторичной обмотки ЭДС Е, сдвинутых относи-
тельно друг друга на угол 120°. Сумма этих ЭДС, также
равная Е, вызывает во вторичной обмотке ток, создающий
поток в магнитопроводе невключившейся фазы. Благодаря
обратной трансформации в первичной обмотке индуциру-
ется ЭДС, равная Е. В итоге обмотка, соединенная в тре-
угольник и обладающая индуктивностью рассеяния Ld на
фазу, может рассматриваться как источник ЭДС с внут-
ренним сопротивлением 3Xd = 3coErf, присоединенный к по-
врежденной фазе наряду с ЭДС ОДЕ с внутренним сопро-
тивлением, определяемым емкостью 2СМф/ за счет емкост-
ной связи с неповрежденными фазами.
Иными словами, напряжение на невключившейся фазе
обусловлено, с одной стороны, емкостной связью с вклю-
чившимися фазами, а с другой — электромагнитной связью
между обмотками. Дополнительная электродвижущая си-
ла, возникающая при этом в результате обратной транс-
формации, приложена к контуру, содержащему индуктив-
ность 3Ld и емкость (С^ + 2С'1ф)/. Условие резонанса в та-
кой схеме имеет вид
1/[®(С; + 2Смф)/] = 3®Ld. (29.54)
Надо отметить, что возникновение резонанса при непол-
нофазном режиме в рассмотренной схеме является вполне
реальным, особенно в случае применения трехобмоточных
трансформаторов или автотрансформаторов, у которых
третичная обмотка, соединенная в треугольник, имеет зна-
чительно меньшую мощность, чем обмотки высшего и сред-
него напряжения. Вследствие этого индуктивность рассея-
ния обмотки низшего напряжения, приведенная к мощнос-
ти трансформатора, оказывается значительной для авто-
трансформаторов 330 кВ (екнн = 604-70 %).
Расчет по упрощенной схеме замещения типа схемы
рис. 29.10 дает погрешность при больших длинах линии, в
особенности при включении трансформатора в конце ли-
нии. Более точные результаты получают с помощью мето-
да симметричных составляющих при расчете комплексной
схемы замещения, приведенной на рис. 29.11. На схеме
Zi==ZH=/XH; Zoz = Zho=/^ho —индуктивные сопротивления
прямой и нулевой последовательностей источника; Zn =
=_ZBX; Zoh = Zobx — входные сопротивления прямой и ну-
левой последовательностей линии вместе с трансформато-
рами или реакторами.
366
Обозначим
?1 = ^ + ?вх: 5,-Zirt + Z0Bx. (29.55)
При однофазном разрыве в начале разомкнутой ли-
нии напряжение в точке разрыва на невключившейся фа-
зе подсчитывается как падение напряжения на нейтрали
схемы (точка N) от прохождения токов нулевой посдедо-
Рис. 29.11. Комплексная схема замещения для
расчета напряжений при неполнофазных режимах
вательности /н = 3/0. Ток в нейтрали /н может быть найден
как частное от деления эквивалентной ЭДС двух включив-
шихся фаз (0,5£) на полное сопротивление цепи, которое
складывается из сопротивления в нейтралях и сопротивле-
ний прямой последовательности двух включившихся фаз:
Zn —z
7 7 _ 7 — ОВХ ВХ _
-А ~ -* 3
2. —Z
0вх вх
0,5 Е-------------=
— 7 — Z Z Z Zn —Z
_и0 _И I — И ! -ВХ ( _0вх _вх
3 2 + 2 1 3
— z
_ £г=:овх—(29.56)
- + L
где Е — ЭДС источника.
Аналогично можно получить расчетные формулы для
двухфазного разрыва.
Из (29.56) следует, что напряжение на невключившейся
фазе, а также разность потенциалов на контактах выклю-
чателя могут резко возрасти, если сопротивления прямой и
нулевой последовательностей имеют разные знаки. Сопро-
тивления источника 2И=/ХИ и Zno=/%io всегда имеют ин-
дуктивный характер и обычно по абсолютному значению
367
меньше, чем входные сопротивления линий, поэтому усло-
вия возникновения больших напряжений в основном опре-
деляются характером входных сопротивлений Z- и Zo. Ти-
пичные схемы электропередач, в которых могут наблю-
даться перенапряжения неполнофазного режима, приведены
на рис. 29.12.
Пусть при работе выключателя Q возникает неполно-
фазный режим. Рассчитаем параметры схем. Входное со-
противление прямой последовательности линии
= 20Х =-iZc ctgfM =-/XDX (29.57)
и при длине линии, меньшей 1500 км, всегда носит емкост-
ный характер.
Рис. 29.12. Неполнофазные режимы в линии о
трансформатором в начале (а) и трансформато-
ром в конце линии (б)
Входное сопротивление нулевой последовательности для
линии с трансформатором в начале образовано параллель-
ным соединением сопротивления рассеяния обмотки jXd
трансформатора и входного сопротивления линии
.(—/ZcoCtg ₽(/)
7 — 7 —
~0Ц _0вх
jXd ( jZca etg /) __ .лл
/XcZ —/zco etg р0 Z овх
(29.58)
и приобретает индуктивный характер, так как индуктив-
ность рассеяния шунтирует емкость линии.
На рис. 29.13 приведены зависимости входных сопротив-
лений Хвх и Ховх от длины линии. Для проведения даль-
нейшего анализа на графике отложены значения Хзх/2 и
2Хвх. Сопротивление прямой последовательности заметно
падает с увеличением длины линии (кривые \а и 16), а
сопротивления нулевой последовательности медленно рас-
тут (кривые 2, 5), так как входное сопротивление линии,
шунтирующее Xd, также уменьшается с увеличением дли-
368
ны. При Хи = 0 (мощный источник) условие резонанса при
однофазном разрыве имеет вид
Z Y + 2ZI} = 0.
_ВХ 1 _ !)вк
Этому соответствует точка пересечения кривых 1а и 2
'(точка /).
При Xn=#0 и Хио^О происходит изменение значений
Zi и Zo, так как
- / (Х)вх + А<о)'
Рис. 29.13. Зависимости входных со-
противлений прямой и нулевой по-
следовательностей линии с трансфор-
матором от длины линии (£/Иом--
-330 кВ, STP = 27O МВ-А, ек
— 70 %):
1а — Хвх/2; 16 — 2А'ВХ; 2 — X ()ВХ (iранс-
форматор в начале); 3 — Ховх (трансфор-
матор в конце)
Это значит, что уменьшается емкостное сопротивление
прямой последовательности и увеличивается сопротивле-
ние нулевой последовательности (кривые 1а и 16 на рис.
29.13 смещаются вниз, а кривая 2— вверх). В итоге ре-
зонансная точка смещается в область меньших длин.
Кривая 3 соответствует зависимости от длины линии
входного сопротивления нулевой последовательности при
включении трансформатора в конце линии. При этом
goBK-/-Xd~VCI’tgf<(,t (29.59)
1 - tgPo/
возрастает, так как к индуктивности рассеяния трансформа-
тора добавляется индуктивность линии; благодаря этому
резонансная длина уменьшается. Роль индуктивности ли-
нии настолько велика, что резонанс возможен и при не-
больших значениях Xd-
Аналогично можно найти и резонансные длины для
двухфазного разрыва, при котором условие резонанса
24—469 369
Zobx + ^bx = O (точка 11 на рис. 29.13). Таким образом,
резонансные условия при неполнофазных режимах могут
наблюдаться для значительно меньших длин линии, чем
при симметричном режиме.
29.4. ФЕРРОРЕЗОНДНСНЫЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ
Феррорезонансные перенапряжения возникают в элект-
ропередаче, когда в силу различных причин происходит
насыщение магнитопроводов электрических машин и транс-
форматоров.
На рис. 29.14 приведена типичная характеристика на-
магничивания трансформатора с мощностью, равной нату-
Рис. 29.14. Характеристика на-
магничивания трансформатора:
1 — зависимость между амплитудами
напряжения и намагничивающего тока;
2 — зависимость между амплитудами
тока и напряжения основной частоты
ралыюй мощности линии, и с током намагничивания, рав-
ным 2 % номинального тока трансформатора (кривая 1).
При номинальном напряжении ток намагничивания не
превышает 2—4 % номинального тока трансформатора, а
при увеличении напряжения выше номинального резко воз-
растает, достигая значения номинального тока. При этом
происходит искажение формы кривой тока, возрастает
доля высших гармоник, так что амплитуда основной гар-
моники тока может составлять 50—70 % его максимально-
го значения (кривая 2 на рис. 29.14). Прохождение неси-
нусоидального намагничивающего тока через элементы
схемы создает несинусоидальное падение напряжения;
следовательно, на трансформаторе и в других точках элек-
тропередачи появляются напряжения высших гармоник.
В силу возрастания намагничивающего тока трансфор-
матора при насыщении в некоторых случаях происходит
ограничение напряжения промышленной частоты. Напри-
мер, в схемах дальних передач трансформатор при насы-
370
щении может рассматриваться как нелинейный реактор,
частично компенсирующий емкостной ток линии.
Если сопротивление схемы относительно ненагружен-
ного или малонагруженного трансформатора носит емкост-
ный характер, то при этом могут возникнуть значительные
перенапряжения. Они являются типичным примером ре-
зонанса в нелинейных цепях (феррорезонанса), на про-
мышленной частоте {гармонический резонанс) или на выс-
ших и низших гармониках {негармонический резонанс).
Многие конкретные случаи возникновения феррорезо-
нансных перенапряжений можно проанализировать на ос-
нове простейшего феррорезонансного контура, состоящего
из емкости, нелинейной индуктивности и активного сопро-
тивления, присоединенного к источнику синусоидального
напряжения (рис. 29.15). Нелинейная характеристика за-
висимости амплитуды основной гармоники тока от ампли-
туды напряжения промышленной частоты обычно задается
графически.
Основное соотношение для контура рис. 29.15
E^{UL~Ucy + {IRy, (29.60)
Рис. 29.17. Векторные диаграммы
для феррорезонансного контура:
а —емкостный режим; б — индуктив-
ный режим
Рис. 29.16. Графическое определе-
ние напряжения в феррорезонанс-
ном контуре
24*
371
С учетом того, что Uc = I/^C,
UL = Z/coC ± ]/£2 — (//?)Г (29.61)
Подкоренное выражение в уравнении (29.61) представ-
ляет собой кривую эллипса с центром в начале координат
(рис. 29.16) и полуосями, равными Е (вертикальная ось) и
Е/R (горизонтальная ось). Сумма ординат эллипса и пря-
мой I/о)С, тангенс угла а наклона которой пропорционален
емкостному сопротивлению, дает правую часть (29.61). При
R = 0 эллипс превращается в две параллельные прямые
1/($С±Е. Точки пересечения эллипса (в частном случае
двух параллельных прямых) с вольт-амперной характерис-
тикой UL—f(l) дают возможные состояния равновесия
схемы.
На рис. 29.16 показаны три точки пересечения вольт-
амперной характеристики с параллельными прямыми
/ДоС±£ (точки а, б, в), В точке а напряжение на емкости
больше напряжения на индуктивности, ток опережает по
фазе ЭДС источника (векторная диаграмма рис. 29.17, а),
т. е. имеет емкостный характер. В точках бив напряже-
ние на индуктивности больше напряжения на емкости, ток
отстает по фазе от ЭДС источника (векторная диаграмма
на рис. 29.17,6), т. е. имеет индуктивный характер. Следу-
ет отметить, что не все из этих режимов являются устойчи-
выми.
Проверка устойчивости решения осуществляется обычно
путем анализа поведения схемы при небольшом изменении
параметра, в данном случае тока в цепи. При устойчивом
состоянии система при малых возмущениях стремится вер-
нуться в исходное положение. Если в схеме существует ем-
костный режим, соответствующий точке а, и происходит
малое увеличение тока, то напряжение на емкости увели-
чивается в большей степени, чем напряжение на индуктив-
ности. А так как возникший небаланс напряжения Д£7 =
= E^UL—Uc<0 направлен против тока /, то возникает
противоток и схема возвращается в исходное состояние,
т. е. режим, соответствующий точке а, является устойчи-
вым.
Малое приращение тока в точке б приводит к тому, что
напряжение на индуктивности растет в большей степени,
чем напряжение на емкости, условие небаланса принимает
вид &U = E-}-Uc—Ul<0, что вызывает появление противо-
тока и возвращение схемы в исходное состояние. Таким
372
образом, режим, соответствующий точке б, тоже является
устойчивым. Иное соотношение складывается для точки в.
Небаланс напряжения при небольшом увеличении тока
&U = E-{-Uc—Ul>0 положителен, что и приводит к непре-
рывному возрастанию тока, пока не установится режим,
соответствующий точке а.
С помощью показанного на рис. 29.16 графического по-
строения можно найти зависимость напряжения Uc от зна-
чения емкости схемы.
29.5. ПРАКТИЧЕСКИЙ СЛУЧАЙ ФЕРРОРЕЗОНАНСНЫХ
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЙ
Реальная схема, в которой возможно возникновение
феррорезопапсных перенапряжений, показана на рис. 29.18.
Рис. 29.18. Обрыв фазы в сети с изолированной нейтралью с
падением провода:
а_ трехфазная схема; б, в — переход к эквивалентной однофазной схеме
Мощный источник (внутреннее сопротивление равно нулю)
питает слабонагруженный трансформатор с изолированной
нейтралью. При обрыве фазного провода с заземлением со
стороны источника возникают условия для феррорезоианс-
ных перенапряжений. На схеме показаны емкости фазных
проводов относительно земли СоЛ и Со/ до и после места
373
обрыва и соответствующие междуфазные емкости CM*/i и
С.1.
мф
Приведем трехфазную схему рис. 29.18, а к эквивалент-
ной однофазной, в которой ЭДС и сопротивление могут
быть определены
Е =
_вс
как
ЕВУВ + Ес Yc _ Ев + Ес
Cd + 1 С) 1 NO
1 N СО С) II 1 N Со ' N) *0 О II » || N (29.63)
С учетом ЭДС поврежденной фазы эквивалентная ЭДС
в однофазной схеме
Ез = ЕА-----в+-с- - = 1 ,$ЕЛ, (29.64)
а эквивалентное сопротивление
Z3 - ZA + Z/2. (29.65)
Этим соотношениям отвечает схема, представленная на
рис. 29.18, в. Ее можно пояснить, рассмотрев пути тока в
схеме рис. 29.18, а. Ток от источника проходит через парал-
лельно сложенные индуктивности трансформатора в непо-
врежденных фазах (LH/2), индуктивность и емкость Со
поврежденной фазы.
Общая индуктивность трансформатора в схеме замеще-
ния (рис. 29.19, а) шунтируется емкостями между повреж-
денными и неповрежденными фазами. Емкости Col непо-
врежденных фаз не учитываются, поскольку они включены
параллельно источнику.
Схему рис. 29.19, а можно привести к простому нелиней-
Рис. 29.19. Однофазные схемы замещения при неполнофазном
режиме:
а — полная; б — упрощенная
374
ному колебательному контуру рис. 29.19, б с помощью тео-
ремы об активном двухполюснике. В этом случае
Е, = £э-----; С' = (Со + 2Смф)(. (29.66)
Со + 2Смф
Определение напряжения на емкости производится с
помощью описанного выше графоаналитического способа
(рис. 29.20) с учетом междуфазной емкости (СМф =
= 0,25 Си). Прямые 1 соответствуют случаю СМф = 0. Из
уравнения (29.66) следует, что междуфазная емкость
уменьшает Еэ, но одновременно уменьшает наклон прямых
//соС±£э, которые при любом значении СМф отсекают на
оси абсцисс отрезки, равные
4- Еэ соС' = + Е3 . СО (Со +
“ Со+2Смф
+ 2Смф)/ — + CcoCj I.
Наличие междуфазной емкости приводит, таким обра-
зом, к возрастанию перенапряжений, так как увеличивает-
ся значение Uc (прямые 1 и 2 рис. 29.20).
Рис. 29.20. Графическое определение и
Рис. 29.21. Векторная диаграмма трехфазной схемы рис. 29.18 в емко-
стном режиме
375
Перенапряжения в рассмотренном случае опасны не
только тем, что они велики. Рассмотрим векторную диа-
грамму напряжений трехфазной схемы в условиях емкост-
ного режима. На рис. 29.21 показана звезда напряжений
источника. После обрыва и заземления фазы точка А при-
обретает нулевой потенциал. Вектор АА' представляет со-
бой напряжение на емкости. Откладывая вектор О'А' на-
пряжения фазы А трансформатора, равный £7Л/1,5, находим
потенциал нейтрали трансформатора (точка 0х). Звезда
О'А', О'В, О'С представляет собой звезду напряжения
трансформатора в неполнофазном режиме. Порядок чере-
дования фазных напряжений трансформатора изменился на
обратный — это явление получило название «опрокидыва-
ние фазы». Поэтому если трансформатор имел небольшую
двигательную нагрузку, то после обрыва провода могут на-
блюдаться торможение двигателей, их останов или даже
изменение направления вращения. Учитывая значительные
повышения напряжения и эффект опрокидывания фазы при
несимметричных отключениях ненагруженных и слабоза-
груженных трансформаторов, следует стремиться умень-
шить вероятность подобных неполнофазных режимов путем
отказа от применения плавких предохранителей и выклю-
чателей с пофазным управлением.
29.6. ВЛИЯНИЕ НАСЫЩЕНИЯ ТРАНСФОРМАТОРА
НА ПОВЫШЕНИЕ НАПРЯЖЕНИЯ В СИСТЕМАХ
С ЗАЗЕМЛЕННОЙ НЕЙТРАЛЬЮ
В ряде случаев насыщение магнитопровода трансфор-
матора в симметричном режиме способствует снижению
значений перенапряжений установившегося режима. В пер-
вую очередь следует указать на снижение напряжения при
емкостном эффекте.
Определение напряжений, обусловленных емкостным
эффектом, при насыщении магнитопровода трансформатора
в начале линии можно произвести с помощью схемы рис.
29.22, б, где Хи представляет собой индуктивное сопротив-
ление источника (индуктивное сопротивление генераторов
или системы и индуктивное сопротивление рассеяния обмо-
ток трансформатора); ZBx=—/XBX— входное сопротивле-
ние линии с учетом компенсирующих устройств. На осно-
вании теоремы об активном двухполюснике можно соста-
вить расчетную схему, приведенную на рис. 29.22, в, где
376
Еэ — напряжение в начале линии при отсутствии насыще-
ния трансформатора; Z?— входное сопротивление относи-
тельно начала линии, образованное параллельным соедине-
нием индуктивного сопротивления источника и емкостного
входного сопротивления линии:
£э = Е . Х|,х— , (29.67)
^ВХ Zjj
gs - /Хэ = / vX1'-Xb; . (29.68)
вх
Обозначим составляющие основной гармоники
напряжения и тока ветви намагничивания трансформатора,
связь между которыми (вольт-амперная характеристика)
задана графически. Напряжение на индуктивности намаг-
ничивания трансформатора без учета потерь
Рис. 29.22. Графическое определение напряжения в начале линии при
учете насыщения трансформатора:
« — исходная схема; б — схема замещения; в — эквивалентная схема; г — графи-
ческое построение
377
и может быть определено графически как точка пересече-
ния вольт-амперной характеристики = 1(1 щ ) с прямой,
заданной правой частью уравнения (29.69). Эта прямая
должна проходить через характерные точки: значения £э
£:1 _ Е
на оси ординат и на оси абсцисс.
Пусть определенному режиму соответствует значение
£я (прямая 1 на рис. 29.22, г). При других условиях на
линии, например при изменении числа включенных реакто-
ров на линии, £э изменяется (значение £з2 и соответствую-
щая ему прямая 2), но абсцисса £/Хп сохраняет свое зна-
чение. Если же условия на линии остаются неизменными,
но изменяется (например, при уменьшении числа вклю-
ченных генераторов), происходит возрастание Хи и точка
£/Хп приближается к оси ординат. Из построений рис.
29.22 следует, что ограничение напряжения за счет насы-
щения тем заметнее, чем больше £3, т. е. чем больше на-
пряжение в рассматриваемой точке линейной схемы и боль-
ше £э.
При резонансных условиях в линейной схеме £э и
одновременно обращаются в бесконечность (без учета ак-
тивных потерь) и наклонная прямая превращается в вер-
тикальную прямую 3 с абсциссой £/%и. За точкой резонан-
са в линейной схеме меняет свой знак, т. е. приобре-
тает емкостный характер. Схема замещения превращается
в нелинейный колебательный контур с источником эквива-
лентной ЭДС Е'э, рассмотренный в § 29.4, т. е. вместо одной
прямой следует провести две прямые (4 и 4') через точки
±Е'э или эллипс. Однако подобные случаи для компенсиро-
ванных передач нереальны, поскольку наличие реакторов в
дальних электропередачах исключает возможность резо-
нанса в симметричном режиме. В реальных схемах входное
сопротивление относительно ветви намагничивания транс-
форматора носит индуктивный характер, поэтому насыще-
ние трансформатора, как правило, ограничивает амплитуды
установившихся перенапряжений.
19.7. ВЫСШИЕ И НИЗШИЕ ГАРМОНИКИ В ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧАХ
Насыщение магнитопровода трансформатора ограничивает напря-
жение промышленной частоты, однако в ряде случаев может вызвать
повышение напряжения, обусловленное возникновением высших и низ-
ших гармонических составляющих. Эти составляющие могут быть раз-
378
делены на две группы: сопутствующие и существенно резонансные
гармоники.
К сопутствующим гармоникам относятся высшие нечетные гармо-
ники с частотами 3, 5, 7 и т. д. по отношению к частоте источника.
Их появление обусловлено тем, что намагничивающий ток трансфор-
матора при насыщении содержит большой процент этих гармоник.
Проходя по элементам сети, несинусоидальный ток вызывает несину-
соидальное падение напряжения.
Высшие гармоники, кратные трем, возникают сравнительно редко,
так как токи этих гармоник проходят в схеме нулевой последователь-
ности. Обмотка трансформатора, замкнутая в треугольник, в большин-
стве случаев представляет цепь с малым сопротивлением для третьих
гармоник, они замыкаются внутри треугольника и не возникают во
внешней сети. Значительно чаще можно встретить возникновение пере-
напряжений, обусловленных 5-й и 7-й гармониками.
Обычно в кривой напряжения преобладает одна из гармоник, в
особенности если для нее имеются условия, близкие к резонансным.
В первом приближении без учета потерь магнитный поток Ф трансфор-
матора может быть представлен как
ф = ФА sin at + sin (ka)t + q>), (29.70)
где — фаза k-й гармоники, равная 0 или л; фь Фк— 1-я и /г-я гар-
моники потока.
В относительных единицах соответствующие гармоники напряже-
ния равны U ~Ф1 и U ==^Ф*. На рис. 29.23, а, б показаны типич-
ные кривые напряжения при наличии 5-й гармоники с различной фа-
зой ф4-.
Анализ разложения в ряд Фурье кривой намагничивающего тока
показывает, что при /г>5 и значении ФА, не превышающем 10 % зна-
чения потока промышленной частоты, амплитуда основной гармоники
Рис. 29.23. Формы кривых 5-й гармоники и внешняя характеристика:
а — ф -^0; б — <р = в — зависимость U (/ )
li ft И'-5
379
намагничивающего тока практически не зависит от наличия высших
гармоник, в то время как вызывает также изменение и тока I
Например, на рис. 29.23, в показана зависимость между 5-й гармони-
кой напряжения и 5-й гармоникой тока. Точка пересечения этой зави-
симости с осью абсцисс соответствует отсутствию тока 5-й гармоники
в намагничивающем токе. Положительные и отрицательные значения
U k отвечают формам кривых, приведенных на этом же рисунке
(ф/с равно 0 или л).
На основании рис. 29.23, в составляется схема замещения нелиней-
ной индуктивности намагничивания как генератора /е-й гармоники
(рис. 29.24, а). Электродвижущая сила такого генератора Е равна
Рис. 29.24. Расчетная схема (а) и зависимости £|i5 4(^0
(б) и (*)
такому значению k-й гармоники напряжения, при котором в намагничи-
вающем токе трансформатора / /? =0. Внутреннее сопротивление
эквивалентного генератора X определяется тангенсом угла наклона
Распрямленной характеристики (/ц/г). Значения за-
висят от напряжения (потока) основной частоты (рис. 29.24,6 и в).
При изменении мощности трансформатора ЭДС Е^к остается посто-
янной, a X^k изменяется обратно пропорционально мощности.
Рассмотрим последовательность расчета /г-й гармоники для разомк-
нутой линии с трансформатором в начале (см. рис. 29.22). Сначала
необходимо рассчитать напряжение промышленной частоты с учетом
насыщения магнитопровода по методике, изложенной в § 29.6. Следую-
щим этапом является расчет напряжения &-й гармоники. Для этого
380
используется расчетная схема рис. 29.24. Источник ЭДС промышленной
частоты должен быть закорочен, так как эта ЭДС не содержит выс-
ших гармоник. Сопротивлпие внешней цепи Zh для гармоник /г-го по-
рядка образовано параллельным соединением индуктивного сопротив-
ления источника X-,fi и входного сопротивления линии ZBxA, которое
может носить как емкостный, так и индуктивный характер. Результи-
рующее сопротивление Z% также может быть емкостным или индуктив-
ным в зависимости от длины линии и индуктивности источника. Без
учета активной составляющей Zk=±jXh. Составляющая напряжения
на индуктивности намагничивания
= • <29-71)
Из (29.71) и рис. 29.24 следует, что значение гармонической со-
ставляющей U 1/г зависит как от насыщения и мощности трансфор-
матора, так и от параметров схемы. Наибольшие значения гармоничес-
кой составляющей U ц k получаются в тех случаях, когда знаменатель
выражения (29.71) приближается к нулю. Это значит, что входное
сопротивление схемы относительно точки присоединения индуктивности
намагничивания носит емкостный характер и мало отличается от
внутреннего сопротивления генератора X , или, иначе говоря, одна
из собственных частот схемы близка к частоте соответствующей гар-
монической. В резонансной области следует учитывать активные потери
и влияние высших гармонических на поток основной частоты.
На основании сказанного выше следует, что сопутствующие гармо-
ники (нечетные) существуют в электропередаче независимо от того,
соблюдаются в ней резонансные условия на соответствующей частоте
или нет, но при резонансе амплитуды гармоник возрастают.
В отличие от сопутствующих существенно резонансные гармоники
мог^т появляться только в тех случаях, когда собственная частота
схемы с учетом насыщения равна частоте рассматриваемой гармоники.
К этим гармоникам относятся четные, в частности вторая гармоника, а
также субгармоники. Последние возникают только в схеме с продоль-
ной компенсацией. Если за установкой продольной компенсации (УПК)
включен реактор с нелинейной характеристикой (рис. 29.25), то после
отключения КЗ на линии 2 за реактором L2 образуется колебатель-
ный контур, основными элементами которого являются реактор и ба-
тарея продольной компенсации. Из-за больших емкостей и индуктив-
ностей собственная частота этого контура значительно меньше частоты
источника, благодаря чему возможно возникновение субгармонических
колебаний (обычно с частотой сои/3).
Если в магнитном потоке появляется составляющая Ф/{ сущест-
венно резонансной гармоники, то под воздействием jjh = во
dt
381
внешней цепи протекает ток этой же гармоники Векторная диаг-
рамма приведена на рис. 29.26,6. Из нее следует, что равновесие гар-
монических составляющих в схеме с активными потерями (сопротивле-
ние R в схеме рис. 29.26, а) может быть, только если ток i отстает
по фазе на некоторый угол 0/{ от составляющей потока Ф^. Такое явле-
ние характерно только для нелинейных цепей.
Рис. 29.25. Схема, в которой возможно возникно-
вение субгармонических колебаний после отключе-
ния КЗ
Рис. 29.26. Расчетная схема (а) и векторная
(6) для существенно резонансной гармоники
диаграмма
Гармонический анализ кривых тока и потока показывает, что при
отставании существенно резонансных гармоник тока от соответству-
ющих гармоник потока на основной частоте ток опережает поток. Это
свидетельствует о том, что часть энергии, поступающей в сеть, преоб-
разуется нелинейной индуктивностью в энергию на частоте существен-
но резонансной гармоники.
Анализ показывает также, что угол сдвига 9/; между гармониками
потока и тока не может превышать определенного значения 01ф, кото-
рое тем больше, чем больше значение основной гармоники потока Ф!
и меньше значение /г-й гармоники потока Ф/г. Существенно резонансная
гармоника возможна только тогда, когда угол 0/{ на векторной диаграм-
ме (рис. 29.26,6), равный аргументу внешнего сопротивления, не
превышает 01ф.
382
Таким образом, существуют два основных условия, при которых
наблюдаются существенно резонансные гармоники. Первое условие —
равенство индуктивного сопротивления нелинейного элемента на k-u
частоте емкостному сопротивлению внешней цепи на этой же частоте.
Это условие можно назвать частотным. Второе условие — соотношение
углов Qk во внешней цепи и критического угла: 0^<Окр. Это условие
можно назвать энергетическим. Подобные условия могут быть реализо-
ваны, например, в схеме рис. 29,12.
Глава тридцатая
ИСПЫТАНИЯ И КООРДИНАЦИЯ изоляции
ЭЛЕКТРООБОРУДОВАНИЯ ПО УРОВНЮ ВНУТРЕННИХ
ПЕРЕНАПРЯЖЕНИИ
30.1. ИСПЫТАТЕЛЬНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ КОММУТАЦИОННЫХ
ИМПУЛЬСОВ
Испытательные напряжения коммутационных импуль-
сов установлены для электрооборудования классов напря-
жения 330 и 500 кВ (табл. 30.1). Испытания проводятся
стандартными импульсами. Изоляция аппаратов, изолято-
ров и измерительных трансформаторов испытывается апе*
риодическими импульсами 250/2500 мкс. Для испытания
внутренней изоляции силовых трансформаторов применя-
ются колебательные импульсы 100/1000 мкс.
Испытательные напряжения коммутационных импуль-
сов для изоляции относительно земли установлены на
15 % выше амплитудного значения верхнего предела про-
Таблица 30.1. Испытательные напряжения коммутационных
импульсов
Действующее напряжение, кВ Максимальное значение коммутационного импульса, кВ
Класс Наиболь- шее рабочее Внутренняя и внешняя изоляция относ и тел ьно земли Внутренняя изоляция между фаза- ми силовых трансформа- торов Воздушные промежутки между фаза- ми силовых транс форма- торов Внутренняя и внешняя изоляция между контактами выключателей и разъединителей
330 363 950 1425 1200 1245
500 525 1300 1950 1750 1730
383
бпвного напряжения при промышленной частоте вентиль-
ных разрядников, используемых для ограничения внутрен-
них перенапряжений. Этот интервал учитывает возмож-
ность уменьшения кратковременной прочности внутренней
изоляции в условиях эксплуатации, отличие формы испыта-
тельного импульса от возможных воздействий в эксплуата-
ции, снижение разрядных напряжений внешней изоляции
при работе оборудования на высоте 1000 м и при темпера*
туре 35 °C.
Испытательные напряжения коммутационных импульсов
для внутренней изоляции между фазами силовых транс-
форматоров приняты в 1,5 раза выше, чем относительно
земли, а для внешней междуфазной изоляции — на 15 %
выше расчетной кратности внутренних перенапряжений
между фазами (3,5 £/ф,папб,раб).
При определении испытательных напряжений для изо-
ляции между контактами выключателей и разъединителей
учтено рабочее напряжение на другом контакте с полярно-
стью, противоположной полярности импульса.
30.2. ИСПЫТАТЕЛЬНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ ПРОМЫШЛЕННОЙ
ЧАСТОТЫ
Испытательные кратковременные напряжения промыш-
ленной частоты (50 Гц), как и испытательные напряжения
коммутационных импульсов, установлены с целью коорди-
нации электрической прочности изоляции электрооборудо-
вания со значением воздействующих на нее внутренних пе-
ренапряжений.
При определении испытательных напряжений в этом
случае за основу берется расчетное значение внутренних
перенапряжений Цзасч,вн в установках данного класса на-
пряжения
^расЧ,ВН = *Р^аи5,ра5. (30.1)
где kp — расчетная кратность внутренних перенапряжений;
£/наиб,раб — наибольшее рабочее напряжение электрообору-
дования.
Расчетные кратности внутренних перенапряжений уста-
новлены в зависимости от номинального рабочего напря-
жения:
Гном, .
.........
3—10 15, 20 35 110—220 330 500 750 1150
4,5 4,0 3,5 3,0 2,7 2,5 2,1 1,8
384
Испытание внутренней изоляции электрообору-
дования производится путем приложения к ней испыта-
тельного напряжения в течение 1 мин, а в некоторых слу-
чаях — в течение 5 мин (см. § 30.3).
При определении испытательного напряжения внутрен-
ней изоляции f7IIcn учитывается коэффициент импульса
£ПмП при воздействии внутренних перенапряжений, т. е. по-
вышение электрической прочности изоляции при кратковре-
менных воздействиях, а также коэффициент /?кум, учитыва-
ющий кумулятивный эффект и старение изоляции в процес-
се эксплуатации:
Ц.еп^Расч.вн-^- (30.2)
«имп
Коэффициент импульса на основании эксперименталь-
ных данных берется равным 1,3 для электрооборудования
3—35 кВ и 1,35 для электрооборудования других классов
напряжения. Коэффициент кумулятивности берется равным
1,1 — 1,15.
Испытания внешней изоляции электрооборудова-
ния производятся как в сухом состоянии, так и под дождем
стандартных параметров. Испытательные напряжения для
внешней изоляции под ливневым дождем определяются по
формуле
Цтсп.д - -УРасЦ"- - , (30.3)
Я1Мп Ядвл
где ^ймп — коэффициент импульса — принимается равным
1,1; бдвл — коэффициент, учитывающий возможные измене-
ния атмосферного давления, для высот до 1000 м он равен
0,94.
При определении испытательного напряжения в сухих
условиях учитывается возможность снижения электричес-
кой прочности из-за изменения атмосферных условий и ис-
пытательные напряжения определяются как
и псп,с “ ^расч.вн /0,84. (30.4)
Испытательное напряжение внешней изоляции в сухом
состоянии является основной характеристикой оборудова-
ния, предназначенного для установки в закрытых помеще-
ниях. Испытательные напряжения промышленной частоты
приведены в табл. 30.2 и 30.3.
Следует заметить, что не все электроустановки связаны
с воздушными сетями и подвергаются воздействию грозо-
вых перенапряжений. Некоторые из них — обычно с номи-
25-469
385
Таблица 30.2. Испытательные кратковременные напряжения
промышленной частоты для электрооборудования с нормальной
изоляцией
Действл к щее напряжение, кВ Испытательное действующее напряжение, кВ
класс 1 наибольшее рабочее 1 одноминутное внешней изоляции (гри плавном подъеме)
силовых трансфор- матооов и реакторов трансформаторов напряжения аппаратов и транс- форматоров тока изоляторов, испыты- ваемых отдельно
в сухом состоянии иод дождем
аппаратов, трансформа- торов и реак- торов изоляторов, испытываемых отдельно аппаратов, трансформа- торов и изо- ляторов на- ружной уста- новки
3 6 10 15 20 35 НО 150 220 3,6 7,2 12 17,5 24 40,5 126 172 252 18 25 35 45 55 85 200 230 325 24 32 42 55 65 95 200 275 400 24 32 42 55 65 95 250 320 470 25 32 42 57 68 100 265 340 490 26 34 45 60 70 105 280 320 465 27 36 47 63 75 НО 295 375 550 20 26 34 45 55 85 215 290 425
Таблица 30.3. Испытательные кратковременные напряжения
промышленной частоты для электрооборудования 330—750 кВ
Действующее
напряжение,
кВ
Испытательное действующее
одноминутное, кВ
Испытательное действующее для
внешне)! изоляции (при плавном
подъеме), кВ
силовых транс
форматоров,
трансформато-
ров напря-
жения и
реакторов
аппаратов,
трансформа-
торов и реак-
торов
в сухом состоянии
под дождем
330 363 460 575 600 630 670 875 700 559
500 525 680 830 800 800 900 1250 900 740
750 787 900 — 950 950 1050 1700 1050 900
386
нальным напряжением 3—15 кВ, например подстанции,
работающие на кабельную сеть, — полностью ограждены
от воздействия грозовых перенапряжений. Требования к
изоляции электрооборудования таких установок определя-
ются целиком внутренними перенапряжениями. Электро-
оборудование в этих случаях может иметь облегченную
изоляцию, и для него нормируются только испытатель-
ные напряжения промышленной частоты, несколько умень-
шенные по сравнению с приведенными в табл. 30.2.
Между фазная изоляция, как и изоляция отно-
сительно земли, подлежит в общем случае испытанию. Им-
пульс грозового перенапряжения, набегающий по одной
фазе, наводит на двух других фазах напряжение того же
знака, что уменьшает разность потенциалов между фазами.
Вместе с тем следует считаться с влиянием рабочего напря-
жения, знак которого может быть противоположен знаку
наведенного импульсного напряжения. Опыт показывает,
что наведенное импульсное и рабочее напряжения в значи-
тельной мере компенсируются, поэтому в качестве расчет-
ного междуфазного грозового перенапряжения принимает-
ся то же значение, что и для изоляции относительно земли.
Для междуфазной изоляции электрооборудования 3—
220 кВ определяющими являются импульсные испытатель-
ные напряжения, поэтому расчетные внутренние перенапря-
жения для нее не были установлены. В настоящее время
для электрооборудования высших классов напряжения в
качестве расчетного значения внутренних перенапряжений
для междуфазной изоляции принято 3,5 i/наиб.раб (табл.
30.1 и 30.3).
30.3. ИСПЫТАТЕЛЬНЫЕ ТРАНСФОРМАТОРЫ И МЕТОДЫ
ИСПЫТАНИЯ ИЗОЛЯЦИИ НАПРЯЖЕНИЕМ
ПРОМЫШЛЕННОЙ ЧАСТОТЫ
Особенностью испытательных трансформаторов по срав-
нению с силовыми являются малая мощность и ограничен-
ное время включения. Вследствие этого они в большинстве
случаев не имеют конструктивных элементов, служащих
для охлаждения (ребер, труб для циркуляции масла). Изо-
ляция испытательных трансформаторов испытывается на-
пряжением (1,1-?1,2) f/ном и имеет сравнительно малый
запас электрической прочности.
Получили распространение испытательные трансформа-
торы трех типов: в изолирующем корпусе, в металлическом
25* 387
корпусе с одним вводом и в металлическом корпусе с дву-
мя вводами.
Примером трансформатора в изолирующем корпусе мо-
жет служить трансформатор типа ТВО-140. Изолирующий
корпус представляет собой цилиндр из бакелизированной
бумаги, который снабжен двумя фланцами-электродами.
Внутри корпуса располагается магнптопровод с обмотками.
Трансформаторы такого типа предназначаются для уста-
новки в закрытых помещениях.
Испытательные трансформаторы с металлическим кор-
пусом, снабженные одним вводом с фарфоровой покрыш-
кой, могут устанавливаться как в закрытых помещениях,
так и на открытом воздухе. Примером могут служить
трансформаторы типа ИОМ-100 мощностью от 25 до
100 кВ-А и тип ИОМ-500 мощностью 500 кВ-А (ток 1 А).
Наибольшее напряжение, на которое построен трансформа-
тор такого типа, составляет 1200 кВ. Высота наружной ча-
сти ввода этого трансформатора составляет более 9 м при
общей высоте трансформатора 15,5 м.
Проблема вывода напряжения удачно решается в кон-
струкциях трансформаторов с металлическим баком и дву-
мя вводами. У таких трансформаторов средняя точка об-
мотки высокого напряжения электрически соединена с ба-
ком, поэтому вводы рассчитываются на напряжение
0,5 <7Ном и имеют умеренные размеры и массу. Сами транс-
форматоры устанавливаются на опорной изоляционной кон-
струкции, также рассчитанной на напряжение 0,5
При обычной схеме испытаний один из вводов заземляется.
Для получения высоких испытательных напряжений
применяется каскадное включение трансформаторов, при
котором обмотки высокого напряжения трансформатора
включаются последовательно, а питание каждого последу-
ющего трансформатора осуществляется через предыдущий.
На рис. 30.1 показана схема соединения обмоток наиболее
распространенного в настоящее время каскада, состоящего
из трех трансформаторов на напряжение 750 кВ. Посколь-
ку опорно-изоляционная конструкция каскада трансформа-
торов имеет значительную высоту, для более равномерного
распределения напряжения по ней на металлические рамы,
связывающие между собой опорные изоляторы, подаются
определенные потенциалы от элементов каскада. При этом,
чтобы предотвратить коронирование металлических конст-
рукций и соединений, на них устанавливаются экраны, ра-
диус которых увеличивается с ростом потенциала,
388
Номинальный ток большинства испытательных транс-
форматоров составляет 1 А. Однако при испытаниях за-
грязненных и увлажненных изоляторов предразрядные токи
достаточно велики и могут вызывать снижение напряжения,
достигающее 5—10 % £Люм, поэтому в настоящее время вы-
2250кВ
Рис. 30.2. Принци-
пиальная схема ис-
пытания изоляции
напряжением часто-
той 50 Гц
Рис. 30.1. Схема соединений обмоток трансформаторов каскада
3X750 кВ
пускаются испытательные трансформаторы с номинальным
током до 3 А.
Принципиальная схема испытания изоляции напряже-
нием промышленной частоты приведена на рис. 30.2. Испы-
тательный трансформатор Т (или каскад последовательно
соединенных трансформаторов) присоединяется к объекту
испытаний (Об) через защитное сопротивление /?3ащ. С по-
мощью защитного сопротивления ограничивается до номи-
нального значения ток при разряде на объекте, а также
уменьшается крутизна среза напряжения на выводах
трансформатора. Последнее важно для выравнивания рас-
389
пределения напряжения вдоль обмотки трансформатора
при срезе и как следствие — для уменьшения перенапряже-
ний па его изоляции. Параллельно объекту включается из-
мерительный шаровой разрядник ИР, который может ис-
пользоваться для измерения напряжения на объекте, гра-
дуировки делителя напряжения ДИ или калибровки вольт-
метра У, включенного на стороне низшего напряжения
трансформатора. С целью устранения колебаний в цепи
при разрядах между шарами ИР и уменьшения эрозии ра-
бочих поверхностей шаров включается сопротивление /?.
Напряжение на объекте испытания изменяется с по-
мощью регулятора РИ. В качестве регулятора напряжения
используются автотрансформаторы, индукционные регуля-
торы и двигатель-генераторные установки. Изменение на-
пряжения на выходе автотрансформатора осуществляется
ступенчато с помощью перемещения скользящих контактов
по обмотке. Индукционные регуляторы выполняются в виде
трансформатора со взаимно перемещающимися обмотками.
Они не имеют скользящих контактов и обеспечивают плав-
ную регулировку напряжения. Двигатель-генераторные ус-
тановки применяются для питания трансформаторов на
напряжения 500 кВ и выше, а также трансформаторных
каскадов. Регулирование напряжения генератора произво-
дится путем изменения тока возбуждения. Двигатель-гене-
раторные установки обеспечивают плавное регулирование,
независимость испытательного напряжения от колебаний
напряжения сети и синусоидальную форму кривой питаю-
щего напряжения.
Суммарное действующее напряжение высших гармоник
в испытательном напряжении не должно превышать 5 %
основной гармоники. Контроль формы напряжения произво-
дится с помощью делителя напряжения и осциллографа,
которые могут использоваться также для измерения напря-
жения на объекте. Допускается отклонение частоты испы-
тательного напряжения от номинальной 50 Гц не более чем
на 10 %.
Во время испытания скорость подъема напряжения до
1/3 испытательного может быть произвольной, допускается
даже включение указанного напряжения толчком. Затем
напряжение плавно и быстро со скоростью, позволяющей,
однако, производить (при напряжении более 3/4 испыта-
тельного) отсчет показаний по прибору V, доводится до
испытательного. После испытания напряжение быстро сни-
жается до 1/3 испытательного и отключается. При разрядах
390
на объекте испытательный трансформатор отключается за-
щитным автоматическим выключателем.
При испытаниях внутренней изоляции испытательное
напряжение па объекте выдерживается в течение 1 мни.
Для классов изоляции 220 кВ и ниже, если основная изо-
ляция состоит из твердых органических материалов (кроме
бумажно-масляной изоляции) или кабельных масс, дли-
тельность выдержки испытательного напряжения должна
составлять 5 мин. Изоляция считается выдержавшей испы-
тание, если во время его не наблюдалось полного разряда
на объекте или недопустимых повреждений. Наличие по-
следних устанавливается по комплексу косвенных призна-
ков: потрескивание внутри аппарата, изменение показании
приборов во время испытания, существенное изменение
тангенса угла диэлектрических потерь после испытания
и т. д.
Испытания внешней изоляции в сухом состоянии и под
дождем производятся методом трехкратного приложения
напряжения при плавном подъеме. В соответствии с этим
методом напряжение на объекте повышается до испыта-
тельного значения и сразу же, без выдержки, снижается.
Испытание повторяется 3 раза с интервалами между прило-
жениями напряжения не менее 1 мин. Значение испыта-
тельного напряжения устанавливается с учетом атмосфер-
ных условий во время испытания.
Дождь должен иметь стандартные параметры: капель-
ную структуру, угол падения 45°, силу 3 мм/мин (±10 %),
удельное сопротивление воды 100 Ом-м(±10 %).
Объект считается выдержавшим испытание, если не
произошло ни одного полного перекрытия. В случае одного
перекрытия испытание повторяется, но при шести приложе-
ниях напряжения. Если при повторном испытании не про-
изошло ни одного полного перекрытия, то изоляция счита-
ется выдержавшей испытание.
30.4. ГЕНЕРИРОВАНИЕ КОММУТАЦИОННЫХ ИМПУЛЬСОВ
И ИСПЫТАНИЕ ИЗОЛЯЦИИ
Для получения апериодических коммутационных им-
пульсов с длительностью фронта до 1000 мкс применяются
генераторы импульсных напряжений (см. § 25.2). Увеличе-
ние длительности фронта достигается включением большо-
го фронтового сопротивления и дополнительной емкости,
параллельной объекту испытания. Следует иметь в виду,
391
что ГИН в режиме генерирования коммутационных импуль-
сов имеет низкий коэффициент использования.
Для генерирования колебательных коммутационных им-
пульсов может быть использована схема, показанная на
рис. 30.3. Испытательный трансформатор возбуждается от
двух встречно включенных колебательных контуров. Для
Рис. 30.4. Форма колебатель-
ного коммутационного импуль-
са
Рис. 30.3. Схема генерирования ко-
лебательных коммутационных им-
пульсов
этого предварительно от выпрямительной установки заря-
жаются до одинакового напряжения батареи конденсато-
ров с емкостями С] и С2. Пуск схемы осуществляется управ-
ляющим импульсом напряжения, вызывающим пробой ша-
рового разрядника. При этом начинается колебательный раз-
ряд в контурах С} — Lj и С2 — L2. Собственные частоты
контуров выбираются существенно различными, и на об-
мотку низшего напряжения подается колебательный зату-
хающий импульс, плавно нарастающий с нуля. Соответст-
венно сходный по форме импульс генерируется в обмотке
высшего напряжения испытательного трансформатора
(рис. 30.4).
Соотношение между собственными частотами колеба-
тельных контуров обычно принимается равным
4-5) fi. При этом длительность фронта импульса определя-
ется в основном более высокой частотой и составляет при-
близительно 0,4/f2.
Методика проведения испытаний внутренней и внешней
изоляции коммутационными импульсами целиком соответ-
ствует методу испытания изоляции полными грозовыми
импульсами (см. § 25.2).
392
РАЗДЕЛ СЕДЬМОЙ
Изоляция линий электропередачи
и основного электрооборудования
Глава тридцать первая
ИЗОЛЯЦИЯ ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЙ ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ
И ОТКРЫТЫХ РАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ
31.1. ИЗОЛЯЦИЯ ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЙ ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ
НА ОПОРАХ
Провода воздушных линий электропередачи должны
быть изолированы друг от друга и от земли. Для этого они
с помощью изоляторов подвешиваются на опорах таким об-
разом, чтобы соблюдались определенные расстояния меж-
ду проводами, а также между каждым из проводов и зем-
лей. Таким образом, изоляцию линий электропередачи в
пролетах между опорами образуют воздушные промежутки
провод — провод, провод — земля и провод — трос.
На опорах изоляция линий состоит из изоляторов и воз-
душных промежутков. На металлических опорах — это про-
межутки между проводом (или защитной арматурой) и
стойкой опоры или оттяжкой (рис. 31.1). Железобетонные
опоры в отношении изоляции подобны металлическим, по-
скольку болты, которыми крепятся к опоре изоляторы, че-
рез арматуру электрически соединяются с заземлителем
опоры. На линиях с деревянными опорами помимо изолято-
ров дополнительной изоляцией служат деревянные стойки
и траверсы (рис. 31.2).
В связи с тем что изоляторы во время эксплуатации за-
грязняются и увлажняются, что может существенно сни-
жать их разрядные напряжения, а на опорах провода бли-
же всего подходят к заземленным металлическим конструк-
циям, опоры в отношении изоляции являются слабыми
точками линии электропередачи, и ее надежная работа во
многом определяется правильным выбором числа изолято-
ров в гирляндах и изоляционных расстояний между про-
водами и опорой.
393
Как уже указывалось в § 17.2, число изоляторов в гир-
лянде и их тип определяются по условию надежной работы
при увлажненном загрязнении поверхности. Число изоля-
торов в гирлянде рассчитывается по формуле (17.5).
В связи с возможностью выхода из строя отдельных
изоляторов во время эксплуатации и относительно большой
Рис. 31.2. Деревянная опо-
ра линии электропередачи
ПО кВ
Рис. 31.1. Металлическая опора
портального типа с оттяжками (ли-
ния 750 кВ)
трудоемкостью их замены количество изоляторов, опреде-
ленное по (17.5), увеличивается на один для линий ПО и
220 кВ и на два для линий 330 кВ и выше.
Проверка выбранного количества изоляторов произво-
дится по условиям работы гирлянд под дождем при воздей-
ствии внутренних перенапряжений. Определение числа изо-
ляторов в гирлянде производится по формуле
п >> ^напб.раб /о i 1 \
где &р — расчетная кратность внутренних перенапряжений;
t/наиб,раб — наибольшее рабочее (фазное) напряжение;
Емр — расчетная мокроразрядная напряженность (табл.
31.1); Н — строительная высота изолятора.
Расчет числа изоляторов в гирлянде по (31.1) в некото-
рых случаях, особенно для районов с I степенью загрязнен-
ности атмосферы, может дать несколько большее значение
п, чем расчет по (17.5). Рекомендуемое «Правилами уст-
ройства электроустановок» количество изоляторов в гир-
394
Таблица 31.1. Характеристики подвесных линейных изоляторов
Тип изолятора Строительная вы- сота Н, мм Диаметр D, мм Длина пути утеч- ки мм 1 Коэффициент эф- фективност и k Действующее напряжение ко- роны, кВ Расчетная сред- няя мокрораз- рядная напоя- женность £’Мр, кВ/см Примечание
ПФ6-В 140 270 324 1,1 35 2,5 Фарфоровый
ПФ16-А 173 280 365 1,2 — 2,4 »
ПФ20-А 194 350 420 1,1 — 2,4 »
ПС6-А 130 255 255 1,0 28 2,6 Стеклянный
ПС 12-А 140 260 325 1,2 35 2,3 »
ПС16-Б 170 280 387 1,2 40 2,3 »
ПС22-А 200 320 390 1,1 40 2,3 »
ПСЗО-А 190 320 425 1,1 45 2,0 »
ПС40-А 190 330 445 1,1 50 2,0
ПФГ5-А 194 250 450 — — Для районов с повышенным уровнем загряз- нения
ПФГ6-А 198 270 455 — — — То же
ПФГ8-А 214 300 470 — — — » »
ПСГ16-А 160 320 480 — — — » »
ПСГ16-Б 180 350 555 — — — » »
ПСГ22-А 185 370 570 — — — » »
ляндах для металлических и железобетонных опор в райо-
нах с I степенью загрязненности приведено в табл. 31.2.
При выбранном по (17.5) или (31.1) числе изоляторов
в гирлянде низкое число грозовых отключений воздушных
Таблица 31.2. Количество изоляторов в гирляндах воздушных
линий и открытых распределительных устройств (в скобках)
Тип Число изоляторов при номинальном напряжении, кВ
изолятора ДО Ю 20 35 110 150 220 330 500 750
ПФ6-А 1 3(4) 3(4) 7(8) 9(Ю) 13(14) 19(20) (29)
ПФ6-Б 1 3(4) 3(5) 7(8) 10(10) 14 (15) 20 (21) 27 (30) —
ПФ6-В 1 ЗЩ 3 (4) 7(8) 9(Ю) 13(14) 19(20) 26 (29)
ПФ16-А — — 6 8 И 17 23 —
ПФ20-Л — — — — 10 14 20 —
ПС6-А 1 3(4) 3(4) 8(9) 10(11) 14 (16) 21 (22) 29 (33) —
ПС 12-А — 3 7 9(10) 13(14) 19(20) 26 (29) (38)
ПС 16-А — .— — 6 8 11 16 22 —
ПС16-Б — — — 6 8 12 17 24 —
ПС22-А — — — — — 10 15 21 30
ПСЗО-А — — — — — 11 16 22 32
395
линий электропередачи обеспечивается специальными ме-
роприятиями, к которым относятся устройства молниезащп-
ты, ограничивающие грозовые перенапряжения и их число,
а также устройства, способные ликвидировать замыкания
на линии без нарушения электроснабжения: автоматичес-
кое повторное включение и дугогасящие реакторы.
При расчете минимальной длины воздушного промежут-
ка провод — опора по уровню внутренних перенапряжений
сначала определяется расчетное значение разрядного на-
пряжения воздушного промежутка t/pac4 по соотношению
tj ^р^наиб.раб
и расд у
/?о *6
(31.2)
где - (14-2) о^0,85; о — стандарт распределения раз-
рядных напряжений при коммутационных импульсах; -**
коэффициент^ учитывающий снижение разрядных напряже-
ний при неблагоприятных атмосферных условиях (по ре-
зультатам статистической обработки одновременных изме-
рений давления, температуры и влажности воздуха в раз-
личных пунктах страны он может быть принят для высот
до 1000 м над уровнем моря равным 0,84).
По расчетному значению разрядного напряжения £/расч
и по опытным кривым разрядных напряжений промежутка
провод — опора определяется минимально необходимая
длина воздушного промежутка. Полное изоляционное рас-
стояние провод — опора складывается из наименьшей дли-
ны воздушного промежутка и значения горизонтального
отклонения провода под действием ветра.
При выборе длины воздушного промежутка по грозовым
перенапряжениям расчетное значение разрядного напря-
жения принимается равным 50 %-ному разрядному напря-
жению гирлянды изоляторов при грозовых импульсах. По-
правка на метеорологические условия не вносится, посколь-
ку разрядные напряжения воздушных промежутков и гир-
лянд изоляторов при грозовых импульсах в зависимости от
этих условий изменяются примерно одинаково. В табл. 31.3
приведены наименьшие изоляционные расстояния на опо-
рах линий электропередачи, рекомендуемые «Правилами
устройства электроустановок».
Выбор расстояния провод—опора связан не только с
электрической прочностью изоляции. Он может также оп-
ределяться условиями безопасности при проведении работ
на опоре без отключения линии (табл. 31.3). В этом случае
безопасность обеспечивается, например, для линий 330 кВ
396
Таблица 31.3. Наименьшие изоляционные расстояния по воздуху
на опорах воздушных линий электропередачи
Расчетные условия Наименьшие изоляционные расстояния, см. при номинальном напряжении, кВ
До Ю | 20 | 35 | по | 150 | 220 | 330 | 503 | 750
По грозовым пере- напряжениям 20 40 40 100 130 180 260 320 —
По внутренним пе- ренапряжениям 10 15 30 80 НО 160 215 300 410
Безопасный подъем на опору — — 150 150 200 250 350 450 —
при расстоянии от проводов (или арматуры) до ближайших
частей опоры не менее 3,5 м, причем должна быть учтена
возможность отклонения гирлянд изоляторов под действи-
ем ветровой нагрузки.
31.2. ОСОБЕННОСТИ ИЗОЛЯЦИИ ЛИНИИ НА ДЕРЕВЯННЫХ
ОПОРАХ
В настоящее время деревянные опоры используются на
линиях с номинальным напряжением до 220 кВ; сооруже-
ние таких линий обходится дешевле, чем линий на метал-
лических опорах. У нас в стране длина линий на деревян-
ных опорах составляет примерно одну треть общей протя-
женности сетей напряжением 35 кВ и выше.
Изоляционные свойства дерева в значительной степени
зависят от его состояния. Хорошо высушенная древесина
обладает относительно высоким разрядным напряжением.
Однако вследствие пористости и высокой гигроскопичности
она всегда содержит большое количество влаги (15—40 %).
Увлажненность древесины сильно зависит от атмосферных
условий и может изменяться в достаточно широких преде-
лах. Соответственно изменяется и ее электрическая проч-
ность. Наиболее низкое разрядное напряжение имеет дере-
во, поверхность которого смачивается ливневым дождем.
Участки деревянных траверс на опорах оказываются
соединенными последовательно с гирляндами изоляторов.
Однако общая электрическая прочность такой комбиниро-
ванной изоляции получается существенно ниже суммы
прочностей отдельно взятых ее элементов. Объясняется это
сложным характером распределения напряжения между
397
гирляндой и участком траверсы, зависящим к тому же от
формы воздействующего напряжения.
При переменном напряжении и внутренних перенапря-
жениях приложенное напряжение распределяется по сопро-
тивлениям. В этом случае в сухую погоду дерево практиче-
ски не разгружает гирлянду. Под дождем и при загрязне-
ниях, когда сопротивление гирлянды уменьшается, дерево
принимает на себя часть напряжения, определяемую соот-
ношением сопротивлений утечки траверсы и гирлянды. Пе-
рекрытие изоляции всегда происходит каскадно: сначала
перекрывается гирлянда, а затем траверса. По данным
ВНИИЭ деревянная траверса увеличивает мокроразряд-
ное напряжение линейной изоляции на 15—20 %. Этого
вполне достаточно, чтобы сократить количество изоляторов
в гирляндах на один элемент. На линиях 35—220 кВ с де-
ревянными опорами количество изоляторов в гирляндах
принимается на один меньше, чем указано в табл. 31.2.
Следует отметить, что вследствие загрязнения гирлянд
и увеличения токов утечки возникает опасность возгорания
опор. Опыт показывает, что в некоторых случаях возгора-
ние опор под действием больших токов утечки может со-
ставлять 10—15 % общего числа аварий, происходящих с
деревянными опорами.
При грозовых перенапряжениях характер распределе-
ния приложенного напряжения изменяется: на первый план
выступает соотношение емкостей гирлянды и траверсы.
В этом случае траверса воспринимает на себя значительно
большую долю напряжения, и электрическая прочность ли-
нейной изоляции при грозовых импульсах существенно по-
вышается. Для ориентировочных расчетов дополнительную
прочность при грозовых импульсах, создаваемую деревян-
ной траверсой, принимают равной 70 кВ/м, если использу-
ются подвесные изоляторы, и 100 кВ/м, если применяются
штыревые изоляторы.
Сравнение показывает, что изоляция линий на деревян-
ных опорах имеет 50 %-ные разрядные напряжения при
грозовых импульсах выше, чем на металлических или же-
лезобетонных опорах. В связи с этим линии на деревянных
опорах обладают лучшими молниезащитными характерис-
тиками в отличие от линий на металлических и железобе-
тонных опорах и могут достаточно надежно эксплуатиро-
ваться без молниезащитных тросов.
398
31.3. ИЗОЛЯЦИОННЫЕ РАССТОЯНИЯ В ПРОЛЕТАХ
ВОЗДУШНЫХ ЛИНИИ
В пролете воздушной линии между проводами фаз со-
храняются примерно такие же расстояния, как и на опорах.
При этом длина воздушного промежутка между провода-
ми оказывается в пролете больше, чем на опорах (отсутст-
вуют стойки опор), поэтому междуфазная изоляция в про-
лете имеет больший запас электрической прочности по
сравнению с изоляцией на опорах.
Расстояния между проводами и тросами в середине про-
лета определяются условиями защиты от грозовых перена-
пряжений и зависят только от длины пролета:
Длина пролета, м . . . . 150 200 300 400 500 600
Расстояние по вертикали и
между проводом и тросом в
середине пролета, м, не менее 3,2 4 5,5 7 8,5 10
Если расстояния по вертикали выбраны, как указано
выше, то вероятность грозовых перекрытий в середине про-
лета пренебрежимо мала.
Промежуток провод — земля выбирается по уровню
внутренних перенапряжений, исходя из условия безопасно-
го проезда транспортных средств высотой 4 м под линией в
точке наибольшего провеса проводов, а для линий электро-
передачи напряжением 750 и 1150 кВ — исходя из допус-
тимого значения напряженности электрического поля под
линией на высоте 1,8 м.
При указанных в табл. 31.4 расстояниях между прово-
дами и землей пробои на землю или транспорт практически
исключены как при внутренних, так и при грозовых пере-
напряжениях.
Таблица 31.4. Наименьшие расстояния провод — земля
в населенной местности
Условия Наименьшие расстояния, м, при номинальных напряжениях линии, кВ
6—20 | 35—100 150 220 330 500 750 ! 1 1150
Проезд транспорта вы- сотой 4 м 6,0 6,0 6,5 7,0 7,5 8,0 —
Допустимая напряжен- ность поля под линией Едои=15 кВ/м 7,0 12,0 14,0
399
31.4. ИЗОЛЯЦИОННЫЕ РАССТОЯНИЯ
В РАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВАХ
При определении изоляционных расстояний по воздуху
между токоведущими частями, а также от токоведущих до
заземленных элементов распределительного устройства
(РУ) руководствуются испытательными напряжениями, ус^
тановленными для электрооборудования, при этом для РУ
напряжением до 220 кВ за основу принимают испытатель-
ные напряжения грозовых импульсов, а для РУ 330 кВ и
выше — испытательные напряжения промышленной часто*
ты. Определение необходимой длины воздушных промежут-
ков производится по экспериментальныхМ кривым разряд-
ных напряжений.
Таблица 31.5. Наименьшие изоляционные расстояния в свету
от токоведущих частей до различных элементов распределительных
устройств подстанций
Расчетные условия Наименьшие изоляционные расстояния, см, при номинальном напряжении подстанции, кВ
ДО Г) СО | 35 по | 150 2'20 330 | 500
По электрической прочности: между токоведущими ча- 20 30 40 90 130 180 250 375
стями разных фаз при жесткой ошиновке между токоведущими и за- 22 33 44 100 140 200 280 420
земленными частями при жесткой ошиновке По условиям безопасности пер- сонала: от неогражденных токове- 290 300 310 360 400 450 520 645
дущих частей до земли от токоведущих частей до 220 230 240 290 330 380 450 575
ограждений, зданий и со- оружений, а также между токоведущими частями раз- ных цепей (по горизонта- ли), если предусматривает- ся работа одной цепи при отключенной другой от токоведущих частей до 95 105 115 165 205 255 325 450
транспортируемого обору- дования, а также от кон- тактов разъединителя в от- ключенном положении до заземленных и токоведу- щих частей
400
Поскольку ошиновка РУ весьма протяженна и вероят-
ность пробоя воздушных промежутков при такой протяжен-
ности ошиновки повышается, вводится коэффициент запаса.
Изоляционные расстояния между фазами принимаются на
10 % больше, чем между фазой и землей. Если ошиновка
гибкая, то изоляционные расстояния должны быть увели-
чены с учетом возможных сближений проводов в пролете
под действием ветра или изменений температуры.
В целях обеспечения безопасности обслуживающего
персонала расстояния между фазой и землей в тех местах,
где это необходимо, должны быть увеличены. Минималь-
ные расстояния от неогражденных токоведущих частей до
земли увеличиваются на 270 см, при этом расстояние от
нижней кромки диэлектрической части изоляторов до зем-
ли должно быть не меньше 250 см. Минимальные расстоя-
ния между токоведущими частями и ограждениями, здани-
ями или сооружениями увеличиваются на 200 см. Мини-
мальные расстояния от токоведущих частей до транспор-
тируемого оборудования увеличиваются на 75 см.
ЛАинимальные изоляционные расстояния в свету для от-
крытых РУ 3—500 кВ приведены в табл. 31.5.
31.5. ЭЛЕКТРИЧЕСКАЯ ПРОЧНОСТЬ ВОЗДУШНЫХ
ПРОМЕЖУТКОВ НА ЛИНИЯХ И ПОДСТАНЦИЯХ
СВЕРХВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ ПРИ КОММУТАЦИОННЫХ
ИМПУЛЬСАХ
В установках с номинальным напряжением до 220 кВ
разрядные напряжения конструктивных промежутков в
воздухе практически не отличаются от разрядных напря-
жений промежутков стержень — плоскость или стержень—
стержень соответствующей длины. В зависимости от того,
симметрично электрическое поле в промежутке (например,
промежуток провод — провод) или несимметрично (напри-
мер, промежутки провод — опора и провод — земля), для
определения разрядных напряжений используются экспери-
ментальные данные соответственно для промежутков стер-
жень — стержень или стержень — плоскость, называемых
типовыми промежутками.
В установках сверхвысокого напряжения электрическая
прочность конструктивных промежутков отличается от
электрической прочности типовых промежутков (см. рис.
5.9 и 6.5). Значение разрядных напряжений существенно
26—469
401
зависит от таких факторов, влияющих на распределение
электрического поля в промежутках, как расщепление про-
водов фаз, размеры портала или опоры, высота электродов
над землей, полярность и значение напряжения соседних
фаз. В связи с этим рассматриваются не отдельные проме-
Рис. 31.3. 50 %-ные разрядные напря-
жения в двухфазной (/) и трехфазной
(2) системах и соответствующие им
напряжения UB (/' и 2') в зависимо-
сти от напряжений U\=^Uc- Расстояние
между фазами L==5 м. Расщепленные
провода: п=4, г~2 см, гр = 28 см. Вы-
сота подвески проводов // = 29 м. Ком-
мутационные импульсы с длительностью
фронта 3000 мкс
жутки, а системы изоляционных промежутков типа фаза —
фаза — земля и три фазы — земля (проф. Г. Н. Александ-
ров — ЛПИ).
Влияние напряжения соседних фаз иллюстрируется рис.
31.3, на котором показаны 50 %-ные междуфазные разряд-
ные напряжения в двухфазной (кривая /) и трехфазной
(кривая 2) системах и соответствующие им напряжения
Uв (кривые Г и 2х). В первом случае коммутационный им-
пульс положительной полярности подается на провод фазы
В, а отрицательный — на провод фазы А. В трехфазной
системе при горизонтальном расположении проводов ком-
мутационный импульс положительной полярности подает-
ся на среднюю фазу В, а одинаковые отрицательные им-
пульсы — на крайние фазы А и С. По оси абсцисс на рис.
31.3 отложено отрицательное напряжение, подаваемое на
фазу А или фазы А и С.
Из кривых следует, что разрядные напряжения в трех-
фазной системе ниже, чем в двухфазной. Это связано с тем,
что в трехфазной системе напряженность поля на положи-
тельном проводе, с которого начинается разряд, при одина-
ковых напряжениях выше, чем в двухфазной системе.
Увеличение напряжений отрицательной полярности на про-
водах фаз А и С приводит к росту разрядных напряжений,
что указывает на определяющую роль напряжения поло-
жительной полярности на проводе фазы В, с которой начи-
нается развитие разряда.
402
На рис. 31.4 показаны 50 %-ные разрядные напряжения
системы изоляционных промежутков экран — экран — зем-
ля при разной высоте Н расположения экранов над землей.
Разрядные напряжения указаны для изоляционной системы
независимо от конкретных путей разряда (экран — экран
-025 -0 50 -075 lh,МВ Расстояния. Ширина стоики: /—1 м;
‘ г ' * 2 — 3 м; 3 — 4 м; 4 — промежуток
стержень — плоскость. Коммутационные
импульсы положительной полярности
с Тф = 25004-3000 мкс
Рис. 31.4. 50 %-ные разрядные напряжения системы экран — экран —
земля (1—4) и соответствующие напряжения на первом экране (Ua,
кривые Г—4') в зависимости от напряжения на втором экране (Ов).
Расстояние между экранами Л = 8 м. Высота экрана над землей:
1 — /7—7 м; 2— м; 3— /7=11 м; 4 — /7=13 м. Коммутацион-
ные импульсы с Тф = 15004-3000 мкс
или экран — земля). С ростом И уменьшается емкость
экрана, а следовательно, его заряд п напряженность поля
на поверхности, что приводит к увеличению разрядных на-
пряжений.
Аналогичное влияние на разрядное напряжение оказы-
вают размеры портала (рис. 31.5). Чем больше ширина
портала, тем ближе разрядные напряжения промежутка
экран — портал к разрядным напряжениям промежутка
стержень — плоскость.
26*
403
31.6. ЭКОЛОГИЧЕСКОЕ ВЛИЯНИЕ ВОЗДУШНЫХ ЛИНИЙ
И РАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ
Электрическое поле воздушной линии электропередачи
может оказывать на человека физиологическое влияние,
воздействуя на функциональное состояние центральной
нервной системы, сердечно-сосудистой системы и внутрен-
них органов. При прикосновении к незаземленным метал-
лическим предметам, сельскохозяйственным машинам и
транспортным средствам человек может подвергаться воз-
действию кратковременных электрических разрядов, осо-
бенно опасных во время возникновения на линии перена-
пряжений. Степень воздействия на человека электрического
поля и разрядов возрастает с увеличением напряженности
поля под линией.
У нас в стране для персонала, обслуживающего под-
станции и линии сверхвысокого напряжения, установлены
предельно допустимые продолжительности пребывания в
электрическом поле. При выполнении условий, указанных
ниже, в течение суток происходит самовосстановление фи-
зиологического состояния организма без каких-либо оста-
точных явлений:
Напряженность электрического
поля, кВ/м......................
Допустимые продолжительности
пребывания человека в электриче-
ском поле в течение суток, мин .
5 10 15 20 25
Без ограни- 180 90 10 5
чения
На подстанциях по результатам измерений составляют-
ся карты распределения напряженностей электрического
поля по территории открытого распределительного устрой-
ства, которыми пользуются при проведении работ. Если
напряженность поля на рабочем месте превышает 25 кВ/м
или продолжительность работы превышает допустимое вре-
мя пребывания в электрическом поле, то работы произво-
дятся с применением средств защиты, например экраниру-
ющей одежды. Средства защиты применяются также в том
случае, если не исключена возможность воздействия на ра-
ботающего электрических разрядов с незаземленных ме-
таллических объектов.
В электрическом поле воздушной линии помимо элект-
ротехнического персонала могут находиться местные жите-
ли, а также животные, В связи с этим напряженность
404
Рис. 31.6. Распределение на-
пряженностей электрического
поля под проводами линии
750 кВ. Цифры у кривых ука-
зывают высоту проводов над
землей в метрах
электрического поля под
линией не должна превы-
шать 15 кВ/м в населен-
ной и 20 кВ/м в ненасе-
ленной местностях.
Поскольку напряжен-
ности поля зависят от вы-
соты провода над землей,
они изменяются по длине
пролета. Наибольшие зна-
чения они имеют непосредственно под проводами в места/К
максимального их провисания (рис. 31.6).
С целью регламентации работ в полосе отчуждения ли-
нии электропередачи и около нее установлены так называ-
емые зоны влияния. Границы зоны влияния линий 750 кВ
проходят на расстоянии 40 м от проекции на землю край-
них проводов. В зоне влияния запрещается строительство
загонов для скота и птицы, складирование материалов и го-
рючего, а также установка различного рода металлических
баков. Металлические ограждения, опоры для винограда,
хмеля и т. п. в полосе до 100 м по обе стороны от осп липни
электропередачи подлежат заземлению. Установка пала-
ток, фургонов, полевых станов допускается не ближе 60 м
от крайних проводов линии.
Для обеспечения безопасности в зоне влияния местного
населения и сельскохозяйственных рабочих осуществляются
технические и организационные мероприятия. К числу орга-
низационных мероприятий относятся: установка предупре-
ждающих транспарантов на подходах к линии электропе-
редачи; вывешивание дорожных знаков на пересечениях с
автомобильными дорогами, запрещающих остановку (зона
действия знака — не менее 120 м); периодический инструк-
таж работающих. Время пребывания в зоне влияния не
должно быть более 1,5 ч в сутки. Время пребывания меха-
низаторов и водителей, защищенных металлическими каби-
нами или козырьками, не ограничивается.
Одним из основных технических мероприятий по защи-
те от электрических разрядов является заземление транс-
405
портных средств, имеющих колеса с резиновыми шинами,
посредством металлических цепей с грузом на конце. Для
защиты от действия электрического поля над открытыми
сидениями устанавливаются металлические козырьки, сое-
диняемые с корпусом машины. Неметаллические кабины
могут быть также снабжены экранирующей сеткой. На пе-
ресечениях линии электропередачи с важнейшими дорога-
ми, а также в местах регулярного прохода людей и прого-
на животных устанавливаются экранирующие устройства,
например заземленные стальные провода.
Глава тридцать вторая
КАБЕЛЬНЫЕ ЛИНИИ ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
32.1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Электрические кабели — это гибкие изолированные про-
водники, снабженные защитными оболочками, которые
предохраняют изоляцию от внешних механических и иных
воздействий. Основными элементами силовых кабелей яв-
ляются проводники — жилы, изоляция по отношению к
земле и между жилами, герметичная металлическая обо-
лочка и защитные покровы.
Металлическая оболочка, выполняемая обычно из свин-
ца или алюминия, предохраняет изоляцию главным обра-
зом от влаги и отчасти от механических повреждений. За-
щитные покровы включают броню из стальных проволок
или лент и слои кабельной пряжи из джутового волокна,
пропитанной битуминозными составами с антисептиками.
Броня обеспечивает главную защиту оболочки кабеля и его
изоляции от внешних механических воздействий, а джуто-
ные покровы — защиту оболочки от коррозии.
Кабели в целом и все их элементы должны обладать
достаточной гибкостью, чтобы их можно было наматывать
на барабаны для транспортировки или хранения и изгибать
при укладке по неровной трассе. Поэтому, в частности, жи-
лы силовых кабелей выполняются из большого числа скру-
ченных тонких проволок.
В кабелях изоляция воспринимает на себя массу токо*
ведущих жил, а также значительные усилия, необходимые
для изгибания жил при намотке на барабан или при про-
кладке. В связи с этим от изоляции кабелей требуется со-
406
четание достаточной гибкости с высокой механической
прочностью.
Обычное для изоляции оборудования высокого напря-
жения требование высокой электрической прочности при-
менительно к силовым кабелям имеет особое значение. Де-
ло в том, что при увеличении электрической прочности и
соответственно при уменьшении толщины изоляции не толь-
ко снижаются затраты на ее изготовление, но и улучшают-
ся условия отвода тепла от жилы и увеличиваются допус-
тимые рабочие токи, кабель становится более гибким, до-
стигается экономия металла оболочки и покровных мате-
риалов.
К надежности кабельных линий и, следовательно, к их
изоляции предъявляются повышенные требования, так как
на отыскание места повреждения и особенно на его устра-
нение в подземных линиях затрачивается много времени и
средств. При этом следует иметь в виду, что кабельные ли-
нии выполняются обычно из нескольких отрезков ограни-
ченной длины (строительная длина — от 250 до 750 м),
соединяемых последовательно муфтами. Последние монти-
руются в полевых условиях, поэтому технология наложе-
ния в них изоляции значительно уступает заводской.
В настоящее время в силовых кабелях высокого напря-
жения преимущественно используется бумажно-масля-
ная изоляция, однако применяются и другие виды изоля-
ции.
32.2. ОСНОВНЫЕ КОНСТРУКЦИИ КАБЕЛЕЙ ВЫСОКОГО
НАПРЯЖЕНИЯ
Для напряжений до 35 кВ наибольшее применение по-
лучили кабели с вязкой пропиткой, у которых
ленточная бумажная изоляция пропитывается маслоканп-
фольными пли синтетическими нестекающими составами
повышенной вязкости.
Кабели с нсстекающими составами могут прокладывать-
ся с разностью уровней до 300 м. При этом не возникает
опасности стекания пропитывающего состава в нижнюю
часть кабеля и образования в его верхней части больших
объемов сбедпенно пропитанной изоляции. Основной недо-
статок кабелей с вязкой пропиткой состоит в том, что в их
изоляции неизбежно образуются газовые включения. Одна
из причин — циклические нагревы и остывания при работе
с периодически меняющейся нагрузкой. После нескольких
407
таких циклов при остывании оболочка из-за остаточной
деформации сохраняет размеры, соответствующие нагрето-
му состоянию, а изоляция уменьшается в объеме. В резуль-
тате в изоляции образуются пустоты, которые постепенно
заполняются газами, выделяющимися из изоляции. Нали-
чие газовых включении, как было показано в гл. 18, сни-
жает длительную электрическую прочность изоляции.
Вследствие этого в кабелях с вязкой пропиткой рабочие
напряженности имеют относительно невысокие значения.
Рис. 32.1. Трехжильный кабель с поясной
изоляцией и секторными жилами:
/ — жила; 2— фазная изоляция; 3— поясная изо-
ляция; 4 — наполнитель; 5 — оболочка; 6 — по-
душка под броней из пряжи, пропитанной биту-
мом; 7 —броня из стальных лент; 8 — наружный
защитный покров
Рис. 32.2. Схема устройства бака давления:
] _ корпус бака; 2 — упругие элементы, заполненные воздухом; 3 — дегазирован-
ное масло; 4— манометр; 5 — штуцер для присоединения бака к кабелю
Такие кабели выпускаются нескольких типов с одной,
двумя, тремя и четырьмя жилами. В качестве примера на
рис. 32.1 показано сечение трехжильного кабеля с поясной
изоляцией и с секторными жилами. Как видно из рисунка,
для уменьшения наружного диаметра кабеля жилам прида-
ется не круглая, а секторная форма. Изоляция состоит из
двух частей — фазной и поясной. Таким образом, между
жилами кабеля находится двойная фазная изоляция, рас-
считанная на линейное напряжение, а между каждой жи-
лой и оболочкой — фазная и поясная. Зазоры между от-
дельными изолированными жилами заполняются низкока-
чественной изоляцией (бумажными жгутами).
Для напряжений 110—220 кВ промышленной частоты
408
используются маслонаполненные кабели, кото-
рые, как правило, выполняются одножильными. В таких
кабелях ленточная бумажная изоляция пропитывается ма-
ловязким маслом, которое может перемещаться внутри
жилы вдоль кабеля и находится под избыточным давлени-
ем. Благодаря этому исключается возможность появления
в изоляции газовых включений при циклических изменени-
ях температуры и длительная электрическая прочность по-
вышается в 3 раза и более по сравнению с прочностью изо-
ляции, пропитанной вязкими составами.
Для поддержания неизменного давления в кабеле в ус-
ловиях эксплуатации на кабельной линии через каждые
1—2,5 км устанавливаются баки давления. Устройство ба-
ка давления схематически показано на рис. 32.2. Внутри
герметичного корпуса располагаются упругие элементы в
виде полых дисков с волнистой поверхностью, заполнен-
ных воздухом под давлением. При нагревании кабеля дав-
ление масла в нем повышается и часть масла уходит в бак
давления (упругие элементы сжимаются). При охлаждении
масло возвращается в кабель (упругие элементы расширя-
ются). Баки давления присоединяются к концевым и к спе-
циальным стопорным муфтам, в которых имеются каналы
масла в изоляции от заземленных металлических частей до
токоведущей жилы.
По давлению маслонаполненные кабели делятся на ка-
бели низкого (до 0,2 МПа), среднего (0,4—0,5 МПа) и вы-
сокого (0,8—1,6 МПа) давления. С увеличением давления
масла электрическая прочность растет, однако конструкция
упрочняющих покровов и уплотнений в муфтах усложняет-
ся. В СССР выпускаются маслонаполненные кабели сред-
него давления нескольких типов. Толщина изоляции у
этих кабелей на напряжение НО кВ в зависимости от
сечения жилы лежит в пределах 9,0—11,0 мм, а у кабелей
220 кВ — в пределах 16—20 мм. Пример конструкции мас-
лонаполненного кабеля среднего давления показан на рис.
32.3.
В маслонаполненных кабелях на напряжения НО—
220 кВ особое внимание уделяется регулированию элект-
рических полей. Прежде всего жила кабеля выполняется
из проволок специального профиля, а не из круглых, как в
кабелях на напряжения до 35 кВ. За счет этого достигает-
ся более гладкая поверхность жилы. Кроме того, жила
экранируется слоями полупроводящей бумаги, благодаря
чему устраняются повышения напряженности у кромок от-
409
дельных проволок. Наконец, в таких кабелях изоляция вы-
полняется градированной (см.гл. 13).
При напряжениях ПО—150 кВ переменного тока наи-
большее распространение у нас в стране получили масло-
Рис. 32.3. Маслонаполненный кабель среднего давления 220 кВ:
/ — маслопроводящий канал; 2 — жила из фасонных луженых проволок; 3—эк-
ран по жиле и по изоляции из полупроводящей металлизированной бумаги; 4—
изоляция из бумаг разной толщины и плотности; 5 — свинцовая оболочка; 6 —
ленты из пластиката; 7 — медные усиливающие ленты; 8 — защитные покровы;
9 — стальные проволоки
Рис. 32.4. Трубопровод с кабе-
лем под давлением масла:
1— жила; 2 — изоляция; 3 — гер-
метизирующие покровы; 4 — полу-
круглая проволока; 5—стальная
труба; 6 — масло; 7 — антикорро-
зийные покровы
наполненные кабели высокого давления в
стальных трубах. Устройство таких кабелей показа-
но на рис. 32.4. В стальном трубопроводе, заполненном ма-
ловязкнм маслом под давлением около 1,5 МПа, помеща-
ются три круглые жилы с изоляцией, которая пропитана
вязкими составами. Изоляция покрыта эластичным, герме-
410
тически плотным слоем (полиэтилен и др.), который пре*
дотвращает контакт изоляции с маслом в трубе, а также
увлажнение изоляции при транспортировке и монтаже.
Эластичное покрытие свободно передает изоляции давле-
ние масла, заполняющего стальную трубу.
Преимущество кабелей в трубах состоит в том, что уп-
рощается конструкция оболочки, воспринимающей давле-
ние масла. Однако увеличивается объем работ при про-
кладке линии (сварка стальных труб, зачистка швов, нало-
жение антикоррозийных покрытий и т. д.) и значительно
возрастает объем масла, что усложняет систему поддержа-
ния избыточного давления.
Наряду с рассмотренными ранее при напряжениях до
220 кВ применяются газонаполненные кабели, в ко-
торых необходимая длительная электрическая прочность
достигается за счет повышения давления газа (сухой очи-
щенный азот). Эти кабели имеют устройство примерно та-
кое же, как и маслонаполненные, но в них используется
изоляция с обедненной пропиткой, заведомо содержащая
газовые включения. Однако электрическая прочность вклю-
чений значительно повышается за счет того, что создается
повышенное давление путем непосредственного ввода газа в
кабель под давлением, либо за счет прокладки кабеля с
эластичной оболочкой в стальной трубе с газом под давле-
нием. Преимущество таких кабелей состоит в том, что
получается более простая система обеспечения повышенных
давлений за счет использования баллонов со сжатым га-
зом. Кроме того, такие кабели могут укладываться на
трассах с большим уклоном. Однако в газонаполненных
кабелях условия охлаждения хуже, и это ограничивает ра-
бочие токи.
Конструкция кабеля с пластмассовой изоляци-
ей достаточно проста: токоведущая жила у кабелей до
3 кВ покрывается сплошным слоем полиэтилена, а кабели
на напряжение 6 кВ и выше имеют дополнительно экраны
из полупроводящего полиэтилена или поливинилхлорида
поверх изоляции либо на изоляции и на жиле. Наличие та-
ких экранов уменьшает влияние воздушных включений,
возникающих на границе изоляции с жилой, и делает элек-
трическое поле в изоляции более однородным. Выпускают
также кабели с защитными покровами и броней, как у ка-
белей с вязкой пропиткой.
Преимущества пластмассовых кабелей по сравнению с
кабелями с вязкой пропиткой состоят в том, что масса их
411
меньше и не требуется (или упрощается) система оболо-
чек, защищающих изоляцию от внешних воздействий. Од-
нако нагревостойкость существующих изоляционных пласт-
масс существенно ниже, чем бумажной изоляции с вязкой
пропиткой.
Кабели с элегазовой изоляцией под давле-
нием устроены следующим образом. В стальной трубе на
распорках из твердого диэлектрика закреплена токоведу-
щая жила (или три жилы). Линия собирается из отрезков
таких труб и заполняется высокопрочным газом — элега-
зом под давлением. Такие кабели имеют ряд преимуществ:
сравнительно простую конструкцию, малые диэлектриче-
ские потери, характерную для внешней изоляции способ-
ность к восстановлению электрической прочности после
случайного пробоя, малую емкость на единицу длины. Рас-
четы показывают, что такие кабели будут особенно эффек-
тивны при сверхвысоких напряжениях и могут оказаться
экономически более выгодными, чем воздушные линии
электропередачи.
Для ввода больших мощностей в крупные города и про-
мышленные центры разрабатываются кабели с охлажде-
нием токоведущих жил до температуры жидкого азота
(77 К) пли жидкого гелия (около 5 К). В первом случае
(крпорезистивные кабели) повышение пропускной способ-
ности достигается за счет значительного уменьшения актив-
ного сопротивления медных или алюминиевых жил и, сле-
довательно, джоулевых потерь, что позволяет увеличить
токовые нагрузки. В кабелях с жидким гелием использует-
ся эффект сверхпроводимости. В настоящее время интен-
сивно исследуется поведение изоляции, пропитанной жид-
кими азотом и гелием.
Кабельные муфты. Для соединения отрезков кабеля в
линию, а также для присоединения концов кабеля к шинам
распределительных устройств или аппаратов выполняются
соединительные и концевые муфты. Устройство
кабельных муфт и их изоляции зависит, естественно, от
конструкции кабеля. Однако во всех случаях учитывается
то обстоятельство, что монтаж выполняется в полевых ус-
ловиях и изоляция в муфтах имеет более низкое качество,
чем в самом кабеле. Поэтому изоляционные расстояния в
муфтах увеличиваются.
Эскиз соединительной муфты показан на рис. 32.5. На
концах соединяемых кабелей основная изоляция срезается
по определенному профилю, образуя прямые конусы со
412
Рис. 32.5. Эскиз кабельной соединительной муфты:
/--жила; 2 — соединение жил; 3 — изоляция кабеля; 4 —
ция; 5 —• оболочка кабеля; 6 — бандаж из свинцовой
муфты
Рис. 32.6. Концевая муфта маслонаполненного
кабеля среднего давления па напряжение ПО кВ:
/ — токовыводное устройство; 2 — экран; 3 — фарфоро-
вый изолятор; 4 — масло; 5 — подмотка из пропитанной
маслом бумаги; 6 — экран
сторонами аб и вг. После соединения то-
коведущих жил накладывается дополни-
тельная изоляция (заранее пропитанные
рулоны и ролики бумаги, эпоксидные
компаунды), толщина которой больше,
чем основной изоляции. Форма и размеры
конусов выбираются такими, чтобы со-
ставляющая напряженности вдоль щели,
остающейся между основной и дополни-
тельной изоляцией, не превышала допу-
стимого значения (примерно в 20 раз
меньше, чем для основной изоляции в
радиальном направлении). Для того что-
бы не было повышения напряженности у
краев оболочек соединяемых кабелей, ус-
танавливаются внутренние экраны в виде
конусов или от краев оболочек поверх
дополнительной изоляции накладывается
бандаж из мягкой свинцовой проволоки.
В последнем случае дополнительная изо-
ляция выполняется так, чтобы вблизи
дополнительная изоля-
проволоки; 7 — корпус
краев она образовывала обратные конусы де и жз. Форма
и размеры этих конусов выбираются такими, чтобы напря-
женность у краев оболочек не превышала допустимую.
Концевые муфты кабелей (рис. 32.6) имеют не только
внутреннюю, но и внешнюю изоляцию. Их устройство во
413
многом аналогично устройству проходных изоляторов (вво-
дов). Для регулирования электрического поля у края обо-
лочки используются внутренние экраны в виде конусов, а
также дополнительные электроды, образующие конденса-
торные обкладки.
32.3. ИСПЫТАНИЯ ИЗОЛЯЦИИ КАБЕЛЕЙ
Уровни изоляции кабелей задаются их испытательными
напряжениями. Испытательные напряжения устанавлива-
ются исходя из условия обеспечения надежной работы ка-
белей при внутренних и грозовых перенапряжениях.
На заводах-изготовителях изоляция кабелей с маловяз-
кой пропиткой и маслонаполненных кабелей испытывается
переменным напряжением промышленной частоты. Испыта-
тельные напряжения составляют около 2,5 UUOM. Кабели с
обедненной изоляцией или с газовой пропиткой для пре-
дотвращения повреждения их изоляции при испытаниях
испытываются постоянным напряжением (3,5-ь4) £/Ном,
причем для кабелей до 35 кВ включительно значение испы-
тательного напряжения устанавливается по отношению к
линейному, а для кабелей 110 кВ и выше—по отношению
к фазному напряжению. Продолжительность испытаний на-
ходится в пределах 10—12 мин.
Кабели высших классов напряжения (НО кВ и выше) в
отдельных случаях при типовых испытаниях подвергаются
импульсным испытаниям. Полный стандартный импульс ус-
танавливается при этом равным (44-5) UnoM. Испытатель-
ное напряжение прикладывается поочередно к каждой жиле.
При этом оболочка и остальные жилы заземляются.
Во время заводских испытаний у кабелей на напряже-
ния до 6 кВ измеряется сопротивление изоляции, а у кабе-
лей 6 кВ и выше, кроме того, измеряются tg 6 и его прира-
щение Atg6 при увеличении напряжения от 0,5 до
2,0 UUOM. Предельные допустимые значения сопротивления
изоляции, igd и Atgd нормируются.
После прокладки, капитального ремонта и во время
профилактических испытаний изоляция силовых кабелей
испытывается выпрямленным напряжением. Испытатель-
ные напряжения приведены в табл. 32.1. Продолжительность
испытаний каждой фазы для кабельных линий 3—35 кВ
после прокладки составляет 10 мин, после капитального ре-
монта и во время профилактических испытаний — 5 мин.
414
Таблица 32.1. Испытательные выпрямленные напряжения
для силовых кабелей с бумажной изоляцией
Вид испытаний Испытательное напряжение, кВ, для кабельных линий с номинальным напряжением, кВ
3 1 6 10 20 1 33 1 110 1 1 220
После прокладки и монтажа 12 18 36 100 175 300 450
После капитально- го ремонта 10—17 15—25 30—50 100 175 250 400
Профилактиче- ские в эксплуа- тации 10—17 15—25 30—50 80-100 150—175 250 400
Кабельные линии ПО кВ и выше испытываются во всех
случаях по 15 мин на фазу. Периодичность профилактиче-
ских испытаний в зависимости от состояния кабельной
трассы и условий эксплуатации колеблется от 2 раз в год
до 1 раза в 3 года.
Во время приложения испытательного напряжения из-
меряется ток утечки. Для кабельных линий на напряжение
до 10 кВ он должен быть менее 300 мкА/км, а для линий
20—35 кВ — менее 800 мкА/км. В маслонаполненных кабе-
лях токи утечки не должны превышать 150 мкА на 1 км
для линий ПО кВ и 250 мкА на 1 км для линий 220 кВ.
В течение всего времени приложения испытательного на-
пряжения ток утечки должен быть стабильным.
До и после испытания повышенным напряжением про
изводится измерение сопротивления изоляции. Для масло-
пропитанных кабелей 6 кВ и выше это сопротивление дол-
жно быть не менее 50 МОм/км.
Глава тридцать третья
ИЗОЛЯЦИЯ ТРАНСФОРМАТОРОВ
33.1. КЛАССИФИКАЦИЯ И ОСОБЕННОСТИ ИЗОЛЯЦИИ
ТРАНСФОРМАТОРОВ
В силовых трансформаторах изоляция состоит из ряда
различных по конструкции элементов, работающих в не-
одинаковых условиях и имеющих разные характеристики.
415
Воздушные промежутки между вводами и по их поверх-
ностям на землю составляют внешнюю изоляцию, а все
изоляционные участки, расположенные внутри бака, —
внутреннюю изоляцию трансформатора. В свою очередь
внутренняя изоляция подразделяется на главную и про-
дольную. К первой относится изоляция обмоток относи-
тельно земли и между разными обмотками, например уча-
стки: обмотка — магнитопровод или бак; обмотка НН—об-
мотка ВН; отвод — стенка бака; между отводами разных
обмоток; ко второй—изоляция между разными точками од-
ной и той же обмотки: между витками, слоями, катушками.
Требования к электрической прочности отдельных эле-
ментов изоляции определяются специфическими особенно-
стями переходного процесса в трансформаторе при воздей-
ствии на него импульсных напряжений.
При заземленной нейтрали трансформатора наибольшее
импульсное напряжение на главной изоляции имеет место
на расстоянии приблизительно 1/3 длины обмотки от нача-
ла и может на 15—20 % превышать воздействующее напря-
жение.
При изолированной нейтрали наибольшее импульсное на-
пряжение возникает на конце обмотки и может превышать
воздействующее напряжение на 50—80 %.
Если импульс имеет крутой фронт, то на продольной изо-
ляции могут возникать напряжения, более чем в 10 раз пре-
вышающие напряжения нормального режима. При пологих
импульсах, например при внутренних перенапряжениях, на-
пряжения на продольной изоляции много ниже. Наиболь-
шие напряжения на продольной изоляции возникают при
срезах, т. е. при пробое какого-либо промежутка, располо-
женного поблизости от трансформатора. Из-за наличия
индуктивности соединительных проводов напряжение на
трансформаторе при срезе имеет колебательный характер,
показанный на рис. 33.1, причем максимум напряжения в
отрицательный полупериод может составить около 0,6 на-
пряжения среза L7cp. Воздействие такого импульса на обмот-
Рис. 33.1. Форма срезанного
импульса на трансформаторе
416
ку трансформатора приблизительно эквивалентно воздейст-
вию полного импульса, равного 1,6(7Ср.
В связи с этими особенностями поведения трансформа-
тора при импульсных воздействиях необходимые габариты
и конструкция продольной изоляции определяются грозовы-
ми перенапряжениями. Для снижения напряжения на про-
дольной изоляции при импульсных воздействиях применя-
ют емкостные экраны и так называемые переплетенные об-
мотки, в которых витки соединяются друг с другом в опре-
деленной последовательности. При этом соседние витки ока-
зываются под существенно разными потенциалами и сниже-
ние импульсных напряжений достигается ценой увеличения
рабочего напряжения на продольной изоляции. Однако это
позво 1яет несколько уменьшить габариты продольной изо-
ляции.
Основные габариты главной изоляции трансформаторов
до последнего времени также определялись грозовыми пе-
ренапряжениями. Однако сейчас ситуация существенно из-
менилась в связи с широким внедрением в электрических
системах поминальных напряжений 330 кВ и выше, для ко-
торых основное значение приобретают внутренние перена-
пряжения. Если перенапряжения этого вида удастся эффек-
тивно ограничить, на первый план выступит длительная
электрическая прочность, которая, видимо, уже в недалеком
будущем станет определяющим фактором при выборе изо-
ляционных расстояний в главной изоляции трансформато-
ров.
На конструкцию изоляции трансформаторов сильное
влияние оказывает то обстоятельство, что в активных частях
трансформатора, т. е. в меди обмоток и в магнитопроводе,
при работе выделяется большое количество тепла. Это за-
ставляет выполнять изоляцию так, чтобы можно было не-
прерывно охлаждать активные части.
33.2. КОНСТРУКЦИЯ ИЗОЛЯЦИИ ТРАНСФОРМАТОРОВ
В современных силовых трансформаторах в качестве
главной используется преимущественно маслобарьерная
изоляция. Продольная изоляция выполняется бумажно-
масляной либо с помощью изолирования и покрытия витков
и катушек обмотки.
Маслобарьерная изоляция, как уже отмечалось ранее,
обладает достаточно высокой кратковременной электриче-
ской прочностью и позволяет интенсивно охлаждать конст-
27—469 417
рукцию за счет циркуляции масла. Для того чтобы барьеры
были эффективными, они должны располагаться перпенди-
кулярно силовым линиям электрического поля. В проходных
изоляторах, где электрическое поле в основном радиальное,
это без труда достигается путем применения цилиндриче-
ских барьеров. В трансформаторах электрическое поле име-
ет сложную конфигурацию, поэтому приходится применять
комбинацию барьеров разной формы.
Рис. 33.2. Схема главной
изоляции обмотки сило-
вого трансформатора:
/ — цилиндрический барьер;
2— плоская шайба; 3 — уг-
ловая шайба; 4 — обмотка
ВН; 5 — ярмо магнитопрово-
да; А и В — главные изоля-
ционные расстояния
Рис. 33.3. Эскиз изоля-
ции двухобмоточного
трансформатора НО кВ
Ярмо.
В трансформаторах в основном применяют три типа
барьеров, показанных на рис. 33.2: цилиндрический барьер
/, плоскую шайбу 2 и угловую шайбу 3. Количество барье-
ров зависит от номинального напряжения. В качестве при-
мера на рис. 33.3 показан эскиз изоляции трансформато-
ра 110 кВ.
Обычно расстояние от обмотки высшего напряжения до
ярма приблизительно в 2 раза больше, чем расстояние до
сердечника трансформатора, несмотря на то что к этим про-
межуткам приложены одинаковые напряжения. Это связа-
но с неблагоприятной формой электрического поля па кон-
цах обмотки, где напряженность имеет наибольшее значе-
ние. Поэтому при высоких номинальных напряжениях
стремятся по возможности уменьшить напряжения на кон-
418
цах обмотки. Это удается осуществить путем ввода напря-
жения в середину обмотки и разделения ее на две парал-
лельные ветви. В этом случае концы обмотки соответствуют
нейтрали трансформатора, напряжения на которой в систе-
мах с заземленной нейтралью всегда меньше фазного. Это
обстоятельство позволяет изоляцию нейтрали рассчитывать
на меньшее напряжение, что значительно облегчает ее кон-
струирование и уменьшает общие габариты трансформа-
тора.
В изоляции между слоями и между катушками роль по-
крытия играют собственная бумажная изоляция обмоточных
проводов или дополнительно наложенные слои бумажных
лент.
Более высокой электрической прочностью по сравнению с
маслобарьерной изоляцией обладает бумажно-масляная
изоляция. В связи с этим в последние годы интенсивно изу-
чается возможность использования бумажно-масляной изо-
ляции в качестве главной изоляции трансформаторов, что
позволило бы уменьшить габариты изоляции и трансформа-
торов в целом. Последнее обстоятельство имеет особо важ-
ное значение для наиболее мощных трансформаторов, га-
бариты которых затрудняют их транспортировку. Основная
трудность применения бумажно-масляной изоляции в сило-
вых трансформаторах — охлаждение обмотки.
33.3. ИСПЫТАНИЯ ИЗОЛЯЦИИ ТРАНСФОРМАТОРОВ
На заводе-изготовителе изоляция каждого трансформа-
тора (автотрансформатора, шунтирующего реактора) под-
вергается всем видам испытаний, предусмотренных ГОСТ.
Испытывается внутренняя и внешняя изоляция полным и
срезанным стандартными импульсами, а также переменным
напряжением промышленной частоты.
Серьезной проблемой при импульсных испытаниях транс-
форматоров является обнаружение повреждения продольной
изоляции, которое обычно имеет характер небольших про-
колов, не оказывающих влияния на сопротивление обмотки.
Наиболее распространенными методами контроля являются
осциллографирование тока в нейтрали трансформатора и
сравнение полученных осциллограмм с типовыми, снятыми
для исправного трансформатора данного типа. Междувит-
ковые и междукатушечные замыкания приводят к измене-
нию характера осциллограммы, по которому часто удается
не только установить факт повреждения, но и определить
27* 419
его место, что значительно облегчает отыскание поврежде-
ния при последующем осмотре трансформатора.
Если изоляция нейтрали и линейного вывода трансфор-
матора одинакова, то испытания внутренней изоляции на-
пряжением промышленной частоты производятся от посто-
роннего источника, причем оба конца испытуемой обмотки
изолируются относительно земли и вся обмотка находится
под одним и тем же напряжением. Если трансформатор име-
ет сниженный уровень изоляции нейтрали, то эти испытания
проводятся индуктированным напряжением повышенной ча-
стоты, но не выше 400 Гц. На первичную обмотку транс-
форматора подается напряжение такой амплитуды, чтобы
за счет трансформации на испытуемой обмотке напряжение
было равно испытательному. Нейтраль трансформатора при
этом испытании заземляется или на нее подается напряже-
ние той же частоты от постороннего источника. Повышен-
ная частота выбирается потому, что на первичную обмотку
при таких испытаниях приходится подавать напряжение,
приблизительно равное двойному номинальному напряже-
нию трансформатора, и при промышленной частоте индук-
ция в сердечнике трансформатора, а следовательно, и ток
намагничивания достигли бы недопустимо больших значе-
ний. При повышенной частоте индукция оказывается близ-
кой к номинальной.
Кроме испытаний повышенным напряжением для каждо-
го трансформатора измеряются tg6, сопротивление изоля-
ции и емкостные характеристики обмотки, причем получен-
ные на заводе значения в эксплуатации используются в ка-
честве характеристик исходного состояния изоляции. В по-
следние годы на ведущих трансформаторных заводах
проводятся измерения характеристик частичных раз-
рядов.
Силовые трансформаторы большой мощности (обычно
это трансформаторы с номинальным напряжением 110 кВ и
выше) отправляются с завода потребителю без масла в ба-
ках, заполненных сухим воздухом, азотом или углекислым
газом, который заменяется маслом после установки транс-
форматора на место. Перед первым включением транс-
форматора под напряжение проводятся следующие ис-
пытания:
определяется пробивное напряжение масла при частоте
50 Гц в стандартном разряднике (расстояние между элек-
тродами 2,5 мм), наименьшие допустимые значения кото-
рого составляют 25—50 кВ, Нижний предел соответствует
420
номинальным напряжениям 15 кВ и ниже, а верхний пре-
дел — номинальным напряжениям 330 кВ и выше;
измеряются сопротивление изоляции при временах 60 и
15 с и коэффициент абсорбции /(абс, который должен быть
не меньше 1,3;
измеряются емкости С2, С50, АС, Сг> причем при темпе-
ратуре 20 °C отношение емкостей С2/С50 должно быть не
больше 1,1—1,3, а отношение ДС/СГ — не больше 0,1;
Таблица 33.1. Допустимые значения изоляции обмоток
трансформаторов
Класс напряжения обмотки и мощность трансформатора tg 6, % , при температуре обмотки, °C
10 1 20 | зо | 40 | 50 | 60 | 70
При ПС 35 кВ и ниже до 2500 кВ-Л ) р В О Р 1,5 4 В К Л 2,0 [ Ю Ч С I 2,6 1 и И 3,4 4,6 6,0 8,0
35 кВ и ниже до 1,2 1,5 2,0 2,6 3,4 4,5 6,0
10 000 кВ-Л Остальные трансформаторы 0,8 1,0 1,3 1,7 2,3 3,0 4,0
В э 35 кВ и ниже I к с п л 2,5 у а т а 3,5 I ц и и 5,5 8,0 11 15 20
Выше 35 кВ 2,0 2,5 4,0 6,0 8,0 12 16
измеряется tg6 при различных температурах. Допусти
мые значения tg6 приведены в табл. 33.1. Естественно, что
помимо абсолютных значений tg6 интерес представляет их
отличие от заводских данных, и при значительном увеличе-
нии tg6 можно предположить наличие чрезмерного увлаж-
нения обмотки или другого дефекта.
Так как изоляция трансформатора представляет собой
сложную систему, измерение ее характеристик целесообраз-
но проводить не для всего трансформатора в целом, а для
его отдельных элементов или «зон», под которыми понима-
ют, например, изоляцию обмоток относительно бака, изоля-
цию обмоток относительно магнитопровода, изоляцию меж-
ду обмотками. При определении характеристик отдельных
зон изоляции все неиспользуемые обмотки обычно зазем-
ляют.
Во время профилактических испытаний изоляции транс-
форматоров в эксплуатации проводятся те же измерения,
что и при первом включении трансформатора в работу. Од-
нако в связи с тем, что во время эксплуатации трансфор-
421
матора неминуемо некоторое увлажнение его изоляции, до-
пустимые значения tg6 существенно увеличиваются, особен-
но при высоких температурах.
Испытания изоляции повышенным напряжением про-
изводятся в эксплуатации у обмоток 35 кВ и ниже. При
этом значение испытательного напряжения снижается до
0,85—0,9 значения испытательного напряжения при завод-
ских испытаниях.
Как уже указывалось выше, в последнее время большое
внимание уделяется измерению интенсивности ЧР. Для изо-
ляции трансформаторов такие измерения весьма полезны,
так как ЧР является основной причиной электрического ста-
рения изоляции.
33.4. ЭКСПЛУАТАЦИЯ ИЗОЛЯЦИИ ТРАНСФОРМАТОРОВ
Для длительной и надежной работы трансформаторов в
соответствии с «Правилами технической эксплуатации элек-
трических станций и сетей» (ПТЭ) требуется «соблюдение
установленных температурных режимов и уровня напряже-
ния; строгое соблюдение норм качества масла; содержание
в исправном состоянии устройств охлаждения, регулирова-
ния напряжения под нагрузкой и других устройств». Если
детально рассмотреть эти основные требования ПТЭ, то
окажется, что они все направлены в первую очередь на
сохранение изоляции трансформатора.
Несоблюдение теплового режима при эксплуатации
трансформатора ведет к быстрому износу его изоляции. Чем
выше температура изоляции обмоток, при которой она ра-
ботает, тем скорее она теряет свои изоляционные и механи-
ческие свойства. Трансформаторное масло, служащее изо-
ляцией и охлаждающей средой, под влиянием высоких тем-
ператур окисляется, при этом образуется шлам, который
нарушает циркуляцию масла и тем самым ухудшает охлаж-
дение трансформатора. Поэтому в эксплуатации ведется
строгий надзор за температурным режимом работы транс-
форматоров и за техническим состоянием устройств охлаж-
дения трансформаторов.
Максимальное значение температуры верхних слоев
масла нормировано: для трансформаторов с естественным
масляным охлаждением 4-95 °C, для трансформаторов с
масловоздушным охлаждением +80°C и для трансформа-
торов с масловодяным охлаждением +70 °C. Контроль тем-
пературы производится с помощью термометров.
422
Соблюдение уровня напряжения при эксплуатации
трансформаторов также в первую очередь направлено на
сохранение электрических свойств его изоляции. Повыше-
ние напряжения вызывает появление высших гармоник в
форме кривой напряжения, что может оказаться опасным
для изоляции трансформатора. Кроме того, повышение на-
пряжения увеличивает индукцию в магнитопроводе и поте-
ри на намагничивание. Рост потерь может привести к мест-
ным перегревам пакетов стали магнитопровода и повреж-
дению изоляции между листами. Возникает так называемый
«пожар железа» в трансформаторе. Поэтому длительное по-
вышение напряжения не должно превышать 5 % номиналь-
ного. Напряжение на трансформаторе не должно также пре-
вышать значение наибольшего рабочего напряжения для
данного номинального напряжения. Контроль напряжения
ведется по вольтметрам на низкой стороне трансформато-
ров напряжения, включенных на сборные шины или непо-
средственно на выводы трансформатора.
Кроме контроля температуры и уровня напряжения в
процессе эксплуатации трансформаторов ведется система-
тический надзор за состоянием их изоляции посредст-
вом периодических осмотров и профилактических испы-
таний.
Периодические осмотры трансформаторов без отключе-
ния согласно ПТЭ производятся в установках с постоянным
дежурством персонала 1 раз в сутки, в установках без по-
стоянного дежурства персонала — не реже 1 раза в 1 мес,
а в трансформаторных пунктах — не реже 1 раза в 6 мес.
При осмотрах проверяются: температура трансформатора
по показаниям манометрического или ртутного термометров,
установленных на трансформаторах; целость и загрязнение
фарфоровых покрышек вводов; отсутствие течи масла из
бака и вводов трансформатора; целость мембраны выхлоп-
ной трубы и маслоуказательных стекол; исправность систе-
мы охлаждения трансформатора.
Профилактическим испытаниям трансформаторы подвер-
гаются при вводе в эксплуатацию, при капитальных и теку-
щих ремонтах. Производятся также периодические (межре-
монтные) испытания. Систематический надзор за эксплуа-
тацией изоляции трансформаторов обеспечивает долголет-
нюю и надежную их работу.
Глава тридцать четвертая
ИЗОЛЯЦИЯ ЭЛЕКТРООБОРУДОВАНИЯ
РАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ
34.1. ИЗОЛЯЦИЯ ТРАНСФОРМАТОРОВ ТОКА
Конструкция изоляции трансформатора тока в большой
степени зависит от его номинального напряжения. Для
трансформаторов тока номинальным напряжением 6—10 кВ
в последнее время широко применяется литая эпоксидная
изоляция, которая обеспечивает необходимую электриче-
скую и механическую прочность конструкции при уменьше-
нии габаритов аппарата.
Для изоляции трансформаторов тока на номинальное на-
пряжение 35 кВ и выше применяется кабельная бумага,
пропитанная трансформаторным маслом. На рис. 34.1 пред-
Рис. 34.1. Трансформатор тока напря-
жением 35 кВ типа ТФН-35:
1—первичная обмотка; 2—вторичная обмот-
ка; 3 — магнитный сердечник; 4— бумажно-
масляная изоляция; 5 — токопровод; 6 — фар-
форовая покрышка
Рис. 34.2. Каскадный трансформатор
тока
424
ставлена конструкция трансформатора тока типа ТФН-35
наружной установки. Тороидальный магнитопровод со вто-
ричной обмоткой проходит через окно, образованное пер-
вичной обмоткой. Изоляция обмоток производится кабель-
ной бумагой, наматываемой вполнахлеста. Обмотки с маг-
нитопроводом помещаются в фарфоровую покрышку.
Внутренняя полость трансформатора после вакуумной суш-
ки заполняется минеральным маслом.
Конструкция изоляции трансформаторов тока на номи-
нальные напряжения 110—220 кВ принципиально не отли-
чается от изоляции трансформаторов тока на 35 кВ.
При напряжениях более 220 кВ применяются каскадные
схемы. На рис. 34.2 показан двухступенчатый каскадный
трансформатор тока на напряжение 500 кВ. Вторичная об-
мотка верхней ступени трансформатора питает первичную
обмотку нижней ступени. Изоляция обмоток — бумажно-
масляная.
Внутренние полости верхней и нижней ступеней сообща-
ются через разъемный маслопровод, поэтому маслорасши-
ритель, установленный наверху трансформатора, является
общим для обеих ступеней.
Помимо конструкций опорного типа имеются трансфор-
маторы тока, встроенные во вводы силовых трансфомато-
ров и выключателей (см. рис. 34.3). Изоляцией вторичной
обмотки и магнитопровода от токоведущего стержня ввода
служит в таком случае фарфоровая покрышка ввода. Вто-
ричная обмотка покрывается также электрокартоном, мит-
калем и пропитывается влагостойким изоляционным лаком
(глифталевым или асфальтовым).
Эксплуатация изоляции трансформаторов тока состоит
в систематическом надзоре за их состоянием, профилакти-
ческих испытаниях и капитальных ремонтах.
При осмотрах трансформаторов тока обращается вни-
мание на состояние изоляции: отсутствие поверхностных
следов перекрытия электрической дугой, целость фарфоро-
вых покрышек и отсутствие течи масла (в маслонаполнен-
ных трансформаторах тока). При обнаружении течи масла
через трещины в фарфоре или через уплотнения трансфор-
матор тока должен быть выведен из работы для капиталь-
ного ремонта или замены.
При осмотрах контролируется уровень масла по масло-
мерным стеклам. Понижение уровня масла часто является
признаком появления течи. Изоляционные поверхности
трансформаторов тока должны быть чистыми. Причиной по-
425
вреждения изоляции у трансформаторов тока может быть
перегрев контактов первичной цепи, что можно обнаружить
по цветам побежалости на них.
Профилактическим испытаниям трансформаторы тока
подвергаются не реже 1 раза в 6 лет. Программа профилак-
тических испытаний нормирована.
Капитальный ремонт трансформаторов тока производит-
ся по мере необходимости, установленной профилактически-
ми испытаниями и систематическими осмотрами.
34.2. ИЗОЛЯЦИЯ МАСЛЯНЫХ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ
Внутренняя изоляция масляных выключателей выполня-
ется с большими запасами электрической прочности, потому
что в эксплуатации при затяжном характере гашения элек-
трической дуги масло в гасительных камерах и за их пре-
делами сильно загрязняется углеродистыми частицами, ко-
торые оседают на изоляции и снижают ее электрическую
прочность.
На рис. 34.3 показан разрез полюса выключателя ПО кВ.
Внутренняя изоляция масляных выключателей состоит из
масляных промежутков между токоведущими частями и ба-
ком выключателя и изоляционных барьеров, а также из
изоляции штанги и ее направляющего устройства. Штанги
выключателей изготовляются из дерева твердых пород, про-
питанных трансформаторным маслом (дельта-древесины),
а направляющие штанг — из гетинакса.
Снижение электрической прочности изоляции масляных
выключателей может происходить из-за влаги, поглощае-
мой им из атмосферы. Влага частично поглощается изоля-
ционными деталями, а также выпадает на дно выключателя
и в холодное время года замерзает. При оттепелях лед от-
деляется от днища бака, всплывает на поверхность масла
и образует проводящую «дорожку» от токоведущих дета-
лей к баку выключателя. Для предотвращения всплытия
замерзшего конденсата устанавливается специальная пере-
городка, которая препятствует всплытию льда. При пони-
жении температуры окружающего воздуха до —20° вклю-
чается устройство подогрева масла.
Периодически масло испытывается на пробой, чем опре-
деляется его увлажнение и наличие в масле углеродистых
частиц. Загрязнение штанг и направляющих определяется
измерением сопротивления, которое при оседании углеро-
дистых частиц на поверхность диэлектрика сильно снижа-
ется.
426
210$
Рис. 34.3. Баковый масляный выключатель на напряжение 110 кВ:
1 — стальной бак; 2 — масло; 3— изоляционные барьеры; 4 — контактная травер-
са; 5 — штанга; 6 — дугогаситсльные камеры; 7 — направляющие; 8— вводы; 9 —
трансформаторы тока
34.3. ИЗОЛЯЦИЯ ВОЗДУШНЫХ ВЫКЛЮЧАТЕЛЕЙ
На рис. 34.4 представлен полюс воздушного выключате-
ля типа ВВБ-110. Главной изоляцией выключателя является
опорный фарфоровый изолятор, установленный на металли-
ческом основании. На опорном фарфоровом изоляторе смон-
тирована металлическая дугогасительная камера с эпоксид-
ными вводами.
427
Для подачи сжатого воздуха в гасительную камеру и
управления контактами выключателя внутри опорного фар-
форового изолятора проходят изоляционные стеклопласти-
ксвые воздухопроводы.
При колебаниях температуры окружающего воздуха на
внутренней поверхности опорных изоляторов может конден-
сироваться влага, что приведет к снижению разрядного на-
Рис. 34.4. Воздушный
выключатель типа
ВВБ-110:
1 — шкаф управления; 2 —
опорный изолятор; 3 — бак
с дугогасительным устрой-
ством, наполненный сжатым
воздухом; 4 — проходные
изоляторы; 5 — конденсато-
ры для равномерного рас-
пределения напряжения ме-
жду двумя разрывами
пряжения и перекрытию по внутренней поверхности изоля-
торов. Для предотвращения конденсации влаги внутренние
полости опорных изоляторов вентилируются (продуваются)
сухим сжатым воздухом.
Эксплуатация изоляции воздушных выключателей состо-
ит в систематическом контроле подачи воздуха для венти-
ляции внутренней полости опорных изоляторов. Периодиче-
ски производятся осмотры фарфоровых опорных изоляторов
и фарфоровых покрышек эпоксидных вводов, измеряется
значение тангенса угла диэлектрических потерь эпоксидных
вводов.
При капитальных ремонтах наружные и внутренние по-
верхности фарфоровых изоляторов очищаются от грязи и
пыли и протираются спиртом. Колонки опорных изоляторов
проверяются на герметичность.
34.4. ИЗОЛЯЦИЯ ГЕРМЕТИЗИРОВАННЫХ
РАСПРЕДЕЛИТЕЛЬНЫХ УСТРОЙСТВ
В герметизированных распределительных устройствах
(ГРУ) все токоведущие элементы расположены в закрытых
металлических кожухах. В качестве изолирующей среды в
ГРУ в настоящее время используют сжатый элегаз (SF6).
Элегазовые ГРУ имеют ряд преимуществ перед откры-
тыми распределительными устройствами (ОРУ) обычного
типа:
размеры ГРУ существенно меньше, чем ОРУ, например
площадь ГРУ на 220 кВ в 30 раз меньше площади ОРУ, а
площадь ГРУ на 1150 кВ в 50 раз меньше площади ОРУ;
ГРУ не создают радиопомех и работают бесшумно, что
важно при размещении их в черте города;
обслуживание ГРУ безопасно, поскольку все элементы,
находящиеся под высоким потенциалом, расположены внут-
ри металлических заземленных кожухов;
ГРУ имеют более высокую надежность, так как все их
токоведущие элементы изолированы от внешней среды (это
особенно важно для прибрежных, сильно загрязненных и
высокогорных районов);
ГРУ пожаробезопасны.
Конечно, стоимость оборудования и монтажа ГРУ в на-
стоящее время пока примерно в 2 раза выше, чем ОРУ.
Однако в ряде случаев, например при необходимости рас-
полагать распределительные устройства под землей (строи-
тельство ГЭС в горах) или в закрытых помещениях (в рай-
онах Крайнего Севера), стоимость оборудования и монтажа
ГРУ уже сейчас ниже стоимости обычных распределитель-
ных устройств.
Герметизированное распределительное устройство может
состоять из однофазных или трехфазных ячеек. Крепление
и перемещение токоведущих частей обеспечивается изоля-
ционными элементами из твердых материалов. Для повы-
шения надежности, облегчения монтажа и упрощения экс-
плуатации ячейки ГРУ выполняют состоящими из отсеков,
отделенных друг от друга с помощью герметизирующих
проходных втулок-изоляторов.
Наиболее слабыми элементами ГРУ являются изолято-
ры, так как разрядное напряжение по поверхности изоля-
тора меньше прочности газового промежутка. В ГРУ при-
меняют следующие типы изоляторов (рис. 34.5): дисковые
(шайбообразные), конические (в виде усеченного конуса) и
429
стержневые. Стержневые изоляторы используются преиму-
щественно при трехфазном исполнении ячеек, а дисковые и
конические изоляторы — при однофазном. Для увеличения
разрядного напряжения изоляторов могут быть применены
внутренние металлические экраны.
Для обеспечения требуемой электрической прочности
ГРУ в условиях эксплуатации чистота и давление элегаза
Рис. 34.5. Типы изоляторов,
применяемых в конструкци-
ях с коаксиальными элект-
родами:
1 — токопровод; 2 — оболочка;
J— внутренний экран; 4 — ко-
нический изолятор; 5—диско-
вый изолятор; 6 — стержневой
изолятор
Рис. 34.6. Ячейка ГРУ с
вертикально расположен-
ным выключателем
должны поддерживаться в заданных пределах, а появление
пыли, грязи и влаги должно предотвращаться. Особое вни-
мание уделяется ограничению содержания в элегазе влаги,
поскольку наличие влаги приводит к появлению в техниче-
ском элегазе кислотообразующих соединений. Согласно
рекомендациям МЭК максимально допустимая концентра-
ция воды в 1 кг элегаза составляет 0,015 г. В условиях экс-
плуатации, если не принять специальных мер, количество
влаги в элегазе возрастает и может достигать 0,15 г на 1 кг
элегаза. Влага проникает из атмосферы через поры в метал-
лических кожухах и уплотнениях. Для ее удаления исполь-
зуются фильтры и поглотители (адсорбирующие патроны).
Для поддержания требуемого давления элегаза ГРУ имеют
автоматические системы подпитки и циркуляции газа.
430
Конструкция ячейки ГРУ существенно зависит от типа
и конструкции выключателя. Это объясняется тем, что вы-
ключатель является наиболее сложным элементом ГРУ. На
рис. 34.6 приведена фотография ГРУ на 245 кВ с верти-
кальным расположением выключателя. Корпус выключате-
ля является опорой для двух разъединителей и сборных
шин. Доступ к элементам ГРУ для их обслуживания обес-
печивается с помощью специальных лестниц и переходов.
Устройство ячейки ГРУ на 300 кВ с горизонтальным
расположением выключателя показано на рис. 34.7. Токо-
Рис. 34.7. Схема устройства ячейки ГРУ на 300 кВ:
/ — ввод от ВЛ; 2 —линейный разъединитель; 3 — заземлитель; 4 — трансформа-
тор тока; 5 — выключатель; 6 — трансформатор напряжения; 7, 8 — соединитель-
ные элементы; 9 — герметизирующие конические изоляторы; 10 — шинный разъ-
единитель; И — фарфоровый приводной вал разъединителя; 12 — оболочка сбор-
ной шины; 13 — негерметичные конические изоляторы сборных шин; /-/—приборы
контроля плотности или давления элегаза
проводы (соединительные элементы) ячейки выполнены из
алюминия и соединены с токоведущими частями аппаратов
ГРУ с помощью скользящих контактов из меди, а удержи-
ваются они герметизированными коническими изоляторами
из эпоксидной смолы. Герметизирующие изоляторы делят
ячейку на секции. Каждая секция снабжена приборами для
контроля плотности или давления элегаза. Рабочее давление
элегаза 200 кПа. Ячейка имеет один линейный и четыре
шинных разъединителя, Заземлители установлены в ячейке
431
таким образом, что позволяют обеспечить надежное зазем-
ление по обеим сторонам от места, где ведутся работы, т. е.
обеспечить безопасные условия проведения работ в ГРУ.
Управление разъединителей осуществляется с помощью
фарфорового приводного вала. Ячейка имеет двойную си-
стему шип, каждая из которых заключена в свою оболочку.
Изоляторы сборных шин негерметпчные. Элегазовый вы-
ключатель имеет изолирующие фарфоровые вводы, обеспе-
чивающие одновременно механическое крепление элементов
выключателя. В ячейке установлены также трансформаторы
тока и трансформатор напряжения.
Кроме названных выше элементов ГРУ могут быть ос-
нащены делителями напряжения, разрядниками, выключа-
телями нагрузки, силовыми трансформаторами и т. д. Во
всех случаях основной изоляцией аппаратов, используемых
в ГРУ, является элегаз.
Заводы-изготовители поставляют на место строительст-
ва отдельные секции или ячейки ГРУ, заполненные сухим
воздухом или азотом. Для ускорения монтажа ГРУ постав-
ку стремятся производить крупными элементами, поскольку
при этом большая часть монтажных работ производится в
заводских условиях.
Монтаж ГРУ состоит в сборке отдельных элементов или
ячеек, а также работ по прокладке трубопроводов. Затем
производится проверка герметичности, откачка из секций
газа, которым секции были наполнены на период транспор-
тировки, и заполнение секций элегазом до требуемого дав-
ления. Перед вводом в эксплуатацию производится испы-
тание изоляции ГРУ импульсным напряжением или напря-
жением промышленной частоты.
Герметизированные распределительные устройства прак-
тически не требуют обслуживания. Так как все элементы
ГРУ не имеют контакта с атмосферой, то в них исключены
аварии, вызванные внешними причинами (загрязнениями,
увлажнениями и т. п.). Однако электрическая прочность
изоляции ГРУ может существенно снизиться из-за утечки
элегаза. Поэтому необходимы периодическое добавление
элегаза и проверка регуляторов плотности элегаза. Кроме
того, 1 раз в 5—10 лет проводятся ревизии выключателей,
разъединителей и других аппаратов ГРУ.
34.5. ИЗОЛЯЦИЯ ВВОДОВ ВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ
Ввод представляет собой конструкцию с внешней и внут-
ренней изоляцией. К внешней изоляции относятся промежут-
432
ки в атмосферном воздухе вдоль поверхности изоляционно-
ного тела, к внутренней — участки в самом изоляционном
теле, а также промежутки вдоль поверхности изоляционного
тела, находящиеся внутри корпуса, если последний запол-
нен газообразным или жидким диэлектриком. Конструкция
внутренней изоляции ввода оказывает большое влияние и
па характеристики его внешней изоляции. Например, от
числа и размеров дополнительных электродов, располагае-
мых в изоляционном теле для регулирования электрического
поля (см. § 13.2), зависят характер изменения напряженно-
сти вдоль поверхности изолятора и, следовательно, разряд-
ные напряжения его внешней изоляции.
Изоляционное тело служит одновременно и креплением
токоведущего стержня. Оно воспринимает все механические
усилия, которые действуют на стержень. С увеличением но-
минального напряжения и размеров изоляционного тела
резко возрастают механические нагрузки от собственной
массы изолятора. Наиболее опасными для вводов являются
механические нагрузки, изгибающие его изоляционное тело.
Поэтому для крупных изоляторов, имеющих большую мас-
су, ограничивают угол отклонения от вертикали в рабочем
положении.
Нагрев ввода обусловливают потери в токоведущем
стержне от рабочих токов, а также диэлектрические потери
в изоляционном теле. Кроме того, нагрев может происходить
и за счет тепловыделений, имеющих место внутри корпуса
оборудования. Например, в трансформаторах, реакторах и
силовых конденсаторах вводы соприкасаются с нагретым
маслом, заполняющим внутренний объем баков. С увеличе-
нием рабочего напряжения и радиальных размеров изоля-
тора отвод тепла от токоведущего стержня и из толщи изо-
ляции значительно затрудняется. Поэтому становятся более
жесткими и требования в отношении диэлектрических по-
терь во внутренней изоляции.
Конструкция вводов. Для аппаратов на напряжение
35 кВ используются обычно б у м а ж и о - б а к е л и т о в ы е
вводы. Они изготовляются путем намотки на токоведущпй
стержень изоляционного тела из бумаги, смазанной баке-
литовой смолой. При намотке через определенные числа
витков в тело закладываются дополнительные электроды из
металлической фольги для регулирования электрического
поля в радиальном и осевом направлениях. Зс< время намот-
ки бумажный цилиндр обжимается горячими вальцами
(температура около 160 °C), вследствие чего смола плавится
28—469
433
Рис. 34.8. Ввод наружной установки на напря-
жение 35 кВ для масляного выключателя:
7 — бумажно-бакелитовое тело изолятора; 2 —фар-
форовая покрышка; 3— мзсшка; 4 — фланец; 5 — то-
коведущий стержень
и склеивает слои. Одновременно уст-
раняется большая часть воздушных
включений между слоями бумаги. За-
тем изоляция проходит термическую
обработку, во время которой смола
полимеризуется. После этого у изоля-
ционного тела обтачиваются концы, на
него накладывается бандаж под фла-
нец и лакируется поверхность для по-
вышения влагостойкости.
Недостатком бумажно-бакелитовых
изоляторов являются малая влагостой-
кость, обусловленная их слоистым стро-
ением, и низкая трекингостойкость.
Поэтому такие изоляторы, предназна-
ченные для наружной установки, по-
мещают в фарфоровые покрышки, а
пространство между покрышкой и бу-
мажно-бакелитовым изоляционным те-
лом заливают специальной мастикой.
Конструкция такого изолятора пока-
зана на рис. 34.8.
Для промышленных установок на напряжения ПО кВ и
выше бумажно-бакелитовые изоляторы непригодны из-за
относительно невысокой длительной электрической прочно-
сти, которая ограничивается неизбежным присутствием в
бумажно-бакелитовом теле изолятора газовых включений.
Вводы на напряжения 110 кВ и выше выполняются толь-
ко заполненными маслом, т. е. с масло-барьерной
или бумажно-масляной внутренней изоляцией.
В качестве примера на рис. 34.9 показан масло-барьер-
ный ввод на напряжение ПО кВ. Основой внутренней изо-
ляции в нем является масляный промежуток с цилиндриче-
скими барьерами из картона. Для регулирования электриче-
ского поля на барьерах расположены дополнительные элек-
троды из фольги.
Разрядные напряжения по поверхности масло-барьерно-
го изолятора определяются главным образом размерами
фарфоровых покрышек: их длиной, числом и размерами ре-
434
Рис. 34.10. Бумажно-масля-
ный ввод на напряжение
150 кВ:
/ — фарфоровая покрышка; 2—ма-
сло; 3 — сердечник; 4 — токоведу-
щая труба; 5 — маслоотборное
устройство; 6 — изоляционная тру-
ба; 7 — фланец; 8 — шайба упор-
ная; 9 — зажим; 10 — маслорасши-
ритель; // — маслоуказатель; 12 —
влагопоглотитель
Рис» 34.9. Масло-барьерный
ввил На напряжение НО кВ:
1 — токоведущий стержень; 2—фла-
нец; 3 — барьер из картона; 4 —
дополнительные электроды; 5 —
нижняя фарфоровая покрышка;
6 — верхняя фарфоровая покрыш-
ка; 7 — маслорасширитель
28:
435
бер. Кроме того, на разрядные напряжения по сухой поверх-
ности сильное влияние оказывают размеры дополнительного
электрода, ближайшего к фланцу и соединенного с ним. Вы-
ступая за края фланца, этот электрод экранирует их, т. е.
уменьшает напряженность на поверхности фарфоровой по-
крышки около фланца. Наибольший эффект получается,
когда дополнительные электроды экранируют 8—10 % раз-
рядной длины покрышки.
Основные достоинства маслобарьерных проходных изо-
ляторов: простота конструкции и хорошее охлаждение.
Кроме того, их можно ремонтировать (сменить масло, вы-
сушить). Однако из-за относительно невысокой кратковре-
менной электрической прочности масло-барьерной изоляции
они имеют большие радиальные размеры и поэтому в на-
стоящее время их производство прекращено.
Для аппаратов и трансформаторов па напряжения
110 кВ и выше в последние годы преимущественное приме-
нение получили вводы с бумажно-масляной изоляцией. Кон-
струкция такого ввода на напряжение 150 кВ показана на
рис. 34.10. Основой внутренней изоляции в нем является
пропитанный маслом бумажный остов, намотанный на то-
коведущий стержень. В бумажном остове располагаются
дополнительные электроды, регулирующие электрическое
поле.
Благодаря высокой кратковременной и длительной элек-
трической прочности бумажно-масляной изоляции вводы
указанного типа имеют наименьшие радиальные размеры.
Основной их недостаток — резкое ухудшение характеристик
при увлажнении. В связи с этим к их конструкции предъяв-
ляются повышенные требования в отношении герметично-
сти; маслорасширители непременно снабжаются специаль-
ными осушителями воздуха.
Эксплуатация вводов. Вводы в процессе эксплуатации
периодически осматриваются:
а) в электроустановках с постоянным дежурством пер-
сонала — не реже 1 раза в 3 сут, и, кроме того, в темноте
для выявления наличия разрядов, коронирования и нагре-
вания — не реже 1 раза в 1 мес;
б) в электроустановках без постоянного дежурства
персонала — не реже 1 раза в 1 мес, а в трансформатор-
ных и распределительных пунктах — не реже 1 раза в
6 мес;
в) после короткого замыкания в электроустановке.
При неблагоприятной погоде (туман, мокрый снег, голо-
436
лед и т. п.), при усиленных загрязнениях электроустановки
вводы подвергаются дополнительным осмотрам.
При осмотрах бумажно-бакелитовых вводов обращается
внимание на целость фарфора, на наличие коронирования
и шума (вибрации) и течи мастики. При осмотре маслона-
полненных вводов, находящихся под напряжением, прове-
ряется по маслоуказательному стеклу расширителя уровень
масла, по манометру — значение давления, а также прове-
ряются целость фарфора, отсутствие течей масла в местах
стыков и уплотнениях, отсутствие потрескиваний (частичных
разрядов). Если уровень масла окажется заниженным, про-
изводится доливка масла, заменяется масло в гидравличе-
ском затворе и подвергается ревизии воздухоосушительный
фильтр с обновлением силикагеля в индикаторном окне.
Замена масла в гидравлических затворах во вводах 110—
220 кВ без воздухоосушительных фильтров производится
1 раз в 1—2 года, у вводов, имеющих такие фильтры, —
1 раз в 4 года. Во вводах 330—500 кВ замена масла про-
изводится па основании результатов проверки его пробив-
ного напряжения.
Опыт эксплуатации и проведенные исследования пока-
зали, что вводы с бумажно-масляной изоляцией с течением
времени увлажняются и повреждаются. Защита вводов
от увлажнения гидравлическим затвором недостаточно эф-
фективна ввиду постоянного влагообмепа между маслом
затвора, воздухом расширителя и маслом ввода, поэтому
для повышения срока службы бумажно-масляные вводы
стали оснащать кроме гидравлического затвора еще п воз-
духоосушительными фильтрами.
В последнее время для полной зашиты масла от увлаж-
нения бумажно-масляные вводы выпускаются в герметич-
ном исполнении. Внутренняя полость ввода не имеет сооб-
щения с атмосферой. Компенсация температурного измене-
ния объема масла во вводах НО—220 кВ осуществляется
встроенными компенсаторами давления, а во вводах 220—
500 кВ и выше — выносными. Масло во вводах находится
под избыточным давлением. Давление масла во вводе конт-
ролируется по манометру, встроенному в маслосистему вво-
да. Давление во вводе по манометру не должно опускаться
ниже 0.3 кгс/см2 (29,4 кПа) и подниматься выше 2,5 кгс/см2
(245,2 кПа). В случае снижения давления ниже нормиро-
ванных значений должны проверяться места уплотнений.
В процессе эксплуатации вводы периодически подвер-
гаются профилактическим испытаниям. Основным методом
437
контроля является измерение tgd. Состояние изоляции оп-
ределяется также при анализе проб масла, отбираемых из
маслонаполненных вводов.
34.6. ИЗОЛЯЦИЯ СИЛОВЫХ КОНДЕНСАТОРОВ
Силовые конденсаторы используются в установках пе-
ременного тока для повышения коэффициента мощности
(«косинусные» конденсаторы), для продольной компенса-
ции в дальних линиях электропередачи, для присоединения
к воздушным линиям аппаратуры высокочастотной связи
(конденсаторы связи), для отбора от линий высокого на-
пряжения небольшой мощности и для других целей. В ус-
тановках постоянного тока силовые конденсаторы работают
в схемах с инверторами. В лабораторных генераторах им-
пульсных напряжений и токов, а также в специальных ус-
тановках для получения сильных магнитных полей, высо-
котемпературной плазмы, электрогидравлического эффекта
и т. д. используются импульсные силовые конденсаторы.
Во всех случаях силовые конденсаторы выполняют свои
функции за счет того, что в активной части их изоляции,
т. е. в изоляции, заключенной между электродами, в неко-
торые моменты времени накапливается энергия, использу-
емая затем для разных целей. Энергия, накапливаемая в
конденсаторе, равна
W7_____е° &г ЕРаб V.a_ cun
где Va — объем активной части изоляции; £раб— рабочая
напряженность в изоляции.
Полный объем конденсатора V приблизительно пропор-
ционален Уа, поэтому У = й/(ег£раб ). Следовательно, в си-
ловых конденсаторах целесообразно использовать изоля-
цию, обладающую высокой относительной диэлектрической
проницаемостью сг и высокой длительной электрической
прочностью, от которой прежде всего зависит значение ра-
бочей напряженности £рап.
Длительно допустимая напряженность в изоляции огра-
ничивается также диэлектрическими потерями, которые
являются единственным источником тепловыделении в кон-
денсатора?; (в импульсных с большими токами добавляют-
ся еще и потери в электродах). В связи с этим конденсатор-
ная изоляция должна иметь малые диэлектрические потери,
т. е. низкие значения tg б.
438
Рис. 34.11. Схематическое устройство
силового конденсатора для повышения
коэффициента мощности:
1 — герметизированный корпус; 2 — рулонные
секции; 3 — металлические щеки; 4 — хомут;
5 — изолирующая прокладка; 6 — изоляция от
корпуса
Устройство силового конден-
сатора для повышения коэффи-
циента мощности схематически
показано на рис. 34.11. В герме-
тизированном корпусе располо-
жены плоскопрессованные рулон-
ные секции, стянутые в пакет
между металлическими щеками
с помощью хомутов. Между сек-
циями установлены изолирующие
прокладки из электрокартона.
Изоляция от корпуса выполнена
из электрокартона или кабельной
бумаги. Внутренний объем кон-
денсатора заполнен пропитываю-
щим составом. В зависимости от
номинального напряжения конден-
сатора и его емкости секции соединяются перемычками в
параллельную, последовательную или комбинированную
схему. В конденсаторах некоторых типов секции подклю-
чаются через индивидуальные предохранители. При этом
работоспособность конденсатора сохраняется даже после
пробоя нескольких секций.
Секция представляет собой спирально намотанный ру-
лон из лент диэлектрика и алюминиевой фольги, выполня-
ющей роль электродов. В рулонных секциях обе поверхно-
сти электродов являются активными, вследствие чего со-
кращается расход металла на электроды.
Конденсаторы разного назначения, разных номинальных
напряжений и реактивной мощности принципиально устро-
ены одинаково, т. е. состоят из пакетов секций, соединен-
ных по той или иной схеме и расположенных в герметизи-
рованном корпусе, залитом пропиточным составом. Отли-
чаются конденсаторы размерами, числом и схемой соеди-
нения секций, числом пакетов и конструкцией корпуса,
В одном корпусе могут находиться секции, образующие ем-
439
кости всех трех фаз, сгруппированные в несколько пакетов.
Иногда корпусом конденсатора служит фарфоровый или
бакелитовый цилиндр с торцевыми металлическими выво-
дами— фланцами. Пакеты в этом случае располагаются
вертикально. Конструкция корпуса, размеры и компоновка
секций в большой степени зависят от условий охлаждения.
В силовых конденсаторах используется бумажно-мас-
ляная изоляция. Она изготовляется из специальных сор-
тов бумаг с плотностью 0,8—1,3 г/см3 и толщиной 6—
30 мкм.
Чаще всего используются бумаги толщиной 10—15 мкм.
Изоляция секции выполняется из шести — восьми слоев бу-
маги, т. е. общая толщина изоляции между электродами
('оставляет 60—120 мкм. При меньшем числе слоев резко
пндаст кратковременная электрическая прочность, а при
большей толщине снижается кратковременная и особенно
длительная электрическая прочность, так как уменьшается
напряженность появления начальных частичных разрядов.
Для пропитки конденсаторной изоляции используются
специальные газостойкие минеральные масла и синтетиче-
ские жидкости на основе хлордпфенила. Последние явля-
ются полярными жидкостями и имеют диэлектрическую
проницаемость 4,8—5,5 вместо 2,1—2,2 у минеральных ма-
сел. Для конденсаторной бумажной изоляции, у которой до
30 % объема занимают поры между волокнами и узкие ще-
ли между слоями бумаг, диэлектрическая проницаемость
пропитывающей жидкости имеет очень большое значение.
При пропитке хлорированными жидкостями эквивалент-
ная диэлектрическая проницаемость изоляции получается
примерно в 1,5 раза больше, чем при пропитке минераль-
ным маслом. Кроме того, электрическое поле равномернее
распределяется между слоями бумаги и прослойками про-
питывающего состава, благодаря чему повышается кратко-
временная и длительная электрическая прочность и оказы-
вается возможным повысить рабочие напряженности. В ито-
ге силовые конденсаторы, пропитанные хлорированными
жидкостями, имеют при одной и той же реактивной мощ-
ности в 2—3 раза меньший объем, чем конденсаторы с ми-
неральным маслом.
Синтетические жидкости имеют и недостатки. Прежде
всего они, как и все полярные жидкости, очень чувстви-
тельны к загрязнениям. Небольшие загрязнения вызывают
резкое увеличение проводимости и диэлектрических потерь
и опасность теплового пробоя. В связи с этим хлорирован-
440
ные жидкости требуют особо тщательной очистки перед за-
ливкой и очень надежной герметизации корпусов конден-
саторов. Важный недостаток их — токсичность. Поэтому
они требуют специальных мер безопасности при изготов-
лении конденсаторов. Наконец, некоторые хлорированные
жидкости имеют относительно высокие температуры за-
стывания, ниже которых они значительно ухудшают свои
свойства. Однако смеси трихлордифенила и пентахлорди-
фенила могут работать при температурах до —50 —60 °C.
В настоящее время большая часть силовых конденсато-
ров, работающих при переменном напряжении, изготовля-
ется с пропиткой хлорированными жидкостями. Однако не-
которые конденсаторы, например конденсаторы связи или
конденсаторы для продольной компенсации в дальних ли-
ниях электропередачи, по-прежнему пропитываются ма-
ловязкими маслами. Рабочие напряженности в конденса-
торах промышленной частоты составляют 12—14 кВ/мм
при пропитке минеральным маслом и 15—20 кВ/мм при
пропитке хлорированными жидкостями.
Экономически выгодно для больших конденсаторных
батарей изготовлять крупные конденсаторы с большой
единичной реактивной мощностью. Однако увеличение ре-
активной мощности конденсатора и его габаритов приводит
к ухудшению условий охлаждения: объем изоляции и по-
тери в ней растут пропорционально кубу, а охлаждающая
поверхность — пропорционально квадрату линейных раз-
меров. Кроме того, при этом растет и перепад температур
в самом конденсаторе. Поэтому увеличение единичных
мощностей конденсаторов возможно только при существен-
ном снижении диэлектрических потерь. Совершенствовани-
ем бумаг и пропиточных составов необходимый эффект по-
лучить не удается.
Решением является применение комбинированной
изоляции, в которой слои бумаг чередуются со слоями не-
полярной синтетической пленки (например, полипропилен).
Такие пленки имеют tg 6 около 0,0004 против 0,003 у про-
питанной бумаги, т. е. почти на порядок уменьшаются
потери. Однако относительная диэлектрическая проницае-
мость у пленок 2,2—2,3, т. е. меньше, чем у бумажно-
масляной изоляции. Несмотря на это за счет существен-
ного снижения потерь удается повысить рабочую напря-
женность и создать конденсаторы с единичной реактивной
мощностью до 400 квар и хорошими экономическими пока-
зателями.
441
В комбинированной изоляции слои бумаг выполняют
роль фитилей, с помощью которых обеспечивается надеж-
ная полная пропитка всей изоляции. Без прослоек из бу-
маги между слоями пленки в опрессованных секциях могут
остаться полости, не заполненные пропитывающей жидко-
стью, что приведет к появлению мощных частичных разря-
дов и быстрому разрушению изоляции.
Испытания изоляции силовых конденсаторов. При кон-
трольных испытаниях на заводе конденсаторы подвергают-
ся воздействию повышенного испытательного напряжения,
у них измеряются емкость и сопротивление изоляции.
В условиях эксплуатации проверяются герметичность
корпусов, отсутствие утечки масла. Затем измеряется со-
противление изоляции с предварительной выдержкой под
напряжением в течение 1 мин и проверяется емкость кон-
денсатора.
34.7. ИЗОЛЯЦИЯ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ МАШИН ВЫСОКОГО
НАПРЯЖЕНИЯ
К электрическим машинам высокого напряжения отно-
сятся турбо-п гидрогенераторы, синхронные компенсаторы
и двигатели большой мощности с номинальным напряже-
нием 3 кВ и выше. Как источники энергии или приводы
крупных агрегатов они выполняют исключительно важные
функции в энергосистемах и на промышленных предприя-
тиях, поэтому к машинам высокого напряжения в целом и
к их изоляции в частности предъявляются очень высокие
требования в отношении надежности и сроков службы.
Номинальные напряжения генераторов в настоящее вре-
мя достигают 20 кВ. При современной тенденции увеличе-
ния единичных мощностей генераторов до 1000 МВт и бо-
лее номинальное напряжение 20 кВ оказывается уже
недостаточным, так как из-за огромных рабочих токов осу-
ществление передачи энергии от генератора к трансформа-
тору становится крайне затруднительным. Однако повы-
шение номинальных напряжений генераторов без ухудше-
ния остальных технико-экономических показателей пред-
ставляет собой очень сложную проблему. В Советском
Союзе изготовлен первый в мире опытный гидрогенератор
на напряжение НО кВ, разрабатываются и вскоре будут из-
готовлены турбогенераторы на напряжение 30 кВ и гидро-
генераторы на напряжения 150 и 220 кВ.
Активные материалы, т. е. медь обмотки и сталь стато-
442
ра, работают в электрических машинах при больших удель-
ных нагрузках (плотностях тока, индукциях). Соответст-
венно потери в единице объема этих материалов получают-
ся высокими, и для эффективного отвода выделяющегося
тепла требуются большие перепады температур активных
частей над температурой охлаждающей среды. Последняя
для газообразной охлаждающей среды равна 4-40 ЭС. При
поверхностном (косвенном) охлаждении обмотки, котла
тепло от меди отводится через изоляцию, все это обуслов-
ливает необходимость высоких допустимых температур и
высокой теплопроводности изоляции. В случае внутреннего
(непосредственного) охлаждения, осуществляемого за счет
принудительной циркуляции газа или жидкости (воды,
масла) по встроенным в обмотку полым проводникам, тре-
бования к теплопроводности снижаются. В связи со сказан-
ным во вращающихся машинах высокого напряжения ис-
пользуется изоляция, относящаяся по нагревостойкости к
классам В, F и Н.
В электрических машинах изоляция работает в усло-
виях постоянной вибрации, особенно сильной на лобовых
частях обмотки. Кроме того, она эпизодически подвергает-
ся ударным механическим воздействиям, возникающим при
прохождении по обмотке больших токов во время внешних
КЗ, при включении в сеть в режиме самосинхронизации
и т. д.
Наиболее опасные механические напряжения возни-
кают на участках выхода обмотки из пазов статора. По-
скольку механическое повреждение изоляции приводит к
немедленному или быстрому ухудшению ее диэлектрических
свойств, к изоляции вращающихся машин предъявляются
жесткие требования в отношении ее механической проч-
ности.
Устройство изоляции вращающейся машины высокого
напряжения определяется конструкцией ее статорной об-
мотки, которая зависит от мощности и номинального напря-
жения машины, от частоты вращения ротора и системы
охлаждения.
Каждая фаза обмотки статора состоит из ряда последо-
вательно соединенных витков, которые могут группиро-
ваться в катушки (катушечная обмотка) или укладываться
порознь (стрежневая обмотка, одновитковые катушки).
Катушки размещаются по пазам в один или два слоя, т. е.
в каждом пазу может находиться по одной пазовой (актив-
ной) части катушки или по две от разных катушек одной и
443
юй же фазы. В машинах высокого напряжения, как прави-
ло, используются двухслойные обмотки. Для уменьшения
добавочных потерь в меди от вихревых токов в машинах
большой мощности витки на активных частях катушек
(стержней) выполняют из изолированных друг от друга
элементарных проводников, укладываемых с транспози-
цией.
Конструкция изоляции электрических машин. Изоляция
статорных обмоток электрических машин подразделяется
на главную (корпусную) и продольную. Главной называет-
ся изоляция между проводниками обмотки и корпусом. Она
имеет разную конструкцию на пазовых и лобовых частях
катушек, а также на выводах (линейных и у нейтрали).
К продольной относится изоляция между витками одной
катушки, т. е. м е ж д у в и т к о в а я (у стержневых обмо-
ток отсутствует), а также изоляция между уложенными в
одном пазу катушками.
Междувитковой изоляцией, а также изоляцией между
элементарными проводниками обычно служит собственна:!
изоляция обмоточных проводов. В зависимости от типа об-
моточного провода она представляет собой три слоя лав-
сановой пленки, покрытых слоем хлопчатобумажной пряжи
(ППЛБО), пли два слоя стеклоленты, пропитанных нагре-
востойким лаком (ПСД), пли дельта-асбестовую изоля-
цию (ПДА).
Главная изоляция статорных обмоток электрических
машин высокого напряжения в связи с очень жесткими тре-
бованиями к электрической и механической прочностям и
нагревостойкости выполняется только на основе слюдяных
изоляционных материалов. При этом исходные материалы
и технология изготовления выбираются такими, чтобы до-
стигались высокая прочность и монолитность изоляции в
целом. Объясняется это тем, что, несмотря па высокую ко-
роноса ойкость самой слюды частичные разряды в газовых
включениях, воздействуя на связующие материалы, все же
ограничивают сроки службы изоляции. Кроме того, газовые
прослойки сильно снижают механическую прочность и
теплопроводность изоляции.
Типовой случай расположения обмотки в пазу к конст-
рукции изоляции в пазовой части показан на рис. 34.12.
В Советском Союзе в настоящее время все машины вы-
сокого напряжения изготовляются с непрерывной изо-
ляцией, которая получается путем пропитки и опрессовки
намотанных на стержень лепт из слюдяных материалов. Та-
444
кая изоляция имеет одинаковые структуру и прочность на
всех участках обмотки.
В современных крупных генераторах, а также в боль-
шинстве машин средней мощности используется термореак-
тивная изоляция. Такая изоляция не размягчается при на-
гревах (общее свойство термореактивных смол) и сохраня-
ет высокую механическую и электрическую прочность.
На пазовых частях обмотки используются покрытия с
удельным поверхностным сопротивлением 103—104 Ом, ко-
торые плотно прилегают к поверхности изоляции и во мно-
Рис. 34.12. Расположе-
ние обмотки в пазах
статора электрической
машины:
1 — элементарный провод-
ник; 2 — прокладка из ми-
канита; 3—~ витковая и >о-
ляция; 4 — изоляция кат\ш-
кч или стержня; 5 — полу-
проводящее покрытие; б'—
й— пр<кладки из миканита
и картона
гих точках соприкасаются со стенками паза. Благодаря
этим покрытиям электрическое поле в воздушных щелях
отсутствует. Кроме того, устраняются местные повышения
напряженности в области вентиляционных каналов в ста-
торе.
На выходе обмотки из паза используются покрытия с
удельным поверхностным сопротивлением 107—10s Ом.
Принцип работы таких покрытий рассмотрен в § 13.3.
Испытания изоляции электрических машин. В процессе
изготовления изоляция машины ее электрическая проч-
ность многократно проверяется повышенным напряжением
промышленной частоты в течение 1 мин.
Первое испытание изоляции катушек или секций ста-
тора и ротора производится до укладки их в паз. Значс-
445
ние испытательного напряжения зависит от мощности и
номинального напряжения машины. Статорные катушки или
секции машин мощностью до 10 МВ-А испытываются на-
пряжением 2,75 [/пом+4500 В, изоляция машин мощностью
свыше 10 МВ-А — напряжением 2,75 (7Ном+6500 В, а после
укладки обмотки в пазы — соответственно напряжениями
2,5 /7„ом+2500 В и 2,5 {/11ом+4500 В.
После пайки лобовых соединений обмоток испытатель-
ные напряжения снижаются до значений 2,25 Z7Hom+2000 В
и 2,25 (7Ном4-4000 В, и, наконец, при выпуске машины в со-
ответствии с требованиями ГОСТ устанавливаются равны-
ми 2 /Уном +3000 в.
Приемо-сдаточные испытания генераторов производят-
ся при напряжениях 0,8 (2 1/Ном+3000) В, что составляет
для генераторов 300 МВт 1,72 t/ном, а для генераторов
260 МВт — 1,75 U ном»
В процессе эксплуатации машин, например турбогене-
раторов, кроме обычного старения изоляции обмоток ста-
торов, отмечены и другие повреждения изоляции. При не-
удовлетворительном закреплении стержней обмоток в пазах
наблюдается их вибрация, при этом изоляция механически
истирается о стенки паза или расслаивается на выходе из
него. При ослаблении прессовки активной стали имеет мес-
то вибрация, которая приводит к разрушению изоляции и
поломке лепестков стали в зубцовой зоне. Попавшие на по-
верхность изоляции ферромагнитные тела (стружка, лепе-
стки стали) в магнитном поле вибрируют и повреждают
изоляцию.
В машинах с непосредственным водяным охлаждением
при нарушении плотности водяного тракта дистиллят мо-
жет увлажнить изоляцию, что снижает ее электрическую
прочность. В эксплуатации имели место также случаи обу-
гливания покровной киперной ленты в лобовых частях об-
мотки в результате увлажнения непропитанной ленты и
возникновения поверхностных разрядов.
В эксплуатации ведется систематический надзор за со-
состоянием изоляции электрических машин. Для своевре-
менного выявления слабых мест изоляция систематически
подвергается профилактическим испытаниям.
Контроль состояния изоляции статорных обмоток в ос-
новном производится повышенным напряжением промыш-
ленной частоты. Оптимальное значение испытательного на-
пряжения и длительность его приложения устанавливаются
на основании анализа результатов эксплуатации и с учетом
446
технической и экономической целесообразности. Испытг
тельное напряжение не должно повреждать изоляцию, кс
торая может надежно работать, но должно быть достато1-
ным для того, чтобы выявлять стержни с изоляцией, н
обеспечивающей надежной работы машины.
Испытательное напряжение промышленной частоты пр
периодически проводимых в энергосистемах профилакти
ческих испытаниях изоляции в процессе эксплуатации ге
нераторов обычно принимается равным (1,5-4-1,7) Uuo^
Длительность приложения напряжения составляет 1 мин
В практике эксплуатации машин в настоящее время при
меняются и другие виды профилактических испытании изо
ляции обмоток статоров: определение сопротивления изо
ляции обмотки, испытание выпрямленным повышенным на-
пряжением. Для некоторых типов машин определяете?
также тангенс угла диэлектрических потерь.
Витковая изоляция электрических машин в условия*
эксплуатации испытывается повышенным напряжением воз-
бужденной машины, равным (1,15-4-1,3) t/ном.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Авруцкий В. А., Кужекин И. ГТ, Чернов Е. Н. Испита пехькые и
электрофизические установки, техника эксперимента.— М: МЭИ,
1983. — 264 с.
2. Александров Г. Н., Иванов В. Л. Изоляция электрических аппа-
ратов.— Л.: Энергоатомиздат, 1984. — 208 с.
3. Анализ надежности грозозащиты подстанций / М. В. Костенко,
Б. В. Ефимов, И. М. Зархи и др.—Л.: Наука, 1981.— 128 с.
4. Ашяер А. Гй. Получение и измерение импульсных высоких на-
пряжений: Пер. с нем. — М.: Энергия, 1979.— 120 с.
5. Базелян Э. М., Горин Б. Н., Левитов В. И. Физические и инже-
нерные основы моллиезащиты.— Л.: Гидрометеоиздат, 1978. — 224 с.
6. Базуткин В. В., Дмоховская Л. Ф. Расчеты переходных процес-
сов и перенапряжений.— М: Энергоатомиздат, 1983.— 328 с.
7. Бажанов С. А., Воскресенский В. Ф. Профилактические иены га-
ния изоляции оборудования высокого напряжения.—М.: Энергия,
1977. — 238 с.
8. Бахтаес Ш. А. Коронный разряд на микропроводах. — Алма-Ата:
Наука, 1984.— 208 с.
9. Бернацкий А. Ф., Целебровский Ю. В., Чунчин В. А. Электричес-
кие свойства бетона/Под род. 10. Н. Вершинина. — М.: Энергия,
1930.— 208 с.
10. Бикфорд Дж. П., Мюлине Н., Рид Дж. Р. Основы теории пере-
напряжений в электрических сетях: Пер. с англ. — М.: Эперголздац
1981. — 168 с.
II. Veverka A. Tcchnika vy^okyc’n парёН (чеш.).— 2 vydani.—
Praha* SXTL/ALEA, 1978 — 293 s
12. Веников В. А., Веников Г. В. Теория подобия и мэделировт-
нкя. — 3-е и> к — М.: Высшая школа, 1984. — 440 с.
13. Генов Л. Техника па високпге напряжения в слсшросяергийни-
тс спсгеми (болг.). — София: Техника, 1979. — 376 с.
14. Грозозащита линий высокого напряжения переменного тока/
/ М В. Костенко, И. АТ Богатенков, 10. А. Михайлов и др. — Итоги
на'ки и техники. Электрические станции и сети, 1984, т. 12 — 112 с.
448
15. Дальние электропередачи / Под общ. ред. Л. М. Некрасова и
С. С. Рокотяна.— М.: Энергия, ч. I, 1974—221 е, ч. II, 1975.—240 с.
16. Джуварлы Ч. М., Вечхайзер Г. В., Леонов П. В. Электричес-
кий разряд в газовых включениях высоковэлы ной изоляции. — Bai.у;
ЭЛМ, 1983.— 192 с.
17. Изоляция аппаратов высокого напряжения и вентильные раз-
рядники.— Тр. ВЭИ, вып. 85,—ЛЕ: Энергия, 1977.—212 с.
18. Колечицкий Е. С. Расчет электрических полей устройств высо-
кого напряжения.— М.: Энергоатомиздат, 1983. — 168 с.
19. Костенко ЛЕ В., Невретдинов 10. ЛЕ, Халилов Ф. X. Грозоза-
щита электрических сетей в районах с высоким удельным сопротивле-
нием грхнга. —Л.: Паука, 1984.— 1 12 с.
20. Кужекин И. П. Испытательные установки и измерения на вы-
соком напряжении — М.: Энергия, 1980.— 136 с.
21. Кучинский Г. С. Частичные разряды в высоковольтных колет-
рукщнях. — Л.: Энергия, 1979. — 224 с.
22. Лабораторные работы по технике высоких напряжений /
/ М. Л Аронов, В. В. Баз\ткии, П. В. Борисоглебский и др. — 2-е
изт. — А- • Энергоиздат, 1982. — 352 с.
2 7 Ларина Э. Т. Силовые кабели и кабельные линии. — М.: Энер-
гоатомиздаг, 1984. — 368 с.
21. Ларионов В. П., Базуткин В. В.. Сергеев Ю. Г. Техника высо-
ких напряжений. — ЛЕ: Энергоиздат, 1982. — 296 с.
25. Mosch W., Hauschild W. Hochspannungsisolicrungen mil Schwc-
fclhexafInorid (нем.). — Berlin: Veilag Technik, 1979. — 200 S.
26. Передача энергии постоянным и переменным током: руково-
дящие указания по защите от внутренних и грозовых перенапряжений
сетей 3—750 кВ (проект). —Тр. НИППТ, вып. 21—22.— Л.: Энергия,
1975. — 288 с.
27. Полтев А. И. Конструкции и расчет элегазовых аппаратов вы-
сокого напряжения. — Л.: Энергия, 1976. — 240 с.
23. Правила устройства электроустановок (ПУЭ) / Минэнерго
СССР.— 6-е изд., персраб. и доп.—ЛЕ: Энергоатомиздат, 1985. —
610 с.
29. Проектирование линий электропередачи сверхвысокого напря-
жения / Под ред. Г. И. Александрова и Л. Л. Петерсона. — Л.: Энер-
гиатомиз мы, 1983. — 368 с.
39. Разсвиг Д. В., Соколова ЛЕ В. Расчет начальных и разрядных
напряжений газовых промежутков. — АЕ: Энергия, 1977.— 200 с.
31. Рябкова Е. Я, Заземления в установках высокого напряжения.—
М.: Э/ср: ня, 1978.— 224 с.
32. Рябов Б. ЛЕ Измерение высоких импульсных напряжений. — Л.:
Энергоп I пни-ча г, 1983. — 121 с.
33. Сви IE АЕ Контроль изоляции оборудования высокого напря-
29—469 449
жения. — М.: Энергия, 1980.— 112 с.
34. Степанчук К. Ф., Тиняков Н. А. Техника высоких напряжений. —
2-е изд. — Минск.: Вышэйша школа, 1982.— 367 с.
35. Тареев Б. М. Физика диэлектрических материалов. — М.: Энер-
гоиздат, 1982. — 320 с.
36. Тиходеев Н. Н., Шур С. С. Изоляция электрических сетей. —
Л.: Энергия, 1979.— 304 с.
37. Тиходеев Н. Н. Передача электрической энергии. — 2-е изд. —
Л.: Энергоатомиздат, 1984. — 248 с.
38. Уиди Б. Кабельные линии высокого напряжения: Пер. с англ. —
М.: Энергоатомиздат, 1983. — 232 с.
39. Хамидов Н. Электрический разряд вдоль поверхности твердых
диэлектриков в вакууме. — Ташкент: Фан, 1985. — 258 с.
40. Hauschild W., Mosch W. Statistik ftir Elektrotechniker. Eine
Darstellung an Beispielen aus der Hochspannungstechnik (нем). Berlin:
Verlag Technik, 1984. —268 S.
41. Ховатсон A. M. Введение в теорию газового разряда: Пер. с
англ. — М.: Атомиздат, 1980. — 184 с.
42. Horvath Т. Epiiletek villamvedelme (венг.). — Budapest, 1980, —
300 с.
43. Цырлин Л. Э. Избранные задачи расчета электрических и маг-
нитных полей. — М.: Советское радио, 1977. — 320 с.
44. Электрические изоляторы / Н. С» Костюков, Н. В. Минаков,
В. А. Князев и др,; Под ред. Н. С4 Костюкова.—М.: Энергоатомиздат,
1984. — 296 с.
45. Электротехнический справочник/ Под ред. И. Н. Орлова и др. —
6-е изд. — М.: Энергоиздат, т, 1 — 1980; т. 2 — 1981; т, 3, кн. 1 и 2 —
1982,
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
А
Активизация искровых промежут-
ков 241
Амплитуда тока молнии 211
Анализатор молниезащиты 277
Арматура изоляторов 49
Атмосферные перенапряжения
210
Б
Биполярная корона 158
Бумажно-масляная изоляция 128
В
Вводы: 102, 432
бумажно-бакелитовые 433
бумажно-масляные 434
с маслобарьерной изоляцией 434
Вентильный разрядник 237
Вероятность перекрытия изоляции
опоры 263
— перехода импульсного пере-
крытия в силовую дугу 251
— токов молнии 212
Вилит 240
Внешняя изоляция электрообору-
дования 45
Внутренний экран изолятора 94
Внутренняя изоляция электро-
оборудования 103
Волновое сопротивление 211, 300
29*
Вольт-амперная характеристика
вентильного разрядника 238
Вольт-кулоновая характеристи-
ка 161
Вольт-секундная характеристика
. 70
Восстанавливающаяся прочность
межконтактного промежутка 312
Время разряда 69, 71
— статистического запаздыва-
ния 70
— формирования разряда 69
Вторичная ионизация 28
Г
Газовая изоляция 131
Гармоники высшие и низшие 378
— сопутствующие 379
— существенно резонансные 381
Гашение дуги в сети с компенси-
рованной нейтралью 326
Генератор импульсных напряже-
ний 290
Геометрическая емкость изоляции
40
----- линии 161
Гирлянда изоляторов 174
Грозовая деятельность 215
Д
Делители высокого напряжения
290
451
Диэлектрики 30, 33, 35
Диэлектрические потери 37—44
Длина пути утечки геометричес-
кая 172
•----— удельная 173
-------эффективная 173
Длина свободного пробега элек-
трона 21
Длительная электрическая проч-
ность изоляции 178
Длительность стандартного им-
пульса 55
Допустимое число отключений ли-
ний в год 252
Допустимые кратности коммута-
ционных перенапряжений 381
— напряжения на изоляции 277
Дуговой разряд 325
3
Загрязнение изоляторов 85
Заземление защитное 224
— молниезащиты 223
— рабочее 153
Заземлитель:
искусственный 224
лучевой 224
протяженный 226
вертикальный 224
горизонтальный 224
естественный 224
сосредоточенный 225
Закон Пашена 60
— подобия разрядов 64
Заряды абсорбции 41
Защита от набегающих импуль-
сов 272
•----прямых ударов 268
Защитный искровой промежуток
232
— разрядник 231
— угол 264
Защищенный подход к подстан-
ции 273
Зона защиты молниеотводов 221
стержневых 222
тросовых 222
И
Измерительный шаровой проме-
жуток 390
Изоляторы: 49
опорные 50
подвесные 51
проходные 52
стеклянные 47
стержневые 52
штыревые 49
Изоляция вводов: 432
— внешняя 432
— внутренняя 433
— вращающихся машин 442
— кабельных муфт 412
— комбинированная 434
— конденсаторов 438—447
— силовых кабелей 406
----- — высокого давления 410
— — — газонаполненных 411
— --- маслонаполненных 409
— трансформаторов 415
— — главная 416
----- продольная 416
Импульс полный 55, 271
— срезанный 56, 272
— стандартный 55
Импульсная корона 271
Импульсное разрядное напряже-
ние 289
Импульсный коэффициент зазем-
лителя 225
11пдуктированные перенапряже-
ния 256
Интенсивность грозовой деятель-
ности 216
Ионизация 17
Искровая зона заземлителя 225
452
Искровой промежуток 232
---- вентильного разрядника 240
----с вращающейся дугой 242
----с неподвижной! дугой 240
Искровой разряд 58
Испытание конденсаторов 442
— силовых кабелей 414
— трансформаторов 419
— электрической прочности вво.
дов 437
-------вращающихся машип
446
------- изоляиии 424
Пспыта юльпые напряжения элек-
трооборудования:
импульсные 287
— для внешней изоляции 289
— — внутренней изоляции
289
промышленной частоты 384
— для внешней изоляции 3S5
— — внутренней изоляции 385
Испытательный трансформатор 387
К
Кабели высокого напряжения 406
Канал молнии 209
Карта грозовой деятельности 216
Комбинирование диэлектриков 118
Контроль изоляции: 198
измерением интенсивности час-
тичных разрядов 204
по емкостным характеристи-
кам 2С0
по сопротивлению утечки 200
по току утечки 200
по углу диэлектрических по-
терь 202
Коортпщщня изоляции 287, 383
Короныьы"' разряд 155
при переменном напряжении 139
при постоянном напряжении 157
Коэффициент:
абсорбции 41
вторичной ионизации 28
гладкости провода 156
затухания 302, 305
импульса 384
использования зазем тигсля
226
неоднородности полня 62
прилипания 21
связи 254
у.гарной ионизации 18
— — эффективный 21
усиления ноля 62
Кратковременная электрическая
прочность 145
Кратность перенапряжений 384
Кривая опасных параметров 263
Кривые аффекта 73
Крутизна тока молнии 213
Л
Лавина электронов 25
Ли сер разря с а 68
Лидерный ток 74
Линейные изоляторы 51, 395
М
Магпитпо-вснти льны и разрядник
241
Маслонаполненные кабели 409
Меч а ом метр 201
Мюхапическзя прочность изолято-
рог, 47
Мш рационная поляризация 39
Минимальные изоляционные рас-
стояния между тросом и фаз-
ными проводами 399
— — — по воздуху на опорах ВЛ
397
Многослойный диэлектрик 40
Д’окроразрядвое напряжение 85
Молниеотводы 219
453
Молния 208
— линейчатая 210
— шаровая 217
Мосты для измерения tg 6 изоля-
ции 202
Н
Наибольшее рабочее напряжение
154
Напряжение гашения РВ 238
Начальное напряжение: 58
однородного поля 60
резконеоднородного поля 28,
63
слабонеоднородного поля 62
Нелинейный резистор вентильного
разрядника 238
Несамостоятельный разряд 27
Номинальное напряжение 154
О
Обратный разряд 208
Ограничение внутренних перена-
пряжений 336
Ограничитель перенапряжений не-
линейный (ОПН) 247
Опорные изоляторы; 49
стержневые 52
штыревые 49
Остающееся напряжение РВ 238
П
Перекрытие изоляции опоры 261
Перемежающаяся дуга 325
Перенапряжения внутренние: 295—
392
коммутационные 300
при включении и АПВ 307
при однофазном замыкании
на землю 358
при отключении индуктивно-
стей 320
----КЗ 311
---- разомкнутых линий 327
Перенапряжения грозовые: 208
индуктированные 256
при прямом ударе молнии 253
Пик гашения 316
Поверхностный разряд 79
Повторное зажигание дуги 329
Повторный пробой 323, 331
Показатель грозоупорности под-
станций 281
Потери энергии на корону 165
Прибор контроля влажности 200
Пробивное напряжение: 178
внутренней изоляции 178
воздуха в неоднородном по-
ле 28, 63
•-------однородном поле 60
вентильного разрядника 244
трансформаторного масла 112
Профилактика изоляции 198
Проходные изоляторы 47
Прямой удар молнии 221
Р
Разряд в неоднородном поле 62
— вдоль поверхности диэлектрика
110
Разрядники: 230
вентильные 237
трубчатые 233
Разрядное напряжение:
влагоразрядное 87
воздушных промежутков 70—
75
в однородном поле 60
— резконеоднородном поле G3
древесины 254
импульсное 69
мокроразрядное 85
по поверхности диэлектрика
80
454
50 %-ное импульсное 72
сухоразрядное 83
Распределение :
— крутизны токов молнии 213
— напряжения по гирлянде
изоляторов 95
— токов молнии 212
Резонанс при неполнофазном ре-
жиме 366
С
Самостоятельный разряд 27
Сезонный коэффициент 224
Скользящие разряды 82
Смещение нейтрали 361
Сопротивление заземлителя 223
----лучевого 224
----стационарное 225
— изоляции 200
— растеканию импульсного тока
223
Средняя длина пробега электрона
21
Срез тока 321
Срезанный импульс напряжения
288
Старение изоляции 178—197
тепловое 191
— жидких диэлектриков 193
— твердых диэлектриков 192—
197
электрическое 180
— бумажно-масляной 183
— маслобарьерной 190
Статистическое время запазды-
вания разряда 69
Степень зарязнения атмосферы
171 — 175
Стержневой молниеотвод 222
Стример 29
Сухоразрядное напряжение 83
Схема .молниезащиты 283
Т
Тангенс угла диэлектрических
потерь 43
Тервит 240
Термическая ионизация 24
Ток:
абсорбции 41
гашения 238
координации 238
короны 160
утечки 43
Тросовый молниеотвод 222
У
Увлажнение внутренней изоляции
194
Удар молнии:
в вершину опоры 260
в линию без тросов 253
— — на металлических опо-
рах 253, 260
-----на деревянных опорах
254
в трос в середине пролета 258
Ударный коэффициент 305, 309
Удельное сопротивление грунта
224
•— число грозовых отключений ли-
нии 265
Униполярная корона 160
Условие самостоятельности раз-
ряда 25
Ф
Фаза включения 305
Фарфоровые изоляторы 47
Формирование разряда 69
Фотоионизация 22
Функция распределения пробив-
ного напряжения 53, 73, 147
455
ч
Частичный разряд: 181
ь бумажно-масляной изоля-
ции 188—190
в газовых включениях 184
критический 188
начальный 183
Чехол короны 157
Число изоляторов в гирлянде 395
— ле! безаварийной работы 281
— перекрытий изоляции в год
280
— ударов молнии в линию в год
251
Ш
Шаровой измерительный разряд-
ник 390
Штыревые изоляторы 49
3
Элегазовая изоляция 131, 429
Электризация облаков 208
Электрическая поляризация 37
— прочность внутренней изоляции
длительная 178
-----воздушных промежутков 28,
60, 68
— — выключателя 312
— — диэлектриков 112
----изоляционных конструкций
419, 427
----- кратковременная 145
------- при грозовых перена-
пряжениях 289
------- при внутренних перена-
пряжениях 385
----- маслонаполненной изоляции
437
•----масляных промежутков 113
Электрический пробой внутрен-
ней изоляции 145
Электроотрицательные газы 20
Элект ропроводность диэлектриков
32—37
Энергия выхода электронов 22
— ионизации 17
Эффективное сечение столкнове-
ния 21
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие................................................... 3
Введение............................................., 5
РАЗДЕЛ ПЕРВЫЙ
ОСНОВНЫЕ СВЕДЕНИЯ ОБ ЭЛЕКТРОФИЗИЧЕСКИХ
ПРОЦЕССАХ В ДИЭЛЕКТРИКАХ
Глава первая. Электрофизические процессы в газах . , 12
1.1. Движение заряженных частиц в газе.................... 12
1.2. Возникновение и исчезновение заряженных частиц в газе 16
1.3. Лавина электронов и условие самостоятельности разряда 25
Глава втора я. Электропроводность диэлектриков ... 30
2.1. Общие сведения........................................30
2.2. Электропроводность жидких диэлектриков .... 32
2.3. Электропроводность твердых диэлектриков .... 35
Глава третья. Поляризация диэлектриков. Диэлектрические
потери.............................................. 37
3.1. Общие сведения........................................37
3.2. Миграционная поляризация..............................39
3 3. Диэлектрические потери................................42
РАЗДЕЛ ВТОРОЙ
ОСНОВНЫЕ СВОЙСТВА И ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ
ХАРАКТЕРИСТИКИ ВНЕШНЕЙ ИЗОЛЯЦИИ
ЭЛЕКТРОУСТАНОВОК
Глава четвертая. Общая характеристика внешней изоляции 45
4 1. Атмосферный воздух как диэлектрик ... . . 45
4 2. Назначение и типы изоляторов........................ 46
4.3. Виды и условия испытаний внешней изоляции ... 53
Г л а в а пятая Разряды в воздушных промежутках при по-
стоянном и переменном напряжениях.............................56
5.1. Развитие разряда и пробивные напряжения промежутков
с однородным электрическим полем..................56
457
5.2. Развитие разряда и начальные напряжения промежутков
с неоднородным электрическим полем..................62
Глава шестая. Разряды в воздушных промежутках при
грозовых и коммутационных импульсах 69
6.1. Время разряда и вольт-секундные характеристики воз-
душных промежутков..................................69
6.2. Разряд в длинных воздушных промежутках ... 73
Глава седьмая. Разряды в воздухе вдоль поверхности изо-
ляторов ...................................................79
7.1. Влияние конструктивных особенностей изоляторов на на-
пряжения перекрытия.................................79
7.2. Развитие разряда и напряжения перекрытия изоляторов
при неблагоприятных атмосферных воздействиях ... 83
Глава восьмая. Влияние характеристик атмосферного воз-
духа на разрядные напряжения внешней изоляции электро-
установок .................................................89
8.1. Учет атмосферных условий при определении разрядных и
испытательных напряжений............................89
8.2. Снижение электрической прочности внешней изоляции в
эксплуатационных условиях...........................92
Глава девятая. Регулирование электрических полей во
внешней изоляции электроустановок........................ 93
9.1. Применение экранов.................................93
9.2. Принудительное распределение напряжения в изоляцион-
ной конструкции........................................99
9.3. Применение барьеров ...............................ЮО
РАЗДЕЛ ТРЕТИЙ
ОСНОВНЫЕ ВИДЫ И ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ
ХАРАКТЕРИСТИКИ ВНУТРЕННЕЙ ИЗОЛЯЦИИ
ЭЛЕКТРОУСТАНОВОК
Глава десятая. Общие свойства внутренней изоляции . * 102
10.1. Определение понятия «внутренняя изоляция» . . . 102
10.2. Зависимость электрической прочности внутренней изо-
ляции от длительности воздействия напряжения . . 104
10.3. Изоляция самовосстанавливающаяся и несамовосстанав-
ливающаяся............................................108
10.4. Влияние па внутреннюю изоляцию тепловых, механиче-
ских и других воздействий.............................109
Глава одиннадцатая. Пробой жидких и твердых диэлек-
триков при кратковременных воздействиях напряжения . . 110
11.1. Пробой жидких диэлектриков........................НО
11.2. Разряд по поверхности твердого диэлектрика в масле , 114
11.3. Пробой твердых диэлектриков.................... 114
458
Глава двенадцатая. Основные виды внутренней изоляции 118
12.1. Комбинирование диэлектрических материалов во внут-
ренней изоляции..................................... Н8
12.2. Масло-барьерная изоляция.......................120
12.3. Твердая изоляция...............................123
12.4. Бумажно-масляная изоляция . 128
12.5. Газовая и вакуумная изоляция...................131
Глава тринадцатая. Регулирование электрических полей
во внутренней изоляции................................138
13.1. Градирование изоляции........................ 138
13.2. Применение конденсаторных обкладок.............140
13.3. Применение полупроводниковых покрытий .... 143
Глава четырнадцатая. Кратковременная электрическая
прочность внутренней изоляции ....................... 145
14.1. Допустимые напряжения на внутренней изоляции . . 145
14.2. Факторы, влияющие на кратковременную электрическую
прочность внутренней изоляции ....... 149
РАЗДЕЛ ЧЕТВЕРТЫЙ
ЭКСПЛУАТАЦИЯ ИЗОЛЯЦИОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
ПРИ РАБОЧЕМ НАПРЯЖЕНИИ
Глава пятнадцатая. Рабочие напряжения электрических
систем................................................153
Глава шестнадцатая. Коронный разряд на проводах воз-
душных линий электропередачи..........................155
16.1. Коронный разряд и его характеристики .... 155
16.2. Коронный разряд на проводах линий электропередачи 160
16.3. Потери энергии на местную корону...............165
16.4. Экологическое влияние коронного разряда .... 167
Глава семнадцатая. Работа изоляторов при увлажненных
загрязнениях поверхности ............................ 171
17.1. Степени загрязненности атмосферы...............171
17.2. Выбор изоляторов в зависимости от степени загрязнен-
ности атмосферы......................................172
17.3. Эксплуатационные мероприятия по повышению надеж-
ности работы изоляторов..............................175
Глава восемнадцатая. Длительная электрическая проч-
ность внутренней изоляции ........................... 178
18.1. Виды старения внутренней изоляции..............178
18.2. Обшие закономерности электрического старения внут-
ренней изоляции......................................179
18.3. Частичные разряды в газовых включениях во внутрен-
ней изоляции.........................................181
18.4. Меры интенсивности частичных разрядов .... 186
18.5. Частичные разряды в бумажно-масляной и масло-
барьерной изоляции................................. 188
459
18.6. Тепловое старение внутренней изоляции . , , , 191
18.7. Старение изоляции при механических нагрузках . . 193
18.8. Увлажнение как форма старения внутренней изоляции 194
18.9. Допустимые рабочие нагрузки на внутреннюю изоляцию 195
Глава девятнадцатая. Методы профилактического конт-
роля внутренней изоляции .............................. , 198
19.1. Значение профилактических испытаний изоляции в экс-
плуатации .............................................198
19.2. Использование для контроля изоляции абсорбционных
явлений................................................199
19.3. Контроль качества изоляции по тангенсу угла диэлек-
трических потерь.......................................202
19.4. Контроль изоляции по интенсивности частичных разря-
де г, .................................................204
19 5. Контроль изоляции повышенным напряженном . . 206
РАЗДЕЛ ПЯТЫЙ
ГРОЗОВЫЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ И МОЛНИЕЗАЩИТА
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ УСТАНОВОК
Глав а д в а д ц а т а я. Молния как источник грозовых перена-
пряжений .................................................203
20 1. Развитие молнии...................................208
20.2. Электрические характеристики молнии .............. 210
20 3. Характеристики грозовой деятельности..............215
20.1 Шаровая молния......................................217
Глава двадцать первая. Молниеотводы..........................219
21.1. Принцип действия млннсотводсв......................219
21.2. Зоны защиты молниеотводов..........................220
21.3. Заземление молниеотводов...........................223
21.4. Условия безопасного прохождения тока молнии по мол-
ниеотводу .............................................228
21 5. Конструктивное выполнение молниеотводов . . . 229
Глава двадцать вторая. Защитные аппараты и устрой-
ства .....................................................230
22 1. Общие сведения...................................230
22 2. Защитные промежутки................................232
22.3. Трубчатые разрядники...............................233
22 4. Рептильные разряцнпки..............................237
22 5. Нелинейные с грашшителн перенапряжений . . . . 217
Глава двадцать третья. Молниезащита воздушных ли-
ний электропередачи ..................................... 250
23 1. Общие принципы молнисзащигы воздушных линий . . 230
23 2. Грозоупорность линий без тросов.................. 253
23 3 Грозоупориосгь липин с тросами......................258
23.1 Применение трубчатых разрядников для зашиты воз-
душные л ниш!............................................267
460
Глава двадцать четвертая. Молниезащита подстанций 268
24.1. Защита подстанций от прямых ударов молнии . . . 268
24.2. Параметры импульсов грозовых перенапряжений, на-
бегающих на подстанцию................................270
24.3. Принципы защиты электрооборудования подстанций от
набегающих импульсов грозовых перенапряжений . . 272
24.4. Допустимые напряжения на защищаемой изоляции
электрооборудования ................................. 277
24 5. Определение длины защищенного подхода к подстанции 279
24.6. Эффективность защиты электрооборудования подстан-
ции ..................................................280
24.7. Особенности молниезащиты подстанций различного но-
минального напряжения.................................281
24.8. Молниезащита электрических машин................284
Глава двадцать пятая. Координация изоляции электро-
оборудования по уровню грозовых перенапряжений и ее ис-
пытания ..............................................-87
25 1. Испытательные напряжения грозовых импульсов . . 287
25.2. Генераторы импульсных напряжений и методы испыта-
ния изоляции грозовыми импульсами.................290
РАЗДЕЛ ШЕСТОЙ
ВНУТРЕННИЕ ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ В ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ
СИСТЕМАХ И ИХ ОГРАНИЧЕНИЕ
Глава двадцать шестая. Общая характеристика ком-
мутационных перенапряжений............................295
26 1. Общие сведения..................................2Л5
26.2. Перенапряжение как случайное событие .... 295
Глава двадцать седьмая. Перенапряжения переходного
процесса при коммутациях..............................380
27.1. Перенапряжения при включении разомкнутой линии . 300
27 2. Пеоенапряжсиия при автоматическом повторном вклю-
чении (АПВ).......................................307
27.3. Перенапряжения при отключении конденсаторов и нсна-
грхженных линий....................................311
27.-1 Перенапряжения при отключении больших токов . . 315
27.5. Перенапряжения при отключении малых индуктивных
токов..............................................320
27.6 Перенапряжения при перемежающихся замыканиях па
землю .............................................325
Г л а в а двадцать в о с ь м а я. Ограничение коммутационных
перенапряжений........................................336
28.1 Основные принципы построения зашиты от коммутаци-
онных перенапряжений...............................336
28.2. Ограничение перенапряжений с помощью вентильных
разрядников и встроенных в выключатели резисторов , 339
461
Глава двадцать девятая. Установившиеся перенапряже-
ния в электропередачах .............................. 347
29.1. Повышение напряжения в конце разомкнутой линии . 347
29.2. Установившиеся перенапряжения при КЗ ... . 358
29.3. Перенапряжения промышленной частоты при неполно-
фазных режимах..........................................363
29.4. Феррорезонансные перенапряжения................370
29.5. Практический случай феррорезонансных перенапряже-
ний ....................................................373
29.6. Влияние насыщения трансформатора на повышение на-
пряжения в системах с заземленной нейтралью . . . 376
29.7, Высшие и низшие гармоники в электропередачах . . 378
Глава тридцатая. Испытания и координация изоляции
электрооборудования по уровню внутренних перенапряжений 383
30.1. Испытательные напряжения коммутационных импульсов 383
30.2. Испытательные напряжения промышленной частоты . 384
30.3. Испытательные трансформаторы и методы испытания
изоляции напряжением промышленной частоты . . . 387
30.4. Генерирование коммутационных импульсов и испытание
изоляции ...»...................................... , 391
РАЗДЕЛ СЕДЬМОЙ
ИЗОЛЯЦИЯ ЛИНИЙ ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧИ
И ОСНОВНОГО ЭЛЕКТРООБОРУДОВАНИЯ
Глава тридцать первая. Изоляция воздушных линий
электропередачи и открытых распределительных устройств . 393
31.1. Изоляция воздушных линий электропередачи на опорах 393
31.2. Особенности изоляции линий на деревянных опорах . 397
31.3. Изоляционные расстояния в пролетах воздушных линий 399
31.4. Изоляционные расстояния в распределительных устрой-
ствах ..................................................400
31.5. Электрическая прочность воздушных промежутков на
линиях и подстанциях сверхвысокого напряжения при
коммутационных импульсах................................401
31.6. Экологическое влияние воздушных линий и распредели-
тельных устройств ................................... -404
Глава тридцать вторая. Кабельные линии высокого на-
пряжения .............................................406
32.1. Общие сведения................................406
32.2. Основные конструкции кабелей высокого напряжения . 407
32.3. Испытания изоляции кабелей....................414
Глава тридцать третья. Изоляция трансформаторов 415
33.1. Классификация и особенности изоляции трансформато-
ров ....................................................415
33.2. Конструкция изоляции трансформаторов .... 417
33.3. Испытания изоляции трансформаторов...........419
33.4. Эксплуатация изоляции трансформаторов « , , 422
462
Глава тридцать четвертая. Изоляция электрооборудо-
вания распределительных устройств........................424
34.1. Изоляция трансформаторов тока ...... 424
34,2. Изоляция масляных выключателей................... 426
34.3. Изоляция воздушных выключателей....................127
34.4. Изоляция герметизированных распределительных
устройств................................................429
34.5. Изоляция вводов высокого напряжения................432
34.6. Изоляция силовых конденсаторов.....................438
34.7. Изоляция электрических машин высокого напряжения . 442
Список литературы .......................................... 448
Предметный указатель , . . • 451
УЧЕБНИК
Виталий Васильевич Базуткнн
Владимир Петрович Ларионов
Юрий Станиславович Пинталь
ТЕХНИКА ВЫСОКИХ НАПРЯЖЕНИИ.
ИЗОЛЯЦИЯ И ПЕРЕНАПРЯЖЕНИЯ В ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ
СИСТЕМАХ
Редактор М. В. Соколова
Редактор издательства Н. В. О л ь шанс к а я
Художественный редактор В. А. Г о з а к-Х о з а к
Технический редактор Н. П. Собакина
Корректор М. Г. Г у л и и а
ПБ 737
С ;ано в набор 12 03.bG. Подписано в печать 22.07.86. Т-16746. Формат
81X108'/.’. Бумага кн-ж\рн. Гарнитура литерал \ рная. Печать высо-
кая. Усл. печ. л. 21,36. Усл. кр -огт. 21.36. Уч.-изд. л. 25,73. Тираж
10 000 экз. Заказ № 469. Цена 1 р. 20 к.
Эпергоатомиздат, 113111, Москва, М-111, Шлюзовая наб., 10
Владимирская типография Союзполиграфпрома при Государственном
комитете СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
600000, г. Владимир, Октябрьский проспект, д 7