ЗЛШРИЧЕСТВО · 2015. 3. 20. · Четыре канала будут снабжать...

ЗЛШРИЧЕСТВО

^"^ 4 ГОСЭНЕРГОИЗДАТ l

Вологодская областная универсальная научная библиотека www.booksite.ru

КО М М У Н И ЗМ -Э Т О Е С ТЬ СО В ЕТСК А Я ВЛАСТЬ ПЛЮС Э Л ЕКТРИФИК АЦИЯ ВСЕЙ СТ РА Н Ы (Л е н и н )

= Q Т Г О К Т Ф П и Г Р Ф П П• y v l u l i 1 д Г Н Ш V i н и

1ЯНВАРЬ

ОРГАН АКАДЕМИИ НАУК СССР И МИНИСТЕРСТВА ЭЛЕКТРОСТАНЦИЙ И ЭЛЕКТРОПРОМЫШЛЕННОСТИ СССР

С О Д Е Р Ж А Н И Е

Пуск Мингечаурской гэсЛ. А. Ж уков — К вопросу о повышении статической устойчивости дальних электропередач 5 Д. Е . Трофименко— Об эффективности ионного ударного буждения в повышении динами

ческой устойчивости дальних электропередач 12В . В . Бургсдорф — Расчет заземлений в неоднородных грунт с 15Л. Е . Павлычев — Влияние высокочастотных каналов линий электропередачи 400 ке на высоко

частотные телефонные каналы 26А. Н. Мартынов — Уточнение метода расчета характеристик холостого хода явнополюсных

синхронных машин 34A. Б . Иоффе — Потенциальные условия на коллекторе высоковольтных тяговых электродви

гателей и пути их облегчения 42B . Н . Богоявленский— Построение рабочих характеристик при испытании тяговых двигате

лей по схемам обратной работы 46Е . В , Калинин — О применении коронирующих электродов в качестве внешнего промежутка

трубчатого разрядника . 50A. Г . Лурье — Теория и расчет феррорезонансных стабилизаторов напряжения 54B . С. Кравченко—-Воспламеняющая способность электрических разрядов при размыкании

цепей тока промышленной, звуковой и ультразвуковой частот 59А. А. Воскресенский — Расчет токов при переходных процессах в электрических цепях со

сталью 61

И З О П Ы ТА Р А Б О ТЫО. Н. Груш вицкая — Испытание изоляции стержней статора генератора 69

И З И С ТО Р И И Э Л Е К ТР О ТЕ Х Н И К И

А. Я . Бергер и М. О. Каменецкий — Роль П. П. Копняева в деятельности русской электротехнической школы 71

Д И С КУС С И И

о мерах повышения коэффициента мощности электроустановок промышленных предприятий —А. Я . Бергер, М. Д. Шефкинд, Г . Ф . Солдатченко. К статье Е . Л. Сиротинского „Об условных обозначениях и правилах начертания схем релейной защиты и автоматики" —А. В. Коновалов, Е . Л. Сиротинский. К проекту правил у ройства электропроводки шинопроводами — Л. И. Сапиро. К статье Б. А. Телешева „Необходимое уточнение терминологии в вопросе измерения реактивной мощности" — Б. А. Поляков, Г . П. Абрамович, Г . М. Каялов 73

З А М Е Т К И И ПИС ЬМ АПолитехническое обучение и всеобщая электротехническая грамотность. О недостатках в

подготовке инженеров-электриков 82

ПО С ТРА Н И Ц А М Т Е Х Н И Ч Е С К И Х Ж У РН А Л О В

Аппарат для люминесцентного анализа плодов и картофеля. Новые электрифицированные механизмы. Газонаполненные высоковольтные трансформаторы. Гашение вибрации с помощью скручивающего демпфера. Газотурбоэлектровоз английских нселезных дорог. Электрический пробой жидких диэлектриков 84

Х РО Н И К АВ Академии наук СССР. Профессор В. В . Мешков 93

Б И Б Л И О ГР А Ф И Я•Ю. м. Галонен — Книга В. А. Изъюрова „Тяговые расчеты городского электротранспорта". 94Новые книги по электричеству, электротехнике и электроэнергетике 96Номограмма для решения уравнения х / - jy — ге (на третьей полосе обложки)


РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ:

главный редактор Н . Г . Д р о з д о в ,зам. главного редактора И. А. С ы р о т в т н и к о в ,члены редколлегии; К . А . А н д р и а н о в , Г . В . Б у т н е в и ч , А. А. Г л а з у н о в , В . А . Г о п у б ц о в а ^ Е . Г . К о м а р , М . П. К о с т е н н о , А . М Ф е д о с е е в , М . Г . Ч и л и к и н , М. А. Ш а т е л е н .

А д р е с р е д а к ц и и : Москва, Б. Черкасский пер., д. № 2, тел. К 4-24-80 А д р е с д л я т е л е г р а м м : Москва Электричество.

А д р е с д л я к о р р е с п о н д е н ц и и : Москва, Главный почтамт, почтовый ящик № 648


Пуск Мингечаурской гэс10 января 1954 г. вступила в действие первая

очередь Мингечаурской гидроэлектростанции.Строительство Мингечаурской гэс, намечав

шееся еще в довоенный период, было начато в 1945 г. С особенной силой работы развернулись на основе директив X IX съезда партии по пятому пятилетнему плану, которым предусмотрено окончание в пятой пятилетке всех работ по сооружению Мингечаурской гидроэлектростанции.

Новая электростанция открывает широкие перспективы комплексного роста экономики Советского Азербайджана. Создается прочная энергетическая база для развития нефтяной, легкой и пищевой промышленности и сельского хозяйства республики. Предприятия, мтс, совхозы и колхозы, железнодорожный транспорт Азербайджана получат дешевую электроэнергию. Это окажет существенное влияние на дальнейшее развитие народного хозяйства АзССР. Являясь самой крупной электростанцией АзССР, Мингечаурская гэс вносит большой вклад в электроэнергетический баланс Азербайджана, коренным образом изменяет его, высвобождая огромное количество ценного топлива.

С пуском первых двух турбин Мингечаурской ГЭС ее ток получили Баку, Кировабад, колхозы близлежащих районов. Высоковольтные линии электропередачи протянуты не только к Баку и Кировабаду, но и к Сумгаиту и Дашкесану. Электроэнергию Мингечаурской гэс получат в дальнейшем Евлах, Степанакерт, Нуха и ряд других городов. Расположение гэс в центре Азербайджана создает исключительно благоприятные возможности для энергоснабжения помимо восточных также и западных районов республики, что является одним из решающих факторов их экономического и культурного развития.

Около 1 млн. га Кура-Араксинской низменности будет обводнено. Орошение пустующих земель обогатит сотни колхозов. В ближайшие несколько лет здесь будет создана мощная хлопковая база. Воду получат Ширванская, Муганская и Миль- ская степи. Четыре канала будут снабжать водой из Мингечаурского водохранилища новые посевные площади, пастбища и виноградники. Создание Мингечаурского водохранилища изменяет режим Куры и делает ее нижнюю часть вполне при

годной для нормального и круглогодичного судоходства. С сооружением Мингечаурского гидроузла отошли в прошлое бедствия, причинявшиеся из года в год местному населению наводнениями; уничтожены очаги малярии, веками уносившей десятки тысяч молодых жизней азербайджанского народа.

Та к создаются реальные предпосылки для значительного роста материального благосостояния и культурного уровня трудящихся братской Азербайджанской республики, для успешного коммунистического строительства некогда отсталых районов страны.

На строительстве Мингечаурской гэс закончены основные бетонные работы, готовы такие объекты, как водоприемник, здание гидроэлектростанции (для трех гидрогенераторов), открытая подстанция, приемно-понизительная подстанция ■и др. Работы на строительной площадке продолжаются неослабевающими темпами. Строители поставили перед собой задачу закончить оставшиеся работы для ввода в действие остальных четырех турбин досрочно, до 1955 г.

Мингечаурская гидроэлектростанция построена на главной водной артерии Закавказья — бурливой Куре в ущелье горных отрогов Боз-Дагско- го хребта невдалеке от старинного поселения Мингечаур.

Строительство в Мингечаурской горловине производилось в сложных геологических условиях с широким применением новейшей советской механизации и использованием наиболее совершенных методов, разработанных передовой отечественной наукой и техникой.

Высоконапорная 1,5-километровая земляная плотина ГЭС, преградившая в 1953 г. течение многоводной Куры, позволила создать огромное водохранилище (Мингечаурское море) на полный объем 16 0 0 0 млн. длина его после завершения намыва плотины и приема весенних паводковых вод составит 75 км при ширине 13 км. Намывная плотина оригинальной конфигурации (глубоко вогнутая дуга) из песка и гравия была воздвигнута без обычного устройства эстакад и переноса пульпопроводов. Это позволило сэкономить более ilO ООО ж® лесоматериалов и сократило время работ. Высота плотины превысит 85 м; это самая


Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О Л1Ь 1

высокая из земляных плотин в СССР и третья в мире. Донные водосбросы, устроенные в процессе строительных работ, сохранят свое назначение и в эксплуатации — они оставлены в Мингечаур- ской плотине в качестве постоянных. В теле плотины проложены железобетонные сооружения общим объемом 1 ООО тыс. м , по которым вода из водохранилища поступает в водоприемник и далее на лопасти мощных турбин.

На Мингечаурской гидроэлектростанции основные агрегаты и вспомогательные механизмы полностью автоматизированы. Предусмотрены телеуправление со щита Азэнерго из Баку и телесигнализация со станции в обратном направлении.

Проектом ГЭС предусмотрена электрическая связь всех генераторов с каждой системой повы- щенного напряжения. Это увеличивает гибкость в маневрировании генераторами. Распределение мощности между расщепленными обмотками по- высительных трансформаторов производится автоматически на генераторном напряжении. Вследствие этого вне зависимости от загрузки или числа включенных генераторов обеспечиваются надежная передача мощности и экономичный режим нагрузки трансформаторов. Надежность передачи усиливается благодаря схеме, предусматриваю^ щей работу в несимметричном режиме. С той же целью повышения надежности передачи электро

энергии в энергосистему на линии электропередачи предусматривается пофазное автоматическое повторное включение.

Схема собственных нужд гэс обеспечивает бесперебойную работу электростанции при всех режимах.

Основная связь Мингечаурской гэс с энергосистемой осуществляется на напряжении 2 2 0 кв.

Применение схемы шестиугольника на напряжении 2 2 0 кв с трансформаторами с расщепленными фазами в сочетании с поперечными связями на генераторном напряжении (кольцевой схемой) увеличивает надежность передачи мощности гидроэлектростанции в систему, так как и в случае отключения одного из трансформаторов передача мощности сохраняется.

В строительстве и оборудовании Мингечаурской гидроэлектростанции и высоковольтных линий для передачи ее мощности принимали участие сотни заводов страны.

Мингечаур — всенародная стройка. Здесь вместе с азербайджанцами трудились русские, украинцы, грузины, армяне. Сооружение Мингечаурской гидроэлектростанции — еще одно яркое проявление нерущимой ленинско-сталинской дружбы народов СССР и заботы Коммунистической партии и Советского правительства о процветании всех союзных национальных республик.


к вопросу о повышении статической устойчивости дальних электропередач

Кандидат техн. наук Л. А. Ж У К О ВМосковский энергетический и н с т и т у т им. Молотова

С увеличением дальности и мощности электропередач переменного тока приобретает особую актуальность проблема их устойчивости. От статической и динамической устойчивости электропередачи в значительной степени зависят надежность ее работы и ее пропускная способность. Экономические характеристики дальних электропередач также зависят от того, как решается проблема устойчивости.

В связи с этим представляет интерес возможность улучшения статической устойчивости электропередачи путем компаундирования возбудителей синхронных генераторов * и введения гибкой обратной токовой связи в контур возбуждения последних.

Показанная на рис. 1 принципиальная схема содержит возбудитель, одна из обмоток которого питается от независимого источника регулируемого напряжения (подвозбудителя), а другая обтекается полным током возбуждения генератора. В схему включен воздушный трансформатор [Л. 5], являющийся гибкой обратной связью в системе возбуждения, реагирующей на скорость изменения тока ротора генератора. Регулирование напряжения генератора осуществляется измене- ниелг напряжения подвозбудителя, которое происходит под воздействием регулятора, не имеющего зоны нечувствительности.

В рассматриваемой схеме изменение э. д. с. генератора под влиянием последовательной обмотки возбуждения происходит при меньшем относительном изменении регулируемого тока в обмотке независимого возбуждения возбудителя. Действие последовательной обмотки сказывается также в компенсации части омического сопротивления контура ротора генератора, что приводит к увеличению его эквивалентной постоянной времени.

Воздушный трансформатор, осуществляя воздействие на ток возбудителя в соответствии с величиной скорости изменения тока в главной цепи возбуждения генератора, выполняет функции дифференцирующего органа. Кроме того, его наличие обусловливает уменьшение постоянной времени цепи независимого возбуждения.

Уменьшение постоянной времени происходит вследствие компенсации части э. д. с. самоиндукции цепи независимого возбуждения электродвижущей силой взаимоиндукции, наводимой во вторичной обмотке воздушного трансформатора.

Установить условия устойчивости электропе-

' Компаундирование возбудителей было предложено в 1943 г. П . С. Ждановым, применившим его в своей схеме ® '''OM2™ 4ecKoro регулирования возбуждения генераторов

Показано, что применение гибкой обратной токовой связи в системе возбуждения генераторов и возбудителей со смешанным возбуждением значительно расширяет зону устойчивой работы дальних электропередач при установке на генераторах наиболее простых регуляторов напряжения пропорцио

нального типа.

редачи можно путем анализа свободных колебаний эквивалентного генератора станции при малом возмущении установившегося режима. Дифференциальное уравнение движения

ротора для .малого изменения режима имеет вид;

Мр2Д8 = 4Р; (1)

уравнение регулирования возбуждения примем в следующем виде:

= (2)

где Egpg — э. д. с. генератора, пропорциональная вынужденному току в обмотке независимого возбуждения возбудителя;

//] и /?2 — коэффициенты усиления.Д ля цепи возбуждения генератора справедливо

уравнение (рис. 1 )

“в = Ё [(^/ + + + i) ] +

+ P b d + Р Д + я — Р н { пп -I-

соответствующее уравнение для контура независимого возбуждения возбудителя имеет вид:

“« = Д [(7?н + 7?т.2) + Р (v„ + + 2 )] 4

Н - р Х я„ - р ё К .Л - " ^ ) - (4)

В уравнениях (3) и (4) т является той величиной, на которую сопротивление взаимоиндукции воздушного трансформатора превышает сопротивление взаимоиндукции между обмотками возбуждения возбудителя. При независимом возбуждении Хр р =0. В этом случае т является полным сопротивлением взаимоиндукции обмоток воздушного трансформатора.

Напряжение возбудителя может быть определено в зависимости от токов, протекающих по его обмоткам, с помощью следующего уравнения:

где k„

“в +

и k — некоторые коэффициенты.

(5)

Рис. 1. Принципиальная схема возбуждения синхронного генератора.

1 — генератор; 2 — регулятор возбуждения; S — возбудитель;4 — воздушный трансформатор.


Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О № I

И з уравнений (3) и (5) следует:

L ( К + р/5) = % [(7?/ + Rpx —

Умножив правую и левую части этого выражения

на отношение , после некоторых преобразова-

ний получим уравнение переходного процесса в цепи возбуждения генератора

т

М ( р у Ь ') + 5 .Edrrfi

Т Т ___Rf R fR ,) -ь

+ 5 г Д + + а / * ; + ' ' ’/ ■■\

+ р s J f T . + r „ ^ ^

/

mk„\

Rf R fR ,

+

4-

i - f P -

= E„R f

T .

/R t A

T I R f ]+ Р З Д , (6)

+ К + -St/r [t>[ + ^ ' I ; ) ] + b' + = 0 .

( 11)*

В уравнении (11) опущены постоянные времени обмоток воздушного трансформатора® и приняты

дР

Ь '= ^ Ь - ^ ] Ь, = Ь у

где Е ^ — э. Д . с., пропорциональная току в об- следующие обычные обозначения: мотке независимого возбуждения возбудителя;

R fh -R n + R t \ ~ 1 ,р = ------------- й--------------------коэффициент компенса-

ции омического сопротивления в цепи ротора генератора; при независимом возбуждении р 1 , при полной компенсации омическою сопротивления Р = 0.

И з уравнения (4) для цепи независимого возбуждения получим:

дР

дРd Ur

дР дЕа

'2 — ‘ 2

дР ’dUp

дР

Ро = Р 9 : т : = т

dUr

дЕ do ,)р ■

Ж17

Е — Fане dH R .

■рЕ,

Т2‘/J

RfRu ■

И з уравнения (11) нетрудно получить характеристические уравнения для некоторых частных случаев. Особый интерес представляет работа ге-

' нераторов с рассматриваемой системой возбуждения, снабженных регуляторами пропорционального

Следуя С. А. Лебедеву [Л. 2], выразим избытки типа, не содержащими дифференцирующих звеньев, мощности при малом изменении режима через ча- В этом случаестные производные®:

ДР = дР

дР

(8)

(9)

( 10)где

дР\> Ер . л —Ed (д з) ’ Ê'd— [dS\ i Е^^пост

д Р

полагая by — Ь — О, из уравнения ( 1 1 ) получим уравнение типа

р4 + а+з ~ f - f а р + 4 = О,а именно:

Rn . от

р4 + рЗ ------ ------

Е 'л — пост

R„\

\ / и г = п о с т

Характеристическое уравнение малых колебаний генератора может быть получено из уравнений ( 1 ), (2 ), (6 ) . . . ( 1 0 ) в следующем виде:

M(p-hb') + Ssa+ р®.

R„ ОТ2 \[V n R ^ 'Ев'йТнТа

М T ' d + T n

Rr.

l\R„

R/Rh

+

SEdyTn + T n R j , - + Ê-dTd + Sur^' k,,

- b P ------------------- --------------«7 ^ ----------- = --------------- +M.

by + b 'к

m

+

y d -F T n R у н t<fR„

Sur^' hPÊd

M

+

7 , Rn\ ot20. (12)

* При m = T g = Q и p = l уравнение (11) принимает---------------- вид, известный из работы С. А. Лебедева [Л. 2].

2 Аналитические выражения частных производных для ® Учет этих постоянных времени осуществляется, какидеализированной схемы дальней электропередачи приве- ®го следует из уравнений (6) и (7), соответствующим из-дены в приложении I. менением и 7 '„ .


№ 1 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О

При оценке условий устойчивости электропередачи по критериям Г урвица из неравенства ..й!4 > 0 получаем:

6 ' (13^/,• EdР с 8 г>ц[-

Неравенство (13) имеет то т же физический •смысл, что и при обычной схеме возбуждения, т. е. минимальное значение коэффициента должно быть таким, чтобы при увеличении э. д. с. генератора в связи с малым изменением угла 8 мощность, отдаваемая генератором в установившемся режиме, оставалась неизменной. Однако при компаундировании возбудителя ( р < 1 ) это условие -выполняется при меньшем значении Ь, так как при р< 1 увеличение э. д. с. происходит так же, как указывалось выше, под действием последовательной обмотки возбуждения.

Условие Гурвица а^>0 приводит к неравен- •ству

/ . R„nd J ■’ Ed BfRuj +

(14)

Неравенство (14) при определенных параметрах исследуемой схемы удовлетворяется вплоть до углов, приближающихся к предельному значению, вычисленному при постоянстве напряжения на шинах генераторной станции,

Д ля случая р = 1 предельные углы устойчивой работы при разных величинах коэффициента усиления Ь и коэффициента т , характеризующего обратную связь, могут быть определены из графиков, приведенных на рис. 2. Графики построены применительно к параметрам электропередачи длиной 1 ООО км, работающей с шунтирующим реактором в начале. Значения частных производных и показаны также на рис. 2. Углы, при которых производные 5^ . и 8 , получают знак минус, определяют границы зоны устойчивой работы соответственно при условии постоянства напряжения на щинах генератора и постоянства -его э. д. с. Eg .

Коэффициенты П] и характеристического уравнения ( 1 2 ) при практически возможных постоянных времени и постоянной инерции всегда положительны. Поэтому следующим критерием устойчивости должно явиться предпоследнее условие Гурвица

aia2 « 3 — а, а4 — flg > О, (15)

которое определяет предельное максимальное значение коэффициента усиления Ь. Величины Ь, отвечающие неравенству (15), незначительны. Как показывают расчеты, соответствующая область устойчивой работы в широком диапазоне значений т ограничена величинами углов 8 , меньшими предельных по условиям а^>0 и 0 4 > 0 . Причем так же, как и в случае обычной схемы возбуждения, меньшие коэффициенты усиления Ь позволяют осуществить режим устойчивой работы при больших значениях угла 8 (рис. 2). Поэтому ве-

S \ред

0,12■120

0,08 ■ 80

■0,04 ■4о

0 0

■0,04 --4о

■OfiB ^80

у

'*^ 1 \

t5

^ 3

8 °ЮО % ^ й S И36''

Рис. 2. Зоны устойчивой работы дальней электропередачи( Р = 1).

/ — — 29%; 2 — = 53%; 3 — — 87%; 1, 2 и 3 — по условию

а , > 0 \ 4 — »*„ = 87%. по условию — а® > 0; 5 — Эр., по

условию Oj > 0; б — З ц р 7 — S^'d-

личина предельного угла 8 при заданных параметрах передачи и схемы возбуждения определяется значением минимального коэффициента усиления, который может быть допущен по условиям регулирования напряжения на шинах генератора.

Связь отклонения напряжения на шинах генератора в установившемся режиме с величиной коэффициента усиления устанавливается следующим выражением (приложение II) :

и Г ( 0 )

M2S ЬрХ 2 вн и

+ ”4 COS 8 4 - - ^

S

*-12 вн■VD (16)

где/ J2

+dm

\ (0)

мгяV -*12 вн

• + s in 4 -f-

-Д(П)иг т

- + й ) + 2 Лл [9S • * 1 2 8 ,

cos 8

А = и - * 1 2 8 Н ( - * 2 2 2 ~ - * 2 2 8 „)иГ ( 0 ) •*223 -*22 вн

Выражение (16) получено для случая сложной реактивной связи удаленной электростанции с шинами неизменного напряжения. Величина активной мощности, отдаваемой станцией в систему в этих условиях, может быть найдена по формуле

U(Eg^,^-b,^U Ге ) SintM2 S

(17)

На рис. 3 показано изменение отклонения напряжения на генераторах, вычисленное на основании формул (16) и (17), применительно к параметрам электропередачи, для которой построены


Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О № 1

Рис. 3. Характеристика установившегося режима дальней электропередачи:

/ - f t p = 5 ; 2 — = 10; 3 - 6 р = 25.

характеристики рис. 2. Соответствующее изменение характеристики мощности электростанции показано на рис. 4. Приведенные на рис. 3 и 4 зависимости позволяют сделать заключение, что в рассматриваемом случае уменьшение коэффициента ниже значения b^==V) нецелесообразно.

Границы области устойчивой работы, в которой удовлетворяются Фее условия Гурвица, при различных значениях коэффициентов т я Ь {в качестве минимального принято Ь — 1 0 ) показаны на рис. 5.

Характеристики, приведенные на рис. 5, отвечают независимому возбуждению возбудителя (p s= l) , при котором, как показывают расчеты, устойчивость электропередачи нарушается при углах, меньших 90°, если m — О, а коэффициенты усиления не уменьшаются по сравнению с принятым минимальным значением Ь — 10. Применение об

Рис. 4. Изменение характеристики мощности электростанции в зависимости от коэффициента .

1 — ftp = 0 ; 2 — ftp = 2 ; 2 — ftp = 10; 4 — ftp = 2 5 ; 5 — ftp = oo; 6 — P„.

■s°% ° п р

1,28 ■ т

1.26 ■ 104

1,24 т

1.22 ■ 100

1,20 ■ 38

1,18 36

1.16 94

1,14 921.12 91

5 ^3\

Л V —

L7

К’г

L + /[А _

Ю 30 40 7Рис. 5. Зависимость предельных углов устойчивой работы и коэффициентов запаса устойчивости от коэффициентов

усиления.1 - т ^ = 29%; 2 - т ^ ^ 58%; 3 — = 8 7 % " рн

С и г = 0; 5 — Ърр при = 0.

ратной токовой связи резко повышает устойчивость электропередачи. Несмотря на ограничения, связанные с удовлетворением неравенства (15), предельный угол устойчивой работы, как следует из рис. 5, приближается к тому своему значению, которое соответствует постоянству напряжения на концах электропередачи. При этом величина т в рассматриваемой электропередаче должна составлять примерно 90% индуктивности обмотки возбуждения возбудителя. Однако для повышения предельной мощности дальней электропередачи может оказаться целесообразным работать с мень- щим значением предельного угла 8 , отвечающим большему коэффициенту усиления (рис. 5). Более крутая характеристика мощности, соответствующая большему + , позволяет получить более вы сокий запас устойчивости при меньших углах.

Влияние коэффициента т на условия устойчивости электропередачи при двух значениях угла Ь показано на рис. 6 , на котором представлены участки характеристических кривых, расположенные в первых двух квадрантах'. Нетрудно видеть, что в случае т = 0, как это и указывалось выше, система неустойчива и при 8 = 90° и при 8 = 100°, поскольку при обоих этих значениях угла уело* вие устойчивости Михайлова не выполняется. При наличии обратной токовой связи характеристическая кривая системы сдвигается, с ростом ш обходя последовательно все четыре квадранта.

При наличии регулятора пропорционального- типа и токовой обратной связи в системе возбуждения условия устойчивости электропередачи оказываются близкими к условиям, характерным для регулирования напряжения с учетом первой производной, но без ограничений, накладываемых влиянием запаздывания [Л. 2] в системе возбуж-

Вид характеристических кривых в последующих, квадрантах не зависит от коэффициента т . Кривые при- переходе из третьего квадранта в четвертый пересекают отрицательную полуось мнимых величин. Поэтому судить, об устойчивости системы возможно по характеру отрезков, представленных на рис 5.



дения. В этом нетрудно убедиться, если сравнить уравнение ( 1 2 ), переписанное для случая р 1 и

= О, с характеристическим уравнением при регулировании с учетом первой производной. Последнее может быть получено из уравнения (И ) при р = 1 и т = b2 = T ^ = T j — Q.

Если в знаменателе уравнения (12) пренебречь членом -ц „ , то в первом приближении прир=5 : 1

и 7' = Г^ = 0 , можно получить:

+1

Ь'

т . ~

T J a1 + й ' + м

mkgR f R ,

m2RfR„M "Ed

p3 +

p2 +

+1

b '-^Ed

’ u r E n -

0 ,

P f P n )P-b

(18)

b)

b

Коэффициенту усиления по первой производной в уравнении (18) соответствует коэффициент т

, следовательно, в рассматриваемой схеме

роль дифференцирующего звена играет обратная связь. Приравняв коэффициент bi коэффициенту

, найдем зависимость между т и bi (рис. 7).

Различие между характеристическими уравнениями при двух системах регулирования сводится к изменегию эквивалентной постоянной времени контура независимого возбуждения возбудителя при включении трансформатора. Обозначив эту постоянную времени через из уравнения (18)найдем, что в коэффициентах и

Т =щН.ЭКв 1 + "7-2XnRf ■

jB(w)

Ч)i

/- к / V Г

/ / / j \ А<р>)/ 0 •

в схеме возбуждения без трансформаторов Т —

= /'«•Анализ показывает, что при практически воз

можном соотношении чисел витков обмоток трансформатора постоянная принимает отрицательные значения. Такой характер изменения эквивалентной постоянной времени контура возбуждения возбудителя и определяет более благоприятные условия устойчивости электропередачи при применении системы возбуждения с обратной связью, чем при регулировании напряжения с учетом первой производной®.

Отрицательные значения приводят к увеличению коэффициента в уравнении (18) и к увеличению значений угла 3, при которых а д > 0 . Коэффициент а, при этом несколько уменьшается,

® В сущности сопоставляемые системы регулирования различаются лишь тем, что в одной из них дифференцирующий орган находится в регуляторе, а в другой — в схеме возбуждения.

а — при 5 = 100°, б — при 6 = 90°; I — т •= 0; 2 — т = 58%; 3 — т = : 87%; 4 — т = . 58% при р = 0,2.

а коэффициенты Од и 0 4 при введении трансформатора практически не изменяют своих значений- Вследствие этого положительные члены неравенства (15) при включении трансформатора в контур' возбуждения увеличиваются, а отрицательные — уменьшаются, что приводит к расширению области значений угла 8 , в которой удовлетворяется неравенство (15). Расчеты подтверждают правильность этого вывода: электропередача, области устойчивости которой представлены ка рис. 4, оказывается неустойчивой при наличии дифференцирующего звена в самом регуляторе.

Дополнительное увеличение зоны устойчивой работы электропередачи достигается введением последовательной обмотки в схему возбуждения возбудителя. В уравнениях, определяющих режим системы, это находит свое отражение в уменьшении коэффициента р. Однако последнее мало- сказывается на величинах коэффициентов характеристического уравнения, если прочие параметры системы остаются неизменными. Значительное положительное влияние последовательной обмотки возбуждения на устойчивость электропередачи связано с возможностью некоторого уменьшения

500

4оож

200

ЮО

biЫ 51 у

ь

т10 20 30 40 50 60 70 60 SO

Рис. 7. Соотнощение между коэффициентом т , характеризующим токовую обратную связь, и коэффициентом

усиления по первой производной.


10 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О № I

Рис. 8 . Зависимость предельных углов устойчивой работы и коэффициентов запаса устойчивости от степени компенсации омического

сопротивления в цепи возбуждения./ — т , =. 2 9 % ; 2 — т ^ = 5 8 % ; 3 — = 87 % .

коэффициента усиления Ь, которое при наличии последовательной обмотки не приводит к ухудшению режима регулирования напряжения, зависящего, как было установлено выше, от велн-

Ьчины ---- .р

Уменьшение коэффициента усиления позволяет получить устойчивый режим даже при углах, близких к тем, которые определяются неравенством йз > О (рис. 2 ) . Поскольку такое расширение области устойчивой работы не сопровождается снижением характеристики мощности электрической станции, то величина мощности Рпоед’ отвечающая предельному углу, может быть значительно повышена. Сказанное подтверждается расчетами, результаты которых приведены на рис. 8 ; изменение условий устойчивости при введении последовательного возбуждения иллюстрируется также кривой, показанной пунктиром на рис. 6 ,й. Характеристики, представленные на рис. 8 , свидетельствуют о возможности значительного увеличения предельной мощности под влиянием последовательной обмотки возбуждения. Следует, однако, отметить, что для получения заметного эффекта требуется достаточно сильная последовательная обмотка.

Применение гибкой обратной связи в контуре возбуждения может явиться весьма эффективным средством для увеличения устойчивости дальних электропередач, особенно в случаях, когда в качестве возбудителей генераторов используются машины со смешанным возбуждением. При этом оказывается возможным, как показывает теоретический анализ, ограничиться применением наиболее простых регуляторов — регуляторов пропорционального типа, что является определенным преимуществом рассматриваемой системы возбуждения. Есть основания также предполагать, что эта система позволит расширить область устойчивой работы и при компаундировании генераторов.

Введением в регулятор звеньев, реагирующих яа первую производную отклонения напряжения.

при сохранении обратной связи в контуре возбуждения можно получить некоторое дальнейшее увеличение предельного угла. В этом случае токовая обратная связь способствует стабилизации работы схемы так же, как регулирование' по второй производной при обычной схеме возбуждения. Нетрудно убедиться, сопоставляя характеристические уравнения, получаемые из уравнения ( 1 1 ), что коэффициенту усиления по второй производной в схеме с обратной связью соответствует коэффи-

, т циент by -7— .кнИсследование условий устойчивости показы

вает, что предельный угол устойчивой работы несколько увеличивается, если добавление в регулятор элементов, реагирующих на первую производную, осуществляется при неизменной величине т . Увеличение же при этом коэффициента by при одновременном ослаблении токовой обратной связи может в определенных условиях привести к уменьшению предельного угла 8 .

Выводы. 1 . Применение гибкой обратной токовой связи в виде трансформатора, включенного в цепи возбуждения и подвозбуждения синхронных генераторов, позволяет значительно расширить зону устойчивой работы дальних электропередач. Предельные углы 8 при этом могут приближаться к значениям, соответствующим постоянству напряжения на концах электропередачи.

2. Увеличение предела передаваемой мощности может быть достигнуто также применением смешанного возбуждения возбудителей. Однако существенное увеличение предельных углов при этом достигается лишь при достаточно сильной последовательной обмотке.

3. Применение гибкой обратной токовой связи в системе возбуждения и применение возбудителей со смешанным возбуждением позволяет получить значительное повышение предела мощности дальних электропередач при установке на генераторах наиболее простых регуляторов напряжения пропорционального типа.

4. Результаты, полученные в настоящей работе, имеющей основной целью постановку задачи, позволяют заключить, что применение токовой обратной связи в контуре возбуждения генераторов может явиться мощным средством повышения статической устойчивости дальних электропередач, конкурирующим с методами, требующими применения специальных регуляторов.

Приложение I. Если пренебречь влиянием явнополюс- ности генераторов на характеристику мощности дальней электропередачи, то при сложной реактивной связи удаленной станции с шинами неизменного напряжения для мощности станции справедливо следующее выражение:

поэтому

Р =•

дР

Е ^ и

M 2SS in 3,

ид Е , M 2S

S in 3,

E q U■^122

COS 3.

(U)

(1.2)

(1.3)


№ I Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О 11

В рассматриваемой схеме связь между э. д. с. Ed

ffl Eg дается следующим выражением [Л. 3]:

E d =

1Xd-Xg

Из выражений (1,1) и (1,4) имеем:

E'dP

(1.4)

Ч 2 а 1

412

'•1 1S /

X Xd-Xd

X 12SХи—Х а

-J- sin 25,

Mis /откуда следует:

дР идЕ„

M2S 1 — X d -X gXus

sin 8,

(1.5)

(1.6)

■SE'd-= дв jE g U

E'd = пост

— £2

M23 1 —

cos 8— X d -X g \ (1,7)

Xd-Xg

-Mia

. cos 28.„ 2 , Xg — XgX m ‘ ~ ---------A lia

При постоянстве напряжения на шинах генератора &р=ос) из .выражений (17) и (18) имеем:

UUr42 ен

Sin 5 | 7 1 . Л2 Sin2 8 — 7 *4 sin 28

ИзЖыражения (1,8) следует: дР и

+ 8 к 1 / 1 — ^^sin2 8

Sur=^

sin 8,

( 1.8 )

(1,9)

U U r = 7 X12 вн

Ар ^^dne _4Ege = -------b

■ -4 U re = - ■ bg Ure . (11,3)P P

где Xj2s и X225J — соответственно взаимное и собственное сопротивления схемы, в которую входят все элементы рассматриваемой электропередачи; х ,2 и Xg2 ен — '■'п но для схемы, в которую не включается сопротивление генераторов; + (q) я U г — соответственно синхронная э. д. с. генератора и напряжение на его шинах в исходном режиме.

И з выражения (11,1) следует:U r sin 8,иг

Чаа 42 ен S in 8 (II.4)

Подставив выражения (11,4) в выражение (11,2), после преобразований получим:

sin % р г = — Е ^ 28 + Sin 8 l / l — Л2 sin2 3. (11,5)

где

А =и Xi2 g„ [Х22 Х22в„)

U r • -гга •'■22 вн(11,6)

Из выражений (11,1), (11,3) и (11,5) можно найти.

И (•'•22а Х22вн)^d (0) ” 1’р sin 8 = —2 X2 2 2 Х22 ен

■ Sin 23 4-

+ sin I£ГУ ) ■ Ш Ге- У 1 — Л2 Sin2o.

4 2 вн(11,7)

Приведя члены выражения (11,7) к общему знаменателю, возведя полученное выражение в квадрат и сгруппировав члены с одинаковой степенью Д£де, после преобразований получим следующее квадратное уравнение:

4 4 / 4 4 — 4 ) мД —•'22а-'-22вн Х12^)лиге

— 2X222 Х22ди У 22а -'^22sk ^^d (0) ^р -'■22вн + И Г (0) •'^Ца) У

■+ +р-'^125-'п2вк (•''22а ~ •"22ен) +

"Ь (0)-"l23K (0)-'-12a'l •''22S-"22sH + •"l2a-''?2eH XX (-T22a — •''2 2 sh) [172x 22 (•'’222 -"гген) +

"Ь 2Eg (Q) £X j2 2 Х22дн COS 6 ]. (1 1 ,8 )

X (cos 8 у 1 — Л2 Sin2 8 4Л2 Sin2 8 COS 8

у 1 — Л2 Sin2 8(1,1 0 )

приложение 2. Для определения отклонения напряжения в установившемся режиме генераторов при изменении их нагрузки можно воспользоваться следующими уравнениями, первые два из которых справедливы при реактивной связи между генераторами и шинами неизменного напряжения:

{Eg ,-U A Eg )U (£ ^ ,о) + Д+)77 ^р sin д — -------::------------ sin d j y

M2S л:12 вн

{ / 2 , i^d (0) + сQ = — ------ + -------- Д----------- cos 8 :

®222 4 2 2

{U r (0) + Ш г )COS S p r-

Х\2 вн

Решив уравнение (11,8), после ряда преобразований получим указанное выше выражение (16). Из выражений

•Л cos 23). ( Il. i) и (11,3) следует формула (17) для вычисления характеристики мощности генератора, снабженного статическим регулятором напряжения.

Литература

1. П. С. Ж д а н о в. Компаундированные схемы возбуждения синхронных машин. ВЭП, № 9, 1943.

2. С. А. Л е б е д е в, П. С. Ж д а н о в, Д. А. Г о р о д- с к и й , Р . М. К а н т о р . Устойчивость электрических систем. Госэнергоиздат, 1940.

3. П. С. Ж д а н о в. Устойчивость электрических систем. Госэнергоиздат, 1948.

(11.1) 4. Л. А. Ж у к о в . Некоторые вопросы теории синхронных генераторов с компаундными возбудителями. Автореферат. МЭИ, 1949.

5. О. D а г г i е U S. Long-distace transmission of energy and the artifical stabilisation of alternating current sistem.

Материалы международной конференции по высоко-(11.2) вольтным сетям в Париже, 1946.

[18. 9 19531

+ <? ❖

£ 2+

22 8 А


Об эффективности ионного ударного возбуждения в повышении динамической устойчивости

дальних электропередачКандадат техн. наук, доц. Д. Е . ТР О Ф И М ЕН К О

Уральский политехнический и н с т и т у т им. Кирова

В связи с передачей электроэнергии на большие расстояния возникает ряд сложных проблем, одной из которых является вы бор системы и способа автоматического регулирования возбуждения генераторов.

В настоящей работе излагаются результаты исследования динамической устойчивости при ударном возбуждении, проведенного кафедрой электрических станций, сетей и систем Уральского политехнического института. Цель исследования состояла в том, чтобы установить влияние постоянной времени возбудителя и „потолка" возбуждения на динамическую устойчивость дальней электропередачи в первом цикле качаний. Д ля получения результатов, которые были бы справедливы для всех дальних электропередач, исследовались три передачи с различными характеристиками, приведенными в табл. I .

Приводятся результаты исследования влияния перехода от современного машинного возбуждения к ионному на динамическую устойчивость дальних электропередач. Делается вывод о том, что ионное возбуждение по сравнению с современным машинным возбуждением не дает заметного повышения

динамической устойчивости.

О 0 J 0,2 0,3 0,4ое-с

секО,SO

0,46

0,42

0,38

0,34

0,30

0,26

0,22

0 /8

0 ,14

0,10

0,06О 0,1 0,2 0,3 0,4 сек

Рис. 1. Зависимость времени отключения короткого замыкания от постоянной времени при различных передаваемых

мощностях и различных потолках возбуждения. а — для пгредачи 450 м г в т (Р = 1) на 420 кзи; б — для передачи 950 м гв т (Р = 1) на 1 ООО к м \ 1 — Р = 0,8; Еуе м а к с -= '^de к о м ’ 2 — р .= 0,8, E ,ig м а к с “ номг 3 — Р ~ \ E ^ g л а к е = ном',4 — Р = 1,0, E fig м а к с — пои ', ® Е — 1,175, E ^g м а к с ~ '’^ de ном',

б-р = 1,175, Еае „акс = 2E^ig

Параметры генераторов во- всех трех электропередачах принимались одинаковыми: х = 0,б, х = 0,37, x j= 0 ,1 9 , 7'g.Q = 5,5 сб/с И'механическая постоянная,

инерции /И = 14 сек. Расчеты динамической., устойчивости ’ проводились для случая двухфазного короткого замыкания на землю на одной из- цепей линии электропередачи за линейным выклю чателем со стороны ГЭС, для различных передаваемых мощностей и постоянных времени и для двух значений «потолка» возбуждения (двух- и; четырехкратного).

Вначале вычислялись допустимые продолжительности короткого замыкания исходя из-условий сохранения устойчивости в первом цикле качаний, а затем из построенных по ним графиков. определялись пределы динамической устойчивости. Расчеты проводились методом последовательных интервалов с учетом изменения реакции. статора во времени и действия ударного возбуждения, но без учета насыщения и демпферного- момента. Предполагалось, что ударное возбуждение вводится в работу с помощью реле напряжения, действующего при напряжении, равном 96% нормального, через 0,04 сек, при коэффициенте- возврата, равном единице.

В первые моменты короткого замыкания и после его отключения, а также при резких .изменениях угла 8 интервалы времени принимались равными 0,02...0,04 сек, а при плавных изменениях: угла 8 — 0,08 сек и в редких случаях — 0,16 сек.

Результаты расчетов приведены частично в виде графиков на рис. 1. По графикам таких зависимостей находились пределы динамической устойчивости для всех рассмотренных электропередач. Найденные, таким образом, пределы динамической устойчивости для электропередач на 420' и 1 ООО км приведены в виде графиков на рис. 2.

Результаты расчетов показывают, что уменьшение постоянной времени на 0 , 1 сек позволяет допустить увеличение продолжительности короткого замыкания примерно на 3,5...5,0% при-

1 Расчеты были проведены научными работниками кафедры электрических станций, сетей и систем И; А. Кри- ченовой, Н. В . Головачевым и студентами В. М. Некрасовым и А. И . Корепановым.


№ 1 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О 13

Таблица 1

Дальность электропередачи

350 км 420 км I ООО км

Нормально передаваемая мощность, мгвтНапряжение электропередачи, к е .................Число параллельных ц е п е й ..............................Число переключательных пунктов.................Расстояние между гэс и переключательным

пунктом Ш I, км . ..............................Расстояние между переключательными пунк

тами № 1 и 2, к м ......................................Расстояние между переключательным пунктом

№ 2 и приемной подстанцией, км . . . . -Кратность расщепления проводов и марка про

вода линии ............................................................Расстояние между расщепленными проводами

м . . . ...................................................Расположение фаз л и н и и ..................................Расстояние между фазами линии, м . . . . Активное сопротивление линии, ом/км . . Реактивное сопротивление линии, ом/км .

Емкостная проводимость линии,—— — . .С/ЛС * к Ль■Степень продольной компенсации индуктив

кого сопротивления линии, % . . . • . . Реактивные поперечные катушки, включенные

на переключательных пунктах № 1 . . .№ 2 . . .

Принимаемое постоянным напряжение на ши нах приемной подстанции, кв . - . . . .

Суммарная мощность реактивных катушек, установленных на генераторном напряженииГЭС, мгеа, ...........................................................

Мощность трансформаторов гэс, мгеа . . . Коэффициент 'трансформации трансформаторщ

ГЭС............................................................................

Напряжение короткого замыкания трансферматоров, % ■ . . . . • ......................................

Намагничивающий ток трансформаторов, »/номинального .......................................................

Потери в меди трансформаторов, %номинальной м о щ ности...................................................

Количество и номинальная мощность генератора ГЭС ................................................................

Номинальный cos <f генераторов.....................

350220

3

1ХАСУ-400

Горизонтальное7,00,080.409

2,79-10-6

230

702 .120+-Ы 80

242+ 2-2 ,5%10,5

12

4

1

7X500,95

450220

2

2

140

140

140

2ХАСУ-300

0,5Горизонтальное

7.00,0550,298

3,7-10-6

230

833.180

242+2-2 ,5%10,5

13

4

1

9X500,94

950400

2

2

300

400

300

ЗХАСУ-400

0,5Горизонтальное

12,00,0260,287

3,81-10-6

40

105.2105.2

399*

3205-222

400+2-2 ,5%13,8

13

4

1

10X1000,93

* На стороне 220 кв.

четырехкратном и на 2,0 . . . 3,0% при двукратном «потолке» возбуждения. В секундах это увеличение продолжительности короткого замыкания в среднем характеризуется следующими величинами: для четырехкратного «потолка» возбуждения — 0 , 0 1 2 . . . 0 , 0 2 сек, а для двукратного-— 0,006 . . . 0,008 сек.

Более точные значения величин, характеризующих увеличение допустимой продолжительности короткого замыкания за счет уменьщения постоянной времени, даны в табл. 2. В этой таблице уменьщение постоянной времени на 0,15 сек соответствует уменьшению ее с 0,5 до 0,35 сек, а уменьшение на 0,35 и 0,5 сек —■ переходу с машинного возбуждения, имеющего постоянную времени, равную 0,35 или 0,5 сек, на ионное возбуждение с постоянной времени, равной О сек.

Из данных, приведенных в табл. 2, следует; что практически заметное увеличение продолжительности короткого замыкания может быть достигнуто при уменьшении постоянной времени возбуждения на 0,35...0,5 сек. Переход же от ма-

Таблица 2Увеличение допустимой продолжительности короткого

замыкания в процентах от меньшей ее величины

И 3(1) .m я

§ё.i sS о

Передаваемаямощность

При двукратном „потолке" возбуждения

При четырехкратном „потолке" возбужде

ния

м гв тдоли

от нормальной

При уменьшении постоянной времени Тд на

кS1Л

о"йО

к5ОЮО

аSЮ

О

аSЮСОо

а8go'

350 280 0 ,8 2,5 6,0 9,0 5,0 11,5 17,0350 1,0 4,0 9.0 12,5 7,5 17,5 25,0

420 360 0 ,8 2,7 6,1 9,0 5,9 12,8 18,5450 1,0 4,8 9,6 14,2 7,0 14,7 22 ,0

1 ООО 760 0,8 4,2 8,9 13,4 5,4 16,4 23,7950 1,0 5,75 12,2 17,9 7,1 17,1 25,3

шинного возбуждения с постоянной времени, равной 0 , 1 сек, на ионное возбуждение, постоянная времени которого практически составляет 0,03 сек, дает ничтожно малое увеличение допустимой длительности короткого замыкания. Д л я электропе-


14 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О № Г

Таблица 3-‘

Увеличение предела динамической устойчивости в процентах от меньшей его величины

0,2 0,3 0,4сек

Рис. 2. Зависимость предела передаваемой мощности от постоянной времени Tg при различных значениях времени

отключения короткого замыкания. а — для электропередачи на 420 км:

' макс — ^^de НОМ’ ^ о тк = 0,25 сек;

^ ^de макс = НОМ’ ^ о тк = 0,25 сек;

~ ^de макс “ ^^de НОМ’ ^ о т к = 0,30 сек;

^ ^de макс “ '^^de НОМ’ ^ о тк = 0,30 сек;

® ~ Rde макс = 'А / й НОМ’ ^ о тк = 0,35 сек;

® “ ^de макс ~ ном> ^ о т к = 0,35 сек;

^de макс “ '-^ й !й НОМ’ ^ о т к = 0,40 сек;

* “ Rde макс “ ^^de НОМ’ ^ о тк = 0,40 сек;б — для электропередачи на 1 ООО км :

' ~ C(ig макс “ "^ а 'й НОМ’ ^ о тк = 0,10 сек;

^ ~ ^ d e макс = ^^de НОМ’ ^ о т к = 0,10 сек;

® ~ Г de макс “ '-^ Й й НОМ’ ^ о тк = 0,15 сек;

' ^de макс “ ^^de НОМ’ ^ о тк == 0,15 сек;

~ ^de макс = '^ ^ й НОМ’ ^ о тк = 0,20 сек;

® — ^de макс “ ^^de НОМ’ ^ о тк = 0,20 сек;

Ede макс “ ' - ^ i /й НОМ’ * о т к =■ 0,25 сек;

® ~ ^de макс “ ■ ^^de НОМ’ ^ о тк = 0,25 сек.

6о.н£о 3

ii|зS О,

2 М£ а£ 1 g о

I g " .£§■§Ш и в

При дзукратном „потолке” возбуждения

При четырехкратном ^потолке" возбужде

ния

При уменьшении постоянной времени Tg на

к8 ,1Л

О

м8ЮСОО

к

ЮО

у

8ЮО

к81ЛСОо

а

ЮО

0 , 2 5 1 , 2 4 , 3 0 5 , 5 6 3 , 4 1 0 , 2 1 4 ,135 0 . 0 , 3 0 1 , 3 4 , 2 5 4 , 7 3 4 , 0 1 1 0 ,1 1 4 , 5

0 , 4 0 0 , 9 8 4 , 3 7 5 , 4 2 5 , 0 6 1 0 ,1 1 5 , 7 ^

f 0 , 2 5 2 , 2 0 4 . 9 0 7 , 2 2 4 , 2 2 9 , 0 2 1 3 . 5 S4 2 0 ■ 0 , 3 0 1 , 3 0 4 , 2 7 5 , 6 2 3 , 3 5 7 , 6 0 1 1 , 2 01 0 , 4 0 1 , 4 8 3 , 6 5 5 , 1 2 2 , 5 8 7 , 6 7 10,15*

0 , 1 0 1 , 8 0 2 , 6 4 4 , 4 7 1 , 6 5 5 , 3 0 7 , 0 6

1 А П А < 0 , 1 5 1 , 6 2 3 , 2 8 4 , 6 7 1 , 9 7 5 , 2 6 7 , 3 11 и и и \

1 0 , 2 0 1 , 7 3 2 , 7 9 4 , 5 7 1 , 4 2 5 , 1 7 6 , 6 711 0 , 2 5 1 , 7 3 3 , 7 2 5 , 5 1 2 , 5 3 4 , 1 3 6 , 7 S

редачи на 1 ООО км это увеличение составит всего 0 , 0 1 2 сек при четырехкратном «потолке» возбуждения и 0,007 сек при двукратном «потолке» возбуждения.

При двукратном „потолке" возбуждения и времени отключения / ^ = 0 ,2 . . . 0,25 сек уменьшение постоянной времени на 0 , 1 сек увеличивает предел динамической устойчивости на 1 . . . 1 , 4 % , при времени же отключения / ^ = 0 , 1 сек примерно на 0 ,9% . При четырехкратном „потолке" возбуждения и времени отключения t = 0 ,2 5 сек

такое уменьшение + увеличивает предел динамической устойчивости на 2 , 5 . . . 2 ,7% (в электропередачах на 350 и 420 км) и при времени отключения / ^ = 0 , 1 сек— на 1 , 1 % (в электропередаче на 1 ООО км).

Данные, характеризующие увеличение предела динамической устойчивости при уменьшении постоянной времени + , связанной с переходом о т Г^ = 0,5 к 7 = 0,35 сек и о т Г ^ = 0 ,5 или 0,35 сек к 7 = 0, приведены в табл. 3. И з этих данных видно, что переход от машинного возбуждения с 7 = 0,35 сек к возбуждению с 7 ^ = 0 дает увеличение предела динамической устойчивости прп двукратном „потолке" и времени отключения /оие, — 0,25 сек на 4 . . .5 % (электропередача на 350 и 420 км), а при / ^ = 0 ,1 — на 2 ,6% . П р » четырехкратном потолке возбуждения предел динамической устойчивости соответственно повышается на 7,5 . . . 1 0 % и на 5 ,3% . Переход от машинного возбуждения с 7 ^ = 0 , 1 сек к ионному возбуждению с 7 = 0,03 сек дает по‘ вышение предела динамической устойчивости при четырехкратном потолке и / ^ = 0 , 1 сек на 1 . . . 1 ,2 % , а при / „ = 0,25 се/с на 1 , 5 . . . 2 ,0 % .

Таким образом, ионное ударное возбуждение по сравнению с современной машинной системой, возбуждения, имеющей 7 = 0 , 1 сек, практическа не дает заметного повышения динамической устойчивости (в первом цикле качаний).

[I8.8.1953J,


Расчет заземлений в неоднородных грунтахДоктор техн. наук, проф. В. В . БУ РГС Д О РФ

Москва

Принятая в настоящее время методика расчета заземлений основывается на формулах, вы веденных в предположении однородного строения грунтов. Между тем известно, что вследствие наличия грунтовых вод, промерзания почв зимой ивысыхания их летом грунты обладают хорошо вы раженной слоистой структурой, а электрические сопротивления отдельных слоев резко различны. Это подтверждается многочисленными исследованиями. Значение этого факта для работы заземлений очевидно и ряд авторов обращал на это внимание.

Измерения, проделанные А. П . Беляковым [Л. 1] при изучении на моделях и частично в натуре коэффициентов взаимоэкранирования, показали существенное влияние неоднородности грунтов на величину последних.

Попытка учесть слоистость грунтов и сезонные колебания проводимости почвы путем введения различных коэффициентов для трубчатых (глубо- козаложенных) и протяженных (заложенных на небольшой глубине) заземлителей к желательным результатам, как известно, ые привела, и избежать существенных расхождений между проектными предположениями и действительными сопротивлениями выполненных конструкций заземлений не удалось. Это свидетельствует о серьезных недостатках существующей методики расчета и о большом значении правильного учета неоднородности грунтов для теории и практики устройства заземлений.

Анализ электрического поля заземлителя требует решения весьма общей задачи, которая состоит в определении распределения потенциала в любом слое при любом положении источника, поскольку, например, трубчатый электрод может находиться в нескольких слоях с различными удельными сопротивлениями. Полное решение этой задачи для заряженной точки приведено в приложении. Полученные уравнения имеют довольно сложную структуру; их практическое применение затрудняется необходимостью использования рядов. Существенное упрощение может быть достигнуто в случае двухслойного грунта.

Рассмотрено влияние неоднородного, слоистого грунта на электрическое поле и сопротивление растекания для основных применяемых на практике заземлителей. Даны расчетные формулы для наиболее распространенного двухслойного грунта и заземлителей в виде труб и полос. Разработана методика расчета заземлений и построены вспомогательные графики. Установлено, что правильный учет строения почвы позволяет сконструировать более легкие

и экономичные заземлители.

Н О Й почвенно-грунтовой системе. Вывод этот, как известно, совпадает с многочисленными измерениями при электроразведке и подтверждается даже в сложных геологических условиях горных стран. Между тем именно верхние слои почвы опреде

ляю т сопротивление заземлителей.Вместе с этим резкое изменение проводимости,

грунтов при небольщом повышении их влажности и малое влияние на удельное сопротивление- дальнейшего увеличения влажности [Л. 2] позволяю т считать, что границы между слоями выражены достаточно четко.

Д ля двухслойной почвенно-грунтовой системы- в уравнениях ( 9 ,1 ) . . . (14,1) (см. приложение) следует положить толщину слоя h \ = h , коэффициенты неоднородности 2 з= 0 и ку2 =

Значения р, и pj характеризуют удельное сопротивление соответственно верхнего и нижнего слоев. Тогда при токе источника г для потенциала в верхнем слое получим следующее выражение (в цилиндрической системе координат);

тАт. Д ( Х г )

ke"l — ke

■2\h

—21h X

X ( Н - - f ] d l f1 1 , 1

Yr^-Vy-i |/r2+(p+2r,)2

k e -2lhРазложив дробь - — j^g-2\h' ® ” перенеся

начало координат на поверхность^ земли, после. интегрирования найдем:

ipi / 1 , 1П „ =

г _ х ________________ I . . . ^ ,Z J L / r 2 + ( i / — 2 л / г — т,)2 ‘ / г 2 + (г/— 2л/г + Т])2 I«=-1

k' k"/ г 2 + (г/+ 2 л Л + -())2

• (2 )Y f ^ + h - t ‘4rih - -г) )2

представляющего наибольший практический ин- Аналогично из уравнений (10,1), (12,1) и (14,1) терес. получим:

Как показал анализ академика Н. А. Димо, расположение высохшего или промерзшего грунтаотносительно влагонасыщенного (с учетом возможных сочетаний Мелкозернистых почв, скальных и каменистых пород, а также уровня грунтовых вод) приводит обычно к типичной двухслой-

_ Y r2 -t (y -2 n h -r i)2

k" (3)


16 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О Alb 1

Л = 0. V г 2 Ц- ( y Y ‘2 n h — -Г))2

к"/г2^(г/ц-2пЛ + г,)+ipl 1 + ft 1

+(1-«Б

4" 1Ь ...... L

/ г2 + ((/-2 Л + т])2 п=е л

к"

п=0 г‘ +(у — 2nh + т|)2 .(5)

Имея в виду, чтол=оо п=со

^ k ’' f { n - m ) = k’- k'^f(n),л = 0 h = — m

уравнение (5) можно переписать:ip i \ k { 1

7/22 = 4 я \ — к V г2 t {ул=оо

+ S[ + 2пЛ-

к"

■1)Е

( 4)

f>%ТХ7'>7'т> '

Гг

777Г7777?,

Г

Г г !

h

Уа) h %

Рис. 1.

, , (6 )r r - i - l y + 2 (n -2 }h + -,)]2 ‘

где 77)1 и U j2 — потенциалы в верхнем слое при наличии источника тока соответственно в верхнем и нижнем слоях;

7 / 2 1 и 7 / 2 2 — потенциалы в нижнем слое при наличии источника тока соответственно в верхнем и нижнем слоях;

'(] — координата источника тока.Уравнения (1), (6) могут быть использованы

для любых расчетов двухслойных почвенно-грунтовых систем при наличии точечного источника в любом из них.

1. Метод расчета полей заземлителей в неоднородных грунтах. Метод расчета поля цилиндрического заземлителя в однородном грунте, содержащийся в известных работах Оллендорфа и Лихтенштейна, базировался на замене действительного электрода близким по форме эллипсоидом вращения, который очерчивался по эквипотенциальной поверхности. Такой подход допустим при условии, если с самого начала можно задаться уравнением эквипотенциальной поверхности интересующей области. При неоднородном строении почвы необходимо удовлетворить граничные условия и потому невозможно заранее задаться уравнениями эквипотенциальных поверхностей.

Воспользуемся поэтому несколько иным приемом, а именно: будем интегрировать поле точечных источников тока, располагающихся по определенному закону. Расположение источников должно быть выбрано таким образом, чтобы обеспечивалось хорощее совпадение одной из образованных ими эквипотенциальных поверхностей с контуром действительного электрода.

а) Т р у б ч а т ы е з а з е м л и т е л и . Возможные положения трубчатого электрода в грунте представлены на рис. 1. Как показал анализ, при расположении электрода в пределах одного грунта (рис. 1,а и б) поле трубы с достаточной точностью можно заменить полем равномерно заряженной линии, совпадающей с осью трубы. При этом ток точечного источника

i = !~ d r i= J d r ; , (7)

где 7— ток, стекающий с заземлителя;I — длина заряженной линии;

dv)—-элемент длины;/ — величина тока, приходящаяся на единицу

длины.Подставляя значение I из выражения (7)

в уравнение (2) и интегрируя последнее в пределах от / до / -f- находим потенциал верхнего слоя (рис. 1,а). Аналогично, но с помощью уравнения (6), находим потенциал нижнего слоя (рис. 1,6).

Длину эквивалентной поверхности следует принять равной длине действительной трубы, а их диаметры совпадающими посередине (т. е. г = Го при у = / + 0,5 I) .

Разделив полученное значение потенциала на ток, стекающий с заземлителя, найдем переходное сопротивление последнего, которое соответственно для случаев а я б положения трубчатого заземлителя (рис. 1) будет выражено следующим образом:

Pi

П = 00 ( 1к" In .+ S

4тс/

с \2

и

п=\

О __ р2Иб--- In

ь

а \■ + п )1 а ''1 — п

/2 а

+

1 + -(8 )

+

■ Sп=\

где а ■■ 0 ,75/ 4- 1

h

0 ,25 / t

(9)

А И С =0 ,25/



В случае трубы, доходящей до уровня земли, диаметр эквивалентной поверхности у выхода из земли можно приравнять диаметру трубы {г = Го при г/ = 0), что приводит к более простым соотношениям без ущерба для точности расчета. В этом случае сопротивление растекания

Pi2t.I In

V

I LA

H ---- uw

n=\k " In

I — -2c ( 10)n /

Значительно сложнее, решается вопрос в случаях, когда труба проходит сквозь поверхность раздела грунтов (рис. 1,6 и г ) . Попытки сохранить в этих случаях равномерную плотность тока вдоль заряженной линии приводят к неудовлетворительным результатам, так как эквипотенциальные поверхности будут существенно отличаться от цилиндрических. Однако удовлетвори-

>^ельное решение может быть получено, если подложить, что распределение тока вдоль заряжен- ") ной линии обратно пропорционально удельным ^сопротивлениям слоев, т. е.

D hj-2

_L^h 1 — k

[)B этом случае

5“ / У, ( b - t ) -1 -у2(/_Л -| +).

Решая уравнения (11) и (12), находим:

/

h — t2k— j - - V \ - k

I

I■ S2 -r

( 11)

( 12)

(13)

(14)

Re = M l4т:/ In P- a

+ J ] + inn=\

+ •с

1 + -

+ n 1 +

2 Электричество, № 1.

Рис. 2.

R . - ^

при 0,5 I и

АтЛ

’ + м ) ( ' + Тг

П - 4 4 - +

S * " ' "Ч

I + -С - 1\п

л = 1а — 2

п п 1 +(16)

при 0,5Д ля трубы, доходящей до поверхности земли

(/ = 0 ) , полагая г = г при у — О, получим:/ 2с/ /г=оо 1

R = 42izl In _2yГо in — 5А1ГГ

М 1 + - —• ( 17)

При исследовании поля трубы, проходящей через поверхность раздела (рис. 1,в и г ) , для определения■потенциала в верхнем слое следует воспользоваться уравнениями (2) и (3), подставляя в первое из них вместо тока точечного источника величину У+ц, а во второе— j dr и интегрируя их соответственно в пределах о т / до Z и от Л до / + /.

Д ля нахождения потенциала в нижнем грунте следует аналогичным образом применить уравнения (4) и (5).

Совмещая эквивалентные поверхности с трубой посередине {г= = г^ п р н _у = / + 0,5/), получим сопротивление растекания:

\ - n-Ti /

При выводе- всех этих уравнений учтено, что Гд -Т I .

Д ля оценки степени приближения полученных эквивалентных поверхностей к эллипсоиду вращения и цилиндру на рис. 2 представлены кривые

'Т-ТТТТТТТТТТТи

U i

^77777777777/ / 777777777777^

IV

у

1?

(15)а)

V777.

IV

LS

Г,

Т

V777.

й 1б)Рис. 3.


Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О h%

'T7777777777777777T7777777777Z-

7 "a)

:zf .

6)

Рис. 4.

ние упрощается. Выражение для результирующего сопротивления будет иметь следующий вид:

при расположении полосового заземлителя в верхнем слое грунта

л=оо

R =

для трубы, выходящей на поверхность земли, а на рис. 3 — забитой на глубину t. Принятые нами эквивалентные поверхности показаны сплошной линией, пунктиром обозначен контур трубы, точками — эллипсоид вращения, которым обычно пользуются для расчетов в однородных грунтах. Построение произведено при весьма резкой неоднородности в проводимости верхнего и нижнего слоев грунта.

Сравнение кривых показывает очень хорощее совпадение их друг с другом, в особенности если принять во внимание, что для рис. 2 и 3 горизонтальный масштаб в зя т в 5 раз крупнее вертикального. Таким образом, принятые выше допущения можно считать в достаточной мере оправданными ’.

б) П о л е г о р и з о н т а л ь н о г о в ы т я н у т о г о з а з е м л и т е л я . Схематическое расположение электродов в слоистом грунте представлено на рис. 4. Д ля расчета поля такого заземлителя рассмотрим поле заряженной линии, совпадающей с осью действительного заземлителя и одинаковой с ним длины. Плотность тока принимаем равномерной.

' Анализ поля следует произвести для двух случаев расположения заземлителя: в верхнем слое грунта и в нижнем. В первом случае воспользуемся уравнением (2), а во втором — уравнением (6). При расположении заземлителя на поверхности раздела слоев результаты расчетов по обеим формулам должны совпасть.

Потенциал поля в верхнем и нижнем слоях находится с помощью уравнений (2) и (6). Д ля

, этого полагаем -ц = / , г® = х® + z® и интегрируем уравнения (2) и (6) в пределах от — 0,5 I до + 0 ,5 /. Начало координат целесообразно перенести в середину заряженной линии и совместить с нею ось X.

Д ля определения сопротивления растеканию заменяем заряженную линию эквивалентной поверхностью с радиусом Го в начале координат ®. Форма эквивалентной поверхности близка к эллипсоиду вращения с полуосями /Д и Го. В случае полосового заземлителя Го очень мало и уравне-

H l2 л /

-|- arsh

Л=1

Л + t!h - - f arsh n — tjh ( 18)

при расположении нижнем слое грунта

полосового заземлителя в

Р22тЛ Ш

/22го/

г (arsh •arsh/ J

(19) n - f- t jh л + t/d — 2Л=1

в) П о л е г о р и з о н т а л ь н о г о к о л ь ц е в о г о з а з е м л и т е л я (рис. 5 ) . Поле этого заземлителя целесообразно рассматривать, как поле заряженной окружности и вести его анализ в цилиндрической системе координат. Ввиду симметрии плотность тока, стекающего с кольца, можно принять неизменной. Положим:

i = jW , (20)

/ = ^ 7 ’ (21)

где I — полный ток, протекающий через заземли- гель.

Картину поля можем получить аналогично предыдущему, пользуясь уравнением (2) или (6) в зависимости от того, в верхнем или нижнемслое расположено кольцо. При этом уравнения(2) и (6) интегрируются в пределах от О до 2 гг. В результате задача приводится к полным эллиптическим интегралам первого рода

Q'

Заменяя в полученных таким путем формулах радиус кольца его периметром, получим сопротивление кольца с эквивалентным радиусом проволоки Го!

при расположении заземлителя в верхнем слое

Следует иметь в виду, что путем специального подбора распределения плотности тока вдоль заряженной линии возможно получить точное совпадение эквипотенциальной поверхности с цилиндром. Как показал Халлен [Л. 4], в случае однородного грунта его сопротивление оказывается примерно на 5% меньше, чем у эллипсоида вращения. В действительности, разница получается еще меньше, так как трубу при забивке заостряют. В силу этих причин замену трубы эквипотенциальной поверхностью типа эллипсоида вращения нужно признать вполне допустимой.

2 Для полосы шириной 6q эквивалентный радиус принимается равным 60/4.


А'ь Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О 19

R = Pi2п/ + b 2 K 2 + W

п = \

(22)при расположении заземлителя в нижнем слое

л = »Н 'R = 2-Kl

= I• (23)

Значения выражаются следующимобразом:

|/ Tl2 «2

1 + 1 /+

t 2 —

■ / C2

^4 =, TC2 ( л + //A - 2 ) 2

К ‘ + " 4 c'2

Так как интегралы зависят от k , которые в свою очередь определяются величинами с, t/h и п, то произведения можно представить,как некоторую функцию < {с, tjh, п).

Практические методы расчета заземлителей с учетом неоднородности грунтов. Изложенная выше методика позволила получить нужные расчетные выражения сопротивлений для всех основных конструкций заземлителей, применяемых на практике, с учетом неоднородности грунтов. Эти выражения имеют типичную структуру. И х первый член представляет собой сопротивление электрода данной формы в однородном грунте, проводимость которого равна проводимости грунта, в котором электрод фактически таходится Вто рой член учитывает влияние неоднородности, которая сказывается тем больше, чем больше абсолютная величина коэффициента неоднородности к. Важно отметить, чтО’ влияние это проявляется различно при трубчатых и полосовых за- землителях, оно зависит также от геометрических размеров заземлителя и его положения по отношению к поверхности раздела. Поэтому правильный выбор конструкции заземлителя, учитывающей особенности слоистой почвенно-грунтовой системы, приобретает большое значение.

Наличие в полученных формулах рядов, применение которых неизбежно в силу самой сущности разбираемого вопроса, затрудняет практическое использование формул. Поскольку во всех рассмотренных случаях ряды являю тся сходящимися (к<{\) и задача, следовательно, может быть решена с любой степенью точности, мы, говоря о затруднениях, имеем в виду лишь сравнительно кропотливую вычислительную работу. Д ля инженерного применения полученных формул необхо

димо разработать такие методы, при которых числовые выкладки не требовали бы большой затраты времени.

Нам представляется наиболее целесообразным сохранить существующую методику расчета заземлителей и все применяемые для однородных грунтов формулы при условии введения в расчет надлежащим образом подобранного сопротивления грунта. Это сопротивление должно характеризовать действительное влияние условий залегания пород при данном взаимном положении электрода и слоев различной проводимости. В дальнейшем мы будем именовать его действующим удельным сопротивлением; им будет обладать такой однородный грунт, переходное сопротивление в котором при данных геометрических размерах электродов будет равняться сопротивлению растекания аналогичного заземлителя в реально-неоднородном грунте.

Таким образом, действующее удельное сопротивление рд можно определить, приравнивая вы ражение для сопротивления заземлителя в однородной среде с удельным сопротивлением рд к выражению сопротивления, полученному с помощью выведенных выше уравнений для фактически неоднородного грунта.

Введение понятия действующего удельного сопротивления само по себе не освобождает от сложных численных подсчетов, поскольку ряды переходят из формул для сопротивлений заземлителей в выражения для действующих значений проводимости почвы. Но оно дает ряд преимуществ.

Понятие действующего удельного сопротивления делает суждение о влиянии неоднородностей на сопротивление заземлителя весьма наглядным. Сравнивая между собой действующие удельные сопротивления для электродов различных форм и размеров, можно судить о целесообразности последних для данных условий залегания грунтов.

Выражая действующие удельные сопротивления грунтов в относительных величинах, можно получить универсальные зависимости между геометрическими размерами заземлителя, глубиной его заложения и толщиной верхнего слоя грунта при данном соотношении между проводимостями слоев. Такие зависимости приобретают весьма общее значение и могут быть применены для решения большинства практических задач без дополнительных подсчетов сумм различных рядов.

Исходя из определения действующего удельного сопротивления, его относительное значение для всех типов заземлителей можно выразить следующим образом:

И .Pi

= т

П —

^ А" f, (а, Ь, с, tjh, п)

н-f2

(24)

3 Если электрод проходит через поверхность раздела сред, как это имеет место в случае трубы, проводимость соответствует некоторой средней величине между проводимостями слоев и зависит от степени проникновения трубы в каждый из грунтов.2*

где р, — фактическое удельное сопротивление верхнего слоя грунта.

Числитель дроби, входящей в выражение (24), представляет собой второй член полученных вы


20 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О №

ше уравнений для сопротивлений различных типов заземлителей, учитывающий влияние неоднородности, а знаменатель— первый член этих уравнений.

При расположении заземлителей в верхнем слое грунта т — \, при расположении в нижнем

\ 4- kслое при прохождении заземлителя

(трубы) через поверхность, разделяющую слои грунта т = Si.

Рассмотрение полученных нами формул для сопротивлений заземлителей позволяет заключить, что практическая задача расчета сводится к определению трех типичных сумм рядов: для трубчатых, для протяженных и для кольцевых заземлителей. Две последние суммы выражаются через одни и те же расчетные параметры с той лишь разницей, что в сумму для протяженных заземлителей эти параметры входят через arsh, а для кольцевых — через упомянутую ранее функцию (р.

Однако путем сравнения нетрудно убедиться, что при одних и тех же значениях аргумента

функции arsh и 'р (yRZR jfg j очень мало от

личаются друг от д р у г а Э т о й разницей вполне допустимо пренебречь, тем более, что результирующая погрешность в величине действующего удельного сопротивления, определенного по уравнению (24), оказывается еще меньше, поскольку для кольцевых заземлителей некоторое увеличение числителя в слагаемом, учитывающем неоднородность грунта, компенсируется увеличением знаменателя.

Малая разница между значениями сопротивлений для протяженного и кольцевого заземлителей объясняется сравительно небольшим влиянием элементов кольца друг на друга. Поэтому по формулам для протяженных и кольцевых заземлителей можно определять действующее удельное сопротивление для ряда других конструкций заземлителей, взаимоэкранирующее действие которых сравнительно невелико. К ним относятся, в частности, прямоугольные заземлите- ли с отношением сторон не меньше 1 : 2 .. .2 : 3, за- землители в виде трех и четырех лучевых звезд, заземлители, выполняемые из полос, уложенных в виде буквы Н , и т. п. Под I следует при этом понимать суммарную длину всех полос, заложенных в грунт.

Поскольку имеются таблицы гиперболических функций, вычисленных с большим числом знаков,

' При малых с они совпадают;

с сarsh

с \n ± t l h j ~ Цг1 ± tjh ) ' 2 — п ± tth ■

При больших же значениях аргумента величины ? ( n -Ptjh^

оказываются на б . . .7 % больше.

n±_tjh n ± t l h ’

2с 1

При расчетах целесообразно исходить из полученных выше формул для протяженных заземлителей.

Из рассмотрения выражений для сопротивлений видно, что необходимые значения сум.м рядов могут быть вычислены раз и навсегда для определенных величин коэффициентов неоднородности k и характерных соотношений ///г и //й. Воспользовавшись этими значениями, дальнейшие расчеты можно сделать довольно быстро.

Применительно к заземлителям задача может быть решена еще проще и нагляднее путем построения расчетных графиков для Такое

упрощение вполне оправдано, так как на практике с целью типизации применяемых конструкций заземлителей их разбивают на отдельные группы, предназначенные для укладки в грунтах определенной проводимости, причем к одной и той же группе приходится относить заземлители, укладываемые на участках линий, удельное сопротивление которых отличается иа 20% и более. Д ля под- станционных заземляющих устройств расхождение порядка 1 0 ... 15% также ие может иметь существенного значения.

При пользовании графиками P i = {k,

следует иметь в виду, что при их построении приходится ориентироваться на некоторые средние соотношения между размерами заземлителей и глубиной их забивки. На практике эти соотношения могут отклоняться от принятых расчетных значений, поэтому следует оценить получающуюся при этом погрешность. Рассмотрим прежде всего трубчатые электроды.

Д ля устройства трубчатых заземлителей обычно применяются трубы длиной 1,25 . . . 3 м и диаметром 25—50 ^м. Таким образом, крайние значения отношения длины трубы к ее диаметру составляют:

ДО''01 г 02

среднее значение для

1п

^ = 2 4 0 .

I''о

Iимеет место при -^=5; 100, что соответствует

двухдюймовой трубе длиной 2,5 ж. Получающаяся при переходе к среднему значению погрешность

1пк

'О.гдаже при крайних значениях отношения не превышает 10...15%.

Очевидно, такая же ошибка будет и в величине слагаемого, учитывающего влияние неоднородности в уравнении (24). Исследование показало, что эта величина относительно невелика и во всяком случае значительно меньше единицы. Обычно она составляет 0,2...0,3 для труб, выходящих на поверхность земли, а при их забивке ни



же поверхности грунта даже при крайнем значении отношения 1 0 0 не превышает этих ве

личин.Таким образом, допуская при вычислении по

правочного члена на неоднородность максимальную погрешность в 1 0 . . . 15%, получим результирующую ошибку порядка 5 % при самых неблагоприятных условиях. Само собой разумеется, что подобные погрешности вполне допустимы при определении действующего значения удельного сопротивления.

Следовательно, для всех трубчатых заземлителей. можно дать значения относительного действующего сопротивления ру в зависимости от

и у в виде графиков или таблиц. Графики

для -у = О, 0,2 и 0,4 представлены на рис. 6 .

Промежуточные величины могут быть легко найдены путем интерполяции. Построение графиков произведено в логарифмическом масштабе, что позволяет использовать их для широкого диапазона проводимостей грунтов.

Как видно, действующие значения удельных сопротивлений изменяются в весьма широких пределах и зависят не только от соотношений междупроводимостями слоев, но и от величин J и .

Д ля выполнения протяженных и кольцевых заземлителей применяют почти исключительно полосовое железо шириной 4 см, реже шириной 2 см и еще реже стальные тросы диаметром 1 . . .1 ,5 см. Последние нашли распространение главным образом в Америке и отчасти в Англии. Так как эквивалентный радиус полосы равен ’ / 4

ее ширины, то Kq будет находиться в пределах 0 , 5 . . . ! см. Полная длина полосы может изменяться в очень широких пределах и, следовательно, ориентироваться на некоторые средние

соотношения — нельзя. Если же значения ру опре-

I tделять в , зависимости от у и у при данном

коэффициенте неоднородности, то задачу можно успешно решить для протяженных и кольцевых заземлителей.

Действительно, при заданных ^ и -4 отноше

ние — будет вполне определенным. Обозначая его

через V, значение ш — можно представить в ви-

де In — V®. Так как значения t я Гп изменяются Го

в небольших пределах и входят под знак логарифма, их можно заменить некоторыми средними величинами. Даже при существенном отклонении от этих средних величин результирующая погрешность не должна превышать 5 . . . 7 % .

В соответствии с изложенными соображениями построены графики для определения величины ру, представленные на рис. 7 и 8 . Отношение

0,020,018

U.UIU' ---- '— — ----- '--- '— '— ' '— ‘02503 О,i 05 OJS 050,8031,0 i i 0 2 4 5 6 7 89Ю

(Г °4=0,2........... 'L г,

-------- 'Ч

Рис. 6 . Графики значений действующего удельного сопротивления грунта для трубчатых заземлителей.

’ " Г - “ таг ’ * = ода; = 4 ' * = 8 1 8 ; , й = 6Ра 100 р2 10 рз 10

4 — = Е й = 667; 5 - „ i - , й = 500; 5— ?!_ = Д ,-й =. 0,333Р2 5 Р2 3 р2 2 ' ’7 — ^ ' - ^ l . f t - O ; 8 - ^ = 2 , * = - 0,333; 9 — Д = 3, ft = — 500 Р2 Рг Р2W — Е- = 5, ft = — 0,667; 11 — — = 10, к = — 0,818; 12— А- =; шо, ft= Р2 Р2 Р2

- 0,980.

~ принято равным 50, что отвечает глубине зало

жения полосы 0,5 м я эквивалентному радиусу 1 см.

Как видно из рис. 7 и 8 , действующее удельное сопротивление для полосовых (горизонтальных) заземлителей также меняется в очень широких пределах. Правильный выбор глубины зало- л^ения имеет здесь особенно большое значение и позволяет значительно сократить расходы на устройство заземлителей и затраты металла.

Пользуясь графиками рис. 6 , 7 и 8 и зная сопротивление верхнего слоя и его толщину, а так-



• 1,1; 4- :1 ;5-^=0,8;

6----^ = 0,4; 7- -Lh h ■■ 0.2; 8 - - L > 1,5; 9 - 4 > Ы : ~ 4~ < М ;

Л - 4 • 0,05.

Ленинграде. Опыты, в результате которых они получены, произведены с ограниченным количеством заземлителей {Л. 1 и 2]. По другим районам Советского Союза нужных данных не имеется.

Внедрение в практику проектирования методов расчета, основывающихся на учете действительного неоднородного строения почвенно-грунтовой системы, несомненно, позволит вести проектирование заземлений более точно и избежать тех существенных расхождений, которые имеют место в настоящее время при сопоставлении расчетных значений сопротивлений заземлителей с замеренными значениями. В то же время с помощью графиков, представленных на рис. 6 , 7 и 8 , подсчет действующего удельного сопротивления грунтов может быть произведен с небольшой затратой времени. Наконец, внедрение в практику предлагаемых методов проектирования заземлений позволяет использовать при измерениях удельных сопротивлений грунтов способы, применяемые при электроразведке и не требующие забивки опытных электродов, как это делается в настоящее время.

Экспериментальная проверка расчетов, произведенных с помощью предлагаемых методов, по-

Рис. 7. Графики значений действующего удельного сопротивления грунта для горизонтальных заземлителей при

различных отношениях //Л и А )> 0 .

же коэффициент неоднородности, легко найти действующее удельное сопротивление грунта для каждого конкретного заземлителя. Изменяя, далее, размеры и тип заземлителя, можно получить необходимые данные для суждения о целесообразности той или иной его конструкции, в каждом конкретном случае. Кроме того, можно наметить меры, обеспечивающие наилучщее использование металла. Иногда в результате сравнительно небольщих изменений конструкции заземлителя в 5 . . . 10 раз снижается действующее удельное сопротивление грунта и в несколько раз уменьщается вес заземлителя.

Следует подчеркнуть, что действующее удельное сопротивление почвы может быть существенно различным для разных типов и размеров заземлителей, поэтому значение сопротивления, найденное с помощью опытной трубы, нельзя распространить на полосовой заземлитель и даже на трубу с иными геометрическими размерами.

При расчете заземлителей с учетом неоднородного (слоистого) строения грунтов следует использовать подробные карты о глубине промерзания и просыхания почв, имеющиеся для всей территории Советского Союза. Пользуясь такими картами, можно учесть влияние сезонности на работу заземлителей в любом пункте. Применяемые в настоящее время поправочные коэффициенты на сезонные колебания проводимости получены в ограниченном числе пунктов; в Москве, Харькове и

1 10 20 30 9-0 50 60

44 к Обозначенияг -0,333---- -----------3 -0.500 ----- +

1 ^10 -0,818 ---------------20 -0,905

Рз100 0,9В

Рис. 8 . Графики действующего удельного грунта для горизонтальных заземлителей

отношениях 4 и А </ 0.

сопротивления при различных

/г; - + = 2; 2- 4- > 1,5; 3- = 0,9;

0 . 8 ; Г - - - 0,4; 8 V = 0,05.



Таблица 1Сопротивления трубчатых заземлителей в неоднородных грунтах при глубине заложения 0,5 м

Толщина верхнего слоя грунта, м 1 2 3

Длина электрода, м .......................................... 2 3 2

I3 2 3

Отношение действуюшего удельного сопротивления к сопротивлению верхнего с л о я .................................................................... 0,13/3,3 0,4/4,5 0,3/1,65 0,15/0,22 0,85/1,3 0,36/1,5

Действующее удельное сопротивление, 10* ом -см ............................................................ 0,65/1,65 0,55/2,25 1,5/0,82 0,75/1,1 4,2/0,65 1,8/0,75

Сопротивление заземлителя, о м ................. 26/66 16/65,3 60/32,8 21,8/32 168/26 52,3/21,8

Сопротивление заземлителя на 1 м его длины, о м / м ................................................... 52/132 48/195,9 120/65,6 65,4/96 336/52 156,9/65,4

П р и м е ч а н и е . Б чие.аителе даны значения величин при удельном сопротивлении верхнего слоя грунта р, = 5-10‘ ом-сл и отношение удельных сопротивлений слоев р,/р2 = 10, а в знаменателе — при р, = 0,5>10‘ о-и.сл и р,'р, = 0,1.

Таблица 2Сопротивления полосовых заземлителей в неоднородном грунте

Толщина верхнего слоя грунта, м ........................ 1 3

Длина электрода, м . . . 5 10 20 5 10 20

Глубина заложения заземлителя от поверхности земли, м .................... 0,5 0,9 1 0,5 0,9 1 0,5 0,5

.Отношение действующего удельного сопротивления к сопротивлению верхнего слоя . . . . 0,65/2,1 0.47/2,6 0,17/2,7 0,58/2.6 0.42/3 0,155/3,2 0,52/3,1 0,93/1,3 0,88/1.7 0,78/1.9

Действующее удельное сопротивление,10* ом-см ............................ 3,25/1,05 2,35/1,3 0,85/1,35 2,9/1,3 2,1/1,5 0,775/1,6 2,6/1,55 4,65/0.63 4,4/0,85 3,9/0.95

Сопротивление заземлителя, о м ............................ 81,2/25,05 58,7/32,5 21,2/33,7 40,6/182 29,4/21 10,8/22.4 20,8/12,4 116/16,2 61,7/11.9 31,2/7,6

Сопротивление заземлителя на 1 м его длины,O M j M ......................................................... 406/125,25 293,5/162,5 105/168,5 406/182 294/210 108,2/224 416/248 580/81 617/119 624/152

П р и м е ч а н и е . В числителе даны значения величин при удельном сопротивлении верхнего слоя грунта р, = 5-10* ом -см н отношение удельных сопротивлений слоев р,/р2 = 10. а в знаменателе ^ п р и р, = 0,5-10‘ ом -см и р ,/р г = 0,1.

зволила убедиться в заметном снижении погрешности по сравнению с сугцествующим методом учета неоднородности грунтов. Погрешность при предлагаемом методе не превышает 1 0 ... 15%.

О влиянии неоднородности почвы на работу заземлителя можно судить по данным табл. ;1 и 2 , в которых приведены сопротивления трубчатых и полосовых заземлителей при весьма распространенных на практике значениях отношения сопротивления верхнего к сопротивлению нижнего слоя— 1 0 и 0,1. Вместе с этим таблицы наглядно показывают, насколько целесообразно применение тех или иных типов заземлителей при различных значениях удельной проводимости и толщины верхнего слоя. Очевидно, чем меньше величина сопротивления, приходящаяся на единицу длины заземлителя, тем полнее используется электрод.

Данные таблиц показывают, что заземлитель используется тем лучше, чем выше проводимость грунта, в который он помещен. Эффективность заземлителя при правильном выборе его расположения может быть повышена в 3...5 и больше раз. Иначе говоря, правильный выбор заземляющего устройства позволяет в несколько раз сократить его размеры. При хорошей проводимости подстилающего слоя следует применять весьма длинные трубы, причем одна такая труба может оказаться эффективнее большого числа труб меньшей длины.

Д ля полосовых заземлителей решающее значение приобретает глубина заложения полосы. При соответствующей глубине заложения одна короткая полоса по своей проводимости может оказаться эквивалентной полосе в 4 раза большей


24 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О № 1

-длины. Длина полосы очень мало влияет на использование электрода.

При более высокой проводимости верхнего слоя следует применять короткие отрезки труб и полосы, уложенные на небольшой глубине. Интересно, что длинные полосы в данном случае менее выгодны, чем несколько коротких. Это объясняется значительно большим растеканием токов в глубину при полосах больших размеров.

Выводы. Предлагаемый метод учета неоднородности грунта путем введения действующего удельного сопротивления и вспомогательных графиков позволяет:

1. Существенно упростить расчеты и производить их с затратой времени, вполне приемлемой для практики.

2. Более правильно учитывать неоднородность строения почвы и в каждом отдельном случае вы брать наиболее рациональную и дешевую конструкцию заземлителя.

3. Использовать для учета промерзания и про- сыхания грунтов почвенные карты, составленные для всей территории Советского Союза, и тем самым более обоснованно подходить к учету сезонных колебаний в сопротивлении заземлений.

4. Успешно использовать методы измерений, применяемые при электроразведке, при этом результаты получаются более точные, а работа существенно упрощается.

В заключение автор считает своим долгом выразить глубокую благодарность В. М. Насбер- гу, проведшему большую работу в процессе настоящего исследования и получившему формулы для протяженных и трубчатых заземлителей, расположенных в верхнем слое и выходящих на поверхность земли.

Приложение. П о л е з а р я ж е н н о й т о ч к и в сис т е м е л с л о е в с р а з л и ч н о й п р о в о д и м о с т ь ю г р у н т а . Уравнения Лапласа в цилиндрической системе координат с учетом осевой симметрии поля будут иметь вид (рис. 9):

d W \ д и д Ю

+ г d r + —дг'>- (1Д)

где и — потенциал заряженной точки.Как известно, решение уравнения (1,1) следует искать'

в выражениях вида

(Т, г) {ае У + ре (2Д)где Л, я и р — некоторые постоянные, независимые от координаты г ; /д (7, г) — функция Бесселя первого рода.

Частным решением уравнения (1,1) будет выражение

Л ( д л я случая однородного грунта). Таким образом,

общее решение уравнения (1,1) найдется, как

и = А И 1 Д 1 , г)\ае^У + -Р - ^ 4 л + l j . (ЗД)

Уравнение (3,1) будет общим для всего поля, однако постоянные коэффициенты а и р должны иметь свои частные значения для каждого слоя.

ВеличинаСО

т=[ (4Д)

Знак плюс берется при отрицательных значениях коорди

наты у , минус-—при положительных. Величина =г можетг

быть включена, поэтому, в коэффициент а или р уравнения (3,1) для всех слоев, кроме слоя, в котором расположен источник. В уравнении Д3,1) для последнего она должна быть сохранена в явном виде, поскольку координата у может иметь здесь как положительное, так и отрицательное значения.

Если ток точечного источника г, а удельное сопротивление слоя, в котором расположен источник, р,„, то величина

Чтобы определить коэффициенты а и р для каждого слоя, следует воспользоваться граничными условиями, которые для плоскости раздела (у = h / ) могут быть выражены следующим образом:

U b = U

Рк дУ

А + Р

1 д и

Рк+\ ду

(5Д)

(6 Д)

Пользуясь выражениями вида (3,1) и (4,1) и имея в виду, что уравнения (5,1) и (6,1) справедливы при любых значениях координаты г, получим, приравнивая разности, интегралов нулюб:

— a ^ + i « * ~ ' (7.1)

Рк Рк

р*+1

fe+1

9 k + i= : + 8 , 1 )

Написав аналогичные уравнения для остальных поверхностей раздела слоев, получим всего 2 {п — 1) уравнений. Недостающие два уравнения могут быть получены, если

dUyучесть, что на границе верхнего слоя с воздухом

и {/ „ -> 0 при у ->■ с о . Последнее показывает, что а„

- > 0

= 0.

Полученных уравнений достаточно, чтобы определить коэффициенты а и р для любого числа слоев и, пользуясь формулой (3,1), найти искомое .значение потенциала в любой точке.

Приведем решения для трех слоев (кроме воздуха). Условимся, для удобства, потенциал в слое k от заряда в слое т обозначать через тогда для источникав верхнем слое будем иметь: ■

'П р и составлении уравнений (7,1) и '(8,1) было принято, что источник находится в слое А, . . . . . .



U n - A i• 0 1 _ + ki2k2se--^ ‘ - ^

Y p + у Е + (у+ 271)2/’

( / 2 1 = +

(9,1)

, Р ,Л 1 + 12) (1 + [k se- , , , , ,+ «'Ё (1 0 .1)

tlgi — А\ / о ( X / - )(1+й,2)(1+Й28)(1-^“ "'Э е ''^

1 — 12 “ ^ *' + *12*23 е - 2 А*2_ *2зе-2 А (Л,+й,) О

Соответственно для источника в нижнем грунте

( 1 - + ) ( 1 - *2з) l'’+ ’О]

d\.

Uv. J,(Xr) ctX;

U-23

00

- x . l

( ll.I)

(12,1)1 — *,2e~ *> + ki2kose~ '' — *23(?~ <^‘ + ^ ' * 1

0

/ no (1 - + 8) [ ( l - * , 2g -'^ ++ y + ( 1 - * i 2 +^+g-^(y+2 Q]« 1 - *,2C-2 ''' + *,2*23 -2 '-* - *23 -' (''■ + **> ^

1 — * i2g~ ‘ ‘ + *12*28 ^ '’''" — + 3 6 ^ Oi+A) '‘' + Й12+зС~"^*^— +3^"t^ 3 3 -+ { \ 7о(Щ . _ ^ j 2^+A/n^'fe,X„t-2 '‘* - * L - 2 A(A+M rf +

+ / ^ 2 + ^ 2 } - (14,1)

В уравнениях (9,1) . . . (14,1) коэффициенты *12 и k составляются по следующему общему правилу;

?п 1 +fe.рщ 1 -

7-2 = r f - j - + — 2/-1 Г 2 COS (9 ] — 62) . (17,1)

В прямоугольной системе координат

r = lZ ( x - ? ) 2 + ( 2 - ? ) 2,

(15,1)

(16,1)

Уравнения (9,1) . . . (14,1) решаются путем разложения подинтегральных значений в ряд.

Если координаты заряженной точки r i, и б], а координаты интересующей точки Г2, и 63, то

(18.1)где X и Z — координаты интересующей нас точки, а S и ? — координаты источника.


1. А. П. Б е л я к о в . Основания для проектирования заземлений. О Н ТИ , 1938.

2. А. Л. В а й н е р . Заземления. О Н ТИ Украинской ССР, 1938 (стр. 47).

3. Ф. О л л е н д о р ф . Токи в земле. О Н ТИ , 1932.4. Е . Н а Н е п. Archif f. Astronom. о F is ik , v. 21 a,

№ 22, 1929.[15. 1. 1953I


Влияние высокочастотных каналов линий электропередачи 400 кв

на высокочастотные телефонные каналыИ н ж . Л. Е . П А В Л Ы Ч ЕВ

Ц Н И Э Л МЭСЭП

Введение. Строительство крупных гидроэлектростанций и линий электропередачи 400 кв поставило серьезные задачи по обеспечению мощных энергосистем высокочастотными каналами связи для диспетчерского управления, передачи сигналов телемеханики, автоматики и защиты.

Линии 400 кв будут оснащены высокочастотными постами мощностью порядка 100— 150в/п в диапазоне частот от 40 до 300 кгц.

В одну из фаз линий электропередачи будут включены высокочастотные телефонные посты (рис. 1 ), в две другие — раздельно посты телемеханики и защиты. Высокочастотная аппаратура будет включаться по схеме «фаза— земля». Все каналы будут работать на разных частотах.

Высокочастотные каналы линий электропередачи создают помехи в каналах телефонных цепей. В зависимости от сближения линий электропередачи и связи величина помех может изменяться в щироких пределах и при большом сближении возможно нарушение нормальной работы в цепях связи.

Величина помех определяется не только степенью сближения, но и мощностью постов на линиях электропередачи. Мощность передатчиков на существующих линиях в 10 . . . 15 раз меньше мощности передатчиков запроектированных для линий 400 кв. В связи с этим особо важное значение приобретает защита уплотненных цепей связи от мешающего влияния высокочастотных

п/ст. А

Произведен сравнительный анализ влияния высокочастотных каналов Л Э П 400 кв на высокочастотные каналы телефонных цепей при различных условиях их сближения. В частности, рассмотрены вопросы распространения токов высокой частоты вдоль симметричной Л Э П 400 кв и вопросы влияния на уплотненные телефонные цепи на подходе к подстанции, а также в средней части Л Э П при параллельном сближении линий, с учетом и без учета экранирующего эффекта соседних фаз. Определены значения минимальной ширины сближения Л Э П 400 кв и линий телефонной связи. Сделаны выводы о компенсирующем вли ти и токов и напряжений в соседних

фазах.

'■ Г Г ,

П/ст.Б

+ ■

Рис. 1. Схема высокочастотной связи по цепи фаза—земля линий электропередачи. ; — высокочастотный заградитель; 2 — конденсатор связи; 3 — фильтр присоединения; 4 — приемо

передатчик.

каналов линии' 400 кв. Исследованием этого вопроса автор занимался в Ц Н И Э Л в 1950— 1953 г г .

Как показали предварительные расчеты, наиболее интенсивные помехи возникают в двенадцатиканальных системах при высшей частоте /д, —- 150 кгц. Д ля этой частоты нормировано до

пустимое значение напряжения помехи и оно выбрано в качестве расчетной в соответствии с «Временными нормативами по защите устройств связи от опасного и мешающего влияния линии 400 К б » , разработанными междуведомственной комиссией.

В нормативах канал передачи по линии 400 кв при Д = 150 кгц рассматривается как основной и единственный источник помех на трассе линии 400 Кб при сближении с линией связи. Наличие других источников помех на этой трассе, равных по интенсивности и частоте, исключено.

Вопросы влияния высокочастотных каналов на уплотненные цепи связи рассмотрены в нормативах при сложной трассе сближения. В данной работе эти вопросы исследованы применительно к параллельному сближению с линией 400 кв для двух особых случаев: при расположении начала линии 400 Кб и линии связи в одном пункте и в разных пунктах.

Для упрощения расчета вторичных параметров, а также влияющих токов и напряжений линия 400 К б условно принята симметричной. Оценка влияния на цепи связи произведена при частоте /■д. = 100 кгц. Расчет влияния высокочастотной передачи по линии 400 кв на высокочастотные каналы телефонных цепей произведен по напряжению помехи, а также по переходному затуханию на ближнем конце между влияющей цепью „фаза-— земля" и цепью связи, подверженной влиянию.

Мешающее влияние по переходному затуханию характеризуется относительной величиной {неп)\

(1)


Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О 27

игде ,

1о\о

модули кажущихся

мощностей во влияющей цепи и в цепи, подверженной влиянию (т) в начале этих цепей;

z\o Я z — модули входного сопротивления цепи«фаза — земля» и волнового сопротивления телефонной цепи;и + — влияющее напряжение и напряжение помехи в цепи связи.И з (1) находим мешающее влияние по напря

жению помехи:

е-1р [е]. (2 )

-2н гк

2гк

-0 -_ O.V.

П о ст

Распространение токов высокой частоты Вдоль симметричной трехфазной линии электропередачи 400 кв при однофазном включении телефонных постов. При однофазном включении высокочастотного телефонного поста (рис. 2 ) ток будет частично переходить с обработанной фазы 1 на две другие 2 — 3 в связи с значительным сопротивлением земли и стальных тросов при высокой частоте, а также вследствие емкостных и индуктивных связей между фазными проводами.

Применяя метод симметричных составляющих, токи и напряжения высокочастотного поста можно разложить на нулевую составляющую (о), прямую составляющую трехфазного тока (п) и обратную составляющую трехфазного тока (в) с обратной последовательностью фаз соответствующих напряжений и токов в фазных проводах относительно земли. Д ля симметричных трехфазных линий, которыми ограничивается наше рассмотрение, прямая и обратная составляющие одинаковы и образуют вместе волну между фазными проводами. Следовательно, в линии образуются две волны: нулевой последовательности, распространяющаяся по цепи три фазы — земля и между- фазная волна, распространяющаяся по цепи «фаза — две фазы».

Волновое сопротивление Z и постоянная распространения Y различны для обеих волн и зависят от собственных и взаимных индуктивностей и емкостей цепей, образуемых фазными проводами и землей. При этом постоянная затухания нулевой составляющей Рц примерно в 1 0 раз больше постоянной затухания междуфазной волны

Каждая составляющая удовлетворяет сама по себе дифференциальному уравнению линии и состоит из волны, распространяющейся в прямом направлении и отраженной волны где

Рис. 2. Токи и напряжения телефонного поста, включенного по схеме фаза—земля.

у — постоянная распространения для рассматриваемой составляющей; Л и В — действующие значения этих волн, зависящие от полных сопротивлений нагрузки линии для высокой частоты на обоих концах. Однако отраженной волной нулевой последовательности, поступающей на передающий конец, можно пренебречь ввиду ее большого затухания. Кроме того, можно пренебречь и отраженной междуфазной волной, так как она мала по сравнению с падающей.

В таком случае напряжения и токи в произвольно выбранной точке питаемой фазы 1, а также соседних фаз 2, 3 (рис. 2) выразятся следую- идими уравнениями:

■1^ — ' 0 . V - г - v . - -4 н ^0 = 0 + 2 + . = -

(3)

где Лд и Аф— соответственно, постоянные значения нулевой и междуфазной падающей волны;

и 0 — напряжение и ток в обработанной фазе; 0 и 0 — то же, в других двух фазах; Z q и — волновые сопротивления волны нулевойпоследовательности и междуфазной волны на фазу; Уо и у^— постоянные распространения цепей фаза— земля и фаза— две фазы.

Из решения системы уравнений (3) по общеизвестному способу находим напряжения нулевой 0 и междуфазной волн 0 в начале линии (x = 0)

* По той причине, что го цепи „фаза—земля' протекают токи междуфазной волны и волны нулевой последовательности (см. ниже раздел 1), необходимо при расчете Pio учитывать не волновое v или , а входное сопротивление —

(4)


28 Э л е к т р и ч е с т в о

где

= ( 5 )^0 ^2н ^

/7i„ = У (Р„ — йР) Z2 „ — напряжение телефонного поста в начале обработанной фазы 1 линии, в;

и^2н ^Зи ! .

2н П о - Р а

2н По

*0

и„ -входное сопро-

тивление соседних фаз 2, 3; — мощностьпоста; ДР — потери мощности на высокочастотном заградителе и фильтре присоединения.

Знак минус передП,2и

2нфизически обусловлен

тем, что ток в соседних фазах, протекающий через оконечную нагрузку, имеет в данном случае под действием напряжения противоположное направление по отнощению к току в обработанной фазе.

То к и и напряжения в фазных проводах 2 и 5 симметричной линии. Д ля получения конкретных значений предварительно отметим, что для подавляющего большинства линий электропередачи 110 и 220 кв, а также для линий 400 кв

практически 1,6. Кроме того, модули вол

новых сопротивлений Zg и z^ незначительно изменяются с частотой и в зависимости от проводимости земли. Мнимой частью их можно пренебречь.

Д ля линий 400 кв, каждая фаза которой состоит из трех проводов марки АСО-480/57 (рис. 3), предполагается осуществление высокочастотной связи по цепи фаза — земля в диапазоне частот от 40 до 300 кгц.

В рассматриваемом случае в качестве расчетной принимается частота /^ ,= 1 0 0 кгц при сред-

Рд=0,01мСталь Алгоминий

d = 0 ,0302м

ней проводимости земли для данной трассы линии электропередачи о = 50 -10“ ’'‘ cgsM.

По данным расчета волновые сопротивления междуфазной волны и волны нулевой последовательности на фазу

2 = 270 ом и Zg = 428 ом.На основании этих данных находим числен

ное значение относительной величины тока из отношения то ко в/2 к системы (3) по формуле:

где

г 1 0 0 = У " ‘ - те1 hx + 2те~ '"Р"‘

■ Pol ---о.ф а/, т = ^

100%, (6)

2я + Ч

2и

По данным расчета затухание междуфазной волны и волны нулевой последовательности будут:

% = 0,079 и = 0,0064 neniKM.

При скорости распространения нулевой последовательности Vq =г 287 ООО км1сек и междуфазной волны ц ^ = 297 ООО км/сек фазные постоянные

360-f 360-IOS« 0 - - = 125°24'

г, — ____ — 121°14 '“ 95 “ 297 000 —

При этих условиях из той же системы уравнений (3) находим напрялсение в соседних фазах:

^2хк =

и Щ х100 = 100%, (7)

где

^0 ^ 2 н ^ -^ ф

На рис. 4 приведены расчетные кривые относительной величины суммарного тока к. в сосед-

= 0,268 м-зиви- валентный диаметру п=3- число

проводов

Рис. 3. Расщепленная фаза линии электропередачи 400 кв.

2 4 в 8 Ю 12

Рис. 4. Относительная величина тока k 100%„

в двух соседних фазах ЛЭ П 400 кв в зависимости от расстояния л: при f^ = 1 0 0 кгц и с — 50.10-14 cgsM.


Но Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О 29

них фазах. Из кривых следует, что концевые условия в соседних фазах относительно мало влияют на распределение токов и напряжений между землей и проводами.

Можно считать, что независимо от значения волна нулевой последовательности затухает,

в основном, на длине х = 20 км по концам линии электропередачи, следовательно, в средней части линии в пределах от 2 0 км до (/ — 2 0 ) будет действовать только междуфазная волна, распространяющаяся по цепи «фаза 1 — фазы 2 — 3». При этом суммарный ток в соседних фазах будет равен току в первой фазе и противоположен ему по направлению.

И з этого следует, что напряжение помехи в телефонной цепи, обусловленное влиянием высокочастотных каналов в обработанной фазе 1, будет компенсироваться в той или иной степени влиянием обратных токов и напряжений в соседних фазах. Эффект этой компенсации зависит от относительного расположения начала линий 400 кв и связи.

Анализ влияния цепи «фаза — земля» линии 409 кв на цепь связи воздушной линии в зависимости от территориального расположения их оконечных пунктов. Было показано, что при осуществлении высокочастотной передачи по схеме фаза — земля возникают две волны: волна нулевой последовательности, распространяющаяся по цепи три фазы — земля и междуфазная волна, жспространяющаяся по цепи фаза — две фазы. 8 первом случае ток и напряжение в начале каждой фазы равны /д и U/, во втором — ток и напряжение в начале соседних фаз равны и и^, а в обработанной фазе ток и напряжение равны 2/^ и 277 (см. уравнение 3). Д ля расчета напряжения помехи в телефонной цепи, подверженной влиянию этих волн, могут быть применены два метода: изложенный во Временных нормативах, при котором влияние цепи фаза— земля с учетом соседних фаз эквивалентно заменяется влиянием двух цепей — три фазы — земля и фаза— две фазы; метод, который рассматривает линию 400 кв, как состоящую из трех самостоятельных цепей: фаза 1 — земля; фаза 2 — земля и фаза 3 — земля с током и напряжением:

в начале первой фазы

/.. = / 0 + 2 4 , 7/,, = 7/о-27/^ и

в начале фаз 2 и 5:

(см. уравнение 3).В данной статье для количественной оценки

влияния используется последний метод. Применяя его, назовем цепь фаза 1 — земля с током и напряжением /j и 7/] ■— влияющей, две другие цепи с током и напряжением: h — h и T/g^T/g назовем экранирующими, т. е. компенсирующими величину помехи в телефонной цепи (Т/.;), обусловленную током и напряжением во влияющей цепи.

Таким образом, при наличии соседних фаз, в которых токи и напряжения противоположны по знаку /) и 7/) во влияющей цепи, результирующая напряжения помехи в цепи связи

(8 )

где 7/j,2 и T / j . 3 — компенсирующие мешающие напряжения, обусловленные влиянием соседних фаз.

Выражая аналогично формуле (2) составляющие Т/.;, 7 7 ,2 , 7 /j,3 напряжения помехи 7/ через переходное затухание менаду данной цепью фаза — земля и цепью связи, получим:

+ 0 —Ейс> (9)

при г = 1, 2, 3,

где 77 ,-„ = 4 j / - -составляющие напря

жения помехи в цепи связи, обусловленные поперечной асимметрией, т. е. неодинаковым расположением проводов этой цепи по отношению к влияющей цепи фаза — земля при / = 1, 2, 3;

и . = 7 7 . 1 / " ‘ У 2 , 0

-тоже, обусловленные про

дольной асимметрией — асимметрией цепи связи по отношению к земле при / = 1, 2, 3;

В и В.” — переходные затухания между данной цепью фаза — земля и цепью связи соответственно при поперечной и продольной асимметрии при / = 1, 2, 3.

Составляющие влияния по переходному затуханию определяются по формулам:

2 (тю+ Т т )

при г = 1, 2, 3,

Jo>V 2 ,гЛо Ща-Пг

( 1 0 а)

(106)2(Tio + Y t o )

при г = 1, 2, 3, где г,д, z , z.j,g — модули входного сопротивления

цепи фаза — земля, волнового сопротивления двухпроводной телефонной цепи (Т ) и цепи связи два провода — земля (ГО);

к.С ia Щд — коэффициент электромагнит

ной связи между цепью фаза — земля и д ву хпроводной цепью связи при i — \, 2, 3;



„ С - М-к. = —+ -I------ — то же,"между цепью фаза —

^Ю 'тО

земля и цепью связи два провода— земля при г = 1, 2, 3;

= 1 — е— (Тю+Тт ) ^ П:_ = 1 — е - ( Т ю + Т т О ) '

Тю’ Yt п Yto — постоянные распространения соответственно цепей фаза — земля, двухпроводной телефонной цепи и цепи связи два провода — земля;

•fji — коэффициент чувствительности телефонной цепи к помехам.

Д ля расчета влияния при сближении при

а;^100 м составляющей е ( 1 0 а) можно пренебречь как относительно малой величиной. Тогда система уравнений (9) преобразуется:

Введя.эту замену в формулу (8 ) и имея в виду, что 0 = 0 > получим:

и = ] / —У гю( 12)

Д ля приведения этого выражения к виду расчетной формулы воспользуемся кривой относительной величины суммарного тока в соседних фазах, приведенной на рис. 4 при Z 2 „ = 300 ом. Из кривой ^следует, что относительная величина этого тока:

I, Е з {г+ Д а‘ h h

изменяется в пределах от + = 0 ,15шри х = Одо к . = 1 при X 2 0 км.

Так как токи в соседних фазах R — R, то из выражения для +. находим

и ‘ то10

при г = 1, 2, 3.

10 ( 11)

Линия электропередачи

12-3 = Ю ,5 м 5=10,5м-

5II

а)

-a,=a,+2S- -0^=0,*5

-а,-

ЛС

лэпЛ Ь „Фаза(3)-земля‘-‘-

б)

I

II ■1I

а Л.С.

3 - 0„Фаза(2)-эем/1я“

2-0„Фаза0)-земм

“ \3f<poHU- Крующие

__ I цепиВлияю-

/ щая цепь

Переходные ^затухания

связи

1-0

-ТО ' ^то '1 т

Данные к расчету высокочастотного влияния ЛЭП 400 кв на цепи ЛС

Данные к расчету высокочастотного влияния ЛЭП 400 кв на цепи ЛС

с.. 8.15-I0 '" (Rkm Ux 140 8

г,о, Т2ц 300 ом Ь 13 мСто 9,8.10*» т 5 м^тО 370 ом и 100 кгц71т 0,0067 <3 50-10-**

в соответствии с этим напряжения в этих фазах 0 и 0 будут также равны между собой и находиться в том же отношении к напряжению 0 во влияющей цепи, т. е.:

и.р

или

0 = 0 = 0 2 „ = 4 / 0 „ = Т 0 -

После замены в формуле (12) 0 , получим:

.(13)= и л / — ‘ у «10 L

и . = г , | / 10где

0 = - ш—Вю

(14)

(15)

Рис. 5. Схемы параллельного сближения линий электропередачи и связи (к расчету высокочастотного влияния линии

400 кв на цепи связи).

— результирующая величина переходного затухания между линией электропередачи и линией связи;

\а' Ь а п 0 а — переходные затухания между телефонной цепью два провода — земля и каждой из фаз линии электропередачи (рис. 5).

В\а —^2а егСоставляющие е ие могут бытьопределены по формуле (106).

Полученные формулы (13) и (15) недостаточно удобны для их практического применения. Они, на основании исследования, указанного в приложении I, приводятся к следующему удобному для инженерных расчетов виду:

0 = 1 4 . 1 О ' ^ ^ т ) ^ 1 — к

мВ - _ ш 1 4 . 1 0 ' ^ + + =

i ( a , + l , 5 - s ) 2 j

1 — к.‘ (a i+ l,5 .s)2

[в], (16)

[неп],

(17)


№ ! Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О 31

Обоснование этих формул и расчет по ним норм влияния приведены в приложении I I.

Расчет влияния цепи фаза — земля на двухпроводные телефонные цепи. Без учета ком-

зголгкв

280

240

200

160

120

80

40

С

LГ\\ 1

А7\.^ЗЗОм

Оом

Рис. 6 . Переходное затухание Вр между влияющей цепью фаза— земля ЛЭ П 400 ке и цепью линии связи (ЛС) при

f „ = = 100 кгц и с = 5 0 - 1 0 - 1 4 cgsM.Bpi — начала ЛЭ П и ЛС находятся в разных пунктах на расстоянии л: = 20 км; 5^2 и Вр^ — начала ЛЭП и ЛС находятся в одном пункте;‘ Вр1 и с учетом и Вр^ без

учета компенсирующего действия соседних фаз.

Расчет влияния по одной из этих формул сводится к определению минимального сближения линии 400 кв и линии связи. Это допустимое сближение определяется в соответствии с расчетной нормой напряжения помехи или переходного затухания по расчетным кривым влияния, построенным в зависимости от ширины сближения.

Нормы влияния по переходному затуханию и напряжению помех в цепях линий связи, для случая сближения с линией 400 кв составляют

15,85 неп; U^ — 25 мкв.

Численные значения этих норм определены по формулам;

= + [неп], (18)

300 500 ТОО 900 1100 1300 1500 1700 ом

Рис. 7. Напряжение помехи в цепи линии связи, индуктированное цепью фаза— земля ЛЭП 400 кв при f^.— 100 кгц

и а = 50-10-14 CgsM.Up — начала ЛЭ П и ЛС находятся в разных пунктах на расстоянии л: = 20 км; t / ,2 и Прз— начала ЛЭП и ЛС находятся в одном пункте; Upi и Up2 — с учетом я Up без

учета компенсирующего действия соседних фаз.

пенсирующего действия соседних фаз. В рассматриваемом случае имеется в виду, что токи в соседних фазах / j = / 3 = 0. Отсюда следует, что содержагцаяся в формулах (16) и (17) относительная величина тока также будет равна нулю и, следовательно, эти формулы для расчета помехи в цепи связи приобретают вид:

= — In 14-104

и = 14-104^ М. 7] .п . \а

м \а (20 )

(21)

С у ч е т о м к о м п е н с и р у ю щ е г о д е й с т в и я с о с е д н и х фаз: 1) Н а ч а л а л и н и и с в я з и и л и н и и 400 кв т е р р и т о р и а л ь н о н а х о д я т с я в о д н о м п у н к т е . При расчетной длине сближения х = / = 0,75 км по рис. 4 при = 300 ом находим = 0 ,17. В этом случае расчет влияния ведется по формуле (16) или (17) при А. = 0,17.

2) Н а ч а л а л и н и и с в я з и и л и н и и 400 кв т е р р и т о р и а л ь н о н а х о д я т с я в п у н к т а х , у д а л е н н ы х на р а с с т о я н и е х = 20км. При х = 20 км (рис. 4) суммарный ток в соседних фазах равен току в рабочей фазе и, следовательно, А = 1 .

На рис. 6 и 7 представлены результаты расчета напряжения помехи Up и переходного затухания Вр в зависимости от ширины сближения а, в пределах от 300 до 1 800 л при^. = 0; 0,17 и 1.

Выводы. 1. Из сравнения кривых Вр и (рис. 6 ) следует, что благодаря экранирующему



эффекту соседних фаз переходное затухание на подходах к подстанции между влияющей цепью фаза— земля и цепью связи при всех значениях сближения а, повышается всего лишь в среднем на ДВ = В ,2 — = неп. При таком небольшом повышении переходного затухания мешающее напряжение в цепи связи, индуктированное влияющей цепью, снижается хо тя и резче, чем переходное затухание, но все же незначительно, примерно на 15% при тех же значениях сближения (рис. 7, кривые 7 / ^ ,2 и T/ ,).

Следовательно, в данном случае за влияющую цепь можно принять цепь фаза — земля, не считаясь с компенсирующим действием обратных токов в соседних фазах на подходах к подстанции линии электропередачи. При этом в соответствии с расчетной нормой переходного затухания = 15,86 неп или нормой мешающего напряжения и — 25 мкв минимальное сближение согласно кривым на рис. 6 и 7 получается равным = = 1 100 м.

2. Если начало линии связи территориально отделено от начала линии электропередачи (на расстоянии х = 20 км) и суммарное значение обратных токов в соседних фазах / 9 3 равно току во влияющей цепи фаза — земля/,, то переходное затухание благодаря экранирующему эффекту этих фаз (кривые и рис. 6 ), при сближении а, = 300 . . . 1 800 м, повышается соответственно на ДВ = 5 ^ , 1 — Врз =г 2,33 . . . 3,8 неп. В соответствии с таким существенным повышением переходного затухания мешающее напряжение в телефонной цепи (кривые 7/ , и 7/ д, рис. 7) снижается на 90 . . . 95% .

В результате, допустимое сближение при той же расчетной норме (В ^ = 15,85 неп или 7/ = = 25 мкв) получается равным = 330 м, что в 3 с лишним раза меньше, чем в предыдущем случае.

Таким образом, в рассматриваемом случае сближения необходимо считаться с компенсирующим действием токов в соседних фазах.

П Р И Л О Ж Е Н И Е I

У П Р О Щ Е Н И Е Р А С Ч Е ТН Ы Х Ф О РМ У Л В Л И Я Н И Я

Приведение расчетных формул влияния (13) и (15) к сокращенным формулам (16) и (17) обосновывается следующими соображениями;

а) при сближении а ^ 1 0 0 м можно пренебречь коэффициентом емкостной связи как относительно малой величиной. В этом случае

^ la к - +МM ia

^ 10+ 0 г,ог^о

ia

На основании преобразований

Тю = Рю + + 0 1 1 0Z'lo ’

ТтО — РтО + 7“то 7+0 — ото‘

В формуле (106) можно принять;

2 (Т)0+ Тто)= 7 .1 0 4 ,

где и — скорости распространения электромагнитной энергии соответственно по цепи фаза— земля и цепи связи два провода — земля;

сь — угловая скорость в радианах. Следовательно, можно написать;

j j i 1

: + г;,2 ( Т ю + 7 т о) 2 f -

-то у

По литературным данным [Л. 1— 2] и из расчета при частоте ЮО кгц

t»,o — 287 ООО км/сек; = 276 ООО км/сек.Приняв в среднем tig = = 280 ООО км'см, получим;

1= 7 -10 4 .

то

При этом допущении разница между результатами расчета влияния при и *'0 + + о получается оченьмалой порядка 1% .

Наконец, в формуле (106) можно принять множитель;1 - е - Е 1 » + Т т о ) ' = к 2

по следующим соображениям.Степень влияния каналов линии электропередачи на

каналы телефонных цепей обусловлена не всей длиной сближения, а той частью волны влияющего тока или напряжения, которая остается неуравновешенной.

Определение неуравновешенной доли волны, распространяющейся вдоль влияющей линии, не поддается точному учету и за расчетную длину сближения принята величина I , равная 1/4 длины волны;

1„ - 4 ^ — 4 ! ■

Принимая с допустимой погрешностью v = v^ = = 300 ООО км/сек и за расчетную частоту / = 10 гц, получим; 1р = 0,75 км. Следовательно, в рассматриваемом множителе необходимо принять I = 1р. При = 0,75 км как показали расчеты

п.^ = \ — е~ Ею + 1то) 1р = 2 .

После замены рассмотренных множителей их числовыми

значениями (7-104 и 2), формула (106) при =

нимает вид;- В .

еМ :

= 14-104V *10+0

4т-

На основании этого находим выражения для определе-Н И Я составляющих е ’+ е и е + содержащихсяв формуле (15),

е ®1я = 14-104

е h a = 14 .1 0 4

М \а

V *1 0 + 011т-

м .2а

ТО^тО

е = 14-104М .За

у .*10*тО ’■

Выражая взаимоиндуктивности .Ща и А1за п соответствии с рис. 5 через — ' ’

/ь + у■10-4 + -

1 0 - 8 1 0 -4

,



, , f ay \2 , , „ ay, = I -—^

получим:

M2a = Mia I 5+ + + j и Л/зо = Мщ + 2.s j '

Величины, содержащиеся в формуле для Му^, приведены на рис. 5.

После замены составляющих в формуле (15) получим;

УИ1а +то

1 —1

2 (ai + 8 )®-п

1

(а ,+ 2 . 8)2

Так как при сближении а > 100 лг можно принять:

» , 1 - 0 _____(ai + s) 2 .

Miaто В „ = — In 1 4 - 1 0 4 Т]

V 1 0 + 0

— k, а\ (ау + 1,58)2

В соответствии с этим влияние на цепь связи по напряжению помех будет равно:

П,и.

X

^ . е ^ Р = 14-104 ^Zio ^ 1 0

1 - ^ 1

4т Mia X

( a i + 1 . 5 - s ) 2

П Р И Л О Ж Е Н И Е И

В н — Рл — Рпр + ®з — * '2-

Следовательно, это значение, в свою очередь, должно выражаться суммой его составляющих, одна из которых будет характеризовать допустимую помеху со стороны высоковольтной линии, оснащенной высокочастотными установками, а другая — помеху со стороны линии связи, уплотненной 12-канальной системы телефонирования.

Во Вре.менных нормативах, составленных применительно к сближению линий 400 кв с линией связи на трассе Куйбышев—Москва, принято равномерное деление помехи

1,76 же между этими линиями. Иначе говоря, доля помехи, приходящаяся со стороны влияющей цепи линии 400 кв, принята в соответствии с законом квадратичного сложения равной:

Р А С Ч Е ТН А Я Н0РЛ1А В Л И Я Н И Я

Норма влияния зависит от следующих величин: —уровня передачи на выходе высокочастотного поста цепи ЛЭП; Ррр — минимального уровня приема иа входе усилителя цепи СВЯЗИ; 8д — величины защищенности каналов телефонных цепей от помехи каналов ЛЭП 400 кв; п —■ числа усилительных участков, подверженных влиянию; ^тр — числа усилительных участков в переприемном тракте; jV— числа влияющих факторов.

В расчетной норме, кроме того, необходимо учесть отклонение остаточного затухания от нормы, равное 0,2 неп в связи с тем, что допустимое напряжение помех задается [Л. 2, 3] на зажимах междугородного коммутатора с относительным уровнем не— 1 неп, а — 0,8 неп. При этом псо- фометрическое! напряжение на этих зажимах не должно быть больше 2,5 мв при наличии помех от всех источников влияния на данной трассе сближения с линиями связи, в число которых входят также и установки связи.

При наличии вышеперечисленных величин, входящих в расчетную норму переходного затухания, минимальное значение ее

1,76

При наличии нескольких влияющих цепей, уплотненных А-однородными каналами равной интенсивности, и л-усилительных участков, находящихся в зоне влияния этих каналов, минимальное напряжение помехи, приходящееся на долю линий электропередачи из расчета на один усилительный участок, должно быть не больше:

U x ~1,25

Y N h Y n u '

( l U )

Взаимосвязь между этими величинами и численное значение некоторых из них можно установить, исходя из следующих соображений.

Известно, что помехи на зажимах междугородного коммутатора создаются не только линейными, но и станционными сооружениями. Аппаратура линий связи, как показала практика, создает половину напряжения помехи из общей нормы 2,5 мв.

Применяя закон квадратичного суммирования, находим, что величина напряжения помехи приходящаяся налинейные сооружения (линию электропередачи и линию связи), не должна превы:лать:

2,51.76 мв.

Так как уровень полезного сигнала на гнездах междугородного коммутатора с относительным уровнем—0,8 иея n„g = 775-8“ ®'®z=r349 же, то защищенность или, другими словами, разница в уровнях полезного сигнала и мешающего сигнала в телефонной цепи, обусловленного влиянием каналов линии электропередачи, будет

349— In = In 5,61 + -^ In Nn.

Минимальный уровень полезного сигнала каналов при fg .= 100 кгц на входе усилителя при одном усилительном участке в переприемном тракте р = -— 4,9 неп.

< Под псофометрической э. д . с. подразумевается э. д. с. с частотой 800 гц, мешающее действие которой одинаково с мешающи.м действием индуктированных в телефонной цепи э. д . с. различных частот. Псофометрическая э. д. с. составляет удвоенную величину гсофомет- ического напряжения на выходе телефонной цепи, нагруженной ак

тивным сопротивлением, равным входному сопротивлению дени.


пр,При наличии в переприемном тракте линии связи п„,р

усилительных участков минимальный уровень полезного сигнала для поддержания устойчивости связи вне зависимости от количества участков, подверженных влиянию,

должен быть повышен на 1п п„,р, т. е. в данном случае

этот уровень полезного сигнала должен быть не ниже

Рпр = + + In п,„р = — 4,9 --f- Y In л„,р.

Следовательно, допускаемый уровень помех на входе оконечного усилителя линии связи с учетом отклонения остаточного затухания от нормы, равного 0,2 неп, не должен превышать

Рп ~ Р п р — + 0,2_= — 4,9 + Y ^ n Лтр — 5>61 —

- 1п Ал + 0,2 = - 10,31 + Y In -

В этом выражении согласно вышесказанному число влияющих факторов А = 1 . Кроме того, п„,р — п, так как при параллельном сближении всего переприемного тракта линии связи все усилительные участки подвержены влиянию. Следовательно, допустимый уровень помех

РдТгс— 10,3 неп.

Таким образом, выражение (1), в котором Ррр — + 0 ,2 == /),j= 10 ,3 неп примет вид:

Е н '= Р л — рп = Р л '^ 10.3 неп. (И.2)



Уровень передачи может быть найден по формуле:

р^ = + 1 п Р ^ - 1 0 3 , (3)

где Р л — полезная мощность на выходе поста, посылаемая в линию.

Д ля определения нормы влияния по переходному затуханию примем в качестве расчетной мощности поста Р„ = = 150 в т , что соответствует уровню на его выходе:

Pa=:-^lnPa*103=z5,95 неп.

Учитывая потери, Др = 0,4 неп, вносимые элементами обработки и кабельной соединительной линией при наличии других постов, параллельно подключенных к той же фазе, получим:

Р л = Р « — 'JP = 5,55 неп.

При этой величине из формулы (3) находим Pj, = : 67 в т .

Тогда напряжение на выходе влияюгцей цепи линии 400 кв при согласованной нагрузке поста г=: 300 ом

На основании расчетных данных Р_ и (/j находим числовые З'тачения нормы влияния по переходному затуханию, а также по напряжению помех:

=г р_ 10,3 — 15,85 непи

£/« = + l / + -< у 10

— в . .

• 100 = 25 мкв при

гГ]о =г 300 ом.

= 600 ом и

в соответствии с нормой S „ = r 15,85 неп или = 25 мкв, полученной из расчета влияния на один усилительный участок, долж:ю быть определено минимально допустимое сближение при котором возможна нормальная работа высокочастотных каналов телефонных цепей воздушных линий связи.


1 .П . К . А к у л ь ш и н , Ц. А. К о щ е е в , К. Е. К у л ь - б е ц к и й. Теория связи по проводам. Связьиздат, 1940.

2. Основные нормы и рекомендации М КФ . Дальняя связь. М., 1948.

3. Руководство по паспортизации междугородных телефонных каналов. Связьиздат, 1949.

[11.6.1953]

Уточнение метода расчета характеристик холостого хода явнополюсных синхронных машин

Кандидат техн. наук А. Н. М А РТЫ Н О В

Ивановский энергетический и н с т и т у т им. Ленина

На союзных электромашиностроительных заводах расчет характеристик холостого хода явнополюсных синхронных машин проводится в основном, по методу завода „Электросила" и методу завода ХЭ М З. Оба метода расчета построены на результатах исследованиямагнитных полей полюсов в воздушном зазоре, проведенных без учета насыщения магнито- провода.

Сравнение характеристик холостого хода, рассчитанных для ряда явнополюсных синхронных машин по данным методам, показывает, что эти характеристики всегда расходятся между собою и в большинстве случаев значительно отклоняются от опытных характеристик.

Причина расхождения характеристик заключается в том, что в принятых методах расчета или не учитывается, или не точно учитывается уплощение кривой поля в воздушном зазоре, вы званное насыщением стали зубцов и тела статора. Расчет магнитных напряжений в воздушном зазоре и в зубцах статора проводится по некоторым средним магнитным индукциям под полюсом

Дается заключение о применяемых на союзных электромашиностроительных заводах методах расчета характеристик холостого хода явнополюсных синхронных машин. Рассматривается методика определения основной и третьей гармоник индукции и полного потока полюсов с учетом насыщения стали статора. Приводятся обобщенные кривые для определения амплитуд основной и третьей гармоник поля и полного магнитного потока в зависимости от насы

щения , с помощью которых можно более точно рассчитать характеристики холостого хода явнопо

люсных синхронных машин.

в предположении, что относительная величина основной гармоники потока полюсов в воздушном зазоре остается для всех точек характеристики холостого хода постоянной, т. е. не зависящей от насыщения стали статора. По этой причине результаты расчетов магнитной

цепи машины не дают правильного представления о расгфеделении магнитного напряжения между воздушным зазором и сталью статора, а сами методы расчета магнитных напряжений остаются недостаточно теоретически обоснованными. Кроме того, кривые Виземана [Л. 6 ], положенные в основу данных методов, в ряде случаев были построены неточно, что подтверждают большие расчетные работы, выполненные под руководством М. П . Костенко [Л. 3].

При расчете магнитной цепи магнитные напряжения воздушного зазора, зубцов и тела статора могут быть определены более точно в том случае, если для каждого значения э. д. с. характеристики холостого хода исходить из максимальной индукции под серединой полюса и из полного магнитного потока. Но для этого пред


№ Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О 35

варительно требуется знать для данной машины кривые зависимости относительных значений

В,основной гармоники индукции k , ~ -Ж- я полного

потока полюсов в воздушном зазоре ф =

= ^ в функции насыщения стали статора, где

B i — амплитуда индукции основной гармоники,— индукция под серединой полюса, Ф — пол

ный поток полюса в воздушном зазоре и Ф, — поток основной гармоники. Последние кривые были получены при исследовании кривых поля при холостом ходе явнополюсных синхронных машин с учетом насыщения.

Определение поля в зазоре с учетом насыщения стали. При построении полей полюсов в воздушном зазоре рассматривались отдельно части их в междуполюсном пространстве и в зоне полюсного наконечника.

В междуполюсном пространстве поле от насыщения стали статора практически не зависит, так как основным сопротивлением здесь для магнитного потока является воздух и зубцы статора в магнитном отношении нагружены слабо. Поэтому при построениях кривых поля в междуполюсном пространстве в основу были положены данные Рихтером [Л. 5 ]кривые зависимости индукции от координаты л; междуполюсного пространства, полученные при графическом построении полей для ненасыщенных явнополюсных синхронных машин при наиболее часто встречающемся в практике радиусе закругления краев

полюсного наконечника г = где 8 ■ ми

нимальный воздушный зазор под серединой полюса. Чтобы получить действительную индукцию в междуполюсном пространстве с учетом магнитного напряжения в стали зубцов и тела статора, ординаты данных кривых умножались на отно-

ршение которым принято было характеризо-

6овать насыщение стали статора:

( 1 )

Рис. 1.

1 ) полюсная дуга очерчена по дуге окружности, проходящей через две заданные точки:

экстремальные зазоры расположены под по- •’’юсом 8 ^ ^ и 8 ^„„;

2 ) магнитное напряжение тела статора в области полюсного наконечника изменяется по тому же закону, что и магнитная индукция в воздушном зазоре [Л. 5]:

(2 )АхВ Ъмин

где F ^ — магнитное напряжение воздушного зазора на пару полюсов, рассчитанное по максимальной индукции под серединой полюса В.^ с учетом коэффициента воздушного зазора;

Fg — магнитное напряжение в зубцах, рассчитанное по той же индукции;

— магнитное напряжение тела статора, рассчитанное по полному потоку полюсов в воздушном зазоре Ф.

Найденная таким образом кривая поля в междуполюсном пространстве будет давать несколько завышенную индукцию вблизи полюсного наконечника, где уже нельзя пренебрегать магнитным напряжением в стали статора.

Поле в зоне полюсного наконечника определялось графическим методом при следующих допущениях:3i=

где — индукция в точке х; магнитноенапряжение в теле статора между то чками X я х - { - х , определяемое из вы ражения:

I (3)X

здесь через обозначена тангенциальная составляющая напряженности поля в теле статора и X — полюсное деление;

3) поверхности полюсных наконечников представляют собой поверхности уровня.

Возможность последнего допущения объясняется слабым насыщением стали полюсных наконечников. Исследования современных явнополюсных синхронных машин с успокоительной обмоткой, проведенные автором, показали, что разница магнитных напряжений в выступах и в средней части полюсных наконечников составляет при крайних значениях э. д. с. характеристики холостого хода менее одного процента от магнитного напряжения воздушного зазора. Поэтому для любой точки полюсной дуги, находящейся на расстоянии д: от середины полюса, можно написать уравнение:

A x ' (4)

где

F ,x и

магнитное напряжение между поверхностями смежных полюсных наконечников, определяемое из уравнения ( 1 );— магнитные напряжения воздушного

зазора и зубцового слоя в точке х.



Если известно магнитное напряжение в теле статора 0 и кривая зависимости магнитного

Чтобы найти индукцию в воздушном зазоре для заданной точки х, от точки Г влево откла-

напряжения в зубцах 0 от индукции в воз- по оси абсциссмол<ет бытьдушном зазоре 0 , то индукция

найдена графическим решением уравнения (4) следующим образом.

Отложим в первом квадранте (рис. 1) кривые зависимости относительного значения магнитной индукции в воздушном зазоре в функции, соответственно относительных значений магнитного напряжения в зубцах 0 и тела статора 0 ДГ- За единицу примем индукцию и магнитное напряжение 0 воздушного зазора под серединой полюса. Зависимость согласно уравнению (2), представится прямой 0 D . Складывая абсциссы кривых и В =— / ( 0 ^), получим кривую зависимости индукции от магнитного напряжения зубцов и тела статора 0 . = / ( 0 . + 0 .)-

Отрезок Б Г на рис. 1 соответствует магнитному напряжению воздушного зазора под серединой полюса 0 и отрезок ГА) ~ магнитному напряжению тела статора 0 .

При принятом очертании полюсной дуги можно принять, что воздушный зазор изменяется по параболе, проходящей через точки минимального и максимального воздушного зазора. Тогда зазор в точке х может быть определен из уравнения [Л. 3]:

-1

-I_____ (5)

где X — координата точки, отсчитываемая от середины полюса;

а — коэффициент полюсной дуги — отношение ширины полюса к полюсному делению.

отрезок ОК, равный магнитному напряжению0 . И з конца отрезка ОК проводим прямую, параллельную пунктирной прямой ОА. Ордината точки пересечения данной прямой с кривой + . = + 0 + 0 .) дзет искомую индукцию

Осуществляя плавный переход от кривой поля в зоне полюсного наконечника к кривым поля в зоне междуполюсного пространства, находим полное поле полюсов в воздушном зазоре машины при холостом ходе с учетом насыщения стали статора.

При гармоническом анализе поля можно определить искомые значения коэффициентов 0 и 0 , при данном насыщении.

Следовательно, для построения при заданном значении э. д. с. холостого хода и соответствующем ему насыщении стали статора кривой поля и определения коэффициентов 0 и 0 необходимо знать магнитные напряжения воздушного зазора под серединой полюса 0 и тела статора 0 . Однако, в свою очередь, эти напряжения можно точно рассчитать только тогда, когда будут известны для данного насыщения коэффициенты 0 и 0 . Поэтому для каждой синхронной машины кривая зависиртости коэффициентов 0 и 0 от насыщения можно получить лишь методом последовательных приближений.

В первом приближении предполагаем, что для всех точек характеристики холостого хода коэффициенты 0 и 0 остаются постоянными и равными их значению при ненасыщенном состоянии машины. Известно, что для ненасыщенной машины 0 и 0 зависят лишь от геометрических

величин: а,

Рис. 2.



/ F „ \

F .Eol, E = f F lo \

F ,6ol, E = f

F ,Sol

E = f -T— и кривой зависимости2'Sol /

.^So

где E gy — магнитное напряжение воздушного зазора при Е — и^ — 1 .

Так как коэффициент принят для всех точек характеристики холостого хода постоян

ным, то кривые £ = /' Sol В ,Sol

У/ F ,

\ F ,Sol

В первом приближении совпадут.Исследование кривых поля проводилось при

F „насыщениях F , - = 1 ; 1,1; 1,2; 1,3; 1,4; 1,5.

По переходным характеристикам

/ F ,E - f

' Sol

П . '

' Sol /(6 )

(рис. 2 ) находились значения э. д. с., когда насыщение стали статора определялось соответственно значениям, указанным в выражении (6 ). Принимая для каждого значения э. д. с. индукцию под серединой полюса и магнитное напряжение воздушного зазора за единицу, по характеристикам

I в Ьо

-'.Sol Sol

находились п р и в е д е н н ы е кривые зависимости индукции в воздушном зазоре от магнитного напряжения зубцов и тела статора ~\~E^J(рис. 3).

Кривые рис. 3 позволяют с помощью уравнения (4) построить поле в зоне полюсного наконечника для разных насыщений стали статора.

При гармоническом анализе кривых поля были получены в первом приближении зависимости

Ьопоказанные в качестве

прилгера на рис. 4,а для синхронного компенсатора СК-30000 завода „Электросила" (пунктирные линии).

С помощью кривых k ^ ~ fF;Ьо

и А ф = /

полученных в первом приближении, проводился расчет переходных характеристик холостого хода во втором приближении (рис. 2 ) и т. д.

Приведенные кривые приразных насыщениях стали статора и кривые

А/У \

FboK = f F ,

для СК-30000 оконча-

Рис. 3.

С помощью' данных коэффициентов проводим расчет переходных характеристик:

тельно были определены уже в третьем приближении (рис. 4,а), так как результаты расчетов четвертого приближения практически совпали с результатами третьего приближения.

Полученные методом последовательных при- . / F „ \ . J F „

ближений кривые k^—f\

позво

ляю т рассчитать характеристику холостого хода явнополюсной синхронной машины с учетом действительного уплощения кривой поля от насыщения стали статора.

Рассмотренный метод расчета характеристик холостого хода явнополюсных синхронных машин — громоздкий и потому не может быть

1,20

1,16

1/2

Wh

tooI

1,06

1,04

1,02

100

0,98

0,96

V 2-e r— г гриближение

3-i\

? прибл1•ижени

ууИ1-е пр'иближ■ение

9 2 -е п р и б л и ж е н и е1 I . iN. .

3 -е прибл'иж ение ^

? прибЛиЖЕ!iUt

Fp

h o

1,20

1,16

1,12

wa1.01

1,00

l,04

1.02

1,00

0,98

0.96

0 ,$4

V

Я*

о-'

Иho

1,0 1,1 1.2 1.3 1,4 1,5 ' 1,0 1.1 1,2 1.3 1,4 15CH-30000 С 3 2 0 -5 0 0

J— ' ~

/—Fp

h o

1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 15 1.0 1.1 1,2 1.3 1,4 ISa) *5/

Рис. 4.



t,30

ре

1Л

VS

V i

V °

щ

1,02

o,ss

0,94

V

- = r -

г Г -

- : г - - -

= /*миы

Тho

1,20

1,16

■cc-0,7i ,2

.0,70

,0,66

1,0i

1,00

0,96 So, 50

1,0 V 1,2 1,3 1,4 1,50,86

-и»'х ;

Г - ' -

%2°м акс _ j f

%.........-м ин

ж

Ft)-Л .

h o

1,12

■a=0,751,08

, 0,70

.65

0,50

1,0 V 1,2 1.3 1,4 1,5

^— =0.015 ^ d ^ - 0 ,0 3

1,04

1,00

0,96

0,92

0,88

0,84

0,80

0,76

л К

iyУ '!/ у

' V

'/ .

у

Y '

' / ж‘ маке^оь ...... ^

у Ч' у

/ У у

у

F„ ,

УР ‘

ho

0,70

0,65

0,50

1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5

^ = 0,045

f F \Рис, 5. Определение амплитуды основной гармоники потока гозбуждения полюсов f ( yj— ,

\^Ьо J

рекомендован для практического применения, для каждой машины были получены свои семей- Поэтому при исследованиях была поставлена за- ства приведенных кривых “Ь^ллг) ®дача дать обобщенные кривые зависимости ко- соответствии с указанными в выражении (6 ) на- эффициентов от насыщения стали статора сыщениями Стали статора.

Приведенные кривые разных машин при оди-при разных значениях а, -+ ■ и показать наковом насыщении различаются между собою, при этом, с какой степеныо’ точности можно по ч™ обусловлено, в основном, геометрическими раз-обобщенным кривым рассчитать характеристику мерами зубцов и тела статора и кривыми намаг-холостого хода любой явнополюсной синхронной ничивания стали. Очевидно, если бы машинымашины. С этой целью методом последователь- имели одинаковые геометрические параметры а,ных приближений было проведено исследование кривых поля при холостом ходе с учетом насыщения 1 2 типичных явнополюсных синхронных одном и том же насыщении различались бы междумашин завода „Электросила", различающихся собою только в зоне полюсного наконечника, гдемощностью, напряжением, геометрическими раз- построение поля проводится с помощью приве-мерами, кривой намагничивания стали статора, денных кривых. Однако, это различие получаетсявеличинами а, 4^?'^+ и т д В результате очень небольшим. Исходя из приведенных кривых

" I’ ) упомянутых выше 1 2 явно-

, то кривые поля всех машин при

^макс

0,25

1,0 1,1 1,2 1,3 1 ,4^ '!5

0,30

0,25

ОАО

)се=050 0/5 ‘‘•ч. "''X,

**х.X

MQKi*’х„

S-

Sмил .... 1

0,35

0,30

0,25

OJOССОЛО

0.15

0,10

65-0,03

- 0 /0

-0,15У- 0,20

Ь -1 0

'X

" X

О0,65 и.

-0,050,20

- 0,10

)0,75 > -0,15

*Ч» ч ч. ^'х*х

X

0 Р/ ~

Ч-минг

ч ‘'хN>х3 ■<

'X'-.S«3

«.=0,50

0,65

0,70

^ ^ 0 , 0 1 5 ------------^ = 0,03 ^ = 0,045

В ,Рис. 6 . Определение третьей гармоники готока возбуждения полюсов ] f ~ f



у''

(_ 0

г ___- .г

/

-----с

Foi l

%

\7S

1.0 1,1 1,2 1.3 1.4 1.5 ' 1,0 1.1 1,2 1,3 1,4 1,6 ' 1,0 1,1 1,2 а 1.4 1.6

^!2L=o,03 1^ =0,045

Рис. 7. Определение полного потока возбуждения полюсов 0 = / l - p

П О Л Ю С Н Ы Х синхронных машин, были рассчитаны усредненные приведенные кривые, которые показаны на рис. 3 сплошными линиями. На том же рисунке пунктирными линиями показаны приведенные кривые машины С 320 — 500, которые более всего отличались от усредненных приведенных кривых.

Д ля машины С 320— 500 были построены кривые поля в воздушном зазоре, в одном случае по своим приведенным кривым и в другом случае по усредненным приведенным кривым. В результате гармонического анализа построенных полей были получены кривые зависимости коэффициентов 0 и 0 в функции насыщения, показанные на рис. 4,6 соответственно пунктирными и сплошными линиями. Следует заметить, что кривые мало расходятся, а рассчитанные с их помощью характеристики холостого хода машины С 320 — 500 практически совпали. Объясняется это тем, что при построении кривых поля в зоне полюсного наконечника приходилось пользоваться лишь верхней частью кривых рис. 3, где они менее всего расходятся.

Приведенное сравнение позволило сделать вывод, что показанные на рис. 3 усредненные приведенные кривые зависимости магнитной индукции от магнитного напряжения зубцов и тела статора можно положить в основу определения поля в зоне полюсного наконечника любой явнополюсной синхронной машины.

Результаты анализа. На основе изложенной методики было проведено построение магнитных полей полюсов в воздушном зазоре с учетом насыщения стали статора для наиболее часто встречающихся в практике геометрических величин:

а = 0,5; 0,65; 0,7; 0 , 7 5 ; 1,5; 2; ="м и н

= 0,015; 0,03; 0,045. При гармоническом анализе были получены семейства кривых

Cf.

для определения амплитуд основной и третьей гармоник поля и полного потока полюсов в воздушном зазоре (рис. 5 . . . 7). С помощью кривых рис. 5 и 7 можно привести расчет характеристик холостого хода явнополюсных синхронных машин с учетом уплощения кривой поля от насыщения стали статора.

Необходимо отметить, что при расчете магнитных напряжений воздушного зазора в зубцах и теле статора часто приходится прибегать к повторным пересчетам с целью привести в соответствие принимаемые в начале расчета значения 0 и 0 с теми их значениями, которые опреде-

/ £ляются из кривых 0 = / и 0 = /

1 гЬ о44Fbo

по

найденному насыщению + -So

1.Ч

'.г

V

0,8

0.6

0,4

04

£е

у"

1 1£

... ...........I

)

л

f 41

V / 3-8 Элентросила^*'ХЭМЗ

temoM уплощения кривой поля _ дающие ветви опытных кривых

Аг Cnai

J f 1.см 3000 -S00

/ F

в 0,2 0,4 0,6 04 1,0 1,2 1.4 1,6 1,8 Z0

Рис. 8 .



Ниже приводится пример расчета магнитных напряжений воздушного зазора, зубцов и тела статора для разных значений э. д. с. холостого хода явнополюсной синхронной машины СМ 3 ООО— 500 (сталь статора Э4А).

Расчет магнитных напряжений в полюсах и ярме ротора проводится обычным методом с учетом потока полюсного рассеяния.

В качестве примера на рис. 8 и 9 приведены характеристики холостого хода явнополюсных синхронных машин СМ 3 000— 500 и СД 1 ООО— 428, рассчитанные по методам завода „Электросила", ХЭМ З и с учетом уплощения кривой поля от насыщения стали статора. Мелким пунктиром на рис. 8 и 9 приведены спадающие ветви опытных характеристик.

Сравнение характеристик холостого хода, рассчитанных для упомянутых выше 1 2 явнополюсных синхронных машин по разным методам.

Б 0,58 1,0 1.1 1,2

Приближения 1 1 2 1 2 1

МКС 5 ,7 8 .10е 9,96-106 9,96-106 10,97-106 10.97-106 11,95-106

It Ф )

- 2 Д Г 5 170 8 920 8 920 9810 9 810 10 700

В\g (принято) 1,099 1,137 1,147 1,169 1,167 1,178

кф (принято) 1,024 1,036 1,039 1,051 1,05 1,061

4 700 7 850 7 790 8 390 8 400 9 070

Ф = кф Ф ь МКС 5,92-106 10,31-106 10,34-106 11,53-106 11,51-106 12,7-106

Ф“ ~ 2Q a '

7 950 13 850 13 900 15 500 15510 17 030

г, R i 10 400 17 350 17 230 18 560 18 580 20 040

Ч - см 1,53 7,05 7.2 14,8 14,9 33,6

И" z ‘ /a, СМ 4,58 165 153 265 267 432

Fbo ~ 1 Ь ^ м и н ^ ь о 8 120 13 570 13 470 14 500 14 520 15 680

F jy = Н а ' L a . а 80 370 377 775 780 1 760

F z = -^ гЧ а ’ h , а 78 2 803 2 600 4 470 4 540 7 350

Fp, а 8 278 16 743 16 447 19 745 19 840 24 790

F p

Fbo1,02 1,232 1,22 1,36 1,366 1,575

— ■ (получено) Вьо

1,1 1,144 1,147 1,165 1,167 1,179

кф (получено) 1,024 1,04 1,04 1,049 1,05 1,062

П р и м е ч а н и е ; расчетная длина статора, площадь сечения тела статора, / — зубцовое деление, — ширина зубиа на,*/ j высоты от, расточки статора, Ifg — чистая длина стали статора, Н д — магнитная напряженность в теле статора. ~ расчетная магнитная напряженность в зубцах, Ьд — коэффициент воздушного зазора. — длина пути магнитных линий в теле статора и — длина пути магнитных линий в зубцах. ' •



показывает, что метод завода „Электросила" дает заниженные значения намагничивающей силы (н. с.) за коленом характеристик; метод завода ХЭМЗ дает значительно завышенные значения н. с. при коэффициенте полюсной дуги а < 0 ,71 и заниженные значения э. д. с. при а> 0 ,7 2 .

Кроме того, данные методы расчетов характеристик холостого хода не дают правильного представления о распределении магнитного напряжения между воздушным зазором и сталью статора, что хорошо видно из переходных характеристик Г = / (0 ^ ) и Г = / ( 0 + 0 ) рис. 8 и 9.

Следует отметить, что характеристики холостого хода, рассчитанные с учетом уплощения кривой поля от насыщения стали, достаточно хорошо совпадают с опытными.

Выводы. 1. Методы расчета характеристик холостого хода явнополюсных синхронных машин заводов „Электросила" и ХЭМ З являются приближенными и недостаточно теоретически обоснованными. Метод завода „Электросила", будучи сравнительно более удовлетворительным, дает заниженные значения н. с. ротора при холостом ходе и не дает правильного представления о рас

пределении магнитного напряжения между воздушным зазором и сталью статора.

2. Кривые рис. 5 и 7 позволяют более точно рассчитать характеристики холостого хода явнополюсных синхронных машин с учетом уплощения кривой поля от насыщения стали статора.

3. Кривые рис. 6 позволяют определить при холостом ходе амплитуду третьей гармоники поля с учетом насыщения.


1. Г . Н . П е т р о в и др. Электрические машины, ч. I, Госэнергоиздат, 1940.

2. М. П . К о с т е н к о . Электрические машины (специальная часть). Госэнергоиздат, 1949.

3. М. П . К о с т е н к о и Б. Е . К о н и к. Определение основной и третьей гармоник поля якоря и поля полюсов явнополюсной синхронной машины. „Электричество”, № 3, 1951.

4. А. Фр е н ке л ь. Теория переменных токов. Гос- энергои.здат, 1933.

5. Р. Р и х т е р . Электрические машины, т. I, II. 1935, 1936.

6 . R . W . W i е S е m а п. Graphical Determination of Magnetic Fields. Transact. A IEE . p. 141, 1927.

(17. 2. 1953]


Потенциальные условия на коллекторе высоковольтных тяговых электродвигателей

и пути их облегченияИ н ж . А. Б. И О Ф Ф Е

Завод .Динамо'^ им. Кирова

Д л я моторвагонных секций железных дорог с напряжением 3 300 в постоянного тока применяются электродвигатели с напряжением на коллекторе 1 650 в, соединенные наглухо два последовательно.

Выполнение этих машин связано со значительными трудностями по причине относительной малости диаметра колеса вагона (1 050 мм) и стесненных габаритов тележки, позволяющей иметь централь 445 мм. При этих ограничениях диаметр якоря электродвигателя получается 440 мм и коллектора 380 мм [Л. 1], что позволяет иметь не более 301 пластины на коллекторе, чему соответствует среднее межсегментное напряжение 2 2 в. Тяжелые условия работы тягового электродвигателя, подвешенного на оси (динамические воздействия от пути, загряз-ление, влажность, толчки напряжения и т. п.) еще более усугубляют напряженные потенциальные условия на коллекторе.

Как известно, в машинах такого типа довольно часто наблюдаются случаи кругового огня (перекрытия) на коллекторе по причине указанных выше тяжелых коммутационных условий. Каждое такое перекрытие, хотя и отключаемое защитой, имеет последствием более или менее серьезные повреждения частей машины (обгар изоляции,

Расслштриваются потенциальные условия на коллекторе высоковольтных тяговых электродвигателей, дается метод построения потенциальной кривой и определения максимальных значений межсегментных напряжений на коллекторе, излагается принцип устройства электродвигателя, позволяющего осуществить простую схему электрического торможения для моторвагонных секций на напряжение 3 300 в.

Направление врасцения

Рис. 1. Потенциальная кривая {!) и распределение межсегментных напряжений (2).

оплавление углов пластин, загрязнение поверхности коллектора и т. д.), что ухудшает ее дальнейшую работу, снижает стойкость и повышает вероятность повторного перекрытия.

Какие же мероприятия должны быть приняты в высоковольтных тяго вы х электродвигателях для повышения их коммутационной устойчивости? Известны две причины перекрытия на коллекторе.

1. Перекрытие может быть результатом вспышки под щеткой вследствие электромагнитных или механических причин, которая при благоприятн.ых условиях может перейти в круговой огонь. Это представление о возникновении кругового огня исследовано многими авторами [Л. 2...4]. Установлено, что вытягивающаяся из-под щетки дуга многократно гаснет и возникает снова, продвигаясь, таким образом, далее по коллектору. Предполагается, что эта дуга не погаснет и перейдет в круговой огонь, если она достигнет критической точки а (рис. 1 ), где напряжение на концах дуги будет достаточным для ее горения. За критическую можно также принять точку Ь, где межсегментное напряжение достигает 2 2 в, — значения минимально необходимого напряжения для горения дуги между медными электродами (пластинами).

Д ля снижения опасности перекрытия по этой причине желательно иметь в двигателе возможно более пологую потенциальную кривую на коллекторе, что обеспечивается рядом конструктивных мероприятий: выполнение перекрытия главного полюса с а < 0,67, увеличение зазора до двойной расчетной величины у края наконечника главного полюса, возможно меньшее искажение формы поля и. с. обмотки якоря и т. п.

Д ля уменьшения вероятности появления вспышки под щеткой также применяется ряд мероприятий: устройство второго зазора у остова в цепи добавочных полюсов [Л. 5], иногда щих- товка добавочных полюсов, применение для ослабления поля индуктивных шунтов, повышенное давление на щетки и т. п.

Если считать, что указанными причинами обусловлен круговой огонь на коллекторе, то устойчивость электродвигателя в этом отнощении достаточно полно характеризуется так называв-



мой величиной напряжения перекрытия при опыте ударного включения (Л. 5, 6 ].

Однако практика свидетельствует о случаях, когда электродвигатель с очень высоким значением напряжения перекрытия и безупречной коммутацией все же подвержен круговому огню в эксплуатационных условиях.

2 . Видимо, второй причиной возникновения кругового огня является случайное засорение угольной или другой пылью изоляционного расстояния между смежными коллекторными пластинами. Если напряжения между пластинами и на 1 см окружности коллектора достаточно велики, то после выгорания этого случайного мостика зажигается дуга, переходящая в круговой огонь.

Очевидно такого рода случаи кругового огня по этой причине можно предупредить содержанием коллекторной камеры электродвигателя в максимально возможной чистоте, обеспечением минимально возможного значения межсегментного напряжения и напряжения на 1 см окружности коллектора и увеличением толщины изоляции между пластинами, которая в высоковольтных т я говых электродвигателях берется равной \..Л,2мм.

Резюмируя, можно полагать, что потенциальные условия на коллекторе характеризуются: а) максимальным значением напряжения между пластинами; б) максимальным значением напряжения, приходящегося на 1 пог. см окружности коллектора.

Ниже сделана попытка дать некоторые математические характеристики указанным параметрам.

При нагрузке электродвигателя н. с. в каждой точке полюсного деления

Е = Е ^ ± Р д Х , (1)

где — н. с. катушки главного полюса;Fg — н. с. реакции якоря;

X —• абсцисса рассматриваемой точки, выраженная в долях от половины полюсного деления с отсчетом ее от оси главного полюса.

Эта н. с. определяет индукцию поля в данной точке и, следовательно, межсегментное напряжение. Имея магнитные характеристики машины для разных точек полюсного деления, можно, пользуясь ими, найти эти напряжения. Однако этот путь крайне сложен, когда насыщается рог полюса, что почти всегда имеет место при номинальном режиме работы машины. Та к как всякое насыщение приводит, очевидно, к снижению индукции, то целесообразно рассматривать такой режим работы мащины, когда можно всяким насыщением магнитной цепи практически пренебречь. Этот режим соответствует высокой скорости движения при ослаблении поля машины и является, как известно, наиболее опасным в коммутационном отношении.

Кривые рис. 2 иллюстрируют сказанное. Из кривых видно, что при полном поле электродвигателя кривая напряжения на 1 пог. см окружности коллектора идет значительно ниже, чем при ослабленном.

Рис. 2. Напряжение на I пог. см окружности коллектора е и напряжение между пластинами

+ •1 ,2 , 3. 5 — двигатель 1 650 в (7, 2, 5 — ослабленное поле; 3 — полное поле); 4, 6 — двигатель 825 в {1, 4, 5,

б — по расчету; 2, 3 опытные).

Д ля зоны наибольшего искажения поля (сбегающий край щетки в электродвигателе) напряжение между пластинами в любой точке

1 +Р /

(2 )

2 p Uгде Сд = ------среднее напряжение между пластинами;

К — число коллекторных пластин; а — перекрытие полюса;

0 — расчетный зазор;8 — зазор в точке х.

Напряжение, приходящееся на 1 пог. см.

S —"ср 1

x F „

Р /(3)

где Рд, — коллекторное деление, см.Определив по формуле (3) значение для

середины полюса, точки перегиба дуги полюса а (рис. 2 ), края полюса и считая, что нуль поля будет в точке, соответствующей абсциссе х =

= (где ширина наконечника

добавочного полюса, а 8 , — зазор под ним), можно построить кривую S или вдоль окружности коллектора (рис. 2). При этом в середине между краем полюса и точкой с абсциссой


44 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О No 1

статах.

= У МОЖНО принять приблизительно

8 = 25% от значения ее под краем полюса. По построенной, таким образом, кривой e ^ = f(x ) не представляет труда вычислить потенциальную кривую, приведенную на том же рис. 2 .

Расхождение между расчетом и опытом получается сравнительно приемлемое.

И з кривых рис. 2 видно, что в точке перегиба кривой дуги полюса s имеет наибольшие значения. В этой точке обычно л: = 0,4 . . . 0,45, тогда

-ср + 0,42 “

ср

\

1 + 0 , 4 2 ^^ Р /

(4)

(5)

Долголетняя практика показывает, что для условий тяго вы х электродвигателей величина

не должна превосходить 50 в, а 115 eJcM. Обе цифры предельны и характеризуют весьма напряженные условия работы двигателя.

Д ля маломощных высоковольтных машин типа вспомогательных, достигает значительноболее высокой цифры — до 70...75 в, что я в ляется, повидимому, допустимым вследствие существенно большего активного и индуктивного сопротивлений секций якоря, ограничивающих ток в дуге. Видимо при этом имеет место недостаточная ионизация воздуха окружающего пространства и дуга, возникшая между двумя пластинами, гаснет, не переходя в круговой огонь.

В тяго вы х двигателях того типа, о которых идет здесь речь, из-за указанных ранее габаритных ограничений приходится допускать предельные значения и . Поэтому такие машины требуют для надежной работы тщательного ухода, нормальных напряжений в сети, хорошего состояния путей, хороших щеток и т. п.

Однако предельное коммутационное использование этих двигателей при моторном режиме и необходимость переключения их групп для регулирования скорости и пуска, очень сильно усложняют возможность применения электрического торможения моторвагонных секций (реостатного или рекупераФивного).

По всем этим соображениям оправданы поиски такого решения, которое, с одной стороны, облегчило бы коммутационные условия работы машины и, с другой, — позволило бы применение электрического торможения.

Автор статьи разработал новый тип электродвигателя, в значительной мере решающий эту проблему, принципы конструкции которого излагаются ниже [Л. .1].

Д ля случая обычного последовательно-параллельного включения групп электродвигателей упрощенная диаграмма потерь в реостатах при пуске изображена на рис. 3 [Л. 7]. Площадь ОаЬ дает меру потерь в пусковых сопротивлениях до выхода на последовательное включение машин (825 в на каждый электродвигатель), площадь bed — меру потерь в тех же сопротивлениях при выходе на параллельное соединение (1 650 в на электродвигатель). Вместо долей номинального напряжения по оси ординат отложены практически пропорциональные им доли номинальной пусковой скорости.

Таким образом, суммарные потери в реостатах за время пуска пропорциональны площадям

Оай + йсй = = 0,25.

Представим теперь, что мы сконструировали двигатель с напряжением на коллекторе 825 в, включили наглухо четыре такие машины последовательно и хотим иметь те же пусковые потери в сопротивлениях. Нетрудно убедиться, что при этом номинальная скорость машины должна приблизительно равняться 70% скорости исходного двигателя. Тогда потери при пуске

O e f = 4 4 ^ 0 , 2 5 ,

т. е. они получаются эквивалентными исходному случаю.

Итак, электродвигатель на 825 в должен иметь скорость вращения, равную 0,7 от скорости исходной машины на 1 650 в. Поэтому число проводников его обмотки и коллекторных пластин должно составлять

и 1

2 U ' 0 , 7 '0,7

от числа коллекторных пластин и проводников исходной машины. Следовательно, толщину каж

дого проводника можно выбрать в “ =1 ,41 ра

за больше.Поэтому при тех же потерях в меди якоря но

минальный ток машины может быть также взятв _ = 1,41 раза больше, а мощность будет со

ставлять 1,41 = 6 >Y мощности исходной ма

шины при том же крутящем моменте.Однако для получения той лее скорости, кото

рую имела исходная машина при ослаблении поля, в рассматриваемом электродвигателе на 825 в придется итти на большее ослабление поля, ибо-


№ 1 Э Л Ё К Т Р И Ч Ё С Т Ё '

характеристика его полного поля дает скорость вращения, равную только 70% скорости исходной машины (рис. 4).

На верхней характеристике машины при максимальном ослаблении поля мощность должна быть та же, что и в исходной машине и, следовательно, ток в 2 раза больше. Таким образом, действующий по нагреву ток можно принять равным

V2 2 + 1 ,412= 1,73 от значения тока в исходной

мащине.Практически это допустимо, потому что при

уменьшении числа проводников обмотки якоря улучшается использование паза. Кроме того, по соображениям механической прочности проводников исходная машина на 1 650 в строится обычно недоиспользованной по нагреву.

Рассматриваемая машина должна иметь повышенное ослабление поля, поэтому ее целесообразно выполнить с увеличенным приблизительно на 40% зазором под главным полюсом, чтобы не получить чрезмерно большого увеличершя коэффициента ( 1 + 0 ,4 2 | + ). Увеличение зазора

Ерпотребует размещения увеличенных по объему катушек главных полюсов, для чего придется снизить сечение меди обмоток и длительный режим по катушкам будет допустим с ослаблением поля порядка 65...70% и ниже.

Полученные характеристики электродвигателя показаны на рис. 4. Рассмотрим, какие же преимущества имеет такой электродвигатель с коммутационной точки зрения.

Благодаря уменьшению напряжения на коллекторе среднее межсегментное напряжение будет 2 2 = 1 5 ^ 5 в, а среднее напряжение на

1 см окружности коллектора упадет вдвое.Как это видно из рис. 2, максимальное напря

жение на I см окружности коллектора будет 70 в вместо 114 в в исходной машине. Максимальное межсегментное напряжение при ослабленном поле составит 39 в против 46 в. Потенциальная кривая также будет значительно более пологой.

Таким образом, рассматриваемый двигатель имеет значительно более легкие коммутационные условия работы, чем машина на 1 650 в, а отсутствие переключений групп двигателей в схеме еще более облегчает эти условия, исключая толчки напряжения при таких переключениях.

Сниженное напряжение на коллекторе и отсутствие переключений групп электродвигателей создают реальную возможность выполнения на моторвагонной секции с такими мащинами электрического торможения. При этом следует учесть, что все вышеизложенное относилось к машине с теми же габаритами, что и исходная.

Конечно, предложенная система электродвигателя не лишена недостатков. Они сводятся, по сути дела, к двум: 1 ) первая экономическая ступень скорости имеет повышенное по сравнению с исходной машиной значение приблизительно

Рис., 4. Характеристики двигателя конструкции автора.

В 4,41 раза; 2) более точный расчет пусковых режимов показывает, что при коротких перегонах, порядка 2 км, несколько увеличится расход энергии за счет пусковых потерь на 2...3%.

По нашему мнению, подтвержденному двухлетним опытом эксплуатации такого рода моторвагонной секции, первый недостаток не имеет практического значения. Что касается второго, то достаточно предусмотреть незначительное, порядка5.-.. 10%, увеличение длины активной стали подобной машины, чтобы перекрыть это увеличение расхода энергии и даже достичь экономии.

Наличие в рассматриваемой машине глубокого ослабления поля, иначе говоря, практическое отсутствие насыщения на верхних характеристиках и повышенного воздушного зазора придает этим характеристикам наилучшую по условиям использования мощности на высоких скоростях форму [Л. 8 , 9], что выгодно отличает этот двигатель от исходной машины на 1 650 в, где столь глубокое ослабление поля невозможно по потенциальным условиям на коллекторе.

В силу сказанного можно предполагать, что описанная система электродвигателя может оказаться целесообразной в ряде случаев.


1. П. Н. Ш л я х т о и Д. Д. З а х а р ч е н к о . Подвижной состав электрических железных дорог, ч. II, Москва, 1951. Трансжелдориздат.

2. О. Б . Б р о н и В . С. А л е к с а н д р о в. Круговой огонь на коллекторе машины постоянного тока. Электричество, Лс» 3, 1935.

3. H e l l m u n d . статьи в E l. Eng., № 11, 1935; № 1, 1937.4. Н . П. Е р м о л и н . Переходные процессы в машинах

постоянного тока. Москва, 1951. Госэнергоиздат.5. А. Б. Иоффе. О коммутации тяговых двигателей

при неустановившихся режимах. Электричество, № 2, 1946.6. А. Б. Иоффе. Расчет устойчивости тяговых дви

гателей к нестационарным режимам. Электричество, № 9, 1939.

7. Б. Н. Т и х м е н е в и Л. М. Т р а х т м а н . Подвижной состав электрических железных дорог, ч. III, Москва, 1951. Трансжелдориздат.

8 . Г. Г. М а р к в а р д т и П. Н . Ш л я х т о. О наивыгоднейшей характеристике тягового двигателя. Электричество, № 2, 1952.

9. А. А. Р а б и н о в и ч. К статье Г. Г . Марквардта и П. Н. Шляхто. Электричество, Л"» 9, 1952.

[10. 1. 1953]

❖


Построение рабочих характеристик при испытании тяговых двигателей по схемам обратной работы

Кандидат техн. наук В. Н . Б О ГО Я В Л ЕН С К И Й

М осква

особенно в схемах

Схемы обратной работы. Распространенной схеме (рис. 1 ,а) обратной работы с применением вольтодобавочной машины ВМ присущ тот основной недостаток, что через якорь вольтодобавочной машины проходит полный ток генератора 2. Это создает трудности при подборе вольтодобавочной машины, испытания многоамперных машин. Можно избежать этих трудностей путем применения схем, основанных на дополнительной подпитке обмотки возбуждения генератора О В2 (рис. 1 ,6 ) или на шунтировании обмотки возбуждения ОВу, тяго вого двигателя (рис. 1 ,в).

В статье авторы излагают методику теоретического построения рабочих характеристик, дающих возможность анализа работы схем 6 , б рис. 1 .

Основные соотношения в схеме обратной работы рис. 1,6. Д ля схемы б можно написать следующие исходные уравнения:

U ' = E 2 ~ h r , = Д 1 +

Д ля испытания тяговых двигателей на ремонтных заводах применяется схема обратной работы с вольтодобавочной машиной, рассчитанной на рабочий ток испытуемого двигателя. Развитие тепловозной тяги вызвало появление многоамперных тяговых двигателей, и в результате возникла необходимость в замене вольтодобавочной машины действующих схем. Предлагается схема обратной работы с подпиткой и шунтировкой обмоток возбуждения, что позволит использовать имеющиеся вольтодобавочные машины при испытании многоамперных тяговых

двигателей.

Обычно для номинального режима а = 5 . . . 6 % .

Введем следующие обозначения: Pgj и Рд2 — потери в стали двигателя и

л 1 п /* 42генератора; Рмеханические потери двигателя; Ру — мощность на валу двигателя; Р 2 — мощность на валу генератора.

Отметим, что при номинальном двигательном режиме

Р = Р^с1 + 2’ И Р у = Р 2 , ( 6 )

тогда можно написать следующие соотношения:

Е у 1 у ~ Р ^ ~ Р ^ ^ = Р у , (7)

F z h + Рс2“Ь Рм2 = (8 )

Умножив обе части уравнения на ток h и решая совместно (4), (7) и (8 ), найдем:

/ , = / 4 /2>

Г 2 — Г у = l2 r , - \ ~ h r , - \ - h r „ У У - г

Уравнение (4) можно представить в виде:

Д 2 — £ i = ( l - f a ) - S / r ,

(1)(2)(3)

(4)

Е Ч Ь Р п - Р с1 Л Р с2 Л - Р м1 - ^ Р м2 +

(9)

(5)

где а = F п ОИ г

Иначе говоря, все потери агрегата схемы б покрываются за счет мощности сети ( J '- l и генератора подпитки и^-1^ = Р^, что физически вполне понятно.

’ Полученное выражение можно представить в виде:

Е /г = h r ^ + /jZ-g - f 11 ■ 2 т„ . U ’I - h P „ = 2 P g V f y r y i , . U ^ - , ( 10)

Рис. 1. Схемы обратной

работы.а— распростра- ненная схема с дополнитель

ным возбудителем В М : б— г возбуд- телем

подпьтки; в — с шунтировкой обмотки возбуждения тягового двига

теля.


№ I Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О 47

здесь

2 0 = 0 + 0 . + 0 4 0 ;

//2\ 211 +

1 =

так как

27^0 + 7 + 1 п ~ Т ’л

и ’

2 P g R l \ ( 2 % + 2 +

^ ---------------- й '

0 „ = 0 ' + 2 0 + 7 0 .

Мощность на валу генератора

Р 2 = 0 ^2 + 0 -

Согласно (8 )

0 + = 0 + / 0 , .

Мощность на валу генератора

0 = 0 + ^ 0 + - + -

Коэффициент полезного действия двигателя

( 16)

(17)

+ « = - ^Р г Р Р с + П - г ,

1м 1и + + 2 Р , + 7 f r

(18)

(19)

1 Мощность P j не учитывает потерь в обмотках возбуждения генератора.

Напряжение на зажимах двигателя

. f j , т . _ i r ,0 м - + '• « =

( И ) ‘ п

— некоторое расчетное сопротивление.Из (10) можно приближенно определить общий

ток сети

( 12)

Для вывода соотношений между мощностью, отдаваемой генератором' и мощностью,потребляемой цепью двигателя P j используем соотношения (3) и (10). Находим:

р ; = р ; + 2 р , + Г г г + е „ - ц - р „ - (13)

Из (4), (7), (8 ), (П ) , (13) можно получить;

U ' I i = P ; = E J i + l \ { r ^ + r J - P n + U n - I , .

(14)

(20)Методика построения рабочих характери

стик. Методику построения рабочих характеристик для схемы б рис. 1 покажем на примере конкретных машин.

Данные машины следующие: мощность 98 кет, напряжение 157 в, номинальный ток 725 а, скорость вращения 248 об/мин, сопротивление якоря 0,0178 ом, сопротивление обмотки возбуждения 0,0070 ом, потери в стали 2,25 кет. Скоростная характеристика двигателя при номинальном напряжении и характеристика намагничивания считаются заданными. Потери в стали и механические потери для упрощения расчетов в дальнейшем будут приниматься неизменными.

При предварительном подсчете ток подпитки + неизвестен, поэтому сперва принимаем + =

: / , „ = 7 2 5 а.

Обозначим в (14)

р ; = 0 Д + / 0 г , + /-„) (15) тогда

мощность, потребляемую двигателем из сети при нагрузке током /] в случае его нормального включения, т . е. в случае неизменного напряжения на зажимах двигателя. В частном случае P j равно номинальной мощности машины Р,^ .

Обозначим через P j ■= U 'K полезную мощность генератора. Тогда уравнение (14) можно переписать в следующем виде:

Напряжение сети

+ - r „ = 1 5 7 + 725-0,007 = 162 е.

Найдем э. д. с. генератора и двигателя для заданного тока:

0 = 7 / ' + + • / • , = 174,8 S,

0 = 7 / ' - + ( г , Д 2 г „ ) = 1 3 9 в.

Р 0 0 + + 0 (r^ + 2 r j = 118,7 ке т.

Так как в этом случае

0 0 Рп~-Ьч +

= + + + [1 + (^7)'] 0 + + 2 + -

то из выражения (13) находим мощность генератора:

0 ' = Р[ - 2 0 - / 0 2 ( г , + г„ ) = 75,2 к е т .

С другой стороны, мощность генератора Р = 77' • К , так что ток генератора

Ь = Р 2 ■ ТУ'= 465 а.

По кривой намагничивания находим по току в обмотке возбуждения двигателя 7j = 725 а,поток Ф 0 О .5 6 . Скорость вращения двигателя

139

Поток генератора

ф ' - 0 2 ~

■ 0 ,56= 248 об/мин.

174,8 р, 8-мин_ и , / и

По потоку генератора можно по кривой намагничивания найти соответствующий ему ток воз-



Рис. 2. Изменение основны.х величии тягового двигателя при изменении тока подпитки.

буждения генератора: /д — 1 120 в. То к подпитки в первом приближении найдется из равенства

1 120 — 725 = 395 а.

То к сети будет:7 = 725 — 465 = 226 а.

Подсчитываем в первом приближении величины:

'0,0479; 72% i-7 i% + /i2r„

0 = 0 ,7 5 ; У = 0,54.

Теперь, если это нужно, можно подсчитать уточненные значения интересующих нас величин (второе и т . д. приближения).

Мощность , подводимую к зажимам двигателя, оставляем неизменной и равной

P j^ = / j^ 7 / j^ = 7 2 5 -1 5 7 .1 0 -3 = 114 ке т.

Расчетное сопротивление

г = 0,007 + 0,0178- 1 + 465 2725 : 0,033 ОМ.

Мощность подпитки, теряемая в обмотке возбуждения генератора О В 2 , и мощность генератора подпитки

1+у‘ 1н= 1 2 ке т,

12

120 395 = 4,25 ке т.

Мощность генератора и двигателя [формула (13)]

Р 0 120 — 4 ,5 -7 2 5 -0 ,0 3 3 .1 0 -3 —

— 12 + 4,25 = 83 ке т,

Р 0 7/+^ = (1 5 7 + 1 120-0,007)725 =

= 1 6 5 -7 2 5 .1 0 -3 = 120 ке т.

Аналогично предшествующему, подсчитав все параметры, имеется возможность определить

а = 8 ,5% ; /2 :/,^ = 0,69 и /^ : 7, = 0,595.

Задаваясь различными токами якоря двигателя, подсчитываем все нужные величины и строим характеристики

« = / ( + ) и /, = ф(7 ,).

Как видно из рис. 2, кривая я= /(7^ ^ ) имеет сериесный характер, причем в зоне больших токов подпитки скорость вращения меняется незначительно и лишь при малых значениях токов подпитки I^ скорость вращения резко возрастает.

Мощность на валу двигателя при 7j = = 725 а и 7г = 500 а

2 = -P 2 -f^ 2 r* + + ^ 8 3 + 5002.0,0178-10-3 +

-[ 2,25 = 89,7 ке т.При этих условиях мощность, подведенная к зажимам двигателя, P i = 114 ке т, отсюда к. п. д. двигателя будет 89 ,7 :114 = 0 ,7 9 .

Момент, развиваемый двигателем, М =так что для 7, = 725 а.= 974 М JCZM,

п89,7 ке т и л = 250 об/мин.

М = 974 - 89,7 : 250 = 350 кгм.Подсчитав 7] и М для других значений токов

7[, построим кривые (рис. 2) M = f i { R j ) и т) = =(р2 (+)• Необходимо отметить, что в схеме рис. 2,6 наиболее нагружена обмотка возбуждения генератора 2. Обмотка якоря генератора 2 в этом случае нагружается меньше, чем обмотка якоря двигателя 7. Недостатком схемы б в этом случае является необходимость во вспомогательном генераторе. Однако мощность этой машины, как показал проведенный выше расчет, получается небольшой, порядка 5 ке т при мощности двигателя 98 к е т . При желании избежать дополнительной машины можно осуществить добавочное питание обмотки возбуждения генератора О В2 от главного генератора или сети.

Методика построения рабочих характеристик д ля схемы б рис. 1. Методику построения покажем на примере для случая испытания двигателя с теми же параметрами, что и выше. Расчет, как и в предыдущем случае, ведем при постоянстве напряжения на зажимах машины 7 и, следовательно, при переменном напряжении на зажимах сети. Произведем расчет, например, для тока якоря машины 7 i= 5 0 0 а. Задачу решаем методом последовательного приближения.

Задаемся произвольным значением коэффициента шунтировки, например, р = 0,9. Тогда ток возбуждения машины 7

7 = р7, = 0,9.500 = 450 а.

Д ля этого тока возбуждения по кривой намагничивания найдем поток Ф’= 0 ,4 6 . Скорость вращения агрегата определяется:

п. 157 — 500(0,0178 + 0,9.0,007)---------------- Q — —У - = 3 3 5 об/мин.


№ 1 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О 4 9

циента шунтировки.

Тою. якоря машины 2 найдем из_следующего равенства:

M i = M2 + M

или

т р

г 2Р„

+ l\ (г, + Гд) / |г пА- я

U nYhrg

где — момент трения;Мз — момент генератора;Му — мо.мент двигателя.

Поток ® 2 = 0 ,4 8 найдем по кривой намагничивания для тока /) = 500 а.

Подставив л = 316 об1мин, 2 Р ^ = А,Б ке т, получим:

. 224— 14,3^ 2 = - ^ . 4 ^ = 437 а.

То к сети будет / = / [ — / 2 = 500 — 437 = 63 а.- То к сети при заданных условиях можно также

найти, исходя из значения потерь в^агрегате в рассматриваемом режиме:

(21)

Совпадение значений / и /' будет указывать на правильность произвольно выбранного выше значения р.

Подставив числовые значения в (21), получим:

4,5.103 + 5002.0,0248 0,007 • 4502 + 4472.0,0178 ~ 157 + 500.0.007 ■“

= 98 а.

Рис; 4. Основные характеристики схемы обратной работы при шунтировке обмотки возбуждения тягового

двигателя.

Таким образом, задавшись коэффициентом шунтирования р = 0,9, мы не получили совпадения результатов. Поэтому при том же токе машины /] = 500 а подсчитываем I для меньших значений р, например, 0,8. В случае несовпадения для р = 0,8 I и /' производим подсчеты для других значений р, пока не получим равенство / = / '.

При этих вычислениях большую помощь может оказать графическое построение кривых /= /(р ) и /' = щ(р), как это показано на рис. 3.

Задаваясь различными значениями тока якоря /], машины / и подсчитывая р неуказанной методике, можно построить кривые (рис. 4) /,, h , п в функции р для схемы в рис. 1.

Рассмотрение кривых рис. 4 позволяет сделать следующие заключения:

1. В достаточно широких пределах изменения р скорость агрегата меняется незначительно. Весьма сильное изменение скорости наблюдается при р, близком к единице. При р = 1 , п = оо.

2. То к машины 1 (питающего генератора) и сети меняются весьма сильно при уменьшении р, что дополнительно сужает область допустимого его изменения.

3. Ток машины 2 меняется в более узких пределах, чем I и /], однако при р = 0,5 также превышает допустимые значения.

Таким образом, при использовании схемы рис. 1 ,б мы вынуждены считаться с ограничениями, накладываемыми на пределы изменения р как условиями механического характера (разнос), так и коммутационнсго.

Автор выражает признательность проф.Н . В. Горохову и канд. техн. наук И. В. Уткину за ценные указания и помощь, оказанную ими при составлении статьи.

« |18. 4. 1952]



о применении коронирующих электродов в качестве внешнего промежутка

трубчатого разрядника'Кандидат техн. наук, доц. Е . В. К А Л И Н И Н

Сухоразрядные напряжения внешних промежутков. Известные, опубликованные разрядные характеристики коронирующих электродов, показывающие их высокие сухоразрядные напряжения 50 гц при низких импульсных напряжениях, относятся к цилиндрам из тонкой листовой стали. Но так как в трубчатых разрядниках текут большие токи, то в первом этапе исследования выяснялась возможность использования кольца приемлемой толщины в качестве коронирующего электрода.

Кольца применялись разных диаметров — от 22 до 148 мм (табл. 1). Д ля каждого диаметра применялось два варианта кольца: с тонкой стенкой (отмечен буквой а) из динамной стали толщиной 0,5 мм и с толстой стенкой от 2 до 9 мм.

Таблица IСпецификация испытанных кольцевых

коронирующих электродов

При использовании трубчатых разрядников в качестве подстанционных в ряде случаев следует понизить импульсную характеристику разрядника, но не снижая ее разрядных характеристик при промьт- ленной частоте ниже допускаемых пределов. Излагаются основные результаты исследования автора о возможности улучшения характеристик разрядника путем применения внешних коронирующих элек

тродов.

№элек

трода

11а4 4а55а2а6а

3За

Диаметр внешний внутренний, мм

То лщ и на стенки, мм

Ширина электро

да, мм

42 т 4 1042/41 0,5 4060/54 3 1060'59 0,5 4089/79 5 1089/88 0,5 4050/49 0,5 40

148/147 0,5 40

50/32 9 10148/132 8 10

22/18 2

Ф

1,5

Эскиз электрода

&Д ля удобства смены кольца крепились на

пружинном держателе, изображенном на рис. 1.

Держатели крепились на наконечнике 110 кв трубчатого фибробакелитового* разрядника и па изоляторе таким образом, чтобы- образовать как бы внешний промежуток у разр.яд- ника.

Согласно результатам определения сухоразрядных напряжений колец без разрядника (рис. 2) выгода от применения коронирующих колец выявляется, начиная с про межутков больше 50 мм. Кольца с тонкими стенками дают наибольший выигрыш, но и кольцо 1 и даже 2 (табл. 1) со стенкой толщиной 4 и 9жж тоже имеют повышенное пробивное напряжение в пределах исследованных промежутков. Кольц а / и 2 — сравнительно малого диаметра и корона появляется на них раньше, чем на кольцах 5 и 6 большего диаметра. Поэтому даже при промежутках 100... 175 мм эффективность колец & и 6 еще мала.

Второй тип испытанного коронирующего* устройства представлял стержневой промежуток между \ 0 -M M стержнями с торцевым прямоугольным срезом, экранированный кольцом из динамной стали диаметром 90 мм шириной 40 мм. Кольца крепились на тех же держателях что и

Рис. 1. Держатель для коронирующих колец.

кв

140

||/Я7|- 100

§ S

11“

04 0

1а-2а-

/ З а

к- 9

у6

г

'У й/

2 -В60

1 В экспериментальной части работы принимали участие С. М. Гинзбург, С. Л. Комм и К . А. Щербакова.

80 100 120 140 160 180 м м .Искровой промежуток

Рис. 2. Сухоразрядные напряжения между корони- рующими кольцами (цифры указывают номера

электродов по табл. 1)„


№ 1 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О 5 'r

о го 120

S -8 0

1--------- -ГА'

f v60Ч / V .

,Л /, л т

, _о

3=10

— - 7 ------- ■

140 мм.

Рис. 3. Сухоразрядные напряжения между стержнями, экранированными коронирующими кольцами.

на рис. 1, но внутри втулочек, к которым приваривались стерженьки, пропускался круглый стержень диаметром 10 мм, срезанный поперек. Передвигая стержень, можно было легко регулировать его вылет по отношению к кромке кольца. Эскиз крепления и результат исследования зависимости сухоразрядного напряжения от вылета при постоянном искровом промежутке показан на рис. 3. Там же нанесены значения пробивных напряжений неэкранированных стержней. И з рис. 3 видно, что выгода от применения экранировки получается при промежутках не меньше 60...80 мм.

Третий тип испытанного коронирующего промежутка был выполнен в виде круглого диска с толщиной стенок в несколько миллиметров с острыми краями, в центре диска пропущен круглый стержень с торцевым прямоугольным срезом 2 . Исследовались диски диаметром 35, 65 100, 1115 мм. Лучшие результаты дал диск 100 мм. Как видно из рис. 4, при таком типе устройства получается заметное повышение сухоразрядного напряжения уже при искровом промежутке между стержнями в 20...30 мм, сохраняя свое значение при промежутках 80 мм.

Следует отметить, что как при толстостенных коронирующих кольцах, так и при толстостенных дисках, экранирующих стержни, корона имеет вид, отличный от образующейся на тонкостенных трубах. При тонкостенных трубах наблюдается равномерное фиолетовое свечение по окружности кольца, а при толстостенных трубах и кольцах корона видна в виде отдельных ярких точек, симметрично расположенных на коронирующей окружности на расстоянии нескольких сантиметров друг от друга.

Сравнительные испытания роговых и коронирующих внешних промежутков. На рис. 5 показаны результаты сравнительного испытания по определению сухо- и мокроразрядных напряжений при 50 гц и минимальных импульсных напряжений для внешнего промежутка из рогов и экранированных стержней. Аналогичные результаты были получены при испытании промежутка между коронирующими кольцами 1 (табл. 1).

40 60 80 100Вылет стержня, а

Рис. 4. Сухоразрядное напряжение между..стержнями,, экранированными дисками с острыми краями.

На основании результатов полных испытаний обоих типов промежз'тков можно сделать следующие выводы. При внешних коронирующих электродах можно достичь сухоразрядного напряжения, заметно большего, чем при роговых или стержневых внешних электродах. Наоборот, импульсные напряжения меньше у коронирующих промежутков. Но мокроразрядное напряжение у обоих типов промежутков, коронирующих и обычных, практически одинаково. Более того, детальное исследование показало, что даже простое смачивание коронирующих электродов, без дождя, снижает их разрядное напряжение до значений, получающихся при дожде. Еще в 1932 г. К . С. Архангельский [Л. 1] показал, что загрязнение маслом сводит на-нет благоприятное действие короны на коронирующих электродах. Действие слоя масла и воды объясняется тем, что цц' острых кромках пропадает сплошная корона, поэтому разряд развивается по изолированному каналу, что близко соответствует условиям на рогах или стержнях.

В заключение обзора испытаний внешних промежутков без трубчатого разрядника интересн®*

>

i lI fсо Соis"?

тсв70

60

so

4o

30

20

iO

Квh 39

4 “70

I~^S6,5

-j-I 28

* «

7-в{;

У ч <

>г

) 111

20 30 40 SO 60 70 m mРасстояние между эмектродти '

Рис. 5. Разрядные характеристики искрового промежутка-' между рогами из \8-мж стали и между стержнями диа метром 10 мм, экранированными дисками 10 мм с острыми'

краями с вылетом стержня 5 мм.I , 2 — мокроразрядная характеристика рога; 3 — сухоразрядная рога; 4 — то же, экранированные стержни; 5, 6 — минимальное импульсное разрядное напряжение при волне+1,5/40 мксек; 7, « — т о

же. при волне— 1,5/40 мксек.

2 Предложен М. М. Некрасовым.• рога

экранированные стержни.4*


52 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О 1 №

рассмотреть результаты импульсного испытания параллельно включенных рогов и колец 1.

Опыт осуществлялся следующим образом; при неизменной настройке генератора импульсов и раздвинутых как коронирующих кольцах, так и рогах постепенно сводили попеременно кольца и .рога до тех пор пока 50% срабатываний генератора импульсов были холостые, а 50% вызывали пробой соответствующего промежутка.

Результат этих испытаний (табл. 2) подтверждает, что импульсная прочность коронирующих электродов ниже, чем у роговых электродов.

Таблица 2Э квивалентные расстояния кольцевого промежутка / (табл. 1)и рогового при волне 1,5/40 мксек (определены

по 50%-му методу)

Таблица 3

Амплитуда волны, кв . .

Расстояние между рогами, м м ..........................

То же, между кольцами, м м ..........................

75

75

75

102

98

100

115

120

125

135

132

150

165

150

200

Исследования трубчатого разрядника с коро- аирующим внешним промежутком. Исследование было проведено с 60-кв трубчатым фиброгетинак- .совым разрядником и внешнем кольцевом коро- нирующем промежутке 1 (табл. 1) и с 35-кв

3Sразрядником типа PT^-g— jco стержневым экра

нированным промежутком.При сравнительном испытании было получено

для 60-кв разрядника, что при коронирующем внешнем промежутке минимальное импульсное напряжение на 8... 10% устойчиво выше импульсного разрядного напряжения при роговом промежутке такой же величины, хотя импульсные пробивные отдельно взяты х внешних коронирующих промежутков меньше, чем у роговых. Это происходит за счет повышенной емкости внешнего коронирующего промежутка. При импульсных воздействиях разряд протекает каскадко: сначала пробивается внешний промежуток, а затем трубка. При коронирующем внешнем промежутке на внешний промежуток приходится меньший процент напряжения, чем при роговом, и пробой внешнего промежутка, а следовательно, и всего разрядника происходит при большем напряжении волны.

Аналогичная картина получается для 35-кв35разрядника типа P T ^ g + g (табл. 3).

Можно уменьшить пробивные напряжения ■разрядника с внешним коронирующим промежут- ■ ком путем наложения на поверхность гетинакса ,со стороны наконечника металлического кольцевого экрана, соединенного с наконечником®. Та кое мероприятие следует применять с осторож-

щостью, так как при наложении экрана электри

гоо.Е

«а 2? я ^

Импульсное разрядное напряжение {кв, максимальное значение)

35разрядника Р Т при внеш- О.Ь—5

нем промежуткея US рога кольца

ю * + - -f 1 -

40 167 176 182 17660 191 193 200 202

ческое поле внутреннего промежутка разрядника становится частично поперечным, что облегчает возникновение скользящего разряда и понижает пробивное напряжение разрядника. Д ля трубкиразрядника Р Т с диаметром фиброгетинак-

са 10/40 мм без внешнего промежутка наложение экрана дало результаты, показанные в табл. 4.

Таблица 4

га

1|го н ^

Минимальное импульсное разрядное напряжение (максимальное аначение) при волне

1.5/40 кв

+ -

0 140 120— 13020 120 103-11050 92 97

100 90 86150 88 88

.Предложено М. М. Некрасовым.

Д ля того чтобы разрядник мог погасить короткое замыкание, нужно чтобы разрядное напряжение трубки было больше амплитуды восстанавливающегося напряжения, так как в гашении участвует трубка без внешнего промежутка. В сети 35 кв с изолированной нейтралью амплитуда восстанавливающегося напряжения на разряднике в момент дугогашения может достичь около 1,15 : 35 ■ 1,5 |/ 2 = 85 кв. Коэффициент 1,15 учитывает максимальное рабочее напряжение, 1,5— коэффициент колебания, он меньше двух с учетом потерь в стали трансформаторов и в утечке, существующей в дугогасящем промежутке, которая может быть весьма значительной [Л. 2]. У читы вая, что при восстанавливающемся напряжении значения пробивных напряжений могут быть ниже, чем при импульсах, приходим к заключению,

35что в разряднике Р Т g ^ опасно увеличивать

длину экрана на гетинаксе свыше 20 мм, так как тогда прочность трубки сравнивается с амплитудой восстанавливающегося напряжения. Д л я других разрядников можно аналогичным испытанием определить возможность наложения экрана на гетинакс.

И з табл. 5 видно, что при равных значениях внешних промежутков нанесение экрана на поверхность гетинакса снижает импульсное пробивное напряжение разрядника с внешним роговым промежутком до более низких значений, чем при коронирующем типе промежутка.



Таблица 5

Внешний промежуток

роговой коронирующнй (рис. 4)

Увеличение активной длины наконечника, см

50

Минимальное импульсное разрядное напряжение при волне 1,5/40 мксек, ке

+

406080

167191207

+

176193

132150168

142166185

193200200

176202200

+

150166176

137184196

Испытания при 50 гц показали, что сухоразрядные напряжения разрядника весьма эффективно повышаются коронирующим типом внешнего промежутка, но получить повышения мокроразрядных характеристик посредством коронирующего внешнего промежутка мы не могли. П о- э т о м у н и в к о е м с л у ч а е н е л ь з я п р и к о р о н и р у ю щ е м п р о м е ж у т к е с н и ж а т ь в е л и ч и н у в н е ш н е г о п р о м е ж у т - ка н и ж е з н а ч е н и й , у с т а н о в л е н н ы х п р и о б ы ч н о м , с т е р ж н е в о м и л и р о г о в о м п р о м е ж у т к е , е с л и не з а щ и т и т ь в н е ш н и й п р о м е ж у т о к о т в л а г и .

Прежде чем перейти к окончательным выводам, следует обратить внимание на то, что в таблицах приведены повышенные по сравнению с нормированными разрядные характеристикиР Т Тпкие характеристики наблюдаются, как

заметил В . С. Ж итов, при сухой фибре; с течением времени при принятии фиброй комнатной влажности разрядные напряжения падают до нормальных значений.

В условиях сухого климата г. Свердловска, где производились описанные исследования, весьма часто, особенно зимой, наблюдается повышение импульсных характеристик трубчатых разрядников выше значений, указанных в справочниках.

Выводы. 1. У коронирующих промежутков, испытываемых отдельно, получаются повышенные

пробивные сухоразрядные напряжения при 50 гц и пониженные импульсные пробивные напряжения по сравнению с напряжениями роговых или стержневых промежутков. Но мокроразрядные напряжения, даже при простом смачивании, без дождя, или при загрязнении маслом, снижаются до значений, получающихся при стержневом или роговом промежутке равной длины.

2. У трубчатого разрядника с внешним коронирующим промежутком получаются повышенные импульсные разрядные напряжения вследствие повышенной емкости коронирующего пром.ежут- ка. Можно понизить это напряжение, наложив на поверхность разрядника со стороны наконечника экран. Такой экран понижает также импульсное разрядное напряжение разрядника при внешнем роговом промежутке, поэтому применение такого, экрана целесообразно при обычном типе внешнего промежутка.

3. Наложение экрана на внешнюю поверхность разрядника понижает разрядное напряжение дугогасящей трубки и поэтому его можно применять только после проверки того, что разрядное напряжение трубки больше величины восстанавливающегося напряжения в сети.

4. В случае защиты внешнего промежутка o r увлажнения, например навесом, применение- внешнего коронирующего промежутка допустимо- и целесообразно.

5. Импульсные характеристики гетинаксовых разрядников при высушивании фибры (например, при лакировке) или в весьма сухом климате повышаются сверх справочных значений и вновь возвращаются в норму при принятии фиброй' комнатной влажности. Поэтому после лакировки- с горячей сушкой разрядники можно устанавливать на линию не раньше, чем через 2...3 недели.


1. К . С. А р х а н г е л ь с к и й . Способы повышения разрядных напряжений. Электричество, № 2, 1932.

2. А. М. Б р о н ш т е й н . Сопротивление дугового промежутка в процессе восстановления напряжения на нем.. Электричество, № 4, 1949,

[4. 3. 19531


Теория и расчет феррорезонансных стабилизаторов напряжения

Кандидат техн. наук, доц. А. Г . Л У Р Ь Е Ленинградский политехнический и н с т и т у т им. Калинина

Введение. Напомним •основные положения .статьи «Приближенный расчет основных зависимостей в феррорезонаис- 1НЫХ стабилизаторах напряжения».

Стабилизаторы напряжения феррорезонансно- ;го типа рассматриваются при следующих допущениях: 1) несинусоидальные величины заменяются эквивалентными синусоидами; 2) магнитная проницаемость вещества в ненасыщенной части сердечника принимается бесконечно большой; 3) потерями в обмотках и в сердечнике пренебрегаем. При этих допущениях для стабилизаторов, осуществляемых по схемам; последовательное соединение конденсатора с насыщенным реактором, простейший сердечник с насыщенным участком, схема с выделенным реактором и схема с магнитным шунтом, можно предложить одну эквивалентную схему (рис. 11). В схеме имеется один нелинейный элемент — насыщенный реактор L q, индуктивное сопротивление которого зависит от магнитной индукции. Введем следующие величины;

На основе работы автора ^^Приближенный расчет основных зависимостей в феррорезонансных стабилизаторах напряжения» (Электричество. № 10, 1950) дан анализ эквивалентной схемы и предложен метод расчета стабилизатора по заданным техническим

требованиям.

S — его сечение;Wi — число витков пер

вичной обмотки согласно эквивалентной схеме;

В.

"si "si

T

- — действующее значение магнитной индукции;

■где Л:

8s ,

wSW,

I — длина насыщенной части сердечника;

Принимаем для кривой намагничивания

1

8s■ = а в : (2 )

получаем вместо (1):

В1 = В У ( 1 _ $ + Л .В “ )2 + Ж

Исследование этого выражения показывает, что экстремальные значения B i получаются при

(3)

В , =5 кр

- Г 2 (m + ])+ m + 2 ± / n 2 — 4 ( т + 1 ) 0

(4)И з этого выражения видно, что экстре

мальные значения будут существовать при S > 1и m 2>4(m + l) таким образом, при хо-

т"■оо

Рис. 1.

— действующее значение напряженности магнит- глого поля;

— эквивалентная магнитная проницаемость.Обобщенная характеристика стабилизатора

.■будет:

( 1)


1 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О 55

лостом ходе и при S > 1 экстремальные значения всегда имеют место.

Обобщенная характеристика при холостом :ходе и при нагрузке показана на рис. 2.

Д ля коэффициента стабилизации при нагрузке и при xojlocTOM ходе получаются выражения:

с = 1В k

S А \

где А с 1 - S + '

Bs ddB,

Z = x s i } -

■ отсюда после простых преобразований получим:

tg i+

Z = '• slГ2 + + -J

s\Xsl-

\r2 ■ 4

;реактивпое сопротивление несколько уменьшено !по сравнению с за счет емкостного реактивного сопротивления контура Д С . На рис. 3 в качестве иллюстрации представлена кривая w = F ( B J д л я случая, рассмотренного в конце первой статьи („Электричество", № 10, стр. 71, 1950), т . е. при i = 3,33, — — 0,95В1 и С: 1.

i s

120

80 <

hoN гг/

1 1,

Рис. 3.

Добротность и внешняя характеристика стабилизатора. Назовем 8 — отношение полезной мощности стабилизатора Pg реактивной мощности конденсатора к о э ффи ц и е н т о м д о б р о тн о с ти . Чем меньше потребная емкость, тем выше следует считать качество стабилизатора

Т - - (8)

(5)

Коэффициент мощности в первичной цепи.Согласно эквивалентной схеме (рис. 1), полное сопротивление

1 (6)

(7)

При изменении В будет соответственно ме-А Лпяться нелинейный член — . При — = Е получим^s l*s

tg (О = С = -"Y • Этот режим соответствует такому

значению Д , при котором в контуре Д С имеет

место резонанс. П р и = ^— 1 также получим

tg(p = !;. В этом режиме полное сопротивление 1всей схемы

{ г2 у

Этот коэффициент в режиме короткого замыкания обращается в бесконечность и равен нулю при холостом ходе. В практике добротность стабилизаторов колеблется в пределах 0,1 . . .0 ,4 .

Обобщенная характеристика стабилизатора выражается формулой (4). Задавая при разных С различные значения В , получим семейства обобщенных характеристик стабилизатора B y = F ( B J . Рассекая эти характеристики прямой 5 , = пост. и перенося на другую диаграмму получаемые значения B — F{^), будем иметь обобщенную внешнюю характеристику стабилизатора.

Структура выражения (3) показывает, что внешняя характеристика падает тем круче, чем больше отношение

g

Обозначим 1 — и рассмотрим от-В. в

S H~*so Iношения: при холостом ходе и

— ’’рп номинальной нагрузке; имеем:

В. (Э)

Если задаться условием, что это отношение должно быть не более, чем 1-|-а, где а— малая величина (например, не более чем 1,05), то\-\-2a-Y = \ \ , или, пренебрегая а®,

:]/2а. ( 10)

Это соотношение ограничивает выбор основных величин Е и С при расчете.

Некоторые точки обобщенной характеристики стабилизатора. На обобщенной характеристике холостого хода (С = 0) стабилизатора следует отметить точку, в которой Ву = В = В^2 - Эта точка соответствует условию

1 - Е +i*s

1, ■ = Е,

вs2 (И)

Режим, соответствующий этой точке, никакими физическими особенностями не отличается. М ы вводим в, рассмотрение эту точку лишь потому, что для нее упрощаются некоторые расчетные соотношения.


56 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О № I

Далее отметим точки, соответствующие наибольшему и наименьшему значениям 0^^ . Д ля холостого хода (!;==0), согласно (4), эти значения будут:

('2 ) Z m ч- 1

На рис. 2 показано взаимное расположение этих точек. Будем их называть первой, второй и третьей опорными точками (рис. 3). Таким образом, соотношение (И ) относится ко второй опорной точке.

Режимы,, соответствующие точкам / и <5, характеризуются тем, что при плавном повышении приложенного к стабилизатору напряжения, в точке 1 происходит скачок выходного напряжения вверх, а при плавном понижении приложенного к стабилизатору напряжения в точке 3 происходит скачок выходного напряжения вниз.

Д л я первой опорной точки при холостом ходе

т / -

В х = \ /е -1 .m( g- l )

т + 1(13)Ai (m -t- 1)

а для третьей опорной точки

5 i = 0;

значения 0 для этих двух точек определяются по формулам (12). Сравнив (11) и (13), можно убедиться, что при увеличении показателя т и сохранении постоянства всех прочих величин первая и третья опорные точки могут сильно менять свое взаимное расположение. Это расположение можно охарактеризовать коэффициентом

Bs2 е 1 (т-+в ! У ? - 1 г - l ’

\ )Y l

метить, что коэффициент стабилизации зависит от положения рабочей точки. Величина

1 + - + - г ,' I5s

входящая в эту формулу, может при некотором 0 обратиться в нуль, тогда

т. е. стабилизации в этом режиме нет. Это, очевидно, имеет место в третьей опорной точке, где стабилизация не представляет интереса. В различных точках диапазона стабилизации коэффициент стабилизации будет различным, и если в технических условиях задается коэффициент стабилизации, то его следует понимать как среднее значение по всему диапазону. Весьма интересно выражение для коэффициента стабилизации С2 при холостом ходе во второй опорной точке. Если подставить

= 0 0 0

то для второй опорной точки ( ^ = 1 ) получим:

C2 = m A i0“ + l . (15>

Но очевидно для второй опорной точки

0 0 “ = г,

? т = С2— 1. (16>следовательно,

(14)

Магнитная индукция 0 , соответствующая B j = О (третья опорная точка), большой роли не играет. Все же, чем выше эта точка, тем меньше должен быть наклон рабочей части обобщенной характеристики. Как видно из выражения для верхнего критического значения 0 , на положение этой точки могут влиять и материал, и схема; показатель т и коэффициент при в характеристике материала, входящий в Ai, влияю т на положение точки 2; параметры схемы сказываются через коэффициенты ? и Л].

При нагрузке опорные точки характеристики соответственно перемещаются, и в этом режиме расчет точек несколько сложнее. Значения определяются формулой (5); данной в статье, опубликованной в журнале „Электричество", № 10,

' 1950. И з этой формулы видно, что даже при холостом ходе область многозначности существует лишь при г ]> 1. При г = 1 многие соотношения сильно упрощаются, и поэтому ориентировочный расчет для этого случая представляет интерес.

Учет коэффициента стабилизации. Рассматривая формулу (6) цитированной статьи, можно за-

Если диапазон стабилизации находится справа от второй опорной точки, то можно считать С2

несколько меньше того значения коэффициента стабилизации с, которое мы хотим получить.

Действие компенсационной обмотки. В схемах рис. 3 и 4 цитированной статьи компенсационная обмотка расположена так, что индуктирующееся в ней напряжение находится в фазе с первичным напряжением и составляет некоторую долю его, определяемую числами витков, компенсационной и первичной обмотки. Напряжение компенсационной обмотки геометрически вы читается из вторичного напряжения. Д л я расчета суммарного напряжения необходимо знать разность фаз между компенсирующим и вторичным напряжениями.

Рассмотрим вопрос для холостого хода.

иеек

1,5

1,0

0,5

^3

3Г-а 1

+ Г

' 1 , I IOj5 1,0

Рис. 4.

isSzesx., , 2


№ 1 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О 57"

В комплексной форме уравнение обобщенной характеристики будет:

l - l + t ) + 7 C --BAd+jX}. (17)

отсюда1500

Xsi = ixc = 9,6+

kЗная k, находим;

Ai — A -1 + 1

Таким образом, например, для т ~ 6 0,325.

Теперь определяем 8 ^ 2 = 4 / и В' — — - ;г Л J Т

для т = г 6 ;

как ЭТО ясно из формулы (2) цитированной статьи. Следовательно, разность фаз между By И В ,

<P, = arctg-|-.

При холостом ходе С = О и геометрическое вы читание сведется к арифметическому.

Д л я схемы с выделенным реактором фазовые соотношения при нагрузке несколько усложняются, но при холостом ходе имеет место также арифметическое вычитание напряжений.

Компенсационная обмотка значительно улучшает коэффициент стабилизации. Поэтому при предварительном расчете стабилизатора без компенсационной обмотки следует снизить требования к коэффициенту стабилизации, имея в виду его дальнейшее улучшение при помощи компенсационной обмотки.

Заключение. Предлагаемый метод расчета дает возможность по заданным техническим условиям определить все основные величины, характеризующие стабилизаторы, за исключением к. п. д. и формы кривой выходного напряжения. Дальнейшее совершенствование метода станет возможным после накопления опыта его практического применения.

Примеры. Заданы; полезная мощность Рд— ЗЭО вт, коэффициент стабилизации с 20, вторичное стабилизованное напряжение U 2 — 120 в, диапазон стабилизации от U \ ~ ----= 100 в по U i — 140 е.

Считаем, что коэффициент стабилизации в дальнейшем может быть улучшен приблизительно в 2 раза при помощи компенсационной обмотки. Поэтому примем для второй опорной точки С2 — 1 = 10. Таким образом, по формуле (12) ?„,1=:10. По формуле (9) можем вычислить коэффициент f , зависящий только от + т .

Далее, задаемся добротностью 6 = ;

тивная мощность конденсатора — 500-3 ■ емкостное сопротивление

1202: 9 ,6 ом;

+ 2 = 1.32в-сек

и В ) == 0,47в-сек

Ж‘2 Ж2

т £ т + 1 С к

12

105 0,72 48 Ом 1,67 5,27

3 3,33 1,02 31 1,11 3,54 2,5 1,41 24 0,83 2,625 2 1,97 19,3 0,67 2,126 1,67 2,8 18 0,56 1,777 1,43 4,28 13,7 0,48 1,518 1,25 7,2 12 0,42 1,339 1,11 16,6 10,7 0,37 1,17

10 1 9,6 0,33 1,08

Число витков выбираем из расчета 0,5 в на виток,, и; = 240. Площадь сечения насыщенной части сердечника

тогда реак-

= 1 500 вт , и

0,5314.1.4 = 11. 4. 10-4 ж 2 = 1 1 , 4 стц2.

Имеем;

Л = 20 600 ’

где / — длина насыщенной части сердечника.20 600-Л1

Так как Л 1 = Ла, то а / = '

для от = 6

а/ =20 600-0,325

Г8 ~ :372.

Пусть из конструктивных соображений нам удобно при' нять / = 20 см, тогда а = 1 850, и характеристика материала сердечника в этом случае будет;

_1_

8s- = 1 850.

В этом случае обобщенная характеристика холостого хода, стабилизатора

B j = 1 0 ,3 2 5 В ® — 0 , 6 7 1 5 ^ .

Третья опорная точка (Bj = 0)

Ы _ „ ® / ”0/бГ ,Bsfcp-V ™ =0,325

• сек ж2

а первая опорная точка

И з выражения (8) для добротности имеем 5 = - ^ +

Допускаем, что при номинальной нагрузке напряжение на выходных зажимах будет меньше значения напряжения при холостом ходе не более чем на 5%. И з условия (5) для внешней характеристики имеем;

• = + 0 ,0 5 .2 = 0,32; k = 3,16?.

в’сек

В', = [0, 78 (0,325-0,786 — 0,67) 1 = 0,47в-сек

М-4

где В^ — действующее значение магнитной индукции в насыщенной части сердечника в рабочем режиме стабилиза-

в-сектора. Порядок В , будет 1,4 — — .

что совпадает с найденным выше'значением.Обобщенная характеристика для этого случая изобра--

жена на рис. 4. На характеристике показаны все опорные точки.

Если характеристика материала задана, то из произведения а/ находим длину /, в предыдущем случае выбранную по конструктивным соображениям.

Некоторый интерес представляет расчет стабилизатора, для случая £ = 1 . Это предельный случай, когда обобщенная характеристика даже при холостом ходе не имеет областей многозначности. Так как многие стабилизаторы


.58 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О № 1

практически выполняются таким образом, что область многозначности характеристики холостого хода весьма незначительна, а при нагрузке многозначность совсем отсутствует, то этот случай i ~ 1 может дать представление

■ о характерных параметрах стабилизатора. В этом случае характеристика холостого хода будет:

Пусть для материала, характеризующегося т = 6, а = 2 ООО,

как в предыдущем случае расчета, примем В ^ = 1 ,4 -

1,05

0,138-20 6009 Х — = 296.

: 1, 4: 1,65 = 0,85.

_ Рассмотрим, возможна ли такая форма кривой магнитной индукции, при которой имело бы место такое соотношение. Возьмем первую и третью гармоники, расположенные так, что переменная часть мгновенного значения будет

где р — Вщд: В „,1

н

sin а - f р sin 3j,

а =ш 7.

Тогда j4 i = - J — = 0 , 138. Попрежнему возьмем 8 = 1 / 3 ,

? 2 = 500 вт , Рс — 1 500 вт\ Xg = 9,6 ом, х^ = ^Xg=9,6 ом. Напряжение на выходе и напряжение на один виток примем те же, что и в предыдущем примере. Очевидно, как и раньше, сечение насыщенной части сердечника s = I l , 4 см

9,6а/ ^и - 4 i = ----- = . Таким образом,

Экстремальным значениям этого выражения соответствуют корни:

cos а = О и cos и 12р

Длина средней магнитной линии насыщенной части сердечника

296- 2 ^ ^ = 1 4 ,8 - 1 0 - 2 = 1 4 ,8 см.

Получились результаты, близкие к тем, которые были достигнуты в предыдущем расчете. Однако коэффициент стабилизации сейчас меньше:

с = 1 -f- 5 т = 7.

Приложение. О б о с н о в а н и е в ы б о р а р а с ч е т н о г о з н а ч е н и я м а г н и т н о й и н д у к ц и и . Обозначим: s — сечение насыщенной части сердечника; ®2 — число витков рабочей части вторичной обмотки; kg — коэффициент заполнения сечения сердечника; — напряжение на рабочей части вторичной обмотки (без учета компенсационной), тогда

и 2 == B^s*3®2“ -

Таким образом, простое измерение £о дает возможность определить для различных стабилизаторов В^. Величина В^

в-секобычно получается равной 1, 35. . . 1,45— — . Если счи

тать максимальную магнитную индукцию в насыщенной в • сек

'Части — 1,65 — , как это обычно принято, то В \ =

отсюда видно, что при р < -g- имеется только один ма

тексимум при а = - ^ . Значение максимума будет:

Sm = S „ ( l - P ) .

Теперь найдем действующее значение магнитной индукции по формуле (1):

(d B \2

j = (cos2 а + 9р2 cos2 За -j-

+ бр cos а cos За) В ^ ,

В д = ВГ 2к 2п

F/ 1 Г 982 Т^ \ cos2 а da - f \ cos2 За da =

О о

)т

Таким образом,

— +0.5 + “I:. • бш-

Fg lZo,5 + 4,5p2- 1

при р = -д- это отношение получается равным 0,84, что

весьма близко к вышеупомянутому значению. Таким образом, возможна такая форма кривой магнитной индукции,

при которой отношение -g— будет того порядка, которыйШ

соответствует нашим предположениям.[10. 1. 1953]

<> 0 <>


Воспламеняющая способность электрических разрядов при размыкании цепей тока

промышленное звуковой и ультразвуковой частотКандидат техн. наук В. С. К Р А В Ч ЕН К О

И н с т и т у т горного дела Академии наук СССР

В связи с попытками использовать в угольных шахтах, опасных по газу или пыли, специальное электрооборудование, работающее при звуковых и ультразвуковых частотах, исследовалась воспламеняющая способность электрических искр при токах повышенной частоты.

Выявилось, что с повышением частоты воспламеняющая способность электрических искр размыкания понижается — значение зажигающего тока возрастает. Этот новый экспериментальный факт оказался в противоречии со сложившимся убеждением, что частота тока не влияет на воспламеняющую способность искрения и что ■опасность от зажигания постоянным и переменным токами одинакова, если амплитуда переменного тока равна в момент размыкания значению постоянного тока.

Основанием к такому суждению были опытыН. И. Бражника и К . А. Скрынникова, поставленные ими в 1933 г. с целью сравнения зажигающей способности постоянного и переменного токов частоты 50 гц [Л. 1]. И х опыты показали, что нет разницы в воспламеняющем действии электрических искр, возникающих в обоих случаях. В последнее время сомнения в достоверности этого факта возникли в связи с опытами П . Ф. Ковалева [Л. 2], обнаружившего несколько меньшую по сравнению с постоянным током воспламеняющую способность токов частоты 50 гц.

Рассмотрим вопрос о влиянии частоты переменного тока на воспламеняющую способность искрения в разрезе наших взглядов на природу искрового зажигания [Л. 3]. Согласно основным положениям [Л. 3], воспламеняющая способность искр размыкания в смешанных цепях с индуктивными и активными элементами определяется дуговой стадией разряда. Единственный параметр, определяющий возможность зажигания в этих цепях, — это значение энергии дуговой части разряда. Искры, возникающие при размыкании одной и той же цепи, различаются по значению энергии дуговой части разряда. При слабом искрении воспламеняет та из искр, у которой энергия дуговой части разряда больше некоторого предельного значения зажигания

На основании условия электроискрового зажигания, полученного автором, разъясняется вопрос о влиянии частоты тока на воспламеняющую способность электрических искр размыкания при воспламенении

рудничного газа.

По формуле автора максимальная энергия, возможная при данном искрении в цепи постоянного тока,

. 12а "

а —6.-— + 4

(1)

(1а)

где "С = -7 - — постоянная времени цепи; кTgj — максимальная продолжительность ду

говой стадии разряда; / — размыкаемый ток;

и — напряжение источника тока.

Д ля безреактивных цепей (L = 0)

Л„ = 0,1875.№„^.

Воспламенение происходит, если

(2)

(3)

Приведенные формулы получены для постоянного тока. Тем не менее формулы можно использовать для разъяснения влияния частоты тока в процессе зажигания и без учета поправки на синусоидальность напряжения.

Как указывалось, главным фактором, определяющим воспламеняющую способность электрических искр, является энергия разряда, и в изменении этой величины с частотой и следует искать разгадку явления.

Влияние частоты сказывается главным образом на изменении продолжительности горения электрической дуги при размыкании цепи. Продолжительность искр размыкания при переменном токе меньше, чем при размыкании постоянного тока того же значения, так как процесс перехода напряжения переменного тока через нуль способствует прекращению дуги.

Согласно формулам (1) и (2) время разряда Тд, входит множителем в выражение для энергии разряда. Чтобы при переменном токе получить ту же энергию искры, что и при постоянном.


60 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О № l

необходимо увеличить напряжение или размыкаемый ток в цепи в соответствии с уменьшением продолжительности дуги. Этим и объясняются наблюдаемое на практике увеличение минимального значения воспламеняющего тока и, следовательно, понижение воспламеняющей способности искрения с увеличением частоты. Ясно, что при точном подходе следует учесть синусоидальный характер изменения при переменном токе напряжения. Однако продолжительность разряда я в ляется главным фактором, учитывающим влияние частоты.

Д л я опытного обоснования приведенных соображений воспользуемся данными для безреактив- ных цепей, полученными для частоты 1 ООО гц А. В . Итиным (Днепропетровский горный институт) и для частоты 100 000 гц П . Ф. Ковалевым (Макеевский научно-исследовательский институт по безопасности труда в горной промышленности).

Таблица 1Зависим ость м инимального воспламеняю щ его тока от частоты . (Напряжение i 300 в. М едные луж ены е электроды диаметром 0,4 мм. К онцентрация м етана в во з

духе 8,5% по объему)

Частота тока, гц

Минимальный воспламеняющий ток (амплитудное значение), а .

Постоянныйток

0 ,1 2 -0 ,1 6

1 ООО 100 ООО

0,23 1,6

‘ При переменном токе — среднее амплитудное значение напряжений из опыта холостого хода и при нагрузке.

Относительно этих цепей известно [Л. 3], что при быстром размыкании постоянного тока в ме- тано-воздушной среде минимальное воспламеняющее значение тока при контактах из стали и платины и напряжении 200 в составляет 0,39 а, а максимальная продолжительность дуговой стадии разряда по порядку величины равна 85 мксек.

При переменном токе ультразвуковой частоты (100 000 гц) четверть периода составляет 2,5 мксек, т. е. в 34 раза меньше, чем указанная длительность искрения при постоянном токе.

Если считать, что электрическая дуга при такой высокой частоте гаснет после нескольких пе-. реходов напряжения через нуль, что весьма вероятно, то в этом случае общее сокращение длительности дуги непропорционально сокращению периода тока.

Так, при предположении, что электрическая дуга прекращается только после трех-семи четвертей периода, т. е. через 7,5... 17,5 мксек, длительность искрения при высокой частоте должна быть меньше, чем при постоянном токе, не в 34 раза, а только в 5... И раз. Поэтому согласно (2) минимальный воспламеняющий ток при частоте 100 ООО гц должен быть больше в 5...11 раз, чем при постоянном токе, и при тех же прочих условиях должен составлять по порядку величины 0,6...1,76 а. Этот результат хорошо согласуется с опытными данными, приведенными в табл. 1.

При переменном' токе звуковой частоты (например, 1 ООО гц) продолжительность четверти периода в 3 раза больше, чем длительность искрения при постоянном токе. В отличие от постоянного тока, при переменном токе этой частоты напряжение на искровом промежутке и ток быстро- падают, что способствует гашению дуги.

Отсюда следует, что продолжительность искрения при указанной частоте должна бы ть несколько меньше, чем при постоянном токе. Поэтому минимальное воспламеняющее значение тока при- размыкании безреактивной цепи с токами звуковой частоты согласно (2) должно быть несколько выше, чем при постоянном токе, при тех же прочих условиях. Этот вывод также хорошо согласуется с данными табл. 1.

При переменном токе промышленной частоты продолжительность четверти периода в 6-0 раз больше указанной длительности искрения при постоянном токе. Поэтому сказанное относительно- токов звуковой частоты в значительно меньшей степени относится к токам промышленной частоты 50 гц. Продолжительности искрения при по*' стоянном и переменном токах промышленной частоты почти одинаковы, если размыкаются слабые токи равного значения в упомянутых низковольтных цепях.

Таблица 2Зависим ость минимального значения воспламеняю щ его тока (а) от индуктивности при медленном и преры вистом разм ы каниях цепей постоянного и переменного

токов! 50 гц (Л. 4)

Индуктивность, гц Постоянный ток (f/=24 в)

Переменный ток (амплитудное значение, и„д=21,2 в)

М е д л е н н ы е е д и н и ч н ы е р а з м ы к а н и я . Платиновые контакты (острая пластинка и стержень). Ско

рость размыкания 4 . . . 6 см/сек. Концентрация метана, в воздухе 8,3 . . . 8,35%

1,103 0,065 ____

0,201 0,155 0,1950,095 0,275 0,2940,03066 0,625 0,6300.00880 0,98 1,120,002099 — 1,960,002014 1.9 —

0,000445 — 4,480,000330 4 ,4 —

0,000183 — 6 ,70,000098 6.8 —

П р е р ы в и с т о е р а з м ы к а н и е .Платиновая пластинка соскакивает с зубцов пилообразного- электрода. Концентрация метана в воздухе 8,3 . . . 8,35%

1,103 0,072 —

0,201 0,175 0,1750,095 0,25 0,270,03066 0,50 0,520,00880 1,05 1,120,002099 1,840,002014 1,85 —

0,000425 4.10,000330 3,350,000183 ------ 5,50,000098 4,90 —

> Минимальные токи определены на основании 100 опытных искрений.



Однако необходимо учесть, что при переменном токе 50 гц из трех размыканий в среднем Только одно приходится на максимум тока [Л. 2], и, таким образом, вероятность воспламенения при переменном токе промышленной частоты должна быть в 3 раза меньше, чем вероятность воспламенения при постоянном токе. Другие физические параметры (кроме синусоидальности напряжения), определяющие энергию искрения, равноценны при постоянном и переменном токах. Поэтому воспламеняющие переменные токи промышленной частоты почти не должны отличаться по значению от воспламеняющих постоянных токов.

С этой точки зрения представляют интерес опытные данные [Л[. 4], которые показывают, что условия искрения и воспламенения при постоянном и переменном токах 50 гц мало различаются (табл. 2).

Важный практический вывод, который можно сделать на основании проведенного исследования,

состоит в том, что при переменном токе не только уменьшается вероятность воспламенения от искр размыкания, но и снижается воспламеняющая способность этих искр, причем эффект снижения тем значительнее, чем выше частота тока. Д ля звуковых частот воспламеняющая способность уменьшается примерно в 2 раза, а для ультразвуковой частоты — приблизительно в 10 раз в сравнении с постоянным током для случая без- реактивных цепей.


1. Н. И . Б р а ж н и к и К ; А. С к р ы н н и к о в. Журнал технической физики, № 4, 1934.

2. П. Ф. К о в а л е в . Принципы взрывобгзопасности рудничного электрооборудования. Углетехиздат, 1951.

3. В. С. К р а в ч е н к о . Воспламеняющая способность электрического искрения. Электричество, № 9, 1952.

4. G. Allsop, F . J. H a r t w e l l , Е. М. G и е п а и 11, А. R. B a k e r . Safety in Mines -Research Paper, № 106, 1947.

[28. 3. 1953|

Расчет токов при переходных процессах в электрических цепях со сталью

И н ж . А. А . ВО С К РЕС ЕН С К И Й

Горький

Магнитный поток при включении катушки. Переходный процесс характеризуется возникновением свободного магнитного потока. Если существует линейная зависимость между потоком и током и включение происходит в момент прохождения переменного напряжения через нуль, то изменение потока по времени можно представить известным уравнением;

Рассматривается возможность аналитического расчета переходных процессов в цепи с нелинейной индуктивностью без подмагничивания при синусоидаль

ной индукции.

Ф ==Ф ^(— cosu)/ + e ). ( 1)

При нелинейной зависимости между потоком и током постоянная затухания Т зависит от

.апериодической составляющей свободного потока. Характер явлений позволяет рассматривать переходный процесс, как для индуктивности цепи с подмагничиванием, где на постоянный поток накладывается магнитный поток, обусловленный переменным напряжением на зажимах цепи. Далее, можно ввести понятие об эквивалентной индуктивности как такой, при которой свободный

- поток в линейной и нелинейной цепях изменяется до одного и того же значения за одинаковое время. В связи с этим необходимо выяснить харак

тер кривой тока. Д ля этой цели удобно воспользоваться средствами гармонического анализа.

В предположении, что в расчетный момент времени свободный поток остается неизменным, вычислены составляющие сложной кривой тока переходного процесса в зависимости от свободного потока.

В общем виде задача сводится к разложению в гармонический ряд сложной кривой тока при изменении потока по уравнениям:

а) для начальных условий процесса

Ф ==Ф т(— COSU)/+ 1); (2)

б) для всех промежуточных значений / от О до оо (при изменении свободного потока от Ф ^ до 0)

Ф = cos (й/ + Ф + , (3)где

Фоф.

в относительных единицах в пределах от 1 до 0; в) для установившегося тока

Ф = — Ф^созш/. (4)



Рис. 1. Составляющие установившегося тока.

Задача решена в предположении, что магнитная характеристика цепи удовлетворяет аналитическим выражениям [Л. 5]

£ = т е аВ

1 = те аФ(5)

(6)

где а и т — константы стали. В дальнейшем произведение аФ понимается как величина, характеризующая численное значение индукции.

В приложении 1 даны аналитические выражения для составляющих сложной кривой тока в момент коммутации при фазном угле установив

шегося тока и для составляющих установив-

Рис. 2. Составляющие тока в момент коммутации.

шегося тока. Характер изменения составляющих показан на рис. 1 и 2. Значения амплитуд составляющих даны в относительных единицах. За единицу тока приняты амплитуды сложной кривой.

Вычисление составляющих сложной кривой для промежуточных значений свободного потока из (3) сделано при численных значениях амплитуд индукции аФ„ = 5 , 3, 1. Результаты вычислений показаны на рис. 3.

Амплитуды токов даны в относительных единицах. За единицу токов приняты амплитуды составляющих в момент коммутации.

В области высоких насыщений (аФ^== 5 . . . 3), когда амплитуды гармонических установившегося тока много меньше их значений, соответствующих моменту коммутации, характер изменения как нечетных, так и четных гармонических одинаков.

Резко отличается характер изменения нечетных гармонических в линейной части кривой намагничивания (а Ф „= 1 ). Однако, если вычислить 1 2е — разность между амплитудой тока, соответствующей расчетному значению свободного потока, н амплитудой установившегося тока, то изменение этой разности следует закономерности, близкой к выявленной для четных гармонических и апериодической составляющей. Изменение разности амплитуд 1 2е АЛЯ нечетных гармонических показано на рис. 3 (пунктир).

По рис. 3 следует отметить некоторые положения, важные для дальнейшего рассмотрения:

1. В сложной кривой тока переходного процесса выделяются составляющие тока, обусловленные наложением свободного потока на переменный поток.

2. Апериодическая составляющая и четные гармонические рассматриваются как уравнительные токи переходного процесса.

3. В нечетных гармонических можно выделить как уравнительный ток переходного процесса разность между полными и установившимися значениями.

4. Характер изменения амплитуд составляющих уравнительных токов в зависимости от свободного потока один и тот же.

5. Общий характер изменения амплитуд уравнительных токов гармонических всех кратностей в зависимости от свободного потока в переходном процессе позволяет считать одной и той же закономерность изменения по времени уравнительных токов гармонических всех кратностей.

6. Постоянная времени затухания свободного потока, вычисленная по полному току или одной из составляющих, определяет затухание уравнительных токов всех кратностей.

По величине синусоидального напряжения на зажимах цепи и первой гармонической тока можно определить действующую индуктивность цепи и рассматривать ее как эквивалентную индуктивность переходного процесса в данный момент, так как изменение составляющих уравнительных токов в связи с уравнительным потоком, как показано выше, следует общей закономерности.


№ 1 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О 6 +

Рис. 3. Составляющие тока переходного процесса для промежуточных значений свободного потока. Верхние кривые — апериодическая и четные гармонические, нижние — нечетные

гармонические.

Действующая индуктивность вычисляется из простого соотношения:

L " = -с о / \т

По значению свободного потока в конце первого интервала определяются первая гармоническая* тока и индуктивность цепи для вычисления постоянной времени второго интервала. Аналогично ведется расчет для всех последующих интервалов с определением постоянных времени из

г(!).R (9)

Уравнение магнитного потока при последовательном вычислении постоянных затухания по аналогии с (1) будет:

_ +L _ Д? _ ^Т» T i Тз ■ • •

Ф = (— COS wt4- е ). (10)

(7)

где и„ — амплитуда напряжения на зажимах цепи; l\‘Z — амплитуда первой гармонической тока

в расчетный момент времени (ш=:27г/).

Характер изменения свободного потока по времени можно выяснить, разбив полное время переходного процесса на ряд последовательных интервалов, допустив, что за малое приращение времени Д/ постоянная затухания не изменяется и затухание потока на каждом участке следует экспоненциальному закону (1) аналогично линейной цепи.

Индуктивность цепи для определения постоянной времени первого интервала вычисляется по начальным условиям процесса:

где Д/[, Д 2 - - - — расчетные интервалы времени*(Д^,4 + + =

Т " — постоянная времени по начальным условиям процесса;

Т'а» / з — постоянные времени, вычисленные из (9).

Вычисления (приложение 2) сделаны для значений индукции а Ф „ = 1 ,3 , 5. При вычислениях продолжительность расчетных интервалов времени*выбиралась так, чтобы приращение степени

в (10) за расчетный интервал не превышало 0,05. При этом погрешность в показателе затухания, накапливаемая от интервала к интервалу, не больше* третьего знака.

Результаты вычислений приведены на рис. 4. Все величины даны в относительных единицах. За единицу амплитуд токов приняты их значения в момент коммутации. За единицу времени принята постоянная Т " , вычисленная по начальным условиям процесса. На диаграмме показано изменение амплитуд уравнительных токов I . которое для всех нечетных гармонических, в частности для первой, отличается от изменения амплитуд полного тока этих гармонических так как в амплитуды входит неизменная амплитуда установившегося тока. На диаграмме показана экспонента с постоянной затухания Г = 1.

По рис. 4 следует отметить некоторые важные положения, послужившие для составления аналитических выражений тока переходного процесса*.

где — амплитуда первой гармонической тока (приложение 1).

Постоянная затухания по начальным условиям процесса

L " Pm = (8)

Последующая операция заключается в определении свободного потока в конце первого интервала по уравнению (1).

Рис. 4. Свободный поток и уравнительные токи переходного процесса.


S 4 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О № 1

1. В рассмотренной области индукций затухание свободного потока происходит значительно медленнее, чем по экспоненте с постоянной времени по начальным условиям процесса. Отклонение от экспоненты увеличивается с возрастанием индукции. При значении индукции аФ ^=1, где зависимость между потоком и током близка к линейной, кривая потока практически совпадает .с экспонентой (на рис. 4 для ясности чертежа не показана).

2. Затухание уравнительных токов переходного процесса также отличается от экспоненты с постоянной времени по начальным условиям. Отклонение от экспоненты увеличивается вместе с индукцией.

В области времен = 1,5 . ..2 уравнительные

токи затухают быстрее, чем экспонента. За пределами этих времен токи близки к тем значениям которые были бы при затухании по экспоненциальному закону с постоянной времени по начальным условиям, после чего затухание становится более медленным.

3. В области высоких индукций аФ„ = 5, где ..отклонения в изменении тока от экспоненциального закона имеют наибольшее значение, предельное расхождение расчетного тока с соответ- .ствующим ему значением при экспоненциальномхарактере затухания в интервале времени р от

нуля до трех достигает двух.4. Известный приближенный способ нахожде

ния тока переходного процесса по магнитной характеристике цепи в предположении экспоненциального характера затухания свободного потока с постоянной времени по начальным условиям процесса [Л. 1], может привести к очень большим ошибкам. Так, при аФ = 5 отклонение расчетного значения от действительной в 2 раза последует при + = 0,3. При ^ = 2 расчетный ток

будет отличаться от действительного в 15 раз.5. Д л я п р и б л и ж е н н ы х р а с ч е т о в в до

с т а т о ч н о ш и р о к о й о б л а с т и и н д у к ц и и до а Ф ^ = = 2 , 5 . . . 3 м о ж н о с ч и т а т ь , ч т о и з ме н е н и е а м п л и т у д у р а в н и т е л ь н ы х т о к о в п е р е х о д н о г о п ро ц е сс а с л е д у е т э к с п о н е н ц и а л ь н о м у з а к о н у с п о с т о я н н о й в р е ме н и по н а ч а л ь н ы м у с л о в и я м процесса.

Аналитические выражения для тока переходного процесса. Допущение экспоненциального характера затухания амплитуд уравнительных токов переходного процесса позволяет дать простые выражения для аналитического вычисле- -ния токов:

Д ля апериодической составляющей

Д ля четных гармонических

' Т "

i = 1 егк Nkni (12)

где / 0 — амплитуда гармонической при t = 0.Для нечетных гармонических в общем пере

ходном токе учитывается незатухающий по времени установившийся ток:

t■+/. СОЗЫ/,

И Л И

I = 1 ' (1 — е 0 с о зШ , (13)

где / 0 — амплитуда гармонической при 7 = 0 ;Пкт— амплитуда гармонической установивше

гося тока.Общее выражение для тока переходного про

цесса:

f- +

) с о зШ . (14)

Выражения (11) . . . (14) даны для неблагоприятного момента коммутации (фазный угол установившегося тока j . При отличных от фазных

углах в выражениях (11) . . . (14) изменятся абсолютные значения амплитуд, составляющих 0 ^ и соответственно постоянная времени Т " , вычисляемая по начальным условиям. В запись выражений (11) . . . (14) войдет фазный угол включения.

Анализ численных значений токов переходного процесса показал, что можно достигнуть достаточно точных результатов при аналитическом расчете и индукциях, находящихся в области гл у боких насыщений, если представить затухание уравнительных токов как сумму двух экспонент с различными постоянными времени.

Тогда уравнение составляющих тока будет:

h = ^')costo7. (15)

Удовлетворительное совпадение расчетных величин токов по (15) с вычисленными для рис. 4 достигается при следующих значениях коэффициентов:

й = 0 , 5 - + - , (16)

т = 0,1аФ„е” *,

п = \ — т .

(17)

(18)

( И )

где /„ — значение постоянной составляющей при 7 = 0 ;

Т " — постоянная времени по начальным условиям процесса.

На диаграмме рис. 5 даны значения переходного тока (кривая 4) при аФ,„ = 5 и + от О до 2,

подсчитанные по ( 15) . . . (18), показывающие хорошее совпадение с вычисленными ранее по методу последовательных интервалов для рис. 4.



счета амплитуд полуволн тока переходного процесса при значениях №/=7г, Зтс, 5тг и т . д.:

/ = 0 ,5 + (1 — созш/) е )созш/.

(19)Постоянная времени затухания

Т " -- (20)

Рис. 5. Расчетные значения переходного тока при аФ — 5.

1 —по методу последовательных интерва- лов; 2 — по магнитной характеристике в предположении экспоненциального затухания потока с постоянной времени по начальным условиям; 5 — по закону экспоненты с постоянной времени по начальным условиям; 4 — как суммы экспонент.

применение уравнений (15). . .(18) имеет смысл в области индукций, обусловливающих аФ„ > 2 . . . 2,5. При меньших значениях индукции изменение тока по времени достаточно близко к экспоненте и применение (15) . . . ( 18) будет неоправданным осложнением (например, при а Ф ^ = 1 ; /? = 0,5;т = 0,06). Д ля времен ^ / > 2 уравнение (15) не

дает точных решений. Аналитическое решение для переходного тока становится возможным, если представить затухание уравнительного тока как сумму трех экспонент с различными постоянными времени.

Упрощенный способ вычисления амплитуд полуволн тока переходного процесса. Если в результате расчета достаточно знать лищь амплитуды полуволн тока переходного процесса при неблагоприятной фазе включения, то можно упростить вычисления, допустив, что периодическая составляющая тока изменяется по закону косинуса.

В каждом частном случае по магнитной характеристике цепи можно определить максимальный пик тока /^ , который возник бы спустя полупе- риод после включения переменного напряжения при отсутствии сопротивления в контуре. Д ля этого следует определить ток, необходимый для создания удвоенного установившегося поля, считаясь также в случае надобности с остаточным полем.

Допущение об изменении периодической составляющей тока по закону косинуса не меняет принципиально структуры ранее показанного уравнения переходного тока (14). В этом уравнении сохраняются лишь первая гармоническая и апериодическая составляющая. Д ля сохранения начальных условий очевидно, что амплитуды переменной составляющей и апериодическая составляющая при / = 0 должны быть равны по абсолютной величине и обратны по знаку и составл ять каждая 0,5 от максимального пика тока.

Д ля приведенных условий непосредственно из (14) можно дать выражение, справедливое для под-5 Электричество, № 1

где — амплитуда напряжения, приложенного к контуру;

со — круговая частота;R — сопротивление контура;

Ьт — максимальный пик тока при отсутствии сопротивления в контуре;

+ — амплитуда установившегося тока.

При вычислении постоянной затухания из(20) в отличие от (8), где в знаменатель входит амплитуда первой гармонической тока, вводится коэффициент 0,5 к максимальному пику тока в момент включения, учитывающий периодическую составляющую тока.

Выводы. 1. Изложенный метод дает общее решение для приближенного вычисления переходного тока в цепи с нелинейной индуктивностью при синусоидальном изменении индукции. Преимущества метода заключаются в непосредственном вычислении переходного тока вне связи с затуханием свободного потока из констант магнитной характеристики цепи, начальных и конечных условий процесса. Это обусловило возможность дать средствами средней математики относительно несложное аналитическое выражение изменения переходного тока на произвольном отрезке времени.

2. Метод дает приемлемые для инженерной практики погрешности расчета. Погрешности определяются: а) неточностью следования магнитной характеристики принятому аналитическому выражению; б) возможной неточностью при вы числении составляющих сложной кривой тока;в) неточностью следования изменения тока по времени согласно (14) и (15); г) неучетом явлений гистерезиса и вихревых токов.

3. Суммарные ошибки, обусловленные двумя первыми приближениями, при применении аналитических выражений для составляющих сложной кривой тока, приведенных в приложении 1, могут достигать 10...15%.

Ошибки, обусловленные неточностью (14) и (15) в пределах времен ~ от О до 1,5, могут дости

гать 5 . . . 7 %.4. Влияние гистерезиса, обусловливающее

остаточную индукцию при / = О, может быть учтено расчетом при определении составляющих начального значения тока (приложение 1). В ли яние гистерезиса, обусловливающее отступление частного цикла от основной кривой намагничивания, учесть сложнее, так как для этого следует определить составляющие кривой тока с учетом


6 6 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О № I

петли гистерезиса. Д ля области больших переменных полей, обычно сопутствующей нестационарному режиму, пренебрежение гистерезисом не внесет существенных ошибок в результаты расчета.

5. Результаты расчета хорошо совпадают с опытом (приложение).

6. Выражение сложной кривой тока в виде ряда периодических функций представит определенные удобства при анализе сложных электрических цепей.

В заключение автор выражает глубокую признательность проф. Н . Н. Щедрину за весьма важные принципиальные указания, данные им при просмотре первой редакции этой работы, а также С. С. Шур и А. М. Рывкину за ряд ценных советов и замечаний, учтенных в настоящей редакции статьи.

Приложение 1. Вычисление гармонических сложной кривой тока. При относительно больших переменных полях, когда наличие гистерезиса не вызывает значительного отступления частного цикла от основной кривой намагничивания, ради упрощения расчетов можно пренебречь явлением гистерезиса и вычислять составляющие сложной кривой тока по основной кривой намагничивания. Вычисление по основной кривой намагничивания значительно облегчается тем, что можно воспользоваться ее аналитическим выражением.

Для вычисления гармонических можно пользоваться различными способами, в частности при аФ„, (х) > 2 производить вычисления с помощью таблиц бесселевых функций [Л . 2].

Ниже приводятся аналитические выражения для амплитуд составляющих сложной кривой установившегося тока l'^ и амплитуд начального значения тока /^, входящих в уравнения (11) . . . (14) переходного тока. Уравнения составлены в предположении, что магнитная характеристика цепи удовлетворяет выражению [Л. 5]:

Приближенное вычисление значений интегралов1 дает;

/о = — ( 0 . 2 5 +

1\т —2 т

(0,25 + 0,68г”’* “‘" - - 0 ,9 3 в '’'®“Ч

, , . = + ,0,25 + 0,75.‘ “ " _ . ‘* Ч

/ап = + (0.262 + 0.524^'''''''’'" — 0.262/'"^'" —

- 0,524в°' “®"');

/ . = + ( 0 . 2 5 + 0 .7 5 . ' ’ “ -1.5баФ.

')и т. д.

Амплитуды гармонических в зависимости от амплитуды индукции даны на диаграмме рис. 2.

При желании учесть остаточное поле, обусловленное явлением гистерезиса, аналогично можно вычислить составляющие тока для изменения потока с учетом остаточного поля.

Уравнение потока можно представить:Ф = : Фоф- (1 — COS <Dt).

Уравнения составляющих сложной кривой тока:

(0,25 + 1,25в'’« “* « + ):

= (0,25 + - 0 , 6 8 в " - - 0,93

и. т. д.

Составляющие сложной кривой тока для промежуточных значений свободного потока, изменение которых показано на рис. 3, вычислены по ординатам сложной кривой тока.

Абсолютные значения ординат определялись из

^ (о/ -f- )

Уравнения для амплитуд гармонических установившегося тока даются в [Л. 6] для синусоидального изменения индукции в виде:

/3 = m (0.805 ”'®®“*'” - 0,402в°'® “*'”)и т. д.

Амплитуды гармонических в зависимости от амплитуды индукции даны на рис. 1.

Уравнения составляющих начального значения тока найдены для изменения потока по времени согласно (2). Так как при этом кривая тока получается симметричной относительно середины периода, можно ограничиться рассмотрением одной половины периода переменного тока.

Уравнение тока имеет вид:

аФ„, (1 —COS ш/)

Постоянный член ряда определится как

/п = -

Амплитуды гармонических

km '■

тс6"Фя7 (1 —СО! Л7)те S in kxdx.

где Фд в относительных единицах в пределах от 1 до 0. Знак ординаты определяется знаком степени е.

Приложение 2. Формуляр расчета затухания свободного потока и уравнительных токов переходного процесса для диаграммы рис. 4.

У с л о в и я р а с ч е т а :1. Амплитуда первой гармонической тока по началь

ным условиям процесса /|„^=1.2. Постоянная времени затухания по начальным усло

виям процесса 7 ' " = ! .3. Амплитуда установившегося потока Ф „ , = : 1 . '

4. Фазный угол установившегося тока •

5. Область индукции а Ф „ , = 3.

6. Начальное значение амплитуды уравнительного тока C s - l .

7. Постоянные затухания для расчетных интервалов времени вычисляются в зависимости от постоянной затухания Т " по начальным условиям процесса:

где — амплитуда первой гармонической тока в начале расчетного интервала (рис. 3).

8. Значения амплитуд уравнительных токов берутся нз рис 3.

‘ Уравнения составляющих найдены совместно с Е . Ф. Воскресенской.



Приложение 3. О п и т. Для опыта применен сердечник трансформатора тока встроенного типа от масляного выключателя ВМ-125. Активное сечение стали О =105сл«2. Для получения нормальных индукций при включении на напряжение 220 в обмотка трансформатора дополнена до 130 витков.

Испытательные средства позволили снять характеристику намагничивания только на переменном токе. Характеристика снята при синусоидальном напряжении. Ток замерялся пиковым амперметром. Зависимость амплитуд = “ f (рис. 6) принята в последующих расчетах за характеристику первоначального намагничивания.

Активное сопротивление всей цепи R = 0,87 ом. Мощность питающего трансформатора 50 ква. Сопротивление трансформатора учтено по потерям короткого замыкания.

Включение произведено при напряжении питающей сети 202 в (расчетное значение амплитуды по характеристике намагничивания составило /7^ = 285 в). Перед включением сердечник трансформатора размагничивался путем плавного снижения переменного напряжения.

Осциллограмма включения при фазном угле установив-71

шегося тока дана на рис. 7.

На рис. 8 показаны расчетные значения тока переходного процесса: 1) при вычислении тока по (14) с уточнением согласно (15) . . . (18); 2) при определении тока по действительной магнитной характеристике цепи при экс-

AWWWVWV’-WW

Юа I--------1

-ЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛЛ-7\ЛЛбРис. 7.

Рис. 8. Мгновенные значения тока при переходном процессе (аФ = 3,28).

I — расчетная сумма гармонических; 2 — по магнитной характеристике в предположении экспоненциального затухания потока; 8—амплитуды

полуволн по осциллограмме.

поненциальном затухании потока с постоянной времени по начальным условиям процесса [Л. 1].

Характер затухания расчетных значений тока в первом случае близко совпадает с осциллограммой.

Таблица расчета

Номер расчетного интервала£ яR 03

иX >.

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Продолжительность интервала М . . — 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 0,15 0,15 0,15 0.15 0.15д/

Время от момента коммутации S — 0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,35 0,45 0,55 0,65 0.75 0,9 1,05 1,2 1,35 1,5

Амплитуда первой гармоническойг (0тока / в начале интервала . . 1,0 1,0 0,86 0,765 0,69 0,635 0,586 0,52 0,4,55 0,415 0,385 0,355 0,325 0,3 0,275 0,26

Постоянная времени затухания

............................................1 т

1,0 1,0 1,16 1,31 1,45 1,57 1,71 1,92 2,19 2,40 2,60 2,82 3,10 3,33 3,64 3,85

МПриращение степени .................... 0 0,05 0,043 0,038 0,034 0,0.32 0,058 0.052 0,046 0,042 0,038 0,053 0,048 0,045 0,041 0,039

Степень затухания свободного потока в конце интервала £ ~ . 0 0,05 0,093 0,131 0,165 0.197 0,255 0.307 0,353 0.395 0,433 0,486 0,534 0,579 0,62 0,659

Значение свободного потока к кон- М

— L 'рцу интервала е .................... 1 0,95 0,91 0,88 0,85 0,82 0,78 0.735 0,70 0,67 0,65 0,61 0,585 0.56 0.54 0,52

Амплитуда составляющей уравнительного тока в конце интервала / 0^те ........................................................... 1 0,86 0,75 0,68 0,62 0,575 0,51 0,445 0,405 0,37 0.34 0.305 0,28 0,255 0,235 0,22

5*


6 8 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О №

Приложение 4. Пример расчета. Пусть требуется определить максимальный пик тока и составляющие для t — Tz при включении катушки со стальным сердечником, магнитная характеристика которой показана на рис. 6. Эффективное значение включаемого напряжения 202 в {7^ = 285 в. Частота переменного тока 50 гц. Активное сопротивление цепи R = 0,87 ом. Перед включением остаточная индукция стали снята.

Константы кривой намагничивания определяем с помощью уравнений из [Л. 5].

Так как кривая намагничивания представлена как зависимость намагничивающего тока от напряжения на обмотке катушки, то при вычислении пар констант и гармонических вместо потока можно подставить напряжения (и ^ = Ф^) и вместо намагничивающей силыт о к / ^ ( f „ = IW ).

Для большей точности расчета вычисление констант ведется раздельно для участков кривой, соответствующих области токов переходного процесса и области установившегося тока.

Для первой принимаем координаты расчетных точек

£2 = 570 в и / j = 24 а; £ i = 510 в и / j = 12 а;

тогда. . I g 2 4 - l g l 2

~ U - a - U i 570— 510 -

24gflC/г — gO,0115-570 ' : 0,034.

Аналогично, константы кривой на участке, соответствующем установившемуся току а '= 0,006; т = 0,17. Расчетное значение степени aU^ в области переходного процесса 0,0115-285 = 3,28;

в области установившегося тока

0,006-285 = 1,71.

Составляющие сложной кривой тока в момент включения

/ " = ^ ^ ( 0 ,2 5 { l,25e ''® '--2® + I,5«'’'®‘ -®’2®) = 5,76 а;

аналогично

С = 5,58; / + = - 2 ,4 9 ; / + = 1,16-

Гармонические - кратности выше четвертой ввиду их малости не учитываются.

Составляющие установившегося тока, учитывая знакизменения по закону косинуса,

/ + = - 0 ,9 9 а; / + = - 0,015 а-

Постоянная времени затухания из (8)

285Т"” — 2-3,14-50-9,47-0,87 — О-" сек.

Коэффициенты 6, m и л из (16) . . . (18)

6 = 0 , 5 ^ = 0,152;

т = 0,1-3,28а-"0’'® = 0,28; п = 1 - 0 ,2 8 = 0,72.

Уточненный множитель затухания из (15) при — 0,01

О,28е0.152-о,п _^0,72е “•" = 0,81.

Значения составляющих сложной кривой тока:

/о = 5,76-0,81 = 4 ,6 7 а;

/ + = 5,58-0,81 cos 2п = 4,57 а;;/ ^ ^ = 1,16-0,81 cos 4л = 0,94 а-

= [— 9,47-0,81 — 0,99 (1 — 0,81)] cos к = 7,86;/ д „ = [ — 2,49-0,81 — 0,015 (1 -0 ,8 1 ) ] созЗл = 2,01.Пик тока при ей/ = л и 7 = 0,01 сек

/„„„ = 4,67 + 7,86 + 4,57 + 2,01 -f 0,94 = 20,05 а.

Литература1. Р - Р ю д е н б е р г . Явления неустановившегося ре

жима в электрических установках. Г Н ТИ , стр. 281— 285, 1931.2. Л. А. Б е с с о н о в . Электрические цепи со сталью.

Госэнергоиздат, стр. 19,*81, 1948.3. Л. А. Б е с с о н о в . Перех дные процессы в нели

нейных электрических цепях со сталью. Госэнергоиздат, стр. 30 — 32, 62 — 94, 1951.

4. Г . И . А т а б е к о в . Релейная защита высоковольтных сетей. Госэнергоиздат, стр. 38 — 76, 1949.

5. А. А. В о с к р е с е н с к и й и Е. Ф. В о с к р е с е н ск ая . Уравнения кривых намагничивания трансформаторной стали. Электричество, № 4, 1946.

6. А. А. В о с к р е с е н с к и й. Уравнения гармонических сложной кривой тока в цепи с железом. Электричество, КЬ 1, 1948.

[22. 4. 19.52]


Из опыта работы

Испытание изоляции стержней статора генератораИ нж . О. И. Г Р У Ш В И Ц К А Я

Кароеэнерго

Статор генератора иностранной фирмы мощностью 24 мгвт, 10 кв прибыл в энергосистему в марте 1951 г. Весну и начало лета того годастатор лежал на открытом воздухе, подвергаясь атмосферным воздействиям. Затем стержни из статора вынули и после их хранения в течение 11 мес. в неотапливаемом складском помещении их подвергнули осмотру и электрическим испытаниям, описываемым ниже.

Изоляция в пазовой части стержней — опрес- сованная гильза, в лобовых частях — лакоткань. По осмотру изоляция пазовой части у большинства стержней была в хорощем состоянии, но часть стержней имела трещины, образовавшиеся, видимо, вследствие небрежного демонтажа стержней. В лобовых частях всех стержней лакоткань пересохла и стала хрупкой.

Сопротивление изоляции измерялось мегомметром типа МС-06 2 500 в с электроприводом. Перед измерением на исследуемые участки стержня (в отдельных случаях — на всю пазовую часть изоляции стержня) накладывался бандаж из медной фольги. Сопротивление изоляции для каждого исследуемого участка стержня измерялось между токоведущей частью стержня и бан- дажем.

Результаты измерений показали, что для четырех участков пазовой части стержней, не имевших дефекта изоляции, сопротивление изоляции было в пределах от 800 до 4 ООО мгом (одноминутное значение при температурах 19... 2 8 °С), а величина коэффициента абсорбции ^ 6 0 от 1,06 и 1,43.

Д л я пяти участков пазовой части стержней, имевших дефект изоляции, сопротивление изоляции было в пределах от 120 до 4 000 мгом, коэффициент абсорбции лежит в пределах от 1,09 до 1,27.

Таким образом, абсолютные значения сопротивления изоляции и коэффициент абсорбции не в полной мере характеризуют состояние изоляции стержней.

При отсутствии интенсивного увлажнения такие повреждения, как трещины в пазовой изоляции стержней, не могут быть обнаружены по сопротивлению изоляции и коэффициенту абсорбции. Например, для стержня № 1 были получены следующие значения: для участка без дефекта /?бо = 2 100 мгом, keo= 1,16; для участка с трещиной в изоляции . ^ 6 0 = 2 000 мгом, йбо— 1,24. В обоих случаях сопротивления изоляции мало отличаются между собой, а коэффициент абсорбции во втором случае даже выше.

На основе результатов обследования изоляции статора генератора мощностью 24 ООО кет даются рекомендации по методике обнаружения местных дефектов изоляции. Указывается на возможность отказа от сушки генераторов, не имеющих внешних дефек

тов изоляции.

Во всех проделанных опытах после искусственного интенсивного увлажнения (обливания стержня водой) сопротивление изоляции у стержней

с внешними дефектами падало в сотни раз, а коэффициент абсорбции снижался до 1,0. Например, для стержня № 3 до искусственного увлажнения сопротивление изоляции было равно 570 мгсм, кво— 1,26; после обливания водой сопротивление изоляции снизилось до 0,015 мгом, коэффициент абсорбции стал 4,0.

Д ля стержней без внешних дефектов в изоляций при искусственном увлажнении порядок сопротивления изоляции оставался прежним, а значение коэффициента абсорбции снижалось до1,04...1,06.

И з того, что и для стержней, не имеющих внешних дефектов, коэффициент абсорбции после искусственного увлажнения получился близким к единице, следует, что о состоянии изоляции нельзя судить только по коэффициенту абсорбции, без учета абсолютных значений сопротивления изоляции.

При измерении токов утечки, как и при измерении сопротивления изоляции, на исследуемые участки изоляции стержней накладывался бандаж из медной фольги, который заземлялся. И змерения производились при выпрямленных напряжениях 2, 4, 6, 8, 10 и 12 кв. Результаты измерений показали, что токи утечки существенно зависят от наличия в изоляции дефектов.

Так, у стержня № 2, не имевшего видимых дефектов в изоляции, установившийся ток утечки (отсчитанный через 1— 2 мин и более после приложения напряжения) при 12 кв был равен 13,5 мка, а у стержня № 3, имевшего большую трещину в изоляции, установившееся значение тока утечки при 12 кв составляло 29,5 мка (в обоих случаях при 2 8 °С). У стержня № 1, имевшего трещину в изоляции при напряжениях выше 8 кв, наблюдалось существенное возрастание тока утечки (с 5...7 до 18 мка), начинавшееся через 1 — 2 мин после приложения напряжения, по окончании обычного спада тока утечки. Увлажнение также оказывало существенное влияние на токи утечки. У того же стержня № 2 после обливания его водой установившееся значение тока утечки при 12 кв возросло с 13,5 до 23,5 мка (при 2 8 °С).

Особенно сильно влияет увлажнение на токи утечки дефектной изоляции.

У стержня № 3, имевшего большую трещину в изоляции, токи утечки при 2 кв (одноминутное значение) после обливания стержня возросли с 6 до 160 мка. Интересно отметить, что при подъеме



напряжения до 12 кв ток утечки искусственно увлажненного стержня снизился до 46 мка, что объясняется, видимо, подсушкой изоляции токами утечки.

Пробивное напряжение стержней определялось путем приложения повышенного напряжения переменного тока от трансформатора маслопро- бойника.

Результаты испытания изоляции стержней до искусственного увлажнения приведены в табл. 1.

Таблица 1

е О яаз а аз 054)к § .о а о>5 ® IS 5 33

С

46

32 25

5 . . . 7

16

16

Й яо <и5 ^II

кО « П, S 3CQ а ^

н О)

°о о Xгг а

Внешнее состояние изоляции стержней

Отметка о наступлении пробоя

Внешних дефектов не было

То же То жеИмелись внешние

дефекты (трещины)


Имелся внешний дефект (трещина)


Нет пробоя

Нет пробояПробойПробой

Нет пробоя

Пробой

Пробоя ие было, но был обнаружен местный нагрев изоляции

Изоляция лобовых частей стержней испытывалась отдельно. При отсутствии внешних дефектов лобовая изоляция выдерживала до 16 кв переменного напряжения, а при 17 кв наступал пробой.

После искусственного увлажнения для стержней, не имеющих внешних дефектов, пробивное напряжение не изменялось, а для стержней, имеющих трещины в изоляции, пробой наступал при подъеме испытательного напряжения до1...2 К б .

Таким образом, несмотря на то, что испытание изоляции повышенным напряжением переменного тока является наиболее эффективным, не все дефекты в изоляции могут быть выявлены при тех испытательных напряжениях, которые применяются при испытании изоляции эксплуатируемых электрических машин ( 1 , 3 . . . 1 , 5 С другой стороны, данные табл. 1 показывают, что изоляция, увлажнившаяся во время хранения, не имеющая внешних дефектов, выдерживая такие высокие испытательные напряжения, как 32 и

46 кв, может вести себя вполне надежно в эксплуатации без предварительной просушки.

Д ля определения местного нагрева изоляции стержня под действием напряжения к нему прикладывалось переменное напряжение 5 кв на 1 час. Местный нагрев удалось обнаружить только в одном случае (табл. 4). Нагрев был обнаружен на ощупь, на участке изоляции, не имеющем внешних дефектов. При обследовании нагревшегося участка была обнаружена в изоляции вспученность.

Д ля ряда стержней было определено напряжение поверхностного перекрытия. Напряжение поверхностного перекрытия участка пазовой части изоляции стержней длиной 20 см определялось в трех случаях:

а) без искусственного увлажнения;б) при незначительном увлажнении (поверх

ность стержня протиралась сырой тряпкой);в) при значительном увлажнении (поверхность

стержня обливалась водой).Пределы напряжений поверхностного перекры

тия для испытанных стержней приведены в табл. 2.

Таблица 2

Условия испытанияНапряжение поверхностного перекрытия,

кв (в пределах)

Без искусственногоувлажнения . . . ОТ 56 . . . 60 кв

При незначительномувлажнении . . . ОТ 20 . . . 23 к в

При значительномувлажнении . . . от 2 . , 5 кв

Выводы. 1. Увлажнение для изоляции, не имеющей внешних дефектов, не опасно.

2. Наиболее эффективным методом выявления местных дефектов в изоляции электрических машин является испытание повышенным переменным напряжением.

Д ля наиболее полного выявления дефектов в изоляции желательно испытательное напряжение повышать до 1,7

3. Целесообразно для выявления местных дефектов в начале их развития в сомнительных случаях производить испытание изоляции электрических машин переменным напряжением 4...5 кв в течение 1 часа с целью выявления местных нагревов изоляции.

4. Токи утечки являю тся весьма чувствительным показателем наличия местных дефектов и увлажнения изоляции.

5. Возможно отказаться от сушки машин, вы державших полный объем профилактических испытаний.

[10.3.1953]


Из истории электротехники

Роль П. П. Копняева в деятельности русской электротехнической школы

проф. А. Я. Б Е Р Г Е Р и инж . М. О. К А М ЕН ЕЦ К И ЙЛенинград

50 лет назад, в 1904 г., была издана книга харьковского профессора Павла Петровича Копняева «Дннамомашины постоянного тока». Эта книга, появившаяся в годы формирования современной русской научной электротехнической школы, впервые подняла на строго научный уровень изложение в учебном руководстве вопросов электрических машин постоянного тока. Авггор книги в течение трех десятилетий растил в отечественной высшей школе кадры инженеров-элек- триков и сыграл значительную роль в общем развитии русской электротехнической школы.

Возвращаясь мысленно к периоду, когда в России было положено начало высшему электротехническому образованию и самостоятельной электротехнической инженерной специальности, необходимо напомнить, что наряду с петербургскими институтами — Технологическим и Электротехническим — формирование русской электротехнической школы осуществлялось также в Харьковском технологическом институте. В этом институте, открытие которого |огнооится к концу 80-х годов, уже в 1892 г. в число предметов учебного плана входила электротехника. Она читалась на IV курсе для обоих — механического и химического — отделений института профессором физики А. К- Погорелко [Л. 1], причем В1есеннее полугодие отводилась практическим занятиям'.

С 1893 г. чтение лекций но электротехнике было поручено Н. П. Клобукову, а в 1898 г. в связи с его отказом от дальнейшего преподавания электротехники для этой цели был приглашен П. П. Копняев, окончивший за 2 года до этого 'Петербургский технологический 'институт 'И первый — в этом 'институте — едавший сверх обязательных пред'метов проект динамомашины постоянного то'ка.

С назна'чен'ием 'П. П. Копняева число часов, отводимых на чтение лекций по электротехнике, было увеличено до трех в неделю и, что особенно важно, было вве'дено дипломное электротехническое проектирование, подобно тому как это имело место с 1898 г. в Петербургском технологическом институте.

Уже в начале своей педагогической деятельности в Харьковском институте П. П. Копняев составил в 1903 г. проект организации [Л. 2] самостоятельного электротехнического факультета (взамен специальности на механическом отделении), однако этот проект не был осуществлен до Великой О'ктябрьской социалистической революции.

Введение электротехники в учебный план высшей школы, формирование самостоятельных электротехнических научных дисциплин вызв'эли необходимость составления электротехнических учебников для высшей школы. Учебные книпи по электротехнике, изданные в России к этому времени в небольшом количестве, не удовлетворяли быстро растущей потребности. Часть нз этих книг специально предназначалась для нужд военного ведомства. Они носили характер руководства для воинских частей (например, В. Н . Ч и к о л е в . Применение электрического освещения для военных целей, 1879 г.) или же являлись .курсами для военно-учебных заведений и, в большей или меньшей степени имели характер справочников, содержа-

' На I I I курсе для студентов обоих отделений читалась .Теория электричества": в первом полугодии А . К . Погорелко, во втором — Н . П . Клобуковым (по 2 часа в неделю).

“ .Электрическое освещение—курс Минного офицерского класса" Е . П . Тверитинова (1883, 1884 гг .); курсы электротехники военных академий: н .- Рагозина (1889 г.), А . Л . Королькова (1899 г.), Л . С. Свенторжецкого'(1899, 1901, 1902 гг.).

щих несистематизирова'нпые, а иногда и нечетиие и яр.отиворечивые сведения по элекщротех'Н'Нке. Другая часть книг наполнялась разными авторам'и произвольным содержанием, охватывающим не-

щ ' ' ред'ко вопросы, весьма далекие от элек-(Сф ' тротехни'ки 3.

л * .; Попытки составления специальныхучебников по отдельным электротехническим дисциплинам наталкивались на мяопие трудности. Первым книгам по электрическим машинам были присущи некоторые общие недостатки: 1) классификационная и терминологическая нечеткость, например группировка машин по фирмам-изготовителям или делениемашин на «большие, малые, средние» [Л . 3 и 4]; 2) выражение мощности машин в свечах, потерявшее смысл после разделения .процесса генерирования и (осветительного) потребления электроэнергии и не дающее точного представления о мощности [Л. 3]; 3) изучение двигателя было обособлено от изучения генератора (иновда и наоборот) вместо

внедрения понятия о разных режимах 'работы на 'основе пр'ИН'ЦИпа обратимости машины [Л. 4, 5 и 6]; 4) неправильная компоновка разделов, составляющих научную дисцип- Л'И'ну по электрическим 'машина'М, иоключение из рассмотрения некоторых важнейших разделов (например, (конструкций, ра'счета), нестр'ОЙное изложение теории [Л. 4 и 5].

Выход в свет в апреле 1904 г. в Харькове книги проф. П. П. Копняева (Динамомашины постоянного тока. Их теория, нспытаяне, конструкция и расчет) в корне 1И31М!еяил это положение. В этой 'кииге были четко определены объем и границы новой научной дисциплины по электрическим машинам; тщательно я гармонично были разработаны в ней вопро'Сы теории, проектирова'ния и исследования. Этот учебник по содержанию, компоновке, термияологи'И, 'Методологии резко отличается от предшествовавших книг. О его качестве говорит 'факт повторного издания иниги в 192'6 г., т. е. спустя почти четверть века!

Книга П. П . Копняева построена на классически ясных методических принципах. Подчер'мивая, что .магнитный поток— важнейшая величина в электрической машине, и учитывая, что представление о магнитном поле и индукции известно атушателям .из курса основ электротехники, П . П . Копняев именно эти понятия избирает как исходные в курсе.

(В главе об о'бмотках он приводит положение о toiM, что мощность машины не зависит iot типа об'.М'Отми; одну и ту же машму на одну и ту же мощность можно выполнить я с последовательной и с параллельной обмоткой.

Во втором издании книги, в главе о машинах специального назначения, П. П. Копняев рассматривает также разомкнутую обмотку якоря. Современные авторы об этом обычно не пишут, в результате чего студент не получает объяснения, чем плоха такая обмотка и почему в машинах по'стоянного тока применяется замкнутая обмотка.

Говоря о коммутация, Ко'пняев не прибегает к нереальному предположению о том, что скорость якоря равна нулю (тогда и ком'мутацни нет) или что она почти равна нулю. Основным достоинством изложения 'Материала о двигателях постояиного тока в книге П. П . Копняева является четкое выделение общих свойств всех двигателей (авторо'М выводятся общие урав'неиия для всех двигателей),

• Г.- к. ЛЦс р ч»и н г. Курс электротехники, 1899 г.; А . П . П о с т- н и к о в.-,Основания электротехники, 1892— 1894 и 1895— 1900 гг .; П . Д. В о й н а р о в с к и й . Теоретический и практический курс электротехники, 1897— 1902 г г .


72 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О До 1

а затем уже опецифяческих свюйств параллельвого, последовательного и смешанного возбуждения двигателей.

Исключительно ясно ,и компактно изложены Копняе- вым ;разнообразные методы всестороннего исследования машин и необходимые для этого приспо.собления. К примеру, в книге (во втором издании) можно получить указание, как определить тип обмотки якоря по результатам двух измерений оопротввлеяия обмотки якоря — при всех опущенных щетках и только при двух смежных.

В главе по расчету приведены 01ри'гннальные .формулы П. П . Копня'ева, по выбору числа полю.оов машины, по. выбору диаметра якоря, по определению средней длины витка и т. д..

Особый интерес предсгавляет аналитический метод (заменяющий гра.фический метод Лемана) определения поля в в.оэду.шном зазоре в главе «Поле междужелезного пространства». 'Глава соста:влена 'На 'основании .со'ответ- ствующего исследования П . П. .Копняева, до'веден.ного им до практической пр'Име.Н1И1М'0СТ1И. Предложенный П. П. Копыяевым точный и простой метод построения кривой магнитного .поля для получения р'ациональной кривой э. д. с. и, обратно, ф'Ормы очертания полюсного башмака получил практическое в.не.д.р.ение; партию 'генерато- Р'ОВ 'С 'Полю'ОНЫ'Ми 1Н.а.ко«е.чника1М'И, рассчитанными Ко'пняе- вым, строил Харько'вский электр.омеханический завод. На этот метод П. П. Копняеву была выдана привиле'гия [Л. 2]. Р.оль .П. П. .Копняева .в .ф.ор'М1ировани1И .русской школы ученых 'И инженеров-электротехнико'в не ограничилась его деятельностью при зарождении этой школы.

'В 19-12 г. П. 'П. Копняев предпринял систематизацию св'онх учебных рук'О'водств. Им был намечен [Л. в] цикл книг, 'СОСТОЯЩИЙ из пяти томов; 1. Основы электротехники.11. Электриче'сюие измерения. 111. Дияамомашины постоянного тока. IV . Машины переменного тока и трансформаторы и V. Элвктри'чесюие устано'вки.

Две книги этого цикла — «Основы электричества и мзгнитиэма» (т. 1, вьш. 1) и «Электр-ические установк'И (т V, выл. 1)— вышли в 1912 г.

Война помешала выпуску всех курсов, и 'издание смогло быть продолжено лишь спустя полтора десятка лет уже после Великой Октябрьской социалистической революции.

П. П. Копняев разр.аботал .методику расчета электрической тяти 1И напечатал две статьи в журнале «Электричество» (№ 2, 1914 г. и № 2, 1915 г.) по графическо-му и аналитическому расчету трамвайной тяги, подготовляя, таким образом, предусмотренный им соответствующий раз- .дел т. V (электрических установок). Разработанный Коп- няевым метод расчета давал простое и точное решение взамен применяв'шихся пр'иближенных и очень кропотливых 'спО'СО'бов вычисления расхода мощности на движение электротранспорта. Этот метод получил полное подтверждение при проведенных в те же годы испытаниях на действующих тра.Ч'ваях.

Наряду с по.дгото'вкой учебников П. П. Копняев провел в 1907— 1910 гг. важную работу по созданию в Харь- ковско-м технологическом институте новой электротехнической лаборатории, отвечающей гребова'ниям преподавания развивающейся электротехники. Строго продуманное обо- рудова.ние, опец-иальная меблнро-в'ка, система подвижных маш'Ин обеспечивали гибкое использование лаборатории в целях р-азнообразия проводимых в ней ра-бот и делали ее одной из наиболее передовых для того времени. Тогда же П . 'П. Копняев издал -серию брошюр по вопросам исследования машин и трансформаторов, а также пособие для занятий в лаборатории по электрич-есиим .измерениям, в котором рассматривались; система единиц, измерительные приборы, методы измерения различных величин и пр. Это пособие представляло по -сути дела второй том намеченного Ко'пыяевым курса.

В 1907— 1908 гг. П. -П. Копня'ев принял деятельное участие в организации первой южно-русской электро-тех- 'Н'Ичеик'ОЙ 'вьиста-вни в Харькове.

В 190-3, 1907, 1912 и 1914 гг. П. П. Копняев предпринимал М'Ногократные попытки организовать электротехни- чеоюий факультет ил.и хотя бы значительно расширить преподав'аиие электротехнических дисциплин. Хотя эти попытки не дали полного результата, но благодаря энергии П. П. Копняева Харько.вский институт систематически, каждый год, выпускал инже-неров-электриков,

❖ ❖

С установлением на У-краине Советской .вл.асти П. П. Копняев дО'биЛ'Ся в 1921 г. О'рганизации электротехнического факультета и в трудных условиях хозяйственной разрухи сформировал факультет, поставив преподавание новых электротехнических дисциплин.

В эти же первые годы после революции П. П. Коп- няев тщательно перерабаты-вал для второго издания св'ОЮ книгу «Динамомаш'ины .постоянного така». Выход второго издания этой книги в 1926 г. возобновил прерванное войной издание задуманного П. П. Копняевым цикла электротехнических курсов. В 1927 г. Капяяев выпустил л-и- тогра'фированный '«Конспект по переменному току» (ч. II «Основ электр'Отехники» или вып. '2, т. I) .

Заслуги П . П. Копняева в формировании .первого элек- грогешичеок'ого факультета на Украине были по Д01СТ01ИН- ству оценеяьЦ С-о-ветским пр.ав'ительств'ом, наградившим П. П. Копняева, в числе пер-вых, званием заслужеинаго деятеля науки -и техники.

* * *Павел Петрович Копняев родил-ся 27(15) феар.аля

1867 г. в г. Уральске. Закончив в 1885 -г. О.ренбургсвий кадетский корпус, П. П . Копняев продолжал военное образование в артиллерийском училище в Петерб-урге, 'отличавшемся хоро'шей постановкой математического образования. По-сле трехлетнего 'Пребывания в казачьем полку П. П. Копняев переехал в конце 1891 г. в Петербург, а .о'оенью 1892 г. поступил на I I курс Петербургского тех-нологичеокого института, который оконч'Ил в 1896 г. В Институте в те годы зарождались од.н.и из первых в стране 1соп.иал-двмо1крати'4.е'акие студенческие кр.ужкя. В Институте не утихали студенческие 'беспорядки.

Прогрессивное мировоззрение П. П . Копняева определило его линию поведения в дальнейшем. В 1904— 1905 учебном году он ушел с педагогической .работы из Харьковского теХ'Нологическо1ГО 'института в знак протеста против .м-а-ссового увольнения студентов, проводившегося по политическим соображениям реакционным руководством института.

В начале 20-х годов, с оов'обождением Украины, П. П. Ко'п'няев принял бо-льшое участие в деле 'рабочего образования. 0.н активно и .непооредственно занялся распространением эле'Ктротех1Ничеаких знаний среди рабочих, написал «Начальный курс электротехники, .пособие для слушателей ра.бочих курсов», охватывающ'ий теоретическую и прикладную электротехнику. В Техяологическам ин'Ституте он орга.низовал ла'борат.орные занятия для школы ма-стеров Харько-иского электр.омехаии'чеоко'го зав-ода.

Умер Павел Петрович Копняев 3 июня 1932 г.Имя Павла Петро'вич-а Копняев.а как одного из зачи-

'нателей высшего электро.тех1Н'Ичеакого образ-ован-ия .в Рос- '0И1И, 'оста-нется в памяти советомих электротехник-ав .в .о.Д'Ном ряду с именами о'сново'полож.ников ш-колы русских электротехников А. А. Воронова, М. А. Шателена и др.

Литература1. Отчет о состоянии Харьковского практического тех

нологического института за 1892 г. Харьков, 1893.2. Бюллетень комиссии по празднованию 5-летия осно

вания электротехнического факультета Х ТИ и 25-летней научно-учебной деятельности профессора П. П. Копняева. Харьков, 1926.

3. Е . П. Т в е р и т и н о в. Электрическое освещение. Часть 1. Динамоэлектрические машины и другие разделы. СПБ, 1883. Часть И. Применение электрического освещения и другие разделы. СПБ, 1884.

4. В. Я- Ф л о р е н с о в. Динамомашины для токов постоянного направления. СПБ, 1890.

5. Л. С. С в е н т о р ж е ц к и й. Электродвигатели постоянного тока. СПБ, 1900 (изд. 1-е) и 1904 (изд. 3-е).

6. А. П о п л а в с к и й . Электродвигатели постоянного тока и передача силы. Ростов-на-Дону, 1902.

7. П. П. К о п н я е в . Динамомашины постоянного тока. Их теория, испытание, конструкция и расчет. Харьков, 1904 (изд. 1-е), 1926 (изд. 2-е).

8. П. П. К о п н я е в . Курс электротехники. Том I, вып. 1. Основы электричества и магнитизма, Харьков 1912.

9. П . П . К о п н я е в . Машины переменного тока. 19331

* В институте электротехники А Н УССР проводится обстоятельное изучение деятельности П . П . Коппяеза.

❖


Дискуссии

о мерах повышения коэффициента мощности электроустановок промышленных предприятий

(Электричество, № 5, 1952 и № 2, 1953)

Профессор А. Я . Б Е Р Г Е Р1. в свете проводимой диокуюсни возникает вопрос,

имеет ли смысл строить специальные синхронно-аоинхро'Н- ные двигатели

В свое время автор занимался расчетом аинхрояно- асинхронных двигателей [Л. I] |И выявил, что такие машины «испорчены» как oBHxipoiHiHbie, так и как асинхрон- ны'е по той простой причине, что з них приходится выбирать компромиссную величину воздушного зазора — меньшую, чем надо в синхронной машине, и большую, чем в асинхрояяой. Машина имеет меньшую перегрузочаую способность, чем синхронная с нормальным для нее воздушным зазором, а перегрузочная способность в асинхронном режиме ничтожно увеличивается по сравнению с асин- xipoHiHoft машиной норм'аяьн'ото исполнения [Л. 2], «о зато значительно ухудшается коэ'ффяц.иент мощности.

Строить такие машины не надо. Проделав этот опыт на заводе Xi3iM3 в 20-х годах, мы больше его не повторяли.

2. Другой вопрос — имеет ли экономический смысл оинхронизация работающих асинхронных двигателей? Да, имеет.

В тех случаях, когда двигатель нагружен примерно иа 70...80% при перегрузочной способности, равной у оин- хронизир'ованяого двигателя в синхронном режиме при- •мерно 1,2...1,3 по отношению к номинальной нагрузке, мы

1,2....1,3получим перегрузочную способность д^;— g-g =1,6...1,7, что

вполне приемлемо.В таких случаях синх1роииза'Ция, бесспорно, имеет эко-

номичесмий смысл.3. Наконец, какой метод повышения коэффициента

мощности наиболее выгоден — применение синхронных двигателей, компенсаторов, статичеоких конденсаторов или синхронизация асинхронных двигателей?

В каждом конкретном случае технико-экономические расчеты должны дать базу для выбора целесообразного спо'соба повышения коэффициента мощности. Д ля установки, питаемой непосредственно с шин электростанции, искусственное повышение не дает экономии в потерях энергии и может иметь смысл только в тех редких случаях, когда первичный дВ'Игатель неполностью загружен. Цель — повысить нагрузку первичного двигателя до номинальной и уменьшить удельный расход топлива.

'В случаях же промышленной установки, удаленной от электростанции, и при наличии нескольких трансформаций только конкретный технико-экономический анализ с учетом реальных условий режима работы цеха, станка и многих других факторов может дать обоснованное решение для выбора рентабельного способа пО'Вышения коэффициента мощности.


1. А. Я. Б е р г е р и В. А. П а н т е л е е в . Расчет и конструкция машин переменного тока. Г Н ТИ , стр. 281— 293, 1931 (или Укр. издание ДВУ, 1926).

2. А. Я . Б е р г е р . Воздушный зазор асинхронного двигателя и перегрузочная способность. Труды ЛЭИС, № 2, 1947.

И н ж . м. Д. Ш Е Ф К И Н ДКемеровэнерго

М. С. Лихачев и ряд работников Министерств угольной и нефтяной промышленности правы, когда указывают, что потребители электроэнергии поддерживали синхронизацию асинхронных двигателей, отдавая ей преимущество но сравнению с установкой статических конденсаторов. Однако они не разъясняют того, что причиной являются не технические преимущества синхронизации, а особенности ранее существовавшей шкалы скидок и надбавок, создававшей значительные преимущества для предприятий, повышающих естественный коэффициент мощности но сравнению с теми, которые применяют устройства искусственной компенсации.

В этих условиях даже самые неэ:кон0;мичные способы, улучшающие естественный коэ'ффициент мощности, оказывались для предприятия (но не для народного хозяйства) гораздо выгоднее более экономичных средств по искус- ствениому погвышеоию коэф'фициента мощности.

Для примера рассмотрим предприятие с нагрузкой1 ООО т т и естественным коэф'фициентом мощности 0,71. В этом случае предприятие должно было выплачивать надбавку в размере 20% от общей стоимости электроэнергии. Д ля достижения иештрафного cos ю % 0,75 путем синхронизации двигателя достаточно получить всего 138 квар.С целью достижения неш графи ого тарифа путем установкистатичеоких конденсаторов преднриятие должно было довести общий жоэф'фициент мощности до единицы, однако для достижения этого предприятие должно ввести статических конденсаторов яа 1 017 квар.

И з этого примера видно, что при существовавшейранее шкале скидок и надбавок 1 квар, полученный путем синхронизации, давал предприятию во много раз более высокий экономический эффект, че.м 1 квар, полученный от статических конденсаторов (в приведенном выше примере соотношение составляет 7,4: 1). И.менно этим и была обусловлена пр'Иверженность потребителей к этому спо- со'бу повышения коэфф;ициеита мощности.

Новая шкала скидок и надбавок лишила синх|рониза- цню этого искусственного преимущества перед статиче- окйми конденсаторами, в результате чего число сторонников синхронизации резко снизилось. В Кузбассе значительное число оинхр'онизнроваиных двигателей в настоящее время по различным причинам не работает (например, в Прокопьевском районе из шести синхронизированных двигателей работают только четыре), и потребители предпочитают повышать cos ® путем установки статических конденсаторов и более надежных в эксплуатации синхронных двигателей.

Соглаоно произведенвым замерам установлено, что затрата активной мощности при синхр'онизации выше значений, указанных К. И . Скоркиным в его статье (Электри- частво, № 5, 1952), и составляют в среднем 3,5...4,0 кет на один полученный квар, что намного выше рЗ'Схода при установке статичеоких конденсаторов.

В то же время следует отметить, что утверждение сторонников синхронизации о высокой надежности двигателей при приманении схемы, далеко не всегда соответствует дейотвительности. Если при синхронизации недогруженных двигателей, работающих в режиме постоянной нагрузки (вентиляторы), повреждений практически не наблюдалось, то при эксплуатации полно'стью загруженных компрессоров имели М'всто неоднократные случаи повреждения «петушков» ротора после синхронизации двигателей (завод «Свет шахтера»).



Практика эноплуатации показывает, что синхронизация двигателей в Кузбассе как наименее выгодный спо'ооб повышения коэффициента мощности в настоящее время почти не внедряется, несмотря на ряд указаний Министерства угольной промышленности, так как работники шахт предпочитают более простые способы повышения коэффициента мощности.

В то же время анализ работы наиболее энергоемких предприятий показывает, что следует делать упор не на синхронизацию ася1НХ|ронных двигателей, а на максимально возможное внедрение синхронных двигателей.

Раосмотреяие технологичесмих оообенносгей угольных шахт приводит к заключению, что почти все шахты могут довести коэффициент мощности до значения 0,85...0,9 без применения средств иокуоственной компенсации. Однако для этого необходимо установить синхронные двигатели для привода насосов. Потребление энергии на водоотлив в шахтах достигает 15... 20% от общего расхода электроэнергии, а условия работы двигателей водоотлива позволяют применить синхронные двигатели. Однако их применение запрещает Горный надзор, и проектные организации вынуждены (см. статью Л. В . Литвак в журнале «Электричество», № 2, 1953 г.) предусматривать установку асинхронных двигателей для привода насосов. Притом следует отметить, что устанавливаются обычно двигатели не во взрьгвобезопашом исполнении, а в защищенном. Несомненно, что при внесении некоторых изменений в конструкцию синхронных двигателей возможна будет их установка на свежей 'Струе воздуха и тем самым будет решен вопрос о значительном повышении коэффициента мощности в угольной промышленности.

Несмотря на «иключительно важное значение повышения коэффициента мощности с точки зрения уменьшения потерь в потребительских сетях, вопросу рационального распределения компенсирующих установок не придается должного внимания. Энергоюистема задает обычно величину коэффициента мощности для целого района, не детализируя его для отдельных потребителей. В результате статические конденсаторы размещаются без учета необходимости максимального снижения потерь в сетях, хотя путем перестановии уже имеющихся статических конденсаторов можно было бы добиться значительного снижения. Принципиальные положения но определению наиболее выгодного размещения статических конденсаторов даны в статье В. С. Листвина и К. А. Парфенова (журнал «(Промышлеаная энергетика», № 12, 1952 г.), однако методика, предложенная авторами, чрезвычайно сложна и громоздка. Инспектором фабрично-заводской инспекции Энергосбыта Кемеровэнерго Г. Н. Максимовым этот метод значительно упрощен применением графоаналитиче- окого способа, дающего возможность в короткий срок составить кривую наиболее выгодного размещения статических 1Ко;нден1сатО|ров внутри района. Произведенные подсчеты по1казали, что перестановка конденсаторов только по одному району снижает потери в сетях на величину порядка 500 тыс. квтч в год.

Значительное повышение коэффициента мощности может быть достигнуто также путем полного использования имеющихся на предприятии возможностей. В первую очередь следует обратить внимание на полное использование перевозбуждения оинхронных двигателей, особенно разгруженных. Опыт показал, что эти возможности реализуются далеко недостаточно, я величина реактивной мощности, получаемой от синхронного двигателя, практически не меняется с нагрузкой, хотя при онажении активной нагрузки на 50% синхронный двигатель может повысить выдачу реактивной мощности от 10 до 20%. Разгрузка синхронных двигателей, там, где это возможно по условиям технологии, не только сокращает расход активной энергии, но и увеличивает выработку реактивной энергии. На одной из шахт Кузбасса на компрессор был установлен автомат разгрузки при повышении давления воздуха в распределительной сети, после чего двигатель периодически разгружался почти до режима холостого хода. В течение месяца только один этот •синхронный двигатель выдал в сеть дополнительно 40 тыс. квар. Однако, несмотря на наиичяе постановления правительства об установке регуляторов давления, они выпускаются в совершенно недостаточном количестве.

И нж . Г . Ф . С О Л Д А ТЧЕНКОЧелябинскуголь

При проведении свнх’ронизации асинхронных электродвигателей на шахтах Челябинского угольного бассейна была исследована схема Д А Г третьего варианта (схема автоматического действия с введением электродвигателя в синхронизм после его выпадения).

При анализе работы изготовленного выпрямительного агрегата по схеме Д А Г выяснилось, что схема имеет некоторые недостатки. На рис. 1 изображена схема управления контактором, включающим в сеть трансформатор селенового выпрямителя, и контактором, шунтирующим выпрямитель в момент иуска и выпадения электродвигателя из синхронизма. В этой схеме: К В — катушка и нормально замкнутый блокконтакт контактора включения трансформатора селенового выпрямителя; К Ш — катушка

контактора для шунтирования выпрямителя; К Р — контакт на пусковом (реостате, который замыкается в конце пуска при выведенном реостате.

При пуске 'Двигателя катушка контактора К Ш обтекается током, селеновый вы'прямитель замкнут накор'отко и все три фазы р'отора подключены к пусковому реостату. В конце пуска контакт К Р замыкается, срабатывает контактор К В , включается в сеть трансформатор селенового выпрямителя и обесточивается катушка контактора КШ , тем самым происходит расшунтироваиие выпрямителя и включение цепи постоянного тока.

Как видно, при такой схеме получается, что ко!нта1ктор К В срабатывает первым и включает трансформатор 'селенового выпрямителя и после этого, через некоторый промежуток временя, срабатывает контактор К Ш . Таким образом, селеновый выпрямитель включается в сеть, будучи замкнут некоротко, что неизбежно приводит к быстрому выходу из строя селеновых элементов и контакторов панели управления. Для нормальной работы схемы требуется обратная последовательность срабатывания 'ко'нта1кторов: сначала должен срабатывать контактор КШ , чтобы рас- шунтировать выпрямитель, а после этого должен срабатывать контактор К В и включить выпрямитель в сеть.

Для устранения указанных (недостатков в схему Д А Г следует внести следующие 'ИЗ'Меяения.

Последовательно с катушкой контактора К Ш , кроме нормально замкнутого контакта контактора К В , нужно включить нормально замкнутый контакт, который должен быть механически связан с нормально разомкнутым контактом в цепи катушки контактора К В . Для этой цели была иа.ми приМ'бнена кнопка «ход—^стоп». (Кнопка 'Синхронизации КС.) Она укрепляется на пусковом реостате и механически связана с рукояткой реостата. По ок'ончачяи пуока срабатывает кнопка КС; вслед- ств'ие этого происходят одновременно обесточение катушки контактора К Ш и включается в сеть 'катушка контактора КВ. Так как время срабатывания контактснров жри раз- мыканиии меньше, чем при замыкании, то контактор К Ш разомкнет свои контакты раньше, чем земкнутся контакты контакторов К В . Вследствие такой последовательности работы контакторов селеновый выпрямитель включается в сеть после раошунтирования его и по'дключеняя обмотки ротора к выпрямителю.

В схеме Д А Г второго и третьего вариантов при выпадении двигателя из оинхрошгз'ма выирямитель должен быть автоматически отключен от сети, а контактор К Ш должен включиться я тем самым заигунтировать выпрямитель, т. е. подключить третью фазу ротора к пусков'ому



реостату. Для этой цели параллельно нормально замкнутому контакту ИН01ПНИ КС включается нормально разомкнутый контакт промежуточного реле РП , жотор'ое срабатывает при выпадании двигателя из сияхровизма.

На тахтах комбината «Челябинсмуголь» было синхронизировано десять асинхронных электродвигателей по схеме Д А Г с из1менением схемы управления контакторами согласно рис. 2.

АС 100 z= (0,35 + 0,65 т)„) (C0S2 - 0,57) кет100 квар

подлежит корректирО'Вке. Коэффициент полезного действия 'Селенового выпрям'ительного агрегата в схеме Д А Г следует принимать 'Не 0,7, а 0,55. Кроме того, предлагаемая формула определения затрат Э'ктивной мощнО'Сти исходит из 100%-иой нагруз'ки аинхронизировавного электродвигателя, чего в практике не бывает.

Работающие эяектродв.игател.и 'на механизмах шахт, вентиляторах, компрессорах, нз'СО'сах, подъем'ных машинах, как правило, несут нагруз'ку 70... 80% номинальной мощности. Поэтому пр'и оП'ределени'и затрат актив'ной мощности на синхронизацию следует 'исходить не из 100%-'Ной нагрузки, а из фактических 70 ...80% его 'Номинальной мощности, так как это является нормальным режимом для электродвигателей механизмов шахт.

СинхрО'Низированные асинхронные электродвигатели мехивизмО'В шахт комб'ината «Челябииокуголь» проработали 'Недолго — от 8 мес. до 1 года по пр'ичияе выхода из строя селеновых выпря'мительных апрегатов.

В качестве иллюстрации работы синхронизированного электродвигателя (Приводим результаты его экспериментальных иоследова'ний.

Электродвигатель вентилятора шахты № 7/8 типа МА-224-ПН-8/8, мощность Р = 220 кет, напряжение статора f/„ = 6 000 e, ток 1 — 26а; номинальный cos <р = 0,83, п ~ 750 об!мин, к. п. д. Г) = 0,88, ток ротора 305 а. По подсчетам необходимый для возбуждения постоянный ток /g— 1,42-305 = 430 а.

Исследование оинхр'О'Нязированного электродвигателя проиэвод'ило'Сь 'В асинхронном и синхронно'М режимах. Нагрузка регулировалась путем 'изменения угла поворота лопаток вентилятора.

По 'результатам замеров расход электроэнер'гии при работе двигателя в асинхронном режиме следующий: активной энерпии 1 476 квтч, реа'ктивной энергия 1 744 кварч, cos 'f — 0,67.

Пр'И синхронизации ток возбуждения 430 а от выпря- митель'ното агрегата получить не 'Удалось вследствие 'Наличия соп'ротивления в соединительном кабеле и большого переходного сопротивления в скользящем кантэ'кте. Фактический ток возбуждения ротора 'ОТ выпрямительного З'грегата составил 300 а.

По замерам расход активной энергии составил 3 024 квтч, реактивной энергии 218 кварч, cos у =0,997.

При срав'нительно большом токе (400 ...600 а) и малом 'Напряжении (12... 20 в) селенового вы'прям'Ителвного Э'Прегата в переходном скользящем 'контакте 'и соединительном кабеле потери энергии составляют 20%. Поэтому к. п. д. селенового выпрямительного агрегата с учетом потерь в скользящем кО'Нтакте 'И соединительном кабеле для схемы Д А Г 'Следует принимать 0,55, а не 0,7, .как это указано в книге одного из авторов схемы Д А Г (Синхронизация асинхронных электрод'вигателей 'По схеме Д А Г. 'Госто'птехиздат, 1952).

При определении удельных затрат активной мощности

— j на синхронизацию были получены результаты,

показанные на рис. 3.Согласно рис. 3 при 100%-ной нагрузке электродви

гателя удельные затраты составляют 1,2 кет. С уменьшением нагрузки на валу удельные затраты на 100 квар двигателя увеличиваются и при холостом ходе уже со

ставляют 5,8 — — .100 квар

В названной книге на стр. 32 приведена формула для определения затрат активной мощности при синхронизации асинхронных электродвигателей, работающих с номинальной нагрузкой, и cos<p= 1:

Как показали акопер'имента'Льные исследования оин- хронизированного аоинхрониото электродвигателя главного вентилятора шахты № 7/8, предлагаемая формула

Рис. 3. Затраты активной мощности на снижение потребления реактивной энергии на 100 квар в синхронизированном электродвигателе главного вентилятора

шахты.

Колеба.ния напряжения в сети приводили к частому переходу синнро'низироваинных электродв1Игателей в асинхронный режим.

В п р и м е н я е м о м с и н х р о н и з 'и р у е м о м д в и г а т е л е , где в к а ч е с т в е в о з б у д и т е л я и с п о л ь з у е т с я с е л е н о в ы й а г р е г а т н а отН 'О 'СИ тельио б о л ь ш и е токи п р и в е с ь м а м а л ы х н а п р я ж е н и я х , н З 'б л ю д а ю т с я 'п о д г о р а н и е с к о л ь з я щ и х кО 'Н такто 'В _ (к о л 0 ц ) и иок'р о о б р а з о в а н и е и, как с л е д с т в и е , ч р е з м е р н ы й н а г р е в к о н т а к т н ы х к о л е ц п о п р и ч и н е б о л ь ш о г о п е р е х о д н о г о с о п р о т и в л е н и я в с к о л ь з я щ е м к О 'Н т а к т е .

Синхронизация асинхронных двигателей шахтных подъемных машин 'И экскаваторов как наиболее энергоемких потребителей электрической энергии, работающих с перемен'Н'ой нагрузкой и имеющих низкий cos 9 (0,55 ... ...0,7), по технико-экономическим соображениям О'казалось нецелесообразной, так 'Как затраты на синхр'ониза'цию оказались гораздо выше стоимости сэкономленной активной мощности.

С ростом мехаН'Изации пр'оцессов угледобьгчи за счет в'вода дистанционного 'управления механязмам'и связана тенденция к совращению обслуживающего персонала, по- этом.у ко всякому виду внедряемого электрооборудования должны преЖ'Де всего предъявляться требования простоты обслуживания 'механизма и 'Надежности его в работе. Указа'нные иедостатки синхро'ниэирова'нных электродв'нга- телей приводили к вынужденным 'остановкам механизмО'В (iKOiMnipeooopoB и вентиляторов гла;вного проветриваяия), что отрицательно отражалось на 'работе технологи'ческого оборудования шахт.



Необходимо также указать, что по мере освоения выпуска двигателей с короткозаминутым ротором больших мощностей с небольшими пусковыми токами область оримеиення асинхронных электродвигателей с фазным ротором сужается.

Повышение cos <f электродвигателя способом синхронизации ввиду малой его эф!фективности не оправдывает превращение асинхронного двигателя — надежного в ра

боте и простого в обслуживаиии — в сложный механизм, который становится ненадежным в работе и требует оисте- матического наблюдения обслуживающего персонала.

По изложенным соображениям синхронизацию асинхронных электродвигателей можно рекомендовать в порядке иаключения в тех случаях, когда нет других средств компенсации реактивных нагрузок, а производственные условия требуют наличия электродвигателя с высоким cos 'f .

К статье Е . Л. Сиротинского „Об условных обозначениях и правилах начертания схем релейной защиты и автоматики"

(Электричество, ЛЬ I I , 1952)

И н ж . А. В. КО НО ВАЛО ВИвановский энергетический и н с т и т у т им. Ленина

1. В диокуосии выявилась некоторая тенденция раз- личиого начертания учебных и экаплуатационных схем, т. е. отрыва теории от практики. При решении вопроса следует вспомнить крылатое выражение; «Трудно в учении — легко в бою».

С этой точки зрения за идейностью в изображении (только в изображении схемы, а не в самой схеме!) той или иной схемы можно усмотреть попытку упрощенчества в преподавании. В самом деле, полезнее не показывать контакты в положении, подготовленном к выполнению схемой только одной (пусть и основной) операции, а дать возможность учащимся и лектору самим подвести схему к любому режиму, подвести .через все препятствия. Надо изучать схему не от «оих до сих», а во всем многообразии ее режимов и переходов.

Вряд ли кому придет в голову обвинить в «безидей- ности» авторов систем телемеханики за го, что контакты ими даются в окладоком или невозбужденном (обесточенном) положении, так как в этих схемах вложено столько идей, что необходимо во избежание путаницы давать положение контактов только в окладоком положении.

Для правильного анализа и раэбора работы этих схем используются временные графики. Использование таких временных (хотя бы и упрощенных) графиков во всех более или менее сложных схемах автоматики является вполне целесообразным именно при изображении контактов схемы в складском положении, облегчающем анализ работы схемы в любом режиме.

На рисунке показано применение упрощенного временного гра.фика для анализа работы схемы рис. 4,а статьи Е . Л . Сиротинского.

На рисунке под кривой напряжений биений сплошными жирными линиями показано время замкнутого состояния контактов, которые изображены слева в складском

положении, т. е. при невозбуждеиных (обесточенных) обмотках реле. Жирной пунктирной линией показана выдержка времени единственного в схеме элемента времени ЭВ.

На временном графике не показана работа мгновенного контакта Э В и блок-шайбы В . Левая кривая напряжений биений соответствует большей разности частот, чем допустимая для включения на параллельную работу, а правая — меньшей. Для простоты коэф-фициент возврата для реле напряжений принят равным единице.

Когда построен временной график, то из него можно установить состояние контактов и цепей в любой мо1Мант. Например, при максимуме напряжения биения видно, что замкнуты контакты 2 Р Н и первый контакт 1ЭП. Из графика видно, что не происходит лажной работы схемы при возрастании напряжения биения, так как оказываются одновременно незамкнутыми вторые контакты 1ЭП и 2ЭП.

При спаде же кривой напряжения биений они оказываются замкнутыми лишь в том стучае, если к моменту закрытия второго контакта 1ЭП реле времени уже закрыло свой контакт, т. е. второй контакт 2ЭП закрыт.

И з графика также ввдно, что это произойдет лишь при допустимой разности частот, и и.мпульс на включение В дает именно второй контакт 1ЭП, что и п-оказано на рисунке (точка со стрелкой из нее). Преимущество временного графика состоит в том, что он сводит до минимума пояснения работы схемы. Кроме того, он оказывает большую помощь в самоконтроле при конструировании схем или раэборе работы неизвестных по идее схем.

2. При анализе ра:боты схемы, контакты которой изображены в складском положении, нами орименяются различные стрелки для указания обтекаемых током обмоток схемы, подготовленной к выполнению какой-либо операции. Это более наглядно, чем введение индексов в обозначение возбуждениых реле, как советует Е. Д. Зей- лидзон.

Но более важно знать для анализа дальнейшей работы схемы из какого-нибудь положения, в каком состоянии находятся контакты всех цепей схемы в этом положении (контакты реле, силовых выключателей и командо- апп аратов).

Нами применяются для указания закрытых в интересующем нас положении контактов подчеркивание буквенных обозначений, стоящих рядом с .контактом, и обведение кружком буквшного обозначения того контакта цепи, который, закрываясь последним, посылает импульс в даиную цепь.

Таким образом, не нарушая условных обозначений, можно легко изображать состояние схемы в любом реж;и- ме путем различных подчеркиваний буквенных о'бозначе- иий, производимых в процессе постепенного анализа работы схемы всегда из одного складского (невозбужденного) и отключенного (для силовых выключателей и аппаратов) состояния.



3. Условные обозначения контактов, предлагаемые Б. А. Хомутовым, имеют преимущества, но они сложны для вычерчивания. Поэтому наиболее приемлемым следует считать предложение Е . Л . Сиротинового, которое обосновано и содержит лепко запоминаемую систему обозначений.

Что касается предлагаемых условных обозначений А. Г. Москалева и др., то они по существу совпадают с предложением Е . Л . Сиротииского, если отказаться от погони за обозначением конструктивных особенностей (обозначения в, д, е). Их обозначения удобны лишь для нанесения на кожухи реле.

4. Заключительное замечание в статье Е . Л. Сиротин- окоро о пестроте обозначений одного и того же реле не получило отклика в дискуссии. Однако здесь следует говорить не о пестроте, а о небрежности.

Достаточно привести (см. таблицу) обозначения реле, входящих в состав новых типовых устройств АПВ-1 и АПВ-2, данные в журнале «Электрические станции» (№ 5, 1951 г.) я в заводском 'материале. В таблице также приведены обозначения, принятые при дипломН'О'М про'бк- тир’О'ванни в Ивановском энергетическом институте (ИЭИ).

Электрические станции

Завод

ИЭИ

Очередность работы реле ..................................

1

2ЭП

РП2

2 или РВ

1ЭВ

РВ

3

9ЭП

РП1

1

7Б

Б

10

Н Э П

РБ

Из таблицы видно, что ни обозначения, ни нумерация реле в журнале и у завода не совпадают; нумерация расходится и у завода и в журнале с очередностью работы реле в схеме, что затрудняет разбор ра'боты схемы; реле Р заводом названы элемента'мн Э; единственное реле блокировки Р Б заводом обозначено Н Э П , т. е. имеет № И и считается обычным промежуточным П . Кроме того, в АПВ-1 и АПВ-2 имеется разнобой и в обозначениях и в нумерации сопротивлений, сигнальных ламп, переключателей и других элеме'Нтов ■устройства. Попробуйте без «переводной» таблицы, подобной приведенной, разобрать работу новой типовой заводской схемы, если описаняе ее действия зав'одом не дается, а приведено только в журнале.

В принятых в ИЭ И обозначениях нумерация реле ставится после 'букв, так как перед буквами (в случае нео'бходи мости) ставятся цифры, 'относящиеся к тому объекту, для которого предназначен данный комплект реле (например, ЗРП2 означает, что реле Р'П2 действует в схеме автоматики третьего трансформатора).

Кандидат те хн . наук Е . Л . С И РО ТИ Н С К И Й

Несмотря на различие 'Отдельных точек зрения, большинство выступлений признает неудовлетворительность существующего положения с условными обоэначениями и правилами начертания электричесюих схем.

В поря'дке уточнения следует отметить, что предложения заменить вс е схемы развернутыми в статье не содержится.

Трудно согласиться с тем, что условные обозначения для схем, изучаемых в школе, должны быть «в целях облегчения понимания» отличными от обозначений, ишоль- зуемых в производстве (И. И. Соловьев, Е . Д. Зейлид- зон). Казалось бы, что учащиеся должны осваивать именно те обозначения, с которыми они столкнутся по выходе из школы.

Некоторые выступления (И. И . Соловьев, А. Б. Москалев, И . Н. Попов, М. И. Царев), повидимому, ставят знак равенства между 'мнемоничностыо и «физичностью» электрич'еокой схемы, что не одно и то же.

Отражение в электрической схеме физических и конструктивных особенностей аппаратуры вовсе не является

задачей такой схемы Уже само понятие схемы содержит в себе указание на сознательно дапущенную ту или иную степень абстракции. Плооюий символ, изображающий в схеме реальный, объемный объект, может претендовать на «физячность» лишь в той мере, в какой наше сознание п р и в ы ч н о связывает воедино объект с его символом. Введение в электрическую схему такой физически конструктивной подробности, как замыкание разрыва в цепи то ли контактом, вращающимся около одной точки, то ли контактом с пров'одя'щам мостиком, ничего не дает для чтения схемы как таковой.

Б. А. Хомутов весьма удачно подчеркнул первостепенную важность именно ч е т к о й мне' м о н и чес к о й с в я з и изображения контактов в схеме с состоянием рабочего органа. Об этом же в сущности говорят и обсуждаемая статья.

Что неоднозначность понимания терминов и о р 'М а л ь- н о з а м к н у т ы й и н о р м а л ь н о р а з о 'м к н у т ы й контакт имеет место в действ'Ительности, а не является только «недоразумением Е. Л. Сиротивокого», следует хотя бы из рассмотрения учебника «Автоматизация энергосистем» такого опытного автора, как И. И. Соловьев. На стр. 16— 17 этого учебника, в числе прочих обозначений, приведены обозначения «нормально замкнутых» и «нормально раз'омшутых» контактов. В последующем изложении схемы даются в подавляющем большинстве для некоторого исходного их 'состояния, причем те контакты, которые в это'М состоянии оказываются разо'мкну- тымн, изображаются как «нор'мально разомкнутые», а те, которые замкнуты,— как «нор'мально замкнутые». Отсюда, естествеино, возникает представление, что тер'мия «нормально» следует привязывать к рассматриваемому исходному состоянию схемы, а не к состоянию рабочего органа реле или аппарата.

Б. А. Хом.утов, предлагая «во избежание путаницы» вообще отказаться от термина «нормально» в применении к контакта'.м, также констатирует наличие 'ПО крайней мере двойств-еиности понимания этого термина.

Выступившие в дискуссии противники изображения в схемах состояния контактов при 'невозбужденном состоянии аппаратов предполагали только случай чтения готовой схемы. Между тем нельзя игнорировать и вопрос проектирования h o ib b ix схем, копда изображение по не- возбуждеяному состоянию в силу его .мнемоничности дает существенные преимущества.

Имеющееся в статье замечание о необязательности предварительного знания идеи, заложенной в схему, для правильного п р о ч т е н и я схемы, т. е. уяснения этой идеи, в ряде выступлений было произв'ольно экстраполировано и доведено до аб'сурда (на'пример, «безидейная схема»).

Схема, как и любой технический чертеж, есть выражение на условно'М техническом языке определе'иной мысли. Если этот технический язык четок и до'пускает только однозначное его истолкование, любое лицо, зна- ко'М'Ое с этим языком, М'ожет правильно п р о ч е с т ь схему, т. е. правильно указать п о с л е д о в а т е л ь н о с т ь д ейст в ' И я ее элементов при тех или иных внешних условиях. Только это и и м е л 'О в виду упомянутое зз'Ме- чание.

Выступление представителя Техвичеокого управления б. Министерства электростанций Е. Д. Зейлидзона про- ти'В'0речив10. Полупризнавая неудовлетворительности существующего 'Положения, оно иместо какой-либо принципиальной линии исправления этого положения предлагает, по существу, отложить решение В'опроса в долгий ящик.

Неясно, каким образом предложение «нежизненное 'И метафизическое» может быть '«ценно по своей инициативе», я наоборот.

Ошибочно и не соответствует перспективам разв'ития автоматизации наших энергосистем заявление Е . Д. Зей- лидзояа о том, что устройства автоматики энергосистем в большинстве ближе к устройствам релейной защиты, чем к схемам автоматического управления производственными процессамн. Технолопическая автоматика гидростанций уже стала неотъемлемой частью автоматики энергосистем, быстро развивается автоматизация тепловой части

‘ Что подтверждается, например, все более широким распространением развернутых схем.


78 3 Л Ё к t Р И Ч Е с Т В О №

электростанций и на очереди стоит разработка устройств автоматизации управления режимами целых эяергосистем.

Переплетение устройств автоматики, телемеханики и релейной защиты в этих условиях станет более органи- чеаюи'М. Уже сейчас устройства, например А П В и А ВР, практически неотделимы от устройств релейной защиты. Поэтому отстаивание Е. Д. Зейлидзоном разнобоя в на- чертаииях электрических схем на том основании, что существует известная специализация этих схем, не соответствует истор'ичеоким перспективам развития.

Закономерный, определяемый самой жизнью, процесс обогащения схем релейной защиты элементами, взятыми «из Д'рупих областей техники», представляется Е. Д. Зей- лидзону только «засорением» схем релейной защиты Утрируя опасности «внезапной ломки установившихся принципов», «взрывов» и т. п., Е . Д. Зейлидзон смешивает установление единых принципов с путями их проведения в жизнь. Исключая, как предлагает Е. Д. Зей- Л'идзои, «хуД'Шие» оистемы обозначений, необходимо ясно видеть перед собой конечную цель — единую систему обозлгачен'ий и стремиться к ней.

Б. А. Хомутов указал пример того, как разнобой в правилах начертания делает прочтение довольно простой схемы затрудненным для лиц, незнакомых в д е т а л я х с принципом действия данного устройства. Надо

ли гово'рить, что среди действующей технической документации энергосистем такой пример не единичен и стремление к сохранению такой документации неоправдано? Почему нельзя перейти для новых объектов к улучшенной единой системе обозначений, а существующие чертежи дополнить соответствующими знаками или надписями вместо того, чтобы вносить такие знаки и надииш в чертежи новых объектов, как это предлагает Е. Д. Зейлидзон?

Справедливо отмечая целесообразность еще более широкой постанойки вопроса, чем это было сделано в статье,А. Б. Крикунчик указывает на уже ороведенную ПБСиНб. Министерства электропромышленности и ТЭ П работу по проекту стандарта обозначений. Аналогичная работа была проведена и МЭИ.

Эти работы 'МОГЛИ бы быть 'использованы в интересах дела.

Слома'вшее ряд ведомственных 'перегородок объединение Министерств электростанций, электро'промышлен- 'Носппи и промы1шленно'СТ1И средств 'Свя'зи в единое Мини- стер'СтВ'О создает все предпосылии для оиорейшего уста- но'вл-ения единых 'пр'Инципов начертания схем релейной защиты, автоматики и телемеханики.

Именно от МЭСЭП и следует теперь ож'идать ко,н- мретных шагов в этом направлении.

О Т Р Е Д А К Ц И ИРедакция считает необходимым отметить, что наличие чрезмерно большого числа

различных и зачастую противоречивых условных обозначений и способов начертания схем, безусловно, усложняет деятельность работников эксплуатации, заводов, проектных и научно-исследовательских организаций, а также подготовку специалистов. Неоправданные интересами дела различия в способах изображения схем имеются не только между отдельными областями (схемы релейной защиты, автоматики электропривода телемеханики, схемы связи), но и в пределах каждой из областей.

Устранение ненужного и даже вредного разнообразия в способах изображения схем является безусловно полезным и назревшим делом. Инициатива в принятии конкретных мер должна исходить от технических управлений Министерства электростанций и электропромышленности.

К проекту правил устройства электропроводки шинопроводами(Электричество, М 7, 19ё2)

И н ж . Л. И . САИИРОТяжпромэлектропроект

Считаю полезным в'Нести в онубликованный текст следующие поправки.

Последнюю фразу § 13,а: «...при отсутствии необходимости в защитном кожухе...» исключить, так как трудно вообще определить— и в статье об этом не указывается,— что следует понимать под «необходимостью». Это может привести к применению защитного кожуха там, где в нем нет необходн'мости, и наоборот.

По § 13,в 'Следует отметить, что низкое расположение шинопровода не гарантирует его 'КО'роб от меха'ни- ческ'их повреждений. Кроме того, опыт показывает, что во избежание отключения штепсельных ячеек посторонними лицами луч'ше, когда доступ к шинопроводу возможен при помощи невысокой и легкой переносн'ой лестницы. Поэтому целесообразно увеличить минимальную высоту до 3,5 м.

В § 13,г указывается на применение пыленепрови- цаемых шинапроводов в помещениях с повышенеы'М содержанием пыли. Этим пунктом ставится прямой запрет применению в таких помещениях открытых, защищенных и закрытых ш'ино'пров'одов. Однако «пылеиепраницаемые» шйнопроводы не гарантируют от проникновения пыли. Со временем в упЛ'Отнениях • образуются щели, незаметные для глаза, но достаточные по величине для проникновения мельчайшей пыли. Наблюдения автора за другой аппаратурой [Л. 1] подтверждают это. Как это ни

парадоксально, открытые шйнопроводы могут быть с большим успехО'М применены в пыльных помещениях. Они являются наиболее дешевым'и, надеж'НыМ'И, легко обозреваемы'ми и Л'учше всего поддаются профилактике и систематичеакой чистке. Необходимо только иметь для них специальный изолятор: простой по форме и дешевый по стоимости.

Такой изолятор может быть также пригоден для по- мещен'ий, содержащих газы, от 'кото1рых на омываемой поверхности образуется проводящая электрический ток пленка. В таких изоляторах газ почти не должен иметь циркуляции в глубоких юбо'чных поверхностях [Л. 3]. По- это(му § 13 следует дополнить п. «д», тясящим: «Доп'ус- кается применение открытых и защищенных шинопроводов в пыльных помещениях при условии пр'именения изоляторов такой фо'рмы, при которой оседание пыли на их рабочих поверхно'стях затруднено, а профилактика легко О'существима».

§ 2'5 так офо'рмул'ирован, что дает право проектировщику без определения величин то'ков короткого замыкания применять предохранителя, что может повести к ошибкам в проектирова'НИ'И. Поэтому § 25 ш едует сфор'М'ули- ровать так: «В качестве аппаратов защиты ответвлеН'ИЙ рекомендуется применять плавкие предохранители или авто'маты в зависимости от величин токов короткого замыкания ра'ссматриваемого участка и отключаемой сп'О'Собности аппарата».

В § 48 и 49 рекомендуется прокладывать шинопро- воды не выше 2,5 м над настилом крана. Указывается также, что защищать открытые шйнопроводы можно уста-



нойкой ограждений на мосту крана. К сожалению, от такого метода защиты приходится часто отказываться. Ограждения на самом кране от проходящих вверху параллельно подкраново,му пути шинопроводов могут быть устро-ены путем крепления листа или сетки к перилам крановой галлереи, но такое устройство часто бывает невозможно выпшнить, так как они будут задевать за нижний пояс ферм здания. На некоторых кранах, в особенности кран-балках, перила получаются -очень низкими, а пояса ферм здания — весьма близкими к ним. Кроме того, при этом еще не решается вопрос обеспечения безопасности. Само устройство подобных ограждений на мосту крана без ухудшения условий его обслуживания может быть выполнено только в отдельных случаях. Поэтому лучше поднимать шннопроводы над настилом и прокладывать их в зоне наименьшего посещения людей, т. €. в пространстве -между подкрановым путем и кровлей здания.

На ошоваиии приведенных ооображений § 48 и 49 следует сформулир-овать так: «Закрытые шинопроводывд-оль ферм здания ияи в поперечном к ним направлении рекомендуется прокладывать не выше 2,5 м, а открытые — на высоте от 2,5 до 3,5 м над настил-ом крана. Как открытые, так и закрытые шинопроводы проклады

вать в зоне наименьшего посещения людей (напри-мер, над подкрановым путем). Ш инопроводы, прокладываемые ниже 2,5 м над настилю-м крана, долж ны выполняться закрытыми или защищенным-и».

В правилах, следует также указать:а) расстояние между точкам-и опоры шинопроводов

при свободной подвеске; б) то же, -но -при жесткой подвеске; в) расстояние между шинами в свету; г) расстояние между распорками (для уменьшения динамических усилий при токах короткого замыкания) в пролетах; д) расположение шин (вертикальное, горизонтальное) и применение при этом пп. «а »...«г» § 13; е) окраску шин.

Литература1. Л . И . С а п и р о. Защита электроаппаратуры от

пыли. Промышленная энергетика, № 8, 1951.2. Л . И. С а п и р о. Применение открытых шинопрово

дов в пыльных помещениях. Промышленная энергетика, № 4, 1953.

3. Л . И . С а п и р о . Уроки одной аварии. Э лектричество, № 3, 1939.

4. Ю. Л. М у к о с е е в . Вопросы электроснабжения промышленных предприятий. Госэнергоиздат, 1951.

О Т Р Е Д А К Ц И ИОпубликованием замечаний Л . И. Сапиро редакция заканчивает дискуссию по

проекту правил устройства электропроводки шинопроводами.

К статье Б . А. Телешева „Необходимое уточнение терминологии в вопросе измерения реактивной мощности"

(Электричество, М I I , 1952)

И нж . Б. А. П О Л ЯКО В

Кавэлектр о м онтажЧтобы определить, насколько основательны предло

жения Б. А. Телешева, необходимо рассмотреть следующих два вопроса:

1) нужен ли вообще термин для обозначения величины

t\Qdt-,

2) в случае положительного ответа — пригоден ли для этой цели термин «реактивная энергия»?

Понятие реактивной энергии в указанном выше значении ш-И'роко применяется в оо:В1реме1Н;Ной электротехнике. Так, например, на всех современных предприятиях установлены электрические оч-етчики, служащие для учета

величины J Q d t . Как бы ни -назы-в-ались эти счетчики— о

счетчиками реактивной энергии или, по предложению Б. А. Телешева, реактивными счетчиками, — любое название не меняет того факта, что их показания пропорциональны именно указанной величине, а не какой-либо иной.

Необходимость в термине, служащем для обозначения

величины J" Q dt, подтверждается также широким распро-

Таким образом, необходимость в термине, обозначаю

щем величину J Q dt, совершенно очевидна, о

Рассмотрим пригодность термина «реактивная энергия* для обозначения указанной величины. Как известно, мощностью называется работа, производимая в единицу времени. Между тем реактивная мощность не производит какой-либо работы и потому этот термин имеет те же особенности, что и термин „реактивная энергия*.

В цепях переменного тока различают два гида мощности: активную Р и реактивную Q. Из этих терминов вытекают и названия для произведений мощности на время: активная энергия W a = P t и реактивная энергия

W , = Qt в общем случае P d t я \Qdt\ о

странением термина „реактивная энергия* в электротехнической литературе вплоть до учебников для высшей школы (см., например, учебник „Основы электротехники* под редакцией.К. А. Круга, 1952 г., стр. 101).

В этом „естественном* происхождении термина „реактивная энергия* и согласованности его с другими близкими к нему терминами заключается одно из его достоинств.

Рассматривая рис. 1 статьи Б. А. Телешева, нетрудно убедиться в том, что мгновенные значения как активной, так и реактивной мощности в цепи переменного тока выражаются синусоидами, имеющими двойную частоту сравнительно с частотой тока и напряжения. Аналитическое выражение первой синусоиды (рис. 1, а): р == £/ cos i p( l — cos 2ш7) и второй синусоиды (рис. 1,6): q = U I sin If sin 2Mt.

Между активной мощностью Р — U I cos f и реактивной мощностью Q = U I sin f имеется полная аналогия, так как и та и другая равны амплитудам соответствующих синусоид. Разница между обеими синусоидами заключается лишь в том, что синусоида q симметрична относи



тельно оси абсцисс, в то время как синусоида р сдвинута относительно оси абсцисс на расстояние £УсоЬ<р, равное амплитуде синусоиды, и, следовательно, касается оси абсцисс.

Этим выражается графически основное отличие цепи с чисто активным сопротивлением от цепи с чисто реактивным сопротивлением. В первой электрическая энергия передается вое время в одном и том же направлении от генератора к приемиику, во второй направление передачи энергии меняется через каждые четверть периода синусоиды тока или напряжения. В течение четверти периода энергия передается в последней цепи от генератора к приемнику, в течение следующей — от приемника к генератору.

Чео-бходимо отметить, что реактивная энергия W , в отличие от активной энергии Wa не переходит в друше виды энергии, например в механическую или тепловую. Поэтому введе'Ние термина «реактивная энергия» представляло собой некотор'ое расширение понятия энерпии. Однако уже известны случаи, когда расширение какого- либо понятия производилось с сохранением основного термина.

В качестве примера можно указать на термины «реактивная мощность», «реактивное сопротивление» и «мнимое число». Введение этих терминов треб-ооало расширения прежних понятий мощности, сопротивления и числа. Тем не менее эти новые термины были построены на основе прежних терминов «мощность», «сопротивление» и «число», которым были только приданы новые определения «реактивный» и «мнимый».

И з сказанного можно сделать следующие выводы:1. При рассмотрении вопросов электроснабжения не

обходим термин, обозна-чающий величину W , = Qdt.

2. Применяемый для этой цели тер-мин «реактивная энергия» получил широкое распространение и согласован с другими близкими к нему та содержанию терминами, например «реактивная мющно-сть» и «активная энергия». В то же время он не -имеет каких-либо принци-п-иальных недостатков, препятствующих его применению.

3. Термин «реактивная энерпия» должен быть сохранен в элактротехничеок-ой терминологии. То же отно-сится к производным от него герм-инам, например «счетчи-к реактивной энергии», «-измерение реактивной энергии», «по- требл-ение реа-ктивной энергии» и т. п.

И н ж . г . П . А БРА М О ВИЧ

Мгно-вен-ная мощность определяется как предел, к ко- таро-му стремится средняя мощность при неопраниченно-м умень-ш-ен-ии прюмежутка -времени.

Автор анализируемой статьи утверждает, что понятие «реа-ктивная энергия» является «с-овер-шен-но недопустимым», н-о при это-м ничего не говорит о том, -соответствует ли какому-либо реальному физическому про-цессу определяемая им из графоаналитических -соабраж-ений -и приз-на- ваемая правомерной реактивная -мощность.

Если реактивная мощ-но-сть характери-зует действительный п-раце-с-с обм-ееа энер-гией, то естественно соответственную часть энергии называть реактивной, ка-к это и делается.

Если же реактивная мощно-сть не характеризует никакого действительно происх-одящего физического процесса, то непонятно, на како-м основании Б. А. Телешев при- з-нает допустимым употребление этого, о-казываю-щегося фикти-вным, понятия.

Лю|б-ому советскому апец-иал-,исту, знаком-ому с электротехникой, ясно, что -понятия мощно-сти и энергии теснейшим образом связаны друг с другом и одно из них обусловливает другое; это раввы-м об-разо-м применимо и к по-нятия-м «реактивная мощность» и «реактивиая энер- 1 П И Я » , отражаю,щи,м одну из стор-о-н фязическо-го процесса в цепи переменного тока с реактивными сопротивлениями.

Не я-вляется пра-вияьным и утверждение о то-.м, что активная мощность характеризуется необратимым переходом энер-пии. Это утверждение противоречит диалектическому матери а ли-з-му, оно против-оре-чит самым общеизвест- ны-м научным фактам.

В приро-де воз-мо-жен переход -различных видов энергии -в другие, одних форм дв1ижения в другие.

Путаница в определениях происходит от применения понятия «-со-существ-ования» каких-то двух обособленных проце-соов, поскольку общепризнанным для советской теоретической -мы-сли я'вяя-ется положение об едином процессе распространения энергии, который объективно имеет две -неразрывно связанные сторо-ны, взаимодействующие друг с другом и в з-начительной степе-н-и обусловливающие дру" друга.

Заключение. 1. Предложения об исключении вошедших в словарный фонд русского технического языка терминов «реактивная энергия», «счетчик реактивной энергии» и др. не являются надлежаще теоретически обоснованными и должны быть признаны неприемлемыми.

2. Утверждение о том, что «нет и не существует понятия реактивной эчерши», является принципиально ошибочным.

3. Рекомендуемый к применению термин «реактивный счетчик» заслуживает внимания, тем более что применение его уже встречалось в литературе.

Харьковский и н с т и т у т инженеров железнодорожного транспорта

Терминология в во-просах нз-мсрен-ия электрической энер-гии устанавливалась, ка-к известно, в течение до-ста- точно длительного промежутка вр-см-енн.

Следует признать -неточным -высказываемое утверждение о том, что в э-лектриче-ск-их цепях переменного тока могут -оосу-ще-ств-овать два процесса— процесс необратимого перехода электрической энер-гии в другие виды энергии и обратимый пр-оце-сс обмена эне-ртией между пареме-н- иы-ми электричесним-и и магн-итньшя поля;М-и. Это метафи- з-ичеокое разделение единого пр-оцеоса яа два вряд ли представляет ша-г вперед в сравнении с обыч,но даваемыми определен-ия-мн.

Удачно сформулировано -определение энергии И. В. Куз- нецовы-м: «Мера матер-иального дв-иж-ен-ия во в-сех его превращениях из одной формы в др-угую была наз-вана эяе-р-

-При любых ее определениях мощ-но-сть характеризует скорость изменения энергии, скорость о-бмена э-нерпией. Средняя -мощн-о-сть определяет отно-шение переданной работы к про-меж-утку времени, ко-гда эта передача coiBep- шена.

‘ и. в. к у 3 н е ц о в. Против идеалистических извращений понятий массы и энергии. Успехи физических наук, т. 48, вып. 2, октябрь, 1952.

Кандидат техн. наук, доц. Г . М. КАЯЛО ВНовочеркасский политехнический и н с т и т у т

В рассматриваемой статье за отп-рав-ную точку принято несколько положений тео-рии пе-рем-енных токов, в которых находят свое отраж-ен-ие нек-оторые особе-н-ности двух неразрывно -связанных -м-ежду собой понятий — «реактивная мощность» и «реакти-вная энерпия».

Указание статьи о том, что распр-остранение -в литературе терм-ина «реактивная энергия» имело -место за «по-следние годы», не -совсем точно; можно со-сл-аться, напр,имер, на книгу: -А. -С. Л н - б е р м а н и Б. А. П о л я к о в . Снабжение предп-риятий реакти-в-ной э-не,ргией (ч. I и 11, Азчерх-озиздат, -1-936 г.), вы-ш-едшую почти 20 лет назад.

Известно та-кже, что данный термин получил сам-ое широкое распро-странение в практике рассм-отр-е-ния и решения вопросов электр-оснаблгения и переда-чи электроэнергии; -са-мю начало внедрения термина «реактивная энергия» отн-о-сится к -началу систематической разработки во- пр-осов электроснабжения, где, как известно, приоритет принадлежит 'С-оветоюим электротехникам.

В статье отнюдь не пр-едлагается заменить термин «реакти-в-ная энерпия» каквм-либ-о другим, как это можно было бы предположить, судя по ее -назвгнию; в статье



идет речь о полном исключении этого термина из употребления. Н о безымянные величины -не -могут применяться; следовательно, в статье идет речь об исключении из ра-с- смотрания самого -понятия «реактивная энергия» как не имеющего реального физического смысла.

Л ю ба я физическая -величина, являю щ аяся про1извод- ной от друпих величин, может быть исключена путам сведения ее к ооновны-м величинам. Классическим -примером является данное Г . Герцем изложение ньютоновой механики, вов-се -не и-оп-ользующее понятия «силы ». Однако эта система изло ж е ния, как известно, не нашла ни одного по- следо1вателя, несмотря -на ее принципиальность, ибо на практике -она приво-дит ли ш ь к усложнениям, сохраняя св-ое з-нач-ени-е только д ля углубленного исследования -основ ньютоновой механики.

Нетрудно заметить, что в случае — имеет место вполне аналогичное положение. Достаточию обратиться к тексту любой -статьи, пояснительной за-пяоки к проекту -или любому докладу -по вопросам повышения коэффициента мощности, чтобы увидеть, к каким значительным и по сути дела ничем не оправданным неудобствам и осложнениям привела бы попытка изло ж е ния их содержания при отказе от понятия и термина «реактивная анергия».

Характерно, что эти трудности не м-о-гли быть ни и збегнуты, ни преодолены уж е в самой рассматриваем-ой статье. Та к , «счетчик реактивной энергии» в ней предлагается называть «реактивным счетчиком». Однако в о тли чие, скажем, от «реактивного снаряда», «реактивной турбины », и т. д., отнесение эпитета «реактивный», принадлежащего измеряемой величине, к самому -измерительному прибору — -счетчику — -был-о бы явно н-еправялыным.

Кроме то-го, 1пр-и -пр-инятии рекомендаций статш -серьезные трудно-сти представил бы даже ответ на естественный и неизбежный в-ооро-с; что -ж-е измеряет «реактивный» счетчик -и что означают его показания? Ответ на подобный вопрос, очевидно, обязателен независимо от отказа от того или иного термина; -его -пришлось -бы дать в свете выводов статьи в следующей единственни-о возможной, но заведомо яеудшлетв-о-рительной фо-р-ме: «реактивный» счетчик измеряет величину числителя в выражении д ля средней реактивной -мощ-но-сти Qcp за время ('■

Qcp — J ■

Та ки м -о-бразом, избегнуть использования величины W r — нельзя. И з соображений статьи следует лиш ь,что в отличие от активной -мощности, являющ ейся производным понятием от «активной» энергии, здесь, напротив, несколько удобнее рассматривать «реактивную энергию» как производное понятие от реакти-в-ной мощности, хотя это и необязательно.

Нелиш не заметить, что некоторая ненаглядность понятия «реактивной энергии», разумеется, не может рассматриваться как довод в пользу его исключения; это показываю т примеры внедрения гораздо более сложных по построению и менее наглядны х понятий, как «дей-стви-е» в физике, представляющее -произведение энергии на время, «энтропия» в термодинамике, обычно определяемая как некоторый интеграл. В качестве более близких примеров можно указать на «волиов-ое сопротивление» линии, а так

же на «инерционную постоянную вр-е-мени» электропривода с махов'Иком

375Л4„ ■

Следует еще указать, что область практических приложений, связанных с понятием «реактивная энергия», отнюдь не огра-нич-ива-ется вопр-о-сами «измерения р-еактив- ной мощности» и даже повы-шения коэффициента -мощности. Та к , в техаико-эканомиче-ских расчетах по электроснабжению является обычным опредатение ка.к постоянной, так и переменной составляющих потерь реактивной энергии в трансформаторах, реакторах и т. д.; получил решение в-опр-ос о разделении реактивных потерь энергии в различных обмотках трехо-бмоточиых трансформагаров; на очереди стоят задачи -нормирования удельного потре-б- лен-ия реактивной энергия, а также определения пусковых потерь реактивной энергии в аси-нхр-онных электроприводах; доказано, что знание потребления активной и реактивной энергии позволяет определить относительное -время вклю чения электроприе-мников переменного тока и др.

В статье указывается, что термин «реа-ктивная анерги я» может вызвать представление о том, что в электря- -ческих цепях пере-менно-го тока различаются два в-ида электрической энергии — «активная» и «реактивная».

Рас-смотревие этого возражения приводит к за клю чению, что oiHo направлено в сущности против слова «энергия», но не против слова «реактивная». В самом деле, автрр статьи полностью приемлет термин «а ктивная» и «реактивная» мощности ( Р и Q ) ; поэтому сохранение терминов «активная» и «реактивная» за соответственными величинами

= S P 7 и = SQ7

вполне естественно и не может вызывать возражений; это — разные величины, имеющие каждая свою единицу измерения [квтч и кварч).

Та ким образом, указанное выше критическое замечание автора статьи следует отнести именно за счет применения к величине — термина „энергия". Однако терминологическое признание д вух видов „мощности" — „активной" и „реактивной", обусловленное сохранением термина „мощ ность" за величиной Q, естественно, влечет за собой устранение также возражений и против л о ги ч ности и правомерности применения-Чермина „энергия" в д ву х соответственных смыслах д ля 'обеих величин Wa = = vpP.H

Что же ка-сается высказанных в статье опасений о возможности нбправильиых представлений в отношении ре'ак- гивной энергии, то они полно-стью устраняются -нали-чие-м четких определений и формулировок, а также соответственными положениями теории переменных токов.

Выводы. Понятие, подразумеваемое под термином «реактивная энергия», внедрилось в теорию и практику электроснабжения вполне закономерно и подлежит сохранению под тем или иным названием.

Термин «реактивная энергия» является уже нашедшим широкое признание естественным и правомерным дополнением к терминам «реактивная и активная мощности» и не приводит практически ни к каким затруднениям или недоразумениям; никаких конкурирующ их терминов д ля его замены не предложено. Поэтому термин «реактивная энерги я» следует сохранить.

j Электричество, № 1.


Заметки и письма

Политехническое обучение и всеобщая электротехническая грамотность

Одной из главных задач подитехоичеокого обучения является осуществление всеобщей электротехнической гра- М'оотоети населения. Этого требуют интересы элекгрифи- кащии и автоматизация всех проязводственных процеооов я широкого внедрения электричества в быт.

Однако изучение вопр'осов электричества в средней школе имеет до сих пор крупнейшие пробелы и изъяны. Существующие программы и учебники по физике почти не освещают вопросов переменного тока (являющегося о'сновой современной электротехнигаи); они крайне бегло говорят об устройстве и работе электрических машин и не дают даже самых общих понятий об аппаратуре управления и защиты, а также о прео'бразовании переменного тока в постоянный (что крайне важно для связи, электрификации транспорта, промышленного электролиза).

Не случайно поэтому изучение общей электротехники в техникумах и вузах в 'Очень слабой мере базируется на знаниях,' полученных в средней школе.

Следует значительно расширить объем знаний об электричестве, сообщаемый учащимся средней школы, устранить указанные выше пробелы и установйть обще- обязатеяыный минимум практических работ но электр.иче- ству, к которым следует 'Отнести, например, следующие.

1. Разборка, зарядка и исправление патрона, выключателя, штепселя, розетки, вилки. 2. Подключение и использование важнейших электроизмерительных приборов: амперметра и вольтметра. 3. Соединение проводов; разделка концов гибкого кабеля небольшого сечения; мо.н- таж осветительной проводки по самой простой схеме.4. Разборка и сборка несложной пусковой аппаратуры.5. Разборка и оборка электродвигателя небольшой мощности и веса (от 0,25 до 3,8 кет) с подключением его (после сб'орни) к сети и опробованием на холостом ходу; изменение направления вращения. 6. Изготовление ползунко- вого реостата, намотка катушек, изготовление простейших электромагнитов (для самодельного репродуктора и т. д ) , оборка звонка и др. 7. Демонстрация (в условиях электромастерской или подстанции) простейших видов реле: тепловых и злектро1магнитных (реле тока, времени, промежуточное), устройства и действия более сложных видов пусковой аппаратуры (магнитный пускатель и станция), электродвигателей (с фазовым ротором), измерительных приборов (ваттметр, очегчик). 8. Опыты с вращающимся магнитным полем. 9. Демонстрация устройства трансформатора.

Очень важ:ны экскур.оии. В условиях каждой школь и каждого предприятия можно осуществить ряд тематиче ских экскурсий по вопросам электротехники, а именно а) на заводскую электроподстанцию для ознакомления с( схемой питания и р.аопредел'ения электроэнергия, транс форматорами, выоокавольтной аппаратурой, релейной за щитой и защитой от атмосферных перенапряжений; б) П( цехам для знакомства с различными типами электродвига телей и аппаратами управления ими; в) на заводскую те лефонную 'Станцию (коммутатор) и радиоузел; г) экскур сию для знакомства с устройством звуковой киноуста новни.

Д ля осуществления очерченнО'Го выше объема знани! и практических навыков необходимо увеличить число ча сов, отводимых учебным планом курсу физики вообщ( и разделу об электричестве в особенности.

'Госэнергоиздат, объединяющий значительные автор окне силы, должен взяться за 'Создание большой cepus П'О'Пулярных, увлекательно 'Написанных и Х'Орошо 'Оформленных научно-техничеомих книг для подростков и юноше ства по различным вопросам электротехники. Чем б'0льш< разнообразия будет пр'оявлено в тематике и жанре этш книг, тем лучше. Одновременно можно и .нужно м.ного! сделать в области подготовки и издания различных альбомов, таблиц и других печатных -по-собий для изучени5 вопросов электричества в средней школе.

Электропромышленность может и должна создать серию наглядных посо-б-ий: дем-О'НстрацИ'ОИНых при-б-оров, дей ствующих и разборных моделей, набор'ов (комплектов) для практических работ.

Электротехнические вузы, научно-исследовательские институты и лаборатории должны помочь работникам ки- нематогра'фии в .создании учебных и научно-популярньи фильМ'ОВ но вопросам электротехники, о!соб'енн'0 там, где в обычных услов1Иях невозм'ожны неп-осредствеиное наблюдение или постановка пр'Остых опытов.

Электрики каждого предприятия амагут iMiHOiroe сделать для школы, участвуя ib oipraHHsanaiH эмакур'Оий, в показе элактро'обо'рудо'ваиия, в пр-оведении опытов, -руководь ■школьными кружками по Э'лектр'отехнике и т. д.

Политехническое об'учение — наше родное дело, и на^ надо сделать все, чтобы пом'очь 'советской ш-коле з егс скорейшем и полном осуществл'ении.

/7. РУ Д Н ЕВ , техник электроподстанции ш ахты Коми АССР

О недостатках в подготовке инженеров-электриковСо'Ветокая высшая электр'Отехничвская школа имеет

нео.споримые достижения в области распространения и развития фундаментальных электр'ОтеХ'Нических знаний. О'На дала стране немаЛ'О ученых, успешно двигающих впе-, ред пер'еД'ОВ'ую электр'ОтеХ'Ничесюую науку, имена которых известны дал'еко за пределами Советского Союза.

Достижения нашей высшей ш.колы были бы, однако, намного выше, если бы будущий инженер получал во время учения во втузе не только достаточную об'Щеинже- иерную и специальную теор^етич-ескую подготовку, но и необходимый минимум знаний в области прикладных дисциплин, неп'О'СреД'СтВ'ен'Но связанных с той областью производства, для которой данный втуз готовит кадры специалистов.

Если с этой точки зрения рассМ'Отреть ныне'Шнее положение дел с подготовкой инженеров-электриков в энер- гетичеоних институтах, а также на электротехнических факультетах индустриальных и политехняческих институ

тов, то 'Обнаруживается ряд существенных пробелов и недочетов в постановке научно-уч'еб'Ной ра'боты по подготовке кадров инж'еН'ер'Ов-электриков энергетичеокого профиля.

Главнейшими областями деятельности будущих инже- нер'ов-'электр'иков энергетического профиля являются:1) монтаж ('Сооружение) электроустановок и 2) эксплуатация электроустано'вок. М'вжду тем в области .монтажа и эксплуатации электроустановок институты дают своим питомцам 'С'ОверШ'енно недостато'чно знаний, которые они могли бы использовать на первом этапе своей практической деятельности.

Молодые инженеры в большинстве .случаев на первых .же шагах .своей практической деятельности сталкиваются с монтажем рашределительных устройств высокого напряжения, с М'онтажем электрических машин и трансформаторов, с сооружением линяй электропередачи различных напряжений, с .монтажем электросилового оборудова



ния и электрического освещения промышленных объектов, а также со мнопнми д-ругим-и электром-онтажными работами разнообразных в-идов. И тогда особенно резко обнаруживается, что институт не дал молодому инженеру элементарных сведений п о т е х н о л о г и и и о р г а н и з а ц и и электромонтажных работ.

В аналоличное положение попадают молодые инженеры, которым после окончания института приходится работать по эксплуатации электростанций, сетей или э-тектро- оборуд'ования промышленных предприятий. Они сразу же сталкиваются с вопросами профилактических ос.мотров и испытаний электрооборудования, с ревизиями и ремонтами аппаратуры, электрических машин и трансф-орматоров, находящихся в эксплуатации.

Трудное положение, в котором оказываются молодые специалисты-электрики, усугубляется еще и тем -обстоятельством, что очи не всегда могут найти системагизиро- ванные посо-бия по вопросам технологии и организаций электромонтажных ра-бот, рем-о-нта эле-ктрооборудования и организац-И'И экоплуатащни электроустаново-к. Это обстоятельство следует отметить как существенный пробел в работе Госэнергоиздата и Гоостройиздата.

Э-нергетиче-окие, электротехнические и политехнические вузы не уделяю т внимания вопросам технологии электромонтажных работ; эти вопросы не -получил-и должного отражения ни в учебных планах институтов, ни планах н ауЧНО--ИОСЛедов ательских -р аб от.

Передовые .п-рсневод-ствен-ник-и в-клады-вают -мио-го тво-р- чесиих усилий в напрерыв-ное -раэв-итие и оовершеиство- вание организации электромонтажных работ. Путем изучения, о-бобщения и -распро-странения передового производ- ’Ственного -о-пыта дело организации электромонтажных работ неуклонно д-в'ижется вперед. Значительных -успехов за последнее время дабили-сь в этой о-бласти электромонтажные тресты.

И , конечно, нельзя лр-изиать нормальным положение, когда выходящ ий из стен института молодой инженер- электрик в большинстве случаев не имеет надлежащего представления о таких вопросах, как специализированные и -комплексные электромонтажные бригады, организация CKOipo-стных монтажей, прогресоивно-прем-иальная и акко-рд- ная системы оплаты труда электромонтаж-ников, рациональное инструментальное хозяйство, новаторскче методы ор-ганизации отдельных видов электромонтажных работ (например, пото-чно-скоростной метод пр-о-изводства работ по шкуровы-м электропро-в-одкам в ж илы х зданиях и т. д .).

Больше того, в ряде ел-учаев о-казывалось, что молодой -специалист совершевно незнаком с Ед-иньш-и нормами времени и расценками на электром-онтажные работы и вследствие этого затрудняется пронормировать заданный бригаде о-бъем монтажных работ и вы-висать сдельный наряд, являющийся основным документом первичного планирования работ.

Это м-ожет иметь место только в результате прямой недоощенми важности вопросов о-рганизации труда в электромонтажном производстве при составлении учебных планов и программ соответств-ующих втузов и может рас- сматршаться как отрыв от л-ракти-к-и.

В стрштеяьных институтах имеются и -кафедры о р г а- н и з а ц и и строительных работ и -кафедры т ех- нол о- Г И 1И строительного про-из-в-одства. Этот пример следовало бы использовать и э-не-ргетическвм -институтам.

Для л-нквида-ции от-меченных недостатков в подготовке кадров инженеров-электриков -необходимо провести в жизнь следующие мероприятия:

1. Создать в соответствующих институтах кафедры «Технология и ор-гавизац-ия электромонтажных работ» и «Технология и организация эксплуатации электроустановок» -и п-редусмотреть в учебных планах достаточное количество вре-меви на проработку соответствующих специальных курсов.

2. Оргавичеоки увязать в этой части учебные планы с планам'И п-ронз-в-одственной практики студентов, с тем чтобы знаи-ия, полученные -студентам-и в институте, могли быть закреплены во время производственной практики.

3. -П-ра-ктиковать на V курсе составление студентами про-е-ктов оргаиизации ра-бот по м-о-нтажу электроустановок в -порядке курс-овых проектов.

4. -В заданиях по дипломному проектированию обя- зательно-м порядке предусматр-ивать -разработку основных положений по организац-и-и работ для о-существления данного дипломного проекта.

5. Привлечь к преподаванию специальных ди-оциплин по технологии и орга-низацш элактро-мо-нтажных работ иэ-кспл1уатаци-и -инженеров-про-иэводственвиков, имеющих большой практический -опыт в указанных областях и могущих иллюсгр-ирО'Вать учеб-ный материал ко-н-иретными при- мерам'И -из практики и оз-наком-ить будущих инженеров с передовым -производственным опытом.

Инж . Б. М. ГА М БУРГНовосибарское отделение Г П И

Тяжпромэлектропроект

О Т Р Е Д А К Ц И ИЗамечания Б. М. Гамбурга имеют важное практическое значение. Вопросы тех

нологии и организации электромонтажных работ не находят должного отражения в учебных планах и программах. Учитывая актуальность поднятых в данной заметке вопросов, редакция обращает на них внимание Главного управления высших учебных заведений Министерства культуры СССР.


По страницам технических журналов

АППАРАТ ДЛЯ ЛЮМИНЕСЦЕНТНОГО АНАЛИЗА ПЛОДОВ И КАРТОФЕЛЯ

Люминесцентный анализ, основанный на использовании явления люминесценции, помогает определить заболевания и поражения плодов в первоначальной стадии, что очень важно для повышения качества и снижения потерь и чего невозможно сделать другими методами.

Аппарат ‘состоит из следующих основных частей (ом. рисунок): закрытый металлический кожух-осветитель со стеклянным светофильтром УФС-3, прапускающим в основном только ультрафиолетовые лучи с длиной волны 320... 400 ммкм, источник ультрафиолетовых лучей — ртутнокварцевая горелка П РК-4 и пусковое устройство для ла.ч- пы (индуктивное баластвое сопротивление, выключатель, конденсатор и переключатель сетевого напряжения).

Аппарат для люминесцентного анализа плодовГи картофеля.

/ — осветитель; 2 — ртутно-квррцевая лампа; 3 — светофильтр: 4 — пусковое устройство; 5 — кронштейны; б — пластина для размещения

анализируемого картофеля и плодов.

Внутренняя сторона передней откидной стенки снабжена черной м-еталлической пластиной, служащей фоном для 1пр010матри1ваемых объектов.

Поврежденные микроорганизмами места под действием ультрафиолетовых лучей начинают светиться, что позволяет более тщательно вести отбраковку.

(„Советская торговля', стр. 26 — 27, .bft 7, 1953, В . Гиренко, Г . Г о л ланд)

НОВЫЕ ЭЛЕКТРИФИЦИРОВАННЫЕ МЕХАНИЗМЫВопросы электрификации и механизации промышлен

ности, сельского хозяйства, транспорта я быта орчзлекают огромное внимание в современных условиях. Научно-исследовательские учреждения и заводские предприятия разрабатывают все новые и новые образцы раз-нообраз- ных электрифицированных машин, меха,ннзмов и аппаратов.

1. Лесозаготовительные работы становятся высокоразвитой индустриальной отраслью промышленности и во все возрастающем количестве снабжаются высокопроизводи- тельным'И машинами. Центральное проектно-конструкторское бюро М|И1ННстерства лесной и бумажной промышленности СССР разработало две новые мощные трелевочные лебедки типа Л-19 с непрерывным движением троса и типа Л-20 с тросом, закрепленным на барабане [Л. 1]. Оба типа лебедок снабжены специальными барабанами д.чя разворота деревьев и погрузки их на подвижной состав. Лебедки пущены в серийное производство. Выпуск лебедок исключает применение на лесосеках спецйальных погрузочных механизмов. На лебедках предусмотрен отбор мощности к генератору для питания электрических пил с электродвигателями повышенной частоты, так что отпадает необходимость в использовании передвижных элек-

тростандай .и преобразователей ча.стоты тока для валкч и раскряжовки леса.

Лебедка Л-19 приводится в действие двигателем Д-54 мощностью 54 л. с. На лебедке установлен синхронный ганератор типа ЧС-7 мощностью 14 ква с номинальным напряжением 240 в и частотой 200 гц при скорости вращения 1 500 об1мин, cos (р=0,75. Обмотка возб+де- ния генератора питается через селеновые выпрямители, переменный ток к которым подается через промежуточный трансформатор. Изоляция обмоток влагостойка, что позволяет надежно эксплуатировать машины на открытом воздухе. Лебедка допускает трелевку на расстояние500...600 м. Помимо трелевки крупномерного леса, лебедка типа Л-20 предназначена для укладки древесины в штабели и работы на сплаве. Привод механиз.мов осуществляется элекгродвигателем мощностью 35...40 кет или дизелем Д-54. Лебедка имеет рабочий барабан для трелевки леса или выполнения другой основной рабочей операции, холостой барабан для возврата грузового троса к месту прицепки груза, барабан для погрузки деревьев на подвижной состав и два барабана для разворота деревьев на площадке оклада.

Производственные испытания лебедок выя.вили их высокую э.коно ми ческу ю целесообразность.

2. Н И И Древмаш сконструировал новый одноцелной колун КЦ-5 [Л. 2], предназначенный для расколки дровяного долготья больших диаметров. Расчетная длина раскалываемых поленьев 1 250 мм, а расчетный диаметр 500 мм. Механизм снабжен электродвягателем типа АО-63/6 трехфазното тока мощностью 10 кет при 980 об/мин.

Особое внимание обращено на удовлетворение требований техники безопасности. Сварная станина колуна закрыта сверху направляющим лоткам аз листовой стали толщиной 5 мм, а электродвигатель и вращающиеся детали закрыты ограждениями.

Одноцепной колун КЦ-5, как показали испытания, компактен, удобен в эксплуатации, является надежной и высокопроизводительной машиной (производительность колуна от 80 до 120 м в смену).

3. Электрификация работ на животноводческих фермах имеет большое значение в свете последних решений Коммунистической партии и Правительства СССР по развитию сельскохозяйственного производства. На животноводческих фермах наиболее распространены подвесные дороги с ручной откаткой тележек. Электротяговое устройство для .механизации тяги вне помещений ферм, разработанное и проверенное в работе, получило высокую оценку в колхозах [Л. 3]. Л^еханиз.м состоит из электролебедии, стального каната и натяжного устройства. На электролебедке рекомендуется устанавливать двигатель типа АОЛ-31/4 трехфазного тока мощностью 0,6 кет. Д вигатель соединяется с валом редуктора лебедки эластичной муфтой. Пуск и остановка электродвигателя производятся реверсивным магнитным пускателем типа П-224 защищенного .исполнения или реверсивным трехполюсным рубильником, закрытым кожухом.

Испытания показали, что расход электрической энергии на перевозку 1 г груза на .расстояние 100 м составил около 0,1 квтч.

4. На строительных площадках для механизации процесса переработки комковой негашеной извести в извест- 'ковое МОЛО.КО нопснльзуется известегасилка АЧ-2 [Л. 4], в которой производятся дробление извести, размол раздробленных частиц до установленной крупности и непрерывное перемешивание их с водой. Дробление извести осуществляется действием центробежных сил, развиваемых вертикально установленным ротором .машины, вращающимся с большой скоростью.

Привод известегасилки происхо.д1ит от фланцевого двигателя мощностью 7,8 кет .при 1 500 об1мин. Двигатель помещен в з а . к р ы т 01М кожухе.

Механизм дает про.изв1одительность по негашеной ко- МОВ.ОЙ извести 1,5...3,0 г/час в завиаимости от вида извести, сорта и крупности комьев. Наибольший размер кусков извести, загр.ужаемых в м-ашину, 25 см. Средний расход электрической энергии на переработку 1 т негашеной извести 3,0...3,5 квтч.



Для обслуживания аппарата требуются .моторист и один-два подсобных рабочих. Применение известегасилки АЧ-2 значительно повышает пр.о.изводительно€ть труда в сравнеиин с руч.ным способом работы.

Литература1. А. В. П а н ц е р. Лесная промышленность, стр. 4.

№ 6, 1953.2. И . А. Т а р а с о в . Лесная промышленность, стр. 14,

№ 8, 1953.3. Г. В. Г о р н о в е с о в. Механизация и электрификация

социалистического сельского хозяйства, стр. 64, № 7, 1953.4. А. А. Ч амин. Лйеханизация строительства, стр. 27,

№ 5, 1953.

ЗА Р У Б Е Ж О М

ГАЗОНАПОЛНЕННЫЕ ВЫСОКОВОЛЬТНЫЕ ТРАНСФОРМАТОРЫ

Советским ученым Б. М. Гохберго.м были открыты замечательные диэлектрические свойства газообразной шести* фтористой .серы SFe, которую он назвал «элегаэом». По предложению Б. М. Гохберга и Н. М. Рейнова элегаз используется в производстве высоковольтных газонаполненных конденсаторов, а также ряда других электрических аппаратов. Опыт эксплуатации свидетельствует о том, что в ближайшее время .область применения элегаза значительно расширится. В частности, весьма .многообещающим является использование элегаза для изоляции трансформаторов.

С целью подробного выяснения такой возможности были проведены всесторонние исследования физико-химических и электрических свойств элегаза, а также опыты по выяснению физиологического действия продуктов его разложения, образующихся под действием электрической дуги. Если речь идет о применении газа в качестве диэлектрика в электрической аппаратуре, то к не.му следует П'ре1дъяв.ить следующие основные требования: высокая Электрическая прочность при низких давлениях; низкая температура кипения; отсутствие токсичности как самого газа, так .и продуктов его разложения при нормальных и аварийных услов.иях; химическая инертность в отношении воздействия на соприкасающиеся с газом электроизоляционные и конструктивные .мате'рилы; негорючесть и высокая теплопроводность.

В какой же маре .удовлетво.ряет элегаз эти.м требованиям и какие у него преимущества и недостатюи по срав1нению с воздухом и другими газами?

Чистый элегаз бесцветен и не имеет за.паха; его температура кипения рав.ца минус 68° С; он нерастворим в воде и водных растворах щелочей. Опыты с .катушкой, помещенной в бак с элегазом при атмосферном давлении, показали, что его теплопроводность равна 0,000775 вт/см °С (независимо от разности температур катушки и окружающей ореды); это в 1,6 раз больше, чем у воздуха. При свободной конвекции и давлении 2,1 кг/сиг теплопроводность элегаза .превосходит теплопроводность воздуха в 2,5 раза. Сравнительные тепловые .испытания трехфазного сухого трансформатора 500 ква, 13 750/2 400 в, за- полненеого в одном случае воздухом, а в другом — смесью 7з эл.егаза с '/з воздуха, показали, что во втором случае перегрев горячей точки обмотки низшего напряжения снизился со 185 до 148° С, а средний перегрев обмотки высшего напряжения уменьшился со 114 до 98° С.

Подробному исследованию была подвергнута электрическая прочность элегаза при различных давлениях, температурах .и формах электродов при переменном, постоянном и импульсном напряжениях обеих полярностей. На рис. 1 приведены кривые относительной электрической прочности элегаза по сравнению с возд.ухом в однородном и неоднородном полях при напряжении .промышленной частоты 60 гц, нормально'М давлении и те.м.пературе 25° С. Кривые рис. 2 показывают электрическую прочность элегаза и воздуха в функции давления при температуре 100° С. Из этих кривых следует, что пробивная прочность элегаза более чем в 2 раза превышает прочность воздуха. При этом нео-бходимо отметить, что электрическая прочность .смеси элегаза с небольшим количеством воздуха не намного ниже, чем у чистого элегаза. Таким образом,

можно производить ос.мотр и ремонт аппаратов, заполненных элегазом, путем простого снятия >крышх1И с их бака, так как элегаз — один из наиболее тялселых газов. При давлении 3 атм электрическая прочность элегаза примерно такая же, как у тра.нсформаторного масла.

На рис. 3 приведены кривые зависимости импульсной прочности элегаза и воздуха от те.мпературы при нормальном давлении.

С точки зрения возмож.ности широкого использования элегаза в электрической а|П'Паратуре большое значение имеет вопрос о составе продуктов разложения элегаза, образующихся под действием электрической дуги или высокой температуры. Не менее важно знать также токсичность, главным образом газообразных продуктов разложения, допустимый предел их концентрации в воздухе, влияние как .самого элегаза, так и продуктов его разложения на различные металлы и изоляционные материалы при вы.сокой температуре и, наконец, возможность быстрого поглощения всех токсичных газообразных продуктов разложения элегаза.

С этой целью была проведена серия опытов с использованием герметичного стального бака объемом 0,17 м? со .съемной крышкой, к .которой подвешивались электроды в виде двух медных цилиндров диаметром 50 жлг с расстоянием между ними 12,5 мм. Между электродами помещался отрезок провода, при перегорании .которого образовывалась дуга. В бак помещались образцы различных изоляционных .материалов в форме дисков диаметром 73 мм и толпдиной 6,5 мм. Испытательный бак был снабжен двумя манометрами, из которых один был предназначен для .изм'ереяия быстрых изменений давления, краном для запол- невия бака чистым элегазом после откачми из .него воздуха и системой для удаления .образовавшихся газов с их по'слешующей конденсацией .при температуре жидкого азота.

Для получения дуги длительностью более одного по- лупериода пришлось .проводить испытания при давлении 0,14 кг/сл2 вместо намеченных первояачалвно 2,1 кг!смК Исследование газообразных продуктов разложения элегаза проводилось методами спектрального и химического

Рис. 1. Относительная электрическая прочность Е элегаза по сравнению с воздухом при частоте 60 гц, температуре

25° С и атмосферном давлении.1 — однородное поле; 2 — электроды: плоскость — плоскость (диаметр 76 мм)-. 3 — электроды: шар диаметром 12,5 мм — плоскость: 4 — элек

троды: острие — плоскость; ( — расстояние между электродами.

Рис. 2. Пробивные напряжения элегаза и сухого возт духа при температуре 100° С в функции давления р,

Электроды: шар диаметром 12,5 мм из нержавеющей стали— плоскость диаметром 76 мм.

I и 2 — воздух, расстояние между электродами 12,7 и 25.4 мм;3 V 4 — элегаз, расстояние между электродами'12.7 и 25.4 мм.



Рис. 3. Импульсные пробивные напряжения элегазаи воздуха при атмосферном давлении в функции температуры. Электроды: шар диаметром 12,5 мм из нержавею

щей ста ли—диск диаметром 76 мм. Положительная волна 1,5/40 мксек.

I и 2 — воздух, расстояние между электродами 12,7 и 25,4 мм-, 3 а 4 — элегаз, расстояние между электродами 12,7 и 25,4 мм.

анализов. Опыты показали разрушающее действие продуктов разложения «а образцы слюды, лаков и пластмасс; лучше других материалов противостояла разрушающему действию изоляция на основе стеклянного волокна.

Анализ показа.л, что в продуктах разложения элегаза содержатся двуфтористая и четырехфтористая сера S F 2 и S F 4, а также в ничтожных количествах СО2, H 2S и Н Е. Важно то, что анализ не выявил присутствия S2Fio-— газа, опасного тем, что он не имеет запаха и поэтому не м-ожет быть обнаружен в эюсплуата-ц-ионных условиях, но обладает в то же время токоичностью.

О-пыты с ирыса-м-и позволили установить, что вредное действ1ие газо-о-бразных продуктов разложения элегаза на животный ор-ганизм обнаруживается в том -случае, ко-гда концентрацяя газа в -воздухе пре-вышает 10%; концент-ра- цию до 7,5% можно считать вполне безопасной.

Сравнение энергии, вычисленной на основе -подъема давлен-ия в баке с элегазом при д-угов-ом разряде, с затраченной энергией, вычисленной на -основе осциллогр-амм тока и напряжения, показывает, что порядок их величин один и тот же. Это говорит о том, что здесь имеет место простое тепловое расширение, а не химическое разложение. В противоположность этому в масляном трансформаторе дуга приводит к значительно более выооии-м давле- ния-м в результате разложения масла с образо-вавием газообразных про-дуктов.

Специальные исследования были посвящены выясне- -Н'ию в-опроса о возможности простого и быстрого поглощения продуктов разложеиня элегаза в трансформаторе. Вопрос этот является важным с точки зрения возможно-сти безопасно открывать и осматривать заполненный элегазом трансформатор после образовагаия дули или короткого замы-ка-ния. Наиболее денстве-нным-и поглотителями 'Оказались ед-кий калий и активирова-иный алюминий. Опыты с крысами и химические анализы пр-одуктов разложения элегаза после -их контакта с активированным алюминием показали достаточную действенность последнего в отношении поглощения токсичных лри-месей (SF2 л S F 4).

. Каковы же пер-опективы использоваиия элегаза в высоковольтной технике? Д ля выяснения до-стоинств элегаза в -качестве вьюо-ко-в-ольтной изоляции был из-готовлен опытный трансформатор на 138 кв, заполненный элегазом при давлении в 1 атм. Этот тра-нсфор-матор проработал в течение 2 дет без каких-либо повреждений при напряжении, превышавшем номинальное на 87%. После 14-месячной работы трансформатора из его бака была взята проба элегаза, и-опытавия которой не обнаружили никаких признаков разло-жения. Таким образом, элегаз может за-ме- иить воздух в сухих трансформаторах. Если применить закрытую си-стам-у охлаждения трансф-о-рматора, -исключающую вред-ное действие атмосферной влаж-ности и пыли, то элегаз может обеспечить более высокую электрическую прочность и лучшие условия охлаждения, чем воздух, при сравнительно небольш-их дополнительных затратах. Опыт показывает, что элегаз может быть с успехом использова'Н для тяговых и рентгеновских травсфор- матор-ов j l ООО...2 ООО кв), а также -в высоковольтной медицинской аппаратуре (100...250 кв), заменяя здесь масло.(G. С а m 1 1 11, о. S. G о г d о п, R . Е , P l u m p , А Ш Е Transactions, т. 71, ч. III, стр. 348, 1952).

ИнЖ} А. г. КРАЙЗ

ГАШ ЕНИЕ ВИБРАЦИИ С ПОМОЩЬЮ СКРУЧИВАЮЩЕГО ДЕМПФЕРА

До 1928 г. вибрация пр'ово-дов воздуш-ных л-иний элек- тр-опередачи не считалась в Америке серьезной проблемой. В последние годы увеличение тяжения проводов с 11 до 19% разрушающей нагрузки' и удлинение пролета с 330 до 360... 380 Л! привело к заметному усилению разруш.и- тельного действия вибрации.

В течение ряда лет Гидроэлектрическая ком-иосия Онтарио (Канада) производила исследования защ-иты проводов линий электропередачи от повреждений, вызывавшихся усталостью металла в результате вибрации проводов при поперечных ветрах, дующих с небольшой скоростью. Были изучены различные методы защиты, рассчита-нные на предупреждение или устранение вибрации с помощью гасящ’их устройств. Наиболее эффективным средством гашения вибраци-и оказался дем-пфер, поглощающий энергию колебаний провода. Этот дем-пфер получил распространение на м-вогих линиях в Северной Америке. Сталеалюминиевые провода, подвешенные на линиях, оборудованных эти-м-и демпферами (названных -скручи-вающими), после

•10 лет эксплуатации не обнаруживали в-идимых признаков повреждений от вибрации.

Дальнейшая экопер-иментальная работа была связана с конструированием скручивающих демпферов для различных сечений пров-одов.

Теоретическое исследование, подтвержденное экспериментом, показало, что провод может поглощать энергию вибрации, если использовать трение между жилами и потери на механический гистерезис. Это может быть осуществлено, если на проводе перпендикулярно его оси укрепить горизонтально рычаг с грузом на конце (рис. 1). При вибрации происходит скручивание провода на участке между поддерживающим зажимом и точкой прикрепления рычага. Путем подвески двух грузов на различных расстояниях от поддерживающего зажима можно достичь существенного эффекта, так как при большинстве частот вибрации участок провода между грузами также подвергается скручиванию.

В некоторых случаях даже при установке двух демпферов не получается достаточного гашения в-ибрации. Дополнительный эффект Д0СГИ1 ается введением упругой связи, 'Которая осуществляется путем применения резиновых пр'окладок -между рыча-го.м игрузо-м. -При таком устройстве поглощение энергии вибрации пр'оисходит не только в проводе, но и в прокладках.

На рис. 2 изображена конструкция скручивающего демпфера с упругими прокладкам'И.

Рис. 1. Скручивающий демпфер жесткого типа для полого медного провода сечением 250 м 2.

Рис. 2. Скручивающий демпфер с упругими прокладками для сталеалюминиевого провода сечением 400

Приведенная теор-ия демпфера ограничивается рассмотрением условий вибрации проводов, пр-ичем реакция демпфера на движение провода не принимается во внимание.

В-ибрация обычно имеет характер колебаний с изменяющейся амплитудой. Однако при анализе можно считать, что колебания провода подчиняются гар-мончческому

> Разрушающей нагрузкой здесь и далее называется нагрузка при растяжении, соотвртствурщая пределу прочности,



закону, выражаемому дифференщиалшым уравнеш вм свободных колебаний, имеющим вид;

( 1)

(2)

df+ + =

где <р — переменный угол колебания;I — момент инерции провода; с — коэффициент затухания колебаний; k — коэффициент упругости.

Уравнение (1) имеет решение

f = Ве~'‘ (sin + ф),

где В и ф — постоянные интегрирования, а частота колебаний ш связана с собственной частотой соотношением

— а.

Величины Шд и а определяются из соотношений

с

.,2- А

Если а мало по сравнению с со , можно считать, что

и, следовательно.<«2 =

___<о2

62?672

6? / d y■ 67 + “г? - а d fi'

Решение дифференциального уравнения (3) будет: /Л(о2

? = — Sin (“7 — Р).где

Z = (u)2 — со2) + 4а2со2

p = arctg2ib

со — со2

где 5 г г у — логарифмический декремент затухания.

Для прутка круглого поперечного сечения коэффициент упругости при кручении k обратно пропорц:.онален длине прутка и коэффициент затухания с будет увеличиваться при уменьшении длины эффективной части провода.

При наличии вынуждающей силы дифференциальное уравнение колебаний пишется в следующем виде:

(3)

здесь I — расстояние от центра провода до центра тяжести демпфера;

у — смещение точки подвеса;а — радиус поворота относительно центра тяжести.

(4)

Рис. 3. Зависимость между амплитудой вибрации и тяжением.

Л — амплитуда вибрации, мкм\ р — тяжение в процентах от разрушающей нагрузки.

/ — провод 170 мл*, пролет 200/200 м; 2— провод 170 мм*, пролет 270/370 м при тяжении ниже 20% разрушающей нагрузки, пролет 490/320 м при

■ тяжении выше 20% разрушающей нагрузки; 3— провод 305 мм*, пролет как для случая 2; 4 — провод 70 мм*, пролет 200/200 м.

Случай подвески двух демпферов или демпфера с гибкой связью приводит к системе двух дифференциальных уравнений колебаний.

На основе решения уравнений выводятся формулы для определения энергии, рассеиваемой проводом, позволяющие рассчитать размеры демпферов. Для расчетов должны быть известны логарифмический декремент 8 и коэффициент упругости к. Их значения устанавливаются экспериментально по записи кривых свободных колебаний. Для сталеалюминиевого провода сечением 400 жж2 8 = 0,19 и й = 10 . . . 16 кгм'рад при тяжении 1 400 . . . 2 600 кг.

На основе теоретического исследования автор [ Л . 1] приходит к следующим выводам:

1. Коэффициент упругости и коэффициент затухания обратно пропорциональны эффективной длине провода.

2. Собственная частота демпфирующей системы должна быть меньше подавляемых частот вибрации.

3. Для жесткого демпфера расстояние от его центра тяжести до центра провода должно быть возможно малым и равно радиусу поворота относительно центра тяжести. Одиночный демпфер должен устанавливаться вблизи зажима.

4. Установка демпферов с упругой связью требуется для проводов, способных лишь в слабой степени поглощать энергию вибрации. Преимущество этого типа демпфера перед жестким демпфером заключается в том, что демпфирующее действие упругого материала может изменяться, тогда как демпфирующее действие провода неизменно.

Результаты теоретических исследований были подвергнуты экспериментальной и эксплуатационной проверке. При экспериментах особое внимание было уделено определению зависимости между тяжением и вибрацией провода. Для установления этой зависимости были проведены 4 серии опытов на сталеалюминиевых проводах продолжительностью не менее трех недель каждая. Сечения проводов, длины пролетов и тяжения, применявшиеся при этих опытах, указаны в табл. 1.

Испытуемые провода подвешивались на зажимах качающегося типа, предназначенных для провода сечением 305 жж2. При меньших сечениях применялись специальные прокладки.

Таблица I

Серия

1 2 3 4Сечение про

вода, мм^

Тяжение, к г Пролет, м Тяжение, кг Про.тет, м Тяжение, кг Пролет, м Тяжеиие, кг Пролет, м

70 315 200/200 560 200/200 535 200/200 830 200,200170 785 200,200 2 160 200/200 1 320 200/200 2 100 200/200170 770 270/320 980 270/320 980 270'320 2 080 425/320240 1 150 200,200 1 190 200/200 1 190 200/200 1 180 200'200305 1 075 270/320 1 660 270/320 1 660 270,320 2 480 425/320

П р и м е ч а н и е . Приведены длины пролетов по обе стороны нспытуемой опоры. Регистрирующий прибор устанавливается в пролете, длина которого указана под дробной чертой.



10 20 30Тяжение в процентах о т разрушающей

нагрузки

Рис. 4. Зависимость числа колебаний в сутки от тяжения в проводе.

а — провод 170 пролет 490 л ; б — провод 170льи“. пролет 200 лв — провод 305 мм , пролет 490 м; г — провод 70 пролет 200 м.

Кривая Л — амплитуда 25 мкм, В — 50, С — 100, 0 — 150, О — 200,В — 250 мкм.

С ПОМОЩЬЮ вибрографов, описанны.х в [Л. 2], были замерены отклонения проводов относительно зажима в точке, удаленной на 85 мм от места выхода провода из зажима.

На рис. 3 показаны зависимости между максимальной амплитудой и тяжением провода, полученные для разных сечений проводов. При увеличении тяжения в пределах от 8 до 15% разрушающей нагрузки максимальная амплитуда быстро возрастает от нуля до максимума и при дальнейшем увеличении тяжения остается практически неизменной.

Кривые рис. 4, на которых нанесено число колебаний в сутки с амплитудой выше показанных значений, подтверждают сделанный ранее вывод, что ири уменьшении тяжения до 8.,.10% разрушающей нагрузки вибрация прекращается.

Интересно отметить, что длина пролета, повидимому, не играет роли. Этот результат расходится с ранее опубликованными данными [Л. 2].

На линиях Гидроэлектрической комиссии Онтарио скручивающие демпферы применяются с 1940 г. В каждом пролете подвешивается по два демпфера. Расстояние от зажима равно 1,8 м для провода сечением 400 млр. Для меньших сечений выбирается меньшее расстояние. Для пролетов длиной более 370 м производится усиление защиты от вибрации путем увеличения количества подвешенных демпферов.

На двух линиях электропередачи, данные которых приведены в табл. 2, произведенная после 10 лет эксплуатации проверка не обнаружила наличия повреждений проводов.

Таблица 2

Напряжение, кв

Длина линии, км

Сечение провода, .ИЛ!" Длина пролета, м

Тяжение при 50“ С, % разрушающей

нагрузки

по 166 240 305 15,5220 435 400 350 19

не защищенном от вибрации, максимальная амплитуда равна примерно >/з этого значения. Таким образом, применение демпферов для защиты медного полого провода мало эффективно.

Осмотр двухцепной линии 220 кв длиной 68 км, на которой подвешены полые медные провода сечением 300 мм' при тяжении, равном 20% разрушающей нагрузки, не обнаружил повреждений проводов, которые могли быть причинены вибрацией. Однако при установке восьми скручивающих демпферов на переходе через реку, имеющем длину пролета 670 м, на котором до подвески демпферов было отмечено три случая повреждения проводов, в течение 4 лет повреждений не было.

Скручивающие демпферы, аналогичные применяемым для сталеалюминиевых проводов, были сконструированы для стальных тросов диаметром 9,5 мм, подвешиваемых на линии 220 кв в пролетах длиной 270 м с тяжением, щвным 8,1% разрушающей нагрузки при температуре 50° С. В течение 9 лет эксплуатации не было обнаружено повреждений тросов вследствие вибрации.


1. J. W . S p e i g h t . Теория скручивающего демпфера. Е1. Eng., № 8, 1941.

2. Q. В. Т е Ь о. Измерение вибрации проводов. Trans. A IEE , т. 60, стр. 1188, 1941.

3. Т . J. В U г g е S S, А. D . Н о g g. Опыт эксплуатации и экспериментальное исследование скручивающего демпфера. Trans, A IEE , т. 70, стр. 1031, 1951.

И н ж . А . И . Г Е Р Ш Е Н Г О Р Н

Изучение вибрации полых медных проводов сечением 250 мм , подвешенных с тяжением, равным 20% разрушающей нагрузки при температуре 50° С, на линиях с пролетом 270 м показало, что предел усталости этого провода при вышеуказанных условиях имеет место при амплитуде 0,5 мм в точке, находящейся на расстоянии 8,5 мм от зажима. Согласно измерениям, произведеирнм да проводе,

ГА З О ТУ Р Б О Э Л Е К ТР О В О З А Н ГЛ И Й С К И Х Ж Е Л Е З Н Ы Х Д О РО Г

На -английских железных дорогах пущен в регулярную эксплуатацию в апреле 1952 г. газотурбоэлектровоз (см. рисунок).

Основные ха'рактеристики этого локомотива следующие: формула ходо-вых осей Со— Со, рабочий вес 130 г, длина по буферам 20,4 м, диаметр колес 1 120 мм, максимальная скорость 145 км/час, максимальная сила тяги 27,2 г.

Силовое оборудоваеие состоит из газ0|Вой турбины, редуктора, группы генераторов и тяговых двигателей. Скорость вращения турбины при полной нагрузке 7 ООО об/мин, через простую зубчатую передачу турбина вращает три главных генератора, вспомогательный генератор и генератор возбуждения (1 600 об/мин). Каждый главный генератор питает дв-а тяговых двигателя, соединенных всегда параллельно. ВспоМ'Огательный генератор питает собственные нужды локомотив-а.

Д ля запуска турбины установлена аккумуляторная батарея. Топливом является газойль. На- локомотиве установлена простая газовая турбина с разомкнутым процессом, без подогревателя, длительной мощности 3 ООО л. с. За вычетом расхода на привод вспомогательного оборудования и потерь в передаче к генератор-ам подводится 2 850 л. с. -При к. п. д. электрической передачи 86% рас- полагаем-ая мощность на ободе составляет 2 450 л. с.

При полной нагрузке к. п. д. турбины по даняы-м испытаний равен 19%. С учетом потерь в передаче, электрических потерь и расхода на вспомогательные машины тепловой к. п. д. для локомотива составит 15,5%. Расход топлива при этом достигает 0,4 кг/л. с. ч. При половинной мощности расход топлива равен 0,59 кг/л. с. ч.

Пятнадцатиступенчатый компрессор повышает давление в 5,8 раза. При полной и-агрузке компрессор дает 1 130 м3/мин воздуха.

Камера сгорания оборудов-ана шестью форсунками. Горючее поступает в камеру под давлением 45,7 кг/см' .

Цилиндр и ротор турбины сделаны из аустенитной стали. Первая ступены лопаток выполнена из «аимоника». Вторая ступень неподвижных лопаток и третья — подвижных сделаны из аустенитной стали. Четвертая и пятая ступени лопаток-— из молибденовой стали.

Д ля подачи топлива и смазки установлено два агрегата (один является резервным). Агрегат состоит из на-


Ло 1 Э Л Е К Т Р И Ч Е С Т В О 89

. . — W -

КШШ1Ж Х \ ■

coca для топлива и иаооса для смазки с приводом от электродвигателя 10 л. с., 3 ООО об1мин.

Генераторы постоянного тока — самовентилирующиеся шестиполюсные машины с независимым возбуждением. Длительно генератор дает 1 1О0 а при 666 в (1 600 об j мин), при часовом режиме — I 250 а при 580 в. Максимальное напряжение 825 в, максимальный ток 2 200 а.

Вспомогательный генер.атор имеет параллельное возбуждение; особым регулятором напряжение его поддержи- вается всегда равным ПО е; длительн.ая мощность 65 кет при 1 280 o 6 jM U H .

Возбудитель имеет три обмотки возбуждения: для независимого возбуждения от вспомогательного генератора при 110 в, для независимого возбуждения, регулируемого ■автоматичеоки луско-регулирующей аппаргатурой и для обратного возбуждения, прямо пропорционального нагрузочному току главного генератора. Длительная мощность возбудителя 10,5 кет при 55 е ib пределах скоростей 1,280...1,600 об/мин.

Свинцовая аккумуляторная батарея из 48 элементов имеет емкость 384 ач. Тяговые двигатели— обычные, с последовательным возбужденяем, четырехполюеные с BcnoiM'Ora- тельными по'люсами и принудительной вентиляцией. При длительном режиме двигатель потребляет 550 а при 666 в и имеет скорость вращения 706 об1мин; при часовом режиме соответственно 650 а, 565 е и 580 об j мин.

Максимальный ток ,дв!игател.я 1 100 а, максимальное напряжение 825 е. Передаточное число 1:21,58.

Главнейшими элементами упра,вления в ка,бя«е машиниста являются: ключ, кнопки пуска и остановки турбины, выключатели компрессора и эксгаустера, тормозные враны и главный контроллер.

Как правило, аппаратура и оборудование работают автоматически. Резервные вспомогательные агрегаты при неисправности основ,ных включаются также автоматичеоки.

Поезд тормозится В!акуум1ным тормозом, локомотив имеет во'здушный тормоз. Ко.мпреосор двухцилиндрсивый одноступенчатый с электродвигателем 8 л. с. Производительность 0,7 m Imuh при давлевии 7 атм.

Д ля отоплшия поезда иа локомотиве установлен котел naipoB'Oiro отопления (680 кг пара в час оря 5,6 атм). Д ля питательной .воды котла в баке для горючего выделен отсек объемом 2,35 ж-’ .

(О. R . Higgs. Metropolitan. Vickers gazette, № 396, стр. 187. 1952).

И нж . Л . А. ВИСЛО УХ

ЭЛЕКТРИЧЕСКИЙ ПРОБОЙ ЖИДКИХ ДИЭЛЕКТРИКОВ(Обзор)

Изолирующие Ж!ИД1Кости, как хорошо известно, находят широкое применение в электрическом .аппаратостроения И конденсаторостроении. Поэтому вопросам, связанным с их электрической прочностью, уделяется большое внимание. Весьма важные исследования по затронутой теме были вып10лнеиы учеными Советско,го Сорзза в Москве, Денин- рра,ле и Томске.

Было давно замечено, что при определенном напряжении яа электродах промежутка, заполненного недостаточно тщательно очищенной и освобожденной от газа жидкостью, появляются газовые пузырьки. Количество их по мере повышения напряжения увеличивается. Они поднимаются на поверхность жвдкости, а на их место появляются новые. При |более высоких напряжениях таких пузырьков появля.ется так много, что .они по всей длине междуэл-ектродного промежутка образуют газовый канал. На основа,НИИ этих данных было сделано заключение о том, 'ЧТО !про,бой в Ж'идкостях является лишь эавуал.иро- ванным газовым про,бо,0М.

Д ля специального случая резко неоднородиого поля ,и заторможенных разрядов В. С. Комельковым [Л. 2] при осциллогра.фироваиии пробоев и фотографировании их вращающейся фотокамерой было показано, что в тра.нсфор- маторном масле и дистиллированной воде формирование пробоя происходит так же, как и в воздухе. В предразряд- ный перио.ц образуются отдельные стриммеры (лиде/рный процесс), которые начинаются с электрода, обладающего наибольшей кривизной. В случае двух остриев лидерный процесс начинается с обоих электродов. П,о мере про.дви- жения лидера в глубь промежутка скорость его развития уменьшается, а в некоторых случаях он даже остана,вливается. Каждой ступени лидера соответствует импульс тока. Длительность л.идер.ной стадии в трансформаторном масле при искровых промежутках / яэ 18 см равна 20... 100 мксек, а в воде при / 11,7 см только 9,5 мксек.

Некоторые черты сходства можно найти также в частном случае про'босв траноформаторяого масла ,и воздуха при резко неоднсцроднам электрическом поле.

На 'рис.'1, 'например, пригедены кривые зависимости геличин пробивного напряжения Е^р для воздуха (а) [Л.З] и трансформаторного масла (б) от длины искрового промежутка [Л. 5] при импульсном напряжении и электродах из иглы и плоскости. По кривым можно видеть, что в обоих случаях при положительном острие значительно меньше, чем при отрицательном, за исключением воздушных промежутков, меньших 5 мм.

Рис. 1. Кривые зависимостей пробивных напряжений для воздуха (а) и трансформаторного масла (б) от длины I искрорых промежутков при различной полярности острия,



Рис. 2. Время запаздывания при пробое ССЦ. Пробои в точках О],

02, Од.

Однако при том же острие и плоскости, но искровом иро.межутке 1 — 6 см величина Е„р транофо-рматорного масла по Панову [Л. 3] от полярности острия практически не зависит при времени воздействия импульсно-то напряжеиия в 40...50 мксек. Но влияние пол-ярности начинает снова оказываться при I = 20 см и выдержках 10 мксек. Это говорит о том, что механизм пробоя трансформаторного масла а какой-то степени определяется длиной вокрового промежутка и временем в-оздействня импульсного напряжения.

Снижение пробивных аначеняй при положительном острие по сравнению с обратной его полярностью было найдено Воробьевым и Приходько [Л, 4] для девяти исследованных ими жидкостей. Однако имеются указания, что при пробоях очищенного и освобожденного от газа трансформаторного масла влияние полярности при ударных напряжениях яезначитеявво [Л. 5]. На основании этого факта можно сделать заключение, что механизм шро-боя чи- СТ01ГО и дегазироваяноно транеформаторното масла при резко неоднородеом электрическом поле отличается от механизма про-боя воз1Духа.

Можно отметить некоторое сходство в отношении снижения величин пробивных капр.яжений трансформаторного масла и воздуха при высоких частотах. По данны-м Вальтера и Инге [Л. 5] пробивное -напряжение тщательно очищенных минеральных масел при частоте 10® гц приблизительно на 30% ниже, чем при переменном напряжении 50 гг;, но для ксилола это снижение составляет только 5%. Д ля воздуха пои таком же диапазоне частот сн-ижение равно около 20%.

При пробоях четыреххлористого углерода СС! (ударное напряжение) Атвудом и Бексби [Л . 6] выяснено, что Е^р снижается с уменьшением крутизны фронта импульса, Одновременно найдено, что время запаздывания пробоя М при этом изменяется очень мало (рис. 2). В среднем М равно примерно нескольким микросекундам. На основании указанных закономерностей авторами сделано заключение о том, что механизм пробоя СС!^ такой же, как и воздуха.

Пр-изнавая -недостаточность опытных данных для таких далеко идущих аналогий, указа-няые авторы вое же считают вероятным, что заиаздыва-ние -пр-о-боя ССЦ определяется временем -роста п-оложительного объемного заряда у анода в виде стриммера. Этот стриммер ступенями доходит до катода и пробой -завершается.

Нужно здесь заметить, что это объясяен-ие деталей механизма пробоя жидкостей на основе предста-влений о газовом разряде не может быть вполне убедительным потому, что взгляды и представления о деталях механизма

кв.

ж

100

О

11-------- <■—

— .

'"2Л

tо 5 10 15 20 мксекРис. 3. Зависимость пробизного-напряжения от длительности прямоугольного импульса,

I — бензин; 2 — вода,

Рис. 4. Зависимость пробивной напряженности электрического поля от длины искрового промежутка. Равномерное поле

и прямоугольный импульс.; — бензин; 2 — п-гексан; 1 — длина искрового

промежутка.

самого газового разряда в настоящее время нельзя считать -окончательно установ-ив-ши-мися.

Как известно, по теории Таундсенда фор-ми ров а-н-ие р-аз- р-яда в газах должно происходить сравнительно медленно. Например, при -равномерном поле, атмосферном давлении и длине иснрового пр-омежутка 10 мм время формирования разряда в -воздухе должно занимать около 18 мсек [Л. 7]. По опытным же данным оказалось, что это -в-рем-я .во мио- го раз меньше [Л. 8]. Такое неооответств-ие, как известно, явилось побудительной причиной для разработки новой теории пробоя газов — стрим-мер-ной, по которой -м-алое время запаздыБа-ни-я формирования про-боя при р о’ > 200 мм рт. ст. X ем о-бъя-онялось действием положитель- -ного -объем-ного заряда и -пр-оце-осами ф-отоио-н-изаци-и [Л. 9]. По-след-ующ-ие о-пыты, одна-ко-, показ-ал-и, что это время сильно зав1И‘0Ит -от величины -перенапряжений на н-окр-ов-ом пр-о-межутке [Л. 10]. Этим была доказана неоостоятель- н-о-сть и стримм-ер-ной теор-ии.

На -ба-зе -представлен-и-й о -росте -п-оложительного объемного заряда И соответствующей деформа-ции поля Атвуд и Бекоби вывели формулу, -овязывающую время задержки п-робоя i / с величинами п-р-обивных напряжений при импульсном Ей м. посто-янном Еп напряжениях:

4 - ( £ « + £„) М = С = § ,

где D — длина искрового промежутка и С — постоянная.

Из анализа опытных данных по пробою -разл-ичных жид-костей -при импульсно-м на-п-ряжении прямоугольной формы в однородном поле Эдв-ардс [Л. 11] тоже пришел к за-ключен-ию, что мехаиизм пробоя жидкостей похож на газовый. Этот автор произ-в-одил пробои при очень -небольших длинах искрового промежутка (несколько сотых долей м-иллиметра). Длительно-сть импульса изменялась от 0,2 до 20 мксек. На -рис, 3 приведены кривые значений -пробнв- -ных -нап-ря-ж-е-нностей, -полученные Эдвардсом для -бен-аина и трижды -перегнанной ди-стилли-рованной воды, -при различных длительностях прямоугольного импульса. И з кривых можно в-идеть, что при экспозициях, меньших 3 мксек, пробив-ные напряжения жидкостей начинают возрастать. Примерно то же самое найдено для гексана, октана, четы- реххлори-стого углерода и этилового спирта. Кроме того, выя-онено, что при увеличении длины искрового промежутка Е„р жид-костей уменьшается (рис. 4). Эту за.аиоимость Эдв-ардс о-бъяоняет -ионизационными -процессами при фор- мя-рован-ии пробоя. Такие же -закономерности -несколько ранее были найдены пр-и пробоях бензина -и этилового спирта [Л. 12].

В двух последних цитированных статьях -имеются между П-РОЧ.ИМ указания на возможность завершения начавшегося пробоя за -время, рав-ное 10“® сек. Та-кое утверждение МОЖНО считать совершенно -необо-снованным Следует поэтому заметить, что» вопрос о продолжительности форм-и- рования и завершения -пробоя не только жидких, но и твердых диэлектри-ков в настоящее время является -не совсем



жения глицерина от температуры при импульсном напряжении и резко неод

нородном электрическом поле.Т — температура.

ясным. Отдеявные авторы приводят неоовпацаюццие данные. Можно найти указания на то, что время, в течение которого должен завершаться пробой, равно 10~“...10“ сж [Л. 8]. Обосновывается это тем, что поскольку повышение пробивных напр-яжений однородных диэлектриков начинается при временах, меньших Ю-5...10-6 сек, то для завершения пробоя нео-бходим примерно такой же промежуток. Имеются также указания на вероятную длительность в 10“ и 10“® сек [Л. 13, 14, 15 и 16]. Часто при обосновании продолжительности развития пробоя в жидких и твердых диэлектриках ссылаются на осциллограммы пробоя воздуха, записанные Роговским и его сотрудниками около четверти века назад [Л. 8]. По этому поводу можно заметить, что для проведения аналогий между длительностью формирования пробоя в -воздухе и диэлектриках другого агрегатного состояния с иной физико-хи-мичеокой -природой пока- нет достаточных оснований.

Черты различия механизма пробоя газов и жидкостей сказываются в зависимости Е^р от материала электродов. Д ля бензина, гексана и ксилола найдено, что при однородном поле пробивное напряжение жидкостей уменьшается от серебряных электродов к железным [Л. 17] в следующей последовательности: серебро (наибольшее Е^ ^ , цинк, золото, алюминий, медь, свинец, желтая медь, сталь (наименьшее Еп,)- По Эдвардсу [Л. 11] наблюдается заметная разница (~18% ) Е„р в бензине и СС1 при электродах из фосфористой бронзы, серебра и стали, но наибольшие Е^р получаются в случае стальных электродов при однородном поле. Это явное противоречие, видимо, можно объяснить различием в величинах искровых промежутков и формах напряжений. Несомненно одно, что зависимость от материала электродов в случае пробоя жидкостей существует. При пробое же воздуха (однородное поле) такой зависимости не обнаружено, за исключением промежутков в сотые доли миллиметра [Л. 18].

Температурная зависимость для некоторых жидкостей сильно отличается от такой же зависимости для газов.

I 80

§ 60

II - 4-0

\

'

то 4о 80 "с т

Рис, 6. Зависимость электрической проницаемости глицерина и

воды от температуры.1 — вода; 2 — глицерин; е — диэлектриче

ский коэффициент; Г — температура.

Например, по данным Воробьева и Приходько [Л. 4,19] глицерина в неоднородном поле (положительное и отрицательное острие) при повышении температуры изменяется по кривой на рис. 5, а температурная зависимость электрической проницаемости этого вещества — по кривой на рис. 6. Для сравнения на этом же рисунке приведена такая же кривая и для воды. Можно видеть, что а при 35 . . . 40° С имеет максимум. И з сопоставления данных рис. 5 и 6 можно заключить, что глицерина зависит от а. При уменьшении последней — увеличивается. Такая же зависимость получилась и для воды (рис. 6 и 7) с той лишь разницей, что возрастание Е^р происходит только до температуры 60. . . 70°С.

Известно, что по теории Таундсенда, которая в настоящее время считается справедливой для р8<(200 мм рт. ct.Xc-w, в выражении тока, как функции от ионизационных коэффициентов и длины искрового промежутка, входит значение начального тока Iq:

(g-p),(--P)^

При р и f = О -формула для нарастания лавияы упростится; Казалось бы, что если механизм пробоя газов и жидкостей одииаков, то -начальная проводимость последних должна- в значительной степени .влиять на вел-ичину пробивного напряжения. Однако при опытах с очищенным и неочищенным -ксилолом значительной разницы в величинах пробивных вапряжений не обнаружено, несмотря на то, что проводимости жидкостей очень сильно

Рис. 7. Зависимость пробивного напряжения воды от температуры при импульсном напряжении и резко неоднородном электрическом

поле.

отличались одна от другой [Л. 20]. То же получено и п-ри опытах с -пробоем воды и -некоторых вод-ных раство-рш [Л. 21]. При импульсном напряжении исследовалась дистиллиров-а-н- ная вода с уделшой проводим-остью 1,43-10“ ож-‘ сж-> и водный раствор N-H4OH с удельной проводимостью, примеряо в 7 раз большей. Величины пробивных напряжений промежутка 0,4 мм получились следующими: при пробое дистиллировинвой воды 1'8 кв, а раствора N H 4OH — 25 кв. Следовательно, и в этом случае пробивное напряжение оказалось -выше у -раствора, -несмотря на то, что проводимость его в несколько раз больше, чем у чистой воды. Из этого -ясно, что механизм пробоя жидкостей и газов, по крайней м-ере в некоторых -случаях, неодинаков.

Та-ни-м образ-о,м, при сравнении закономер-ностей пробоя жидких и газообразных диэлектр-иков можно найти черты сходства и р.азличи-я. Все это говорит об отсутствии единого механизма пробоя жидкостей. Материал электродов, длина искрового промежутка, -форма напряжения, геометрия Электр,ического поля и некоторые другие факторы, видимо, в той -или иной степени определяют -механизм разряда. Поэтому в отдельных случаях ра-зряд получается похожим н-а газовый. Другие опытные данные, как можно было ввдеть, дают -о-онова-ние для пря-м-о противопо-лож-ных утв-ер-жде-ний. Имеются -оонова-н-ия -считать, что при ф-ормя- роваиии пробоя вз-олнрую-щих ж-идк-остей бо-ль-шую -р-оль игр-ает захват электронов молекулами веществ-а. Есл-и это форми-р-ование ра-сс-матривать с позиций теории Таун-д- се-нда, то -при зах-вате электронов -молекулами жиц-кости в выражение для лав-нны нужно ввести поправку, поскольку иптенсив-ность ионизации с увел-ичением -вероятности захвата С будет уменьшаться, -но при этом будет существовать некоторая вероятность освобождени-я захваченных



электронов г вследствие тепловых -колебаний [Л. 22]. Поэтому на-растание лавин должно происходить по закону:

п ~ щехр

X

j ( a - с-У r ) dx

Кроме этой поправки на захват электронов общепризнанными являются потери энергии движущимися электронами на возбуждение колебаний соседних молекул или атомов жидких и твердых диэлектриков.

В газах энергия движущихся в электрическом поле электронов тратится главным образом на -возбуждение атомов и молекул, на диссоциацию молекул и на удары второго рода. Этот механизм потерь предохраняет газы от легкого пробоя. В жидкостях такие потери также имеют

Рис. 8. Потери энергии движущимися в электрическом поле электронами при взаимодействии с молекулами веще

ства.mv

Е — напряженность приложенного поля; А — энергия электронов ■

место, но затрата энергии про-исходит в гораздо большей степени на возбуждение колебаний электронов молекул и атомов [Л. 23]. В настоящее -время считают, что при столкновениях медленных электронов с молекулами не происходит пе-редачи -квантов энергии механическим путем, а осуществляется через электрическое взаимодействие. Благодаря этому изменяются силы «вяз-и атомоз молекул. Равновесное состоя-ние их нарушается и возникают коле- ба-ния [Л. 24].

Нетрудно сообразить, что должна существовать максимальная нап-ряжен-н-ость приложенного поля, при которой будет происходить наибольшая потеря энергии электронов, поскольку медленные электроны имеют недостаточную энергию, -чтобы возбудить вибрацию, а быстрые взаимодействуют с молекула-ми в течение небольшого промежутка -времени, и тяжелые молекулы не успеют сдви- н>ться с -места (-рис. 8).

Электроны, освобожденные п-ри ударной ионизации, входят в зону проводи мости с низкой энергией. Затем, двигаясь в электр-И'ческом п-оле, они приобретают энергию, достаточную для ударной ионизации. Приложенное электрическое поле компенсирует потери энергии электронов, а пробой -наступает в том случае, -если в среднем электроны от поля получают больше э-нерги-и, чем теряют ее на возбужден-ие колебаний и по другим статьям -расхода. Изложенная концепция в настоящее вре.мя считается наиболее правильной, но правильность ее дчжазана только в случае п-робоя щелочно-галоидных кристаллов.

Й з изложе-нных выше современных взглядов на явление пробоя ж-идких диэлектриков мож-но было прийти к то.му заключению, что в период фор .миров ани я пробоя происходит как бы превращение части энергии приложенного электри-ческого поля в тепловую энер-гвю через возбужден-ие колебаний и -в- луч-истую через возмущения электронов молекул и атомов д-иэлектри-ка. Эти процессы могут представлять научный и практический интерес с точки зрения пробоя диэлектриков, при импульсах с огран-иченной мощностью. Если во время фор миров а н-и я пробоя происходит превращеи'ие э.тектрической энергии приложенного поля И если запас этой энергц-й ограничен, то п-редпроби-в-н-ой

расход ее поведет -к деформаци-и формы импульса -и пробивное нап-ряжение может возрасти. Относительно затраты энергии для подготовки п-робоя -можно найти- некоторые указания ® технической л-итературе [Л. 25].

С практической точки з-рения вопросы пробоя импульсами с сильно ограниченной мощ-ностью важны при защите электрических маши-н, аппаратов и взрывоопасных п-омеще- ний от индукт-ированных перенапряжений при разрядах мол-н-ии. К сожалению, по данному вопросу нет сведений в литературе.

Таким образом, сопоставления -и срав-нения различных опытных данных по пробою жидких ди-электрнк-ав дают о-сн-оваиие для утвержден-ия, что -механизм пробоя жидкостей только в некоторых частных случаях похож на газо- 'вый. Вообще же -он, в-идимо, в значительной степени определяется физико-хи-м-ической природой вещества и некото- ры-М'И в-ыеш-внми фактора-м;и, та-ким-и, как форма-и материал электродов, форма -приложенного напряжения и -некоторыми д-руш-ми. Из этого -сл-ед-ует, что е-дин-о-го меха-ни-зма про-боя ж-идк-их д-иэл-е-ктр-ико-в не -оуще-ств-ует -и по-это-му вряд ли возможно создание такой теории пробо.я, которая была- бы спра-ведли-ва для жи-дких диэлектриков .вообще, вне зав-исимости от их физико-химической природы.


1. Ф. Ф. В о л ь к е н ш т е й н , Пробой жидких диэлек триков, Гостехиздат, 1934.

2. В. С. К о м е л ь к о в . Доклады АН СССР, т. 47,№ 4, стр. 269, 1945.

3. Л . И . С и р о т и н с к и й . Техника высоких напряжений, Госэнергоиздат, 1940.

4. А. А. В о р о б ь е в, Н. А. П р и х о д ь к о . ТрудыС Ф ТИ , т. 4, вып. 3, стр. 112, 1936.

5. А. Ф. В а л ь т е р, Л . Д . И н г е . Ж ТФ , № 7 — 8,стр. 812, 1932, № 6, 840 стр., 1933.

6. S . S. А 11 W о о d, W . Н. B u x b y . Jour. F r. Inst,март, стр. 259, 1943.

7. L . F i s h e r . E l. Eng., № 7, стр. 613, 1950.8. С. M. Б p a г и H , A. Ф. В a л ь т e p, H . H. С е м е

нов. Пробой диэлектриков, Г И З , стр. 257, 1929.9. А. Н. К а п ц о в . Электрические явления в газах и

вакууме. О ГИЗ, стр. 419, 1947.10. L . F i s h e r , В. B e de г s on . Phys. Rev. т. 81, № 1,

1951.11. W . D. E d w a r d s . Canad. Jour. Phys., N» 4, стр. 310,

1951.12. К . A. M a с f a g у e n, W . D . Edwards. Nature, т. 163,

стр. 171, 1949.13. A. H ip pe l . Trans. Farad. Soc., т. 42, A, стр. 78,

1946.14. A. Ф. В a Л ь T e p. Пробой твердых диэлектриков,

Г Т Т И , 1933.15. Н. F r o h l i c h . Proc. Roy. Soc., т. 160, стр. 230,

1937.16. В . A. Ж д а н о в . Труды СФТИ, т. 6, вып. 2,

стр. 135, 1942.17. J. S o r g e . Arch. f. E l , № 13, стр. 189, 1924.18. И . С. С т e к о л ь н и к о в. Изд. АН СССР, № 7,

стр. 985, 1950.19. Н. А. П р и х о д ь к о . Труды С Ф ТИ , т. 6, N2 2.

1942.20. А. Н и к у р а д 3 е. Жидкие диэлектрики, О Н ТИ

Н К ТП , 1936.2 1 . T o r i j a m a , S h l k a h a r a . Phys. Rev., т. 81,

стр. 680, 1937.22. А. Н i р р е 1. G. L е е. Phys. Rev., т. 59, стр. 824,

1941.23. D. H u r d . G ER, т . 26, декабрь, 1948.24. А. Н i р р е 1. Jour. Арр. Phys. стр. 815, декабрь, 1937.25. С. D . O w e n s . Be ll. Lab. Rec., № 1, 1941.

Кандидат техн. наук, //, Е . Б А Л Ы ГН Н


Хроника

в Академии наук Союза ССРНа объявленные в июле и сентябре 1953 г. вакансии

действительных членов и членов-корреспандентов Академии наук СССР научными учреждениями, предприятиями, общественными оргаеизациями, группами научных работников и отдатьными лицами были выдвинуты 141 кандидат в академики и 644 кандидата в члеяы-корреспанден- ты А Н СССР.

23 октября 1953 г Общее собрание Академии наук СССР избрало в результате тайного голосования в Академию наук СССР 51 академика и утвердило избранных Отделениями АН СССР 148 членов-,корреспондентов Академии наук СССР.

В числе избранных академиков: по специальности «электротехника» — М. П. Костенко, по специальности «электроника, автоматика и телемеханика» — С. А. Век- шинский, по специальности «радиотехника» — В. А. Ко

тельников, А. Н. Щукин, по специальности «счетныеустройства» — С. А. Лебедев, по специальности «гидротехника» — С. Я- Жук.

В числе избранных членов-корреспондентов: по специальности «электротехника» — Л. Р. Нейман, В. И. Попков, по специальности «электромашиностроение» —-А. Е. Алексеев, А. Н. Ларионов, по специальности «электросварка» — Н. Н. Рыкалин, К- К- Хренов, по специальности «радиотехника, электроника, автоматика и телемеханика» — Н. Д. Девятков, Д. В. Зернов, Ю. Б. Кобзарев, Б. Н. Петров, В. И. Сифоров, П. В. Тимофеев, В. В. Тихомиров, В. А. Трапезников, по специальности «счетныеустройства» - - П. С. Новиков.

От имени президиума Академии паук СССР акад.А. Н. Несмеянов приветствовал новое пополнение Академии и пожелал ему успехов на поприще науки.

Профессор В. В . Мешковк 50-летию со дня рождения

и 25-летию научно-педагогической деятельности

Владимир Васильевич Мешков родился в Москве.

В 1925 г. он окончил Московский элекъротехцикум. Проявленные В. В.Мешковым способности и склонность к педагогической работе обрат1ИЛ|И на себя ШИ,мание, и он был оставлен в техникуме преподавателем с одно- В1ременным направлением для продолжения образования в Институт народного хозяйства им. Плеха,нова.

В 1928 г. В. В. Мешков приступил к работе в Научпо-исследова- тельоком инспитуте охраны труда.Организованная им в Институте Светотехническая лаборатория заняла видное место среди научных светотехнических организаций. В тематике лаборатории удачно сочетались высокий научный уровень и практическая ценность результатов. Главной областью научного творчества В. В. Мешкова является проблема качества освещения. В этих исследованиях вопросы техники освещения тесно связаны ,с 1М1П01ГИ1МИ вопросами физиологи,че,С1К'0й 01пти1ки. Работы В. В. Ме,ш1К01ва ,по'Служ,ил1И основой для ооадапия при,н- щипиалшо новых методов ра,счета осветительных ycTaHOBOiK и новых путей их проекгирования.

Наряду с научной и ия,ж0нар|Ной .работой в области практической оветотехвики В. В. Мешков большую часть своей деятельности ,посвятил высшей школе. В МЭИ им. Молотова он начал работать доцентом в 1934 г. С этого времени его деятельность неразрывно связана с развитием этого института. С 1938 по 1947 г. я с 1952 г. по настоящ,ее время В. В. Мешков — декан факультета электровакуумной техники и специального приборостроения.

В качестве декана и заместителя директора по научной работе МЭИ (1947— 1951) Владимир Васильевич

оказал большое влияние иа развитие научной работы института и на широкое участие в ней всего профессорско-преподавательского состава. Большую роль играл здесь и личный пример — на кафедре светотехники и прожекторостроения, руководимойВ. В. Мешковым, ведется большая научная работа.

В 1947 году ,вы,шел ,ка,витальный т р у д В. В. .Мешкова «Осветительные установки», в котором получжти отражение оригинальные и с с л е д о в а !Н и я а в т о р а .

Владимир Васильевич находится в рядах передовых ученых, чутко относится ко всем сторонам политической и общественной жизни, связан- ньш с советской наукой, с советской высшей школой. На протяжении многих лет он был членом Светотехнической комиссии АН СССР, активно участвовал в деятельности ко.миссии содействия крупным гидротехническим стройкам ,и ,пр.

В 1952 г. В. В, Мешков вступил в ряды КПСС. Сохраняя живую связь со своими учениками и после

о,кончан1ия ими высшей школы, В. В. Мешков уделяет большое внимание подготовке молодых ученых.

В. В. Мешков пользуется заслуженным а,вторитетом и .уважением ореди большого связанного с ним студенческого и профессорско-преподавательского коллектива.

Деятельно,сть В. В. Меш!Кова как ученого и инженера получ,ила высокую оценку. Он награжден Орденом Тр.удо- вого Крас'ного Энамени и медалями.

М . Г . ЧИЛИКИН, в. А. КИРИЛЛИН, к. м . ПОЛИВАНОВ, в. А. ФАБРИКАНТ, Р. А. НИЛЕНДЕР, И. Л. КАГАНОВ,

А. П. ИВАНОВ, Г. М. ЖДАНОВ

О О <>


БиблиографияВ . А. И ЗЪ Ю Р О В , Т Я Г О В Ы Е Р А С Ч Е ТЫ ГО РО Д С КО ГО Э Л Е К ТР О ТР А Н С П О Р ТА

232 стр., ц. 7 руб. 50 коп. Изд. М КХ РС Ф С Р, 1952.

Эта книга является первым современным систематизированным пособием по тяговым расчетам для г о р о д с к о г о электротранспорта. Книги В. А. Шевалина «Тяго вые расчеты электрических железных дорог и трамваев» и А. Б. Лебедева «Основы электрической тяги» были изданы еще в 1931 и 1937 -гг. -и в -них отсутствуют специфи- че-окяе ра-счеты по горо-дскому электрическому транспорту. Сказанное в равной -мере относится и к разделам по тяговым расчетам электрической тятя, содержащимся в книгах В . Е . Р-озевфельда, Ю. Е . Ры-в-ки-на, И. А. Лак- штовокого «Электрическая тяга п-оездо-в», изд. 194-0 г. иВ. Е . Розенф-елвда, Н. Н. Сидорова, С. Е. Кузина «Электрические железные дороги» изд. 1951 г., в которых вопросы ра-сч-етов электротранспорта ра-осматриваются главным образом применительно к магистральным и приго- Р'рдным электрическим железным дорогам.

Книга В. А. Изъюрова посвящена основа-м теория и метод-оло-пии тяговых ра-счетов -опепиалвно для гор-о-д- акого электр-И'че-окого транспорта. По замыслу автора книга рассчитана на ши-р-о-кий круг сп-е-циалистов производств енник-ов и pai6-0THiHK-0B про-ектных организаций, имеющих д-ел-о с 1Город’С1КИ1М электротраяшортом. Книга состоит и-з преди-сЯ'Овия, введения, десяти гл-ав и -перечня Л1итературы.

Во введения раскрывается сущность тяговых расчетов, освещается р-оль русских ученых в ооздаши тяговой механ-июи, -даются рекомендации для -уто-ч-нения расчетов, с-одержа-щие, в частности, основные тех1ничвски-е параметры разяич-ных типов подвижного -состава город-ского электро- тра-н-сп'О-рта.

Глава -первая содержит характеристики электродвигателей, электр-омехани-ч-еские характер-истики на валу якоря и ободе сцепных колес > (с приведением основных параметр-о-в различных типов тяговых двигателей), зависим-о- сти электромеханических характеристик дв1игателей -от условий их ра-боты, анализ характеристических кривых тягового электродвигателя, универсальные характеристики тяговых двигателей, а та-кже тяговую характеристику тр ан-спортн-ой едя-ян'цы.

Во второй главе ра-ссм-атр-иваются силы, действ-ующие на подвяж-ной -состав, и коэффициенты сцепления рельсового -и безрельсового электротранш-орта.

В третьей главе рассматриваются в-апр-осы, связанные с сопр-отивлением дв-ижен-ию городск-ого зл0ктр1аподинж1но(го состава, в том числе: кла-осификация сопротивления движению, основ-но-е удельное сопротивление движению на рельсовом городском транспорте, основ-н-ое удельное сопротивление движению на безрельсово-м городском тра-н-с- порте, ко-ррективы .к определению величины ошовиого оо- протав-ления дв1ижен1ию, а также доп-ол-нительны-е -со-про- тивления движению.

Глава четвертая -посвящена в-опроса-м торможения: различньрм способам торможения, торможению трамвайных вагонов тормозными колодками и накладками, тормозной системе троллейбусов, эл-акт-рич-еск-о-му торм-оже- н-ию, ЭЛе-ктр'Омагнитным рельсовым тормозам.

Глава пятая рассматривает уравнение движения и его интегрирование, вопросы, по-свяще-нные профилю пути, выводу уравнения движ-емия, интегряро-ванию ура-в-нения движения методом конечных приращений, прафи-ческому методу интегрирования у-равне-ния движения транспортной един1И-цы, учету -влияния -падения напряжения в контактном проводе на скорость движения, интегрированию уравнения дв-ижения транспортной единицы при помощи расчетного прибора.

В главе шестой рассматриваются тормозные задачи, их лрафиче-ское и приближенное решения.

Глава -седьмая по-свя-щ-ена определению .расхода элек- троэ-нергии и рассматривает аналитический метод, пра-фи- ческое построение кривой расхода тока и энергии, вя-ия- ние падения напряжения на расход энер-ги-и.

Глава восьмая -рассматривает вопросы -вы-бора мощности и расчета -нагрева тягового двигателя: выбор мощности, основные формулы для расчета перегрева тягового

' Термин „сцепные колеса” следовало бы заменить термином .ведущие колеса”.

эле-ктродвигателя, метод расчета по тепловым характеристикам двигателя, определение перегрева двигателя по методу Д. К- М-инова, по-строени-е крив-ой тем-пературы тягового двигателя, пример комплексн-ого расчета скорости, времени, пройденного пути, расхода эле-ктроэнергии и нагрева тягового двигателя.

Содержание главы девятой охватывает ряд вопро-сов, связанных с методом нахождения оптимальной скорости движения я установления зависимо-сти расхода энергии от ок-орости, -в ча-стн-о-сти уточнение понятия о -скоростях движ-ен-ия, зависимость эк-сплуата-ционных расходов и ра-с- х-ода электроэнергии от -скоро-сти, -метод нахождения оптимальной эксплуатацио-н-ной скорости движения.

Глава десятая посвящена п-риближен-н-ому спооо-бу тяговых расчетов по принципу подобия.

К до'стоинствам книги следует отнести целеустремленность и п-ослед-о-вательн-о-сть изложения. Автор в каждой главе -разбирает не только вопросы теории, но и конкретные данные, базирующиеся на опыте энсплуата-ции действующего -подвижного состава, и в большинстве -случае иллю-стрирует изложение проверенными показателями и расчетными -примерами.

Тщательно произведен в книге подбор весовых показателей и .габаритных размеров основных типов подвижного соста-ва городского электротранспорта, основных технических данных и характеристик тяговых двигателей. Существенный интерес цред-ставляют приводимые для расчетов исходные данные по коэффициенту сц-епления для рельсового и безрельсового транапорта, для различного со-стоя-ния рельсов и различных типов до-рожных покрытий. Ра-оамотрение величины -сопр-отивлення движению по- движ-н-ого состава сопровождается св-одными результатами экспериментальных иоследований. Большое удобство для практических расчетов представляет сводка формуя для аналитического ириближ-ен-ного определения величины сопротивления движению для различных ти-п-ов под-виж-ного состава трамвая. Полез-ны данные по удельному соп-ро- тивл-ению качения различных тип-о-в шин безрельсов-ого электротранспорта на различных дорожных покрытиях.

Выведение коэффициента трения тормозных колодок базируется на экспериментальных, весьма полезных для расчетов, данных. Приведенные в кииге соо-бражения о п-р'отяженносги тор-мозных путей при экстренном торможении гр-атл-ейбу-сов нужны не только проектировщикам; -они могут -быть использованы и для технического анализа аварийных -случаев. Существенное значение для расчетчиков -имеют коэ-ф-фи-циенты инерции вращающихся масс, приведенные автор-о-м для различных типов подвижного состава. В-ключение в книгу расчетных таблиц времени торможения в зави-оимо-сти -от -величины замедления и д-р. поз1В'ОЛяет значительно ускорить процесс расчетов.

Существенный интерес представляет раздел, посвященный интегрир-ова-нию уравнения движения транспортной единицы оря noiM-ощи расчетного прибора но методу Г. А. Лучая. Крайне важным является помещение в -книге главы по 01пред-еяению уделшо-го ра-схода электроэнергии, -где автор удачно показал опособы -определения удельного расхода электр-оэнергии для -различных типов по- движ-ного -состава и дал анализ влияния различных факторов -на веянчииу этого ра-схода. Уточнению тяговых расчетов ш-о-собствуют сводные данные удельного расх-од-а эяек- троэнергаи для собственных иуж-д -п-одв'Ижного оостав-а. И'спользованный автором -метод к-омплек-ся-оло ра-с-чета в табличной форме вносит четкость в расчеты и делает их удобю-обозревшемыми, что крайне в-ажно при в-едении тяговых расчетов для различных вариантов и условий двяж-еняя.

0 -бил1ие в рецензнруе-м-ой книге фактических исходных параметров делает ее также полез1НЫ1М справочным посо- б'Ием.

Рецензируемая книга не свободна от недостатков. Прежде в-сего следует отметить, что название книги не вполне соответствует ее содержанию. Исходя из названия книги, читатель -Binpase был бы ожидать рассмотрения методов ра-с-чета и исходных данных для всех видов элек



трического городского транспорта, включая метрополитен. Однако в рецензируемой книге автор ограничился лишь ра-осмотрением расчетов, связанных с трамваем, тр'Оллейбусом и ча-стично электромобилями.

В части компоновки материала следует считать неудачным помбш,ение во введении «некоторых рекомендаций по уточнению тяго вы х расчетов», снабженных основными параметрами наиболее распространенных в СССР типов подвиж ного со-става городского наземного электротранспорта. Этому крайне важ иом у вопросу долж на была быть пО'Священа самостоятельная глава, которая должна была бы занять место первой главы , дальше следовало сох|рая1Ить гла вы вторую и третью, после чего в четвертой главе рассмотреть характеристики электродвигателя (б. первая гла ва ), затем в пятой главе следовало рассмотреть вопросы торможения (б. четвертая гла ве ), объединив их с рассмотрением тормозных задач (б. шестая гла ва ). В шестой главе следовало рассмотреть вопросы уравнения движ ения и его интегрироваеия (-6. пятая гл а ва) . В седьмой главе можно было- рассмотреть особенности тяго вы х расчетов д ля электромобильного транспорта. В в'осьмой главе след-овало дать -опр-еделение расхода энергии (б. седьмая гла ва ), а затем в девятой главе рассмотреть выбор мощности и р-а-счет тягов-ого двигателя (б. восьмая гла ва ), после чего в де-сято-й главе поместить метод нахожд-ания о-птимальной скорости движ ения и установления зависим-ости расхода энерпи-и от скорости (б. девятая гла ва ). В качестве главы одиннадцатой -следовало дать приближенный спосо-б тяго вы х расчетов по принципу подобия (б. гла ва десятая). В завершающей двенадцатой, новой, главе -следовало р-ассмотр-еть методы координации тяго вы х расчетов при комплек-снам проектировании различны х видов городского транспорта, что ори- обретает существенное значение д ля вновь создаваемых городов.

При рассмотрении отдельных глав книги по их содержанию следует отметить ряд неточностей. В табл. 1 (;стр. 8) в качестве двигателя, применяемого на ва-гонах РВЗ-5'0, указывается тяговый двигатель ДК-йЗЗ-Б, тогда как эти вагоны -оборудуются тяговыми дв-игателя-ми ДК-256А и ДК-256Б. В этой же таблице сов-ершенао не нашли отражения трамв-айные вагоны типа змейка (-например, весьма оригинальная к-онсгрумция РТ-47), обладающие сравнительно малыми весовыми по-казателями -на одно предоставленн-ое пассажи-роместо. При рассмотрении в конце та-блицы параметров электромобилей приводятся данные -опытных электромобилей НА М И, тогда как уместно было привести всиесто них параметры первых серийных электромобилей ЛА З-Н А М И . Для удоб-ства пользования табл. 1 в нее след-овал-о включить и часовые мощ- -ности прив-ед-енных в ней тяговых двигателей, а также привести отн-асительные характеристики весов, пр-иходя- щихся на одно место для оидения и на одно пред-о-став- леняое па-осажироместо, и дать на этот же измеритель отнооительную энерго-во-оруженность вагона. Следует признать неудачным в названной таблице указание в качестве «-нормы» наполнения подвижного состава трамвая и троллейбу-са на данные, заимствованные из эксплуатационной практики. Автору следовало бы -подойти критически к оценке этих данных и дать их в с-опо-ставимых величинах.

В та-бл. 2 (стр. 13— 15) недостает сведений о габаритах тяговых двигателей, крайне -необходимых пр-ое-кт-и- ровщикам, в особенности при -создании -новых типов подвижного состава.

-В книге содержатся осылюи на устаревшие -нормативные документы. Так, например, яа срр. 16, 19 и 176 авто1р ссылается на ГО С Т 2582-44, тогда как он заменен ГО С Т 2582-50.

Рассматривая на стр. 18 характеристики тяговых дви- -гателей, автор о-бх-о-дит молчанием х-арактери-стики современных троллейбусных тяговых двигателей ДК-202Б я быстрох'одяого тр-амвайного двигателя ДК-256А.

В книге содержится ряд неверных утверждений. Например, на стр. 20 автор утверждает, что -к. п. д. тран-с- -мнссии не зависит от нагрузки и скорости, тогда как ис- -сл-едованиямя Н И И Г Т еще в 1938 г. -была установлена такая з-ависимость.

На стр. 59 автор указывает на то, что почти все двух

осные моторные вагоны о-борудуются осевыми или -буксовыми воздушными комареосорами. Вагоны такого типа устарели, -и новых вагон-ов с осевыми компрессорами не -строят.

В табл. 11 (стр. 60— 61) и в табл. 12 (стр. 63— 64) автор приводит эк-сп-ериментаявные данные п-о испыта-ни- ям двухосных трам-вайных вагонов с нагрузкой и без ,нагрузки на сопротивление движению на горизонтальном уча-стке, относящиеся к измерениям, произведенным в 1923— 1924 гг. Приведенные данные должны были быть заменены данными-для вагонов последних о-бразцов-с включением сюда и четырех-осных ва-гонов. Сказанное в равной Meipe отн-о-сится и к табл. 13 (стр. 64), ориентирующейся на устарелые типы трамвайных ваг01Н0в ленинградского трамвая. В -оооттв-етсгвии с этим должны -быть дополнены и обновлены сводные данные формул табл. 14 на стр. 66.

На стр. 67 автор, говоря об удельном -сопротивлении движ-ению, .ссылается на классиче-омий труд Е . А. Чуда- кова «Теория автомобиля», изд. 19-42 г., тогда как известно, -что имеется более позднее и-здание книги того же автора и наиме-н-ова-ния (изд. 1952 г.). Здесь уме-стно было бы такж-е -привести да-нные удельн-о-го сопро-тивл-ения движению троллейбусов -на различных типах дорожных покрытий, приведенные, например, в книге И. С. Ефремов-а «Троллейбусы», ч. I,. изд. М КХ РСФ-СР, 1952 г.

-При 'рассмотрении на стр. 131 интегрир-ова-ния уравнения движения транспо|ртной единицы при помощи расчетного прибора не следовало ограничиваться -описая-иам одной только к-онструк-ции Г . А. Лучая, а следовало также привести -описание механического интегратора системы А. В. Поросятник'Ова, про-стого и надежного в обращении.

При нэл-ожении важного раздела—^апределения удель- Н'ого расхода электроэнергии— на стр. 162 в табл. 30 приводятся даняы-е по удельному расходу энергии для собственных нужд различных типов подвижного состава. Аналогичные данные уместно было бы привести и для о-сн'овно-го расхода электроэн-ергия на движение для различных типов подвяжн-ого со'став-а.

Следует отметить, что ои-мволические обозначения, принятые в схемах, большей частью нестандартны и устарели.

-В перечне литературы, приведенно-м в конце книги, не -содержатся такие труды, как А. Б. Лебедева «О-сновы электрической т-я-ги», А. Б. Лебедева «Ра-очет элементов эя-ектриче-оких железных д-орог», В . Е . Розенфельда «Расчет тяговых -сетей», В. Е . Розенфельда, Н. Н. Оидорова и С. Е . Кузина «Электрические железные дороги», И. С. Ефремова «Троллейбусы», ч. 1 и I I , и ссылки на некоторые др'угие книги, в которых имеются ценные методы -и данные для тяговых расчетов электрического транспорта. В перечне литературы не нашли отражения такие важные руководящие указания, как Правила техническ-ой э-к-шлуа- тации трамвая и Правила технической эксплуатации грол- л-ейбу-сов.

При повторном издания книги, которое является же- лате-льным, шедует -рекомендовать, помимо устранения отмеченных в рецензии нед-остатк-ов, дополнить книгу сведе- нияМ'И по расчету -ск-оростного рельсового электр-ического транспорта на о-бособлееном полотне и материалами по метрополитену. В новом издании книги на-дле-жащ-ее b i h h -

маиие должно быть уделено тяговым расчетам городского электр'отраноп'орта с автоматической системой управления.

iB настоящем издании автор совершенно напрасно не пользуется расчетными ном-огр-а.ммами; ими обязательно должно быть дополнено следующее издание.

В соответствующих разделах необходимо к-ор-отк-о осветить методику экспер-имента-льного получения исходных расчетных данных, а также дать представление о задачах и методах экспериментальной проверки тяговых расчетов гор-од-ск-ого электротранспорта.

Следует также выразить пожелание, чтобы в случае переиздания книги читателю были даны -сведения об о-оо- бенностях тяговых расчетов электрическ-аго транспорта с электрохим'Ическнм и пироско-пическ-им аккумулированием энергии, а также основные сведения -о высокочастотном транспорте.

Кандадат техн. наук Ю. М. ГА Л О Н ЕН



Новые книги по электричеству, электротехнике и электроэнергетике

(издания 1953 г.)

А Л Е К С Е Е Н К О М. Ф. и Л И В Ш И Ц Л . С. И Н Д У К Ц И О Н Н Ы Й Н А Г Р Е В П Р И ТЕ Р М О О Б Р А Б О ТК Е С ТА Л И . 191 стр., ц. 9 р. 25 к. Оборонгиз.

Б Ы Х О В С К И Й Я . Л . Т Е Л Е Ф О Н Н А Я С В Я З Ь ПО ПРО ВО Д А М Л И Н И Й ВЫ С О КО ГО Н А П Р Я Ж Е Н И Я . 63 стр., ц. 1 р. 85 к. Госэнергоиздат.

В О З Н Е С ЕН С К А Я 3 . С. Э Л Е К Т Р И Ч Е С К И Е Л А М П Ы Н А К А Л И В А Н И Я . Учебник для техникумов. 144 стр., ц. 4 р. Госэнергоиздат.

В Ы Н У Ж Д Е Н Н Ы Е К О Л Е Б А Н И Я Р Е Ж И М А Д В И Г А Т Е Л Я . Статьи Г . Г . К А Л Ш и П . А. П О Л ЯК О ВА . 32 стр., ц.. 90 коп. Машгиз.

Г Е Й З Е Н Б Е Р Г В. Т Е О Р И Я А ТО М Н О ГО ЯД РА . Пер. с нем. Б, В . М Е Д В Е Д Е В А . 156 стр., ц. 8 р. 90 к. Изд. иностр. лит.

* Г Р У З О В Л . Н. М Е ТО Д Ы М А ТЕ М А ТИ Ч ЕС К О ГО ИС С Л ЕД О В А Н И Я Э Л Е К ТР И Ч Е С К И Х М А Ш И Н . 264 стр., ц. 10 р. 25 к. Госэнергоиздат.

* Ж Д А Н О В Г. М. Т Е Л Е И З М Е Р Е Н И Е , ч. 2. С И Н Х РО Н Н О -С Л Е- Д Я Щ И Е И И М П У Л Ь С Н Ы Е С И С ТЕМ Ы . 415 стр., ц. И р. 5 к. Г осэнергоиздат.

И В А Х Н Е Н К О А. Г . А В ТО М А ТИ Ч Е С К О Е Р Е Г У Л И Р О В А Н И Е С КО РО С ТИ А С И Н Х Р О Н Н Ы Х Д В И Г А Т Е Л Е Й Н Е Б О Л Ь Ш О Й М О Щ Н О С ТИ . 228 стр., ц. 15 р. 75 к. Академиздат УССР.

* К А П Ц О В Н . А. Э Л Е К ТР О Н И К А . Учебное пособие для университетов. 468 стр., ц. 10 р. 35 к. Гостехиздат.

* Л И С ТО В П . Н . П Р И М Е Н Е Н И Е Э Л Е К ТР И Ч Е С К О Й Э Н Е Р Г И И В С ЕЛ ЬС КО М Х О З Я Й С ТВ Е . 560 стр., ц, 10 р. 35 к. Сельхозгиз.

М А Л И Н И Н Р. М. У С И Л И Т Е Л И Н И З К О Й Ч А С ТО ТЫ . 152 стр., ц. 3 р. 45 к. Госэнергоиздат.

* Звездочкой отмечены книги, по которым предполагается помещение рецензий.

М Е Е Р О В И Ч Л . А. и З Е Л И Ч Е Н К О Л . Г . И М П У Л Ь С Н А Я Т Е Х Н И К А . 831 стр., ц. 25 р. 20 к. Изд. «Сов. радио».

Н И К О Л А Е В С. А. РУ К О В О Д С ТВ О К Л А Б О Р А ТО Р Н Ы М РА БО ТА М ПО Э Л Е К ТР И Ч Е С К И М М А Ш И Н А М . 191 стр., ц. 4 р. 85 к. Г осэнергоиздат.

С А В Е Л Ь Е В В . М. Э Л Е К Т Р И Ч Е С К И Е М А Ш И Н Ы . 260 стр., ц. 12 р. Связьиздат.

САЗО НО В Н . А. РУ К О В О Д С ТВ О Д Л Я С ЕЛ ЬС КО ГО Э Л Е К ТР О М О Н ТЕР А . 2-е перераб. изд., 415 стр., ц. 8 р. Сельхозгиз.

С М И РН О В В. И . КУ Р С В Ы С Ш Е Й М А ТЕ М А ТИ К И , т. 4, изд. 3-е, 676 стр., ц. 17 р. 50 к. Гостехиздат.

С М И РН О В В. И . КУ Р С В Ы С Ш Е Й М А ТЕ М А ТИ К И , т. 4, изд. 3-е, 804 стр., ц. 19 р. 90 к. Гостехиздат.

С П Р А В О Ч Н И К Э Л Е К ТР О М О Н ТЕ Р А . Под общ. ред. А. Д . С М И РНО ВА и П. Ф. С О Л О ВЬЕВА . Вып. 6. М ЕХ А Н И З.М Ы И П Р И С П О С О Б Л Е Н И Я Д Л Я Э Л Е К ТР О М О Н ТА Ж Н Ы Х РА БО Т. М. А. К ЕМ М Е- Р И Х , к . д . КО Ф М АН, Е . А. П Р О Щ И Н , П . Ф . С О Л О В ЬЕВ . 488 стр.. ц. 9 р. 55 к. Госэнергоиздат.

ТО Л С ТО В Ю. Г . К О Н Т А К Т Н Ы Е П Р Е О Б Р А З О В А ТЕ Л И . 132 стр., ц. 4 р. 75 к, Академиздат.

У О Р С И Н Г А. и Г Е Ф Ф Н Е Р Д ж . М Е ТО Д Ы О Б Р А Б О ТК И Э К С П ЕР И М Е Н ТА Л Ь Н Ы Х Д А Н Н Ы Х . Пер. с англ. Л . А. Ш О ХА Т. Под ред. А. С. М О Н И Н А . Изд. 2-е, 348 стр.. ц. 17 р. 75 к. Изд. иностр. лит,

Ф И Л И М О Н Ч У К И . И . Н О В Ы Й Т И П Ф У Н Д А М Е Н ТО В Д Л Я О ПО Р Л И Н И Й Э Л Е К ТР О П Е Р Е Д А Ч И . 31 стр., ц. 55 коп. Госэнергоиздат.

Э Л ЬГА С Ю. РА Д И О У С ТРО И С ТВ А . Н И З К О Ч А С ТО ТН Ы Е У С И Л И Т Е Л И . Р А Д И О П Р И Е М Н И К И . П И Т А Т Е Л Ь Н Ы Е У С ТА Н О В К И . Под ред. А. И ЗО ТА М М . 668 стр., ц. 27 р. 75 к. Эстгосиздат. Таллин. На эстон. яз.

К номограмме для решения уравнения х -\-j'y=re’‘J nw = e

Номограмма формулы x-\ -jy — re 1 (см. на обложке) позволяет по любым двум из четырех переменных х, у, г, 6 одним выравниванием (одним приложением линейки) получить две другие. Следовательно, все четыре переменные равноправны и номограмма обратима. Кроме того,

по этой номограмме можно находить: 1) ^ а А- b j‘,

2) — Ц р ; 3) ; 4) (а + bj)". В первом случае нахо-a-\-bj a ^ b j

ДИМ г и 9, где о + b j = г + , затем по ^ г и А нахо-

. . . л/ п л /—ГТ5*ДИМ по этой же номограмме а-\- = у ге = ] / a,-\-bj

Во втором случае находим а + 6у' = — !— = иа -\-bj г

затем по р = — и ? = — 9, т. е. двумя выравниваниями

находим а р_/.

* П ользуясь номограммой, можно найти все л значений j / " a-\-bJ,

Д ля этого, найдя по номограмме г и 0, ищем затем„ 0-Ь2Л;х

где ft = О, 1, 2, . л — 1.

В третьем случае находим по номограмме c -{-d j= z = a-\-bj = и затем находим

а + р у = ^ _ + + = а + = в * ) / п о p = ^J И ? = 9 i - 9 „ a + bj Га Га

т. е. всего три выравнивания. В четвертом случае, аналогично первому случаю, находим по номограмме г и 9, где а -\-bj = re^j, а затем по г " и я9 находим по этой же номограмме число = b j ) " , т. е. всего требуются два выравнивания.

Предлагаемая номограмма может быть применена для конформного преобразования с помощью функции w — e либо г = 1 п ® . .Таким образом, номограмма служит для перехода от декартовых координат к полярным и для вычисления экспоненциальной (w — е ) и логарифмической {z = lnw ) функций комплексного переменного и некоторых других.

Следует обратить внимание читателя, что если данные значения любых двух или одного из трех переменных д:, у, г ие находятся на шкалах номограммы, то можно легко подобрать такое число к, что х ' = кх\ у '~ к у \ г ' = к г будут читаться на шкалах (геометрически это автоморфная гомология). Останется ли ль отвепную из этих трех переменных х, у, г разделить на к, чтобы получить ответ.

И. А. В И Л ЬН ЕР

+

Поправка к № 12, 1953 г.

На стр. I, в содержании номера следует читать: Д. 1‘— Уильям Гильберт. К 350-летию со дня смерти.

На стр. 75, в строке 8 левой колонки снизу следует читать: «Справочник электромонтажника».

Сдано в набор 12/Х1 1953 г. Объем 12 геч. листов Т-01610

Уч.-изд. л . 16,5Тираж 18 600 экз.

Подписано к печати 14/1 1954 г. Формат бумаги 60X 92'/,

Заказ 382

Типография Госэнергоиздата. Москва, Шлюзовая наб , 10

^ О Л О Г О Д С : : , - -о : . -А с / . Ни* Я

б и б л и о т е к аВологодская областная универсальная научная библиотека www.booksite.ru

НОМОГРАММА ДЛЯ РЕШЕНИЯ УРАВНЕНИЯ .V + = ге- ®

3?°

Зв

'бз° Примечание1.Если значения X и U берем на шпалах, помеченных цифрой I , то ответ читаем на шкале если же значения Х и У берем на шкалах, помеченных цифрой Ж, то о тве т читаем на шкале 1^,

2-Если при этом не получается пересечения со шкалой в, то меняем местами X и У и на шкале в получаем 90 - в , а на шкале cos S - sin S.

С оставил И . Л . Ви^ гьие р


ЗЛШРИЧЕСТВО · 2015. 3. 20. · Четыре канала будут снабжать...

Documents