Особенности работы и конструкций многоамперных электрических аппаратов: Учебное пособие

В. Л. БЕЛЯЕВ

ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУКЦИЙ И РАБОТЫ МНОГОАМПЕРНЫХ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ

САНКТ-ПЕТЕРБУРГ 2005

Утверждено редакционно-издательским советом университета УДК 621.3.011(075.8) Беляев В.Л. Особенности работы и конструкций многоамперных электрических аппаратов: Учеб.пособие. − СПб.: СЗТУ, 2005. – с. Пособие разработано на основании государственных образовательных стандартов высшего профессионального образования по направлению подготовки дипломированного специалиста: 654500 – "Электротехника, электромеханика и электротехнологии" (специальность 180200 – "Электрические и электронные аппараты" ). В данном учебном пособии освещены вопросы, касающиеся проектирования и разработок многоамперных электрических аппаратов различных модификаций с разными системами охлаждения и типами контактных систем, а также особенностям их конструкций и работы. Учебное пособие предназначено для усвоения дисциплин: "Основы теории электрических аппаратов", "Инженерное проектирование и САПР электрических аппаратов", "Особенности конструкций и работы многоамперных электрических аппаратов", которые изучаются студентами электроэнергетических, электромеханических, электротехнологических специальностей и может быть использовано при курсовом и дипломном проектировании. Р е ц е н з е н т ы:

В.И. Рябуха, канд. техн. наук, проф., зав.кафедрой электротехники и электромеханики СЗТУ; Ю.А. Филиппов, д-р техн. наук, проф. кафедры электрических и электронных аппаратов Санкт-Петербургского государственного политехнического университета; Н.Н. Дзекцер, канд. техн. наук, директор ИЭЦ-«Контакт»

© Северо-Западный государственный заочный технический университет, 2005 © Беляев В.Л., 2005

ВВЕДЕНИЕ Низковольтные аппараты являются важнейшим звеном всего современного энергоснабжения. Развитие автоматизации производственных процессов в значительной мере определяется прогрессом в области аппаратостроения. Электрические аппараты составляют 90% всех элементов автоматизации, а на установки с низковольтной аппаратурой приходится 70% всей потребляемой в стране электроэнергии. В конце 20-го столетия номенклатура отечественных низковольтных аппаратов насчитывала более 400 серий, содержащих 70000 основных типоразмеров. Среди них: рубильники и переключатели на большой диапазон номинальных токов; пакетные выключатели, позволяющие собирать малогабаритные коммутационные схемы; плавкие предохранители всех видов (обыкновенные, селективные, токоограничивающие, быстродействующие и т.д.); автоматические выключатели (универсальные с полупроводниковыми расцепителями, установочные, быстродействующие с большой отключающей способностью, селективные и т.д.); автоматы гашения поля на номинальные токи до 10000 А, защищающие все генераторы, вплоть до самых крупных, от разрушительного действия внутренних коротких замыканий; универсальные контакторы, предназначенные для управления электроприводами как в обычных условиях, так и при тяжелых режимах работы; высоковольтные контакторы для токов до 20000 А; реле управления и автоматики; командоаппараты и контроллеры; электрические аппараты для металлообрабатывающих станков; аппараты для взрывоопасных установок; аппараты защиты и автоматики энергосистем; комплексные устройства управления электроприводами; бесконтактные электрические аппараты и т.д. Резкий рост мощности промышленных установок вызвал значительное повышение номинальных токов электротехнических устройств. Все убыстряющийся рост мощности электрических установок приводит к необходимости использовать не только высокое напряжение, но и очень большие токи. На крупных электростанциях это связано с ростом мощности турбо-гидрогенераторов. За последние несколько десятилетий мощность этих электрических машин возросла более чем в 30 раз (от 30 МВт в предвоенные годы до 1000 МВт и более в настоящее время), а их номинальные токи увеличились более чем в 20 раз. Если ранее они не превосходили одной-двух тысяч ампер, то теперь токи измеряются десятками тысяч ампер и имеют тенденцию к дальнейшему росту. Например, у генераторов 600 МВт они составляют 24 кА. Агрегаты на 1000 МВт - 1200 МВт имеют номинальные токи порядка 40 кА. У машин мощностью 2000 МВт и более токи измеряются уже сотнями тысяч ампер. Однако большие токи применяются не только при генерировании электроэнергии, но и еще в большей мере при ее использовании для технологических целей. Так, в металлургических установках при выплавке

металлов и в электролизных производствах химической промышленности уже существуют установки с номинальными токами 150 кА - 200 кА. Таким образом, на ряду с техникой высоких напряжений в последние десятилетия быстро развивалась и техника очень больших токов. Многоамперное аппаратостроение является одной из ветвей этого направления. В задачу настоящей работы входит рассмотрение ряда вопросов, возникающих при разработке и изготовлении электрических аппаратов с очень большими номинальными токами. При проектировании и создании многоамперных электрических аппаратов необходимо решить ряд характерных проблем, связанных с применением таких огромных по величине токов. 1. Известно, что мировые запасы серебра очень ограничены и быстро истощаются. Поэтому важнейшей задачей аппаратостроения становится изыскание путей экономии расходования серебра для контактов. Это особенно актуально для многоамперных электрических аппаратов, в которых используется большое количество серебра для контактных соединений. В связи с этим возрос интерес к жидкометаллическим контактам (ЖМК), которые обладают рядом достоинств: они имеют малое переходное сопротивление, требуют незначительного контактного нажатия, в них отсутствуют явления сваривания, залипания, вибрации контактов и т.д. Важным обстоятельством, побуждающим обращаться к ЖМК, является то, что они в ряде случаев могут заменить серебро. Однако наряду с достоинствами ЖМК имеют и недостатки, которые являются препятствием для их широкого применения. Это необходимость закрытого объема контактного узла, так как в противном случае, ввиду большой подвижности жидкого металла, электродинамические силы способны выбросить его из зоны электрического контакта, а также зависимость работоспособности ЖМК от положения в пространстве. Этих существенных недостатков ЖМК не имеют жидкометаллические композиционные контакты (КЖМК), состоящие из пористых, слоистых, сетчатых материалов, пропитанных или смоченных жидким металлом и помещенных между двумя твердометаллическими электродами. Достоинствами КЖМК является также то, что они могут легко сочетаться с конструкциями существующих сильноточных электрических аппаратов с контактами мостикового типа и используют незначительное количество жидкого металла. Одной из целей настоящей работы является рассмотрение свойств и возможностей КЖМК, а также создание многоамперных электрических аппаратов с КЖМК. 2. Повышение токовых нагрузок в электрических аппаратах может быть достигнуто в результате применения в них искусственного охлаждения токоведущих частей [3]. Обдувание аппарата воздухом позволяет уменьшить вес и габариты аппарата. Однако подвод охлаждающего воздуха к токоведущим элементам не всегда возможен. Внезапный перерыв в подаче воздуха приведет к перегреву аппарата и к аварии.

Более эффективным является водяное охлаждение. В токоведущих частях аппарата делаются каналы, по которым пропускается охлаждающая вода. Водяное охлаждение позволяет создавать аппараты с номинальными токами 30 кА-200 кА в небольших габаритах. В конструкциях, где подвод воды к контактам и токоведущим частям аппарата затруднен, эффективной оказалась комбинированная система охлаждения. Так, например, в некоторых высоковольтных генераторных выключателях, где контактная система располагается внутри немагнитного заземленного резервуара, наполненного воздухом или элегазом (SF6) при повышенном давлении, тепловой поток от токоведущих частей передается газовой среде, а от нее стенкам резервуара, которые охлаждаются водой. Газ выполняет две функции: обеспечивает гашение дуги и служит теплопроводящей средой, переносящей тепловой поток к стенкам резервуара. Такая система позволяет избежать подвода воды к токоведущим частям, находящимся под высоким напряжением [4,5]. Аналогичное решение может быть использовано в многоамперных масляных выключателях с большими номинальными токами. В этих аппаратах все токоведущие части погружены в бак с трансформаторным маслом. Водой охлаждаются только неподвижные токоведущие элементы. Подвижные контакты имеют масляное охлаждение. Тепловой поток от этих контактов передается маслу, а от него охлаждаемым водой неподвижным деталям. В многоамперных аппаратах возможно также применение автономного жидкостного охлаждения, которое основано на переносе тепла от аппарата к расположенному над ним радиатору. В результате тепловой конвекции жидкость циркулирует по замкнутому контуру. При этом способе не нужно ни насосов, ни фильтров, ни контрольно-измерительной аппаратуры. Не возможны аварии из-за перерыва в подаче воды. Возможно применение незамерзающих жидкостей при низких температурах. Таким образом, автономная система охлаждения в ряде случаев конкурентоспособна с системой принудительного жидкостного охлаждения, хотя по интенсивности теплоотвода она ей уступает. В работе рассмотрены алгоритмы и методики тепловых расчетов многоамперных аппаратов с различными системами охлаждения. 3. Известно, что при протекании в токоведущих контурах больших токов в них возникают значительные электродинамические усилия. Эти усилия стремятся деформировать проводники, влияют на отброс контактов и на время срабатывания электрических аппаратов. В большей степени это относится к многоамперным электрическим аппаратам с номинальными токами, которые превышают даже токи коротких замыканий в промышленных электроустановках. Поэтому расчет электродинамической стойкости при разработке многоамперных выключателей приобретает особую актуальность. В [9-22] определены выражения для электродинамических сил в варианте, который не дает возможности точного анализа зависимости этих сил от объемных геометрических параметров токоподводов.

Одной из задач настоящей работы явилось рассмотрение вопроса определения электродинамических сил, которые возникают между токоподводами в зависимости от их сечения, взаимного расположения в пространстве и временного фактора. 4. Как указано выше, многоамперные электрические аппараты должны не только длительно пропускать большой ток нагрузки, но и коммутировать этот ток. Поэтому повышение числа коммутационных операций, которое характеризует электрическую износостойкость аппарата, является одной из важнейших задач в электроаппаратостроении. Поэтому в работе определены условия уменьшения электрической эрозии контактов в многоамперных аппаратах при низком напряжении в зависимости от правильного выбора конструкции контактной системы для создания аппаратов с повышенным ресурсом работы. Настоящее учебное пособие посвящено решению указанных проблем и разработке различных модификаций многоамперных электрических аппаратов на токи нагрузки 20 кА – 150 кА.

ГЛАВА 1. ОСОБЕННОСТИ РАБОТЫ И УСЛОВИЯ ЭКСПЛУАТАЦИИ МНОГОАМПЕРНЫХ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ Многоамперные аппараты - это аппараты, номинальный ток которых превышает

10000

А.

В

основном

такие

аппараты

применяются

в

технологических процессах производства таких металлов, как алюминий, магний, натрий, химических веществ таких, как хлор, каустическая сода и др. электролизным способом. Известно, что производительность электролизных установок зависит от значения

их

номинального

тока.

Чем

больше

этот

ток,

тем

выше

производительность получения того или иного продукта. Поэтому за последние несколько десятилетий номинальные токи отечественных электролизных установок возросли от 10 кА до 200 кА. В электролизных цехах предприятий металлургической и химической промышленностей постоянный ток, равный десяткам и даже сотням тысяч ампер, при напряжении 450 В и выше протекает через последовательно включенные электролизеры (рис.1.1). В одном таком цеху может быть установлено более ста электролизных установок.

Рис.1.1. Схема подключения шунтирующего выключателя: 1 …..100 – электролизеры; В – шунтирующий выключатель

Перезарядку и ремонт любого электролизера нужно производить, не нарушая работы всех остальных. В противном случае нарушается технология производства и резко падает производительность промышленных предприятий. С этой целью и используются шунтирующие многоамперные выключатели. Шунтирующий выключатель присоединяется параллельно электролизеру. Если контакты такого выключателя замкнуты, то весь ток протекает через него, а электролизер можно отключить. После перезарядки или ремонта электролизера контакты выключателя размыкаются и ток начинает идти по нормальному пути. Шунтирующие выключатели должны не только длительно пропускать большой ток нагрузки, но и коммутировать этот ток большое количество раз. Поэтому шунтирующие многоамперные аппараты, вследствие специфики своей работы, отличаются по своей конструкции от других видов коммутационной аппаратуры. Например, при получении хлора, щелочи и каустической соды в цехах предприятий химической промышленности электролизные установки, по которым протекает постоянный ток нагрузки, соединены последовательно. При этом используются 2 типа электролизеров - ртутные и диафрагменные [135]. Электролизер с ртутным катодом был изобретен в 1882 г., а с 1894 г. в Германии, а затем в Англии стали работать первые в мире промышленные установки для производства хлора в ваннах с диафрагмой. Электролиз по диафрагменному методу производится в установках, в которых анодное и катодное пространство разделено диафрагмой. В качестве катодного материала используется сталь, на которой происходит разряд водорода и в околокатодном пространстве образуется щелочь в растворе хлорида. После выпаривания этого раствора образуется каустическая сода, содержащая 2% - 4% хлорида натрия и все загрязнения, которые переходят в продукт из электролизной установки и выпарки. При производстве каустической соды по ртутному методу проводят электролиз насыщенного раствора хлористого натрия. В результате получается

чистая щелочь, содержащая очень мало хлоридов и незначительное количество других примесей. На протяжении длительного времени существования диафрагменного и ртутного

методов

электролиза

они

конкурируют

между

собой.

Электрохимическое производство хлора на первом этапе развивалось, главным образом, по диафрагменному методу, так как он был дешевле и по капиталовложениям, и по себестоимости продукции. Затем в связи с высокими требованиями, предъявляемыми промышленностью искусственных волокон к чистоте каустической соды, значительно возрос объем производства чистой щелочи по ртутному методу. В настоящее время в связи со сложностью добычи ртути и с ее огромной токсичностью

(предельно

допустимое

содержание

ртути

в

воздухе

производственных помещений составляет 0,01 мг/м3, в воздухе бытовых помещений - 0,0003 мг/м3 , в водоемах - 0,005 мг/л) в России и странах СНГ преимущественное

положение

в

производстве

хлора

сохраняется

за

диафрагменным методом, как наиболее экологически чистым. При

использовании

ртутных

электролизных

установок

в

цехах

электролиза, как правило, применяются многоамперные выключатели с естественным охлаждением типов ВШ - 400 и Р-101, поскольку этот технологический процесс исключает попадание воды в электролизер. Учитывая,

что

многоамперные

шунтирующие

выключатели

с

естественным охлаждением обладают большей массой и габаритными размерами, обслуживающий персонал электролизных цехов сталкивается с огромными трудностями при их монтаже и эксплуатации.

Поэтому, как

правило, при ртутном электролизе каждая электролизная ванна снабжается своим шунтирующим выключателем. С одной стороны, это облегчает работу с обслуживанием и ремонтом электролизеров, но, с другой стороны, в связи с большим числом шунтирующих многоамперных выключателей, во многом усложняется их обслуживание и ремонт. Например, для шунтирования одного ртутного электролизера с номинальным током 400 - 500 кА на его 10 - 12

параллельных токоподводов стационарно подключается такое же количество шунтирующих выключателей с естественным охлаждением на ток 40 кА. При наличии в цеху 100 электролизеров количество выключателей в нем может доходить до 1000 - 1200 штук. Применение диафрагменных электролизеров не запрещает использование воды в технологических целях, поэтому для их шунтирования могут

быть

применены многоамперные электрические аппараты с искусственным водяным охлаждением типов В-30, В-61, КМ-650, В-100, ВВМШ -1000 и ВВМШ -1500 и др. Кроме

этого

следует

отметить,

что

в

электролизных

цехах

с

диафрагменным электролизом расстояния между рядами ванн очень небольшие (1,5 - 2 м). Поэтому в них возможно применение только малогабаритных шунтирующих выключателей с искусственным жидкостным охлаждением. Следует отметить также, что малогабаритные выключатели позволяют сделать шунтирующее устройство передвижным и их применение не требует стационарной установки на каждый электролизер своего шунтирующего выключателя. Поэтому, как показывает опыт работы в цехах с диафрагменным электролизом, достаточно иметь в них на 100 электролизных ванн порядка 10 шунтирующих выключателей. А это в конечном счете приводит к снижению затрат на обслуживание и ремонт выключателей.

ГЛАВА 2. КОНТАКТНЫЕ СИСТЕМЫ МНОГОАМПЕРНЫХ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ 2.1. Твердометаллические главные контакты многоамперных электрических аппаратов 2.1.1. Основные положения В электрических аппаратах номинальные токи обычно ограничиваются температурами, допустимыми для контактных соединений. При повышенном нагревании и длительном режиме работы в контактах начинается процесс прогрессирующего окисления, сопровождающийся ростом сопротивления и дальнейшим повышением температуры, что приводит к выходу аппарата из строя. Наиболее нагреваются в контактных соединениях обычно контактные площадки, где и начинается процесс окисления. Однако о допустимой для контактов температуре судят не потому, как нагреты эти площадки, а по средней температуре контактного соединения, так как измерение температуры контактных площадок затруднено. Всякое увеличение токовой нагрузки на контакты сопряжено с повышением температуры контактных площадок. Поэтому нужно выбрать материалы, которые допускают значительное повышение этой температуры. Таким свойством обладает серебро и некоторые его композиции. В отличие от других материалов, окислы серебра с повышением температуры разрушаются, причем сопротивление контактов при этом не увеличивается, а, наоборот, уменьшается. Во многих исследованиях указывается, что при атмосферном давлении окислы серебра разрушаются при температуре 150 - 200°С. Перегрев соотношению:

контактных

площадок

τк

может

быть

вычислен

по

τк =

U k2 8λρ

,

(2.1) где U k - падение напряжения на контакте; ρ - удельное электрическое сопротивление материала контактов для серебра ρ = 1,65⋅10-6 ом⋅см; λ - удельная теплопроводность материала контактов, для серебра λ = 4,17 вт/см⋅град. Контактная площадка чистого металлического контакта может быть вычислена на основании соотношения

Rk =

ρ , 2a

(2.2) где R k - сопротивление контактов; ρ - удельное электрическое сопротивление материала контактов;

а - радиус контактной площадки (предполагается, что она круглая). Исходя из соотношения 2.2 и учитывая зависимость удельного электрического

сопротивления

ρ

от

температуры,

получаем

размеры

контактной площадки: 2

S = πa =

πρ 2

2 ( ) 1 + ατ 2

4 Rk

,

(2.3) где α - температурный коэффициент материала, 1/°С τ - средний перегрев контактов, °С. Переходя к аппаратам с водяным охлаждением, в которых определяющим является не только средняя температура контакта, но и температура контактной площадки, следует выдвинуть такое ограничение: перегрев контактной

площадки, вычисленных по падению напряжения и сложенный со средней температурой

контакта,

не

должен

превосходить

200°С.

Перегрев

водоохлаждаемых контактов надо определять не по отношению к воздуху, а по отношению к средней температуре охлаждающей воды. При рассмотрении вопроса о нагревании контактов обычно различают две температуры: среднюю температуру всего контактного соединения и температуру контактной площадки или той действительной поверхности, через которую ток проходит из одного контакта в другой. В нормальном режиме работы электрических аппаратов с естественным воздушным охлаждением температура контактной площадки незначительно отличается от средней температуры контакта и поэтому не нормируется. Обычно температуру контактной площадки необходимо учитывать только в аварийных режимах: при перегрузках и коротких замыканиях, когда она может значительно отличаться от средней температуры. Приваривание контактов при больших токах начинается с плавления металла в контактной площадке. Иначе обстоит дело при водяном охлаждении. Здесь разность между температурой контактной площадки и средней температурой контакта может достигнуть большей величины даже в нормальном режиме работы. Температура контактной площадки θ слагается из двух величин: средней температуры контакта θк и перегрева τк по отношению к ней контактной площадки: θ

=

θк

+

τк.

(2.4) Водяное охлаждение может сильно понизить среднюю температуру контакта θк, но практически не влияет на перегрев контактной площадки. Величина этого перегрева как и для контактов, не имеющих водяного охлаждения в первом приближении определяется выражением (2.1). Перегрев контактной площадки τк возрастает пропорционально квадрату падения напряжения U k2 и при больших токах может стать значительным. При

водяном охлаждении может произойти сваривание холодных контактов в результате плавления металла в контактной площадке. Таким образом, при водяном охлаждении контактов приходится учитывать температуру контактной площадки не только в аварийных, но и в нормальных режимах работы. Существенная

особенность

водяного

охлаждения

связана

с

поверхностью, с которой передаются воде выделяющиеся в контактах тепловые потери. Казалось бы, что для улучшения охлаждения контактную площадку следует располагать возможно ближе к поверхности, омываемой водой, т.е. уменьшать толщину слоя металла, отделяющего контактную площадку от воды. Однако оказалось, что в ряде случаев это ведет не к уменьшению, а, наоборот, к повышению температуры контактной площадки. При рассмотрении причин, которые могут привести к чрезмерному повышению температуры частей аппаратов, уже было обращено внимание на то, что одной из таких причин может явиться недостаточная поверхность соприкосновения

металла

с

водой.

Как

раз

это

характерно

для

рассматриваемого случая. Приближение контактной площадки к воде вызывает сокращение той поверхности, на которой наиболее активно осуществляется теплоотдача от металла к воде. И здесь, несмотря на увеличение расхода воды, температура может достигнуть недопустимой величины. Во многих электрических аппаратах применяются соединения, состоящие из двух контактов, имеющих различную температуру. Такие контакты называются несимметричными в тепловом отношении. Тепловая несимметрия может быть как следствием различного тепловыделения в контактах, так и неодинаковых условий их охлаждения. В аппаратах с водяным охлаждением вопрос о тепловом режиме несимметричных контактов приобрел особенно важное значение, так как во многих конструкциях избегают проводить воду к подвижным контактам, ибо

это связано с рядом трудностей и приводит к понижению надежности. В таких аппаратах водяное охлаждение имеют только неподвижные контакты, причем номинальный ток аппарата ограничен той температурой, которую приобретает неохлаждаемый водой подвижный контакт. В несимметричных контактах тепловой поток направляется от контакта, нагретого до более высокой температуры, к контакту, имеющему более низкую температуру, и проходит через место их соприкосновения. Для расчета происходящих здесь процессов, а главным образом для определения того количества тепла, которое при заданной разности температур передается от нагретого контакта к холодному, было введено понятие о тепловом

сопротивлении

контактов

по

аналогии

с

электрическим

сопротивлением. Для равномерного теплового потока тепловое сопротивление выражается соотношением

RТ =

1 l ⋅ λ S

,

(2.5) где λ - удельная теплопроводность;

l - длина участка; S - сечение участка. При неравномерном тепловом потоке

RТ = ∫ l

1 dl ⋅ λ S

.

(2.6) Количество тепла Р, ежесекундно передаваемого через тело, имеющее тепловое сопротивление RT , равно: P=

Δθ RT

(2.7) где Δθ - разность температур θ1 - θ2 контактов.

,

Фактическая незначительную

площадь долю

сопротивления

от

площади

двух

контактов

соприкосновения,

составляет

определяемой

геометрическими размерами. Это значит, что между соприкасающимися контактами имеются области металлического касания и области, заполненные воздухом или иной средой. а)

б)

Рис.2.1. Шероховатости контактных поверхностей: а – действительное положение; б – упрощенная схема.

Схематически это показано на рис.2.1. Если соприкасающиеся тела 1 и 2 имеют различную температуру, то тепловой поток проходит от более нагретого тела 1 к менее нагретому 2, распространяясь как через место металлического касания, так и через области, занятые газом. Таким образом, можно говорить о тепловом сопротивлении RТ .М , обусловленном путями прохождения теплового потока через металл, и о тепловом сопротивлении RТ .С , обусловленном прохождением теплового потока через заполненные газом полости. Оба эти сопротивления включены параллельно, и потому общее тепловое сопротивление контактного соединения RТ определяется 1 1 1 = + RТ RТ .М RТ .С (2.8) Теплопроводность теплопроводность поверхностей

газов

металлов.

площади

на

несколько

Однако

металлического

при

порядков

меньше,

соприкосновении

касания

составляют

чем

плоских весьма

незначительную

часть

от

общей

поверхности

контактов.

Поэтому

в

теплотехнических устройствах при расчете теплового сопротивления контактов учитывают как ту составляющую, которая

обусловлена прохождением

теплового потока через воздух, так и ту, которая обусловлена прохождением его через место металлического касания. Согласно соотношению (2.7), тепловой поток Р равен разности температур, разделенной на тепловое сопротивление

RТ . Заметим, что

выражения (2.5) и (2.6) для теплового сопротивления отличаются от аналогичных выражений для электрического сопротивления лишь тем, что в них удельная электрическая проводимость γ = 1/ρ заменена удельной теплопроводностью λ. Электрическое сопротивление одноточечного контакта, как известно, равно R K = ρ / 2a , соответственно чему тепловое сопротивление RT =

1 1 = 2λa 2λ

πσ F

,

(2.9) где F - нажатие на контакты; σ - сопротивление материала контактов смятию. Тепловое сопротивление контакта, имеющего n параллельных точек касания, должно было уменьшится в n раз. Однако на каждую контактную точку теперь приходится давление F/n; поэтому

RT =

1 2λ n

πσ F = 1 n 2λ

πσ Fn

.

(2.10) Тепловое сопротивление многоточечного контакта оказывается в

n раз

меньше, чем одноточечного, что имеет существенное значение, так как при несимметричных в тепловом отношении контактах обычно стремятся понизить температуру нагретого контакта, а уменьшение теплового сопротивления этому способствует.

Из [2] следует, что разность температур между более нагретой частью элемента аппарата θ1 и менее нагретой - θ2 может быть определена соотношением θ1

-

θ2

=

I 2 RK K 4λa

,

(2.11) где K - постоянная величина. Тепловой поток проходящий через контактное соединение определяется соотношением I 2 RK (K + 1) PK = 2

.

(2.12) Температура контактной площадки определяется соотношением θK

U K2 θ1 + θ 2 = + 8λρ 2

.

(2.13) 2.1.2. Пример расчета контактного сопротивления серебряного роликового главного контакта многоамперных электрических аппаратов На рис.2.2 изображены главные роликовые контакты многоамперного электрического аппарата. Неподвижные контакты 1 и 2 охлаждаются водой, протекающей по каналам 3. Подвижные роликовые контакты 4 вкатываются в промежуток между неподвижными контактами 1 и 2 и замыкают цепь. Ролики имеют серебряные

ободки, а неподвижные контакты – серебряные накладки. Рис.2.2. Главные контакты многоамперных электрических аппаратов. Размеры роликов приведены на рисунке. Через контакты протекает ток I = 3500 А. Падение напряжения

в каждом контакте UK = 25 мВ. Задана

температура охлаждаемых водой контактов θ2 = 100°С. Нужно найти температуру роликов θ1. Расчет ведется методом последовательный приближений. Допустим для начала, что средняя температура роликового контакта θ1 = 140°С. В таком случае удельное электрическое сопротивление меди, из которой изготовлен ролик, ρ θ = ρ 0 [1 + α(θ1 − 20 )] = 1,76 ⋅ 10 −6 (1 + 0,004 ⋅ 120 ) = 2,6 ⋅ 10 −6 Ом ⋅ см. Сопротивление ролика находим как сопротивление цилиндрического тела высотой h πρ θ 3,14 ⋅ 2,6 ⋅ 10 −6 Rр = = 4,08 ⋅ 10 −6 Ом. = 2h 2 ⋅1 Ток, проходящий через один ролик I1 = Потери в ролике составят

3500 = 1750 А. 2

Pp = I 2 R p = 1750 2 ⋅ 4,08 ⋅ 10 −6 = 12,4 Вт. Находим количество тепла р, получаемое с поверхности ролика при температуре окружающего воздуха θ0 = 40°С. Поверхность ролика S = 20 см2. Коэффициент теплоотдачи в воздух α0 = 1⋅10-3 Вт/см2⋅град, откуда р = α 0 S (θ1 − θ 2 ) = 1 ⋅ 10 −3 ⋅ 20 ⋅ 100 = 2 Вт. Таким образом, через каждое место соприкосновения контактов, помимо выделяющегося в них тепла, проходит мощность

Рр − р 2

=

12,4 − 2 = 5,2 Вт. 2

Потери в каждом контактном соединении Р К = I 1U K = 1750 ⋅ 25 ⋅ 10 −3 = 43,8 Вт. Через каждое контактное соединение проходит и передается воде мощность Р = РК +

Рр − р 2

= 43,8 + 5,2 = 49 Вт.

Сопротивление контактов U K 25 ⋅ 10 −3 = = 1,43 ⋅ 10 −5 Ом. RK = I1 1750 Радиус контактной площадки ρθ 2,6 ⋅ 10 6 а= = = 9,1 ⋅ 10 − 2 см. − 5 2 R K 2 ⋅ 1,43 ⋅ 10 Половина теплового сопротивления одного контакта RT 1 1 = = = 0,67 град / Вт. 2 4λa 4 ⋅ 4.1 ⋅ 9.1 ⋅ 10 − 2 Согласно уравнению (2.12), имеем Р=

РК (k + 1), 2

откуда k=

2P 2 ⋅ 49 −1= − 1 = 1,2 43,8 PK

По уравнению (2.11) определяем

θ1 − θ 2 = k

PK = 1,24 ⋅ 43,8 ⋅ 0,67 = 37,1 о С, 4λ a

Наблюденная в опыте величина составляла около 35°С. Так как θ2 = 100°С, то θ1 = 100 + 37,1 = 137,1 о С.

что близко к первоначальному предположенному θ1 = 140°С, и поэтому поправки в расчет можно не вносить. Температура контактной площадки определяется уравнением (2.13)

(

)

2

U K2 θ + θ2 25 ⋅ 10 −3 137 + 100 θb = + 1 = + = 7,3 + 118,5 = 125,8 о С. − 6 8λρ θ 2 2 8 ⋅ 4,1 ⋅ 2,6 ⋅ 10 Рассмотренный

пример

интересен

тем,

что

почти

все

потери,

выделяющиеся в подвижном контакте, передаются воде, проходя через место соприкосновения контактов. Излучение с поверхности подвижного контакта 2 Вт составляет лишь около 2% потерь, передаваемых воде. Относительно небольшие потери в самих роликах объясняются небольшими их размерами.

2.2. Композиционные жидкометаллические главные контакты многоамперных электрических аппаратов 2.2.1.Основные положения Еще в конце ХIХ-го века стало известно об использовании жидкого металла (ртути), которая применялась в качестве элемента, замыкающего и размыкающего

контакты в ртутных выключателях. Такие выключатели

применялись на электростанциях в г.Риме (1887 год), в энергетических устройствах Парижского метрополитена (30-е годы ХХ-го столетия) и др. [49]. Однако по мере дальнейшего развития электропромышленности, и в частности электроаппаратостроения, устройства с жидкометаллическими контактами (ЖМК) не получили дальнейшего своего развития в силу сложности конструкции и токсичности паров ртути. Но их применение сохранилось в ряде слаботочных устройств. В

последнее двадцатилетие наметился рост

номинальных токов энергоустановок, в связи с чем возрос интерес и к электрическим контактам, в том числе и к ЖМК, которые обладают рядом достоинств:

они

имеют

малое

контактное

сопротивление,

требуют

незначительного контактного нажатия, в них отсутствуют явления сваривания и залипания контактов и т.д. Важным обстоятельством, побуждающим обращаться к ЖМК, является то, что они в ряде случаев могут заменять серебро, мировые запасы которого очень ограничены и быстро истощаются. Поэтому

важнейшей

задачей

становится

изыскание

путей

экономии

расходования серебра для контактов, а также разработка новых контактных материалов без серебра. Однако мероприятия по замене или экономии серебра должны

проводиться

электроаппаратостроении,

при

условии

которые

сохранения

были

тех

получены

достижений благодаря

в его

использованию. Этим и объясняется то, что в последние годы в сильной степени возрос интерес к исследованиям в области ЖМК, особенно к сильноточным ЖМК. Началось

бурное

развитие

скользящего

ЖМК

в

токосъемнике

униполярных электрических машин [28,46], создание слаботочной [30,31] и сильноточной [32,33,34] коммутационной аппаратуры, имеющей высокую надежность и малые габариты. Благодаря своим положительным свойствам, ЖМК в настоящее время могут заменить в ряде случаев твердометаллические контакты. Однако наряду с достоинствами ЖМК имеют и недостатки, которые являются препятствием для широкого их применения. Это, прежде всего, необходимость герметизации контактного узла, так как в противном случае, ввиду большой подвижности жидкого металла, электромагнитные поля способны выбросить его из зоны электрического контакта, а также зависимость работоспособности ЖМК от положения в пространстве. Одной из основных проблем, возникающих при создании аппаратов с ЖМК, является проблема выбора легкоплавкого металла или сплава и исследование переходного контактного сопротивления. Среди легкоплавких металлов и сплавов в настоящее время представляют наибольший интерес щелочные металлы и сплавы на их основе, ртуть и ее сплавы, легкоплавкие сплавы на основе висмута, галлий и сплавы на его

основе. В табл.2.1 приведены основные параметры некоторых легкоплавких металлов и сплавов. Использование ртути осложняется токсичностью ее паров. Упругость паров ртути достаточно велика (1,2 ⋅ 10-3 мм рт.столба при 20°С), поэтому насыщение ими замкнутого объема происходит довольно быстро. И скорость насыщения тем выше, чем выше температура и чем больше свободная поверхность ртути. По нормам, принятым в РФ, предельно допустимое количество ртутных паров в воздухе составляет 10-5 мг/ м3. Острое отравление ртутью наступает при концентрации ее паров в воздухе 1,5 мг/ м3. Воздействие паров ртути может не обнаруживаться месяцами, годами, но в конце концов может привести к нервным и психическим расстройствам человеческого организма. Особенностью ртутных хронических отравлений является то, что поражение нервной системы наступает раньше, чем удается клиническими анализами установить повышенную концентрацию ртути в организме. Таблица 2.1 Физические свойства легкоплавких металлов и сплавов Кинемати- Примечание Металл или Температур Плотность Удельное -3 сопротивле- ческая вязсплав а °С γ⋅10 3 ние ρ ⋅ 10- кость υ⋅10+8 плав- кипе кг/м при 8 Ом м при м2/сек при ления -ния t°С t°С t°С 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Ртуть Hg -39 357 13,6 20 95,8 20 11,4 20 Пары токсичны Цезий Cs 28,5 705 1,8 100 37,0 30 47,0 100 Самовоспламеняется на воздухе Рубидий Rb 39 688 1,44 100 24,5 100 48,0 100 --″-Калий K 63,7 760 0,82 100 15,5 100 56,0 100 --″-Натрий Na 97,8 883 0,93 100 97,0 100 77,0 100 --″-Галлий Ga 30 198 6,0 50 29,0 50 32,0 50 3 Индий In 159 208 7,0 200 31,0 200 7

Литий Li Сплав Hg

179

131 0,51 200 7

45,0

200

111,0

200

Мало исследован

-

-

-

-

42,0

100

60,0

100

Эвтектика

50% -

50% In Сплав 22% Na 78% K Сплав Bi, Pb, In, Sn, Cd Сплав Bi, Pb, Sn, Cd Сплав 44,5 % Pb 55,5% Bi Сплав 77,6% Ga 22,4% In Сплав 62% Ga 25% In 13% Sn

-11

-

9,5

20

784 0,85 100

47

-

10

50

-

-

-

-

Состав эвтектичен

68

-

10

50

52,0

0

-

-

Сплав Вудда

167 10,5 200 0

113

200

24,3

200

15,8 200 6,28 30 0 5,96 500

23,6 32,5

30 500

26,4 21,1

30 200

Состав эвтектичен

10,5 200 6,38 30 0 6,06 500

28,2 37,3

30 500

26,7 22

40 200

То же

125

Щелочные металлы и их сплавы (K, Na, сплав NaK) пожаро- и взрывоопасны. Они легко подвергаются воспламенению при соприкосновении с воздухом. Сплавы на основе свинца и висмута имеют довольно высокую температуру плавления (не ниже 46,5°С), что приводит к необходимости применения специальных подогревательных устройств при использовании их в коммутационной аппаратуре, кроме того, эти сплавы обладают большим электрическим сопротивлением. Галлий и сплавы на его основе имеют ряд преимуществ перед жидкими металлами:

они

нетоксичны,

не

взрыво-

и

пожароопасны,

обладают

наибольшим диапазоном температур жидкого состояния (10°С - 2000°С), не требуют дополнительных подогревающих устройств при применении их

в

коммутационной аппаратуре в помещении, имеют низкую упругость паров,

сравнительно низкое электрическое сопротивление (в 3,5 раза ниже, чем у ртути и в 1,3 раза ниже, чем у сплава натрий-калий), обладают малой величиной

переходного

сопротивления

в

ЖМК

и

имеют

высокую

теплопроводность по сравнению с жидкими металлами, упомянутыми выше. Однако, наряду с положительными свойствами, галлий и его сплавы обладают рядом недостатков, к которым относятся и свойство галлия быть почти универсальным растворителем для всех металлов [35], что вызывает большие трудности в подборе материалов для твердых контактов. Но, несмотря на этот серьезный недостаток, именно галлий и его сплавы наиболее перспективны для применения в сильноточных коммутационных устройствах. При наличии полного смачивания твердометаллических контактов жидким металлом можно предположить, что контактное сопротивление ЖМК отсутствует, то есть теоретически возможно переходное сопротивление, равное нулю. Однако проведенные исследования ЖМК показывают, что нулевое контактное сопротивление практически не достижимо. В зоне контактирования твердого электрода с жидким металлом на поверхности твердого электрода, кроме слоя оксидных пленок и пыли, могут возникать

дополнительные

слои,

обусловленные

интерметаллическими

соединениями, которые образуются в результате химического взаимодействия жидкого металла с твердым. Поэтому полное контактное сопротивление ЖМК RK состоит из сопротивления твердого электрода RТВ, сопротивления поверхностных пленок RПЛ, сопротивления интерметаллических соединений и сплавов RСПЛ и сопротивления жидкого металла RЖМ [48], то есть RK = RТВ + RПЛ + RСПЛ + RЖМ .

(2.14)

Тогда переходное сопротивление ЖМК будет равно RПЕР = RПЛ + RСПЛ .

(2.15)

Теоретическое определение величины переходного сопротивления ЖМК еще более затруднительно, чем твердометаллических контактов, поскольку, кроме сложностей при определении сопротивления окисных пленок, в ЖМК добавляются и трудности определения сопротивления интерметаллических соединений и сплавов, а также степени смачивания жидким металлом твердого электрода. Поэтому многие исследователи предпочитают при определении величины переходного сопротивления ЖМК экспериментальный путь. Однако использование жидкого металла в электрических контактах сопряжено с рядом трудностей. Ввиду большой подвижности жидкого металла, ЖМК должны быть защищены от воздействия электродинамических сил, способных выбросить жидкий

металл

из

конструкции

электрического

аппарата.

Поэтому

электрические аппараты с ЖМК должны иметь герметичную конструкцию в зоне контакта. Кроме того, работоспособность аппаратов с ЖМК зависит от их положения в пространстве из-за высокой текучести жидкого металла, который может перемкнуть полюса такого аппарата при изменении его угла наклона к горизонту. Таким образом, электрические аппараты с ЖМК должны быть строго ориентированы относительно вертикали. В связи с тем, что многие жидкие металлы способны смачивать изоляционные материалы, то у аппаратов с ЖМК прочность изоляции ниже, чем у аппаратов с твердометаллическими контактами. Этих существенных недостатков ЖМК не имеют композиционные ЖМК, состоящие из пористых, слоистых, сетчатых материалов, пропитанных или смоченных жидким металлом. Такие композиции в виде губки, пропитанные ртутью, использовались ранее при физическом эксперименте. В настоящее время использование таких композиций для технических целей предложено в [32]. На рис.2.3 изображена конструкция композиционного ЖМК мостикового типа [68,69].

В неподвижном электроде 1 сделано углубление 2, в которое помещена сетчатая основа 3 композиционного ЖМК, пропитанная или смоченная жидким металлом 4. В углубление 2 входит выступ 5 подвижного электрода 6, который соприкасается с сетчатой основой 3 композиционного ЖМК. В качестве основы 3 композиционного ЖМК могут быть использованы различные материалы, как проводящие электрический ток (медные, латунные и другие металлические сетки), так и диэлектрики (стеклоткань, стекловолокно и другие ткани), а также пористые материалы (поролон, губка и другие) и различные мелкозернистые наполнители, которые, будучи пропитаны и смочены жидким металлом, образуют пастообразную электропроводящую массу.

Рис.2.3. Композиционный жидкометаллический контакт с сетчатой основой: 1 – неподвижный электрод; 2 – углубление; 3 – сетчатая основа; 4 – жидкий металл; 5 – выступ; 6 – подвижный электрод-мостик Такой

композиционный

жидкометаллический

контактный

узел

конструктивно может быть выполнен в виде существующей в ряде конструкций электрических аппаратов контактной системы мостикового типа, имеющий два неподвижных контакта, перемыкаемых между собой подвижными контактными мостиками с двух противоположных сторон (двойное мостиковое контактное соединение).

На рис.2.4 представлена аналогичная конструкция двойного мостикового контактного соединения, но уже с композиционным ЖМК [69]. В этом мостиковом контактном соединении на обращенных кверху поверхностях неподвижных контактов 1 и 2 и нижнего контактного мостика 4 располагаются углубления 5, в которые помещаются пропитанные жидким металлом сетчатые прокладки 6, удерживаемые в углублениях фиксирующими их положение кольцами 7. А на обращенных книзу поверхностях неподвижных контактов 1 и 2 и верхнего контактного мостика 3, против углублений, содержащих смоченные либо пропитанные жидким металлом прокладки, располагаются контактные выступы 8, которые в замкнутом положении контактной системы приходят в соприкосновение с этими прокладками, осуществляя электрический контакт с ними. Контактное нажатие создается пружиной 9. В этом контактном соединении (рис.2.4) жидкометаллические прокладки помещены в специально сделанных углублениях, которые расположены на горизонтальных поверхностях. Это предохраняет контактную систему от вытекания жидкого металла. Применение нажимных колец, фиксирующих положение жидкометаллических прокладок, предотвращает возможность их перемещения и предохраняет прокладки от разрушения, увеличивая тем самым механическую износоустойчивость данного контактного соединения. Полное контактное сопротивление композиционного ЖМК RК отличается от контактного сопротивления ЖМК тем, что в него кроме сопротивления твердых электродов RТВ, сопротивления поверхностных плёнок RПЛ, сопротивления интерметаллических

соединений и сплавов RСПЛ, сопротивления жидкого

металла RЖМ входит также сопротивление пористой сетчатой твердой основы RОСH,

материал

которой

в

зависимости

от

величины

удельного

электросопротивления уменьшает или увеличивает величину контактного сопротивления композиционного ЖМК, то есть RК = RТВ + RПЛ + RСПЛ + RЖМ + RОСН .

(2.16)

Рис.2.4. Двойное мостиковое контактное соединение с композиционными жидкометаллическими контактами: 1 и 2 – неподвижные контакты; 3 и 4 – подвижные контактные мостики; 5 – углубление; 6 – основа композиционного ЖМК; 7 – фиксирующие кольца; 8 – выступ; 9 – контактная пружина

Проводимость жидкометаллической композиции, состоящей из основы смоченной или пропитанной жидким металлом, будет равно YЖМ КОМ = YЖМ + YОСН . (2.17) Преимущество таких композиционных ЖМК перед обычными ЖМК заключается также в том, что в них используется незначительное количество жидкого металла, необходимого только для того, чтобы смочить и заполнить поры сетчатого, пористого основания.

В

сильноточных

электрических

аппаратах

в

качестве

материала

токоподводов, электрических контактов и электродов используется медь. Проведенные исследования ЖМК [28-54] позволяют сделать вывод о том, что

наиболее

перспективными

для

применения

в

сильноточных

коммутационных аппаратах являются жидкий металл галлий и сплавы на его основе (галлий-индий-олово). Однако галлий - химически активный металл, способный вступать в химическую реакцию практически со всеми металлами. В

табл.2.2

сопротивления

приведены

средние

композиционных

ЖМК

значения с

результатов

различными

измерения

наполнителями

(основами) при площади поверхности 7 см2 и величиной нажатия P = 50 Н. В конце таблицы, для сравнения, приведено значение контактного сопротивления серебряных контактов, имевших такую же кажущуюся площадь контактной поверхности Из

S = 7 см и ту же силу нажатия P = 50 Н.

табл.2.2

следует,

что

наименьшие

сопротивления

имеют

композиционные ЖМК, содержащие в качестве основы смоченную сплавом Ga-In-Sn латунную или стальную сетки, а также пропитанные этим же сплавом стекловолокнистые ткани. Необходимо

учесть

то

обстоятельство,

что

сетчатые

основы

предпочтительнее для применения в композиционных ЖМК, чем пористые и мелкозернистые наполнители. Пористые наполнители (поролон, губка) не имеют сквозных отверстий, что не дает возможности электрическому току проходить прямолинейно через такую композицию. Пастообразную массу из мелкозернистых наполнителей технически сложно закрепить в контактной системе с композиционными ЖМК.

Таблица 2.2 Сопротивления композиционных ЖМК с различными наполнителями (основаниями) при S = 7 см2 и P = 50 Н Материал основы композиционного ЖМК Паролон Хлопчатобумажная ткань Стекловолокно Стальная сетка размер ячейки 0,5х0,5 мм Стеклоткань размер ячейки 0,5х0,5 мм Латунная сетка размер ячейки 0,5х0,5 мм Кварцевый песок Графитовый порошок Серебряные контакты с кажущейся площадью контактной поверхности S = 7 см2

Диаметр Толщина Сопротивление волокна, композиции, композиционного мм мм контакта, мОм 3 0,4 0,1 0,6 0,005 0,15 0,5 0,002 0,2

0,45

0,00075

0,3

0,65

0.001

0,1 0,2 0,0005 Смачивание получить не удалось То же 0,005

По результатам проведенных исследований можно сделать следующие выводы: - для композиционных ЖМК можно применять в качестве твердых электродов медь, имеющую гальваническое покрытие оловом и хромом, которые хорошо смачиваются сплавом Ga-In-Sn; - в качестве наполнителя (основы) композиционного ЖМК можно применить смоченные сплавом галлия стальные, латунные сетки, а также пропитанные

этим

сплавом

стекловолокнистые

ткани,

обладающие

наименьшим сопротивлением (меньшим в 5 и более раз сопротивления серебряных контактов, имеющих ту же кажущуюся площадь контактной поверхности при нажатии

50 Н);

- сопротивление ЖМК с течением некоторого промежутка времени (несколько

недель)

уменьшается,

поскольку

улучшается

смачивание

поверхности медных электродов жидким сплавом Ga-In-Sn и затем длительное время остается стабильным;

Проведенные исследования композиционных ЖМК позволили сделать вывод, что в ряде случаев они имеют преимущество перед серебряными контактами: 1. Прежде всего, следует отметить, что действительная площадь контактной поверхности у композиционных ЖМК во много раз превышает действительную площадь контактной поверхности серебряных контактов. Из результатов Ульяновского

исследований завода

контактной

"Контактор",

системы

приведенных

выключателя в

[2],

типа

следует,

В что

действительная площадь контактной поверхности роликового серебряного контакта (один контактный переход) составляет порядка 3 мм2. Действительная площадь контактной поверхности композиционных ЖМК, как показали исследования микроструктуры этой поверхности, приближается по своей величине к кажущейся контактной поверхности и составляет при диаметре выступа подвижного мостикового контакта, равном 30 мм - 700 мм2. Таким образом, действительная площадь контактной поверхности композиционных ЖМК в несколько сотен раз превышает действительную площадь контактной поверхности серебряных контактов роликового типа, что приводит к значительному уменьшению контактного сопротивления композиционных ЖМК в 3-10 раз по сравнению с серебряными контактами. 2. Сопротивление композиционных ЖМК практически не зависит от силы нажатия в отличие от сопротивления серебряных контактов. При силе нажатия P = 50 Н сопротивление композиционных ЖМК оказалось в 3 и более раз меньшим, чем у серебряных контактов с одинаковыми значениями кажущейся площади контактной поверхности

S = 7 см2. Таким образом,

аппарат с композиционными ЖМК может иметь облегченный приводной механизм. 3. Сопротивление композиционных ЖМК с оловенированными медными электродами

при

длительной

эксплуатации

(в

течение

30

месяцев)

увеличивается незначительно при наличии основы из латунной сетки и не изменяет своего значения при наличии основы из стеклоткани. Сопротивление

серебряных контактов уменьшается от времени эксплуатации, поскольку разрушаются окисные плёнки под действием повышенной температуры и уменьшается их контактная твердость [2]. Однако

композиционные ЖМК

имеют величину контактного сопротивления в 5 и более раз меньше, чем у серебряных контактов. 4. Допустимая температура нагрева для серебряных контактов согласно [70], составляет 200оС. Композиционные ЖМК на основе сплава

Ga-In-Sn

могут иметь допустимый нагрев 150oC. Однако токовая нагрузочная способность композиционных ЖМК не уступает серебряным контактам, поскольку уменьшение допустимой температуры нагрева композиционных ЖМК компенсируется более низким их переходным контактным сопротивлением по сравнению с серебряными контактами. 5. В композиционных ЖМК, в отличие от серебряных контактов, отсутствуют явления сваривания и вибрации контактов, а также их электродинамический отброс. 6. Композиционные ЖМК просты в эксплуатации и легко сочетаются с конструкциями

существующих

сильноточных

аппаратов

с

контактами

сравнительных

физических

мостикового типа. Таким

образом,

из

перечисленных

выше

параметров и свойств композиционных ЖМК и серебряных контактов можно сделать вывод, что, учитывая большой дефицит

серебра в результате

истощения его природных ресурсов, замена серебряных контактов на композиционные ЖМК на основе сплава галлия (62%Ga, 25%In, 13%Sn) допустима и не приводит к существенному изменению конструкции существующих многоамперных аппаратов и изменению их номинальных параметров, а в ряде случаев применение композиционных ЖМК приводит к более надежной работе аппарата (отсутствие сваривания, вибрации и электродинамического отброса контактов).

2.2.2. Проводимость композиционных жидкометаллических контактов Исследуемые композиционные ЖМК (рис.2.5) имеют в качестве основы сетчатую структуру с волокнами 1 и 2, которая находится между твердометаллическими электродами 3 и 4 в среде жидкого металла 5. Поверхность сетчатой основы композиционного ЖМК принимается полностью

смоченной

либо

пропитанной

жидким

металлом,

то

есть

поверхность волокон 1 и 2 смочена жидким металлом, а между волокнами находится жидкий металл 5. Примем расстояние между соседними волокнами 1 и 2 сетчатой основы равным 2a по осям X и Z и выделим ячейку Т композиционного ЖМК с размерами 2a х 2a (рис.2.6) и высотой 2b по оси Y (рис.2.5, а, б). Структура такого контакта характеризуется периодом 2a и имеет n - ячеек по оси Х и m - ячеек по оси Z (рис.2.6). Поэтому проводимость рассматриваемого контакта может быть определена как Yk = n⋅m⋅Y , где

(2.18)

Y - проводимость ячейки с волокнами 1 и 2;

n и m - число ячеек соответственно по осям Х и Z .

Рис.2.5. Композиционный жидкометаллический контакт с сетчатой основой:

1 и 2 – волокна сетчатой основы; 3 и 4 – твердометаллические электроды; 5 – жидкий металл

Рис.2.6. Сетчатая основа композиционного жидкометаллического контакта: 1 и 2 – волокна основы Для упрощения задачи заменим волокна сетчатой структуры основы композиционного ЖМК на прямые цилиндры радиуса r , что соответствует геометрическому осреднению такой сетчатой структуры (рис.2.5, в, г). Электрическое поле изображенного на рис.2.5 композиционного ЖМК трехмерно, что затрудняет решение задачи расчета проводимости. Проводимость ячейки Т (рис.2.5), заполненной только жидким металлом с удельной электропроводностью γ 0 определяется выражением

1 γ 0 ⋅ 2a 2 Y0 = = , R0 b

(2.19)

где 2b - расстояние между твердометаллическими электродами. Эта формула соответствует однородному электрическому полю. При внесении в него волокон основы с удельной электропроводностью γ1 оно становится трехмерным. Поскольку ток ячейки проходит и через жидкий металл и оба волокна основы, то сопротивление ячейки, заполненной жидким металлом с помещенными в нее двумя волокнами R, будет равно сумме сопротивления

ячейки R0 =

1 , заполненной только жидким металлом, и сопротивления ΔR, Y0

обусловленного возмущением однородного поля волокнами 1 и 2, то есть R=

1 = R0 + ΔR . Y

(2.20)

Это соотношение остается справедливым и в частном случае, когда в ячейке имеется лишь одно волокно 1 или 2:

Ri =

1 = R0 + ΔRi , i = 1, 2 . Yi

(2.21)

Поскольку каждое из волокон 1 и 2 в отдельности вносит одинаковое возмущение и ячейка Т симметрична относительно осей X, Y и Z, то в выражении (2.21): R1 = R2,

ΔR1 = ΔR2 ,

(2.22)

где сопротивления R1 и R2 соответствуют ячейке Т, содержащей только одно волокно 1 или 2, а ΔR1 и ΔR2 - приращения сопротивлений ячеек, обусловленные возмущением однородного поля соответственно волокнами 1 и 2. Поэтому ΔR = ΔR1 + ΔR2 = 2ΔR1 . С учетом соотношений (2.21) - (2.23) проводимость

(2.23) Y (2.20) ячейки Т,

содержащей оба волокна 1 и 2, может быть представлена в виде Y = (R0 + ΔR) – 1 = (R0 + 2ΔR1) – 1 = (R0 + 2R1 - 2R0) – 1 = (2R1 - R0)

−1

.

(2.24)

Таким образом, задача расчета проводимости композиционного (сеточного) жидкометаллического контакта

YK в трехмерном поле сводится к расчету

сопротивления R0 по выражению (2.19) и сопротивления R1 ячейки Т (рис.2.5), содержащей лишь одно волокно I и образующей двухмерное поле. Для расчета проводимости

Y1 =

1 R1

ячейки Т композиционного ЖМК, с заданной

характеристикой среды (удельной электропроводностью) и содержащей только одно волокно I

(рис.2.5), был применен координатно-структурный метод

определения проводимостей.

Этот метод является координатно-структурным, так как он основан на интерпретации геометрической структуры поля как криволинейной системы координат, названной системой координат поля. Замена

неизвестных

координатами

(координатами

координат

поля

апроксимации)

некоторыми позволяет

известными

получить

два

приближенных значения Y** и Y** для проводимости Y, причем Y** ≤ Y ≤ Y** ,

(2.25)

что дает возможность произвести оценку точности определения Y. Поскольку в среде жидкого металла находятся волокна основы с удельной

электропроводностью

γ1 ,

отличающейся

от

удельной

электропроводности жидкого металла γ 0 , то можно показать [73,74] , что если γ в любой части области ячейки T уменьшается (увеличивается), то проводимость ячейки также уменьшается (увеличивается). В частности, если в ячейку Т поместить бесконечно тонкие пластины с γ 1 = 0 ( γ 1 = ∞), то это приведет к уменьшению (увеличению) проводимости Y. Этот факт полностью согласуется с физическими представлениями о проводимости. Для определения заниженного

Y* и завышенного Y**

значений

проводимости ячейки Т композиционного ЖМК рассмотрим одну ее четвертую часть (рис.2.7). Ее проводимость равна проводимости всей ячейки Т в силу симметрии относительно осей координат. В качестве координат апроксимации применим прямоугольную систему координат X, Y, Z (рис.2.7). При определении заниженного значения проводимости

Y* ячейки Т

представим, что в нее поместили ряд бесконечно тонких пластинок с γ = 0, поверхности которых совпадают с осями Y и Z . Отсюда следует, что ячейка Т окажется разбитой на ряд параллельно включенных трубок поля Tl конечной длины l = b и элементарным сечением dS (рис.2.7). В свою очередь, эти трубки

можно разбить на последовательно соединенные участки с элементарной длиной dl, имеющие проводимость

γ ⋅ dS . Тогда проводимость dl

Y(Tl) трубок будет определяться из соотношения: 1 dl . =∫ Y (Tl ) l γ ⋅ dS

(2.26)

Учитывая, что проводимость ячейки Т равна сумме проводимостей Y(Tl) (2.24) трубок Tl, имеем

Y* =

∫

S

Это

выражение

определяет

1 dl ∫ γ ⋅ dS l

.

проводимость

(2.27)

ячейки

Т

с

измененной

характеристикой среды. Изменение заключалось в том, что в область ячейки было помещено множество бесконечно тонких пластинок с γ = 0. Согласно выводам [72,73,74], это может приводить лишь к уменьшению проводимости. Следовательно,

Y* ≤Y ,

(2.28)

где Y - проводимость области с заданной характеристикой среды.

Рис.2.7. Одна четвертая ячейки (Т) композиционного жидкометаллического контакта с сетчатой основой

Для

композиционного

ЖМК

(рис.2.5)

заниженная

проводимость

Y1* ячейки Т с одним волокном может быть определена как проводимость бесконечного числа элементарных трубок Тl длиной b и проводимостью Yl (рис.2.7), величина которых имеет различные значения в области Т по длине трубки, так как ток I последовательно проходит через жидкий металл с удельной электропроводностью γ 0 и волокно радиусом r с удельной электропроводностью γ1 , то, согласно рис.2.7 и соотношению (2.27), a

*

Y1 = 2a ∫ Yl ⋅ dx ,

(2.29)

0

⎛ b dy ⎞ где Yl = ⎜⎜ ∫ ⎟⎟ ⎝0 γ ⎠

−1

- проводимость трубки поля элементарного сечения,

отнесенная к величине этого сечения. Поскольку функция γ = γ ( x, y ) принимает значения или γ 0 , или γ1 , то с учетом рис.2.7 для величины Yl имеем при 0 ≤ x ≤ r

Yl =

=

1 b

dy ∫ γ 0

=

1 r 2 − x2

∫

0

dy + γ1

γ0 ⎛γ ⎞ b + ⎜⎜ 0 − 1⎟⎟ r 2 − x 2 ⎝ γ1 ⎠

=

b

∫

2

r − x2

dy γ0

1 2

2

2

r −x b− r −x + γ1 γ0

2

=

(2.30)

,

а при r ≤ x ≤ а

Yl =

1 b

dy ∫γ 0 0

=

γ0 . b

(2.31)

Подставив (2.30) и (2.31) в выражение (2.29), получим

Y1* r =∫ 2a 0

γ 0 ⋅ dx

a

+∫

γ 0 ⋅ dx = b

⎛γ ⎞ b + ⎜⎜ 0 − 1⎟⎟ r 2 − x 2 r ⎝ γ1 ⎠ γ (a − r ) dx = + 0 . b ⎛ γ0 ⎞ 2 − 1⎟⎟ r − x 2 b + ⎜⎜ ⎝ γ1 ⎠

(2.32)

Обозначим: r

dx . ⎞ ⎛ γ 0 b + ⎜⎜ 0 − 1⎟⎟ r 2 − x 2 ⎠ ⎝ γ1

J1 = ∫

(2.33)

Из рис.2.7 следует, что при x = 0, α = 0

x = r ⋅ sin α при x = r , α =

(2.34)

π 2

Подставив (2.34) в выражение (2.33), получим

J1 =

π 2

π 2

r ⋅ cos α ⋅ dα r cos αdα = . ∫ ⎛г ∫ ⎛г b ⎞ ⎞ r 0 0 b + ⎜⎜ 0 − 1⎟⎟ ⋅ r ⋅ cos α 1 + ⎜⎜ 0 − 1⎟⎟ ⋅ cos α ⎝ г1 ⎠ ⎝ г1 ⎠b

(2.35)

Введем следующие обозначения:

⎞r ⎛γ р = ⎜⎜ 0 − 1⎟⎟ ; ⎠b ⎝ γ1

t=

r ≤ 1; b

K=

r ≤ 1. a

(2.36)

Подставив (2.36) в выражение (2.35), получим π 2

π ⎡ ⎤ ⎥ r cos αdα r ⎢π 2 dα = J1 = ∫ ⎢ −∫ ⎥. b 0 1 + р ⋅ cos α b ⋅ р ⎢ 2 0 1 + р cos α ⎥ ⎣ ⎦

Обозначим:

(2.37)

M =

π 2

dα

(2.38)

∫ 1 + р ⋅ cos α

0

Подставив (2.38) в выражение (2.37), получим J1 =

r ⎛π ⎞ ⋅⎜ − M ⎟ b⋅ р ⎝ 2 ⎠

(2.39)

Затем подставив (2.36) и (2.39) в выражение (2.32), получим:

Y1* γ 0 ⋅ r ⎛ π ⎞ γ 0 (a − r ) = ⎜ −M⎟+ 2a b ⋅ р ⎝ 2 b ⎠

(2.40)

2aγ 0 ⎡ r ⎛ π ⎤ ⎤ 2a 2 ⋅ γ 0 ⎡ K ⎛ π ⎞ ⎞ + − = − + − = − M K M a r 1 ⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎥, ⎢ ⎥ b р b ⎢⎣ р ⎝ 2 2 ⎠ ⎠ ⎦ ⎣ ⎝ ⎦

(2.41)

Откуда Y1*

где М определяется из выражения (2.38) [75]

⎧ 2 1− р arctg , р2 ≤1 ⎪ 2 1+ р ⎪ 1− р ⎪ ⎪ р +1 M =⎨ 1+ р −1 ⎪ 1 ln , р2 >1 ⎪ 2 р +1 ⎪ р −1 1− р −1 ⎪⎩

(2.42)

При определении завышенного значения проводимости Y

**

ячейки Т

представим себе, что теперь в нее поместили множество бесконечно тонких пластинок с γ = ∞, поверхности которых ориентированы по осям Х и Z (рис.2.7). Теперь ячейка Т оказывается разбитой на множество последовательно включенных слоев ТS с конечным сечением S и элементарной толщиной dl. В свою очередь, эти слои можно разбить на параллельно соединенные участки с элементарным сечением dS , имеющие проводимость

γ ⋅ dS . Поэтому dl

проводимость Y(TS) слоев ТS будет определяться выражением

γ ⋅ dS . S dl

Y (TS ) = ∫

(2.43)

Учитывая, что обратная величина проводимости ячейки Т равна сумме обратных величин проводимостей Y(TS) слоев ТS , имеем:

Y **

⎛ ⎜ 1 = ⎜⎜ ∫ γ ⋅ dS ⎜⎜ l ∫ ⎝ S dl

−1

⎞ ⎟ ⎟ . ⎟ ⎟⎟ ⎠

(2.44) Это выражение определяет проводимость ячейки Т с измененной характеристикой среды. Изменение заключалось в том, что в область ячейки Т было помещено множество бесконечно тонких пластин c γ = ∞. Согласно выводам [72,73,74] это может приводить лишь к увеличению проводимости. Следовательно,

Y ** ≥ Y .

(2.45)

Для композиционного ЖМК (рис.2.5) завышенная проводимость Y1** ячейки Т с одним волокном основы может быть определена как проводимость бесконечного числа слоев элементарной толщины dS

с площадью S,

совпадающей с поверхностью, образуемой осями Х и Z. Проводимость такого слоя YS имеет различные значения по оси X, поскольку ток I проходит как через жидкий металл, так и через волокно основы радиуса r , то есть −1

**

Y1

⎛ b dy ⎞ = ⎜⎜ ∫ ⎟⎟ , ⎝ 0 YS ⎠

(2.46)

a

где YS = 2a ∫ γ ⋅ dx - проводимость слоя элементарной толщины, умноженной 0

на величину этой толщины. В этом случае функция γ = γ ( x, y ) также принимает значения или γ 0 , или

γ1 . Поэтому с учетом рис.2.7 для величины YS имеем при 0 ≤ y ≤ r

r2 − y2

∫

YS = 2 a

a

∫

γ 1 ⋅ dx + 2a

0

γ 0 ⋅ dx = 2aγ 1 r 2 − y 2 +

r2 − y2

)

(

⎡ ⎤ ⎛γ ⎞ + 2aγ 0 a − r 2 − y 2 = 2aγ 0 ⎢a + ⎜⎜ 1 − 1⎟⎟ r 2 − y 2 ⎥ , ⎝ γ0 ⎠ ⎣ ⎦

(2.47)

а при r ≤ y ≤ b a

YS = 2a ∫ γ 0 ⋅ dx = 2a 2 γ 0

(2.48)

0

Подставив (2.47) и (2.48) в выражение (2.46), получим

Y1** =

1 r

dy

∫

⎡ ⎛γ ⎤ ⎞ 0 2aγ 0 ⎢a + ⎜⎜ 1 − 1⎟⎟ r 2 − y 2 ⎥ ⎠ ⎣ ⎝ γ0 ⎦

b

dy

r

2a 2 γ 0

+∫

=

2a 2 ⋅ γ 0 b = = r dy 1 1 + (b − r ) ∫ b 0 ⎛ γ1 b ⎞ 1 2 r − y2 1 + ⎜⎜ − 1⎟⎟ ⋅ ⎠ a ⎝ γ0 2a 2 γ 0 = ⋅ b

1 r 1r 1− + ∫ b b0

dy ⎛γ ⎞ 1 2 r − y2 1 + ⎜⎜ 1 − 1⎟⎟ ⋅ ⎝ γ0 ⎠ a

.

(2.49)

Обозначим:

1 r J2 = ⋅ ∫ b 0

dy . ⎛ γ1 ⎞ 1 2 1 + ⎜⎜ − 1⎟⎟ ⋅ r − y2 ⎝ γ0 ⎠ a

(2.50)

Подставив (2.34) в выражение (2.50), получим π 2

1 J2 = ⋅ ∫ b 0

π 2

cos α ⋅ dα r r ⋅ cos α ⋅ dα = ∫ . b 0 ⎛ γ1 ⎛ γ1 ⎞ r ⎞ r 1 + ⎜⎜ − 1⎟⎟ ⋅ ⋅ cos α 1 + ⎜⎜ − 1⎟⎟ ⋅ ⋅ cos α γ a ⎝ 0 ⎠ ⎝ γ0 ⎠ a

(2.51)

Обозначим:

⎛γ ⎞ r q = ⎜⎜ 1 − 1⎟⎟ ⋅ ⎝ γ0 ⎠ a

(2.52)

π 2

dα . ⎛ ⎞ γ r 0 1 + ⎜⎜ 1 − 1⎟⎟ ⋅ ⋅ cos α ⎝ γ0 ⎠ a

N=∫

(2.53)

Подставив (2.52) и (2.53) в выражение (2.51), получим

J2 =

r ⎛π ⎞ ⎜ − N ⎟. b⋅q⎝ 2 ⎠

(2.54)

Затем, подставив (2.36) и (2.54) в выражение (2.49), получим

Y1**

2a 2 γ 0 = ⋅ b

2a 2 ⋅ γ 0 1 = t ⎛π b ⎞ 1− t + ⎜ − N ⎟ q⎝2 ⎠

−1

⎡t ⎛π ⎤ ⎞ ⎢q ⋅ ⎜ 2 − N ⎟ + 1 − t⎥ , ⎠ ⎣ ⎝ ⎦

(2.55)

где N определяется из выражения (2.53):

⎧ 2 arctg ⎪ 2 ⎪ 1− q ⎪ ⎪ N =⎨ 1+ ⎪ 1 ln ⎪ 2 ⎪ q −1 1− ⎪⎩

1− q , 1+ q q +1 q −1 q +1 q −1

q2 ≤1 (2.56)

,

q2 >1

Таким образом, с помощью одних и тех же координат апроксимации (прямоугольной системы координат) выражения (2.40) и (2.55) позволяют

*

определить заниженное Y1

**

и завышенное Y1

значения проводимости ячейки

Т композиционного ЖМК, которые удовлетворяют неравенствам (2.25), (2.28) и (2.45). Среднегеометрическая величина Y1Г

от заниженного и завышенного

значений полученных проводимостей

*

**

Y1Г = Y1 ⋅ Y1

(2.57)

также, как и Y1, удовлетворяет соотношениям (2.24), (2.28), и (2.45) и дает более точное, чем Y1* и Y1** , приближение к Y1. Поэтому

использование

выражения

(2.57)

повышает

точность

определения проводимости. Таким образом, соотношения (2.40), (2.55) и (2.57) позволяют рассчитать сопротивление R1 =

1 , входящее в выражение (2.24), с помощью которого Y1

можно определить

проводимость

слоистой

структурой.

сетчатой

ячейки Т композиционного ЖМК со

Используя

соотношение

(2.18),

можно

определить полную проводимость YK , зная геометрические параметры сетчатой основы композиционного ЖМК (диаметр волокна, размеры ячейки, а также площадь поверхности контакта). Важнейшим оценивается

параметром

качество

электрических

контакта

и

его

контактов,

по

которому

работоспособность,

являются

электрические тепловые потери, выделяющиеся при прохождении через контакт электрического тока. Величина тепловых потерь зависит от величины проводимости контакта YK и определяется выражением

I2 , P = U ⋅ YK = YK 2

(2.58)

где U – падение напряжения на контактах. Поскольку в композиционных ЖМК ток протекает и через жидкий металл, и через волокна основы, то тепловые потери в нем равны сумме тепловых потерь, выделяющихся в жидком металле и в волокнах Р1, то есть

Р = Р1 + Р2 .

(2.59)

Общие тепловые потери Р композиционного ЖМК можно легко определить

с помощью выражения (2.8), зная величину тока (падения

напряжения)

и

сопротивления

рассчитав

по

(проводимости)

приведенной его.

Однако

выше

методике

величину

для

выяснения

влияния

геометрических параметров сетчатой основы композиционного ЖМК (диаметр волокон, размер ячейки и так далее) на его сопротивление и, следовательно, общие тепловые потери необходимо определить распределение тепловых потерь между жидким металлом и волокнами композиции. Если поместить проводящий или непроводящий цилиндр радиуса r1 и длиной 2а (рис.2.8) с удельной проводимостью γ 1 = const в область Т с проводящей средой γ 0 = const , где есть однородное электрическое поле Е0, то чтобы найти поле внутри и вне цилиндра, можно использовать уравнение Лапласа в цилиндрических координатах [134], которое имеет вид 1 d ⎛ dϕ ⎞ 1 d 2 ϕ =0 , ⋅ ⋅ ⎜r ⋅ ⎟ + r dr ⎝ dr ⎠ r 2 dα 2

(2.60)

где ϕ - потенциал электрического поля. В качестве проводящей среды в композиционном МЖК используется жидкий металл, в который помещается цилиндрическое волокно основы. Решением уравнения Лапласа (2.60) будет согласно [134]: для волокна основы ϕ1 = −

2γ 0 ⋅ Е0 Х ; γ1 + γ 0

(2.61)

для области Т, занятой жидким металлом

⎛ γ − γ 0 r1 ⎞ ⋅ − r ⎟⎟ ⋅ cos α . ϕ 2 = Е 0 ⋅ ⎜⎜ 1 ⎝ γ1 + γ 0 r ⎠

(2.62)

Рис.2.8. Область (Т) однородного электрического поля с проводящей средой γ 0 = const , в которую помещен проводящий или непроводящий цилиндр радиуса r с удельной проводимостью γ 1 = const Необходимо отметить, что в строгой постановке формулы (2.61), (2.62) относятся к неограниченной среде. Однако, поскольку границы области Т отстоят от центра волокна на величину, примерно равную или большую его диаметра, то согласно исследованиям Ю.С.Русина ∗ можно считать, что одна пара границ области Т практически совпадает с эквипотенциалами внешнего ∗

Русин Ю.С. Расчет электромагнитных систем. – Л.: «Энергия», 1968. - 132 с.

поля, а другая пара границ – с его силовыми линиями (погрешность такого приближения по потенциалу не превышает порядка 8%, а по напряженности – 12%). Это свидетельствует о возможности использования формул (2.61), (2.62) для описания поля в рассматриваемой области Т. При аналогии с (2.61), напряженность электрического поля внутри волокна Е1 будет

E1 = 2γ 0 (γ1 + γ 0 )−1 ⋅ E0 .

(2.63)

Плотность тока в области Т (рис.2.8), занятой жидким металлом, при отсутствии в нем волокон

δ 0 , может быть определена известным выражением δ 0 = γ 0 E0 = I (4ab )−1 .

(2.64)

Откуда напряженность электрического поля в области Т, заполненной только жидким металлом, определяется выражением

E 0 = I (γ 0 ⋅ 4ab )−1 .

(2.65)

Напряженность же электрического поля области Т вне волокна Е2 может быть определена (рис.2.8) как

E2 = Eб 2 + Er 2 ,

(2.66)

где Еα - составляющая вектора Е2, направленная под углом к оси Х, причем

Eб =

1 ∂ϕ ⋅ , r ∂α

(2.67)

а Е r - радиальная составляющая вектора Е2, причем

Er =

∂ϕ 2 . ∂r

Подставив (2.67), (2.68) и (2.62) в выражение (2.66), получим

(2.68)

2

2

⎛ ∂ϕ ⎞ ⎛ 1 ∂ϕ ⎞ E2 = ⎜ ⋅ 2 ⎟ + ⎜ 2 ⎟ = ⎝ ∂r ⎠ ⎝ r ∂α ⎠ 2

2

= E0

⎡ 1 ⎛ γ1 − γ 0 r 2 ⎞⎤ ⎡ γ 1 − γ 0 r12 ⎤ 2 1 ⎜ ⎟ ⋅ 2 − r ⎥ ⋅ sin α + ⎢− ⋅ 2 − 1⎥ ⋅ cos 2 α = ⎢ ⎜ ⎟ ⎠⎥⎦ ⎣⎢ γ 1 + γ 0 r ⎦⎥ ⎣⎢ r ⎝ γ 1 + γ 0 r

= E0

⎡ γ 1 − γ 0 r12 ⎤ ⎡ γ 1 − γ 0 r12 ⎤ 2 2 ⋅ − 1 ⋅ sin α + − ⋅ − 1 ⎢ ⎥ ⎢ ⎥ ⋅ cos α 2 2 ⎥⎦ ⎣⎢ γ 1 + γ 0 r ⎣⎢ γ 1 + γ 0 r ⎦⎥

2

(2.69)

2

Обозначим:

ш=

γ1 − γ 0 . γ1 + γ 0

(2.70)

Подставив затем (2.70) в выражение (2.69), получим

2

E2 = E0

2

⎛ r1 2 ⎞ ⎛ r1 2 ⎞ 2 ⎜ш ⎟ ⎜ш ⎟ cos 2 α = 1 sin 1 − α + + ⎜ r2 ⎟ ⎜ r2 ⎟ ⎝ ⎠ ⎝ ⎠

= E0

2 2 ⎡ 2 ⎛ r ⎞4 ⎤ ⎡ 2 ⎛ r ⎞4 ⎤ 2 ⎛ r1 ⎞ ⎛ r1 ⎞ 1 1 ш 2 ш + + + α + 1 sin ш 2 ш 1 − ⎢ ⎜ ⎟ ⎥ cos 2 α = ⎢ ⎜ ⎟ ⎥ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟ ⎝r⎠ ⎝r⎠ ⎢⎣ ⎝ r ⎠ ⎥⎦ ⎢⎣ ⎝ r ⎠ ⎥⎦

= E0

⎛r ⎞ ⎞ ш ⎜ ⎟ + 1 + 2ш⎜ 1 ⎟ cos 2α ⎝r⎠ ⎝r⎠ 2 ⎛ r1

4

(2.71)

2

Максимальное значение напряженность Е2 принимает при углах α = 0 или α = π. В этом случае

E 2 = E 2m

⎡ ⎛ r ⎞2 ⎤ = E 0 ⎢ш⎜ 1 ⎟ + 1⎥ . ⎥⎦ ⎣⎢ ⎝ r ⎠

(2.72)

Область, занятая жидким металлом в ограниченном объеме Т (рис.2.8), ограничивается радиусом волокна r1 и начинается при r = r1, тогда

E 2 m = E 0 (ш + 1) = E 0

γ1 − γ 0 + γ1 + γ 0 2γ 1 = E0 . γ1 + γ 0 γ1 + γ 0

(2.73) Таким образом, выражения (2.63), (2.65) и (2.73) позволяют определить напряженности электрического поля области Т (рис.2.7) композиционного ЖМК внутри волокна основы – E1, однородного поля области Т, занятой только жидким металлом – Е0, и вне волокна основы – Е2. Тепловые потери в единице объема области Т (удельные объемные потери) могут быть определены следующим выражением: P = γ ⋅ E2 ,

где

γ

(2.74)

- удельная электропроводимость среды, а Е – напряженность

электрического поля. По

аналогии

с

(2.74)

удельные

объемные

тепловые

потери,

выделяющиеся в волокне Р1, могут быть определены как P1 = γ 1 E12 ,

(2.75)

а удельные объемные тепловые потери в области Т вне волокна, то есть в жидком металле Р2, соответственно как

P2 = γ 2 E 2m 2 .

(2.76)

Подставив (2.63) и (2.65) в выражение (2.75), получим

P1 =

γ 1 (2 γ 0 )2 I 2

(γ1 + γ 0 )2 γ 0 216a 2 b 2

=

γ1 I 2

4a 2 b 2 (γ1 + γ 0 )2

А подставив (2.65) и (2.73) в выражение (2.76), получим

.

(2.77)

P2 =

γ 0 (2 γ1 )2 I 2

(γ1 + γ 0 )2 γ 0 2 16a 2 b 2

=

γ12 I 2

4a 2 b 2 γ 0 (γ1 + γ 0 )2

.

(2.78) Поскольку поле плотности тока внутри волокна однородно [134], то тепловые потери, выделяющиеся в волокне Р1, будут равны Р1 = РV1 ,

(2.79) где V1 – объем волокна, причем V1 = 2aπ ⋅ r1

2

(2.80)

Подставив (2.77) и (2.80) в выражение (2.79), получим

P1 =

γ 1 I 2 2aπ ⋅ r12

4a 2 b 2 (γ 1 + γ 0 )2

=

γ 1 I 2 π ⋅ r12

2ab 2 (γ 1 + γ 0 )2

.

(2.81)

Тогда тепловые потери, которые будут выделяться вне волокна, в жидком металле Р2 области Т определяются из выражения (2.58) Р2 = Р − Р1

(2.82)

Учитывая, что в области Т имеются два волокна основы и что таких областей в композиционных ЖМК - m ⋅ n (рис.2.5), суммарные тепловые потери, выделяющиеся в волокнах основы P1∑ , будут равны P1∑ = 2n ⋅ m ⋅ P1 = n ⋅ m

γ1 I 2 π ⋅ r12

ab (γ1 + γ 0 ) 2

2

.

(2.83)

Тогда суммарные тепловые потери, которые выделяются в жидком металле (вне волокна основы) P2 ∑ с учетом выражений (2.58), (2.81), (2.82) и (2.83) могут быть определены как

γ 1 ⋅ I 2 π ⋅ r12 I2 − n⋅m 2 . P2∑ = P − P1∑ = YK ab (γ 1 + γ 0 )2

(2.84)

Таким образом, с помощью выражений (2.58), (2.83) и (2.84) и, подсчитав по предложенной методике проводимость YK , можно определить как общие тепловые потери, выделяющиеся в композиционных ЖМК, так и распределение этих тепловых потерь между областями, занятыми жидким металлом и материалом волокон. 2.2.3. Пример расчета контактного сопротивления композиционного жидкометаллического контакта многоамперных электрических аппаратов В табл.2.4 приведен расчетный формуляр для определения величины проводимости и распределения тепловых потерь в композиционных ЖМК, имеющих в качестве сетчатой основы стеклоткань с диаметром в волокне 0,3 мм и размером ячейки 0,5 х 0,5 мм, пропитанной сплавом Ga-In-Sn. Таблица 2.4

Расчетный формуляр проводимости и распределения тепловых потерь в композиционных ЖМК № п/п

Определяемая величина

1

2 1. Исходные данные Удельная проводимость материала волокна (стекловолокна) Удельная проводимость жидкого металла (сплав Ga-In-Sn)

1. 2. 3. 4.

Обоз Числовое на- значение Размерност чени ь е 3 4 5 γ1 γ0

0

Площадь поверхности композиционного ЖМК

S0

0,357·107 7·10-4

Площадь ячейки сетчатой основы композиционного ЖМК

Sя

0,25·10-6

1 Ом ⋅ м 1 Ом ⋅ м

м2 м2

5. 6. 7. 8. 1

Расстояние между соседними волокнами сетчатой основы Диаметр волокна Толщина жидкометаллической композиции 2. Расчетные величины Проводимость ячейки композиционного ЖМК, заполненной только сплавом Ga-InSn 2 Y0 =

(

γ 0 2a 2 0,357 ⋅107 ⋅ 2 ⋅ 0,25 ⋅ 10 = b 0,325 ⋅10−3

= 0,137 ⋅ 104

9.

Заниженное значение проводимости ячейки, содержащей только одно волокно сетчатой основы 2

2γ 0 ⋅ a ⎡ K ⎛ π ⎞ ⎤ ⎜ − M ⎟ + 1⎥ − K , ⎢ b ⎠ ⎦ ⎣ р ⎝2 где р = ⎛⎜⎜ γ 0 − 1⎞⎟⎟ r = ∞ при γ1 = 0 γ b ⎝ 1 ⎠

r 0,15 ⋅ 10 −3 = 0,6; K= = a 0,25 ⋅ 10 −3

M =

1 2

м

2r 2b

0,3·10-3 0,65·10-3

м м

Продолжение табл. 2.4

Y30

4 0,137·104

R0

7,3·10-4

р −1

1+

р +1 р −1

1−

р +1 р −1

ln

Y1 =

(

0,0548⋅10 P

0,325 ⋅10 1 = 0,0548 ⋅10 4 Ом

4

Ом

∞

-

К 0,6

=0

0,357 ⋅10 7 ⋅ 2 ⋅ 0,25 ⋅10 −3 −3

Ом

*

Y1

-

при р = ∞ *

1 5Ом

1 Ом

1 1 = = 7,3 ⋅ 10− 4 Ом 4 Y0 0,137 ⋅ 10

Y1* =

0,5·10-3

=

Сопротивление ячейки композиционного ЖМК, заполненной только сплавом Ga-InSn R0 =

10.

)

−3 2

2а

)

2

[1 − 0,6] =

М 0

11.

Завышенное значение проводимости ячейки, содержащей только одно волокно сетчатой основы 2γ 0 a 2 = b

Y1**

⎡t ⎛π ⎤ ⎞ ⋅ ⎢ ⎜ − N ⎟ + 1 − t⎥ ⎠ ⎣q ⎝ 2 ⎦

−1

Y1**

,

0,094⋅104

−3

⎞ 0,15 ⋅ 10 0 где q = ⎛⎜ γ 1 − 1⎞⎟ ⋅ r = ⎛⎜ ⎟ 1 − ⎜γ ⎟ a ⎜ ⎟ 0,25 ⋅ 10 −3 = 7 0 , 357 10 ⋅ ⎝ 0 ⎠ ⎝ ⎠ =-0,6 < 1

2

1 t=

r 0,15 ⋅ 10 = 0,46; = b 0,25 ⋅ 10 −3 2

N=

1 − q2

N=

Y1**

arctg

2 1 − (− 0,6 )2

(

Y1 =

N

2,77

)⋅

−3 2

−1

Y1

0,0718⋅10

4

1 Ом

⋅ Y1**

= 0,548 ⋅ 104 ⋅ 0,094 ⋅ 104 = 0,0718 ⋅104

13.

4

-

Среднегеометрическое значение проводимости ячейки композиционного ЖМК, содержащей только одно волокно сетчатой основы Y1*

5-

0,46

1 + 0,6 arctg = 2,77 1 − 0,6

⎡ 0,46 ⎛ 3,14 ⎤ ⎞ ⋅⎢ ⋅⎜ − 2,77 ⎟ + 1 − 0,46⎥ ⎠ ⎣ − 0,6 ⎝ 2 ⎦ 1 4 = 0,094 ⋅ 10 Ом

12.

-0,6 Продолжение табл. 2.4

1 − q , при q2 < 1 1+ q

2 ⋅ 0,357 ⋅ 107 ⋅ 0,25 ⋅ 10 = 0,325 ⋅ 10−3

-

q

3 t

−3

1 Ом

1 Ом

Сопротивление ячейки композиционного ЖМК, содержащей только одно волокно сетчатой основы

R1

13,9⋅10-4

Ом

1 1 = = 13,9 ⋅10 − 4 Ом − 4 Y1 0,0178 ⋅10 Проводимость ячейки композиционного ЖМК, содержащей оба волокна сетчатой основы R1 =

14.

(

Y = (2 R1 − R0 )−1 = 213,9 ⋅10 − 4 − 7,3 ⋅10

1 16.

S0 7 ⋅ 10 −4 n= = 2800 = S Я 0,25 ⋅ 10 − 6

2 Проводимость композиционного ЖМК с площадью контактной поверхности S 0 = 7 ⋅ 10

0,0486⋅10

n

2800

3

4

=

Число ячеек в композиционных ЖМК с площадью поверхности S 0 = 7 ⋅ 10 −4 м 2

−4

Y

1 Ом

1 Ом

= 0,0486 ⋅10 4

15.

)

− 4 −1

4

м

2

-

5 1 Ом

YK

Y K = n ⋅ Y = 2800 ⋅ 0,0486 ⋅10 4 = = 1,35 ⋅10 6

17.

1 Ом

Опытное значение проводимости композиционного ЖМК с площадью контактной поверхности S 0 = 7 ⋅ 10

−4

м

Y КОП = 1 ⋅10 6

18.

19.

2

1,35⋅106

YКОП

1⋅10

δ

35

6

1 Ом

1 Ом

Погрешность расчета ⎛ Y δ = ⎜⎜1 − K ⎝ YКОП

⎞ ⎟⎟100% = ⎠

⎛ 1,35 ⋅ 10 6 ⎜1 − ⎜ 1 ⋅ 10 6 ⎝

⎞ ⎟100% = 35% ⎟ ⎠

Общие тепловые потери, выделяющиеся в композиционном ЖМК при I = 1000 A

0,74

%

Вт

P=

20.

I 10 = = 0,74 Вт YK 1,35 ⋅106

Тепловые потери, выделяющиеся в волокнах сетчатой основы композиционного ЖМК P1 =

21.

Р

6

0

Р1

Вт

n 2 γ1 I 2 π ⋅ r 2

ab 2 (γ 1 + γ 0 )2

при γ 1 = 0 Тепловые потери, выделяющиеся в жидком металле (сплав Ga-In-Sn) композиционного ЖМК с площадью контактной поверхности S 0 = 7 ⋅ 10 −4 м 2 при токе I = 1000 A

Вт

0,74

Р2

Р2 = Р − Р1 = 0,74 Вт, при Р1 = 0

Таким

образом,

приведенный

расчет

показал,

что

погрешность

определения проводимости по предложенной методике находится в пределах допустимых при измерении проводимости электрического контакта. При использовании в качестве сетчатой основы композиционного ЖМК стеклоткани с удельной электропроводимостью волокон равной 0, все тепловые потери выделяются в жидком металле. 2.3. Коммутационная износостойкость дугогасительных контактов многоамперных электрических аппаратов Все рассматриваемые в настоящей работе многоамперные электрические аппараты

имеют

две

контактные

системы:

основную

(главную)

и

дугогасительную. Основная контактная система имеет большое число параллельно включенных

контактных

мостиков

и

предназначена

для

длительного

пропускания тока нагрузки. Поэтому материал основных контактов должен обязательно обладать небольшими значениями контактного сопротивления.

Такими

материалами

являются

серебро

и

композиционные

жидкометаллические материалы на основе сплава галлий-индий-олово. Однако как серебряные контакты, так и композиционные ЖМК обладают невысокой эрозионной стойкостью и под действием электрических разрядов при коммутации электрических цепей подвергаются сильному электрическому износу. Дугогасительная

контактная

система

предназначена

для

защиты

основных контактов от электрического износа при коммутации. Кинематика приводного механизма многоамперных выключателей такова, что при включении первыми замыкаются дугогасительные контакты, затем главные, а при

отключении

вначале

отключаются

главные

контакты,

затем

дугогасительные. Дугогасительные контакты имеют в области контактирования напайки из дугостойкого материала (металлокерамика медь-графит). Работоспособность контактов определяется процессами, происходящими при замыкании и размыкании электрических цепей. Наибольшему электрическому износу подвержены контакты в процессе размыкания электрических цепей нагрузки. Эрозия контактов при электрической коммутации приводит к изменению массы, геометрических размеров контактов, что уменьшает провалы, нажатия контактов и увеличивает переходное сопротивление. Вследствие этого увеличиваются температура и падение напряжения на контактах. Вопросам контактно-эрозионных явлений посвящено несколько тысяч работ, например [9,12,15,17,20-27,29 и др.]. Известно, что в процессе размыкания контактов при уменьшении силы нажатия уменьшается площадь касания контакта, увеличивается сопротивление стягивания, падения напряжения на контакте и температура площадки касания. В первый момент после отрыва подвижного контакта от неподвижного возникает жидкий металлический мостик, который растягивается и под

действием интенсивного разогрева доводится до температуры кипения и разрывается. Разрыву мостика способствует также электродинамические силы. После

разрыва

мостика

могут

возникать

различные

формы

электрического разряда. Например, дуговой разряд возникает при следующих условиях [9,20,21,166]: для серебра – U ≥ 12 В,

I ≥ 0,4 А;

для меди – U ≥ 15 В, I ≥ 0,38 А. При более низких значениях тока и напряжения, выше приведенных значений, электрическая дуга не возникает [20], а износ контактов происходит исключительно вследствие образования между ними мостика из жидкого металла. При размыкании контактов при больших токах электрическая дуга может перемещаться по поверхности контакта силами внешнего магнитного поля, а также магнитного поля, созданного током, проходящим по контактам. При этом обе контактные поверхности теряют металл. Обычно на катоде образуются наросты, а на аноде – кратеры. Этот процесс называется электродуговым переносом или износом. Все вышеизложенное справедливо для шунтирующих многоамперных электрических

аппаратов,

которые

коммутируют

цепи

электролизных

установок постоянного тока при низких значениях напряжения. Например, падение напряжения на одной электролизной ванне составляет 4 – 6 В. При ее включении в цепь нагрузки необходимо разомкнуть контакты шунтирующего выключателя. При этом в переходном режиме могут возникать значительные перенапряжения

–

несколько

индуктивности,

создаваемой

десятков

вольт,

токоподводящими

создаваемой самой электролизной ванной.

которые шинами,

зависят и

от

емкости,

При отключении больших токов в

десятки килоампер между дугогасительными контактами выключателя в начальный момент их расхождения возникает объемный мостик жидкого металла и его разрушение будет сопровождаться сильным дуговым разрядом.

Это приводит к выбросу значительной массы контактного материала, что является главной причиной износа контактов. Известно, что одним из основных факторов, влияющих на срок работы контактной системы электрических аппаратов, является удельный расход контактного материала, который определяется выражением q=(mH-mK)/(N IP),

где

(2.85)

mH – исходная масса контактов;

mK – конечная масса контактов; N – число коммутационных операций; IP – рабочий ток при коммутации.

Тогда среднее значение удельного расхода контактного материала на одну контактную пару в мостиковой контактной системе: qКП=Σq/(2n),

где

(2.86)

n – число полюсов аппарата.

В

рассматриваемой

конструкции

многоамперного

выключателя

постоянного тока n=1. Наиболее простой способ определения удельного расхода материала при размыкании контактов является экспериментальный метод при взвешивании и определении объекта контактов до и после коммутации. Специфика работы многоамперных шунтирующих выключателей такова, что проведение их испытаний на коммутационную износостойкость не представляется возможным. Шунтирующий выключатель включается в цепь нагрузки электролизного цеха, состоящую из 100-150 электролизных ванн, и при проведении большого числа коммутаций цепи при токах нагрузки 60 кА – 150 кА возможно нарушение технологического процесса и выход из строя электролизера.

Поэтому задачей большой важности является определение методики расчета числа циклов включения-отключения многоамперного выключателя до выхода из строя дугогасительных контактов и определение момента их ремонта и замены. В противном случае после выхода из строя дугогасительных контактов сильной электрической эрозии подвергаются основные контакты и аппарат становится неработоспособным. Из выражения (2.85) следует N=

Объемный

расход

m . q ⋅ IP

материала

контактов

(2.87) при

размыкании

можно

определить выражением m=ρV=ρπR02l,

где

(2.88)

m=mH-mK – масса расхода материала контакта за одно отключение;

ρ – плотность расплавленной массы в электрической дуге; V – объем дуги; R0 – радиус дуги; l – длина дуги.

Длину жидкометаллического мостика можно определить из выражения [III] l=α t P +υtP, где

(2.89)

α – коэффициент, зависящий от материала контактов;

υ – скорость расхождения контактов; tP – время существования дуги до ее разрыва. Радиус дуги можно определить из выражения d(PT+PП)/dr=0,

(2.90)

где

r – текущий радиус дуги по поперечному сечению;

PT=πρkθПr2/ma – термическая сила воздействия на дугу; PП=B2/(2μ) – сила пинч-эффекта; k – постоянная Больцмана; θП – температура плавления материала контактов; ma – масса атома контактного материала; B=μIr/(2πR02) – магнитная индукция; μ – магнитная проницаемость. Интегрируя выражение (2.90) и решая уравнение относительно R0, получим

R0= 4 μI P 2 m a / 8π 3 ρkθ П .

(2.91)

Таким образом, определив с помощью выражений (2.89) и (2.91) длину и радиус электрической дуги, а с помощью уравнения (2.88) – объемный расход материала контактов при их размыкании, можно найти число коммутационных операций

дугогасительных

контактов

до

их

полного

износа,

зная

экспериментальный удельный расход контактного материала. Из

проведенных

коммутационных

испытаний

многоамперных

шунтирующих выключателей определен средний удельный расход контактного материала (металлокерамика медь-графит) при токах 60 кА – 100 кА. q = (8 ÷ 10 ) мГ/кА Пример

расчета

электрической

износостойкости

дугогасительных

контактов многоамперных электрических аппаратов приведен ниже. Масса металлокерамической напайки на дугогасительном контакте составляет 47,5 г контактов

нового

при ее размерах 30х30х6 мм. Провал дугогасительных выключателя

составляет

7-8

мм.

Замена

металлокерамических накладок

должна производиться при уменьшении

провала до 2 мм, а провал при этом уменьшается при полном износе накладок дугогасительных контактов на 6 мм. Таким образом износ двух накладок дугогасительных контактов составит m = 47,5 г. Используя выражение (2.87) и экспериментальные данные, получаем, что при отключении тока нагрузки 100 кА число коммутационных операций выключателя в межремонтный период составит N 100 =

47,5 10 ⋅ 10

−3

⋅ 100

≅ 50 операций,

а при токе нагрузки 60 кА число коммутационных операций выключателя в межремонтный период составит

N 60 =

Полученные

результаты

47,5 8 ⋅ 10 −3 ⋅ 60

хорошо

≅ 100 операций.

согласуются

с

данными

опытной

эксплуатации шунтирующих выключателей соответствующих типов В-61 М на ток нагрузки 63 кА и В-100 М на ток нагрузки 100 кА. С другой стороны, используя выражение (2.91) определим радиус дуги при следующих данных [171]: м0 = 12,55 ⋅ 10 −9 Гн/см 3 ;

m a = 9,1 ⋅ 10 −22 г;

ρ = 8,8 Гн/см 3 ;

K = 1,36 ⋅ 10 −23 Дж/к ;

и П = 1083 D С ;

I P = 100000 A .

R0 = 4

μI P 2 m a 8π 3 ρKθ П

=4

12,55 ⋅ 10 −9 ⋅ (100000 )2 ⋅ 9,1 ⋅ 10 − 22 8 ⋅ 3,14 3 ⋅ 8,8 ⋅ 1,36 ⋅ 10 − 23 ⋅ 1083

= 0,244 см

Используя выражение (2.89) определим длину дуги к моменту ее разрыва при следующих экспериментальных данных:

t P = 0,002 c ;

х = 5 м/с ;

α = 10

l = 10 0,002 + 5 ⋅ 0,002 = 0,46 см Объемный

расход

материала

контактов

при

одном

размыкании

определяется выражением (2.88). m = 8,8 ⋅ 3,14 ⋅ 0,244 2 ⋅ 0,46 = 0,76 г . Определим удельный расход контактного материала с помощью выражения (2.85). Для тока нагрузки IP = 100 кА q100 =

0,76 = 7,6 тГ Ка ; 100

для тока нагрузки IP = 60 кА q 60 = Полученные

расчетные

0,76 = 12,6 тГ Ка 60 значения

удельного

расхода

контактного

материала имеют удовлетворительное совпадение с экспериментальными значениями. Данная

методика

износостойкость

мостиковой

позволяет

определить

дугогасительной

коммутационную

контактной

системы

с

прямоходовым токоподводом многоамперных электрических аппаратов с достаточной для практических целей точностью. Это позволяет сделать вывод о возможности ориентировочного определения количества циклов «включенияотключения»

в

межремонтный

период

дугогасительных

контактов

многоамперных выключателей в зависимости от номинального тока аппарата.

ГЛАВА 3. ТОКОВЕДУЩИЕ СИСТЕМЫ МНОГОАМПЕРНЫХ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ 3.1. Анализ методов охлаждения многоамперных электрических аппаратов В [2,9 – 14,141,144] приведен анализ тепловых процессов в электрических аппаратах как при естественном, так и при искусственном охлаждении их токоведущих систем. Однако приведенные методики тепловых расчетов рассматривались для аппаратов управления, номинальные токи которых не превышали нескольких тысяч ампер. Токи значений нескольких десятков и сотен тысяч ампер, протекающие через такие аппараты управления, переходят в разряд токов короткого замыкания. Режим короткого замыкания является экстремальным режимом для аппаратов управления. У многоамперных электрических аппаратов токи значений десятки и сотни тысяч ампер являются номинальными токами. Таким образом, многоамперные электрические аппараты как бы работают в режиме короткого замыкания при установившемся режиме работы. Многоамперные электрические аппараты на токи нагрузки свыше 30000А при естественном охлаждении имеют большие габаритные размеры и массу. Ведущие

иностранные

многоамперных выключателей естественным

охлаждением.

фирмы

по

производству

шунтирующих

изготавливают такие аппараты только с Поэтому,

например,

аппарат

японского

производства TAKAHASHI DEHKI HITACHI на ток нагрузки 75000 А имеет массу 2400 кг и габаритные размеры 2120х1750х900 мм, аппарат итальянского производства ORONZIO DE NORA на ток нагрузки 8000 А имеет массу 150 кг и габаритные размеры 700х450х260 мм, аппарат российского производства ВШ-400 на ток нагрузки 40000А имеет массу 440 кг и габаритные размеры 780х760х700 мм. Для сравнения аналогичные выключатели российского

производства с искусственным водяным охлаждением, например, В-30 на ток нагрузки 30000 А имеет массу 150 кг и габаритные размеры 490х480х815 мм, а выключатель В-100 на ток нагрузки 100000 А имеет массу 370 кг и габаритные размеры 730х480х815 мм. Из сравнения аппаратов с естественным и искусственным

охлаждением

можно

сделать

вывод,

что,

применяя

искусственные методы охлаждения многоамперных выключателей, можно уменьшить их размеры или увеличить ток нагрузки в несколько раз. Искусственные методы охлаждения подразделяются: - на принудительное воздушное охлаждение; - автономное жидкостное охлаждение; - принудительное жидкостное охлаждение; - испарительное жидкостное охлаждение. При принудительном воздушном охлаждении токовая нагрузка аппарата может быть увеличена в 2 раза, при автономном жидкостном охлаждении – в 2,8 раза, при принудительном жидкостном охлаждении в 4 – 5 раз по сравнению с тем, что имеет место при естественном методе охлаждения [137]. Эффективность способов охлаждения определяется в значительной мере величиной коэффициента теплообмена. Ниже приведены значения этого коэффициента для рассмотренных систем [137]: а) естественное воздушное охлаждение – 2 – 10

Вт м 2 ⋅о С

б) принудительное воздушное охлаждение – 10 – 100 в) автономное водяное охлаждение – 200 – 600

Вт 2 о

м ⋅ С

Вт м 2 ⋅о С

г) принудительное водяное охлаждение – 1000 – 3000 д) испарительное водяное охлаждение – 45000

Вт м 2 ⋅о С

; ;

; Вт 2 о

м ⋅ С .

;

Следует отметить, что принудительное обдувание аппарата воздухом не всегда эффективно, так как подвод охлаждающего воздуха к наиболее нагретым деталям может быть затруднен, ввиду сложности конструкции многих аппаратов. Внезапный перерыв в подаче воздуха приводит к аварийному перегреву аппарата. Автономное жидкостное охлаждение основано на переносе тепла от аппарата и расположенному над ним радиатору в результате тепловой конвекции. Жидкость циркулирует по замкнутому контуру. При этом способе не нужно ни насосов, ни фильтров, ни контрольно-измерительной аппаратуры. Не может быть аварии из-за перерыва в подаче жидкости. Возможно применение жидкостей, не замерзающих при отрицательных температурах окружающего воздуха. Все это делает автономную систему охлаждения в ряде случаев конкурентоспособной с системой принудительного жидкостного охлаждения, хотя по интенсивности теплоотвода она ей уступает. Более эффективным является принудительное жидкостное охлаждение. В контактах и токоведущих частях аппарата выполняются каналы, по которым пропускается под давлением охлаждающая жидкость, например вода. Однако вода может иметь большую электрическую проводимость и при ее применении для охлаждения токоведущих частей аппарата возможны замыкания на землю или неполное размыкание цепи при отключенном аппарате. Успехи по химической очистке воды в последнее время позволили настолько повысить ее удельное

электросопротивление,

что

она

практически

становится

диэлектриком. Но при этом методе охлаждения требуется применение фильтров,

очищающих

воду,

сети

трубопроводов

с

насосами,

теплообменниками, контрольной аппаратурой, что усложняет эксплуатацию. К тому же при принудительном жидкостном охлаждении возможны аварии из-за случайного перерыва в подаче жидкости. В ряде конструкций аппаратов подвод охлаждающей жидкости к токоведущим элементам затруднен, например к подвижным контактам. В этом случае оказывается эффективной комбинированная система охлаждения. Во

многих конструкциях многоамперных выключателей все токоведущие части погружены в трансформаторное масло. Таким образом, подвижные контакты имеют масляное охлаждение. Тепловой поток от этих контактов передается маслу, а от него охлаждаемым жидкостью неподвижным контактам и токоподводам. Интенсивный отвод тепла может быть достигнут при испарительном охлаждении. Эта система основана не на отводе тепла путем нагревания жидкости, а на его поглощение в процессе парообразования. Скрытая теплота парообразования воды, например, в 539 раз больше того количества тепла, которое затрачивается на ее нагревание на 1°С. Этим и обусловлена большая эффективность

метода.

Однако

такая

система

требует

специального

дорогостоящего оборудования и в настоящее время в многоамперных выключателях не применяется. 3.2. Тепловые процессы в многоамперных аппаратах с естественным охлаждением 3.2.1. Основные соотношения В электротехнической практике тепловые процессы и расчет температур нагрева токоведущих элементов электрических аппаратов при естественном охлаждении рассматриваются и производятся по известным методикам и формулам, изложенным в основном в [9 - 22]. Для многоамперных аппаратов при расчете превышения температуры токоведущих элементов относительно температуры жидкой или газообразной среды, омывающей нагретую поверхность, используется известная формула Ньютона Р = Кто·S· ф ,

(3.1)

где Р – мощность, отдаваемая конвекцией и лучеиспусканием окружающей среде, Вт; S – нагретая поверхность, м2;

ф= ин − и0 - превышение температуры нагретой поверхности

ин над

температурой окружающей среды и0 , °С; Кто – коэффициент теплоотдачи с нагретой поверхности,

Вт 2 о

м ⋅ С

В [139] приводится методика расчета распределения температур в мостиковых контактах и примыкающих к ним токоподводах. Анализируются возможные температурные режимы в многоамперных аппаратах. В современных сильноточных электрических аппаратах находят широкое применение контакты мостикового типа. Общая схема такого контактного соединения

приведена

на

рис.3.1.

Здесь

неподвижные

контакты

2

перемыкаются подвижным контактом 1. Во многих аппаратах контактный мостик является наиболее нагретой деталью и его температура определяет предельно допустимый для аппарата ток. В связи с этим важное значение приобретает вопрос о распределении температур в описываемом контактном соединении и выяснении причин, влияющих на это распределение. При этом здесь ограничиваются установившимися тепловыми процессами, так как именно они в большинстве случаев определяют номинальный ток аппарата. Упрощенный характер распределения температур вдоль токоподводов и контактного мостика можно проследить по кривым рис.3.1. При протекании тока через рассматриваемое устройство приходится учитывать потери энергии как в токоведущих частях 1 и 2, так и в контактных соединениях АС и ВD. Наиболее высокая температура наблюдается именно в этих местах. Кроме того, мостик оказывается обычно нагретым сильнее, чем токоподводы, поэтому между ними происходит теплообмен. Тепловой поток проходит через контакты

АC и ВD, которые обладают тепловым сопротивлением, более высоким, чем другие токоведущие части. Поэтому в местах соприкосновения контактного мостика с токоподводами имеет место резкое изменение температур Δθ. Следует отметить, что в действительности перепад температур Δθ на рис.3.1 не происходит скачкообразно. Переход от температуры θ1 к температуре θ2 в контактном соединении происходит плавно на некотором участке рис.2.2.

Рис.3.1. Схема распределения температур в контактном соединении мостикового типа: 1 – контактный мостик; 2 – неподвижные контакты Наиболее нагретым оказывается контакт, принадлежащий мостику. Его температура θ1, а соответствующий контакт токоподвода имеет более низкую температуру θ2. Перепад температур в контактном переходе Δθ = θ1 - θ2.

По

мере удаления от контактного соединения температура токоподвода падает и

стремится к значению θу 2 , которую имел бы токоподвод при отсутствии контактного мостика. При отсутствии контактов АС и ВD температура мостика также была бы более низкой и равной θу 1 , как это показано на рис.3.1. На этом же рисунке отмечена и температура окружающей среды θ0. Для расчета температур в рассматриваемом устройстве необходимы приводимые ниже геометрические и теплофизические параметры. В общем случае параметры, относящиеся к мостику, и к токоподводам могут быть разными. В связи с этим величины, относящиеся к мостику снабжены индексом 1, а к токоподводам – индексом 2. Считаются заданными: F1 и F2 – периметры сечения мостика и токоподводов; S1 и S2 – площади сечения мостика и токоподвода; КТО 1 и КТО 2 - коэффициенты теплоотдачи с поверхности;

λ1 и λ2 - теплопроводность материала; ρ1 и ρ 2 - удельное и электрическое сопротивление; l - длина мостика; RК - электрическое сопротивление контактов; RТ – тепловое сопротивление контактов. θу 1

Температуры

и

θу 2

связаны

с

приведенными

параметрами

следующими соотношениями, согласно формуле 2.1 θу 1

I 2ρ 2 I 2 ρ1 = + θ0; θу 2 = + θ0 . К ТО2 S 2 F2 К ТО1 S1 F1

(3.2)

В целях сокращения расчетов вводятся следующие обозначения:

а1 = b1 =

К ТО1 F1

λ1S1

;

К ТО1 S1λ1 F1 ;

а2 = b2 =

1 − e − a1l с= . 1 + e −a1l

К ТО2 F2

λ2 S 2 К ТО2 S 2 λ2 F2

(3.3) (3.4) (3.5)

Распределение температур вдоль проводника с током, имеющего контакт на одном из его концов, подчиняется экспоненциальному закону. Мостик имеет контакт с двух сторон, и если не учитывается изменение сопротивления с температурой, то применение принципа суперпозиций позволяет произвести здесь сложение двух экспонент, начинающихся у контактов. В таком случае распределение температур вдоль мостика определяется соотношением

[

]

θх 1 = А1 е − а1х + е − а1 (l − x ) + θу 1 .

(3.6)

Принимая во внимание, что при х = 0 θх 1 = θ1 , получается θх 1 =

и1 − и у1 1+ е

− а1l

[е

− а1 х

]

+ е −а1 (l − x ) + θу 1 .

(3.7)

Закон распределения температур вдоль токоподводов выражается соотношением θх 2 = А2 е − а2 х + θу 2 .

(3.8)

Принимая во внимание, что при х = 0 θх 2 = θ2 , получается: θх 2 = (θ2 - θу 2 ) е − а2 х + θу 2 .

(3.9)

Теперь определим температуры θ1 и θ2. Тепловые потери в мостике Р1 складываются из потерь в самом мостике и потерь в двух половинках контактов на его концах. Поэтому

⎛ ρ l⎞ Р1 = I 2 ⎜⎜ R K + 1 ⎟⎟ = I 2 R K + и y1 − и 0 lF1 К ТО1 . S1 ⎠ ⎝

(

)

(3.10)

Здесь учтено, что согласно (3.2.)

I 2с 1 = и y1 − и 0 . К ТО1 S1 F1 Одна часть этой мощности Р М с поверхности мостика передается окружающей среде: l

(

)

Р М = ∫ К ТО1 F1 и y1 − и 0 dl , 0

(3.11)

а другая путем теплопроводности передается токоподводам. Каждому токоподводу передается мощность

P1, 2 =

P1 − PМ и1 − и 2 = , RT 2

(3.12)

где RT - тепловое сопротивление контактов. Для равномерного теплового потока тепловое сопротивление выражается соотношением:

RT =

1 l , λS

(3.13)

где λ - удельная теплопроводность;

l – длина участка; S – сечение участка. При неравномерном тепловом потоке

RT = ∫ l

1 dl . λ S

(3.14)

Для применения соотношения 3.12, в которое входит выражение для теплового сопротивления, необходимо, чтобы тепловой поток Р был постоянным на всем протяжении между поверхностями с разностью температур Δθ. Это условие соблюдается, если контакты нагреваются не протекающим через них током, а некоторым внешним по отношению к ним источником. Распределение температур и тепловых потоков в таком контакте приведено на рис.3.2. При отсутствии контактной площадки K и сплошном касании контактов по всей их поверхности распределение температур контактов I и II имело бы прямолинейный характер и соответствовало прямым АС и DB, которые должны были бы сомкнуться между собой. Контактная площадка искривляет ход линии плотности теплового потока и приводит к появлению скачка температур Δθ. Величина этого скачка связана с величиной теплового потока Р и тепловым сопротивлением RT уравнением Δθ = РRT . Здесь все количество тепла, передаваемое от одного контакта к другому,

поступает через поверхность х1 с температурой θ1 и уходит через поверхность

х2 с температурой θ2. На всем протяжении контактного соединения тепловой поток Р сохраняет постоянную величину. Такого рода контакты имеются во многих теплотехнических устройствах. Однако указанные выше условия не соблюдаются в электрических контактах, нагреваемых протекающим по ним током. Энергия джоулевых потерь выделяется не в одном каком-либо месте, а на всем пути между поверхностями х1 и х2 с температурами θ1 и θ2. Тепловой поток здесь имеет различную величину. При одних условиях он уменьшается от поверхности с температурой θ1

до поверхности с температурой θ2. При других условиях

наиболее нагретая точка может оказаться между этими поверхностями, и тогда тепловой поток в данной точке станет равным нулю, а по обе стороны от нее будет иметь противоположные направления.

Рис.3.2. Распределение температур и тепловых потоков в месте соприкосновения двух тел с различными температурами Подставив вместо θх 1 в уравнение (3.11) его значение из (3.7) и произведя интегрирование, получаем

(

)

(

)

PМ = 2b1 и1 − и y1 c + K TO1 F1l и y1 − и 0 .

(3.15)

Используя уравнение (3.10.), (3.12.), (3.15.) и найдя разность θ1 - θ2, получаем:

и1 − и 2 =

[

)]

(

1 RT I 2 R K − 2b1 и1 − и y1 c . 2

(3.16)

Мощность P2 , отводимая путем теплопроводности от контактов к токоподводу, равна мощности P1, 2 , передаваемой токоподводу от мостика, плюс мощность, выделяющаяся в половине контакта, принадлежащего токоподводу. Поэтому

P2 = −λ 2 S 2

(

)

∂и 1 2 = I R K + P1, 2 = I 2 R K − b1 и1 − и y1 c . (3.17) ∂x 2 ∂и для точки х = 0, ∂х

Используя уравнение (3.9) и взяв производную получаем:

P2 = −λ 2 S 2

(

)

(

)

∂и = а 2 и 2 − и у 2 λ 2 S 2 = b2 и 2 − и у 2 . ∂x

(3.18)

Сопоставив уравнения (3.15) и (3.18) и решив их относительно θ2, получаем:

и2 =

(

)

b 1 2 I R K − 1 и1 − и у1 c + и у 2 . b2 b2

(2.19)

Решив уравнения (2.16) и (2.19) и определив из них θ1 и θ2, получаем:

⎛ ⎛1 1 ⎞ 1 I 2 R K ⎜⎜ RT + ⎟⎟ + и y1 ⎜⎜ RT + b2 ⎠ b2 ⎝ ⎝2 и1 = ⎛ 1 ⎞ 1 + b1 ⎜⎜ RT + ⎟⎟c b2 ⎠ ⎝

и2 =

I 2 RK + b1cи y1 b2

+ иy2 −

⎞ ⎟⎟b1c + и y2 ⎠

b1cи1 b2

(3.20)

(3.21)

⎛ b ⎞ I 2 RK RT ⎜⎜1 − 1 c ⎟⎟ + 2b1 RT c(и y1 − и y 2 ) ⎝ b2 ⎠ Δи = и1 − и2 = . ⎛ 1⎞ 2 + 2b1c⎜⎜ RT + ⎟⎟ b2 ⎠ ⎝

(3.22)

Если мостик и токоподводы имеют одинаковые геометрические и теплофизические

параметры,

то

соотношения

(3.20),

(3.21)

и

(3.22)

упрощаются, так как b1 = b2 = b и θу 1 = θу 2 = θу, и приобретают вид

(

)

I 2 R K (bRT + 2) 1 + e − al и1 = ⋅ + иy 2b 2 + bRT 1 − e −al

(

)

(

(3.23)

)

I 2 R K 4 − (2 − bRT ) 1 − e −al и2 = ⋅ + иy . − al 2b 2 + bRT 1 − e

(

)

(3.24)

Перепад температур в месте перехода от мостика к токоподводам в таком случае определяется уравнением

I 2 RK RT e − al Δи = и1 − и2 = . 2 + bRT (1 − e −al )

(3.25)

Для получения распределения температур вдоль контактного мостика и токоподводов нужно значения θ1 и θ2, рассчитанные по соотношениям (3.20) и (3.21) или (3.23) и (3.24), подставить в уравнения (3.7) и (3.9). Полученные

соотношения

позволяют

проанализировать

различные

режимы работы, зависящие от геометрических и теплофизических параметров контактного мостика и токоподводов. Классификация различных режимов производится, исследуя ту мощность

P2 , которая определяется уравнением (3.17) и передается токоподводу.

Режим 1. Через место соприкосновения мостика с токоподводом тепловой поток не проходит. В этом случае мощность, которая передается токоподводу

P2 , равна половине мощности, выделяющейся в контактах:

(

2

P2 = I R K − b1 и1 − и y1

I 2 RK c= . 2

)

(3.26)

I2R K + θ y1 . Отсюда следует, что и1 = 2b1с Подставив вместо θ1 его значение из (3.20), получаем:

и1 − и y1

После

⎛R ⎛ 1 ⎞ 1 I 2 R K ⎜⎜ T + ⎟⎟ + и y 1 ⎜⎜ RT + b2 ⎠ b2 ⎝ 2 ⎝ = ⎛ 1 ⎞ 1 + b1c⎜⎜ RT + ⎟⎟ b2 ⎠ ⎝ алгебраических

⎞ ⎟⎟b1c + и y 2 ⎠

преобразований

и

− и y1

замены

I 2 RK . (3.27) = 2b1c

значений

их

выражениями из (3.2) получается соотношение между геометрическими и теплофизическими параметрами, при котором рассматриваемый режим имеет место ρ1 ρ2 R ⎛ 1 1⎞ − = K ⎜⎜ − ⎟⎟ . 2 ⎝ b1c b2 ⎠ K TO1 S1 F1 K TO2 S 2 F2 На

рис.3.3

приведены

кривые,

характеризующие

(3.28)

распределение

температур при этом режиме. Здесь имеет место равенство θ1 = θ2. Одна половина всей мощности, выделяющейся в контакте, передается токоподводу, а вторая – мостику. Режим 2. Через место соприкосновения контактов в сторону токоподвода I 2 RK проходит тепловой поток, меньший чем . 2

Рис.3.3. Характеристики различных типов режимов контактных систем мостикового типа

В таком случае I 2 RK . I RK > Р2 = I RK – b1(θ1 - и y1 )c > 2 2

Отсюда

2

(3.29)

0

I 2 RK 2b1c

и1 − иy1 <

<

(3.30.) Подставляя сюда вместо θ1 его значение из (3.20) и производя алгебраические преобразования с заменой θу 1 и θу 2 их значениями из (3.2), получаем: ρ1 ρ2 R ⎛ 1 1 ⎞ 1⎞ ⎛R − ⎟⎟ RK ⎜ T + 2 ⎟ > > K ⎜⎜ − ⎝ 2 b ⎠ K TO1 S1 F1 K TO2 S 2 F2 2 ⎝ b1c b2 ⎠

.

(3.31) Кривые, характеризующие распределение температур при этом режиме, приведены на рис.3.3. Здесь θ1 > θ2. Большая часть мощности, выделяющейся в контакте, передается токоподводу, и меньшая – мостику. Режим 3. Вся выделяющаяся в контакте мощность передается только токоподводу: Р2 = I2RK – b1(θ1 - и y1 )c = I2RK .

(3.32)

Отсюда следует, что и1 = и y1 . (3.33) Это значит, что температура мостика на всем его протяжении сохраняет постоянное значение. Подставляя сюда значение θ1 из (3.20.) и произведя алгебраические преобразования, получаем: ρ1 ρ2 − K TO1 S1 F1 K TO2 S 2 F2

=

⎛R 1 ⎞ R K ⎜⎜ T + ⎟⎟ . b2 ⎠ ⎝ 2

(3.34) Соответствующая этому режиму диаграмма приведена на рис.3.3. Режим 4. При этом режиме к токоподводам передается мощность, превышающая ту, которая выделяется в контактах. Это значит, что Р2 = I2RK – b1(θ1 - и y1 )c > I2RK .

(3.35)

Отсюда следует, что θ1 < θу 1 . Это значит, что средняя часть мостика имеет более высокую температуру, чем его концы. Это показано на рис.3.3. Используя полученное неравенство и подставляя в него вместо θ1 и θу 1 их значения, после алгебраических преобразований получаем: ⎛R 1 ⎞ R K ⎜⎜ T + ⎟⎟ . b2 ⎠ ⎝ 2

ρ1 ρ2 > − K TO1 S1 F1 K TO2 S 2 F2

(3.36) Режим 5. Мостик усиленно охлаждается или имеет такие параметры, при которых потери в нем, отнесенные к единице длины, значительно меньше, чем в токоподводах. В таком случае тепловой поток Р2 , направляющийся к I 2 RK , но больше нуля, а температура мостика токоподводу меньше чем 2

оказывается ниже температуры токоподводов. Соответствующая этому режиму диаграмма приведена на рис.3.3. Здесь I 2 RK . 0 < Р2 = I RK – b1(θ1 - и y1 ) < 2 2

(3.37)

Откуда I 2 RK > b1c

θ1

-

1 I 2 RK и y1 > 2 b1c

.

(3.38) На основании этих неравенств аналогично предыдущему находятся условия, при которых рассматриваемый режим возможен: ⎛ 1 ⎞ ρ1 ρ2 R ⎛ 1 1⎞ + RT ⎟⎟ > − ⎟⎟ . RK ⎜⎜ > K ⎜⎜ − ⎝ b1c ⎠ K TO1 S1 F1 K TO2 S 2 F2 2 ⎝ b1c b2 ⎠

(3.39)

Режим 6. Токоподводы не получают никакой мощности от контактного мостика. Наоборот, мостику передается та тепловая мощность, которая выделяется

в

половинках

контактов,

принадлежащих

токоподводам.

Диаграмма, соответствующая этому случаю, приведена на рис.3.3. Этот режим может существовать при интенсивном охлаждении мостика. Р2 = I2RK – b1(θ1 - и y1 )c = 0 .

Здесь

(3.40)

Откуда θ1

-

и y1 =

I 2 RK b1c

.

(3.41) На основании этого неравенства аналогично предыдущему находятся условия для существования этого режима: ⎛ 1 ρ2 ρ1 R ⎞ + T ⎟⎟ . = RK ⎜⎜ − 2 ⎠ K TO2 S 2 F2 K TO1 S1 F1 ⎝ b1c

(3.42) Режим 7. Интенсивность охлаждения мостика возрастает настолько, что он начинает отбирать тепло от токоподводов и частично охлаждает их. При этом тепловой поток Р2 меняет свое направление и становится отрицательным: Р2 < 0.

Здесь Р2 = I2RK – b1(θ1 - и y1 )c < 0 .

Откуда

(3.43)

θ1

-

I 2 RK b1c

и y1 >

.

(3.44) Отсюда аналогично предыдущему находятся условия для существования такого режима: ⎛ 1 ρ2 ρ1 R ⎞ + T ⎟⎟ . > RK ⎜⎜ − 2 ⎠ K TO2 S 2 F2 K TO1 S1 F1 ⎝ b1c

(3.45) Диаграмма, соответствующая этому случаю, приведена на рис.3.3. Изложенная теория относится не только к контактным мостикам, изображенным на рис.3.1. Она может быть применена и к расчету распределения температур во всякого рода проводящих ток перемычках, нагревательных элементах, плавких вставках и т.д. Ее можно распространить и на одиночные контактные соединения. Для этого только следует длину l 1 - e -al принять равной бесконечности. В таком случае величина с = становится 1 + e -al равной 1 и приведенные выше соотношения упрощаются. Приведенные выше расчеты основаны на предположении о том, что удельное электрическое сопротивление материала мостика и токоподводов не зависит от температуры. Для того чтобы избежать ошибки, вызванной этим допущением, приходится применять метод последовательных приближений, корректируя последующий расчет на основании результатов предыдущего. Приведенные соотношения могут использоваться при расчете тепловых режимов

многоамперных

электрических

аппаратов

с

естественным

охлаждением. Сопоставление результатов расчетных и опытных значений температур

нагрева

токоведущих

систем

многоамперных

аппаратов,

приведенное ниже, показало, что данный алгоритм теплового расчета может успешно применяться при проектировании и разработках многоамперных электрических аппаратов с естественным охлаждением.

3.2.2. Последовательность теплового расчета многоамперных аппаратов с естественным охлаждением Рассмотрим

пример

расчета

тепловых

режимов

шунтирующих

выключателей с естественным охлаждением типов ВШ-400 С и ВШ-400 КЖМК с серебряными

и композиционными

жидкометаллическими

контактами

соответственно на ток нагрузки 40000 А [98,101]. Эти аппараты состоят из двух модулей, каждый из которых имеет два неподвижных полюса-токоподвода, перемыкаемых сверху и снизу подвижными контактными мостиками. Ниже приведен тепловой расчет контактной системы выключателя типа ВШ-400 КЖМК и результаты его производственных испытаний. Каждый модуль выключателя ВШ-400 КЖМК имеет 6 мостиковых подвижных контактов. Конструкция этого аппарата описана в 4 главе настоящей работы. По теории подобия тепловой расчет произведен для одного контактного мостика и прилегающих к нему частей неподвижных токоподводов-контактов. Формуляр теплового расчета приведен в табл.3.1. Таблица 3.1.

Формуляр теплового расчета контактной системы выключателя ВШ-400 КЖМК с естественным охлаждением №

Определяемая величина

1

2

Обоз- Числовое Размерначе- значение ность ние

3

4

5

Исходные данные 1. Величина тока через один контактный мостик

I1

3333

А

2. Площадь сечения контактного мостика 3. Периметр сечения контактного мостика

S1 F1

13,5 15

см2 см

4. Длина контактного мостика

l1

12

см

5. Площадь сечения неподвижного контакта (токоподвода), прилегающего к одному мостику

S2

16,5

см2

6. Периметр сечения неподвижного контакта, прилегающего к одному мостику

F2

17

см

7. Длина неподвижного контакта (токоподвода)

l2

70

См

8. Величина нажатия на один контактный мостик

P

300

Н

9. Коэффициент теплоотдачи с поверхности мостика с токоподводов [2]

1

2

KTO

10

-3

Вт D

см 2 С

Продолжение табл.3.1. 3 4 5

10. Теплопроводность а) меди б) КЖМК (сплав Ga-In-Sn)

Вт

λM λсп

3,6 3,7

D

см 2 С Вт D

см 2 С

11. Удельное электросопротивление а) меди при θ = 20°С при θ = 100°С при θ = 150°С б) КЖМК (сплав Ga-In-Sn) при θ = 20°С при θ = 100°С 12. Теплоемкость меди 13. Суммарная площадь поверхности мостикового контактного соединения 14. Масса мостикового контактного соединения

ρм ρ2м ρ1м

1,76·10-6 Ом·см 2,34·10-6 Ом·см 2,82·10-6 Ом·см

ρсп ρ Г сп

2,92·10-6 Ом·см 37,3·10-6 Ом·с м

См

370

SΣ

1664

G

15

θ0

20

Температура нагрева мостика

θM

150

Температура нагрева токоподвода

θТ

100

см2 кг

15. Принимаем: Окружающая температура

Вт ⋅ сек кг ⋅ D С

°С °С °С

Расчетные величины 16. Вспомогательные соотношения а1 =

К ТО ⋅ F1 10 −3 ⋅ 15 = 1,75 ⋅ 10 − 2 см −1 = 3,6 ⋅ 13,5 λ М ⋅ S1

а1

1,75·10-2

а2 =

К ТО ⋅ F21 10 −3 ⋅ 17 = 1,69 ⋅ 10 − 2 см −1 = 3,6 ⋅ 16,5 λ М ⋅ S2

а2

1,69·10-2

b1 К ТО ⋅ S1 ⋅ F1 ⋅ л М = 10 −3 ⋅ 15 ⋅ 13,5 ⋅ 3,6 = 0,85 Вт

D

С b1

0,85

1 см 1 см Вт/°С

Окончание табл.3.1.

1

2

3

b 2 К ТО ⋅ S 2 ⋅ F2 ⋅ л М = 10 −3 ⋅ 16,5 ⋅ 17 ⋅ 3,6 = 1,0 Вт

с1 =

1− е

− а1l1

1+ e

− a1l1

=

1− e

1, 75⋅10 −2 ⋅12

1+ e

1, 75⋅10 − 2 ⋅12

D

5 Вт/°С

С b2

4 1,0

c1

0,1

θ y1

154

°С

θ y2

113

°С

RK RT

10-6 0,01

Ом °С/Вт

θ1

137

°С

θ2

125

°С

12

°С

= 0,1

17. Установившаяся температура контактного мостика 2 I 2 ρ1 м ( 3333) ⋅ 2,82 ⋅ 10 6 + 20 = 154 D C + θ0 = θ y1 = −3 К ТО ⋅ S1 ⋅ F1 10 ⋅ 13,5 ⋅ 15 18. Установившаяся температура неподвижного контакта-токоподвода 2 I1 ρ1 м ( 3333) ⋅ 2,34 ⋅10 6 θ y2 = + θ0 = + 20 = 113 D C −3 К ТО ⋅ S 2 ⋅ F2 10 ⋅16,5 ⋅17 19. Электрическое сопротивление КЖМК [44] 20. Тепловое сопротивление КЖМК 1 10 −6 RT = RК = = 0,01 D С/Вт − 6 л СП ⋅ с СП 37,3 ⋅ 10 ⋅ 3,7 21. Средняя температура контактного мостика 2

⎛1 ⎛ 1⎞ 1⎞ I12 ⋅ RK ⎜⎜ RT + ⎟⎟ + θ y1 ⎜⎜ RT + ⎟⎟b1c1 + θ y2 b2 ⎠ b2 ⎠ ⎝2 ⎝ θ1 = = ⎛ 1⎞ 1 + b1⎜⎜ RT + ⎟⎟c1 b2 ⎠ ⎝

(3333)2 ⋅10−6 ⎛⎜ 1 0,01 + =

1 ⎞ 1 ⎞ ⎛ ⎟ + 154⎜ 0,01 + ⎟0,85 ⋅ 0,01 ⋅ 113 1,0 ⎠ 1,0 ⎠ ⎝2 ⎝ = 1 ⎞ ⎛ 1 + 0,85⎜ 0,01 + ⎟0,1 1,0 ⎠ ⎝

= 137D C

22. Средняя температура неподвижных контактовтокоподводов ″ 2 I1 R K + b1c1и y1 ″ bc ″ + и y2 − 1 1 и1 = и2 = b2 b2 2 ( 3333) ⋅ 10 −6 + 0,85 ⋅ 0,1 ⋅ 148 0,85 ⋅ 0,1 = + 113 − ⋅ 137 =

1,0

1,0

= 125D C 23. Перепад температур между мостиками и токоподводами Δθ = θ1 – θ2 = 137 – 125 = 12°С

Δθ

Температуры

θ1

и

θ2

получились

близкими

к

первоначально

предложенным θМ и θТ, таким образом, поправок в расчет можно не вносить. Так как и y1 > θ1, то рассматриваемый тепловой процесс относится к четвертому режиму (рис.2.3). Согласно

данным

производственных

испытаний

шунтирующего

выключателя типа ВШ-400 КЖМК при длительном протекании номинального тока нагрузки 40000 А средняя температура контактных мостиков аппарата составила 146°С, а средняя температура неподвижных контактов-токоподводов - 153°С, что весьма близко к расчетным значениям. Перепад температур между неподвижными контактами-токоподводами и подвижными мостиковыми контактами при производственных испытаниях составил в среднем 7°С, что также близко к расчетному значению - 12°С. Сопоставление результатов расчетных и опытных значений температур нагрева токоведущих систем многоамперных аппаратов показало, что данный алгоритм теплового расчета может успешно применяться при проектировании и разработках многоамперных аппаратов с естественным охлаждением. На основании предложенной методики разработана программа для ЭВМ, которая существенно облегчает проектирование таких аппаратов. Программа теплового расчета для ЭВМ многоамперных электрических аппаратов с естественным охлаждением приведена в приложении настоящей работы [п.А.1.]. 3.3. Тепловые процессы в многоамперных аппаратах с искусственным жидкостным охлаждением 3.3.1. Основные соотношения Как отмечалось выше, при отсутствии принудительного охлаждения габариты многоамперных аппаратов становятся практически неприемлемыми. На

их

изготовление

расходуется

большое

количество

дорогостоящих

материалов, подчас они приобретают из-за значительного веса подвижных частей недопустимые технические характеристики. Наиболее эффективным оказывается способ водяного принудительного

охлаждения токоведущих

частей аппарата. При этом требуются лишь весьма небольшие изменения конструкции существующих систем. Вместе с тем использование водяного охлаждения

и

его

эксплуатация

выдвинули

новые

теоретические

и

практические вопросы, которые необходимо решить при создании надежно работающих конструкций. Они заключаются в следующем: - протекание воды по каналам токоведущих частей аппарата может осуществляться длительное время (сутками). При этом возможна утечка тока через

воду,

что

может

привести

к

электролитическому

разрушению

металлических деталей и вызвать появление течи. Кроме этого возможна струйная эрозия, которая заключается в том, что при большой скорости жидкости и длительном ее протекании с поверхности охлаждаемых деталей срываются частицы металла. Хотя величина струйной эрозии мала, однако, при длительной эксплуатации, она может привести также к появлению течи в системе водяного охлаждения; - для надежной работы системы водяного охлаждения необходимо, чтобы токоведущие части не перегревались сверх нормы. Температура охлаждаемых водой деталей может превысить допустимую величину при следующих условиях: а) расход воды недостаточен; б) поверхность соприкосновения жидкости с металлом мала; в) разность температур между отдельными участками металла и водой чрезмерна. Перечисленные причины являются основными, и необходимо определить условия, которые исключают возможность аварии из-за них: - большие токи могут вызвать сильный разогрев стенок охлаждаемых водой каналов, и они покрываются тонкой пленкой пара, которая уменьшает теплоотдачу от металла к воде. При этом возможен тепловой взрыв. Водяное

охлаждение должно быть рассчитано таким образом, чтобы не наступало пленочное кипени воды в каналах; - при протекании больших токов по контактам аппарата различают две температуры их нагрева: среднюю температуру контакта и температуру контактных площадок. Водяное охлаждение может сильно понизить среднюю температуру контактов, но практически не влияет на нагрев по отношению к ним контактных площадок, т.е. возможно даже плавление металла в контактных площадках при относительно холодных контактах. Поэтому при определении

тока,

допустимого

для

охлаждаемых

водой

контактов,

недостаточно руководствоваться величиной среднего перегрева, а необходимо определять перегрев контактных площадок, который при водяном охлаждении может иметь значительную величину. В связи с этим необходимо определить материалы контактов, которые допускают значительное повышение этой температуры. Такими контактными материалами в многоамперных аппаратах могут являться серебро и композиционные ЖМК; - одной из причин, которая может привести к чрезмерному повышению температуры

частей

аппарата,

является

недостаточная

поверхность

соприкосновения металла с водой. Приближение контактной площадки к каналу с водой вызывает как раз сокращение этой поверхности, на которой наиболее активно осуществляется эта теплоотдача. При проектировании многоамперных аппаратов необходимо учитывать это обстоятельство, чтобы температура контактных площадок

не достигла недопустимой величины,

несмотря на увеличение расхода воды; - в системе водяного охлаждения электрических аппаратов существенное значение имеют гидродинамические процессы. Протекание воды по каналам сопряжено с потерей напора в них, а величина этого напора ограничена. Аппараты должны быть рассчитаны так, чтобы при необходимом для охлаждения расходе воды падение ее напора не превосходило заданной величины.

Это

достигается

конфигурации каналов.

соответствующим

выбором

сечения

и

На рис.3.4 изображен полый проводник, по которому проходит равномерно распределенный по сечению металла постоянный ток.

Рис.3.4. Поток жидкости в охлаждаемом водой проводнике По внутренней плоскости проводника протекает вода. Наружная его поверхность соприкасается с воздухом или изоляцией. Выделяющиеся в проводнике тепловые потери отводятся как к внутренней, так и к наружной его поверхностям. Рассмотрим явление, происходящее на границе между металлом и жидкостью. В начале тепловой поток, исходящий из проводника, имеет радиальное направление и проходит через тонкий, прилегающий к металлу пограничный слой воды 1. Передача тепла здесь осуществляется в результате теплопроводности. Далее этот поток поступает в прилегающий к слою 1 переходный слой 2, где возникают первые вихревые движения частиц жидкости. К передаче тепла путем теплопроводности добавляется частичный конвективный процесс. В средней части канала существует поток воды 3, который может иметь ламинарный или турбулентный характер, что определяется как физическими свойствами жидкости, так и соотношением между ее скоростью и размерами канала. Для интенсивного охлаждения необходимо, чтобы поток воды имел турбулентный характер. В таком потоке перенос тепла осуществляется почти

исключительно путем конвекции. Если же поток 3 имеет ламинарный характер, то теплоотдача с поверхности металла резко падает, так как уменьшается конвективный теплообмен. По этой причине в электрических аппаратах, имеющих водяное охлаждение, стараются соблюсти условия, при которых поток воды 3 носит турбулентный характер. У поверхности проводника, соприкасающейся с воздухом, существуют также явления передачи тепла путем теплопроводности и конвекции. Однако ввиду того, что теплоемкость и теплопроводность воздуха намного меньше, чем воды, интенсивность теплоотдачи здесь значительно ниже, чем в местах соприкосновения металла с жидкостью. Общая картина распределения температур в проводнике, стенки которого с одной стороны соприкасаются с водой, а с другой охлаждаются воздухом, приведена на рис.3.5. Здесь возможны два характерных случая: первый (а) температура на поверхности проводника, соприкасающегося с воздухом, выше, чем температура воздуха, и второй (б) - поверхность проводника нагрета меньше, чем воздух. Общий ход изменения температуры в первом случае имеет следующий характер: температура воздуха θ1 резко повышается в узком, прилегающем к проводнику слое до значения θ2; внутри проводника она повышается значительно медленнее, достигая в некоторой точке наибольшего значения θm, а

Рис.3.5. Распределение температур по толщине охлаждаемого водой проводника

затем начинает убывать, принимая у поверхности, охлаждаемой водой, значение θ3. В узком, прилегающем к металлу слое воды она падает до значения θ4. Разность температур τ1 = θ2 – θ1 представляет собой перегрев проводника по отношению к воздуху, а τ2 = θ3 – θ4 -

перегрев проводника по отношению к

воде. Если вода имеет низкую температуру и осуществляется интенсивное внутреннее охлаждение проводника, то может оказаться, что перепад температур между проводником и воздухом τ1 = θ2 – θ1 имеет отрицательное значение. Проводник оказывается холоднее воздуха. Соответствующая этому случаю картина приведена на рис.3.5, б. Приведенные

рисунки

дают

представление

об

общем

характере

изменения температур по сечению охлаждаемого водой проводника. Но температуры проводника и воды изменяются не только по сечению, но и по длине проводника. Поступающая в канал вода нагревается на пути своего течения. И если на входе ее температура была равна θ01, то на выходе она становится равной θ02. Разность температур τ0 = θ02 – θ01, умноженная на расход воды и ее теплоемкость, дает то количество тепла, которое уносится водой из проводника. Но если температура воды изменяется по длине канала, то и температура охлаждаемого ею проводника не остается постоянной: она меньше у входа воды и больше у ее выхода. Так как между концами проводника имеется разность температур, то должен существовать и тепловой поток, направленный вдоль проводника от его более нагретого конца к концу с более низкой температурой. Этот поток движется навстречу потоку охлаждающей жидкости. Электрическое сопротивление проводника возрастает с повышением температуры,

поэтому

и

удельные

тепловые

потери

возрастают

при

перемещении от начала проводника к его нагретому концу, что увеличивает указанный выше продольный поток тепла. В результате всего этого кривые распределения температур как проводника, так и воды по длине канала в общем случае имеют сложный характер и отступают от прямолинейного закона.

Однако в тех случаях, когда разность температур между концами проводника невелика и когда его тепловое сопротивление в осевом направлении значительно (малое сечение, большая длина), продольные потоки тепла становятся столь малыми, что их можно не учитывать. В этом случае температура возрастает по линейному закону от начала проводника к его концу. При водяном охлаждении электрических аппаратов должны быть обеспечены некоторые основные условия для того, чтобы вся система работала без аварий. 1. При заданной температуре жидкости на входе ее расход должен быть достаточен для отвода всего тепла, которое выделяется в охлаждаемой системе. Если Р1 – тепловая мощность, выделяющаяся в проводнике или аппарате, а Р2 – тепловая мощность, уносимая водой, то указанное выше условие будет соблюдено, если Р1 = Р2 .

(3.46)

2. Однако одного условия, определяемого уравнением 3.46 недостаточно. Уравнение это свидетельствует лишь о том, что система находится в тепловом равновесии. Однако равновесие может быть устойчивым или неустойчивым. Устойчивым считается такой тепловой режим, при котором случайные повышения температуры не приводят к тому, что выделяющаяся мощность Р1 начинает расти быстрее, чем отводимая мощность Р2. В рассматриваемом случае Р1 есть функция температуры, так как от температуры зависит электрическое сопротивление токоведущих частей. С другой стороны, и отводимая водой мощность Р2 также есть функция температуры, ибо с изменением температуры меняются свойства воды. Для устойчивой работы системы необходимо, чтобы соблюдалось неравенство

∂Р1 ∂Р2 > . ∂и ∂и

(3.47)

Обычно оно удовлетворяется в широких пределах при относительно невысоких температурах, характерных для нормальных режимов работы аппаратов. 3.

Мощность,

снимаемая

жидкостью

с

единицы

поверхности

соприкосновения ее с металлом, не должна превосходить некоторой предельной величины, так как в противном случае создаются условия, при которых могут быть нарушены положения 1 и 2. Эта мощность достигает 200 Вт/см2. Однако при длительной эксплуатации аппаратов надо принимать значительно меньшую величину. Расчет распределения температур по сечению деталей электрических аппаратов,

имеющих

внутреннее

водяное

охлаждение,

представляет

значительные математические трудности. Они особенно возрастают при сложной форме как самих деталей, так и каналов, по которым протекает вода. Поэтому приходится делать ряд упрощений и заменить сложный проводник близким по форме проводником более простой формы, например цилиндрической, с внутренним каналом водяного охлаждения. Рассматривается при этом стационарный, установившийся режим, пренебрегая влиянием концов и считая независимыми от температуры теплопроводность л и удельное электрическое сопротивление с . При наличии внутреннего канала не вся площадь сечения проводника является активной. Поэтому при выборе размеров полых проводников возникает вопрос о наивыгоднейшем соотношении между сечениями меди и охлаждаемого водой

канала. Для количественного рассмотрения вопроса

вводится величина – коэффициент заполнения – отношение активно используемого сечения к общему сечению проводника. χ=

S , S-S K

(3.48)

где S – площадь сечения проводника; SK – площадь сечения канала водяного охлаждения.

Оптимальным является такое отношение указанных выше площадей, которое позволяет получить максимальную плотность тока при наибольшем

коэффициенте

заполнения.

Максимальную

величину

должно

иметь

произведение плотности тока на коэффициент заполнения. Из математического анализа, произведенного в [ 2 ], следует, что для обеспечения

наивыгоднейших

условий

охлаждения

необходимо,

чтобы

площадь сечения меди и внутреннего канала были равны между собой. Перегрев внешней поверхности проводника по отношению к воде находится на основании соотношения [ 2 ] θ1 – θ3 = (θ1 – θ2) + (θ2 – θ3) = 2 2 r1 ⎤ r2 2 − r12 P Р ⎡ r2 − r1 + r1 ln ⎥ + = ⎢ ⋅ , 2λ ⎢⎣ 2 r2 ⎥⎦ 2 K TO r2

(3.49)

где θ1 – температура внешней поверхности проводника, ˚С; θ2 – температура внутренней, охлаждаемой водой поверхности проводника, ˚С; θ3 – температура воды, ˚С; p = j2ρ – удельные электрические потери (j – плотность тока), Вт/м2; r1 – радиус внешней поверхности проводника, м; r2 – радиус внутренней охлаждаемой водой поверхности проводника, м; КТО – коэффициент теплоотдачи от металла к воде, Вт/м2⋅˚С.

Процесс переноса тепла от охлаждаемой поверхности в поток жидкости зависит как от свойств этой жидкости, так и от особенностей ее движения. Для характеристики движения жидкости вводят критерии и числа подобия. Число Рейнольдса Re определяется уравнением Re =

υd , ν

(3.50)

где υ - скорость движения жидкости; d - диаметр трубы; ν - кинематическая вязкость.

Известный закон подобия гласит: две жидкости с разными физическими свойствами движутся одинаково, если равны их числа Рейнольдса.

Если числа Рейнольдса малы (Re < 2200), то отдельные частицы жидкости движутся по прямым линиям, параллельным оси трубы, без заметного радиального перемещения. Такое движение называют ламинарным. Если числа Рейнольдса имеют большие значения (Re > 10000), то движение частиц жидкости во всем сечении трубы приобретает беспорядочный вихревой характер. Такое движение называют турбулентным. Между указанными двумя областями значений чисел Рейнольдса лежит промежуточная область - область переходного режима: 2200
где а =

н , а

(3.51)

λ⋅g - коэффициент температуропроводности; γ ⋅ CP

λ - коэффициент теплопроводности жидкости; γ - удельный вес жидкости; СР – удельная теплоемкость жидкости; g – ускорение силы тяжести.

Число Прандтля связано с физическими свойствами жидкостей, тогда как число Рейнольдса характеризует особенности их течения. Число Нуссельта Nu выражается следующим образом: Nu = f(Re·Рr) .

(3.52)

Вид функции f(Re·Рr) определяется совместным решением уравнений теплопроводности, непрерывности и движения вязкой жидкости при заданных граничных условиях. Трудности решения задач такого рода приводят к

необходимости использования полуэмпирических формул. Наиболее точной из них является следующая [2]: Nu = 0,0023Re0,8·Pr0,4.

(3.53)

Как и все эмпирические формулы, уравнение (3.53) имеет ограниченную область применения. Оно справедливо для всех капельных и упругих жидкостей при Re >10000, при Рr = 0,7 ÷ 2500 и при температурах стенок, ниже температуры кипения жидкости. Коэффициент теплоотдачи KTO - это величина, численно равная количеству тепла, ежесекундно отдаваемого воде с единицы поверхности охлаждаемой детали при разности температур в один градус Цельсия. Таким образом, КТО =

Р , SΔθ

(3.54)

где Р — тепловая мощность; S — охлаждаемая водой поверхность;

Δθ — разность температур между охлаждаемой деталью и водой в месте их соприкосновения. Коэффициент теплоотдачи связан с числом Нуссельта следующим уравнением: КТО =

Nu ⋅ л . d

(3.55)

При тепловом расчете исходными являются тепловые потери в охлаждаемой

детали,

для

определения

которых

необходимо

знать

электрическое сопротивление R. Оно зависит от температуры детали, еще неизвестной в начале расчета. Поэтому делается предположение о ее величине, а потом она корректируется на основании результатов расчета

Р = I 2R .

(3.56)

Должна также быть задана температура воды на входе θ1 и на выходе θ2. Тогда перепад температур в канале охлаждаемой детали составит: Δ θ = θ 2 - θ1 .

(3.57)

Расход охлаждающей воды в данном случае определяется из соотношения: Q = 0,24

[

]

(3.58)

Q , S

(3.59)

Р Р [л ч], см 3 сек = 0,86 ΔиС Р γ ΔиС Р γ

а скорость ее будет равна υ=

где S = πr2 – площадь сечения охлаждаемого водой канала. Критерий Рейнольдса для канала круглого сечения находится по уравнению Re = 0,111

Q ⋅ 10 −5 , πdν

(3.60)

где Q – расход воды, л/ч; d – диаметр канала, м;

ν – коэффициент кинематической вязкости, м2/сек, зависящий от температуры. Если критерий Рейнольдса оказывается меньше 10000, то надо увеличить расход воды Q, повысив напор р, или уменьшить диаметр канала d. Критерий Прандтля Pr, определяемый по соотношению (3.51) находится для среднего значения температуры воды в канале:

иСР = и1 +

и 2 − и1 . 2

(3.61)

По уравнению (3.53) вычисляется критерий Нуссельта Nu, а по уравнению (3.55) – коэффициент теплоотдачи КТО. Для его нахождения нужно установить величину коэффициента теплопроводности воды λ для среднего значения температуры в канале. Последним этапом расчета является определение перепада температур между стенками охлаждаемого канала и водой;

Δи =

Р К ТО S1

,

где S1 – поверхность соприкосновения металла с водой.

(3.62)

Температура контактной площади θ складывается из двух величин: средней температуры контакта θК и перегрева τК по отношению к ней: θ = θК + τК

(3.63)

Как отмечалось выше, водяное охлаждение может сильно понизить среднюю температуру контакта

θК, но практически не влияет на перегрев

контактной площадки τК. Величина этого перегрева определяется выражением 2

UK I 2 RK = фК = 8λс 8λс

2

,

(3.64)

где UK – падение напряжения в контактах; λ и ρ – теплопроводность и удельное электрическое сопротивление материала контактов; RK – сопротивление контакта.

Перегрев контактной площадки τК возрастает пропорционально квадрату падения напряжения UK2 и при больших токах достигает значительной величины (10°С и более). Приведенные выше соотношения использовались при расчете тепловых режимов

многоамперных

электрических

аппаратов

с

принудительным

жидкостным охлаждением токоведущих систем. Сопоставление результатов расчетных и опытных значений температур нагрева этих систем, приведенное ниже, показало, что данный алгоритм теплового расчета может успешно применяться при проектировании и разработках многоамперных электрических аппаратов с принудительным жидкостным охлаждением. 3.3.2. Последовательность теплового расчета многоамперных аппаратов с принудительным жидкостным охлаждением Ниже приведен тепловой расчет выключателя типа В-100 МС с номинальным током 100000 А и результаты его производственных испытаний. Схема контактной системы выключателя В-100 С приведена на рис.3.6.

Рис.3.6. Схема главной контактной системы выключателя В-100: 1 – левый и правый выводы; 2 – неподвижные главные контакты; 3 – подвижные главные контакты Выключатель В-100 МС имеет два токоподвода 1, на котором закреплены шесть неподвижных контактов в виде полумесяцев 2. Неподвижные контакты 2 сверху и снизу перемыкаются 36 подвижными контактами-роликами 3. Медные ролики плакированы серебром, и в зоне контакта неподвижные контакты также имеют

серебряные

напайки.

Аппарат

имеет

принудительное

водяное

охлаждение токоподводов 1 и неподвижных контактов 2. При расчете допущены следующие ограничения: а) рассчитывается установившийся режим; б) сечение канала водяного охлаждения аппарата имеет постоянную величину; в) течение жидкости в канале неразрывно и подчиняется закону сохранения массы γ1υ1 = γ2υ2 ,

где γ1 и γ2 – удельный вес воды соответственно на входе и выходе. υ1 и υ2 – скорость циркуляции воды соответственно в холодном и нагретом участках контура. В общем случае γ1 и γ2 не одинаковы и скорости циркуляции воды υ1 и υ2 отличаются друг от друга. Однако, ввиду того, что в диапазоне практически имеющих место температур от 20°С до 100°С удельный вес воды изменяется мало (γ1 = 998 кг/м3 γ2 = 958 кг/м3), принимается, что υ1 = υ 2

γ1 = υ 2 ⋅ 1,04 . γ2

Таким образом, возможная ошибка от сделанного допущения не превышает 4%. Формуляр теплового расчета приведен в табл.3.2. Таблица 3.2

Формуляр теплового расчета выключателя В-100 МС с принудительным водяным охлаждением

№ Определяемая величина 1

2

Обозначение

Числовое значение

Размерность

3

4

5

I

100000

А

UK

25·10-3

В

Исходные данные: 1.

Величина тока через выключатель

2.

Падение напряжения на каждом контакте-ролике

3.

Температура воды (принимается с последующим уточнением) на входе на выходе

θ1 θ2

15 30

°С °С

4.

Температура окружающего воздуха

θ0

20

°С

5.

Температура контактной площади (принимается с последующим

θK

100

°С

Продолжение табл.3.2 2

3

4

5

Температура токоподводов и неподвижных контактов (принимается с последующим уточнением) Диаметр водоохлаждаемого канала Длина вадоохлаждаемого канала

θT

50

°С

d l

0,012 2

м м

Контактное нажатие на 1 контактный ролик

FK

300

Н

P1

9750

Вт

P2

92

Вт

1

уточнением) 6. 7. 8. 9.

10. Конструктивные параметры выключателя В-100 (сечение и длина токоведущих элементов взяты из технического проекта) 11. Расчетные величины Тепловые потери в токоподводе выключателя l Р1 = I 2 RT = I 2 ρ 0 (1 + αθ T ) T = ST = (100000 )2 (1 + 0,004 ⋅ 50 )1,76 ⋅ 10 −8

0,6 = 0,012

= 9750 Вт, где l1 = 0,6 м – длина токоподвода ST = 0,013 м2 – сечение токоподвода

12. Тепловые потери в одном неподвижном контакте 2 l ⎛I⎞ 2 P2 = I 1 R HK = ⎜ ⎟ ρ 0 (1 + αиT ) HK = S HK ⎝ 3⎠ 2

0,02 ⎛ 100000 ⎞ −8 =⎜ = ⎟ 1,76 ⋅ 10 (1 + 0,00450 ) ⋅ 0,005 ⎝ 3 ⎠ = 92 Вт, где I1 = 33333 А – ток через один неподвижный контакт lHK – 0,02 м - длина неподвижного контакта; SHK – 0,005 м2– сечение неподвижного контакта.

Продолжение табл.3.2 2 1 13. Тепловые потери в одном подвижном контакте-ролике 2 ⎛ I ⎞ πρ 0 (1 + αи K ) 2 = P3 = I 2 R HK = ⎜ ⎟ 2h ⎝ 36 ⎠

3

4

5

P3

29,8

Вт

14. Тепловые потери в контактных переходах одного ролика Р 4 = I 2U K = 2778 ⋅ 25 ⋅ 10 −3 = 69 Вт

P4

69

Вт

15. Суммарные тепловые потери в выключателе Р Σ = 2Р1 + 6Р 2 + 36Р 3 + 36Р 4 =

PΣ

23608,8

Вт

Δθ

15

°С

17. Расход охлаждающей воды через выключатель Р 23608,8 Q1 =24 Σ = 0,24 = 377,7 см 3 / сек Δи 15

Q1

377,7

см3/сек

РΣ 23608,8 = 0,86 = 1353,6 л / час 15 Δи

Q2

1353,6

л/час

V

401

см/сек

⎛ 100000 ⎞ 3,14 ⋅ 1,76 ⋅ 10 (1 + 0,004 ⋅ 100 ) =⎜ = ⎟ 2 ⋅ 0,01 ⎝ 36 ⎠ = 29,8 Вт, 2

−8

где I2 = 2778 А - ток через один ролик πρ 0 (1 + αиТ ) - сопротивление 2h ролика [2] h = 0,01 м - эквивалентная высота ролика R ПК =

= 2 ⋅ 9750 + 6 ⋅ 92 + 36 ⋅ 29,8 + 36 ⋅ 69 = = 23608,8 Вт

16. Разность температур воды на входе и выходе Δθ = θ2 – θ1 = 30 – 15 = 15°С

Q2 =0,86

18. Скорость охлаждающей воды 4Q1 4 ⋅ 377,7 υ= = = 401 см/сек 2 3 , 14 ⋅ 1 , 2 πd

Продолжение табл.3.2 1 2 19. Средняя температура воды θ − θ1 30 − 15 θ СР = 2 + θ1 = + 15 = 22,5D С 2 2 20. Критерий Рейнольдса Q Re = 0,111 2 ⋅ 10 −5 = πdν = 0,111

3

4

5

θСР

22,5

°С

Re

39875

Pr

7,1

Nu

242,5

α

12004

Вт/м2·°С

Δθ

26

°С

θT

56

°С

1353,6 ⋅ 10 −5

= 39875 3,14 ⋅ 0,012 ⋅ 100 ⋅ 10 −8 Re > 10000 Движение воды в канале турбулентное 21. Число Прандтля для θСР = 22,5°С [2] Pr = 7,1 22. Число Нуссельта Nu = 0,023Re0,8·Pr0,4 = 0,023·398750,8·7,10,4 = 242,5 23. Коэффициент теплоотдачи в воду Nuλ 242,5 ⋅ 0,59 α= = = 12004 Вт/м 2 ⋅ D С , d 0,012 где λ = 0,59 Вт/м2·сек теплопроводность воды при θСР = 20°С [2] 24. Превышение температуры неподвижного контакта над температурой воды Р 23608,8 Δи = Σ = = 26 D C , S1α 3,14 ⋅ 0,012 ⋅ 2 ⋅ 12004 где S1 = πdl - поверхность соприкосновения металла с водой 25. Наибольшая температура неподвижных контактов, охлаждаемых водой θ Τ = θ 2 + Δθ = 30 + 26 = 56 D С 26. Перегрев контактных площадок по отношению к средней температуре контакта

Окончание табл.3.2 1

2 UK 25 ⋅ 10 −3 τК = = = 35D C , −8 8ρλ 8 ⋅ 2,1 ⋅ 10 ⋅ 4200 где ρ = 2,1·10-8 Ом·м – удельное электросопротивление серебра при θТ = 100°С; λ = 4200 Вт/м·°С – теплопроводность серебра 2

27. Температура контактных площадок θк = θСР + Δθ + τк = 22,5 + 26 + 35 = 83,5°С

3 τK

θK

4 35

5 °С

°С

83,5

28. Полученные результаты (θк = 83,5°С; θТ = 56°С) по величине близки к первоначально принятым (θк = 100°С; θТ = 50°С) Следовательно расчет в уточнении не нуждается. Общий расход воды на выключатель принимается Q = 1400 л/час.

Согласно

данным

производственных

испытаний

шунтирующего

выключателя типа В-100 МС при длительном протекании номинального тока нагрузки 100000 А средняя температура неподвижных контактов, охлаждаемых водой, составила 45°С при температуре воды на входе 15°С, а на выходе - 33°С, что весьма близко к расчетному значению θТ = 56°С [192]. На основании предложенной методики разработана программа для ЭВМ, которая существенно облегчает проектирование аппаратов с принудительным жидкостным охлаждением. Программа теплового расчета для ЭВМ многоамперных аппаратов с принудительным

жидкостным

настоящей работы [п.А.2.].

охлаждением

приведена

в

приложении

3.4. Тепловые процессы в многоамперных аппаратах с автономным жидкостным охлаждением 3.4.1. Основные соотношения Метод искусственного охлаждения электрических аппаратов, основанный на передаче тепла от аппарата к расположенному над ним радиатору путем тепловой

конвекции

жидкости,

называется

автономным

жидкостным

охлаждением [141,144,146,147]. Общая схема аппарата с автономным водяным охлаждением приведена на рис.3.7. Протекающий по аппарату ток I нагревает его. Нагревается и вода в проходящей через аппарат трубке. Вода расширяется и в результате естественной

тепловой

конвекции

поднимается

в

расположенный

над

аппаратом радиатор. Здесь она охлаждается и по нисходящему колену трубки поступает вновь в охлаждаемую деталь. Общий характер изменения температуры в системе автономного водяного охлаждения показан на рис.3.8. Точки А, В, С, D, E, A соответствуют таким же точкам на рис.3.7.

Рис.3.7. Схема автономного водяного охлаждения: 1 – охлаждаемая водой часть аппарата; 2 – радиатор; 3 – подводящие ток шины; 4 – трубки, по которым циркулирует вода

Рис.3.8. Распределение температур в системе автономного водяного охлаждения: θ 0 - температура окружающей среды; θ в - температура воды; θ ∂ - температура детали аппарата; θ р - температура радиатора; Δθ - перепад температуры между деталью и водой Принимается, что вода сохраняет неизменную температуру θ1 на нисходящем участке контура ЕАВ и θ2 на входящем участке CD. Температура воздуха θ0 остается неизменной вдоль всего тракта. Задача расчета системы автономного водяного охлаждения аппарата может быть сформулирована следующим образом: заданы температура окружающего воздуха, тепловые потери в аппарате, размеры и конфигурация всего тракта, по которому циркулирует вода, размеры и форма поверхности радиатора. Необходимо найти температуру охлаждаемого водою аппарата. В общей постановке указанная выше задача приводит к сложным соотношениям, трудно применимым для практических расчетов. Поэтому необходимо сделать ряд упрощающих допущений и оговорить те условия, при которых приводимые ниже расчеты могут быть использованы с достаточной для инженерных расчетов точностью: а) приводимая ниже теория относится к установившемуся тепловому режиму системы; б) теплообмен имеет место не только у радиатора и детали. Некоторое количество

тепла

рассеивается

в

окружающую

среду

с

поверхности

восходящего CD

и нисходящего ЕАВ колена. Этим теплообменом можно

пренебречь, так как поверхность теплоотдачи на этих участках мала по сравнению с поверхностью радиатора; в) температуры детали θ ∂ и радиатора θр изменяются вдоль их длины. Поэтому существуют продольные потоки тепла, направленные от нагретого конца детали или радиатора к концу, имеющему более низкую температуру. Этими потоками также можно пренебречь ввиду того, что они малы по сравнению с основным потоком Р, передаваемым или получаемым от воды; г) при соблюдении указанного условия температура детали θ ∂ изменяется по линейному закону [2], как это показано на рис.3.8 (участок ВС). Говоря в дальнейшем о температуре детали, необходимо иметь в виду температуру наиболее нагретой ее части; д) в общем случае сечение канала, по которому циркулирует вода, может быть переменным. Принимается, что это сечение сохраняет постоянную величину и представляет собою окружность диаметром d; е) течение жидкости по каналу при тепловой конвекции не терпит разрывов и подчиняется закону сохранения массы. Согласно этому закону γ 1υ1 = γ 2 υ 2 ,

где γ1, γ2, υ1, υ2 – соответственно плотность воды и скорость циркуляции в холодном и нагретом коленах. Так как плотности не одинаковы, то и скорости циркуляции υ1 и υ2 должны отличаться друг от друга. Однако ввиду того, что в диапазоне практически имеющих место температур от 20оС до 100оС удельный вес воды изменяется мало, принимается, что υ1 = υ2; ж) в рассматриваемой системе происходит процесс конвекции в поле гравитационных сил. Существенное значение имеет расположение участков циркуляционного контура по отношению к направлению сил тяготения. Принимается, что входящие и нисходящие участки контура, включая и канал в самом аппарате, расположены вертикально, остальные же части контура, включая и радиатор, расположены горизонтально.

В основе рассматриваемых явлений лежат законы, описываемые уравнениями, определяющими тепловые потери в частях аппарата, их теплоотвод путем нагревания и течения вязкой жидкости. Уравнение неразрывности течения жидкости div(ρ, v ) = 0 ; ρх = m ,

(3.65)

где ρ - плотность жидкости, v – объем, х - скорость; m – массовая скорость.

Уравнение количества движения сυ

∂v = −gradp + с g − f (ν )ф , ∂x

(3.66)

где р – давление, g - ускорение силы тяжести, f (ν ) - абсолютная величина силы трения жидкости о стенки,

τ - единичный вектор, направленный по касательной к стенке в сторону

течения жидкости. Первый член уравнения характеризует движущую силу, выражение gradp характеризует силу гидростатического давления, ρg - гравитационную силу и f (ν )τ - силу трения.

Уравнение расширения жидкости в результате нагревания

с = с 0 [1 − в (и1 − и2 )] , где θ1 и θ2 – температуры охлажденной и нагретой жидкости,

с 0 - плотность жидкости при температуре окружающей среды, β - коэффициент теплового расширения жидкости.

(3.67)

Уравнение теплообмена С Р ρυS K

dθ Ж = К ТО F (θ P − θ 0 ) , dx

(3.68.)

где и0 - температура окружающей среды, СР – теплоемкость, S K - сечение канала, КТО - коэффициент теплоотдачи, F – периметр поверхности охлаждения,

иP - температура радиатора. Для решения поставленной задачи необходимо совместное решение всех приведенных

уравнений

при

определенных

граничных

условиях.

Это

представляет сложную математическую задачу и приводит к результатам, которые не могут быть выражены в замкнутой форме. Дело в том, что помимо основных величин: тепловых потерь Р, температуры θ,

гидростатического

давления р, скорости течения жидкости х - переменными являются все величины, характеризующие свойства жидкости ( ρ , н , β , СР, λ ) и тепловое состояние охлаждаемой детали аппарата ( с Э ). Все эти величины сами являются функциями уравнений

температуры. сводится

переменными

к

Поэтому

совместное

рассмотрению

коэффициентами.

решение

дифференциальных

Вследствие

сложности

приведенных уравнений

с

окончательного

решения, оно не может быть использовано для практических расчетов. Поэтому пришлось сделать ряд приведенных выше упрощающих допущений и ограничений, а также оговорить те условия, при которых приведенные ниже расчеты могут быть использованы с достаточной для инженерных расчетов точностью. В общем случае все количество тепла, выделяющееся в аппарате Р = I2R, расходуется на нагревание воды Р1; на теплоотдачу с поверхности аппарата в окружающую

среду

–

Р2;

на

теплоотдачу

путем

теплопроводности

проводящими ток шинами Р3. Используя закон сохранения энергии, получим

Р = Р1 + Р2 + Р3 = I2R .

(3.69)

Однако в большом числе случае Р2 и Р3 малы по сравнению с Р1. Поэтому было принято, что все потери энергии в аппарате передаются воде. Движение жидкости при тепловой конвекции вызывается напором р, возникающим в результате разности удельных весов жидкости γ 1 в холодном и γ 2 в нагретом участках циркуляционного контура. р = h (γ 1 − γ 2 ) ,

(3.70)

где h - высота расположения радиатора под аппаратом. Выражая удельные веса жидкости через температуру θ1 в холодном и θ2 в нагретом участках циркуляционного контура, получим р = hγ 0 β(и 2 − и1 )

кг м

2

= hβ(и 2 − и1 )γ 0 ⋅ 10 −3 м.вод.ст. ,

(3.71)

где γ 0 - удельный вес жидкости при 0°С; β - коэффициент объемного расширения жидкости.

Движение жидкости по каналу вызывает потерю напора. При ламинарном течении, имеющем место в нашем случае, потери напора определяются соотношением [143] р=

64 l k υ 32нlк ⋅ ⋅ = , Re d 2 g d 2 g

(3.72)

где l к - длина циркуляционного контура, м; g – ускорение силы тяжести, м/с2;

υ – скорость движения жидкости, м/с; ν - коэффициент кинематической вязкости жидкости, м2/с; Re =

υd - число Рейнольдса. ν

При выводе уравнения (3.72) учтены гидравлические сопротивления прямых участков канала [142]. Местными сопротивлениями, ввиду их малой величины, пренебрегаем. Приравнивая правые части уравнений (3.71) и (3.72) и определяя из них величину скорости циркуляции υ, получим

gβ hd 2 γ 0 ⋅ 10 −3 (и 2 − и0 ) м х= с 32νl k

(3.73)

Тепловая мощность, переносимая жидкостью от охлаждаемой детали к радиатору, равна πd 4 hγ 0 ⋅ 10 −3 gβγC P πd 2 (и 2 − и1 )2 Р= γC P υ(и 2 − и1 ) = ⋅ 4 128 ⋅ l k н

(3.74)

Величины β , н, γ , СР, входящие в уравнение (3.74), сами зависят от температуры. Вводится величина К, объединяющая все эти переменные, которая для воды в диапазоне от 20 до 100°С может быть апроксимирована уравнением К=

gβγC P = (0,1 ⋅ и Ж − 1,7 ) ⋅ 1010 ν

Вт м 4 ⋅ град 2

,

(3.75)

где θЖ – температура воды. Уравнение (3.74) может быть записано так: γ 0 hπd 4 ⋅ 10 −3 Р= ⋅ K (и 2 − и1 )2 . 128l k

(3.76)

Вся тепловая мощность, переносимая жидкостью, передается радиатором воздуху, поэтому Р = α р S p (иЖ − и0 ) ,

(3.77)

где α р - коэффициент теплоотдачи радиатора; Sp – наружная поверхность радиатора;

θЖ – средняя температура жидкости в радиаторе (равна средней температуре на поверхности радиатора θр). Делая такое допущение, пренебрегаем перепадом температур между водой

и радиатором

по

сравнению

с

перепадом

температур

между

поверхностью радиатора и окружающей средой. Решая уравнение (3.77) относительно θЖ, получим θЖ =

Р + и0 . αРSP

(3.78)

Температура жидкости в радиаторе изменяется согласно следующему соотношению: θх = θ0 + се-ах ,

где а =

α рF C P γS K υ

(3.79)

;

(3.80)

С – постоянная интегрирования.

Для нахождения постоянной С исходим из следующих граничных условий: при х = 0 θх = θ2 = θ0 + С ;

(3.81)

при х = l θх = θ1 = θ0 + Се-аl ; Откуда θ1 – θ2 = С(1 – е-аl) .

(3.82)

Подставляя это значение разности θ1 – θ2 в уравнение (3.74.), получим

(

)

(3.83)

.

(3.84)

πd 2 Р= C P γυ ⋅ C 1 − e − al . 4

Откуда С=

4P

(

πd 2 γC P υ 1 − e − al

)

В таком случае распределение температуры по длине радиатора выразится соотношением и X = и0 +

e − al

4Р

, ⋅ πd 2 γC P υ 1 − e − al

(3.85)

отсюда следует и 2 = и0 + и1 = и 0 +

4Р

⋅

1

πd 2 γC P υ 1 − e − al

4Р

;

(3.86)

e − al

. ⋅ πd 2 γC P υ 1 − e − al

В эти выражения входит пока еще неизвестная величина скорости циркуляции υ. Чтобы ее найти, определяем разность

и 2 − и1 =

128 Рl k πhd 4 ⋅ γ 0 ⋅ 10 −3

⋅

1 = A. K

(3.87)

Для сокращения написания дальнейших формул весь полученный радикал обозначим буквой А. Подставляя это значение разности в (3.74) и решая относительно υ, получим υ=

4P 2

πd γCp

πhd 4 γ 0 ⋅ 10 −3 4P 1 ⋅K = ⋅ . 2 128 Ра A πd γCp

(3.88)

Подставляя полученное выражение υ и а из (3.80) в уравнение (3.86), получим выражения для θ1 и θ2, не содержащие скорости υ:

1

и 2 = и0 + A 1−

и1 = и 0 + A

e

б S − P P ⋅A e P

−

1− e Это

окончательные

выражения,

;

бPSP ⋅A P −

(3.89)

бPSP ⋅A P

позволяющие

найти

температуру

жидкости θ1 и θ2. Для нахождения температуры наиболее нагретой части детали θ ∂ рассмотрим два случая. а) Деталь непосредственно охлаждается жидкостью Воспользуемся соотношением Р = α ∂ πdl∂ (и∂ − и2 ) ,

(3.90)

где α ∂ – коэффициент теплоотдачи от детали к жидкости; l∂ – длина канала детали. Коэффициент теплоотдачи α ∂ определяется выражением [138] α ∂ = C (G 2 P2 )n

n

⎡ gβγC P d 3 ⎤ λ λ , = C⎢ ⋅ Δθ⎥ d d ν λ ⎦ ⎣

где Δθ – разность температур между деталью и жидкостью; с и n – постоянные, зависящие от характера течения жидкости.

(3.91)

Для ламинарного характера течения жидкости и температур, имеющих место при автономном охлаждении, а именно в диапазоне G2P2 от 5·10-2 до 2·10-7, постоянные с и n имеют следующие значения [10]: с = 0,54;

n = 1/4

(3.92)

Подставляя эти значения с, и n, и значение К из (2.75) в соотношение (3.91), получим ⎛ d3 ⎞ α ∂ = 0,54⎜⎜ K Ди⎟⎟ ⎝ λ ⎠

14

λ d

(3.93)

Теперь выражение (3.90) можно переписать следующим образом: ⎛ d3 ⎞ ⎟ Р = 0,54πl ∂ λ⎜⎜ K ⎟ λ ⎝ ⎠

14

⋅ Ди5 4

(3.94)

Решая это уравнение относительно Δθ, получим ⎛ Р Ди = ⎜⎜ ⎝ 0,54рl ∂

⎞ ⎟⎟ ⎠

45

1

(dλ )

35

(3.95)

⋅K1 5

Наибольшая температура детали θ ∂ равна θ ∂ = θ2 + Δθ = = θ0 +

8 d

2

⋅

(3.96) 2 Pl К

πhγ 0 ⋅ 10

−3

1 ⋅ ⋅ K

1 −

1− e

2 Рl К αPSP 8 1 ⋅ ⋅ 2 − 3 Р d πhγ 0 ⋅10 K

⎛ P + ⎜⎜ ⎝ 0,54πl ∂

⎞ ⎟⎟ ⎠

45

1

(dλ )

35

⋅ K1 5

Уравнение (3.96) позволяет выяснить влияние тепловых потерь Р, геометрических параметров контура (lK, l ∂ , h, SP, d); температуры окружающей среды θ0 и свойств жидкости (параметр К и λ ) на температуру детали. б) Подвижный контакт аппарата не имеет жидкостного охлаждения Здесь к тепловым потерям охлаждаемой детали I2R ∂ добавляются половина потерь в подвижном контакте 1/2I2Rn и потери в переходном сопротивлении контактов I2RК : P = I 2 R∂ +

1 2 I Rn + I 2 R K 2

(3.97)

Для определения температуры охлаждаемой жидкостью детали можно воспользоваться соотношением (3.96). Однако в него нужно подставить значение тепловых потерь Р, вычисленное по соотношению (3.97). Подвижный контакт нагреет сильнее, чем охлаждаемая жидкостью деталь. Превышение температуры здесь находим по соотношению [141]

(Δи)′ = (I 2 Rn

)

RK , 2λ ∂ ρ Э

+ I 2 RK ⋅

(3.98)

где λ ∂ - теплопроводность материала контактов. Для нахождения температуры подвижного контакта, не охлаждаемого жидкостью, следует температуру наиболее нагретой части детали θ ∂ , охлаждаемой

жидкостью,

сложить

с

величиной

(Ди)′ ,

определяемой

соотношением (3.98). Получаем 8 и n = и ∂ + (Ди)′ = и 0 + 2 d ⎛ P + ⎜⎜ ⎝ 0,54πl ∂

⎞ ⎟⎟ ⎠

45

⋅

2 Pl K πhγ 0 ⋅ 10 −3

1

(dλ )

35

⋅K

15

⋅

1 ⋅ K

(

1 1− e

+ I 2 Rn + I 2 R K

α S 8 2 Рl K 1 − P P⋅ ⋅ 2 − 3 Р d πhγ 0 ⋅10 K

) 2λR ρ K

∂

+ (3.99)

. Э

Это соотношение позволяет решить поставленную задачу для случая, когда подвижный контакт аппарата не охлаждается жидкостью. Приведенные выше соотношения использовались при расчете тепловых режимов многоамперных электрических аппаратов с автономным жидкостным охлаждением токоведущих систем. Сопоставление результатов расчетных и опытных значений температур нагрева этих систем, приведенное ниже, показало, что данный алгоритм теплового расчета может успешно применяться при проектировании и разработках многоамперных электрических аппаратов с автономным жидкостным охлаждением.

3.4.2. Последовательность теплового расчета многоамперных аппаратов с автономным жидкостным охлаждением Рассмотрим пример расчета многоамперного разъединителя РВПЗ 20/1250 с автономным жидкостным охлаждением с током нагрузки 24 кА. Разъединитель РВПЗ 20/1250 имеет два неподвижных контактатокоподвода коробчатого сечения. С каждой стороны неподвижные контакты перемыкаются двумя охлаждаемыми подвижными контактами-ножами. Считаем, что все стороны разъединителя симметричны и имеют симметричный подвод тока, поэтому ток распределяется по всем сторонам аппарата равномерно. Расчет ведется на одну сторону разъединителя. На рис.3.9 приведена схема автономного охлаждения двух ножей с одной стороны разъединителя.

Рис.3.9. Схема автономного охлаждения подвижных контактов с одной стороны разъединителя На рис.3.10 приведена схема токоведущих частей одной стороны разъединителя, через которую протекает ток I =

24000 = 6000 А. На рис.3.11 4

представлена схема распределения электрических потерь разъединителя. Из рис.3.11 следует, что уравнение теплового баланса имеет вид

Р = Р1 + Р2 + Р3 , где Р1 = РD + РН – потери отводимые жидкостью; Р2 – потери, отдаваемые с поверхности разъединителя в окружающую среду; Р3 – потери, отводимые подводящими ток токоподводами; РD – потери, поступающие с неподвижных контактов в подвижные; РН – потери подвижных контактов-ножей. Формуляр теплового расчета разъединителя с автономным жидкостным охлаждением приведен в табл.3.3.

Рис.3.10. Схема токоведущих частей одной стороны разъединителя

Рис.3.11. Схема распределения электрических потерь разъединителя

Таблица 3.3 Формуляр теплового расчета разъединителя РВПЗ 20/1250 с автономным водяным охлаждением №

Определяемая величина

1

2

Обо- Числовое Размерзна- значение ность чение

3

4

5

I 6000

A

2.

Исходные данные: Ток нагрузки (одной стороны разъединителя) Поверхность контактов одной стороны разъединителя

SD

0,6

м2

3.

Коэффициенты теплоотдачи с поверхности неподвижных контактов в воздух

KTO

10

Вт

d

2⋅10-2

м

lH

0,38

м

lK

4

м

SP

1,8

м2

αР

3,6

Вт

1.

м 2 ⋅ град

Диаметр канала ножа 4. 5. 6. 7. 8.

Длина канала ножа Длина циркуляционного контура Поверхность радиатора Коэффициенты теплоотдачи с поверхности радиатора

м 2 ⋅ град

Температура окружающего воздуха 9. 10. 11.

Температура нагрева контактов (задается) Активное сопротивление подвижного контакта ножа при 20°С при 70°С Активное сопротивление контактного перехода

12. 13. 14.

Активное сопротивление неподвижного контакта Температура воды в радиаторе на входе на выходе

θ0

20

˚С

θН

70

˚С

RH 0 R H1

2,86⋅10-6 3,55⋅10-6

Ом Ом

RK

2,5⋅10-6

Ом

RHK

7,57⋅10-6

Ом

θ2 θ1

60 65

˚С

˚С Продолжение табл.3.3 1 15. Характеристики воды Теплоемкость удельный вес

2

теплопроводность

3 СР γ λ

16. Контактное нажатие 17. Высота расположения радиатора над аппаратом

h

4 1,0 1,0 0,67

5 кал г ⋅ град

г/см3 Вт м ⋅ град

F 100

кг

0,5

м

Р 659

Вт

Расчетные величины 18. Тепловые потери одной стороны разъединителя (рис.3.9.; 3.10.) Р = 2РНК + 2PH + 8PK , 2 где PHK = I R HK - потери неподвижного контакта

PНК = (6000 )2 ⋅ 7,57 ⋅ 10 −6 = 2725 Bт 2

⎛I⎞ PH = ⎜ ⎟ R H - потери в контактном ноже ⎝4⎠

РD

272,5

PH

32

Вт

PK

5,6

Вт

Вт

2

⎛ 6000 ⎞ −6 PH = ⎜ ⎟ ⋅ 3,55 ⋅ 10 = 32 Вт ⎝ 2 ⎠ 2

⎛I⎞ PK = ⎜ ⎟ RK - потери в контактном переходе ⎝4⎠ 2

⎛ 6000 ⎞ −6 PK = ⎜ ⎟ ⋅ 2,5 ⋅ 10 = 5,6 Вт ⎝ 4 ⎠ P = 2 ⋅ 272 ,5 + 2 ⋅ 32 + 8 ⋅ 5,6 = 659 Вт 19. Тепловые потери, отводимые водой в радиаторе 1 1 P1 = х ⋅ S ⋅ Δи ⋅ C P ⋅ г = ⋅ 25 ⋅ 3,14 ⋅ 5 ⋅ 1 ⋅ 1 = 164 Вт P1 24 0,24 где υ = 2,5 cм/сек – скорость циркуляции воды (из опыта); πd 2 3,14 ⋅ (2 )2 S= = = 3,14 см 2 - площадь сечения 4 4 канала радиатора; Δи = и2 − и1 = 65 − 60 = 5 °С – разность температур

164

Вт

воды на выходе и входе радиатора Продолжение табл.3.3 1 20.

21.

2

4

5

Тепловые потери, отдаваемые с поверхности P2 разъединителя P2 = K TO ⋅ S D (и H − и 0 ) = 10 ⋅ 0,6(70 − 20 ) = 300 Вт

300

Вт

PD

100

Вт

16

˚С

1,3

˚С/Вт

42,5

˚С

62,5

˚С

Тепловые потери, передаваемые от неподвижных контактов подвижным контактам-ножам

3

PD = P1 − 2PH = 164 − 2 ⋅ 32 = 100 Вт

22. Разность температур между подвижным контактом-ножом и неподвижным контактом

Δи K =

PD ⋅ RT 100 ⋅ 1,3 = = 16 D C , 8 8

ΔиK

RT

D πσМ 1 1 3,14 ⋅ 3100 C = = 1,3 F 2λ М 2 ⋅ 3,9 100 Вт тепловое сопротивление одного контактного перехода (λМ и σМ – теплопроводность и коэффициент смятия материала для меди)

где RT =

23.

Разность температуры между поверхностью радиатора и окружающей средой Δ ф = и Ж − и 0 = 62 ,5 − 20 = 42 ,5 D С , и − и1 65 − 60 + и1 = + 60 = 62,5 D С где и Ж = 2 2 2 средняя температура воды в радиаторе 24.

Конвективный коэффициент K = (0,1и Ж − 1,7 ) ⋅1010 = (0,1 ⋅ 62,5 − 1,7 ) ⋅1010 =

= 4,55 ⋅1010 25.

Δф

иЖ

Вт 4 D 4,55·1010 м ⋅ С

К

Вт м 4 ⋅D С

Разность температур на входе и выходе радиатора

3 А

˚С

128 ⋅ Р1 ⋅ l K

А = и 2 − и1 = =

р ⋅ h ⋅ d 4 ⋅ г 0 ⋅ K ⋅10 −3

=

128 ⋅164 ⋅ 4

(

3,14 ⋅ 0,5 ⋅ 2 ⋅10

)

−2 4

⋅ 4,55 ⋅10

10

⋅10

−3

⋅10

3

=

= 3D C

Окончание табл.3.3 1 26.

2 Температура воды на входе радиатора 1 и2 = и0 + А =

3 θ2

4 57,5

5 ˚С

θ1

54,5

˚С

ΔθН

8,4

˚С

θD

65,9

˚С

⎛ αРS p ⎞ ⎜− A ⎟⎟ ⎜ P1 ⎝ ⎠ 1− е

= 20 + 3

27.

1 ⎛ 3, 6⋅1,8 ⎞ ⋅3 ⎟ ⎜− 1 − e ⎝ 164 ⎠

Температура воды на выходе радиатора

и1 = и 0 + А

= 20 + 3 28.

= 57,5 D C

⎛ αРS p ⎞ ⎜− A ⎟⎟ ⎜ P1 ⎝ ⎠ е ⎛ αРS p ⎞ ⎜− A ⎟⎟ ⎜ P1 ⎝ ⎠ 1− е

⎛ 3, 6⋅1,8 ⎞ ⋅3 ⎟ ⎜− 164 ⎠ ⎝ e ⎛ 3, 6⋅1,8 ⎞ ⋅3 ⎟ ⎜− 1 − e ⎝ 164 ⎠

=

= 54,5 D C

Перепад температур между охлаждаемыми ножами и водой

Δи H

P1 ⎛ = ⎜⎜ ⎝ 0,54 ⋅ π ⋅ l H

⎞ ⎟⎟ ⎠

45

⋅

1

(d ⋅ λ )

35

⋅K

15

=

0,8

164 ⎛ ⎞ =⎜ ⎟ ⋅ ⎝ 0,54 ⋅ 3,14 ⋅ 0,38 ⎠ 1 ⋅ 0, 6 2 ⋅10 − 2 ⋅ 0,67 4,55 ⋅1010

(

29.

) (

)

0, 2

= 8,4 D C

Наибольшая температура разъединителя и D = и 2 + Δи H = 57,5 + 8,4 = 65,9 D C

Расчет

показал,

что

наибольшая

температура

нагрева

контактов

разъединителя РВПЗ 20/1250 с автономным водяным охлаждением на ток нагрузки 24000А составила 66°С. Это значение температуры незначительно отличается от предварительно заданного значения - 70°С. Поэтому расчет в уточнении не нуждается. Расчетное значение температуры нагрева неподвижных контактов (66°С) мало

отличается

от

опытного

значения

этой

температуры

при

производственных испытаниях (77°С). На основании предложенной методики разработана программа для ЭВМ, которая существенно облегчает проектирование таких аппаратов. Программа теплового расчета для ЭВМ многоамперных электрических аппаратов с автономным жидкостным охлаждением приведена в приложении настоящей работы [п.А.3.].

3.5. Электродинамическая стойкость многоамперных электрических аппаратов Известно, что при больших значениях токов, протекающих через токоведущие системы электрических аппаратов, между токоведущими элементами возникают электродинамические усилия, которые стремятся деформировать проводники, разомкнуть контакты, отбросив их друг от друга, и даже разрушить аппарат. В [9 - 22] определены выражения для электродинамических усилий, возникающих в токоведущих элементах, с помощью известных методов: - взаимодействия проводника с током и магнитным полем (закон БиоСавара-Лапласа); - на основе использования энергетического баланса системы проводников с током. В

общем

виде

электродинамическая

сила,

развиваемая

между

проводниками с током для различного их расположения, может быть найдена с помощью формулы

F = 10−7 I1 ⋅ I 2 K D

(3.100)

,

где КD – геометрический коэффициент, который может быть определен известными выражениями [9 - 22]. Эти известные выражения учитывают зависимость геометрического коэффициента от ряда факторов: - длины проводников; - расстояния между ними; - формы и размеров сечения проводников; - расположения проводников в пространстве. Однако следует отметить, что известные формулы для определения геометрического коэффициента имеют приближенные значения и выводятся для каждого конкретного случая расположения токоведущих систем. В конструкциях многоамперных электрических аппаратов и токоведущих систем переход тока от одного токоподвода к другому может осуществляться с помощью гибких связей, которые могут располагаться под различным углом к ним. Кроме этого, для многоамперных токоведущих систем на токи нагрузки 100000А

и

выше

особую

важность

приобретает

определение

их

электродинамической стойкости. При этом возникает необходимость точного анализа зависимости электродинамических сил от объемных геометрических параметров токоподводов (их сечения, длины, любого взаимного расположения в пространстве, временного фактора). При

этом

желательно,

чтобы

выражение

для

геометрического

коэффициента в формуле 3.100 имело универсальный вид и учитывало практически все геометрические параметры многоамперных токоведущих систем. Рассмотрим два участка параллельных проводников прямоугольного сечения q и Q длиной l и L, по которым протекают токи I1 и I2 (рис.3.12). Если

проводники расположены под углом ϒ друг к другу, то расчет сводится к рассмотрению их проекций на параллельные плоскости. Введем две системы координат для каждого из проводников XYZ и tuv. Система координат XYZ выбирается так, чтобы через центр тяжести проводника проходила бы ось координат 0Х, а плоскости X0Y и X0Z делили бы толщину проводника 2h и его ширину 2b на две симметричные части. При этом центр координатной системы (XYZ) 0 расположен в начале проводника длиной l.

Рис.3.12. Участки токопроводов электрического аппарата

Продольная ось второго проводника c длиной L, проходящая через его центр тяжести, перпендикулярна плоскости X0Z и совпадает с осью 01t системы координат tuv. Ось 01t параллельна оси 0х и удалена от нее на расстояние n + h + H. Плоскости t01u и t01v делят толщину 2Н и ширину 2В второго проводника на симметричные части. Начало координат лежит на продольной оси проводника с длиной L и на плоскости u01v, которая параллельна плоскости Y0Z и находится на расстоянии а от нее. При этом если расстояние а между торцами проводников равна нулю, то плоскости u01v и Y0Z совпадают. Параллельно продольным осям рассматриваемых проводников длиной l и L произвольно выделим по одной линии тока, которые находятся на расстоянии (n+v-z) в проекции на плоскости X0Z и (y-u) в проекции на плоскости X0Y друг от друга. Магнитная индукция, создаваемая отрезком dl линии тока в проводнике длиной l в точке линии тока в проводнике длиной L, которая удалена на расстояние R от отрезка dl, определяется на основании закона БиоСавара-Лапласа

мI d l ⋅ R 0 dB = q0 4 рq R 2

,

(3.101)

где R0 - единичный вектор расстояния между линиями тока R; q0 - единичная площадь поперечного сечения проводника длиной l. Выражение (3.101) справедливо при отсутствии ферромагнитных сред. Из геометрических соотношений (рис.3.12) получаем r=

y-u ; sinб

l = -(y-u) ctg α;

R=

1 (y − u) 2 + (n + v − z) 2 sin 2 б ; s inб

sinϕ =

sinβ =

(y − u) 2 + (n + v − z) 2sinб (y − u) 2 + (n + v − z) 2

sin 2 α

y−n (y-n)2 + (n + v − z) 2

sin 2 б

;

(3.102)

,

где r - текучее расстояние между элементарными участками линий тока; R - расстояние между параллельными линиями тока в проводниках; ϕ - угол между единичным вектором R 0 и линией тока; β - угол между вектором индукции и перпендикуляром к вектору R 0 . Из выражения (3.102) следует: dl = Векторное

y-u dб ; sin 2 б

произведение

d l ⋅ R0 = d l ⋅ R0

(y − n) sin 2 б дает

R0 sin ϕdб . вектор

(3.103) dB ,

который

перпендикулярен плоскости, проходящей через векторы d l и R0 , образует с плоскостью X0Y угол β. Электродинамическое усилие, возникающее под воздействием элемента dl проводника с током I1 на элемент

dτ проводника с током I2, будет

соответствовать м0 I 1 I 2 dt ⋅ d l ⋅ R0 dF = q0 , 4 рq R2

(3.104)

где dt = dx/cosг , γ - угол между плоскостями X0Y и u01τ. Переходя к объемному изображению проводников и учитывая выражение (3.103), выражение (3.104) в проекции на ось z примет вид

м I I Fz = 0 1 2 4рqQ

р −б 2 L + a b

h

B

H

∫ ∫ ∫ ∫ ∫ ∫

б1

a −b − h − B − H

(y − u) 2 (y − u) 2 + (n + v − z) 2 sin б [(y − u) 2 + (n + v − z) 2 sin 2 б] 2 cos г

⋅ dαdxdydzdudv

⋅

(3.105)

Интегрируя выражение (3.105) по α и учитывая, что sinα 1 =

sinα 2 =

y−u 2

x + (y − u)

2

cosα 1 =

;

( y − u) 2

(l − x) + ( y − u )

2

;

cosα 2 =

x 2

x + (y − u)

2

;

l−x 2

(l − x) + (y − u)

2

,

а также интегрируя по x;y;z;u;v, выражение (3.105) примет окончательный вид: L+a b h B H ⎧ μ 0 I1 I 2 ( y − u )2 ⎪ FZ = − ⋅ ∫ ∫ ∫ ∫ ∫ ⎨ ⋅ 4πqQ cos γ a −b− h− B − H ⎪⎩ u (n + v − Z )( y − u )2 + (n + v − z )2

[

⎡ ⋅ ⎢ln ⎢ ⎣

− ln

2

+

(l − x )2 + ( y − u )2 ( y − u )2 + (n + v − z )2 − (n + v − z )(l − x ) − 2 2 2 2 (l − x ) + ( y − u ) ( y − u ) + (n + v − z ) + (n + v − z )(l − x ) ( y − u )2 + (n + v − z )2 + (n + v − z )x ⎤⎥ − 2 2 2 2 ⎥ x + ( y − u ) ( y − u ) + (n + v − z ) − (n + v − z )x ⎦

x 2 + ( y − u )2

1

−

]

( y − u )2 + (n + v − z )2

⎡ (l − x ) (l − x )2 + ( y − u )2 ⎢ + ⎢ (l − x )2 + ( y − u )2 + (u + v − z )2 ⎣

⎤⎫ ⎥ ⎪dxdydzdudv 2 ⎬ + (n + v − z ) ⎥⎦ ⎪ ⎭

x x 2 ( y − u )2 x 2 + ( y − u )2

Проводя интегрирование по х от а до L + a, получаем

(3.106)

FZ = −

−

H B h b⎧ μ 0 I1 I 2 ⎪ ⋅ ∫ ∫ ∫ ∫⎨ 4πqQ cos γ − H − B − h−b⎪ 2 ⎩

(l − L − a )2 + ( y − u )2

⎛ ⋅ ⎜ arctg ⎜ ⎝

n+v− z

(L − a ) 2 + ( y − u ) 2

arctg

n+v− z

⎡ ⋅ ⎢(l − L − a ) ⋅ ln ⎢ ⎣

− (l − a ) ln + (L + a ) ln

− a ln

(y − u)

− arctg

−

− a 2 + ( y − u )2 + (n + v − z ) ⋅

(l − a )2 + ( y − u )2 n+v−z

( L + a )2 + ( y − u )2

−

[

]

( y − u )2 + (n + v − z )2 (l − L − a )2 + ( y − u )2 − (n − v + z )(l − L − a ) − ( y − u )2 + (n + v − z )2 (l − L − a )2 + ( y − u )2 + (n − v + z )(l − L − a )

( y − u )2 + (n + v − z )2 (l − a )2 + ( y − u )2 − (n − v + z )(l − a ) + 2 2 2 2 ( y − u ) + (n + v − z ) (l − a ) + ( y − u ) + (n − v + z )(l − a ) ( y − u )2 + (n + v − z )2 (L + a )2 + ( y − u )2 + (n + v − z )(L + a ) − 2 2 2 2 ( y − u ) + (n + v − z ) (L + a ) + ( y − u ) − (n + v − z )(L + a ) a 2 + ( y − u )2 + (n − v + z )a ⎤ ⎥+ 2 2 a + ( y − u ) − (n − v + z )a ⎥⎦

( y − u )2 + 2(n + v − z ) ( y − u )2 + (n + v − z )2 (l − a )2 + ( y − u )2 n+v−z a + (y − u) 2

+ arctg

+ (n + v − z )

2

⎡ ⎢⎣

a 2 + ( y − u )2 ⎞⎟⎤ ( y − u )2 ⎥+ ⋅ + arctg ⎟⎥ 4(n + v − z )( y − u )2 + (n + v − z )2 n+v−z ⎠⎦

( y − u )2 + (n + v − z )2 ( y − u )2 + (n + v − z )2

− arctg

2

(l − a )2 + ( y − u )2

+

(l − L − a )2 + ( y − u )2

1

n+v−z

2

⎡ ⎢arctg ⎢ ⎣

− arctg

⎤⎫ ⎥ ⎪⎬dydzdudv ⎥⎪ ⎦⎭

(l − L − a )2 + ( y − u )2 n+v−z

( L − a )2 + ( y − u )2 n+v−z

−

+

(3.107)

После дальнейших интегрирований по x, y, u, v выражение (3.107) примет вид

FZ = k D

м0 I 1 I 2 , 4р

(3.108)

5

где k D = ∑ Di – коэффициент геометрических параметров токоведущих частей. i =1

Расчет геометрического коэффициента kD . Для упрощения расчета введем следующие промежуточные значения: ξ1 = b - В; ξ2 = b + В; ξ3 = В; ξ4 = b, β1 = l − L − a; β 2 = l − a; β 3 = L + a; β 4 = a; m i = β 2 2 + о i2 − β1 2 + о i2 + β 3 2 + о i2 − β 4 2 + о i2 , где i = 1,2,3,4;

η 2 = n-H + h;

η1 = n + h + H ;

η 4 = n - H - h.

η3 = n + H − h;

Pji = η 2j + оi2 ; шi = η1ln η1 + P1i − η2ln η2 + P2i − η3ln η3 + P3i + η4ln η4 + P4i + Ki ; 2 K i = P2i − P1i + P3i − P4i ; и ji = з j Pji + о j ln

ϕ ji = arctg + arctg

β12 + о i2 ηj

β 4 2 + о i2 ηj

− arctg

; Ni =

⎛

β 2 2 + о i2 ηj

8η 2j ⎜ arctg ⎜ ⎝

з j + Pji з

;

(3.109)

j

− arctg

β 3 2 + о i2 ηj

+

в в1 в в − arctg 2 − arctg 3 + arctg 4 ηj ηj ηj ηj

β1 = l - L - a ; β2 = l - a ; β3 = L + a ; β4 = a ;

⎞ ⎟; ⎟ ⎠

⎛ P P P P W0i = в 0 в 02 + о i2 ⎜⎜ arctg 2i − arctg 1i − arctg 4i + arctg 3i в0 в0 в0 в0 ⎝

⎞ ⎟⎟ , ⎠

где 0 = 1,2,3,4;

⎛ з ⎞ з з з C 0 = 8в 02 ⎜⎜ arctg 2 − arctg 1 − arctg 4 + arctg 3 ⎟⎟; в0 в0 в0 в0 ⎠ ⎝ 2 2 2 2 2 2 ⎛ о12 + з 2j + + + о з о з о з 2 3 4 j j j + + + M j = з j ⎜ ln ln 4 ln 4 ln ⎜ з 2j з 2j з 2j з 2j ⎝

⎞ ⎟ ⎟ ⎠

Получаем kD = D1 + D2 + D3 + D4 + D5 , 4 η ⎛ η η ⎡2 где D1 = Y ⎢∑ mi шi + 4 ∑ mi шi - 16 L⎜⎜ η 2 ln 2 + + η 3 ln 3 − η 4 ln 4 η1 η1 η1 i =3 ⎣i =1 ⎝

(3.110) ⎞⎤ ⎟⎟⎥ ; ⎠⎦

4 2 1 ⎡2 D2 = Y ⎢∑ и1i ϕ1i + 4 ∑ и1i ϕ1i − ∑ и 2i ϕ 2i − 2 ⎣i =1 i =3 i =1 4

2

4

2

i =3

i =1

i =3

i =1

− 4 ∑ и 2i ϕ 2i − ∑ и3i ϕ 3i − 4 ∑ и 3i ϕ 3i + ∑ и 4i ϕ 4i + 4∑ и 4i ϕ 4i + + N 1 − N 2 − N 3 + N 4 ];

4 ⎞ 1 ⎛2 D3 = Y ⎜⎜ ∑ mi K i + 4 ∑ mi K i ⎟⎟ ; 2 ⎝ i =1 i =3 ⎠

D4 =

1 Y (W11 + W12 + 4W13 + 4W14 − W21 − W22 − 4W23 − 4W24 − W31 − 2

− W32 − 4W33 − 4W34 + W41 + W42 + 4W43 + 4W44 + C1 − C 2 − C 3 + C 4 ) ; D5 =

3 Y (M 1 − M 2 − M 3 + M 4 ) ; 4 Y=

bB 9Qq cos γ

Таким образом, полученный геометрический коэффициент является универсальным выражением и учитывает электродинамическое взаимодействие токоведущих проводников в зависимости от практически всех геометрических параметров многоамперных токоведущих систем, в частности: - от длины (короткие, длинные) – l, L; - от расположения в пространстве под углом γ; - от любого смещения проводников а в пространстве относительно друг друга; - от сечения проводников q, Q. Расчет электродинамической стойкости многоамперных электрических аппаратов заключается в определении способности пропускать большие токи. При этом не допустимы деформация, разрушение их конструкции и отброс контактов под действием электродинамических сил. Конструкция

многоамперных

электрических

аппаратов

обладает

достаточной механической прочностью, поэтому расчет электродинамической стойкости производится в основном только для контактной системы многоамперных электрических аппаратов. Контактная система многоамперных электрических аппаратов имеет главные и дугогасительные контакты. Дугогасительные контакты при включении замыкаются раньше главных, а при отключении размыкаются последними. В связи с этим расчет электродинамической стойкости производится для дугогасительных контактов, поскольку именно они могут быть отброшены при включении электродинамическими силами. В качестве примера приведем расчет электродинамической стойкости многоамперного электрического выключателя типа В-100 М на ток нагрузки 100000А.

На

рис.3.13

приведена

схема

сил,

действующих

на

контакты

дугогасительной системы выключателя. Конструктивно дугогасительная контактная система выполнена в виде 4-х контактных мостиков (двух верхних 2 и двух нижних 3), которые перемыкают собой неподвижные контакты 1. При протекании тока нагрузки в токоведущем контуре возникают электродинамические силы.

Рис.3.13. Схема усиленных дугогасительных контактов: 1 – токоподводы; 2 – верхний подвижный мостик; 3 – нижний подвижный мостик

В рассматриваемом случае на подвижные контактные мостики 2 и 3 действуют следующие силы: Р – вес подвижного контактного мостика;

FKП - усилие контактных пружин; FЭDK1 и FЭDK 2 - электродинамические силы, создаваемые П-образным контуром

и действующие соответственно на верхний 2 и нижний 3 мостик; FЭDО - электродинамические силы отброса контактов; FЭD1− 2 и FЭD2−1 - электродинамические силы взаимодействия между верхним и

нижним контактными мостиками. Результирующая сила, действующая на верхний контактный мостик определяется выражением F рез1 = Р + FKП + FЭDK1 + FЭD1− 2 − 2 FЭDO . (3.111) Результирующая сила, действующая на нижний контактный мостик определяется выражением F рез2 = Р + FKП + FЭDK 2 − FЭD2 −1 − 2 FЭDO .

(3.112)

По приведенной выше методике проведем расчет электродинамических сил FЭDK1 ; FЭDK 2 ; FЭD1− 2 ; FЭDО . На рис.3.14 приведена схема расположения подвижных дугогасительных контактных мостиков выключателя. Дано: l = 190 мм

2b = 25 мм

2h = 40 мм

P = 16,9 Н

L = 190 мм

2B = 25 мм

2H = 40 мм

FКП = 400 Н

n = 165 мм

a=0

cosγ = 1

I1 =

γ=0

100000 = 25000 А - ток, протекающий через один контактный мостик 4

Пример расчета геометрических коэффициентов в электродинамических

сил,

действующих

на

выражении 3.100

дугогасительные

контакты

(рис.3.13), приведен в приложении настоящей работы Б. В результате расчета получено: K D1− 2 = 0,87 – для параллельных проводников прямоугольного сечения; K DП1 = 0,41 – для П-образного контура с верхним контактным мостиком;

K DП 2 = 0,64 – для П-образного контура с нижним контактным мостиком; K DО = 0,75 – для выражения силы электродинамического контактного отброса.

Тогда электродинамические силы в выражениях (3.111) и (3.112) будут равны FЭD1− 2 = FЭD2 −1 = 10 −7 ⋅ I 2 K D1− 2 = 10 −7 ⋅ (25000 )2 ⋅ 0,87 = 54,4 H ;

FЭDK1 - 10 −7 I 2 K DП1 = 10 −7 ⋅ (25000 )2 ⋅ 0,41 = 25,6 H ; FЭDK 2 - 10 −7 I 2 K DП 2 = 10 −7 ⋅ (25000 )2 ⋅ 0,64 = 40 H ; K ЭDО - 10 −7 I 2 K D0 = 10 −7 ⋅ (25000 )2 ⋅ 0,75 = 46,9 H

Результирующие силы, действующие на верхний и нижний контактные мостики, будут равны (выражения (3.111) и (3.112)) F рез1 = 16,9 + 400 + 25,6 + 54,4 − 2 ⋅ 46,9 = 403,1Н ; F рез2 = 16,9 + 400 + 40 + 54,4 − 2 ⋅ 46,9 = 308,7 Н

Поскольку эти силы имеют положительные значения, то можно считать, что данная дугогасительная контактная система выключателя В-100 М обладает достаточной электродинамической стойкостью. Из

[9,11]

коэффициент

KD

′

для

параллельных

проводников

прямоугольного сечения определяется по формуле ⎛ h h 2 ⎞⎟⎤ 2la ⎡ h ′ ⎜ K D = 2 ⎢2 arctg − ln⎜1 + 2 ⎟⎥ , a h ⎢⎣ a a ⎠⎥⎦ ⎝

(3.113)

где l – длина проводников; а – расстояние между продольными осями параллельных проводников,

проходящими через их продольное сечение; h – высота проводников.

Следует отметить, что выражение (3.113) справедливо при условии, что толщина проводника очень мала по сравнению с ее высотой h (b<
Кроме этого выражение (3.113) не учитывает возможную разницу в длине проводников и их сечения (величин b и h). Из

рис.3.14

следует,

что

сечение

контактных

мостиков

имеет

прямоугольную форму, в которой толщина мостика b мало отличается от его высоты h, поэтому выражение (3.113) для определения коэффициента КD не может быть использовано. Коэффициент КD может быть приближенно определен с помощью кривых Двайта, которые также, как и выражение (3.113) не учитывают возможную разницу в геометрических размерах и объемного расположения проводников.

Рис.3.14. Схема расположения дугогасительных контактных мостиков выключателя Для рассматриваемого примера (рис.3.14) из кривых Двайта следует, что значение КD ≈ 1,05, что весьма близко к значению КD = 0,87, определенного по

приведенной выше методике, которая позволяет определить этот коэффициент при различных объемных геометрических параметрах токоведущих систем. На основании предложенной методики разработана программа для ЭВМ, которая существенно облегчает расчет электродинамической стойкости многоамперных

электрических

аппаратов

и

токоведущих

программа приведена в приложении настоящей работы А.4.

систем.

Эта

ГЛАВА 4. КОНСТРУКЦИИ МНОГОАМПЕРНЫХ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ 4.1. Классификация многоамперных электрических аппаратов В результате научно-исследовательских, проектно-конструкторских и опытных работ были разработаны и прошли производственные испытания многоамперные электрические аппараты с повышенным ресурсом работы и высокой

степенью

надежности

и

ремонтопригодности.

Такие

модернизированные аппараты имеют усиленную дугогасительную контактную систему

и

механизм

ускоренного

отключения.

Поэтому

в

названии

модернизированных многоамперных аппаратах появился индекс "М" [210]. Задачи экономии серебра и снижения электрических потерь при производстве и эксплуатации многоамперных аппаратов заставляют изыскивать новые возможности их конструктивных решений и применения новых контактных материалов. В связи с этим были разработаны на основании проведенных исследований многоамперные электрические аппараты с композиционными жидкометаллическими главными контактами. Такие аппараты, не содержащие дефицитное серебро, также прошли производственные испытания и успешно эксплуатируются в цехах электролиза химических предприятий. Они имеют индекс "КЖМК". Разработаны

и

изготовлены

многоамперные

аппараты

с

композиционными жидкометаллическими контактами как с естественным, так и с принудительным жидкостным охлаждением. С увеличением номинальных токов высоковольтных установок встает задача модернизации существующих высоковольтных разъединителей. С целью уменьшения затрат на разработку и изготовление новых разъединителей на повышенные токи нагрузки было предложено применение автономного жидкостного охлаждения для существующих конструкций разъединителей. Многоамперные аппараты, разработанные для применения на открытом

воздухе, имеют индекс "Н". В

настоящей

главе

рассматриваются

конструкции

различных

модификаций многоамперных электрических аппаратов, применяемых в цехах электролиза (рис.4.1): -

аппараты с естественным, принудительным жидкостным, автономным жидкостным типами охлаждения;

-

аппараты

с

главными

серебряными

и

композиционными

жидкометаллическими контактами; -

аппараты на различные токи нагрузки от 30 кА до 150 кА, обладающие большим ресурсом работы, хорошей ремонтопригодностью и надежностью в работе;

-

аппараты для работы на открытом воздухе и при минусовых температурах окружающего воздуха.

4.2. Многоамперные электрические аппараты с естественным охлаждением 4.2.1. Выключатель шунтирующий с током нагрузки 40 кА типа ВШ-400 Многоамперный выключатель типа ВШ-400 на ток нагрузки 40 кА с естественным

охлаждением

применяется

для

шунтирования

ртутных

электролизеров на ток 100 кА. Для шунтирования одного электролизера на ток 100 кА требуется три выключателя ВШ-400 на ток 40 кА каждый, подключенных к электролизеру параллельно. На рис.4.2 представлена конструкция многоамперного выключателя типа ВШ-400

с

механизмом.

естественным

охлаждением

и

пневматическим

приводным

Рис.4.2. Выключатель ВШ-400 с номинальным током 40 кА 1 – траверса с подвижными контактами; 2 и 5 – неподвижные контакты; 3 – механический привод; 4 и 8 – боковые стенки корпуса выключателя; 6 – пневмоцилиндр; 11 – изоляционная текстолитовая плита; 12 – неподвижный дугогасительный контакт; 13 – подвижный дугогасительный контакт; 14 – узел крепления подвижных дугогасительных контактов к траверсе; 15 – площадка крепления пневмоцилиндра; 16 – стальной палец крепления подвижной траверсы к рычагам механического привода. Неподвижные контакты 2 и 5 выключателя одновременно являются и токоподводами. Они перемыкаются 24-мя мостиками главных контактов, закрепленных на двух траверсах 1 и четырьмя мостиками 13 дугогасительных контактов. Верхняя и нижняя траверсы 1 перемещаются под действием поршня пневмопривода 6 с помощью механического привода 3. Габаритные размеры выключателя ВШ-400: длина - 780 мм, ширина 800 мм, высота - 500 мм, масса - 450 кг. Выключатели серебряными

такого

(ВШ-400

С)

типа и

выполняются

композиционными

(ВШ-400 КЖМК) главными контактами.

двух

модификаций

с

жидкометаллическими

В выключателе ВШ-400 С используется 800 г серебра, поскольку как на неподвижных контактах-токоподводах, так и на подвижных контактных мостиках напаяны серебряные пластинки толщиной 1 мм и шириной 10 мм. В бывшем СССР имелось порядка десяти химических предприятий с цехами электролиза хлора, где были смонтированы около тысячи ртутных электролизеров. Пятьсот из них имели ток нагрузки 100 кА, а другие пятьсот 50 кА. Таким

образом, потребность в выключателях

ВШ-400 С

для

шунтирования только ртутных электролизеров с током нагрузки 100 кА составила 1500 штук. На их изготовление потребовалось больше тонны серебра. Учитывая дефицит и большую стоимость серебра, а также то, что в процессе эксплуатации серебряные контакты изнашиваются и требуют замены, была разработана другая модификация выключателя ВШ-400 КЖМК. Конструкции

выключателей

ВШ-400 С

и

ВШ-400 КЖМК

незначительно отличаются друг от друга (только конструкцией главных контактов). На один выключатель ВШ-400 КЖМК используется незначительное количество

жидкометаллического

сплава

Ga-In-Sn

(100

грамм).

Композиционные жидкометаллические контакты просты в обслуживании и могут легко заменяться на новые. Для этого достаточно заменить смоченную в жидком металле основу композиционного ЖМК между подвижным и неподвижным электродами. На рис.4.3 и 4.4 приведены чертежи двух видов выключателя ВШ-400 КЖМК [101]. Конструктивно такой выключатель отличается от выключателей ВШ-400 с твердометаллическими

серебряными главными контактами конструкцией

главных контактов и более облегченным приводным механизмом. Главные композиционные ЖМК выключателя

ВШ-400 представляют из себя 12

подвижных мостиковых контактов 9 и 14, каждый из которых закреплен с помощью двух болтов 7 к радиатору 8, который, в свою очередь, с помощью

двух шпилек закреплен на траверсе 1. На обращенных кверху поверхностях неподвижных контактов 2 и 5 и нижних контактных мостиков 14 располагаются углубления 11, в которых помещаются пропитанные либо смоченные жидким

металлом

сеточные прокладки 13, удерживаемые

Рис.4.3. Выключатель ВШ-400 с номинальным током 40 кА с композиционными жидкометаллическими контактами: 1 – траверса с подвижными контактами; 2 и 5 – неподвижные контакты; 3 – механический привод; 4 – подвижный дугогасительный контактный мостик; 6 – пневмоцилиндр; 8 – радиатор контактных мостиков; 9 и 14 –верхний и нижний подвижные контактные мостики; 10 – контактный выступ; 11 – контактное углубление; 12 – фиксирующие втулки; 13 – жидкометаллические прокладки фиксирующими

их

положение

втулками

12.

На

обращенных

книзу

поверхностях неподвижных контактов 2 и 5 и верхних контактных мостиков 9, против углублений 11, располагаются контактные выступы 10, которые при замкнутом положении контактной системы приходят в соприкосновение с

пропитанными

либо

смоченными

жидким

металлом

осуществляя электрический контакт с ними.

Медные

прокладками

13,

контакты, как

подвижные 9 и 14, так и неподвижные 2 и 5, должны быть оловенированными, для того чтобы

получить

низкое

переходное

сопротивление главных

контактов, поскольку оловенированные покрытия хорошо смачиваются галлием и его сплавами. Как уже отмечалось выше, в композиционных ЖМК значительно уменьшается

переходное

сопротивление,

поскольку

площадь

их

Рис.4.4. Выключатель ВШ – 400 с номинальным током 40 кА с композиционными жидкометаллическими контактами: 1 – траверса с подвижными контактами; 2 и 5 – неподвижные контакты; 3 – механический привод; 4 – подвижный дугогасительный контакт; 6 – пневмоцилиндр; 7 – болт крепления главного контактного мостика к радиатору соприкосновения увеличивается в 4 раза по сравнению с кажущейся площадью контактной поверхности серебряных контактов и одновременно с этим резко уменьшается нажатие на контакты (в пять раз), а стало быть облегчается

приводной механизм, уменьшается вес и габаритный размер выключателя ВШ-400 по высоте (с 500 мм до 400 мм). Вместо стальной траверсы 1 (рис.4.3 и 4.4) можно применить текстолитовую. Следует отметить, что нужно защищать главные композиционные ЖМК от воздействия электрической дуги во избежание обгорания пропитанных либо смоченных жидким металлом прокладок, поэтому наличие дугогасительных контактов 4 (рис.4.3 и 4.4) необходимо. В

качестве

прокладки

(основы)

композиционных

ЖМК

была

использована латунная сетка размером 50 х 50 мм с диаметром проволоки 0,1 мм и размером ячейки 0,5 х 0,5 мм, смоченная жидким сплавом Ga-In-Sn с температурой

плавления 10°С. Поскольку в выключателе имелось 12

подвижных контактных мостиков, то количество контактных переходов, то есть количество прокладок (основ) композиционных ЖМК, составило 24 штуки. На рис.4.5 приведена фотография шунтирующего выключателя типа ВШ-400

с

композиционными ЖМК, который состоит из двух одинаковых половин (модулей), по каждой из которых

может протекать ток нагрузки

20 кА. Неподвижные контакты-токоподводы 1 и 2 относятся к первому модулю выключателя ВШ-400, а 3 и 4 - ко второму модулю выключателя. На переднем плане видны неподвижные и подвижные 6 и 7 соответственно

дугогасительные

напайки, которые

контакты,

имеющие

меднографитовые

в процессе эксплуатации разрушаются под действием

электрической дуги и периодически заменяются на новые. Сверху видна траверса 5 с подвижными верхними контактами. На рис.4.6 приведены фотографии верхней и нижней

траверс с

подвижными главными контактами. Верхние подвижные главные мостиковые контакты имеют выступы (рис.4.6, а), а нижние - углубления (рис.4.6, б), в которые помещаются смоченные латунные сетки. Такие же смоченные

латунные сетки помещаются в углубления, сделанные сверху неподвижных контактов токоподводов 1, 2, 3 и 4 (рис.4.7) обоих модулей выключателя.

Рис.4.5. Шунтирующий выключатель ВШ-400 с номинальным током 40 кА с композиционными жидкометаллическими контактами: 1 и 2 – неподвижные контакты первого модуля; 3 и 4 – неподвижные контакты второго модуля; 5 – верхняя траверса с подвижными контактами; 6 и 7 – неподвижные и подвижные дугогасительные контакты

а

б

Рис.4.6. Подвижные контакты выключателя ВШ-400 с номинальным током 40 кА: а – верхняя траверса; б – нижняя траверса; 1 – главный контактный мостик с композиционными ЖМК; 2 – дугогасительный контактный мостик

Рис.4.7. Неподвижные контакты выключателя ВШ-400 с номинальным током 40 кА (вид сверху):

1 и 2 – неподвижные контакты первого модуля; 3 и 4 – неподвижные контакты второго модуля; 5 – главные неподвижные контакты с композиционными ЖМК; 6 – дугогасительные неподвижные контакты Проведенные испытания и опытная эксплуатация шунтирующего выключателя ВШ-400 с композиционными ЖМК показали, что контактное сопротивление и температуры нагрева токоведущих частей выключателя незначительно отличаются от аналогичных параметров выключателя ВШ-400 с

серебряными контактами. Однако при этом величина нажатия на главные композиционные ЖМК может быть снижена в 8 раз по сравнению с величиной нажатия на серебряные контакты, что приводит к облегчению приводного механизма и уменьшению веса и габаритов выключателя с композиционными ЖМК.

Технические характеристики выключателей ВШ-400 С и ВШ-400 КЖМК

Номинальный ток, кА Номинальное напряжение относительно земли, В Номинальный ток одного модуля выключателя, кА Напряжение между расходящимися контактами, В Падение напряжения на одном модуле при номинальном токе, мВ

20

Потери энергии, кВт

2,0

Масса, кГ

400

Приводной механизм

пневматический

Габаритные размеры, мм

780х780х400

40 400

10 50

4.2.2. Выключатель шунтирующий с током нагрузки 20 кА типа Р-101 Многоамперный выключатель типа Р-101 на ток нагрузки 20 кА с естественным

охлаждением

применяется

электролизеров на ток нагрузки 50 кА.

для

шунтирования

ртутных

Для шунтирования одного электролизера на ток 50 кА требуются три выключателя Р-101 на ток 20 кА каждый, подключенные к электролизеру параллельно. Выключатели Р-101 поставлялись в комплекте с ваннами, устанавливались на них стационарно

электролизными

и имели 8 контактных пар

подвижных и неподвижных контактов, закрепленных

непосредственно

на

токоподводах ртутного электролизера, имеющих общий пневматический привод и серебряные напайки на медных контактах (Р-101 С). На изготовление одного выключателя Р-101 С расходовалось 320 г серебра. Поскольку, как отмечалось выше, на химических предприятиях эксплуатировалось пятьсот ртутных электролизеров на ток нагрузки 50 кА, то для их шунтирования требовалось 1500 выключателей типа Р-101 С. Учитывая дефицит и большую стоимость серебра, а также то, что в процессе эксплуатации серебряные контакты изнашиваются и требуют замены, была разработана

модификация

жидкометаллическими

выключателя

контактами

Р-101

(Р-101

с

композиционными

КЖМК).

Конструкции

выключателей Р-101 С и Р-101 КЖМК незначительно отличаются друг от друга (только конструкцией главных контактов) [98]. На рис.4.8 и 4.9 представлены чертежи двух общих видов выключателя Р-101 КЖМК с номинальным током 20 кА. На токоподводах выключателя 1 и 3, закрепленных с помощью болтов на токоподводах электролизера 2 и 4, крепятся медные контакты. Контактная система выключателя Р-101 КЖМК состоит из восьми пар главных контактов 5 и 8 и восьми пар дугогасительных контактов 9 и 10. Подвижные контакты, как главные 8, так и дугогасительные 10, закреплены на подвижном токоподводе 1 выключателя, который перемещается под действием пневмопривода 12. Неподвижные контакты, главные 5 и дугогасительные 9, закреплены на неподвижном токоподводе выключателя 3.

На Р-101 С

рис.4.10

приведен

чертеж

контактной

системы

выключателя

с серебряными контактами, то есть медные контакты 5 и 8 имеют

серебряные

напайки

6.

Главные

серебряные

контакты

защищены

от

воздействия электрической дуги дугогасительными контактами 9 и 10, которые при замыкании выключаются первыми, а при размыкании отключаются после того, как главные контакты уже разошлись.

Рис.4.8. Выключатель Р-101 с номинальным током 20 кА с композиционными жидкометаллическими контактами: 1 и 3 – токоподводы выключателя; 2 и 4 – токоподводы электролизера; 5 – неподвижный главный контакт; 6 – выступ главного неподвижного контакта; 7 – углубление в главном подвижном контакте; 8 – подвижный главный контакт; 9 и 10 – неподвижный и подвижный дугогасительные контакты; 11 – жидкометаллическая прокладка Композиционные ЖМК выключателя Р-101 КЖМК (рис.4.8) отличаются от твердометаллических контактов тем, что на неподвижном контакте 5 сделан выступ 6, а в подвижном главном контакте 8 сделано углубление 7 напротив

выступа 6, в котором помещаются пропитанные или смоченные жидким металлом прокладки из стекловолокна либо медных или латунных сеток 11. При замыкании контактов выступ

6 неподвижного контакта 5 входит в

углубление 7 подвижного контакта 8, осуществляя электрический контакт через жидкометаллическую прокладку 11. Медные главные контакты, как подвижные, так и неподвижные, должны быть оловенированными, для того чтобы получить низкое переходное сопротивление.

Рис.4.9. Выключатель Р-101 с номинальным током 20 кА с композиционными жидкометаллическими контактами: 1 и 3 – токоподводы выключателя; 2 и 4 – токоподводы электролизера; 12 – пневмопривод

Рис.4.10. Контактная система выключателя Р-101 с номинальным током 20 кА с серебряными контактами: 1 и 3 – токоподводы выключателя; 5 – неподвижный главный контакт; 6 – серебряные напайки на главных контактах; 8 – подвижный главный контакт; 9 и 10 – неподвижный и подвижный дугогасительные контакты Технические характеристики выключателя Р-101 С и Р-101 КЖМК Номинальный ток, кА Номинальное напряжение относительно земли, В Напряжение между расходящимися контактами, В Падение напряжения на выключателе при номинальном токе, мВ

20

Потери энергии, кВт

1,0

Масса, кГ

150

Приводной механизм

пневматический

Габаритные размеры, мм

780х380х420

400 10 50

4.2.3. Выключатель шунтирующий с током нагрузки 150 кА типа БШРС-1500 Многоамперный выключатель типа БШРС-1500 на ток нагрузки 150 кА с естественным охлаждением применяется для шунтирования электролизных ванн на предприятиях металлургической промышленности в технологическом процессе получения алюминия, магния и др. металлов электролизным методом. Электрическая схема электролизного цеха производства алюминия выполнена таким образом, что каждый электролизер может шунтироваться десятью алюминиевыми ножами сечением 60 х 430 мм без токовой нагрузки при отключении выпрямительной подстанции. При этом обесточиваются все электролизеры в цехе, и производительность предприятия снижается. Поэтому также, как и на предприятиях химической промышленности, в цехах электролиза металлургических предприятий наиболее рациональным является решение применения шунтирующего выключателя и его установки в месте расположения ножей. Учитывая большую величину тока нагрузки 150 кА и невозможность применения

искусственного

водяного

охлаждения,

шунтирующий

выключатель может иметь огромные массу (1,5 - 2 тонны) и габаритные размеры. Многоамперный

выключатель,

как

правило,

имеет

модульную

конструкцию. Модули соединены параллельно и имеют общий приводной механизм. Поэтому

при

разработке

шунтирующего

выключателя

для

электролизного цеха производства алюминия рассматривались два варианта выполнения выключателя: -

шунтирующий выключатель, который устанавливается параллельно всем десяти шунтирующим ножам электролизера;

-

шунтирующий

выключатель,

который

устанавливается

вместо

шунтирующих ножей, а остальные ножи остаются на своих местах.

пяти

При первом варианте порядок шунтирования электролизера следующий: вначале включается шунтирующий выключатель, затем шунтируются все десять алюминиевых ножей, шунтирующий выключатель отключается. При этом варианте выключатель имеет большое число модулей (10 модулей). Он способен длительно пропускать ток нагрузки 150 кА. Однако, как отмечалось выше, его масса и габариты будут очень большими. При втором варианте порядок шунтирования электролизера следующий: вначале включается шунтирующий выключатель, имеющий пять модулей, затем монтируют пять шунтирующих ножей, шунтирующий выключатель отключается и переносится к другому электролизеру, а на его место устанавливают

остальные

пять

ножей

и

электролизер

становится

зашунтированным. При этом варианте выключатель имеет в два раза меньше массу и габаритные размеры, но при этом он будет работать в более тяжелых условиях по токовой и тепловой нагрузке, чем выключатель, выполненный по первому варианту. Однако шунтированию

следует

учесть

электролизера

то в

обстоятельство,

цеху

производства

что

операция

алюминия

по

длится

сравнительно недолго, т.е. время работы шунтирующего выключателя может быть уменьшено до 20 - 30 минут до тех пор, пока не будут зашунтированы все алюминиевые ножи. Известно, что переходной тепловой процесс шунтирования ванны при естественном охлаждении имеет длительность несколько часов. За это время температура контактов выключателя достигает установившейся температуры. Если время работы шунтирующего выключателя ограничить, т.е. сделать режим его работы кратковременным, то вполне допустимо снижение массы и размеров аппарата, но при этом температура нагрева контактов и токоведущих элементов не должна превысить допустимых значений. На рис.4.11 и 4.12 представлен общий вид многоамперного выключателя на ток нагрузки 150 кА типа БШРС-1500.

На

рис.4.13

представлена

конструкция

контактной

системы

многоамперного выключателя БШРС-1500. Многоамперный шунтирующий выключатель БШРС-1500 состоит из пяти модулей 1 (рис.4.12), соединенных стяжками и имеет общий пневматический приводной механизм 2, который синхронно приводит в действие контактные системы всех модулей. Контактная система модуля включает в себя два вывода 3 (рис.4.11 и 4.13), блоки основных медных неподвижных контактов 4 в количестве четырех штук, подвижные медные мостики главных контактов 5 в количестве шести штук и блок дугагасительных медных контактов 6 в количестве двух штук. Все подвижные контактные мостики установлены на подвижной текстолитовой траверсе 7.

Рис. 4.11. Выключатель БШРС-1500 на ток нагрузки 150 кВ (общий вид): 1 – модуль выключателя; 2 – пневмопривод; 3 – выводы выключателя

Рис.4.12. Выключатель БШРС-500 на ток нагрузки 150 кА (вид сверху): 1 - модуль выключателя; 2 – пневмопривод

Рис. 4.13. Выключатель БШРС-1500 на ток нагрузки 150 кА (контактная система): 4 – основной неподвижный контакт; 5 – основной подвижный контакт-мостик; 6 - дугогасительные контакты; 7 – траверса подвижных контактов; 8 - пружины дугогасительных контактов

Неподвижные и подвижные медные главные контакты имеют серебряные напайки толщиной 1 мм и шириной 10 мм. Дугогасительные медные контакты имеют напайки из дугостойкого металлокерамического материала. Кинематика приводного механизма аппарата такова, что при включении аппарата вначале включаются дугогасительные контакты, затем главные. При отключении

-

вначале

отключаются

главные

контакты,

а

потом

дугогасительные. При этом механизм аппарата блокируется в крайних положениях. Самопроизвольное

отключение

и

включение

шунтирующего

выключателя при падении давления в воздушной магистрали пневмопривода исключается. Модули

выключателя

имеют

возможность

перемещаться

и

самоустанавливаться при монтаже на выводах электролизной установки, что обеспечивает необходимое обжатие контактных поверхностей токоподводов выключателя и выводов электролизера. Дугогасительные контакты 6 (рис.4.13) перемещаются пружинами 8 и могут

находиться

в

двух

фиксированных

положениях

"включено"

и

"отключено". Скорость движения главных контактов зависит от скорости перемещения траверсы 7 под действием поршня пневмоцилиндра 2. Скорость динамических

движения

дугогасительных

характеристик

контактов

не

пневмопривода. Размыкание

зависит

от

и замыкание

дугогасительных контактов происходит практически мгновенно под действием пружин 8, что увеличивает их эрозионную стойкость. Конструкция шунтирующего выключателя типа БШРС-1500 является ремонтнопригодной, легко разбирается и собирается, а контактные системы доступны для осмотра и замены при необходимости.

Технические характеристики выключателя БШРС-1500 Номинальный ток, кА

150

Номинальный ток одного модуля выключателя, кА

30

Напряжение между расходящимися контактами, В

70

Падение напряжения при номинальном токе, мВ

200

Режим работы кратковременный. время работы, мин

30

Потери электроэнергии, кВт

30

Приводной механизм

пневматический

Масса, кГ

800

Габаритные размеры, мм

1130х1370х600

4.3. Многоамперные электрические аппараты с принудительным жидкостным охлаждением 4.3.1. Выключатель на ток нагрузки 63 кА типа В-61 М С 1974 г. по 1990 г. на Ульяновском заводе "Контактор" было организовано

серийное

производство

одного

шунтирующего выключателя В-61 на ток 63 кА.

типа

многоамперного

Этот аппарат имел две системы контактов. Основную контактную систему с серебряными контактами и дугогасительную контактную систему с медными контактами. Имел водяное принудительное охлаждение основных неподвижных контактов, а также масляную защиту контактной системы от воздействия агрессивной среды и ручной приводной механизм. Конструкция выключателя В-61 представлена на рис.4.14 и 4.15. На медных токоподводах 1 и 2 выключателя закреплены неподвижные медные контакты 3 и 4 в виде полумесяцев. На валу выключателя 5 размещен текстолитовый кулачок 6, на котором закреплены медные

подвижные

роликовые контакты 7. Как неподвижные, так и подвижные контакты имеют напайки из серебра толщиной 1 мм. В выключателе В-61 используются 24 подвижных контактных ролика, 2 токоподвода и 4 неподвижных основных контакта. При повороте вала 5 контактные ролики 7 перемыкают собой контактные промежутки между неподвижными контактами 3 и 4. Для защиты серебряных контактов от воздействия электрической дуги при коммутации используется дугогасительная контактная система 8. Вся контактная система и приводной механизм помещены в бак с трансформаторным маслом 10 для защиты от агрессивной окружающей среды. Токоподводы 1 и 2 и неподвижные контакты 3 и 4 имеют полые каналы, по которым принудительно пропускается охлаждающая вода. С этой целью используются трубки из нержавеющей стали 12, 13, 14 и штуцера 11 и 15. Каждый полюс выключателя охлаждается отдельно. Включение и отключение контактов выключателя производится вручную оператором с помощью штурвала 9. После непродолжительной эксплуатации этих серийных аппаратов на предприятиях химической промышленности потребители высказали ряд замечаний и претензий к конструкции выключателей В-61: - непродолжительной срок работы выключателей; - неремонтопригодная конструкция дугогасительных контактов;

- ненадежный приводный механизм; Количество циклов "включение - отключение" выключателя В-61 до полного износа контактов составляло всего около 20 -30. Далее требовалась полная замена всей дорогостоящей контактной системы аппарата. Причина такого небольшого срока службы заключалась в ненадежной и сложной конструкции дугогасительных контактов. Медные подвижные дугогасительные контакты не имели напаек из дугогасительного материала, а токоподвод к ним осуществлялся через пакет гибких медных лент, которые с одной стороны прикреплялись с помощью болтов к токоподводам выключателя, а с другой стороны припаивались к подвижному медному дугогасительному контакту.

Рис.4.14. Выключатель В-61 на ток нагрузки 63 кА: 1, 2 – токоподводы; 3, 4 – неподвижные главные контакты; 5 – вал; 6 – кулачок подвижных главных контактов; 7 – контактный ролик главных контактов;

8 – дугогасительные контакты; 9 – штурвал ручного привода

Рис.4.15. Выключатель В-61 на ток нагрузки 63 кА:

10 – бак выключателя; 11, 15 – штуцера; 12, 13, 14 – трубки водяного охлаждения В момент коммутации по этим гибким связям проходит большой по величине ток (по одному дугогасительному контакту может протекать ток порядка 16 кА). Гибкие связи при достаточно медленном включении могут перегорать, что ведет к выходу аппарата из строя. Подвижные дугогасительные контакты приводились в движение с помощью текстолитового кулачка, т.е. их движение по направлению к неподвижным контактам осуществлялось под углом к ним. Таким образом, форма контактной поверхности дугогасительных контактов являлась не плоскостной, а точечной либо линейной, что приводило к уменьшению площадок контактирования и, следовательно, увеличивало их электрический износ и опасность электродинамического отброса. Наличие

припаянных

гибких

медных

лент

к

подвижному

дугогасительному контакту создавало большие трудности при их ремонте и

восстановлении, а также практически исключало возможность припайки к ним накладок из дугостойкого материала. Таким образом, ремонт дугогасительной контактной системы сводился к ее замене на новую. При этом замененная контактная система не подлежала восстановлению и шла в утиль. Включение и отключение аппарата производилось вручную оператором. Время срабатывания выключателя было достаточно большим, что также увеличивало

электрический

износ

контактной

системы,

особенно

при

отключении аппарата. Поэтому встала задача по модернизации существующей конструкции шунтирующего выключателя В-61 с целью увеличения его срока службы и ремонтопригодности контактной системы. Были разработаны новая усиленная дугогасительная контактная система и ускоренный механизм отключения аппарата, на которые был получен патент РФ [210]. На рис.4.16 и 4.17 представлены фотографии усиленной дугогасительной контактной

системы

выключателя

на

ток

63

кА

модернизированной

конструкции В-61 М соответственно в отключенном и во включенном положении контактов. Усиленная

дугогасительная

контактная

система

устанавливается

на

серийном

выключателе В-61 вместо серийных дугогасительных контактов и занимает то же место и тот же объем в выключателе.

Она состоит из 4-х контактных мостиков 1 (двух верхних

и двух

нижних), которые перемыкают собой неподвижные контакты 1. Подвижные дугогасительные контакты перемещаются вертикально сверху вниз при включении. Подвижные дугогасительные контакты 1 закреплены с помощью уголков 4 и пружин 5 к подвижной траверсе 6. Траверса 6 перемещается вертикально с помощью кулачка 7, который располагается в окне траверсы и закрепляется на основном валу выключателя 8.

Таким

образом,

усовершенствованная

дугогасительная

контактная

система выключателя В-61 М избавлена от недостатков, присущих серийной

Рис.4.16. Выключатель В-61 с усиленными дугогасительными контактами в отключенном положении: 1 – подвижные контакты; 2 – неподвижные контакты; 3 – токоподводы выключателя; 4 – уголки; 5 – контактная пружина; 6 – траверса; 7 – кулачок; 8 – основной вал выключателя

Рис.4.17. Выключатель В-61 с усиленными дугогасительными контактами в включенном положении: 1 – подвижные контакты; 2 – неподвижные контакты; 3 – токоподвод выключателя; 4 – уголки; 5 – контактная пружина; 6 – траверса: 7 – кулачок; 8 – основной вал выключателя дугогасительной контактной системе (отсутствуют гибкие связи и подвижные контакты перемещаются вертикально, а не под углом, что способствует соприкосновению контактов по всей плоскости контактной поверхности). Коммутационные испытания выключателя типа В-61 М с усиленными дугогасительными контактами

показали, что разработанная контактная

система обладает высокой эрозионной и электродинамической стойкостью и может осуществить порядка 100 циклов включения и отключения аппарата без ремонта

дугогасительных

контактов.

При

этом

усилие

на

штурвале

выключателя увеличилось незначительно по сравнению с серийным аппаратом и является вполне допустимым. Известно, что, чем меньше скорость расхождения электрических контактов, тем дольше между ними горит электрическая дуга и тем больше электрическая эрозия контактов. Поэтому для увеличения ресурса работы электрических аппаратов

необходимо увеличивать скорость расхождения

контактов. Особенно это относится к сильноточным аппаратам. С этой целью была разработана конструкция быстродействующего пружинного привода с ускоренным размыканием контактов для серийного выключателя типа В-61. Такой быстродействующий приводной механизм размещается со стороны штурвала выключателя и вписывается в размеры бака серийного выключателя В-61. На рис.4.18 представлена конструкция быстродействующего приводного механизма, принцип работы которого заключается в том, что в начальный момент отключения происходит расцепление

механической связи между

приводным валом выключателя и его контактной системой. В последний момент стадии отключения эта механическая связь восстанавливается и отброс контактов происходит за счет сжатых контактных пружин и отключающей пружины приводного механизма. Работа быстродействующего

пружинного привода с ускоренным

размыканием контактов происходит следующим образом (рис.4.18): при повороте приводного вала выключателя 1 по часовой стрелке (включение) рычаг 2, воздействуя на коромысло 3, которое закреплено с помощью шпонки

Рис.4.18. Выключатель В-61 с быстродействующим пружинным приводом ускоренного размыкания контактов: 1 – приводной вал; 2, 5 и 6 – рычаги приводного механизма; 3 – коромысло; 4 – основной вал; 7 – спиральная пружина; 8 – кронштейн; 9 – отключающая пружина; 10 – отключающий выступ на основном валу выключателя 4, вращает коромысло и вал также по часовой стрелке. Коромысло 3 перемещает систему рычагов 5 и 6,

и в последний

момент включения выключателя эти рычаги фиксируются в "мертвом" положении с помощью спиральной пружины 7, которая устанавливается в кронштейне 8. Таким образом, включение выключателя происходит обычным порядком. При этом отключающая пружина 9 находится в растянутом состоянии. При отключении, как уже отмечалось выше, происходит нарушение механической связи между рычагом 2 и коромыслом 3. То есть в начальный момент отключения коромысло 3 остается в неподвижном фиксированном

положении с помощью рычагов 5 и 6 и спиральной пружины 7, а рычаг 2 перемещается вверх при вращении приводного вала 1 против часовой стрелки (отключение). Такое поступательное перемещение рычага 2 происходит до тех пор, пока выступ 10 рычага 2 не будет воздействовать на систему рычагов 5 и 6. Под этим воздействием рычаги 5 и 6 выходят из "мертвого" положения в конце момента отключения и под действием отключающей пружины 9, а также сжатых контактных пружин выключателя происходит практически мгновенное отключение выключателя. Таким образом, время отключения выключателя не зависит от скорости вращения приводного штурвала (при варианте ручного привода) или скорости перемещения поршня пневмоцилиндра (при варианте пневмопривода). Длинный паз в рычаге 2 необходим для фиксации коромысла 3 относительно рычага 2 с тем, чтобы приводной механизм был готов к новому включению. Механические испытания выключателя В-61 М с быстродействующим пружинным приводом ускоренного отключения контактов показали высокую его надежность. После 1000 циклов включения и отключения выключателя все детали быстродействующего приводного механизма не имели никаких механических повреждений. Применение быстродействующего пружинного привода отключения позволяет уменьшить время отключения контактов выключателя в 10 раз по сравнению с серийным выключателем. Это приводит к увеличению коммутационной способности и эрозионной стойкости контактов выключателя. Чтобы исключить случайные факторы, влияющие на процессы ручного включения и отключения выключателя, было предложено использовать пневматический приводной механизм. На рис.4.19 представлена фотография выключателя В-61 М с пневматическим приводным механизмом. На вал приводного механизма вместо штурвала одевается и закрепляется рычаг 1, который посредством регулировочной втулки 2 соединен механически со штоком пневмоцилиндра 3. Пневмоцилиндр

с помощью нижнего своего

фланца закреплен на кронштейне 5 таким образом, что может качаться

относительно пальца, закрепляющего фланец пневмоцилиндра с кронштейном. Кронштейн 5 закрепляется сверху болтами, крепящими крышку выключателя к баку

6,

а

с

помощью

хомута

7

кронштейн

также

прикрепляется

непосредственно к баку 6. Таким образом, монтаж пневмопривода осуществляется на серийном выключателе В-61 без его разборки. Для монтажа пневмопривода достаточно снять приводной штурвал и закрепить с помощью 2-х болтов, крепящих крышку выключателя к его баку 6 (рис.4.19), и хомута 7 кронштейн 5 с пневмоцилиндром 3. Включение и отключение выключателя осуществляется при подаче сжатого воздуха давлением 5 атмосфер в соответствующие штуцера пневмоцилиндра.

Рис.4.19. Выключатель В-61 с пневмоприводом в отключенном положении контактов: 1 – рычаг; 2 – регулировочная втулка; 3 – пневмопривод; 5 – кронштейн; 6 – бак выключателя; 7 – хомут Механические

испытания

пневматического

приводного

механизма

показали высокую его надежность. После 500 циклов включения и отключения

выключателя с помощью пневматического детали не имели никаких

приводного механизма все его

механических повреждений. Среднее время

включения и отключения выключателя с помощью пневмопривода при номинальном давлении сжатого воздуха 5 атмосфер составило порядка 0,1 секунды,

что

вполне

допустимо

для

многоамперных

выключателей.

Минимальное давление сжатого воздуха, необходимое для включения выключателя, составляет 3 атмосферы, а для отключения - 2,5 атмосферы. Это также позволяет сделать

вывод о высокой надежности разработанного

пневматического приводного механизма для шунтирующего выключателя типа В-61. С 1990 г. надежные и испытанные конструкции как усиленной дугогасительной

контактной

системы,

так

отключения стали применяться и в других

и

ускоренного

механизма

модификациях многоамперных

шунтирующих выключателей.

Технические характеристики выключателя В-61 М Номинальный ток, кА

63

Напряжение между расходящимися контактами, В

10

Падение напряжения при номинальном токе, мВ

200

Потери электроэнергии, кВт

13

Приводной механизм

ручной

Масса, кГ

250

Габаритные размеры, мм

621х480х815

4.3.2. Выключатели на токи нагрузки 30 кА (В-30 М), 100 кА (В-100 М) и 125 кА (В-125 М) За основу конструкций многоамперных выключателей типов В-30 М, В-100 М и В - 125 М взята конструкция выключателя В-61 М на ток нагрузки 63 кА (рис.4.14 и 4.15). Эти

выключатели

имеют

принудительное

водяное

охлаждение

токоподводов-полюсов и неподвижных главных контактов, серебряные главные контакты, усиленную дугогасительную контактную систему, приводной механизм ускоренного отключения и масляную защиту контактной системы и приводного механизма от воздействия агрессивной среды. 4.3.2.1. Выключатель на ток нагрузки 30 кА типа В-30 М Конструкция многоамперного выключателя на ток 30 кА типа В-30 М представлена на рис.4.20.

Рис.4.20. Выключатель В-30 М на ток нагрузки 30 кА:

1 – токоподвод; 2 – подвижный роликовый контакт; 3 – неподвижный контакт; 4 – вал; 5 – штурвал привода; 6, 7 – трубки водяного охлаждения; 8 – верхняя панель Этот выключатель отличается от базового аппарата В-61 М (рис.4.15) тем, что имеет всего два неподвижных главных контакта 3 (по одному на каждом полюсе) и 12 главных подвижных роликовых контактов 2. Токоподводполюс 1 имеет один канал для водяного охлаждения. Вода через штуцер поступает

в канал токоподвода 1, далее через трубку 6 вода проходит в

неподвижный контакт 3 и через трубку 7, и штуцер, который закреплен на текстолитовой панели 8, выводится наружу. Привод выключателя В-30 М также, как и у выключателя В-61 М, ручной [194].

Технические характеристики выключателя В-30 М Номинальный ток, кА Напряжение между расходящимися контактами, В Падение напряжения при номинальном токе, мВ

30 10

Потери электроэнергии, кВт

6

Приводной механизм

ручной

Масса, кГ

150

Габаритные размеры, мм

490х480х810

Расход воды, л/час

500

100

4.3.2.2. Выключатель на ток нагрузки 100 кА типа В-100 М Конструкция многоамперного выключателя на ток 100 кА типа В-100 М представлена на рис.4.21. Этот выключатель отличается от базового аппарата

В-61 М (рис.4.15) тем, что имеет шесть неподвижных главных контактов 3 (по три контакта на каждом полюсе аппарата) и 36 главных подвижных роликовых контактов.

Рис.4.21. Выключатель В-100 М на ток нагрузки 100 кА:

1 – токоподвод; 2 – подвижный роликовый контакт; 3 – неподвижный контакт; 4 – вал; 5 – штурвал привода; 6, 7, 8, 9 – трубки водяного охлаждения; 10, 11 – штуцера

Токоподвод-полюс 1 имеет два канала для водяного охлаждения. Вода через штуцер 10 поступает в первый канал токоподвода, далее через трубку 6 вода проходит последовательно в первый неподвижный контакт 3, через трубку 7 - во второй неподвижный контакт, через трубку 8 - в третий неподвижный контакт, через трубку 9 вода поступает во второй канал токоподвода и через штуцер 11 выводится наружу.

Привод

выключателя

В-100

М

ручной

или

пневматический.

Пневматический приводной механизм предусматривает подсоединение вместо штурвала 5 пневмоцилиндра. Технические характеристики выключателя В-100 М Номинальный ток, кА Напряжение между расходящимися контактами, В Падение напряжения при номинальном токе, мВ

100 10 250

Потери электроэнергии, кВт

25

Приводной механизм

ручной или пневматический

Масса, кГ

370

Габаритные размеры, мм Расход воды, л/час

730х480х815 1000

4.3.2.3. Выключатель на ток нагрузки 125 кА типа В-125 М Конструкция многоамперного выключателя на ток 125 кА типа В-125 М представлена на рис.4.22. Этот выключатель отличается от базового аппарата В-61 М (рис.4.15) тем, что имеет восемь неподвижных главных контактов 3 (по четыре контакта на каждом полюсе аппарата) и 48 главных подвижных роликовых контактов 2. Токоподвод полюс 1 имеет четыре канала для водяного охлаждения. Вода через

штуцер 9 поступает в первый канал токоподвода, далее через трубку 6

вода проходит последовательно в первый неподвижный контакт 3, через трубку 7 - во второй неподвижный контакт, через трубку 8 - во второй канал

токоподвода и через штуцер 10 выводится наружу. Аналогично охлаждаются остальные два неподвижных контакта через другие два канала токоподвода. Привод выключателя В-125 М пневматический. Технические характеристики выключателя В-125 М Номинальный ток, кА Напряжение между расходящимися контактами, В Падение напряжения при номинальном токе, мВ

125

Потери электроэнергии, кВт

38

Приводной механизм

пневматический

Масса, кГ

500

Габаритные размеры, мм

970х480х815

Расход воды, л/час

1000

10 300

Рис.4.22. Выключатель В-125 М на ток нагрузки 125 кА: 1 – токоподвод; 2 – подвижный роликовый контакт; 3 – неподвижный контакт; 4 – вал; 6, 7, 8 – трубки водяного охлаждения; 9, 10 – штуцера 4.3.3. Выключатели модульной конструкции на токи нагрузки 100 кА (ВВМШ-1000) и 150 кА (ВВМШ-1500) В последнее время на ряде химических предприятий установлены и эксплуатируются опытная партия электролизных установок на ток нагрузки 150 кА. В связи с этим разработка и изготовление нового типа шунтирующего выключателя на ток 150 кА нецелесообразна из-за небольшой их потребности. Поэтому было предложено применить для электролизеров на токи 150 кА шунтирующие выключатели модульной конструкции с использованием в качестве комплектующих деталей серийных аппаратов типа В-61 М. Такое решение позволило без значительных материальных затрат и достаточно

быстро

организовать

производственное

изготовление

шунтирующих выключателей типа ВВМШ-1500 в небольших количествах непосредственно на самих химических предприятиях. На рис 4.23 представлена конструкция выключателя тока ВВМШ-1500 на ток нагрузки 150 кА.

Рис.4.23. Общий вид выключателя на ток нагрузки 150 кА: 1 – модуль-выключатель; 2 – металлический каркас; 3 – ручной привод; 4 – пневматический привод; 5 – пневмоцилиндр; 6 – передаточный механизм; 7 – рычаг; 8 – вал; 9 – подшипник скольжения; 10 – хомут Такой выключатель имеет три модуля 1, в качестве которых используются базовые аппараты В-61 М на ток нагрузки 63 кА, закрепленные в общем каркасе 2 с общим приводным механизмом. Для замыкания и размыкания контактов имеется как ручной 3, так и пневматический 4 привод.

Ручной привод используется при сборке для регулировки зазора между подвижными и неподвижными контактами и одновременности замыкания всех трех модулей выключателя. Пневматический привод применяется в рабочем режиме и состоит из пневмоцилиндра 5 и передаточного механизма 6. Передаточный механизм представляет собой стержневой механизм, где для передачи усилий применены стержни, рычаги, вилки, муфты.

Движение на каждый модуль 1 идет от пневмоцилиндра 5 через рычаг 7 на вал 8, который вращается в подшипниках скольжения 9, и крутящий момент через стержневой механизм 6 передается на выключатели-модули 1. Выключатели-модули 1 закреплены на каркасе с помощью четырех болтов. Кроме того, чтобы при работе не было деформаций деталей выключателей-модулей, они укреплены хомутами 10 к стойке каркаса. Конструкция крепления пневмоцилиндра 5 позволила закрепить его одним концом на каркасе, а другим на рычаге, укрепленном на валу 8. Каркас 2 изготовлен путем сварки профильной стали типа швеллеров и листов различной толщины, круглого проката. Это делает конструкцию технологичной, требующей незначительного времени для ее изготовления. Каркас состоит из основания и трех стоек, укрепленных с помощью сварки и уголков к основанию. На каркасе выполнены рымболты, с помощью которых можно транспортировать не только сам каркас, но и весь выключатель на 150 кА. Таким образом, разработанная конструкция выключателя на 150 кА является простой и технологичной в изготовлении, где применено минимальное количество оригинальных деталей, а в основном использованы стандартные детали.

Технические характеристики выключателя ВВМШ-1500 Номинальный ток, кА Напряжение между расходящимися контактами, В Падение напряжения при номинальном токе, мВ

150

Потери электроэнергии, кВт

45

Приводной механизм

пневматический

Масса, кГ

875

Габаритные размеры, мм

1990х970х900

10 300

Расход воды, л/час

3000

Выключатель ВВМШ-1000 на ток 100 кА имеет два модуля, в качестве которых используются базовые аппараты В-61 М на ток нагрузки 63 кА. Технические характеристики выключателя ВВМШ-1000 Номинальный ток, кА Напряжение между расходящимися контактами, В Падение напряжения при номинальном токе, мВ

100

Потери электроэнергии, кВт

25

Приводной механизм

пневматический

Масса, кГ

550

Габаритные размеры, мм

1370х790х900

Расход воды, л/час

2000

10 250

4.3.4. Малогабаритные короткозамыкатели на токи нагрузки 25 кА, 50 кА, 65 кА типа КМ Базовые многоамперные выключатели типов В-30М, В-61М и др. имеют достаточно сложную конструкцию и трудоемкий технологический процесс их изготовления.

Кроме

этого,

наличие

значительного

количества

трансформаторного масла в баке создает большую пожароопасность

при

эксплуатации аппарата. В связи с этими недостатками конструкции базовых шунтирующих выключателей

типа

В-61

встала

задача

разработки

малогабаритных

выключателей упрощенной конструкции с тем, чтобы такой аппарат мог быть

изготовлен

в механических и ремонтных цехах непосредственно на самих

химических предприятиях. При этом основные элементы конструкции таких выключателей при изготовлении должны иметь минимальное число простых технологических операций и минимальный расход цветных металлов. Такая цель была достигнута разработкой короткозамыкателей типа КМ. Технологичность

изготовления

короткозамыкателей

достигается

использованием для всех элементов и деталей аппарата цилиндрической и прямоугольной форм, которые легко получаются при обработке на фрезерном и токарном оборудовании или подбираются из сортамента имеющихся готовых материалов. Уменьшение массогабаритных показателей короткоразмыкателей по сравнению с базовыми выключателями было получено за счет более интенсивного жидкостного охлаждения токоведущих элементов. В отличие от базовых многоамперных выключателей типа В-61, которые имеют водяное охлаждение токоподводов-полюсов и неподвижных главных контактов, короткозамыкатели типа КМ имеют водяное охлаждение не только неподвижных главных контактов, но и подвижных главных контактных мостиков. Такие короткозамыкатели состоят из модулей, каждый из которых имеет ток нагрузки 25 кА. Таким образом, короткозамыкатель типа КМ-250 на номинальный ток 25 кА выполняется из одного модуля, короткозамыкатель типа КМ-500 на номинальный ток 50 кА выполняется из двух модулей, а короткозамыкатель типа КМ-650 на номинальный ток 65 кА выполняется из трех модулей. На рис.4.24 приведен общий вид короткозамыкателей типа КМ. Неподвижные главные контакты 3 выполнены из стандартных полых медных шин сечением 110х30 мм. Подвижные главные контакты 1 и дугогасительные

контакты

5

выполнены

в

виде

медных

мостиков

прямоугольного сечения с запаянными в них трубками водяного охлаждения.

Подвижные контакты перемыкают с двух сторон (сверху и снизу) неподвижные контакты. Перемещение подвижных контактов производится приводным механизмом, состоящим из приводного вала 2, который через систему рычагов воздействует на траверсы 7 подвижных контактов.

Рис.4.24. Общий вид короткозамыкателя типа КМ: 1 – подвижный главный контакт; 2 – приводной вал; 3 – неподвижный главный контакт; 4 – неподвижный дугогасительный контакт; 5 – подвижный дугогасительный контакт; 6 – боковая панель; 7 – траверса подвижных контактов

В

целях

уменьшения

тепловых

потерь

в

аппарате

применено

параллельное включение мостиков. В короткозамыкателе на 25 кА 6 подвижных мостиковых контактов, в короткозамыкателях на токи 50 кА и 65 кА имеется 12 и 18 подвижных контактных мостиков соответственно. Главные контакты 1 и 3 снабжены серебряными напайками для уменьшения сопротивления и повышения надежности их работы. Защита главных контактов от обгорания под действием электрической дуги осуществляется при помощи дугогасительных контактов 5, которые включаются раньше главных контактов и отключаются после того, как главные контакты уже разошлись. Это достигается

тем,

что

раствор

главных

контактов

равен

10

мм,

а

дугогасительных – 6 мм за счет неподвижного дугогасительного контакта 4. Охлаждение неподвижных и подвижных контактов принудительное водяное. Вода через штуцера поступает в неподвижные контакты, проходит через их внутреннюю полость, а затем разветвляется на параллельные ветви, охлаждая подвижные контактные мостики (рис.4.25). На

рис.4.26

и

4.27

представлены

чертежи

общих

видов

короткозамыкателя типа КМ-650 на ток нагрузки 65 кА, который состоит из трех модулей с общим приводным механизмом. За основу конструкции неподвижных главных контактов модуля были взяты полые медные шины с отверстием прямоугольного сечения 80 х 10 мм. Конструкция подвижных главных контактов представляет собой медные мостики прямоугольного сечения с каналом для водяного охлаждения.

Каждый модуль имеет одну пару неподвижных главных контактов 3, которые

сверху и снизу перемыкаются четырьмя главными контактными

мостиками 1 и двумя дугогасительными контактами 5. Неподвижные главные контакты 3 закрепляются

в текстолитовых

боковых панелях 6. Крайние боковые несущие панели стягиваются между собой сверху и снизу шпильками. Внутренние панели 12 служат для промежуточного крепления соседних модулей короткозамыкателя.

Рис.4.25. Схема водяного охлаждения короткозамыкателя типа КМ

Рис.4.26. Общий вид короткозамыкателя модернизированной конструкции КМ-650: 1 – подвижный главный контакт; 2 – приводной вал; 3 – неподвижный главный контакт;

4 – неподвижный дугогасительный контакт; 5 – подвижный дугогасительный контакт; 11 – защитный кожух

На неподвижных главных контактах 3 с помощью болтов закрепляются неподвижные дугогасительные контакты 4. Раствор дугогасительных контактов составляет 6 мм, а главных 10 мм. Таким образом, при замыкании дугогасительные контакты замыкаются раньше главных контактов, а при размыкании наблюдается обратная последовательность – раньше размыкаются главные контакты, а затем дугогасительные. Главные контакты в зоне контактирования имеют серебряные напайки. Дугогасительные контакты имеют дугостойкие напайки из металлокерамики. Нажатие на контактные мостики осуществляется с помощью пружин. Верхние и нижние контактные мостики закреплены на верхней и нижней траверсах 7. Усилие на включение и отключение короткозамыкателя с рукоятки 9 передается на вал 2 и через тяги приводного механизма 8 с обоих концов вала воздействует на подвижные траверсы 7. Для фиксации короткозамыкателя во включенном и отключенном положениях служит фиксатор 10, шток которого входит в соответствующие отверстия в боковой доске 6. Охлаждающая вода поступает в один из неподвижных контактов каждого модуля короткозамыкателя. Каждый неподвижный контакт-полюс имеет четыре штуцера (по два сверху и снизу) в месте расположения главных подвижных мостиков. С помощью резиновых шлангов вода из неподвижного контакта поступает через штуцера в подвижные главные контактные мостики и далее в канал другого неподвижного контакта-полюса с последующим выводом наружу. Принудительное охлаждение короткозамыкателя может осуществляться по трем схемам: а) параллельная схема охлаждения, когда охлаждается каждый модуль отдельно; б) последовательная схема охлаждения, когда все модули соединены с помощью резиновых шлангов последовательно и вода последовательно

Рис.4.27. Общий вид короткозамыкателя модернизированной конструкции типа КМ-650: 2 – приводной вал; 6 – боковая панель; 7 – траверса подвижных контактов; 8 – рычаги приводного механизма; 9 – рукоятка ручного привода; 10 – стопор приводного механизма; 12 – промежуточные панели

поступает из одного модуля в другой. При этом расход воды через аппарат снижается в три раза по сравнению с параллельным охлаждением; в) независимая схема охлаждения, когда охлаждаются отдельно все неподвижные контакты одного полюса; все неподвижные контакты другого полюса и все подвижные главные контактные мостики. Такая схема охлаждения позволяет использовать любую техническую воду, и в том числе воду с повышенной электрической проводимостью, так как эта схема исключает электрическое перекрытие полюсов короткозамыкателя по воде. Для защиты контактной системы от воздействия агрессивной окружающей среды короткозамыкатель имеет защитный кожух 11, который закрепляется на боковых панелях (рис.4.26).

Технические характеристики короткозамыкателя КМ-650

Номинальный ток, кА Напряжение между расходящимися контактами, В Падение напряжения при номинальном токе, мВ

65 10 150

Потери электроэнергии, кВт

10

Привод

ручной

Масса, кГ

125

Габаритные размеры, мм

600х760х300

Расход воды, л/час

1000

4.3.5. Выключатели с композиционными ЖМК на токи нагрузки 75 кА (В-61 КЖМК) и 100 кА (В-100 КЖМК) Как отмечалось выше, достоинством композиционных ЖМК является то, что они могут легко сочетаться с конструкциями существующих сильноточных электрических аппаратов с контактами мостикового типа и используют незначительное количество жидкого металла. Поэтому электрические аппараты с композиционным ЖМК могут иметь либо меньшие массогабаритные показатели по сравнению с аппаратами с твердометаллическими контактами на один и тот же ток нагрузки, либо больший ток нагрузки при одинаковых массогабаритных параметрах. Эти

обстоятельства

особенно

существенны

для

многоамперных

электрических аппаратов, где большую роль играют тепловые процессы при протекании по ним очень больших токов - десятки и сотни тысяч ампер. Как

показали

расчеты

при

проектировании

многоамперных

выключателей с композиционными ЖМК, а также их опытная эксплуатация в производственных условиях, шунтирующий выключатель на базе серийного выключателя В-61, но имеющий вместо серебряных главных контактов контакты с композиционным ЖМК, может иметь номинальный ток нагрузки уже не 63 кА, а 75 кА. При этом у выключателей В-61 с серебряными контактами

на

ток

63

кА

и

В-61

КЖМК

с

композиционными

жидкометаллическими контактами на основе жидкого сплава галлий-индийолово на ток нагрузки 75 кА массогабаритные показатели одинаковы. 4.3.5.1. Выключатель В-61 КЖМК на ток 75 кА На рис.4.28 и 4.29 представлена конструкция многоамперного выключателя с композиционными ЖМК на ток нагрузки 75 кА. Этот выключатель отличается от базового выключателя В-61 с серебряными контактами на ток нагрузки 63 кА конструкциями главных контактов и приводного механизма.

Главные контакты выключателя В-61 с композиционными ЖМК состоят из 2-х неподвижных медных шин 6 (рис.4.28), прикрепленных болтами к

токоподводам 1. Неподвижные главные контакты 6 перемыкаются сверху и снизу шестью мостиковыми подвижными контактами 4 и 9. На обращенных кверху поверхностях главных неподвижных контактов 6 и нижних главных контактных мостиков 9 располагаются углубления 13, в которые помещаются пропитанные либо смоченные жидким металлом сеточные прокладки. На обращенных книзу поверхностях главных неподвижных контактов и верхних контактных мостиков располагаются контактные выступы 5, которые при замкнутом положении контактной

системы приходят в соприкосновение с

пропитанными либо смоченными жидким металлом прокладками, осуществляя с ними электрический контакт. Дугогасительная контактная система состоит из четырех неподвижных контактов 20 (рис.4.29), закрепленных на токоподводах 1, которые перемыкаются четырьмя подвижными мостиковыми контактами 19. Подвижные главные мостиковые контакты 4 и 9 закрепляются с помощью болтов на верхней и нижней траверсах 2 и 10, а подвижные дугогасительные мостиковые контакты 19 на траверсе 18. Контактное нажатие главных подвижных контактов осуществляется с помощью пружин 3, а дугогасительных с помощью пружин 17.

Усилие на включение и отключение штурвала ручного включателя или пневмопривода передается на приводной вал 23 (рис.4.29) и через рычаги приводного механизма 24, 26 и 28 на главный вал выключателя 14. С помощью зубчатой шестерни 27, закрепленной на главном валу 14, это усилие передается на приводные валы верхней и нижней траверс главных контактов 12 и 16 через зубчатые сегменты 25 и 30, закрепленных на этих валах. Траверсы главных контактов 2 и 10 (рис.4.28) перемещаются под действием вращающихся кулачков 11 и 15, закрепленных на приводных валах 12 и 16 траверс главных контактов.

Рис.4.28. Выключатель В-61 с номинальным током 75 кА с композиционными жидкометаллическими контактами с водяным охлаждением и масляной защитой: 1 – токоподводы; 2 и 10 – верхняя и нижняя траверсы главных подвижных контактов; 3 – пружина главных контактов; 4 и 9 – верхний и нижний подвижные главные контактные мостики; 5 – контактный выступ главных контактов; 6 – неподвижный главный контакт 7 – канал водяного охлаждения токоподвода; 8 – канал водяного охлаждения неподвижного контакта; 11 и 15 – кулачки верхней и нижней траверс главных контактов; 12 и 16 – приводные валы верхней и нижней траверс главных контактов; 13 – контактные углубления; 14 – главный приводной вал

Рис.4.29. Выключатель В-61 с номинальным током 75 кА с композиционными жидкометаллическими контактами с водяным охлаждением и масляной защитой: 17 – пружина дугогасительных контактов; 18 – траверса дугогасительных контактов; 19 и 20 – подвижный и неподвижный дугогасительные контактные мостики; 21 – кулачок траверсы дугогасительных контактов; 22 – бак выключателя; 23 – приводной вал; 24, 26 и 28 рычаги приводного механизма; 25 и 30 – верхний и нижний приводные зубчатые сегменты; 27 – главная зубчатая шестерня

Включающее и отключающее усилия на траверсу 18 (рис.4.29) дугогасительных контактов передаются посредством кулачка 21, закрепленного с помощью шпонки на главном валу выключателя 14. Водяное принудительное охлаждение

осуществляется

так

же,

как

у

серийных

выключателей.

Охлаждающая вода поступает в канал 7 (рис.4.28) токоподвода 1 выключателя, затем в канал 8 неподвижного главного контакта 6 и далее - в другой канал (рис.4.29) токоподвода 1. Каждый полюс выключателя охлаждается независимо друг от друга по параллельным ветвям, чтобы исключить электрическое

замыкание между полюсами по воде. Однако при эксплуатации выключателя В61 с композиционными ЖМК необходимо помнить, что температура охлаждающей воды не должна быть ниже +10ºС, так как в противном случае возможно "примерзание" композиционных ЖМК (температура плавления Ga-In-Sn 10ºС). Если температура охлаждающей воды будет ниже 10ºС, то необходимо уменьшить расход воды через выключатель таким образом, чтобы температура нагрева его контактов при прохождении по ним тока нагрузки была бы выше 10ºС. То есть при эксплуатации выключателя В-61 с композиционными ЖМК на основе сплава галлия (Ga-In-Sn) необходимо постоянно контролировать температуру нагрева токоподводов и охлаждающей воды на входе выключателя. На рис.4.30, 4.31 представлены фотографии главных подвижных и неподвижных контактов включателя В-61 КЖМК соответственно.

а

б

Рис.4.30. Подвижные главные мостиковые контакты выключателя В-61 с номинальным током 75 кА с композиционными жидкометаллическими контактами: а – нижняя траверса; б – верхняя траверса

Рис.4.31. Неподвижные главные контакты выключателя В-61 с номинальным током 75 кА (вид сверху): 1 – токоподводы выключателя; 2 – главные неподвижные контакты с композиционными жидкометаллическими контактами

Технические характеристики выключателя В-61 КЖМК

Номинальный ток, кА Напряжение между расходящимися контактами, В Падение напряжения при номинальном токе, мВ

75 10 200

Потери электроэнергии, кВт

15

Приводной механизм

ручной

Масса, кГ

250

Габаритные размеры, мм

621х480х815

4.3.5.2. Выключатель В-100 КЖМК на ток 100 кА Как в серийном выключателе В-61, так и в опытном образце выключателя В-61 КЖМК на номинальный ток 75 кА принудительному водяному охлаждению подвергаются только неподвижные главные контакты. Причем каждый полюс выключателя охлаждается отдельно. Таким образом, эти выключатели имеют две независимые ветви охлаждения. При решении задачи увеличения номинального тока выключателей рассматривается вариант добавочного охлаждения и мостиковых подвижных главных контактов. В серийном выключателе В-61 эта задача решена быть не может вследствие незначительных размеров подвижных главных контактных роликов и их большого числа (24 контактных ролика в одном выключателе). В выключателе

В-61

КЖМК

охлаждение

подвижных

контактов

вполне

осуществимо. Таким образом, повышение номинального тока шунтирующего выключателя В-61 КЖМК возможно за счет использования водяного охлаждения как неподвижных, так и подвижных главных контактов. На рис.4.32 и 4.33 представлены чертежи выключателя В-100-КЖМК на номинальный ток 100 кА. Этот выключатель отличается от серийного выключателя В-61 конструкцией главных контактов и приводным механизмом. Главные контакты выключателя В-100 КЖМК состоят из двух неподвижных медных шин 17, прикрепленных болтами к токоподводам 8 и 9. Неподвижные главные контакты перемыкаются сверху и снизу подвижными мостиковыми контактами 18 и 19. На обращенных кверху поверхностях главных неподвижных контактов 17 и нижнего контактного мостика 19 располагаются углубления, в которые помещаются

смоченные

жидким

металлом

сеточные

прокладки.

На

обращенных

книзу поверхностях главных неподвижных контактов 17 и

верхнего контактного мостика 18 располагаются контактные выступы, которые при замкнутом положении контактной системы приходят в соприкосновение со

Рис.4.32. Выключатель В-100КЖМК с номинальным током 100 кА: 1 – траверса подвижных главных контактов; 2 – скоба траверсы; 3 и 4 – направляющие верхней и нижней траверс; 5 – кулачок привода траверс подвижных главных контактов; 6 – приводной вал траверсы подвижных главных контактов; 8 и 9 – токоподводы выключателя; 10, 11, 12, 13 – рычаги и тяги приводного механизма; 16 – штуцер неподвижного главного контакта; 17 – неподвижный главный контакт; 18 и 19 – неподвижные главные верхний и нижний контактные мостики; 24 – крышка выключателя

Рис.4.33. Выключатель В-100КЖМК с номинальным током 100 кА: 7 – пружина главных контактов; 14 – втулка траверсы подвижных главных контактов; 15 – гибкий шланг водяного охлаждения подвижных главных контактов; 20 и 21 – изоляционные панели выключателя; 22 и 23 – штуцера системы водяного охлаждения подвижных главных контактов

смоченными

жидким

металлом

прокладками,

осуществляя

с

ними

электрический контакт. В качестве смоченной жидким металлом (сплав галлий-индий-олово) прокладки использовалась латунная сетка с размером ячейки 0,5 х 0,5 мм и диаметром проволоки 0,1 мм. Дугогасительная контактная система и приводной механизм имеют такую же конструкцию, как и в выключателе В-61 КЖМК на номинальный ток 75 кА. Вся контактная система выключателя, как и у серийного выключателя В-61, помещена в бак и изолирована от окружающей среды с помощью крышки 24. Отверстия в крышке, в которые проходят токоподводы 8 и 9, герметизированы резиновыми уплотнениями. Охлаждающая вода поступает

в один из штуцеров токоподвода 8 или 9 (рис.4.32), проходит в канал неподвижного главного контакта 17, который с помощью болтов закреплен к соответствующим токоподводам и выходит через другой штуцер токоподвода. Таким образом осуществляется независимое охлаждение каждого полюса выключателя, чтобы исключить электрическое замыкание между полюсами по воде. Расход охлаждающей воды на каждый полюс соответствует 500 л/час. Для увеличения номинального тока выключателя предусматривается водяное охлаждение подвижных главных монолитных контактов. С этой целью верхний и нижний подвижные главные контакты 18 и 19 имеют конструкцию одного медного контактного мостика, в центре которого просверлен канал для водяного охлаждения. На рис.4.34 и 4.35 представлены фотографии верхнего и нижнего подвижных контактных мостиков соответственно. Верхний и нижний контактные мостики выполнены из медной шины, в центре которой высверлено отверстие 1 для канала водяного охлаждения. На верхнем контактном мостике имеются контактные выступы (рис.4.34) на нижнем - контактные углубления (рис.4.35) в которых располагаются смоченные жидким металлом прокладки. На рис.4.31 представлена фотография неподвижных главных контактов выключателя В-100 КЖМК с номинальным

Рис.4.34. Верхний подвижный главный мостиковый контакт выключателя В-100 КЖМК с номинальным током 100 кА: 1 – канал водяного охлаждения; 2 – контактный выступ

Рис.4.35. Нижний подвижный главный мостиковый контакт выключателя В-100 КЖМК с номинальным током 100 кА: 1 – канал водяного охлаждения; 2 – контактное углубление током 100 кА. Сверху видны углубления на неподвижных главных контактах, в которых также располагаются смоченные жидким металлом прокладки. В крышке выключателя 24 устанавливаются два штуцера 23 (рис.4.33).

Охлаждающая вода поступает в один из штуцеров 23, затем по гибкому шлангу 15 через штуцер 22 попадает в канал водяного охлаждения верхнего контактного мостика, проходит по его каналу и через другой штуцер поступает в гибкий шланг и из него в канал водяного охлаждения нижнего контактного мостика. Пройдя по каналу нижнего контактного мостика, вода по другому гибкому шлангу и через другой штуцер в крышке выключателя 24 выходит наружу. При перемещении

верхнего и нижнего контактных мостиков шланги

деформируются. С целью экономии места и сохранения габаритных размеров выключателя, соответствующих серийному аппарату В-61, гибкие шланги 15 размещаются

в

каналах,

выфрезерованных

в

боковых

текстолитовых

изоляционных панелях 20 и 21 (рис.4.33). Расход воды для охлаждения подвижных главных контактов выключателя соответствует 500 л/час. Технические характеристики выключателя В-100 КЖМК

Номинальный ток, кА Напряжение между расходящимися контактами, В Падение напряжения при номинальном токе, мВ

100 10 250

Потери электроэнергии, кВт

25

Приводной механизм

ручной

Масса, кГ

250

Габаритные размеры, мм

621х480х815

4.3.6. Выключатели для наружной установки 4.3.6.1. Разработка изоляторов токоподводов выключателя для наружной установки В основу разработки шунтирующего выключателя для установки на открытом воздухе положена конструкция базового выключателя В-61 на ток нагрузки 63 кА. Вопрос установки выключателя на открытом воздухе решается путем применения изоляции, предохраняющей токоподводы выключателя

от

воздействия влаги и ряда других климатических факторов. Изоляция должна иметь требуемые изоляционные и механические свойства и должна их сохранять на достаточно высоком уровне в процессе эксплуатации на открытом воздухе. Согласно ГОСТ 12434-71 изоляция выпущенного заводом выключателя типа В-61 как в холодном, так и в нагретом температуры состоянии

до установившейся рабочей

должна в течение одной минуты выдерживать

испытательное напряжение 2500 В. При решении вопроса об изоляции многоамперных аппаратов наружной установки исходят из условий воздействия на аппарат климатических факторов: - в процессе эксплуатации аппарата на открытом воздухе пыль и грязь, осаждающиеся

на

поверхности

диэлектрика,

вызывают

понижение

сопротивления изоляции и появление токов утечки. Это может привести к возникновению

разряда

по

поверхности

и

повреждению

изоляции

возникающей дугой; -

изоляция

аппаратов

испытывает

дополнительные

механические

нагрузки, возникающие из-за ветра, инея, гололеда и др. факторов; - под воздействием окружающей среды (температуры, влаги и т.п.) изоляция подвергается старению.

При наружной установке аппарата процесс старения изоляции более интенсивен, чем при установке аппарата внутри помещения. При этом качество изоляции - ее пробивное напряжение снижается. Исходя из вышеперечисленного изоляция аппарата наружной установки должна иметь повышенные запасы электрической и механической прочности. В аппаратостроении как в странах СНГ, так и за рубежом наибольшее распространение получила литая наружная изоляция на основе эпоксидных смол, которые наносятся на всю поверхность токоподвода. Такая изоляция обладает высокими электрическими и механическими свойствами, мало зависящими от изменений температуры: после отвердевания она способна размягчаться и вытекать под действием нагрева. Важным достоинством литой изоляции является возможность получения изделия в виде блоков, не требующих дополнительной обработки. Однако, несмотря на свои достоинства, этот вид изоляции не может быть использован для проектируемого выключателя, так как выполнение изоляции в виде непосредственного покрытия токоведущих частей выключателя связано с большими технологическими трудностями и экономически нецелесообразно. По условиям эксплуатации описываемый выключатель, предназначенный для установки на открытом воздухе, должен быть мобильным, иметь малые габариты и надежную защиту от атмосферных осадков и солнечной радиации. Поэтому для обеспечения надежной защиты аппарата при установке на открытом воздухе необходимо создание внешней изоляции токоподводов (проходных изоляторов) в выключателе В-61. Использовать же готовые изоляторы, выпускаемые изоляторными заводами, невозможно, так как форма токоподводов выключателя В-61 является прямоугольной, поэтому необходима специальная конструкция проходного изолятора. В результате детальной проработки и составления нескольких вариантов разработана конструкция проходного изолятора для наружной установки. При разработке этой конструкции, помимо основных параметров (напряжение и ток), было уделено большое внимание вопросам ударной

прочности, и прочности на изгиб, и сопряжению проходного изолятора между токоподводами и крышкой. Кроме того, проходному изолятору придана такая форма, которая обеспечивает

наибольшую

электрическую

прочность

при

наименьшей

строительной высоте. Конструкция проходного изолятора показана на рис.4.36. Токоподводы 2 при помощи угольников 4 и болтов 6 крепятся к изоляционной крышке 1 выключателя. Проходной изолятор 3, насаженный на токоподвод 2, полностью перекрывает токоведущие части между крышкой 1 и токоподводом 2. Пространство между токоподводом 2, изолятором 3 и крышкой 1 залито герметиком 5. Между изолятором и крышкой -

прокладка 7.

Рис.4.36. Конструкции проходного изолятора: 1 – изоляторная крышка; 2 – токоподвод; 3 – изолятор; 4 – угольник; 5 – герметик; 6 – болт; 7 – прокладка При выборе материала изолятора учитывались условия работы выключателя, при которых не исключалась вероятность случайного повреждения изоляторов при монтаже и

эксплуатации. Это исключало применение фарфоровых изоляторов, обладающих низкой ударной прочностью.

Весьма перспективным направлением является замена керамических изоляторов литыми изоляторами из эпоксидных смол. Изоляторы из эпоксидных смол обладают значительной по сравнению с керамическими скоростью изготовления, большой ударной прочностью, некоторой эластичностью, прочностью на изгиб и т.д. В

качестве

материала

для

изготовления

изоляторов

используют

заливочный эпоксидный компаунд. Этот компаунд обладает достаточным "сроком жизни", большей вязкостью и малой усадкой при отвердевании, высокой

механической

прочностью,

незначительной

водо-

и

влагопоглощаемостью, высокими диэлектрическими свойствами в рабочих условиях. В зависимости от состава входящих в него элементов эпоксидные компаунды

приобретают

способность

к

отвердеванию

при

различных

температурах. Однако при этом его физико-механические свойства различны. Для изготовления изолятора, работающего в широком диапазоне температур с его сложной конфигурацией, пригоден заливочный эпоксидный компаунд марки КЭ-34. Компаунд КЭ-34 является компаундом горячего отвердевания. Он обладает высокими механическими и электроизоляционными свойствами. Этот компаунд в твердом состоянии выдерживает температуру до -60ºС. Он применяется

в

качестве

литой

изоляции,

герметизирующей

оболочки

конструктивного материала. Кроме того, компаунд КЭ-34 достаточно освоен в производстве и изделия, выполненные из него, отличаются высоким качеством. Помимо компаунда КЭ-34 можно рекомендовать в качестве заливочного материала в пресс-форму отечественную эпоксидную смолу

ЭД-20 с

отвердителем и смолу Э-2000. Помимо

изготовления

изолятора

из

эпоксидных

смол

можно

рекомендовать изготовление его из текстолита (ГОСТ 5-78) и фторопласта

(ГОСТ 10007-72). Для этого предусмотрена форма изолятора, представленная на рис.4.37. При индивидуальном изготовлении изоляторов для выключателя В-61 следует отдать предпочтение текстолиту или фторопласту. При массовом производстве можно рекомендовать изготовление изоляторов из эпоксидных компаундов в металлических пресс-формах.

Рис.4.37. Изолятор

4.3.6.2. Система охлаждения выключателя для наружной установки Система охлаждения выключателя для наружной установки состоит из двух циркуляционных контуров: внутреннего и внешнего. Внутренний контур охлаждения заполняется раствором незамерзающей жидкости в зимнее время, а в летнее время - водой. Внешний контур охлаждения заполняется водой, поступающей из водопровода, поэтому необходимым

условием

работы

этой

системы

является

размещение

теплообменника в помещении. Теплообмен между двумя циркуляционными контурами позволяет осуществить теплообменная установка, которая состоит из теплообменника 1, насоса ВК-1/16 и электродвигателя 2, расширительного бака 3 (рис.4.38). Охлаждающая

жидкость

нагревается

в

аппарате

и

охлаждается

в

теплообменнике (холодильнике ЗН-279-67), отдавая свое тепло воде внешнего контура.

Рис.4.38. Схема охлаждающего тракта: 1 – теплообменник; 2 – насос; 3 – расширительный бак

Теплообменная установка состоит из теплообменника 1, насоса ВК-1/16 и электродвигателя АОЛ2-22-42 и расширительного бака 4 (рис.4.39). Бак установлен на двух швеллерах 6, которые в свою очередь крепятся к общей плите 3. Теплообменник закреплен на плите хомутами 5. Насос и электродвигатель поставляются уже смонтированными на одной плите и крепятся к общей плите теплообменной установки.

Рис.4.39. Теплообменная установка: 1 – теплообменник; 2 – насос ВК1/16 и электродвигатель АОЛ2-22-4; 3 – плита; 4 – расширительный бак; 5 – хомут; 6 – швеллер; 7 – резиновые трубки

4.3.6.3. Исследование теплоотводящих и изоляционных свойств незамерзающих жидкостей для выключателей наружной установки Установка шунтирующего выключателя

с жидкостным охлаждением

возможна в неотапливаемом помещении. В связи с этим необходима замена воды другой незамерзающей жидкостью, пригодной для отвода тепла. Для отвода тепла могут применяться, кроме воды, и другие жидкости замерзающие при более низких температурах таких, как:

а) водный раствор технического этиленгликоля (антифриз). В России стандартизованы охлаждающие этиленгликолевые жидкости двух марок "40" и "65" ГОСТ 159-52. Они представляют собой смесь мутно-желтого цвета, содержащую 55% этиленгликоля и 45% воды (по объему). Температура замерзания этих жидкостей соответственно "-40ºС" и "-65ºС". Разновидностью

антифриза является и незамерзающая жидкость

"ТОСОЛ-А-40". Эта жидкость представляет собой также этиленгликолевую смесь с водой зеленоватого цвета, содержащую 50% воды (по объему). Температура замерзания "ТОСОЛа А-40" – -40ºС Этиленгликоль при замерзании образует рыхлую кашицеобразную массу, объем которой даже при содержании 55-65% воды в смеси увеличивается лишь на 0,25-0,3% против первоначального. Поэтому охлаждение этиленгликолевых жидкостей ниже их температуры замерзания, не сопровождается разрушением системы охлаждения выключателя. К этиленгликолевым растворам добавляют антикоррозионную присадку, в состав которой входят динатрийфосфат (ГОСТ-451-41) и декстрин (ГОСТ 6034-51). Динатрийфосфат защищает от коррозии чугунные, стальные, медные детали, а декстрин-припой - и детали из алюминия и меди. Эти присадки, дополняя друг друга, практически обеспечивают полную защиту от коррозии всех металлов системы охлаждения. В охлаждающую жидкость марки "65" вводят краситель, окрашивающий ее в оранжевый цвет. Этиленгликолевые жидкости очень слабо действуют на резиновые шланги. Вместе с тем они обладают повышенной проницаемостью, что вынуждает обращать особое внимание на уплотнения соединений между деталями охлаждения. Эти жидкости имеют большой коэффициент объемного расширения. Поэтому при нагревании до рабочей температуры объем их значительно увеличивается. Чтобы предупредить переполнение системы охлаждения при установившемся

режиме,

необходимо

заливать

охлаждающую

этиленгликолевую жидкость в систему охлаждения на 5-8% меньше объема системы охлаждения.

Необходимо оберегать этиленгликолевые жидкости от попадания в них нефтепродуктов, так как в этом случае они могут вспениваться, а это ухудшает теплоотводящие свойства охлаждающих жидкостей. б) Как заменители этиленгликолевых жидкостей применяются водоспиртовые и водоглицериновые жидкости. Однако как первая, так и вторая жидкости имеют существенные недостатки. Недостатками водоспиртовой жидкости являются ее большая испаряемость и пожароопасность. Недостатками водоглицериновой жидкости являются ее большая вязкость и дефицитность. Для сравнения оценки теплофизических свойств различных жидкостей применяется коэффициент K, который называется конвективным параметром [149]. Его величина определяется соотношением K=

gβγC p υλ

,

где g - ускорение силы тяжести, β - коэффициент объемного расширения,

С p - теплоемкость, γ - удельный вес, υ - коэффициент кинематической вязкости, λ - коэффициент теплопроводности.

Согласно теории свободной конвекции, та жидкость оказывается лучшей по теплообводящим свойствам, для которой коэффициент К оказывается выше. В соответствии с этим по приведенному соотношению был вычислен конвективный параметр для ряда жидкостей при температуре θ = 20ºС. Эти данные приведены в табл.4.1.

Таблица 4.1

Конвективный коэффициент охлаждающих жидкостей K=

Жидкость Глицерин Трансформаторное масло Антифриз Вода Спирт этиловый

gβγC p υλ

;

1 о

С ⋅ см 3

60 7000 10000 12500 77000

Из сопоставления свойств существующих охлаждающих жидкостей можно рекомендовать для охлаждения выключателей, устанавливаемых на открытом воздухе в зимнее время года, этиленгликолевые жидкости (антифризы) марки "40" и "ТОСОЛ А-40". В табл.4.2. приведены некоторые теплофизические свойства воды и антифриза. Таблица 4.2

Теплофизические свойства воды и антифриза Кинематическая вязкость υ , м2/с

Коэффициен т теплопроводности λ , ккал/мсоС

0,00018

Теплоемкость кал Ср, о кг С 1,0

1·10-6

1,4·10-4

1072

0,000525

0,791

4,4·10-6

1·10-4

Температура замерзания ºС

Температура кипения ºС

0ºС -40ºС

100ºС 120-130ºС

Жидкость

Уд.вес γ , кг/м3

Коэф. объемн. расшир. β , 1/град.

Вода при 20ºС Антифриз при 20ºС Жидкость

1000

Вода Антифриз

Конвективный коэффициент gβγC p 1 K= [о ] υλ С ⋅ см 3 12500 10000

Чтобы определить значения коэффициента кинематической вязкости антифриза при различных температурах, были проведены экспериментальные исследования.

Кинематическая

вязкость

определялась

с

помощью

прибора

вязкозиметра, погруженного в сосуд с водой, которая подогревалась электронагревателем до необходимой температуры. Результаты испытаний приведены в табл.4.3. В этой же табл. приведены для сравнения коэффициенты кинематической вязкости воды при аналогичных температурах. Таблица 4.3

Коэффициент кинематической вязкости воды и антифриза при различных температурах Температура, ºС -20 Коэф.кинематической вязкости воды Коэф.кинематической 2,28 вязкости антифриза

0 1,8

20 1,0

40 0,659

60 0,479

80 0,366

90 0,326

-

4,4

2,59

1,69

1,08

0,986

Из приведенных данных видно, что по своим теплофизическим свойствам антифриз приближается к воде, а известно, что вода является лучшей теплоотводящей жидкостью. Однако такие свойства, как теплоемкость, теплопроводность, кинематическая вязкость и конвективный параметр, у антифриза несколько ниже, чем у воды. Однако они вполне достаточны для охлаждения выключателей в зимнее время. Теплоемкость

и

теплопроводность

антифриза

больше,

чем

у

водоспиртовых и водоглицериновых жидкостей. По результатам исследований этиленгликолевой жидкости можно сделать следующие выводы: - удельное электрическое сопротивление этиленгликолевой жидкости марки "40" и марки "ТОСОЛ-А-40" не отличается от удельного электросопротивления водопроводной воды Санкт-Петербурга. Известно, что водопроводная вода Санкт-Петербурга обладает хорошими диэлектрическими свойствами, поэтому применение антифризов в качестве охлаждающей среды допустимо. -

пробивное напряжение этиленгликолевой жидкости не изменяется от

длительного воздействия электрического поля, следовательно, не изменяются и диэлектрические свойства этиленгликолевых жидкостей.

-

существенной разницы между зависимостями температуры контактов

выключателя, охлаждаемых водой и антифризом, от величины тока нет. 4.3.6.4. Выяснение возможности замены трансформаторного масла в выключателях синтетическими маслами и жидкостями Известно, что в масляных выключателях наиболее часто применяются масла нефтяного происхождения, как наиболее дешевые, доступные и обладающие хорошими защитными свойствами для контактов выключателей от агрессивной среды особенно в химических цехах. В настоящее время область применения электрических аппаратов все более расширяется, растут их номинальные токи, и напряжения, и некоторые электрофизические параметры масел нефтяного происхождения не могут полностью удовлетворять требованиям, предъявляемым к современным электрическим аппаратам. Это, прежде всего, относится к электрофизическим параметрам

негорючести,

противоокислительной

стабильности,

температурному диапазону работоспособности, дугогасительной способности, что имеет особое значение для масел, применяемых в электрических аппаратах, устанавливаемых на пожароопасных объектах и на объектах, расположенных в суровых климатических условиях. Поэтому в последнее время широко проводятся исследования в области создания и применения синтетических масел и жидкостей, в том числе и для электрических аппаратов. В последние годы наметилась устойчивая тенденция к увеличению объема применения синтетических жидких диэлектриков. Это обусловлено необходимостью обеспечить длительную и надежную работу электрических

аппаратов

при

повышенных

тепловых

нагрузках

и

напряженности электрического поля в условиях воздействия излучений высоких энергий в пожаро- или в взрывоопасной среде. Во всех этих случаях обычно

нефтяные

изоляционные

синтетическими жидкостями.

масла

все

больше

вытесняются

Общие требования к синтетическим жидким диэлектрикам можно сформулировать следующим образом: - жидкость должна обладать высокой электрической прочностью, не уступая в этом отношении нефтяным электроизоляционным маслам; - жидкость должна иметь высокое электрическое сопротивление; наиболее высокими значениями сопротивления отличаются жидкости неполярные. Для аппаратов постоянного тока важно, чтобы величины сопротивления жидкости и твердых изоляционных материалов были близки. Это способствует более равномерному распределению напряженностей между жидкостью и твердой изоляцией; - изоляционные жидкости должны быть стабильными, т.е. способными сохранять

первоначальные

значения

показателей в условиях длительной

электрофизических

и

других

эксплуатации. Вместе с тем

необходимо, чтобы изменение ее свойств во времени были минимальными; - изоляционная жидкость должна быть негорючей, а смесь ее паров с воздухом взрывобезопасной. Это требование в ряде случаев имеет первостепенное значение. В частности, при установке электрических аппаратов на опасных

в пожарном отношении объектах химических,

нефтяных, металлургических предприятиях. Это требование послужило одной из основных причин быстрого увеличения объема применения синтетических жидкостей; - изоляционная жидкость должна иметь определенный уровень вязкости, т.е. вязкость ее в интервале рабочих температур должна быть минимальной. Важно сохранить малую вязкость жидкости при низких температурах. В этом случае при работе выключателей не будет замедляться движение контактов, а следовательно, дугогашение в жидкости будет протекать нормально; - жидкий диэлектрик должен обеспечивать хороший теплоотвод, т.е. иметь большие значения коэффициентов теплопроводности и теплоемкости; - изоляционная жидкость должна быть совместимой с твердой изоляцией и конструкционными

материалами,

используемыми

в

электрических

аппаратах,

т.е.

материалы

не

должны

разрушаться

или

портиться

жидкостью, а жидкость не должна загрязняться продуктами, которые могут выделяться из материалов; - изоляционная жидкость должна иметь низкую летучесть и не должна быть дорогой. Практически

невозможно получить

жидкий

диэлектрик, который

удовлетворял бы всем требованиям. В связи с этим необходимо, чтобы он удовлетворял основным требованиям, пренебрегая наименее важными. В частности, для шунтирующих масляных выключателей, устанавливаемых на открытом воздухе, необходимо, чтобы изоляционная жидкость имела малую вязкость при низких температурах окружающего воздуха, большой диапазон рабочих температур - 60ºС – +120ºС, была бы негорючей и не пожаро- и взрывоопасной, с хорошими дугогасительными свойствами. Жидкие

диэлектрики

в

основном

представляют

собой

низкомолекулярные полимеры. Все электроизоляционные жидкости можно классифицировать по ряду признаков. По происхождению: а) нефтяные масла: трансформаторное, конденсаторное и др.; б) синтетические жидкости: хлорированные углеводороды, кремнийорганические и фторорганические жидкости. По отношению действия огня: а) горючие: нефтяные масла, кремнийорганические жидкости; б) негорючие: хлорированные углеводороды, фторорганические жидкости. По назначению: а) изоляционные жидкости; б) теплоносители; в) смазочные материалы; г) демферные (амортизирующие) жидкости; д) гидравлические жидкости.

А. Нефтяные масла. Из нефтяных масел в электроаппаратостроении используется, главным образом, трансформаторное масло, представляющее собой обработанную соответствующим образом нефтяную фракцию, выкипающую при температуре 280-350ºС. Нефтяные масла характеризуются невысокой плотностью 0,86-0,89 г/см3 и низкой вязкостью. С понижением температуры вязкость заметно растет, что является недостатком нефтяных масел и ограничивает их применение. Являясь производным нефти, масла сильно горят. Температура вспышки, определяющая их огнеопасность, порядка 135ºС. Температура застывания масел составляет минус 45ºС, что также ограничивает применение их в Северных районах. Свойства масел зависят от примесей. Присутствие воды влияет на электроизоляционные свойства масел. Даже такое незначительное количество влаги, как 0,05%, снижает электропрочность масла почти в 4 раза. Под действием кислорода воздуха, повышенных температур масла окисляются, происходит их старение. Старение масла сопровождается загустеванием асфальтосмолистых веществ, повышением вязкости масла и, как следствие этого, ослабление его циркуляции, ухудшение отвода тепла от токоведущих частей выключателя. Средний срок службы масла определяется двумя - тремя годами, а трансформаторного масла, применяемого в выключателях, как дугогасительной среды - несколькими месяцами. В последние десятилетия велись работы по созданию новых марок трансформаторного масла для применения его в районах крайнего севера в трансформаторах ЛЭП переменного и постоянного тока сверхвысокого напряжения [189]. В результате этих работ были созданы новые марки масел АБТ и АТМ-65, с температурами застывания минус 70ºС и 65ºС соответственно. Выпуск масла АТМ-65 осуществляется с 1971 года по ТУ 38-101-169-71, а масло АБТ выпускается по ТУ 38-401-76-74. Отличительными особенностями этих масел от товарного трансформаторного масла являются: более высокая окислительная

стабильность

этих

масел,

более

низкая

вязкость

при

отрицательных температурах, которая позволяет использовать эти масла в оборудовании при окружающей температуре минус 55ºС-60ºС без принятия мер по подогреву масла. Нефтяные масла марок АТМ-65 и АБТ могут быть рекомендованы для использования в выключателях, предназначенных для наружной установки. Однако, несмотря на многие положительные свойства нефтяных масел и их дешевизну, у них имеются существенные недостатки, к которым следует отнести

невысокую

теплостойкость,

горючесть,

старение,

а

также

взаимодействие с некоторыми применяемыми в выключателях материалами (медь и ее сплавы). Основные свойства нефтяных масел приведены в табл. 4.4. Б. Синтетические жидкие диэлектрики По своей химической природе синтетические изоляционные жидкости относятся к хлорированным углеводородам, кремний- и фторорганическим соединениям, сложным эфирам, синтетическим углеводородам и другим классам органических и элемент-органических соединений. Хлорированные углеводороды Наиболее широкое практическое применение в настоящее время имеют жидкости на основе хлорированных углеводородов. Это обусловлено их относительно невысокой стоимостью по сравнению с другими типами синтетических жидкостей при вполне удовлетворительных эксплуатационных свойствах. Хлорированные углеводороды могут быть получены путем замещения атома водорода (Н) в молекуле углеводорода (R-H), например дифенила или бензола, атомом хлора (Cl). При этом образуется хлорированный углеводород (R-Cl) и в качестве побочного продукта хлористый водород (HCl). Хлорированные углеводороды: совол, совтол, гексол. В отличие от нефтяных масел они огнестойки,

взрывобезопасны и не стареют при

совместном действии повышенных температур и кислорода воздуха.

Стойкость к воспламенению является одной из важнейших особенностей этих жидкостей, которая обусловила их широкое применение в электротехнике. А некоторые из них (гексахлорбутадиен, который входит в состав гексола) используются как средства пожаротушения. Воздействие электрической дуги в среде хлорированного углеводорода вызывает его разложение с образованием углеводорода и свободных радикалов хлора и водорода. Последние реагируют друг с другом, образуя газообразный хлористый водород. Хлорированные

углеводороды

имеют

высокую

окислительную

и

термическую стабильность, низкую упругость паров (низкую испаряемость), высокие

диэлектрические

свойства,

не

взаимодействуют

с

твердыми

материалами (сталью, медью, алюминием, деревом, электротехническим картоном и др. изоляционными материалами), имеют хорошие тепловые характеристики и большой диапазон рабочих температур. Однако по характеру физиологического воздействия на живой организм все виды хлорированных углеводородов относят к вредным веществам. В связи с этим в случаях, когда имеет место непосредственный контакт персонала с жидкостью, следует соблюдать установленные правила техники безопасности и промышленной санитарии [189]. Совол представляет собой бесцветную жидкость с неприятным запахом. Плотность его почти в два раза, а вязкость в пять-шесть раз выше плотности и вязкости трансформаторного масла. Он не горит и может длительно выдерживать температуры 120-150ºС. Температура застывания совола очень высокая - минус 5ºС, выше в девять раз, чем у трансформаторного масла. Его диэлектрическая проницаемость выше в два раза, чем у трансформаторного масла. Совтол представляет собой смесь 65% совола и 35% трихлорбензола. Вязкость и температура застывания совтола близки к трансформаторному маслу. Остальные свойства совтола аналогичны свойствам совола. Гексол представляет собой смесь (1:4 по объему) полихлордифенила и гексахлорбутадиена с очень низкой температурой застывания минус 70ºС. Промышленный регламент получения гексола по ТУ-6-01-3-74 разработан в

Уфимском ВНМИ ХСЗР (Всесоюзный научно-исследовательский институт химических средств защиты растений). Гексол отличается от традиционных хлорированных углеводородов аналогичного назначения, в том числе от лучших зарубежных образцов, значительно более низкой температурой застывания и малой вязкостью. Гексол обладает такими положительными свойствами в отличие от совола, совтола и трансформаторного масла, как незначительная вязкость даже при минусовых температурах, большой диапазон рабочих температур, более низкая температура застывания (может быть рекомендован для эксплуатации при окружающей температуре, ниже минус 60ºС), не горит, не образует взрывоопасные смеси, имеет большой срок службы, большую электрическую прочность изоляции, не взаимодействует с твердыми материалами (медью, сталью, алюминием) и, в отличие от хлорированных углеводородов совола и совтола, может быть рекомендован для применения в шунтирующих выключателях вместо трансформаторного масла. Кремнийорганические жидкости Кремнийорганические жидкости напоминают собой по внешнему виду и на ощупь нефтяные масла. Они прозрачны, имеют желтоватый цвет, а иногда бесцветны. Их получают реакцией поликонденсации продуктов гидролиза алкилсиланов. Кремнийорганические жидкости обладают рядом ценных свойств. Малая величина сил межмолекулярного взаимодействия обуславливает их малую вязкость и незначительное по сравнению с другими жидкими диэлектриками, изменение вязкости, вызванное понижением температуры. Так, при снижении температуры от 100ºС до минус 35ºС вязкость кремнийорганических жидкостей увеличивается всего в семь раз, а у минеральных масел - в 1800 раз (начальная вязкость одинаковая). Кремнийорганические

жидкости

имеют большой

диапазон рабочих температур от минус 60ºС до плюс 145ºС. Однако кремнийорганические жидкости являются горючими жидкостями. Температура их вспышки порядка 150ºС. При температурах более высоких, чем температура

вспышки, кремнийорганические жидкости воспламеняются даже без контакта с открытым огнем, но

они обладают более высокой огнестойкостью, чем

соответствующие им по вязкости нефтяные масла. При их горении выделяются плотные, раздражающие дыхательные пути газы, содержащие мельчайшие частицы двуокиси кремния, углекислый газ, водяные пары и водород. Кремнийорганические жидкости не оказывают агрессивные действия на металлы и не взаимодействуют с большинством твердых диэлектриков. Они химически инертны к кислороду воздуха и имеют относительно высокую противоокислительную

стабильность.

Некоторые

кремнийорганические

жидкости обладают водоотталкивающими свойствами, образуя как бы "парафиновый зонтик", обеспечивающий защиту от действия влаги. Они обладают хорошими электроизоляционными свойствами и во многом приближаются к электроизоляционным свойствам трансформаторного масла. По своим теплофизическим характеристикам кремнийорганические жидкости также близки к нефтяным маслам. Под действием электрической дуги и после нескольких последовательных пробоев величина пробивного напряжения кремнийорганических жидкостей резко падает, эта особенность ограничивает возможность применения их в выключателях. Кремнийорганические жидкости не токсичны. Несмотря на многие ценные свойства, делающие незаменимыми кремнийорганические жидкости в приборостроении, радиотехнике и др. отраслях промышленности, следует отметить ряд недостатков, снижающих их ценность, а именно: горючесть, недостаточная дугогасительная

стойкость, высокая стоимость, которые не

позволяют рекомендовать применение кремнийорганических жидкостей вместо трансформаторного масла в многоамперных выключателях. Фторорганические жидкости Фторорганические жидкости также, как и хлорированные углеводороды, имеют высокую плотность 1,8 г/см3. Они обесцвечены или имеют желтоватые цвета. Способы получения фторорганических жидкостей весьма разнообразны

и в большинстве случаев сложны. Для получения многих из них требуются дорогие исходные продукты и реактивы, что обуславливает высокую стоимость фторорганических жидкостей. Как и все фторсодержащие соединения, они не воспламеняются, взрывобезопасны, химически инертны, обладают высокой нагревостойкостью и могут длительно работать при температуре до 200ºС, а также выдерживать действие низких температур до минус 100ºС. Фторорганические

жидкости

отличаются

хорошими

электроизоляционными свойствами. Вязкость их значительно (в 10-15 раз) ниже вязкости трансформаторного масла. У них низкая температура кипения 70 – 130ºС и повышенная по сравнению с другими жидкостями летучесть, что обуславливает

повышенную

охлаждающую

способность,

значительно

превосходящую (в 2 раза) охлаждающую способность трансформаторного масла. Некоторые фторорганические жидкости по своим термодинамическим свойствам нашли применение в качестве хлодоагентов и получили название фреоны, которые отличаются хорошими теплопередающими свойствами. Фторорганические коэффициентами

жидкости объемного

отличаются расширения,

высокими вдвое

температурными больше,

чем

у

трансформаторного масла, и требуют создания буферных устройств большого объема. При действии дуги, они разлагаются с выделением фторуглеводородов, углекислого газа, окиси углерода, фторангидридов. Последние вызывают коррозию металла и разрушение твердых изоляционных материалов. При температуре выше 400ºС, под действием открытого огня, фторорганические жидкости разлагаются с образованием ядовитого фторфосгена, хотя в обычных условиях фторорганические жидкости признаны нетоксичными соединениями. Из рассмотренных свойств фторорганических жидкостей следует, что такие недостатки этих жидкостей, как токсичность при высоких температурах, недостаточная

дугогасительная

стойкость,

сильная

летучесть

(для

их

использования требуется герметизация установки), высокий коэффициент термического объемного расширения, высокая стоимость, не позволяют

рекомендовать

применение

фторорганических

жидкостей

вместо

трансформаторного масла в многоамперных выключателях. Из приведенного анализа свойств существующих в настоящее время электроизоляционных жидкостей следует, что для замены трансформаторного масла

в

шунтирующих

многоамперных

масляных

выключателях,

предназначенных для наружной установки, могут быть использованы как масла нефтяного происхождения, так и синтетические жидкие диэлектрики. Из нефтяных масел для выключателя наружной установки могут быть применены новые сорта масел: АТМ-65 (ТУ 38-101-169-71) и АБТ (ТУ-38-40176-74), которые могут быть использованы в выключателях при окружающей температуре минус 55ºС - 60ºС без принятия мер по подогреву масла. Основным недостатком этих масел является их горючесть. Температура вспышки, определяющая их огнеопасность 135ºС. Из синтетических жидких диэлектриков для выключателя наружной установки можно рекомендовать применение хлорированного углеводорода марки "Гексол" (ТУ-6-01-3-74). Гексол не горюч, имеет незначительную вязкость при минусовых температурах и большой диапазон рабочих температур от минус 60ºС до130ºС. Применение синтетической

жидкости

диэлектрика

"Гексол"

в

многоамперных

шунтирующих выключателях, предназначенных для наружной установки, предпочтительнее, чем применение горючих нефтяных масел. 4.4.Многоамперные электрические аппараты с автономным жидкостным охлаждением 4.4.1. Принцип действия системы автономного охлаждения Автономным называют такую систему, которая функционирует в результате внутренних, в ней самой происходящих процессов. Она не требует притока энергии или жидкости извне. Такая система является замкнутой. Автономная система жидкостного охлаждения основана на явлении тепловой конвекции жидкости. Эта жидкость нагревается в токоведущих частях

электрического аппарата и охлаждается в специальном радиаторе. Движение жидкости осуществляется за счет различной плотности в нагретых и охлажденных частях контура. Более плотные части жидкости опускаются вниз, менее плотные поднимаются вверх, т.е. происходит свободная конвекция. Для предотвращения утечки тока через жидкость на землю радиатор устанавливается на изоляторах. Чтобы избежать утечки тока через жидкость при разомкнутых контактах, радиатор выполняется из секций с прослойками изоляции между ними. Каждая секция соединена со своей охлаждаемой деталью. По этой причине жидкость, заполняющая систему, может быть даже проводящей электрический ток. По сравнению с принудительным водяным охлаждением автономное водяное охлаждение менее эффективно. Это объясняется тем, что скорость циркуляции воды при свободной тепловой конвекции значительно ниже, чем при принудительном ее протекании. Если при наличии насосов она измеряется метрами в секунду, то при автономном охлаждении эта скорость не превосходит несколько

сантиметров

в

секунду.

Однако

применение

автономного охлаждения освобождает установки от насосов, фильтров, контрольной аппаратуры, необходимой при принудительном охлаждении. Это удешевляет

оборудование

и

упрощает

эксплуатацию

установок.

При

автономном охлаждении не может быть аварии из-за перерыва в подаче воды. Используется вода любой проводимости. Система автономного охлаждения требует минимального ухода, проста, надежна в эксплуатации и бесшумна в работе. Указанные достоинства автономной системы охлаждения делают ее применение в ряде установок весьма целесообразной и конкурентоспособной с системой принудительного водяного охлаждения, а для отдельно стоящих аппаратов - более выгодной.

4.4.2. Разъединитель типа РВП (3) с автономным охлаждением на ток нагрузки 24 кА С

ростом

мощности

турбо-

и

гидрогенераторов

возрастают

их

номинальные токи. Увеличиваются и токи связанных с ним электрических аппаратов. В частности, это относится к генераторным разъединителям, номинальные токи которых достигают 24 кА и имеют тенденцию к дальнейшему повышению. В связи с отсутствием выпускаемых отечественной промышленностью аппаратов с такими характеристиками, возникла задача по изысканию способов повышения токовых нагрузок серийных разъединителей. Например, Великолукским заводом высоковольтных аппаратов серийно выпускается разъединитель типа РВП (3) с номинальным током 12,5 кА. Увеличение величины номинального тока этого разъединителя до 24 кА явилось основанием применения автономного жидкостного охлаждения для контактов разъединителя РВП (3). На рис.4.40 приведен общий вид разъединителя РВП (3) с автономным жидкостным охлаждением.

Рис.4.40. Разъединитель РВП (З) с автономным жидкостным охлаждением на ток нагрузки 24 кА: 1 и 2 неподвижные контакты, 3 – контактные ножи; 4 – соединительные трубки; 5 и 6 - радиаторы, 7 – трубка радиатора, 8 – распределитель, 9 – штуцер

Здесь токопровод коробчатого сечения образует два укрепленных на изоляторах неподвижных контакта 1 и 2, перемыкаемых 8 подвижными контактными ножами 3 с серебряными напайками. Эти ножи сделаны из полых медных шин с каналами для водяного охлаждения. Они соединены между собой трубками 4. Над аппаратом расположены два радиатора 5 и 6, соединенные с контактными ножами правой н левой половины аппарата. Радиаторы механически связаны с ножами и передвигаются вместе с ними. Вся система заполнена охлаждающей жидкостью. Нагревание жидкости начинается в ножах, расположенных на нижней поверхности разъединителя. Далее она проходит через ножи, расположенные на боковых сторонах аппарата, и поступает в верхнюю часть радиатора, который для улучшения условий тепловой конвекции наклонен к горизонту. Охлажденная жидкость вытекает из его нижнего конца и поступает в контактные ножи на нижней горизонтальной стороне аппарата. Этим создается замкнутый контур циркуляции. Для улучшения условий движения жидкости циркуляционному контуру придана такая форма, что по всей его восходящей части нет участков, где бы жидкости приходилось опускаться вниз, а на нисходящей - подниматься вверх. Каждая секция радиатора состоит из пяти оребренных медной проволокой латунных трубок 7, заделанных своими концами в распределители 8, представляющие собой прямоугольные коробки из нержавеющей стали. Они имеют штуцера 9 для соединения с аппаратом и отверстия для заливки жидкости, закрываемые металлическими пробками. Для предохранения системы от чрезмерного повышения давления при парообразовании в верхней части

распределителя

установлен

датчик

давления

поршневого

типа,

воздействующий на микровыключатель аварийной сигнализации. Внутри распределителей устанавливаются перегородки, позволяющие использовать желаемое число параллельно включенных трубок радиатора. Для

применения

автономной

системы

охлаждения

в

серийном

разъединителе типа РВП (3) 20/1250 на номинальный ток 12,5 кА были заменены все стандартные контактные ножи на ножи полых медных шин сечением 110х30 мм.

Внутренний диаметр трубок водяного охлаждения имеет величину 10 мм. Схема автономного охлаждения подвижных контактов ножей с одной стороны разъединителя приведена на рис.5.41. К водоохлаждаемым подвижным контактам – ножам разъединителя 1 и 2 крепятся резиновые шланги 3, 4, 5, которые соединяют их с радиатором 6. В описанном аппарате автономное жидкостное охлаждение использовано для повышения номинального тока. Однако представляется возможным использовать его для упрощения конструкции аппарата и экономии меди и серебра. Примером здесь может служить тот же разъединитель РВП (3), в котором применение автономного водяного охлаждения позволило уменьшить в 2 раза число подвижных контактов /ножей/, облегчить приводной механизм, повысить номинальный ток с 12,2 до 18 кА. В этом разъединителе оставлены только ножи, расположенные на боковых сторонах аппарата. Соответственно упростился и приводной механизм.

Рис.4.41. Схема автономного охлаждения подвижных контактов с одной стороны разъединителя: 1, 2 – подвижные контакты-ножи, 3, 4, 5 – соединительные шланги; 6 – радиатор

Проведенные исследования показали, что применение автономного охлаждения только подвижных контактов – ножей позволяет повысить номинальный ток разъединителя РВП (3) – 20/12500 в 3 – 4 раза по сравнению с номинальным током при естественном охлаждении. Однако,

учитывая

неравномерность

контактами-ножами, можно

распределения

с уверенностью утверждать

увеличении номинального тока разъединителя типа

тока о

между

возможном

РВП (3)- 20/12500 с

12,5 кА до 24 кА при применении автономного охлаждения контактов-ножей.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ Развитие многоамперных электрических аппаратов диктуется научнотехническим прогрессом, который требует углубленных знаний теории и методов исследования при их проектировании. Изложенные в учебном пособии материалы могут служить для эффективного решения возникающих проблем при создании надежных экономичных многоамперных электрических аппаратов. В учебном пособии приводятся методики расчетов основных параметров многоамперных аппаратов таких, как температуры нагрева токоведущих элементов при различных системах их охлаждения, электродинамических сил, возникающих при протекании по ним больших токов, коммутационной износостойкости контактной системы. Приводятся примеры расчета этих параметров, а также соответствующие программы автоматизированных расчетов на ЭВМ, в большой степени облегчающие процесс проектирования многоамперных электрических аппаратов. Материалы, представленные в учебном пособии, иллюстрируют разнообразие проблем и дают представления о многообразии явлений, протекающих в многоамперных электрических аппаратах, которые должны учитываться при их разработках и создании. Следует отметить, что в учебном пособии практически невозможно осветить все вопросы, возникающие при проектировании и разработках многоамперных электрических аппаратов, поэтому специалистам как в области теоретических, так и экспериментальных исследований рекомендуется использовать специальную научную литературу, список которой приведен в этом пособии.

Литература 1. Хольм Р. Электрические контакты. - М.: Иностр.литература, 1961. – 464 с. 2. Брон О.Б. Электрические аппараты с водяным охлаждением. – Л.: Энергия, 1967. – 483 с. 3. Брон О.Б. Проблемы контактов в сильноточном аппаратостроении //Электричество. – 1979. - №: 10. - С. 39 – 44. 4. Paukert J. Zweiprobleme bei Kontinnirlichem Bandverrinnungs an laden. – E.I.Kontakte VDE. Berlin Verlag GMBH, 1970. 5. Butterworth R. The Caesefor generator eircuitbreakers. – E.I.Tims, N:8.,1970. 6. Брон О.Б., Молчанов В.Д. Распределение тока между параллельными контактами в многоамперных выключателях// Изв.вузов. Электромеханика. 1979. - № 5. - С.464 – 469. 7. Иосиака О.И. Расчет распределения тока в контактах сильного тока с большим числом параллельных пальчиковых контактов. – Париж: Доклады международного симпозиума по явлениям в электрическом контакте, 1974. - С.383 – 387. 8. Papp G. Investigation of current distribution in parallel contacts. – Budapest: Relais and contaktelemente. 1975, р.353 – 370. 9. Основы теории электрических аппаратов/Под ред. Г.В.Будкевича. – М.: Высшая школа, 1970. – 600 с. 10. Залесский А.М., Кукеков Г.А. Тепловые процессы в электрических аппаратах. – М.: Энергия, 1967. – 380 с. 11. Холявский Г.В. Расчет электродинамических усилий в электрических аппаратах. – М. – Л.: Госэнергоиздат, 1962. – 230 с. 12. Таев И.С. Электрические аппараты. Общая теория. – М.: Энергия, 1977. – 272 с. 13. Основы теории электрических аппаратов/ Под ред. И.С.Таева. – М.: Высшая школа, 1987. – 352 с. 14. Родштейн Л.А. Электрические аппараты. – Л.: Энергоатомиздат, 1989. – 303 с. 15.

Чунихин

А.А.

Электрические

Энергоатомиздат, 1988. - 719 с.

аппараты.

Общий

курс.

–

М.:

16. Сахаров П.В. Проектирование электрических аппаратов. – М.: Энергия, 1971. – 560 с. 17. Теория электрических аппаратов/ Под ред. Г.Н.Александрова. – М.: Высшая школа, 1985. – 312 с. 18. Проектирование электрических аппаратов/ Под ред. Г.Н.Александрова. – Л.: Энергоатомиздат, 1985. – 447 с. 19. Будкевич Г.В., Дегтярь В.Г., Сливинская А.Г. Задачник по электрическим аппаратам. – М.: Высшая школа, 1987. – 232 с. 20. Электрические и электронные аппараты/ Под ред. Ю.К.Розанова. – М.: Энергоатомиздат, 1998. – 750 с. 21. Кузнецов Р.С. Аппараты распределения электрической энергии на напряжение до 1000 В. – М.: Энергия, 1970. – 543 с. 22. Электрические и электронные аппараты/ Под.ред. Ю.К.Розанова. – М.: Информэлектро, 2001. – 417 с. 23. Брон О.Б., Сушков Л.К. Потоки плазмы в электрической дуге включающих аппаратов. – Л.: Энергия, 1975. – 216 с. 24. Таев И.С. Электрические контакты и дугогасительные устройства аппаратов низкого напряжения. – М.: Энергия, 1973. – 423 с. 25. Брон О.Б. Электрическая дуга в аппаратах управления. – М. – Л.: Гостехиздат, 1954. – 532 с. 26. Новиков О.Я. Устойчивость электрической дуги. – Л.: Энергия, 1978. – 160 с. 27. Буткевич Г.В., Белкин Г.С., Ведешенков Н.А., Жаворонков М.А. Электрическая эрозия сильноточных контактов и электродов. – М.: Энергия, 1978. – 256 с. 28. Бертинов А.И., Алиевский Б.Л. Троицкий С.Р. Униполярные электрические машины с жидкометаллическим токосъемом. – М. – Л.: Энергия, 1966. - 312 с. 29. Мерл В. Электрический контакт. – М. – Л.: Госэнергоиздат, 1962. – 82 с. 30. Зарецкас В-С.С., Рагульскене В.Л. Ртутные коммутирующие элементы для устройств автоматики. – М.: Энергия, 1971. –107 с.

31. Баринберг А.Д. Магнитогидродинамические аппараты защиты, контроля и управления. – М.: Энергия, 1978. –129 с. 32. Жидкометаллический коммутационный аппарат: А.С. 543029 СССР. МКИ Н01Н 29/00/ Фрыгин В.М. - №: 2180504; Заявл. 3.10.75; Опубл. В Б.И. 1977. № 6. 33. Жидкометаллический контактный узел: А.С. 589636 СССР. МКИ Н01Н 29/00/ Дегтярь В.Г., Иванов А.В., Троицкий С.Р. - № 2392547; Заявл. 02.08.76; Опубл. в Б.И. 1978. № 3. 34. Контакт сильноточного коммутационного аппарата: А.С. 625264 СССР. МКИ Н01Н 29/00/ Дегтярь В.Г., Иванов А.В. - №: 2462269; Заявл. 12.12.77; Опубл. в Б.И. 1978. № 35. 35. Яценко С.П. Галлий. Взаимодействие с металлами. – М.: Наука, 1974. – 220 с. 36. Шпильрайн Э.Э., Якимович К.А., Тоцкий Е.Е. и др. Теплофизические свойства щелочных металлов. – М.: Стандарт, 1970. – 487 с. 37. Каландадзе А.М. Исследование электрического сопротивления соединений проводников посредством жидкой металлической среды. - Тбилиси, 1957. – 63 с. 38.

Годжелло

А.Г.

Вопросы

устойчивости

и

стабильности

жидкометаллического токосъемного устройства: Автореферат канд.дисс. – М.: МЭИ, 1965. – 29 с. 39. Дегтярь В.Г. Разработка и исследование жидкометаллических нагрузочных сопротивлений: Автореферат канд.дисс. – М.: МЭИ, 1969. - 27 с. 40. Перельштейн Г.Н. Экспериментальное исследование и расчет потерь в жидкометаллических скользящих контактах униполярных машин: Автореферат канд.дисс. – Свердловск: Уральский политехн.ин-т, 1968. – 25 с. 41. Климович А.С., Локтин Д.Б., Перельштейн Г.Н. Электрические потери в жидкометаллических

скользящих

контактах

униполярных

машин

// Электротехника. – 1969. - № 4. - С. 23 – 26. 42. Лысов Н.Е., Годжелло А.Г., Мейксон В.Г., Дегтярь В.Г. Сопротивление жидкометаллического контакта// Электротехника. – 1969. - № 1. - С. 29 –31.

43.

Дворчик С.Е.,

Каган И.Я. Влияние состояния поверхности стали на

величину контактного сопротивления пары сталь IXI8HIOT – эвтектика (галлий-индий-олово)// Электромагнитные расходомеры и электротехника жидких проводников: Сборник материалов к IV Таллинскому совещанию. Вып.3. – Таллин, 1973. – С.159 – 165. 44. Васильченко Н.А., Петинова Т.М., Фрид Г.М. Исследование электрического переходного

сопротивления

между

твердым

и

жидким

металлом

//Электромагнитные расходомеры и электротехника жидких проводников: Сборник материалов к IV Таллинскому совещанию. Вып.3. – Таллин, 1973. С.63 – 72. 45. Дукуре Р.К., Упит Г.П. Некоторые вопросы контактных свойств металлических поверхностей // Прикладная электродинамика: Труды института физики АН Латвийской ССР. – Рига, 1961. Вып.12. – С.237 – 249. 46. Бертинов А.И., Алиевский Б.Л. Современное состояние и перспективы развития униполярных машин//Униполярные электрические машины: Докл. Всесоюз. научно-техн. конф. – М., 1969. – С.3 – 29. 47. Дегтярь В.Г. Модель жидкометаллического контакта и некоторые исследования, проведенные на ней// Электромагнитные расходомеры и электротехника жидких проводников: Сборник материалов к IV Таллинскому совещанию. – Таллин, 1973, - С. 145 – 155. 48. Вячкис В.В. Исследование и разработка жидкометаллических контактных соединений: Автореферат канд.дисс. – М.: МЭИ, 1978. - 19 с. 49. Дегтярь В.Г., Нестеров Г.Г. Контактные коммутирующие устройства электрических аппаратов низкого напряжения. – М.: Всесоюзный институт научной и технической информации. Итоги науки и техники. Серия «Электрические аппараты», 1980. - С.3 – 47. 50. Дегтярь В.Г., Вячкис В.В. Жидкометаллические контакты. Всесоюзный научно-исследовательский

институт

информации.

Аппараты

низкого

напряжения. – М.: Информэлектро, 1980. – 63 с. 51. Сумм Б.Д., Горюнов Ю.В. Физико-химические основы смачивания и растекания. – М.: Наука, 1976. – 231 с.

52.

Способ

электрохимической

подготовки

к

эмальгамированию

электроконтактронов: А.С. 465665 СССР. МКИ Н01Н 11/02/ Ванагайтите М.Г., Петрошевичюте О.С., Зарецкас В. – С.С. и др. - № 1686071; заявл. 26.07.71; Опубл. в Б.И. 1975. № 12. 53. Способ подготовки поверхности перед эмальгамированием металлов, несмачивающихся ртутью: А.С. 326235 СССР. МКИ С22С7/00/ Петрошевичюте О.С., Шюша Э.В., Зарецкас В. – С.С. и др. № 1331723; Заявл. 15.05.69; Опубл. в Б.И. 1972. № 4. 54. Способ изготовления жидкометаллического контакта: А.С. 635530 СССР. МКИ Н01Н 29/04/ Дегтярь В.Г., Вячкис В.В. - № 2502028; Заявл.01.07.77; Опубл. в Б.И., 1978. 1978. № 44. 55. Жидкометаллический контакт и способ

его изготовления: А.С.756502

СССР. МКИ Н01Н 1/08/ Дегтярь В.Г., Вячкис В.В., Зарецкас В. – С.С; Гордеев Д.В. - № 2639420; Заявл. 07.07.78; Опубл. в Б.И. 1980. № 30. 56. Закурдаев А.В. Управляемые ртутные микроконтакты. – М.: Наука,1972. - С. 484 – 487. 57. Приходченко В.И. Исследование режимов сильноточных коммутационных элементов с жидкометаллическим рабочим телом: Автореферат канд.дисс. – Куйбышев: Куйбышевский политехнич. ин – т.: 1974, - 25 с. 58. Жидкометаллический композиционный контакт: А.С. 966775 СССР. МКИ Н01Н 29/00// Дегтярь В.Г., Иванов А.В. и др. - № 3269674; Заявл. 01.04.81; Опубл. в Б.И. 1982. № 38. 59. Кулаков П.А., Лисина Л.С. и др. Жидкометаллическое токосъемное устройство

как

элемент

электрической

цепи

//

Сборник

«Сложные

электромагнитные поля и электрические цепи», № 2, УФА, 1974. - С.197 – 204. 60. Жидкометаллический контактный узел: А.С. 546953 СССР. МКИ Н01Н 29/00/ Фрыгин В.М. - № 2180166; Заявл 13.10.75; Опубл. в Б.И. 1977. № 6. 61. Сильноточный коммутационный узел: А.С. 546953 СССР. МКИ Н01Н 29/00/ Фрыгин В.М. № 2465360; Заявл. 21.03.77; Опубл. в Б.И. 1979, № 16.

62. Сильноточный жидкометаллический аппарат:

А.С. 547859 СССР. МКИ

Н01Н 29/28/Фрыгин В.М. - № 2312523; Заявл. 06.01.76; Опубл. в Б.И. 1977. № 7. 63. Коммутационный аппарат с жидкометаллическим контактным узлом: А.С. 427471 СССР. МКИ Н01Н 29/28/ Васильченко Н.А., Глазков Н.И., Игнатьев И.А. и др. - № 1747487; Заявл. 14.02.72; Опубл. в Б.И. 1974. № 18. 64. Коммутационный аппарат с жидкометаллическими контактами: А.С. 559295 СССР. МКИ Н01Н 29/10/ Кулаков П.А., Лисина Л.С., Николаева Л.Т. и др. - № 2112700; Заявл. 14.03.75; Опубл. в Б.И., 1977, № 19. 65. Жидкометаллический контактный узел сильноточного коммутационного аппарата: А.С. 681470 СССР. МКИ Н01Н 29/04/ Дегтярь В.Г., Иванов А.В. - № 2478566; Заявл. 25.04.77; Опубл. в Б.И., 1979, № 31. 66. Liquid contact switch having plural compartments and electrical heater: Пат.4076972 США. МКИ Н01Н 29/00/ Efther Jean, Denisselle Jean. № 68097; Заявл. 10.05.76; Опубл.28.02.78. 67. Kovalczuk M.R., Sinclair D.C. Developments in liquid metal switches for electrolytic cell shorting. – IEEE 26 th annu Petrol and Chem. Int. Conf. – San Diego, 1979, p.138 – 143. 68. Брон О.Б., Беляев В.Л., Мясникова Н.Г. Композиционные контакты на основе галлия// Электротехническая промышленность. Серия «Аппараты низкого напряжения». – 1977. – Вып. 8(66). – С.5 – 7. 69. Многоамперная контактная система мостикового типа: А.С. 609138 СССР. МКИ Н01Н 29/16/ Брон О.Б., Беляев В.Л., Мясникова Н.Г. - № 2421400; Заявл.06.06.77; Опубл. в Б.И. 1978. № 20. 70. ГОСТ 9098-70 Выключатели автоматические воздушные на номинальный ток до 2500 А. 71. Нейман Г.Р., Демирчан К.Ю. Теоретические основы электротехники. – М. – Л.: Энергия, Т. 1, 2, 1967. 72.

Острейко

В.Н.

Координатно-структурный

метод

определения

проводимостей// Изв.вузов. Электромеханика. – 1980. - № 12. – С.1269 – 1274. 73. Смайт В. Электростатика и электродинамика. – М.: 1954. – 604 с.

74. Полиа Г., Сече Г. Изопериметрические неравенства в математической физике. – М.: Госиздат, физ.-мат. лит.; 1962. –336 с. 75. Двайт Г.Б. Таблицы интегралов и другие математические формулы. М.: Наука, 1977. –224 с. 76. Брон О.Б., Беляев В.Л., Мясникова Н.Г. Композиционные контакты на основе галлия// Пути повышения качества и надежности электрических контактов: Тез.докл. Всесоюзн. научно-техн. совещания. – Л., 1978. – С.94 – 95. 77. Брон. О.Б., Беляев В.Л., Острейко В.Н. Тепловые процессы в слоистых композиционных жидкометаллических контактах// Известия АН Казахской ССР. Серия физико-математическая: Депонированные тезисы докладов II Всесоюзной школы-семинара по тепло- и массообмену в электрических контактах, № 1387 – 79. – Алма-Ата, 1979. – С.24 – 27. 78. Брон О.Б., Беляев В.Л., Острейко В.Н. Проводимость слоистых жидкометаллических

композиционных

контактов.

–

М.:

Сборник

«Электромеханические преобразователи и устройства». Депонированные рукописи ВИНИТИ ИНФОРМЭЛЕКТРО, № 6 (116), М.: 1981. - С. 147. 79. Брон О.Б., Беляев В.Л., Острейко В.Н. Исследование проводимости слоистых жидкометаллических контактов// Изв.вузов. Электромеханика. – 1983. - № 8. – С.44 – 48. 80. Салтыков С.А. Стереометрическая металлография. – М.: Металлургия,1970. - С. 121 – 130. 81. Горелик С.С. Расторгуев Л.Е., Скаков Ю.А.Рентгенографический и электроннооптический анализ. – М.: Металлургия, 1970. - С.106 – 111. 82. Русаков А.А. Рентгенография металлов. – М.: Атомиздат,1977. –384 с. 83. Автоматический выключатель: А.С. 691943 СССР. МКИ Н01Н 71/46/ Брон О.Б., Беляев В.Л. и др. - № 2508011; Заявл. 20.07.77; Опубл. в Б.И. 1979. № 38. 84. Индукционно динамический выключатель постоянного тока: А.С. 905913 СССР. МКИ Н01Н 77/0/ Брон О.Б., Беляев В.Л. и др. - № 2714737; Заявл.18.01.79; Опубл. в Б.И. 1981. № 6.

85. Брон О.Б., Гусев В.И., Мессерман Н.Г., Мясникова Н.Г. Включение токов короткого

замыкания,

достигающих

сотен

килоампер//

Изв.вузов.

Электромеханика. – 1981. - № 10. – С.1082 – 1087. 86. Dwinht H.B. Electrial coils and conductors. – London: Mac Graw Hill Booc Co., 1945. 87. Брон О.Б. К вопросу об электродинамических силах в контактах //Электротехника. 1965. - № 1. – С.21 – 23. 88. Haque B. Electromagnetic problems in electrical engineering. Oxford university press, London: Humphrey milford, 1929. – 306 p. 89. Тимошенко С.П. Курс сопротивления материалов. – М.: Госиздат, 1928. 90. Молчанов В.Д. Многоамперные низковольтные выключатели постоянного тока: Диссертация канд.техн. наук. – Л., СЗПИ, 1972. - 188 с. 91. Многоамперный выключатель: А.С. 428710 СССР. МКИ Н01Н 37/15/ Брон О.Б. и др. - № 1753678; Заявл. 29.02.72; Опубл. в Б.И. 1974, № 54. 92. Брон О.Б., Беляев В.Л., Молчанов В.Д. Многоамперные низковольтные выключатели типа ВВШ – 100// Электротехника. – 1978. - № 1. – С.56-58. 93. Брон О.Б., Беляев В.Л. Многоамперные электрические аппараты с жидкометаллическими композиционными контактами. – Вильнюс, 1983. – Сборник депонир. рукописей ЛИТ НИИНТИ, № 3 (19). – С.32. 94. Merl W., Dürrwächter E. Zur Frage des Edelmetallsbedarfs der Elektroindustrie und Schalten. – Karlsruhe T.H., 1975. 95. «Metallhandbuch» der Metallgesellshaft – Frankfurt, M., 1975. 96. Schenc H. Theories of engineering experimentation. Mc GRAW-HILL BOOK COMPANY, NEY YORK, 1972. – 381 p. 97. Изыскание способов усовершенствования разработанных многоамперных шунтирующих выключателей: Отчет о НИР (заключит.)/СЗПИ; Руковод.работы Брон О.Б. – ЭА – 47; № 77035459; Инв.№ Б658473. – Л., 1977. – С.8 – 62. – Отв.исполн. Беляев В.Л. 98.

Разработка

и

усовершенствование

многоамперных

шунтирующих

выключателей: Отчет о НИР (заключит.)/СЗПИ; Руковод. работы Брон О.Б. –

ЭА – 121; № 78032254; Инв.№ Б860007. – Л., 1980. – С.7 – 82. – Отв.исполн. Беляев В.Л. 99.

Калантаров

П.Л.,

Цейтлин

Л.А.

Расчет

индуктивностей.

–

Л.:

Энергоатомиздат, 1986. – 488 с. 100. Способ изготовления жидкометаллического композиционного контакта: А.С. 1325590 СССР. МКИ Н01Н 29/00/Дегтярь В.Г., Иванов А.В. и др. - № 3975813/24 – 07; Заявл. 18.11.85; Опубл в Б.И. 1987. № 27. 101. Усовершенствование существующих систем и разработка конструкций выключателей на новых принципах и без применения серебра: Отчет о НИР (заключит.)/ СЗПИ; Руковод. работы Брон О.Б. – ЭА – 227; № 80045491. – Л., 1985. – С.8 – 103. – Отв.исполн. Беляев В.Л. 102. Беляев В.Л. Жидкометаллические композиционные контакты и их использование в

многоамперных электрических аппаратах: Автореферат

канд.дисс. – М.: МЭИ, 1984. – 19 с. 103. Беляев В.Л., Куклев Ю.В. К вопросу о распределении тока между параллельными контактами в многоамперных выключателях//Электротехника, электромеханика, электротехнологии: Труды IV Международной конф. – Клязьма, 2000. – С.389 – 390. 104. Борздыка А.М., Гецов Л.Б. Релаксация напряжений в металлах и сплавах. - М.: Металлургия, 1978. – 256 с. 105. Рахштадт А.Г. Пружинные стали и сплавы. - М.: Металлургия, 1982. – 400 с. 106. Дегтярь В.Г., Костенецкая Л.И., Чураков М.М. Композиционные жидкометаллические контакты для вакуумных выключателей//Пути повышения качества и надежности электрических контактов; ИПМ АН УССР. – Киев, 1985. – С.49 – 57. 107. Васильченко Н.А., Фрыгин В.М. К вопросу о контактах из эластичных пористых

материалов,

жидкометаллической

пропитанных

пастой//Пути

жидким

повышения

качества

металлом и

или

надежности

электрических контактов: Тез.докл. Всесоюзн. научно-технич.совещания, - Л.; 1978. – С.107 – 108.

108. Дегтярь В.Г., Иванов А.В., Воробьева Т.В. и др.

Исследование

композиционных жидкометаллических контактов на основе галлия и сплава Вуда// Пути повышения качества и надежности электрических контактов: Тез.докл. Всесоюзн. Научно-технического совещания. – Л., 1986 – С. 86 – 87. 109. Годжелло А.Г., Дегтярь В.Г. Контакты электрических аппаратов. Конспект лекций по курсу «Основы теории электрических аппаратов». – М.: МЭИ, 1980. – 50с. 110. Дегтярь В.Г., Вячкис В.В. Жидкометаллические контакты. Обзорная информация. – М.: Информэлектро. ТС – 7. Аппараты низкого напряжения, 1980. – 64 с. 111. Ким Е.И., Омельченко В.Т., Харин С.Н. Математические модели тепловых процессов в электрических контактах. – Алма-Ата: Наука, 1977. – 236 с. 112. Дегтярь В.Г. Перспективы развития коммутационных электрических аппаратов с жидкометаллическими контактами// Состояние и перспективы развития производства аппаратов низкого напряжения: Тез.докл. Всесоюзн. научно-технич. конф. – М., Информэлектро, 1977. – С. 4 – 6. 113. Дегтярь В.Г., Вячкис В.В., Вердинговас В.А. Коммутационный аппарат с жидкометаллическими

композиционными

контактами//

Электротехника.

Интенсификация производства, разработка новых технологий, изделий и материалов: Тез.докл.научно-технич.конф. - Каунас, 1984. – С. 108. 114.

Дегтярь

В.Г.,

коммутационного

Вячкис

аппарата

с

В.В.,

Вердинговас

жидкометаллическими

В.А.

Исследование

композиционными

контактами// Специальные коммутационные элементы. Секция слаботочных и сильноточных

контактов

с

жидкометаллическим

рабочим

телом:

Тез.докл.научно-технич.конф. - Рязань, 1984. – С. 37. 115. Дегтярь В.Г., Вячкис В.В., Вердинтовас В.А. Расчет контактной системы с жидкометаллическими

композиционными

контактами//

Повышение

технического уровня изделий слаботочной релейной техники: Тез.докл. IV Всесоюз. научно-технич.конф. – Ереван, 1986. – С.30. 116. Намитоков К.К. Электроэрозионные явления. – М.: Энергия, 1978. – 456 с.

117.

Иванов

А.В.

Исследование

жидкометаллических

контактных

и

разработка

узлов

для

высокотемпературных аппаратов

защиты

многоэлементных источников постоянного тока: Автореферат канд.дисс. – М.: МЭИ, 1987. – 19 с. 118. Попов Н.Н. Жидкометаллические контактные устройства электрических машин: Автореферат канд.дисс. – М.: МЭИ, 1986. – 18 с. 119.

Кулаков

П.А.,

Новиков

О.Я.,

Приходченко

В.И.,

Танаев

В.В.

Сильноточные коммутационные аппараты с жидкометаллическими контактами. Обзорная информация. Серия ТС – 7. Аппараты низкого напряжения. – М.: Информэлектро, 1982. – 52 с. 120.

Кулаков

П.А.

Исследование

устойчивости

динамической

стабилизированной дуги в коммутационных аппаратах с жидким металлом: Автореферат канд.дисс. – М.: МЭИ, 1978. – 18 с. 121. Зарецкас В.-С.С. Развитие жидкостных коммутационных элементов и устройств широкого применения: Автореферат докт.дисс. – М.: МЭИ, 1980. – 34 с. 122.

Дегтярь

В.Г.,

Иванов

А.В.

Сильноточные

жидкометаллические

коммутационные аппараты// Электротехническая промышленность. Аппараты низкого напряжения. – 1981. – Вып. 1. – С. 18 – 19. 123. Вердинговас В.А., Вячкис В.В., Дегтярь В.Г. Конструктивное исполнение контактных

элементов

композиционных

жидкометаллических

контактов

// Электротехника: Тез.республик.научн.-технич.конф. – Каунасс, 1988. – С. 17. 124. Дегтярь В.Г., Вячкис В.В., Вердинговас В.А., Даугелайте Р.И., Бальчюнас С.Ю.

Расчет

теплового

поля

жидкометаллического

коммутационного

устройства методом конечных элементов// Пути повышения качества и надежности жидкометаллических контактов: Тез.докл.семинара по теории машин и механизмов Каунасского филиала АНСССР. – Каунасс, 1987. – С.106. 125. Дегтярь В.Г., Иванов А.В., Воробьева Т.В. Влияние композиционных жидкометаллических накладок на нагрев контактного узла мостикового типа // Пути повышения качества и надежности жидкометаллических контактов:

Тез.докл.семинара по теории машин и механизмов Каунасского филиала АНСССР. – Каунасс, 1987. – С.109 – 110. 126. Дегтярь В.Г. Разработка основ теории и синтеза жидкометаллических контактов и контактных устройств: Автореферат докт.дисс. – М.: МЭИ, 1990. – 40 с. 127. Теоретические основы планирования экспериментальных исследований / Под ред. Г.К.Круга. – М.: МЭИ, 1973. – 180 с. 128. Абезгаус Г.Г. и др. Справочник по вероятностным расчетам. – М.: Воениздат, 1970. – 536 с. 129. Румшинский Л.З. Математическая обработка результатов эксперимента. – М.: Наука, 1971. – 192 с. 130. Лаврентьев М.А., Шабат Б.В. Методы теории функций комплексного переменного. – М.: ГИФМЛ, 1958. – 678 с. 131. Касандрова О.Н., Лебедев В.В. Обработка результатов наблюдений. – М.: Наука, 1971. – 104 с. 132. Омельченко В.Т. Теория процессов на контактах. – Харьков: Высш. школа, 1979. – 126 с. 133. Бахвалов Н.С. Численные методы. – М.: Наука, 1975. – 631 с. 134. Каплянский А.Е., Лысенко А.П., Полотовский Л.С. Теоретические основы электротехники. – М.: Высшая школа, 1972. – 447 с. 135. Якименко Л.П. Производство хлора, каустической соды и неорганических хлорпродуктов. – М.: Химия, 1974. – 438 с. 136.

Файнштейн

С.Я.

Производство

хлора

методом

диафрагменного

электролиза. – М.: Химия, 1964. – 386 с. 137. Брон О.Б. Электрические аппараты для очень больших номинальных токов// Изв.вузов. Электромеханика. 1972. - № 12. – С. 1346 – 1354. 138. Михеев П.А. Основы теплопередачи. – М.: Госэнергоиздат, 1956. 139. Брон О.Б., Молчанов В.Д. Тепловые процессы в электрических контактах мостикового типа// Электротехника. –1972. - № 8. – С. 14 – 17. 140. Молчанов В.Д. Многоамперные низковольтные выключатели постоянного тока: Автореферат канд.дисс. – Л.: СЗПИ, 1972. – 21 с.

141. Брон О.Б., Коковихин М.В., Мясникова Н.Г. Тепловые процессы при автономном жидкостном охлаждении электрических аппаратов// Изв. вузов. Электромеханика. – 1970. – № 11, 1970 – С.1167 – 1173. 142. Идельчик И.Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям, - М.: Госэнергоиздат, 1960. 143. Агроскин И.И., Дмитриев Г.Т., Пикаль Ф.П. Гидравлика. – М.: Госэнергоиздат, 1954. 144. Брон О.Б., Мясникова Н.Г., Коковихин М.В. Характеристики автономного охлаждения электрических аппаратов// Электротехника. – 1969. – № 5. 145. Готтер Г. Нагревание и охлаждение электрических машин. – М.: Госэнергоиздат, 1961. 146. Коковихин М.В. Автономное охлаждение электрических аппаратов: Автореферат канд.дисс. – Л.: СЗПИ, 1969. – 19 с. 147. Брон О.Б., Беляев В.Л., Мясникова Н.Г. Разъединитель с автономным жидкостным охлаждением// Изв.вузов. Электромеханика. – 1980. - № 3. – С.279 – 284. 148. Моисеев М.Б., Филиппов Ю.А. Исследование возможности повышения номинального

тока

разъединителя

РВП(З)//

Электротехническая

промышленность. Аппараты высокого напряжения. Трансформаторы и силовые конденсаторы. – 1977. – Вып. 6 (74). – С.5 – 6. 149. Остроумов Г.А. Свободная конвекция в условиях внутренней задачи. – М.: Гостехиздат, 1952. – 256 с. 150. Брон О.Б., Беляев В.Л., Молчанов В.Д. Многоамперные выключатели для наружной установки/ Изв.вузов. Электромеханика. – 1981. - № 11. – С.1281 – 1285. 151. Брон О.Б., Беляев В.Л., Евсеев М.Е. Исследование композиционных жидкометаллических контактов сильноточных электрических аппаратов. – М., 1985. – Депонированный сборник «Электрооборудование промышленных и энергетических предприятий», ВИНИТИ Информэлектро, № 2, с.174.

152. Брон О.Б., Беляев В.Л. Электродинамическая стойкость композиционных жидкометаллических контактов// Изв.вузов. Электромеханика, - 1984. - № 8. - С. 76 – 81. 153.

Дегтярь

В.Г.

Переходное

сопротивление

композиционных

жидкометаллических контактов// Электротехника. – 2000. – № 7. – С.17 – 22. 154. Брон О.Б., Беляев В.Л., Евсеев М.Е. Исследование возможности замены серебряных контактов жидкометаллическими композиционными контактами в электрических аппаратах// Электротехническая промышленность. Аппараты низкого напряжения. 1984. Вып. 5 (114). – С.1 – 3. 155. Брон О.Б., Гусев В.И., Мессерман Н.Г., Мясникова Н.Г. Включение больших токов//Изв.вузов Электромеханика. – 1981. - № 10. – С.1082 – 1087. 156.

Брон

О.Б.,

жидкометаллических

Беляев

В.Л.

контактов//

Электродинамическая

Электротехническая

стойкость

промышленность.

Аппараты низкого напряжения. – 1984. – Вып. 4 (113). – С.1 – 3. 157.

Устройство

для

испытания

контактных

систем

автоматических

выключателей: А.С. 556513 СССР. МКИ Н01Н 1/50/ Брон О.Б., Беляев В.Л., Гусев В.И., Горенышев В.П., Мясникова Н.Г. - № 2129955; Заявл. 29.04.75; Опубл. в Б.И. 1977. №1 6. 158. Сильноточный выключатель: А.С. 595805 СССР. МКИ Н01Н 33/50/ Брон О.Б., Беляев В.Л., Мисайловский И.С., Молчанов В.Д., Шуб А.Н. - № 2413048; Заявл. 24.10.76; Опубл. в Б.И. 1978. № 8. 159. Брон О.Б., Беляев В.Л., Дмитренко А.И., Евсеев М.Е., Шуб А.Н. Исследование

работоспособности

жидкометаллических

композиционных

контактов в трансформаторном масле// Пути повышения качества и надежности электрических контактов: Тез.докл.Всесоюз. научно-техн. совещ. – Л., 1986 – С.100 – 101. 160. Брон О.Б., Беляев В.Л., Евсеев М.Е., Савинов Е.А., Шифрин Л.А., Шуб А.Н. Многоамперные шунтирующие выключатели с контактами без серебра // Пути повышения качества и надежности электрических контактов: Тез.докл.Всесоюз.научно-технич.совещ. – Л., 1986. – С.105 – 106.

161. Беляев В.Л. Результаты испытаний и опытной эксплуатации сильноточных выключателей с композиционными жидкометаллическими контактами// Пути повышения

качества

и

надежности

жидкометаллических

контактов:

Тез.докл.Всесоюз. семинара. – Каунас, 1086. – С.129 – 130. 162. Намитоков К.К. Электроэрозионные явления. – М.: Энергия, 1978. – 456 с. 163. Дулин В.В. Методы исследования надежности низковольтных аппаратов. – М.: Энергия, 1970. – 152 с. 164. ГОСТ 4.147 СПК. Изделия электротехнические. Аппараты низковольтные контактные. Номенклатура показателей. 165. ГОСТ 12 434. Аппараты коммутационные низковольтные. Общие технические условия. 166.

ГОСТ

Р

50030.

1

(МЭК

947-1-88).

Низковольтная

аппаратура

распределения и управления. 167. ГОСТ 403. Аппараты электрические на напряжение до 1000 В. Допустимые температуры нагрева частей аппаратов. 168. ГОСТ 14255. Аппараты электрические на напряжение до 1000 В. Оболочки. Степени защиты. 169. ГОСТ 2933. Аппараты электрические низковольтные. Методы испытаний. 170. Правила эксплуатации электроустановок потребителей. – М.: Энергоиздат, 1992. – 288 с. 171. Будкевич Г.В. Дуговые процессы при коммутации электрических цепей. – М.: Энергия, 1973. - 263 с. 172. Залесский А.М. Электрическая дуга отключения. – Л.: Энергия, 1972. – 266 с. 173. Белкин Г.С., Киселев В.Я. Эрозия электродов при сильноточных импульсных разрядах// Журн.техн.физ. – 1967. – Т.ХХХVII, Вып. 5. – С. 384 – 389. 174. Белкин Г.С., Киселев В.Я., Финогенов И.Ф. Разрушение металла под действием концентрированных потоков тепла// Инж.-физ.журн. – 1972 – Т.20, № 1 – С. 142 – 146.

175. Жаваронков М.А., Нестеров Г.Г., Тайвер Е.И. Оценка коэффициента выброса

при

расчете

эрозии

сильноточных

контактов//

Ивз.вузов.

Электромеханика. – 1981. - № 10 – С. 15 – 21. 176. Белкин Г.С. Методика расчета величины эрозии сильноточных контактов при воздействии электрической дуги// Электричество. – 1972. - № 1. – С. 61 – 64. 177.

Намитоков

К.К.

Исследование

начальной

стадии

низковольтных

импульсных разрядов// Электричество. – 1971. - № 10. – С.43 – 48. 178. ГОСТ 25188. Контакт детали электрические. Метод определения эрозионной стойкости в электродуговом режиме. 179. Braumann P., Schruderk. Changesin Switchiing Behaviour due to Surface Contamination for Contact Materials in Low Voltage Power Applications. Proc. Of the Holm Conf. On Electrical contacs, 1987, р.85-90. 180. Егоров Е.Г., Зубрицкий В.В. Исследование эрозионной стойкости контактных материалов на основе серебра// Электрические контакты. Пути повышения качества и надежности: Материалы Всесоюз.научно-технич.совещ. – Л., 1986. – С.149 – 150. 181. Таев И.С., Егоров Е.Г. Расчетно-экспериментальное

определение

коммутационной износостойкости электрических аппаратов// Электротехника. – 1995. - № 9. – С.55-56. 182. Куклев Ю.В. Газодинамические процессы в электрических аппаратах.: Автореферат канд.дисс. – Л.: ЛПИ, 1982. – 19 с. 183. Разработка конструкций многоамперных

выключателей с контактной

системой без применения серебра: Отчет о НИР (заключит.)/ СЗПИ; Руковод. работы Беляев В.Л. – ЭА-390; № 01850010896. – Л, 1987. – С.8 – 105. 184. Исследование и разработка экономичных сильноточных контактных систем шунтирующих выключателей и электролизеров: Отчет о НИР (заключит.)/ СЗПИ; Руковод.работы Беляев В.Л. – ОЛ – 520; № 01880039086. – Л., 1988. – С.6 – 46. 185. Исследование и разработка экономичных сильноточных контактных систем шунтирующих

выключателей и электролизеров: Отчет о НИР

(заключ.)/СЗПИ; Руковод.работы Беляев В.Л. – 8 – 1; № 1890005023. – Л., СЗПИ, 1989. – С.8 – 90. 186. Беляев В.Л., Дзекцер Н.Н., Сегаль А.М., Виллер А.Г., Шалагинов А.А. Способ экономии электроэнергии в электролизных цехах предприятий // Электротехническое производство. Отраслевой информационный сборник. – 1990. - № 4. – С.28 – 29. 187. Беляев В.Л., Сегаль А.М., Ряполов Л.Д., Шалагинов А.А. Перспективы развития сильноточных контактных систем электролизеров// Состояние и перспективы развития производства аппаратов низкого напряжения: Тез.докл IV Всесоюзн.научно-техн.конф. – Харьков, 1990. – С.74. 188. Беляев В.Л., Савинов Е.А., Ряполов Л.Д., Шуб А.Н. Сильноточные шунтирующие выключатели// Состояние и перспективы развития производства аппаратов низкого напряжения: Тез.докл IV Всесоюзн.научно-техн.конф. – Харьков, 1990. – С.74 - 76. 189. Шахнович М.И. Синтетические жидкости для электрических аппаратов. – М.: Энергия, 1972. 190. Гладков Л.З. Электроизоляционные лаки и компауды. – М.: Энергия, 1973. 191. Андреев В.А. Теплообменные аппараты для вязких жидкостей. – М.: Энергия, 1971. 192. Исследование экономичных контактных соединений электролизеров и разработка шунтирующего выключателя для электролизеров БГК-100: Отчет о НИР (закл.)/ СЗПИ; Руководитель работы Беляев В.Л., - 8 – 7; № 0189005022. – Л., 1990. – С.6 – 73. 193.

Исследование

и

разработка

экономичных

контактных

систем

шунтирующих выключателей и электролизеров: Отчет о НИР (закл.)/СЗПИ; Руковод. работы Беляев В.Л., - 8 – 75, № 01900014498. – Л., 1990. – С.5 – 58. 194.

Разработка

и

внедрение

экономичных

контактных

соединений

электролизеров и шунтирующего выключателя на ток 25 кА: Отчет о НИР (закл.)/СЗПИ; Руковод. работы Беляев В.Л. – 8 – 120, № 01900028063. – Л., 1991. – С.6 – 83.

195. Беляев В.Л. Перспективные модификации многоамперных низковольтных выключателей//Электрические контакты: Материалы международной конф. – С. – Петербург, 1996. – С.16 – 18. 196. Шунтирующий выключатель на ток нагрузки 125 кА. Технический проект: Отчет НИР (Закл.)/СЗПИ; Руковод. работы Беляев В.Л. – 8 – 214. Л., 1992. – 64 с. 197. Многоамперный выключатель: Патент 2077086 РФ. МКИ Н01Н 77/10/Беляев В.Л., Румако М.П., Савинов Е.А., Шуб А.Н. - № 93040032; Заявл. 03.08.93.,Опубл. в Б.И. 1997. № 10. 198. Никитенко А.Г., Левченко И.И., Гринченков В.П., Иванченко А.Н., Ковалев

О.Ф.

Информатика

и

компьютерное

моделирование

в

электроаппаратостроении. – М.: Высшая школа, 1999. – 375 с. 199. Беляев В.Л., Виноградов А.Л. Анализ тепловых режимов в контактах электрических аппаратов//Электротехника, электроэнергетика и электроника: Докл.юбилейной научно-технич. конф. – С. – Петербург, СЗТУ, 2000. – С.38-40. 200. Беляев В.Л., Ряполов Л.Д., Шелудько О.В. К вопросу теплового расчета сильноточных

электрических

выключателей//Теплоэнергетика:

Докл.юбилейной научно-техн.конференц. – С.Петербург, СЗТУ, 2000. –

С.64

– 67. 201. Беляев В.Л. Многоамперные электрические аппараты постоянного тока //Электротехника, электроэнергетика и электроника: Докл.Юбилейной научнотехнич.конф. - С. – Петербург, СЗТУ, 2000. – С.23 – 26. 202. Беляев В.Л., Куклев Ю.В. Расчет электродинамических сил в токоподводах с учетом их объемных геометрических параметров// Электротехника. – 2000. - № 7. – С.56 – 58. 203. Беляев В.Л., Куклев Ю.В. Электрический износ контактов многоамперных аппаратов низкого напряжения// Электротехника. - 2002. - № 2. – С.13 – 16. 204. Белкин Г.С. Коммутационные процессы в электрических аппаратах. – М.: Знак, 2003. – 237 с. 205. Беляев В.Л. Многоамперные электрические аппараты постоянного тока. – СПб.: РИО СЗТУ, 2003. – 316 с.

ПРИЛОЖЕНИЯ А. Программы тепловых расчетов и расчета электродинамической стойкости многоамперных электрических аппаратов. А.1. Программа теплового расчета при естественном воздушном охлаждении program NaturalWin; uses strings,wincrt,winprn; label ca,cal,cam,notprn; type wt=array [0..79] of char; const {Удельные сопротивления, Ом*см} rocu=1.76e-6; {Медь} roag=1.5e-6; {Серебро} rola=5e-6; {Латунь} roal=2.9e-6; {Алюминий} rokzmk=0.1e-6; {КЖМК} {Теплопроводность, Вт/см*град.С} lcu=3.6; {Медь} lag=4.2; {Серебро} lla=1; {Латунь} lal=2; {Алюминий} lkzmk=3.73; {КЖМК} {Переходное сопротивление контактов, Ом*Н} kcu=400e-6; {Медь} kag=60e-6; {Серебро} kla=670e-6; {Латунь} kal=4000e-6; {Алюминий} kkzmk=10e-6; {КЖМК} var name:wt; yynn:char; j1,j2,j3:byte; a1,a2,b1,b2,c1,ro1,ro2,ty1,ty2,rk,rt,t1,t2,dt,p1,p2:real; prin:text;{Вспом.переменные} i,l,f1,f2,s1,s2,p,t0,t1cp,t2cp,kont,lkont,rokont,ltok,rotok,l most,romost,alfa1,alfa2:real; {Входные параметры} procedure WinInit (var name: wt); {Инициализация окна Windows} begin screensize.x:=80; {Размер вирт.окна по гориз., симв.} screensize.y:=50; {Размер вирт.окна по верт., строк} windoworg.x:=50; {Координата верх.лев.угла окна по гориз., пикс.} windoworg.y:=50; {Координата верх.лев.угла окна по верт., пикс.} windowsize.x:=600; {Размер окна по гориз., пикс.} windowsize.y:=300; {Размер окна по верт., пикс.}

autotracking:=true; {Разреш.исп.полосы прокрутки при работе программы} StrCopy (WindowTitle,name); {Заголовок} initwincrt {Открытие окна} end; function a(var aa,sa,la,fa:real):real; begin a:=sqrt(aa*sa/(la*fa)) end; function b(var ab,sb,lb,fb:real):real; begin b:=sqrt(ab*sb*lb*fb) end; function c(var ac,lc:real):real; begin c:=(1-exp(-ac*lc))/(1+exp(-ac*lc)) end; function rocup(var tro:real):real; begin rocup:=1.76e-6*(1+0.004*(tro-20)) end; function ty(var ity,roty,aty,sty,fty,tty:real):real; begin ty:=ity*ity*roty/(aty*sty*fty)+tty end; begin strcopy (name,'Тепловой расчет аппарата с естественным охлаждением'); wininit (name); writeln ('-=* Ввод исходных параметров *=-'); writeln; write ('Ток нагрузки [А]: '); readln (i); write ('Длина контактного мостика [см]: '); readln (l); write ('Площадь сечения мостика [кв.см]: '); readln (f1); write ('Периметр сечения мостика [см]: '); readln (s1); write ('Площадь сечения токоподводов [кв.см]: '); readln (f2); write ('Периметр сечения токоподводов [см]: '); readln (s2); write ('Давление на каждый контакт [Н]: '); readln (p); write ('Температура окружающего воздуха [град.С]: '); readln (t0); write ('Средняя температура мостика [град.С]: '); readln (t1cp); write ('Средняя температура токоподводов [град.С]: '); readln (t2cp); write ('Материал контактов:'); writeln (' 1 - медь...'); writeln (' 2 - серебро...'); writeln (' 3 - латунь...'); writeln (' 4 - алюминий...'); writeln (' 5 - КЖМК...'); writeln (' 6 - ДРУГОЙ...'); ca: j1:=0; readln (j1); case j1 of 1: begin kont:=kcu; lkont:=lcu; rokont:=rocu end;

2: 3: 4: 5:

begin begin begin begin

kont:=kag; lkont:=lag; rokont:=roag end; kont:=kla; lkont:=lla; rokont:=rola end; kont:=kal; lkont:=lal; rokont:=roal end; kont:=kkzmk; lkont:=lkzmk; rokont:=rokzmk

end;

6: begin write (' Введите переходное сопротивление контактов [Ом*Н]: '); readln (kont); write (' Введите теплопроводность контактов [Вт/см*град.С]: '); readln (lkont); write (' Введите уд.сопротивление контактов [Ом*см]: '); readln (rokont) end else begin writeln ('Еще раз...'); goto ca end end; write ('Материал токоподводов:'); writeln (' 1 - медь...'); writeln (' 2 - серебро...'); writeln (' 3 - латунь...'); writeln (' 4 - алюминий...'); writeln (' 5 - ДРУГОЙ...'); cal: j2:=0; readln (j2); case j2 of 1: begin ltok:=lcu; rotok:=rocu end; 2: begin ltok:=lag; rotok:=roag end; 3: begin ltok:=lla; rotok:=rola end; 4: begin ltok:=lal; rotok:=roal end; 5: begin write (' Введите теплопроводность мостика [Вт/см*град.С]: '); readln (lmost); write (' Введите уд.сопротивление мостика [Ом*см]: '); readln (romost) end else begin writeln ('Еще раз...'); goto cal end end; write (' Теплоотдача с поверхности токоподводов [Вт/см*град.С]: '); readln (alfa2); write ('Материал мостика:'); writeln (' 1 - медь...'); writeln (' 2 - серебро...'); writeln (' 3 - латунь...'); writeln (' 4 - алюминий...'); writeln (' 5 - ДРУГОЙ...'); cam: j3:=0; readln (j3); case j3 of 1: begin lmost:=lcu; romost:=rocu 2: begin lmost:=lag; romost:=roag 3: begin lmost:=lla; romost:=rola 4: begin lmost:=lal; romost:=roal

end; end; end; end;

5: begin write (' Введите теплопроводность мостика [Вт/см*град.С]: '); readln (lmost); write (' Введите уд.сопротивление мостика [Ом*см]: '); readln (romost) end else begin writeln ('Еще раз...'); goto cam end end; write (' Теплоотдача с поверхности мостика [Вт/см*град.С]: '); readln (alfa1); writeln; writeln ('-=* Вычисление... *=-'); writeln; a1:=a(alfa1,s1,lmost,f1); a2:=a(alfa2,s2,ltok,f2); b1:=b(alfa1,s1,lmost,f1); b2:=b(alfa2,s2,ltok,f2); c1:=c(alfa1,l); ro1:=rocup(t1cp); ty1:=ty(i,ro1,alfa1,s1,f1,t0); ro2:=rocup(t2cp); ty2:=ty(i,ro2,alfa2,s2,f2,t0); rk:=kont/sqrt(p); rt:=rk/(rokont*lkont); t1:=(i*i*rk*(rt/2+1/b2)+ty1*(rt+1/b2)*b1*c1+ty2)/(1+b1*(rt+1/ b2)*c1); t2:=(i*i*rk+b1*c1*ty1)/b2+ty2-b1*c1*t1/b2; dt:=t1-t2; p1:=i*i*rk+(ty1-t0)*l*s1*alfa1; p2:=b2*(t2-ty2); writeln ('-=* Результаты расчетов *=-'); writeln; writeln ('Тепловые потери в мостике [Вт].......................................', p1:6:2); writeln ('Тепловые потери в токоподводах [Вт]..................................', p2:6:2); writeln ('Температура мостика, если бы отсутствовали контакты [град.С].........', ty1:6:2); writeln ('Температура токоподводов, если бы отсутствовали контакты [град.С]....', ty2:6:2); writeln ('Температура контактов мостика [град.С]...............................', t1:6:2); writeln ('Температура контактов токоподводов [град.С]..........................', t2:6:2); writeln ('Перепад температур между контактами мостика и токоподводов [град.С]..', dt:6:2); writeln; writeln ('Печатать результаты [Y/N]?'); yynn:=readkey; if (yynn <> 'Y') and (yynn <> 'y') then goto notprn; AssignDefPrn (prin); rewrite (prin); ');

writeln (prin,'

-=* Ввод исходных параметров *=-

write (prin,'Ток нагрузки [см]:', i); write (prin,'Длина контактного мостика [см]:', l);

write (prin,'Площадь сечения мостика [кв.см]:', f1); write (prin,'Периметр сечения мостика [см]:', s1); write (prin,'Площадь сечения токоподводов [кв.см]:', f2); write (prin,'Периметр сечения токоподводов [см]:', s2); write (prin,'Давление на каждый контакт [Н]:', p); write (prin,'Температура окружающего воздуха [град.С]:', t0); write (prin,'Средняя температура мостика [град.С]:', t1cp); write (prin,'Средняя температура токоподводов [град.С]:', t2cp); write (prin,'Материал контактов:'); j1:=0; readln (j1); case j1 of 1: writeln (prin,' медь.'); 2: writeln (prin,' серебро.'); латунь.'); 3: writeln (prin,' 4: writeln (prin,' алюминий.'); 5: writeln (prin,' КЖМК.'); 6: writeln (prin,' ДРУГОЙ.'); end; write (prin,'Материал токоподводов:'); j2:=0; readln (j2); case j2 of 1: writeln (prin,' медь.'); 2: writeln (prin,' серебро.'); 3: writeln (prin,' латунь.'); 4: writeln (prin,' алюминий.'); 5: writeln (prin,' ДРУГОЙ.'); end; write ('Материал мостика:'); j3:=0; readln (j3); case j3 of 1: writeln (prin,' медь.'); 2: writeln (prin,' серебро.'); 3: writeln (prin,' латунь.'); 4: writeln (prin,' алюминий.'); 5: writeln (prin,' ДРУГОЙ.'); end; writeln (prin,''); writeln (prin,''); writeln (prin,' -=* Результаты расчетов *=-'); writeln (prin,''); writeln (prin,'Тепловые потери в мостике [Вт].......................................', p1:6:2); writeln (prin,'Тепловые потери в токоподводах [Вт]..................................', p2:6:2); writeln (prin,'Температура мостика, если бы отсутствовали контакты [град.С].........', ty1:6:2);

writeln (prin,'Температура токоподводов, если бы отсутствовали контакты [град.С]....', ty2:6:2); writeln (prin,'Температура контактов мостика [град.С]...............................', t1:6:2); writeln (prin,'Температура контактов токоподводов [град.С]..........................', t2:6:2); writeln (prin,'Перепад температур между контактами мостика и токоподводов [град.С]..', dt:6:2); close (prin); notprn:writeln; write (':@) Alt+F4 =*-'); end.

-*= Для завершения нажмите

А2. Программа теплового расчета при принудительном жидкостном охлаждении program VodaWin; uses strings,wincrt,winprn; label ca,cas,di,notprn; type wt=array [0..79] of char; const {Коэффициенты материала контактов k, Ом/Н^m} AgAg=0.5e-3; {Серебро-серебро} CuCu=4e-3; {Медь-медь} SnSn=5e-3; {Олово-олово} LaLa=6.7e-3; {Латунь-латунь} AlAl=30e-3; {Алюминий-алюминий} StSt=76e-3; {Сталь-сталь} {Коэффициенты контактной поверхности} Toch=0.5; {Точечный} Li=0.7; {Линейный} Pl=1.0; {Плоскостной} var j1,j2:byte; z,t3,t4,t5,t6,t7,t8,q1,q2,v:real; name:wt; yynn:char; prin:text;{Вспом.переменные} p,t1,t2,d,l,k,f,m,r,g,i:real; {Входные параметры} procedure WinInit (var name: wt); {Инициализация окна Windows} begin screensize.x:=80; {Размер вирт.окна по гориз., симв.} screensize.y:=50; {Размер вирт.окна по верт., строк} windoworg.x:=50; {Координата верх.лев.угла окна по гориз., пикс.} windoworg.y:=50; {Координата верх.лев.угла окна по верт., пикс.} windowsize.x:=600; {Размер окна по гориз., пикс.} windowsize.y:=300; {Размер окна по верт., пикс.} autotracking:=true; {Разреш.исп.полосы прокрутки при работе программы} StrCopy (WindowTitle,name); {Заголовок} initwincrt {Открытие окна} end; begin strcopy (name,'Тепловой расчет аппарата с водяным охлаждением'); wininit (name); writeln ('-=* Ввод исходных параметров *=-'); writeln; write ('Тепловые потери аппарата [Вт]: '); readln (p);

write ('Температура воды на входе [град.С]: '); readln (t1); write ('Температура воды на выходе [град.С]: '); readln (t2); write ('Диаметр водоохлаждаемого канала [м]: '); readln (d); write ('Длина водоохлаждаемого канала [м]: '); readln (l); writeln ('Выберите материал контактов:'); writeln (' 1 - серебро-серебро...'); writeln (' 2 - медь-медь...'); writeln (' 3 - олово-олово...'); writeln (' 4 - латунь-латунь...'); writeln (' 5 - алюминий-алюминий...'); writeln (' 6 - сталь-сталь...'); writeln (' 7 - ДРУГОЙ...'); ca: j1:=0; readln (j1); case j1 of 1: k:=AgAg; 2: k:=CuCu; 3: k:=SnSn; 4: k:=LaLa; 5: k:=AlAl; 6: k:=StSt; 7: Begin write ('Введите материал контактов [Ом/Н^m]: '); readln (k) end else begin writeln ('Еще раз...'); goto ca end end; write ('Усилие нажатия на контакты [Н]: '); readln (f); writeln ('Выберите тип контактной поверхности:'); writeln (' 1 - точечный...'); writeln (' 2 - линейный...'); writeln (' 3 - плоскостной...'); cas: j2:=0; readln (j2); case j2 of 1: m:=Toch; 2: m:=Li; 3: m:=Pl else begin writeln ('Еще раз...'); goto cas end end; write ('Удельное электрическое сопротивление [Ом*см]: '); readln (r); write ('Теплопроводность материала контактов [Вт/см*град.С]: '); readln (g); write ('Ток в контакте [А]: '); readln (i); writeln; writeln ('-=* Вычисление... *=-'); writeln; t3:=t2-t1; q1:=0.24*p/t3; q2:=0.86*p/t3; t4:=(t1+t2)/2; di: z:=9e-3*q1*(22+t4)/d; if z<10000 then

begin writeln ('Требуется уменьшить диаметр водоохлаждаемого канала.'); writeln (' Старое значение:', d:6:3); write (' Введите новое значение диаметра водоохлаждаемого канала [м]:'); readln (d); goto di end; v:=4*q1*1e-6/(pi*d*d); t5:=p/(1350*exp(0.8*ln(l))*exp(0.4*ln(22+t4))*exp(0.8*ln(v))) ; t6:=t2+t5; t7:=sqr(k*i)/(8*r*g*exp((2*m)*ln(f))); t8:=t2+t5+t7; writeln ('-=* Результаты расчетов *=-'); writeln; writeln ('Расход охлаждающей воды [л/ч].................', q2:6:2); writeln ('Скорость движения воды в канале [м/с].........', v:6:2); writeln ('Температура охлаждаемого контакта [град.С]....', t6:6:2); writeln ('Температура контактной площадки [град.С]......', t8:6:2); writeln ('Перепад температур между охлаждаемым'); writeln (' контактом и водой [град.С]...............', t5:6:2); writeln ('Перегрев контактной площадки по отношению'); writeln (' к температуре контакта [град.С]..........', t7:6:2); writeln; writeln ('Печатать результаты [Y/N]?'); yynn:=readkey; if (yynn <> 'Y') and (yynn <> 'y') then goto notprn; AssignDefPrn (prin); rewrite (prin); writeln (prin,' -=* Ввод исходных параметров *='); writeln (prin,''); writeln (prin,' Тепловые потери аппарата [Вт]:',p:6:2); writeln (prin,' Температура воды на входе [град.С]:',t1:6:2); writeln (prin,' Температура воды на выходе [град.С]:',t2:6:2); writeln (prin,' Диаметр водоохлаждаемого канала [м]:',d:6:2); writeln (prin,' Длина водоохлаждаемого канала [м]:',l:6:2); writeln (prin,' Коэффициент материала контактов [Ом/Н^m]:',k:6:4); case j1 of

1: writeln (prin,' - Серебро-серебро'); 2: writeln (prin,' - Медь-медь'); 3: writeln (prin,' - Олово-олово'); 4: writeln (prin,' - Латунь-латунь'); 5: writeln (prin,' - Алюминий-алюминий'); 6: writeln (prin,' - Сталь-сталь'); end; writeln (prin,' Усилие нажатия на контакты [Н]:',f:6:2); writeln (prin,' Тип контактной поверхности:'); case j2 of 1: writeln (prin,' - Точечный'); 2: writeln (prin,' - Линейный'); 3: writeln (prin,' - Плоскостной'); end; writeln (prin,' Удельное электрическое сопротивление [Ом*см]:',r:8:6); writeln (prin,' Теплопроводность материала контактов [Вт/см*град.С]:',g:6:2); writeln (prin,' Ток в контакте [А]:',i:6:2); writeln (prin,''); writeln (prin,''); writeln (prin,' -=* Результаты расчетов *=-'); writeln (prin,''); writeln (prin,' Расход охлаждающей воды [л/ч].................', q2:6:2); writeln (prin,' Скорость движения воды в канале [м/с].........', v:6:2); writeln (prin,' Температура охлаждаемого контакта [град.С]....', t6:6:2); writeln (prin,' Температура контактной площадки [град.С]......', t8:6:2); writeln (prin,' Перепад температур между охлаждаемым'); writeln (prin,' контактом и водой [град.С]...............', t5:6:2); writeln (prin,' Перегрев контактной площадки по отношению'); writeln (prin,' к температуре контакта [град.С]..........', t7:6:2); close (prin); notprn:writeln; write (':@) -*= Для завершения нажмите Alt+F4 =*-'); end.

Б. Пример расчета геометрического коэффициента для определения электродинамических сил Из рис.3.14. следует, что исходные данные для расчета будут иметь следующие значения: l = 190 мм

2b = 25 мм

2h = 40 мм

P = 16,9 Н

L = 190 мм

2B = 25 мм

2H = 40 мм

FКП = 400 Н

n = 165 мм

cosγ = 1

γ=0

Тогда определяем 1. Сечение подвижных контактных мостиков q = 2b2h = 1000 мм2

2. Y =

Q = 2B2H = 1000 мм

bB 12,5 ⋅ 12,5 = = 17,36 ⋅ 10 − 6 1/м/ 9Qq cos γ 9 ⋅ 1000 ⋅ 1000 ⋅ 1

2

3. ξ 1 = b – B = 12,5 – 12,5 = 0; ξ 2 = b + B = 12,5 + 12,5 = 25 мм;

ξ 3 = b = 12,5 мм;

ξ 4 = B = 12,5 мм

4. η1 = n + H + h = 205 мм; η2 = n – H + h = 125 – 20 + 20 = 165 мм; η3 = n + H – h = 165 мм; η4 = n – H – h = 165 – 40 = 125 мм 2 2 5. Р11 = з 1 + ξ1 = 2052 + 0 = 205мм;

Р12 = з 1 2 + ξ 2 2 = 205 2 + 25 2 = 206,52 мм; Р13 = з 1 2 + ξ 3 2 = 205 2 + 12,5 2 = 205,38 мм;

Р14 = з 1 2 + ξ 4 2 = 205 2 + 12,5 2 = 205,38 мм; Р21 = з 2 2 + ξ1 2 = 1652 + 0 = 165 мм; Р22 = з 2 2 + ξ 2 2 = 165 2 + 25 2 = 166,88 м

м;

Р23 = з 2 2 + ξ32 = 1652 + 12,52 = 165,47 мм;

Р 24 = з 2 2 + ξ 4 2 = 165 2 + 12,5 2 = 165,47 мм;

Р31 = з 3 2 + ξ1 2 = 1652 + 0 = 165 мм; Р32 = з 13 2 + ξ 2 2 = 165 2 + 25 2 = 166,88

мм;

Р33 = з 3 2 + ξ 3 2 = 165 2 + 12,5 2 = 165,47 мм; Р34 = з 3 2 + ξ 4 2 = 165 2 + 12,5 2 = 165,47 мм; Р 41 = з 4 2 + ξ1 2 = 125 2 + 0 = 125 мм;

Р 42 = з 4 2 + ξ 2 2 = 125 2 + 25 2 = 127,48 мм; Р43 = з 42 + ξ32 = 1252 + 12,52 = 125,62 мм; Р44 = з 4 2 + ξ4 2 = 1252 + 12,52 = 125,62 мм 6. m1 =

( L + a )2 + ξ 1 2

= 190 2 + 0 −

m2 = +

+ о2 2 −

+ о2 2 −

m3 =

( L + a )2 + ξ 3 2

m4 =

(L + a )2

+

(l − a )2

(l − L − a )2 + ξ 1 2

(190 − 190 − 0 )2 + 0 +

( L + a )2

(l − a )2

−

−

(l − a )2 + ξ 1 2

− a 2 − ξ1 = 2

190 2 + 0 + 0 = 190 + 190 = 380 мм;

(l − L − a )2

+ о2 2 +

о 2 2 + a 2 = 333 , 28 мм ;

(l − L − a )2 + ξ 3 2

+ о4 2 −

+ о4 2 −

+

+

(l − L − a )2

(l − a )2 + ξ 3 2

− a 2 + ξ 3 = 355,82 мм; 2

+ о4 2 +

о 4 2 + a 2 = 355 ,82 мм

7. ш1 = з 1 ln з 1 + P11 − з 2 ln з 2 + P21 − з 3 ln з 3 + P31 + з 4 ln з 4 + P41 = = 205 ln 410 − 165 ln 330 − 165 ln 330 + 125 ln 250 = 9,84 мм2;

ш2 = з 1 ln з 1 + P12 − з 2 ln з 2 + P22 − з 3 ln з 3 + P32 + з 4 ln з 4 + P42 = = 205 ln 411,52 − 165 ln 331,28 − 165 ln 331,88 + 125 ln 252,48 = 9,91 мм2;

ш3 = з 1 ln з 1 + P13 − з 2 ln з 2 + P23 − з 3 ln з 3 + P33 + з 4 ln з 4 + P43 = = 205 ln 410,38 − 165 ln 330,47 − 165 ln 330,47 + 125 ln 250,62 = 9,67 мм2;

ш4 = з 1 ln з 1 + P34 − з 2 ln з 2 + P24 − з 3 ln з 3 + P34 + з 4 ln з 4 + P44 = 9,67 мм2

8. D1 = Y (m1ш1 + m2 ш2 + 4m3ш3 + 4m4 ш4 ) −

⎛ з з з2 + з 3 ln 3 − з 4 ln 4 - 16LY ⎜⎜ з 2 ln з1 з1 з1 ⎝

⎞ ⎟⎟ = ⎠

= 17,36 ⋅ 10 −6 (380 ⋅ 9,84 + 333,28 ⋅ 9,91 + 4 ⋅ 355,82 ⋅ 9,67 + 4 ⋅ 355,82 ⋅ 9,67) − − 16 ⋅ 17,36 ⋅ 10 − 6 ⋅ 190(2 ⋅ 165 ln

9. ϕ11 = arctg

+ arctg

+ arctg

η1

+ arctg

+ arctg

= arctg

з1

з1

= arctg

з1

з1

= arctg

a 2 + о12 з2

− arctg

з1

190 190 − arctg + 0 = −1,5 ; 205 205 − arctg

(l − a )2 + о2 2 з1

− arctg

( L + a )2 + о 2 2 з1

+

− arctg

(l − a )2 + о3 2 з1

(L + a )2 + о3 2

− arctg

з1

+

− arctg

(l − a )2 + о4 2 з1

− arctg

( L + a )2 + о4 2 з1

+

12,5 12,5 190,41 190,41 − arctg − arctg + arctg = −1,38 ; 205 205 205 205

(l − L − a )2 + о12 з2

з1

(L + a )2 + о12

12,5 190,41 190,41 12,5 − arctg − arctg + arctg = −1,38 ; 205 205 205 205

(l − L − a )2 + о4 2

a 2 + о4 2

− arctg

(l − a )2 + о12

25 191,64 191,64 25 − arctg − arctg + arctg = −1,26 ; 205 205 205 205

(l − L − a )2 + о3 2

a 2 + о3 2

ϕ21 = arctg

= 0 − arctg

з1

η1

ϕ14 = arctg

з1

(l − L − a )2 + о2 2

a2 + ξ22

ϕ13 = arctg

+ arctg

(l − L − a )2 + о12

a 2 + о12

ϕ12 = arctg

125 165 − 125 ln ) = 1,117 205 205

− arctg

= 0 − arctg

(l − a )2 + о12 з2

− arctg

190 190 − arctg + 0 = −1,71 ; 165 165

(L + a )2 + о12 з2

+

+

ϕ22 = arctg

+ arctg

з2

+ arctg

+ arctg

з3

з3

= arctg

з3

з3

= arctg

з2

− arctg

з2

(l − a )2 + о4 2

− arctg

з2

− arctg

( L + a )2 + о 4 2 з2

− arctg

(l − a )2 + о12

+

+

з3

− arctg

(L + a )2 + о12

+

з3

− arctg

(l − a )2 + о2 2 з3

− arctg

( L + a )2 + о 2 2 з3

− arctg

(l − a )2 + о3 2 з3

− arctg

(L + a )2 + о3 2 з3

12,5 190,41 12,5 − 2 ⋅ arctg + arctg = −1,57 ; 165 165 165

(l − L − a )2 + о4 2 з3

− arctg

(L + a )2 + о3 2

25 191,64 25 − 2 ⋅ arctg + arctg = −1,42 ; 165 165 165

(l − L − a )2 + о3 2

a 2 + о3 2

(l − a )2 + о3 2

0 190 − 2 ⋅ arctg = −1,71 ; 165 165

з3

з3

ϕ34 = arctg

= arctg

(l − L − a )2 + о2 2

a 2 + о2 2

+

з2

12,5 190,41 190,41 12,5 − arctg − arctg + arctg = −1,57 ; 165 165 165 165

(l − L − a )2 + о12

a 2 + о1 2

ϕ33 = arctg

= arctg

− arctg

з2

(L + a )2 + о 2 2

12,5 190,41 190,41 12,5 − arctg − arctg + arctg = −1,57 ; 165 165 165 165

з2

з2

ϕ32 = arctg

= arctg

(l − L − a )2 + о4 2

a 2 + о4 2

ϕ31 = arctg

+ arctg

з2

з2

− arctg

(l − a )2 + о2 2

25 191,64 191,64 25 − arctg − arctg + arctg = −1,42 ; 165 165 165 165

= arctg

(l − L − a )2 + о3 2

a 2 + о3 2

ϕ24 = arctg

+ arctg

з2

a 2 + о2 2

ϕ23 = arctg

+ arctg

(l − L − a )2 + о2 2

− arctg

(l − a )2 + о4 2 з3

− arctg

( L + a )2 + о 4 2 з3

+

+

+

+ arctg

a 2 + о4 2 η3

ϕ41 = arctg

+ arctg

+ arctg

+ arctg

з4

з4

з4

з4

ϕ44 = arctg

= 2 ⋅ arctg

з4

з4

= 2 ⋅ arctg

з4

(L + a )2 + о12

− arctg

з4

+

190 = −1,98 ; 125

− arctg

(l − a )2 + о2 2 з4

− arctg

( L + a )2 + о2 2 з4

+

− arctg

(l − a )2 + о3 2 з4

− arctg

(L + a )2 + о3 2 з4

+

12,5 190,41 − 2 ⋅ arctg = −1,78; 125 125

(l − L − a )2 + о4 2 з4

(l − a )2 + о12

191,64 25 − 2 ⋅ arctg = −1,6 ; 125 125

(l − L − a )2 + о3 2

a 2 + о3 2

− arctg

= 0 − 2 ⋅ arctg

(l − L − a )2 + о2 2

a 2 + о2 2

ϕ43 = arctg

12,5 190,41 12,5 − 2 ⋅ arctg + arctg = −1,57 ; 165 165 165

(l − L − a )2 + о12

a 2 + о12

ϕ42 = arctg

= arctg

− arctg

(l − a )2 + о4 2 з4

− arctg

( L + a )2 + о 4 2 з4

a2 + ξ4 12,5 190,41 + arctg = 2 ⋅ arctg − 2 ⋅ arctg = −1,78 з4 125 125 2

2

10. и11 = з 1 Р11 + о1 ln

з 1 + P11 = 205 ⋅ 205 = 42025 мм2; з1

и12 = з 1 Р12 + о2 2 ln

з 1 + P12 411,52 = 205 ⋅ 206,52 + 625 ln = 42772,13 мм2; з1 205

θ13 = η1 Р13 + о3 2 ln

η1 + P13 410,38 = 205 ⋅ 205,38 + 156,25 ln = 42240,05 мм2; η1 205

θ14 = η1 Р14 + о4 2 ln

η1 + P14 410,38 = 205 ⋅ 205,38 + 156,25 ln = 42240,05 мм2; η1 205

+

θ 21 = η 2 Р 21 + ξ1 2 ln

η 2 + P21 = 165 ⋅ 165 = 27225 мм2; η2

θ 22 = η 2 Р 22 + ξ 2 2 ln

η 2 + P22 331,88 = 165 ⋅ 166,88 + 225 ln = 27971,97 мм2; η2 165

θ 23 = η 2 Р 23 + ξ 3 2 ln

η 2 + P23 330,47 = 165 ⋅ 165,47 + 156,25 ln = 27441,08 мм2; η2 165

θ 24 = η 2 Р 24 + ξ 4 2 ln

η 2 + P24 330,47 = 165 ⋅ 165,47 + 156,25 ln = 27441,08 мм2; η2 165

θ 31 = η 3 Р31 + ξ1 2 ln

η 3 + P31 = 165 ⋅ 165 = 27225 мм2; η3

θ 32 = η 3 Р32 + ξ 2 2 ln

η 3 + P32 331,88 = 165 ⋅ 166,88 + 625 ln = 27971,97 мм2; η3 165

θ 33 = η 3 Р33 + ξ 3 2 ln

η 3 + P33 330,47 = 165 ⋅ 165,47 + 156,25 ln = 27411,08 мм2; η3 165

θ 34 = η 3 Р34 + ξ 4 2 ln

η 3 + P34 330,47 = 165 ⋅ 165,47 + 156,25 ln = 27411,08 мм2; η3 165

θ 41 = η 4 Р 41 + ξ1 2 ln

η 4 + P41 = 125 ⋅ 125 = 15625 мм2; η4

θ 42 = η 4 Р 42 + ξ 2 2 ln

η 4 + P42 252,48 = 125 ⋅ 127,48 + 625 ln = 16373,14 мм2; η4 125

θ 43 = η 4 Р 43 + ξ 3 2 ln

η 4 + P43 250,62 = 125 ⋅ 125,62 + 156,25 ln = 15811,19 мм2; η4 125

θ 44 = η 4 Р 44 + ξ 4 2 ln

η 4 + P44 250,62 = 125 ⋅ 125,62 + 156,25 ln = 15811,19 мм2 η4 125

⎛

2 11. N 1 = 4з 1 ⎜⎜ arctg

⎝

l −L−a l −a L+a a ⎞ − arctg − arctg + arctg ⎟⎟ = з1 з1 з1 з1 ⎠

190 190 ⎛ ⎞ = 4 ⋅ 42025⎜ 0 − arctg − arctg + 0 ⎟ = −251309,5 мм2; 205 205 ⎝ ⎠

⎛ l−L−a l−a L+a a N 2 = 4з 2 2 ⎜⎜ arctg − arctg − arctg + arctg з2 з2 з2 з2 ⎝

⎞ ⎟⎟ = ⎠

190 ⎞ ⎛ 2 = 4 ⋅ 27255⎜ − 2arctg ⎟ = −186372,46 мм ; 165 ⎠ ⎝

⎛ l−L−a l−a L+a a ⎞ − arctg − arctg + arctg ⎟⎟ = N 3 = 4з 3 2 ⎜⎜ arctg з3 з3 з3 з3 ⎠ ⎝ 190 ⎞ ⎛ 2 = 4 ⋅ 27225⎜ − 2arctg ⎟ = −186372 ,46 мм ; 165 ⎠ ⎝ ⎛ l−L−a l−a L+a a − arctg − arctg + arctg N 4 = 4з 4 2 ⎜⎜ arctg з4 з4 з4 з4 ⎝

⎞ ⎟⎟ = ⎠

190 ⎞ ⎛ 2 = 4 ⋅ 15625⎜ 0 − 2arctg ⎟ = −123611,4 мм ; 125 ⎠ ⎝ 12. D2 =

1 Y (и11ϕ11 + и12ϕ12 + 4и13ϕ13 + 4и14ϕ14 − 2

− и21ϕ21 − и22ϕ22 − 4и23ϕ23 − 4и24ϕ24 − и31ϕ31 − и32ϕ32 − 4и33ϕ33 − 4и34ϕ34 + + и41ϕ41 + и42ϕ42 + 4и43ϕ43 + 4и44ϕ44 ) + Y ( N1 − N 2 − N3 + N 4 ) = 8,68 ⋅ 10−6 ×

× [42025 ⋅ (−1,5) + 42722,13 ⋅ (−1,26) + 4 ⋅ 42240,05 ⋅ (−1,38) + 4 ⋅ 42240 ⋅ (−1,38) − − 27225 ⋅ (− 1,71) − 27971,97 ⋅ (− 1,42 ) − 4 ⋅ 27411,08 ⋅ ( −1,57) − 4 ⋅ 27411,08 ⋅ (−1,57) − − 27225 ⋅ (−1,71) − 27971,97 ⋅ (−1,42) − 4 ⋅ 27411,08 ⋅ (−1,57) − 4 ⋅ 27411,08(−1,57) + + 15625 ⋅ (−1,98) + 16373,14 ⋅ (−1,6) + 4 ⋅ 15811,19 ⋅ (−1,78) + 4 ⋅ 15811,19 ⋅ (−1,78) ] + + 17,36 ⋅ 10 −6 [(− 251309,5 + 186372,46 + 186372,46 − 123611,4 )] = 7 ⋅ 10 − 4 13. K 1 = P21 − P11 − P41 − P31 = 165 − 205 − 125 + 165 = 0 мм; K 2 = P22 − P12 − P42 − P32 = 166,88 − 206,52 − 127,48 + 166,88 = −0,24 мм; K 3 = P23 − P13 − P43 − P33 = 165,47 − 205,38 − 127,48 + 165,47 = −0,06 мм; K 4 = P24 − P14 − P44 − P34 = −0,06 мм 14. D3 =

1 Y (m1 K 1 + m 2 K 2 + 4m3 K 3 + 4m 4 K 4 ) = 8,68 ⋅ 10 −6 [0 + (− 0,24 ) ⋅ 333,28 + 2

+ 4(− 0,06 )355,82 + 4(− 0,06 )355,82 ] = 1065 ⋅ 10 −6 = 0,0011 15. в1 = l − L − a = 0 мм; в 2 = l − a = 190 мм; в 3 = L + a = 190 мм; в 4 = a = 0 мм

⎛ P ⎞ P P P 16. W11 = в 1 в 1 2 + о1 2 ⎜⎜ arctg 21 − arctg 11 − arctg 41 + arctg 31 ⎟⎟ = 0 мм2; в1 в1 в1 в1 ⎠ ⎝

W12 = W13 = W14 = 0 мм2;

⎛ P ⎞ P P P W21 = в 2 в 2 2 + о12 ⎜⎜ arctg 21 − arctg 11 − arctg 41 + arctg 31 ⎟⎟ = в2 в2 в2 в2 ⎠ ⎝ 165 205 125 165 ⎞ ⎛ = 190 ⋅ 190⎜ arctg − arctg − arctg + arctg ⎟ = 902,5 мм2; 190 190 ⎠ 190 190 ⎝ P ⎛ P P P W22 = в 2 в 2 2 + о2 2 ⎜⎜ arctg 22 − arctg 12 − arctg 42 + arctg 32 в2 в2 в2 в2 ⎝

⎞ ⎟⎟ = ⎠

166,88 206,52 127,48 166,88 ⎞ ⎛ = 190 ⋅ 191,64⎜ arctg − arctg − arctg + arctg ⎟= 190 190 190 190 ⎠ ⎝ = 853,48 мм 2 ;

⎛ P P P P ⎞ W23 = в 2 в 2 2 + о3 2 ⎜⎜ arctg 23 − arctg 13 − arctg 43 + arctg 33 ⎟⎟ = в2 в2 в2 в2 ⎠ ⎝ 165,47 ⎞ 165,47 205,38 125,62 ⎛ = 190 ⋅ 190,41⎜ arctg − arctg − arctg + arctg ⎟= 190 ⎠ 190 190 190 ⎝ = 887,11 мм 2 ;

⎛ P ⎞ P P P W24 = в 2 в 2 2 + о4 2 ⎜⎜ arctg 24 − arctg 14 − arctg 44 + arctg 34 ⎟⎟ = 887,11 мм2; в2 в2 в2 в2 ⎠ ⎝ ⎛ P ⎞ P P P W31 = в 3 в 3 2 + о12 ⎜⎜ arctg 21 − arctg 11 − arctg 41 + arctg 31 ⎟⎟ = в3 в3 в3 в3 ⎠ ⎝

165 205 125 165 ⎞ ⎛ 2 = 190 ⋅ 190⎜ arctg − arctg − arctg + arctg ⎟ = 902,5 мм ; 190 190 190 190 ⎠ ⎝ ⎛ P ⎞ P P P W32 = в 3 в 3 2 + о2 2 ⎜⎜ arctg 22 − arctg 12 − arctg 42 + arctg 32 ⎟⎟ = 853,48 мм2; в3 в3 в3 в3 ⎠ ⎝ ⎛ P P P P ⎞ W33 = в 3 в 3 2 + о3 2 ⎜⎜ arctg 23 − arctg 13 − arctg 43 + arctg 33 ⎟⎟ = 887,11 мм2; в3 в3 в3 в3 ⎠ ⎝ ⎛ P P P P ⎞ W34 = в 3 в 32 + о4 2 ⎜⎜ arctg 24 − arctg 14 − arctg 44 + arctg 34 ⎟⎟ = 887,11 мм2; в3 в3 в3 в3 ⎠ ⎝

⎛ P ⎞ P P P W41 = в 4 в 4 2 + о12 ⎜⎜ arctg 21 − arctg 11 − arctg 41 + arctg 31 ⎟⎟ = 887,11 мм2; в4 в4 в4 в4 ⎠ ⎝ W42 = W43 = W 44 = 0 з2 з2 з4 з3 ⎞ 2⎛ 17. С1 = 8в1 ⎜⎜ arctg − arctg − arctg + arctg ⎟⎟ = 0 мм2; в1 в1 в1 в1 ⎠ ⎝

з ⎞ ⎛ з з з С 2 = 8β 2 2 ⎜⎜ arctg 2 − arctg 2 − arctg 4 + arctg 3 ⎟⎟ = в2 ⎠ в2 в2 в2 ⎝ 165 205 125 165 ⎞ ⎛ 2 = 8 ⋅ 36100⎜ arctg − arctg − arctg + arctg ⎟ = 7220 мм ; 190 190 190 190 ⎠ ⎝ ⎛ з ⎞ з з з С 3 = 8в 3 2 ⎜⎜ arctg 2 − arctg 2 − arctg 4 + arctg 3 ⎟⎟ = 7220 мм2; в3 в3 в3 в3 ⎠ ⎝

з ⎞ ⎛ з з з С 4 = 8в 4 2 ⎜⎜ arctg 2 − arctg 2 − arctg 4 + arctg 3 ⎟⎟ = 0 мм2 в4 в4 в4 в4 ⎠ ⎝ 18. D4 =

1 Y (W11 + W12 + 4W13 + 4W14 − W21 − W22 − 4W23 − 4W24 − W31 − W32 − 2

− 4W33 − 4W34 + W41 + W42 + 4W43 4W44 + C1 − C 2 − C 3 + C 4

) = 8,68 ⋅ 10 −6 (0 + 0 +

+ 0 + 0 − 853,48 − 4 ⋅ 887,11 − 4 ⋅ 887,11 − 902,5 − 853,48 − 902,5 − 4 ⋅ 887,11 − − 4 ⋅ 887,11 + 0 + 0 + 0 + 0 + 0 − 7220 − 7220 + 0 ) = −0,28 ⎛ з 1 2 + о1 2 з 1 2 + о3 2 з 1 2 + о2 2 з 1 2 + о4 2 ⎜ 19. M 1 = з 1 ln + ln + 4 ln + 4 ln 2 2 2 ⎜ з з з з 12 1 1 1 ⎝

⎞ ⎟= ⎟ ⎠

42650 42181,25 42181,25 ⎞ ⎛ = 205⎜ ln 1 + ln + 4 ln + 4 ln ⎟ = 205(0,015 + 0,03) = 9,23мм; 42025 42025 42025 ⎠ ⎝

⎛ з 2 2 + о12 з 2 2 + о3 2 з 2 2 + о2 2 з 2 2 + о4 2 ⎞⎟ ⎜ M 2 = η 2 ln + ln + 4 ln + 4 ln = 2 2 2 2 ⎜ ⎟ з2 з2 з2 з2 ⎝ ⎠ 27850 27381,25 27381,25 ⎞ ⎛ = 165⎜ ln 1 + ln + 4 ln + 4 ln ⎟ = 11,385мм ; 27225 27225 27225 ⎝ ⎠ 2 2 2 2 2 2 ⎞ ⎛ з 3 2 + о12 о о о з з з + + + 3 2 3 3 3 4 ⎟= M 3 = з 3 ⎜ ln + ln + 4 ln + 4 ln 2 2 2 2 ⎟ ⎜ з3 з3 з3 з3 ⎠ ⎝

27850 27381,25 27381,25 ⎞ ⎛ = 165⎜ 0 + ln + 4 ln + 4 ln ⎟ = 11,385 мм ; 27225 27225 27225 ⎠ ⎝

⎛ з 2 + о12 з 4 2 + о3 2 з 4 2 + о4 2 ⎞⎟ з 4 2 + о2 2 ⎜ = M 4 = з 4 ln + ln + 4 ln + 4 ln 2 2 2 2 ⎟ ⎜ з з з з 4 4 4 4 ⎠ ⎝

16250 15781,25 15781,25 ⎞ ⎛ = 125⎜ ln 1 + ln + 4 ln + 4 ln ⎟ = 14,825 мм 15625 15625 15625 ⎠ ⎝ 20. D5 = 3 YL(M 1 − M 2 − M 3 + M 4 ) = 4 =

3 ⋅ 17,36 ⋅ 10 −6 ⋅ 190(9,23 − 11,385 − 11,385 + 14,825 ) = 3,2 ⋅ 10 −3 = 0,003 4

21. K D = D1 + D2 + D3 + D 4 + D5 = 1,117 + 0,0007 − 0,001 − 0,28 + 0,003 = 0,87 Сила

электродинамического

взаимодействия

между

параллельными

контактными мостиками FЭD1− 2 = 10 −7 ⋅ I 2 = 10 −7 ⋅ 25 2 ⋅ 10 6 ⋅ 0,87 = 54,4 Н По

приведенной

выше

методике

аналогично

определяются

геометрические коэффициенты КD в выражении (4.1) для П-образного контура и для определения электродинамических сил отброса контактов КDО. K DП1 - 0,41 – для верхнего контактного мостика; K DП 2 - 0,64 – для нижнего контактного мостика; K DО - 0,75 Отсюда электродинамические силы, действующие на верхний и нижний контактные мостики (рис.4.2) П-образного контура, будут равны FЭDK1 = 10 −7 ⋅ (25000 ) ⋅ 0,41 = 25,6 H ; 2

FЭDK 2 = 10 −7 ⋅ (25000 ) ⋅ 0,64 = 40 H . 2

Электродинамические силы отброса в одном контактном переходе дугогасительной контактной системы (рис.4.3) будут равны K ЭDО = 10 −7 ⋅ (25000 ) ⋅ 0,75 = 46,9 H . 2

Тогда результирующие силы, действующие на верхний и нижний контактные мостики, будут равны (выражения 4.15 и 4.16) F рез1 = 16,9 + 400 + 25,6 + 54,4 − 2 ⋅ 46,9 = 403,1Н ; F рез2 = 16,9 + 400 + 40 + 54,4 − 2 ⋅ 46,9 = 308,7 Н . Поскольку эти силы имеют положительные значения, то можно считать, что данная дугогасительная контактная система выключателя В-100 М обладает достаточной электродинамической стойкостью.

А.3. Программа теплового расчета при автономном жидкостном охлаждении program AutoWin; uses strings,wincrt,winprn; label notprn; type wt=array [0..79] of char; const v=2.5; {Скорость циркуляции воды, см/сек} {Коэффициенты меди} lamm=3.9; {теплопроводность} sigm=3.1e3; {смятие} var name:wt; yynn:char; p,pd,pnk,pk,p1,p2,pn,s,dt,dtk,rt,tg,dtau,k,a,e1,t20,t10,dtn,t d:real; prin:text;{Вспом.переменные} i,sd,kto,dk,lk,sr,ar,t0,tn,rk0,rk1,rk,rnk,t2,t1,cp,g,lamb da,f,h:real; {Входные параметры} procedure WinInit (var name: wt); {Инициализация окна Windows} begin screensize.x:=80; {Размер вирт.окна по гориз., симв.} screensize.y:=50; {Размер вирт.окна по верт., строк} windoworg.x:=50; {Координата верх.лев.угла окна по гориз., пикс.} windoworg.y:=50; {Координата верх.лев.угла окна по верт., пикс.} windowsize.x:=600; {Размер окна по гориз., пикс.} windowsize.y:=300; {Размер окна по верт., пикс.} autotracking:=true; {Разреш.исп.полосы прокрутки при работе программы} StrCopy (WindowTitle,name); {Заголовок} initwincrt {Открытие окна} end; begin strcopy (name,'Тепловой расчет аппарата с автономным жидкостным охлаждением'); wininit (name); writeln ('-=* Ввод исходных параметров *=-'); writeln; write ('Ток нагрузки (с одной стороны разъединителя) [А]: '); readln (i); write ('Поверхность контактов (с одной стороны разъединителя) [кв.м]: '); readln (sd); write ('Коэффициенты теплоотдачи с поверхности неподвижных контактов в воздух [Вт/(кв.м*град.С)]: '); readln (kto); write ('Диаметр канала ножа [м]: '); readln (dk); write ('Длина канала ножа [м]: '); readln (lk);

write ('Поверхность радиатора [кв.м]: '); readln (sr); write ('Коэффициент теплоотдачи с поверхности радиатора [Вт/(кв.м*град.С)]: '); readln (ar); write ('Температура окружающего воздуха [град.С]: '); readln (t0); write ('Температура нагрева контактов [град.С]: '); readln (tn); writeln ('Активное сопротивление подвижного контакта ножа:'); write (' при температуре окружающего воздуха: '); readln (rk0); write (' при температуре нагрева: '); readln (rk1); write ('Активное сопротивление контактного перехода [Ом]: '); readln (rk); write ('Активное сопротивление неподвижного контакта [Ом]: '); readln (rnk); writeln ('Температура воды в радиаторе:'); write (' на входе [град.С]: '); readln (t2); write (' на выходе [град.С]: '); readln (t1); writeln ('Характеристики воды:'); write (' теплоемкость [кал/(г*град.С)]: '); readln (cp); write (' удельный вес [г/куб.см]: '); readln (g); write (' теплопроводность [Вт/м*град.С]: '); readln (lambda); write ('Контактное нажатие [кг]: '); readln (f); write ('Высота расположения радиатора над аппаратом [м]: '); readln (h); writeln; writeln ('-=* Вычисление... *=-'); writeln; pnk:=i*i*rnk; pn:=i*i*rk1/16; pk:=i*i*rk/16; p:=2*pnk+2*pn+8*pk; s:=pi*dk*dk/4; dt:=t2-t1; p1:=v*s*dt*cp*g/24; p2:=kto*sd*(tn-t0); pd:=p1-2*pn; rt:=sqrt(pi*sigm/f)/(2*lamm); dtk:=pd*rt/8; tg:=(t2-t1)/2+t1; dtau:=tg-t0; k:=(0.1*tg-1.7)*1e10; a:=sqrt(128e3*p1*lk/(pi*h*g*k))/(dk*dk); e1:=exp((-1)*ar*sr*a/p1); t20:=t0+a/(1-e1); t10:=t0+a*e1/(1-e1); dtn:=exp(4*ln(p1/(0.54*pi*lk))/5)/(exp(3*ln(dk*lambda)/5)*exp (ln(k)/5)); td:=t2+dtn; writeln ('-=* Результаты расчетов *=-'); writeln; writeln ('Тепловые потери:'); writeln ('- одной стороны разъединителя [Вт]......................', p:6:2); writeln ('- отводимые водой в радиаторе [Вт]........................', p1:6:2);

writeln ('- отдаваемые с поверхности разъединителя [Вт].............', p2:6:2); writeln ('- передаваемые от неподвижных контактов'); writeln (' к подвижным контактам-ножам [Вт].....................', pd:6:2); writeln ('Разность температуры между подвижным контактомножом'); writeln (' и неподвижным контактом [град.С].....................', dtk:6:2); writeln ('Разность температуры между поверхностью радиатора'); writeln (' и окружающей средой [град.С].........................', dtau:6:2); writeln ('Конвективный коэффициент [Вт/(м^4*град.С)]................', k:6:2); writeln ('Разность температур на входе и выходе радиатора [град.С]..', a:6:2); writeln ('Температура воды на входе радиатора [град.С]..............', t20:6:2); writeln ('Температура воды на выходе радиатора [град.С].............', t10:6:2); writeln ('Перепад температур между охлаждаемыми ножами'); writeln (' и водой [град.С].....................................', dtn:6:2); writeln ('Наибольшая температура разъединителя [град.С].............', td:6:2); writeln; writeln ('Печатать результаты [Y/N]?'); yynn:=readkey; if (yynn <> 'Y') and (yynn <> 'y') then goto notprn; AssignDefPrn (prin); rewrite (prin); ');

writeln (prin,'

-=* Ввод исходных параметров *=-

write (prin,'Ток нагрузки (с одной стороны разъединителя) [А]:',i:6:2); write (prin,'Поверхность контактов (с одной стороны разъединителя) [кв.м]:',sd:6:2); write (prin,'Коэффициенты теплоотдачи с поверхности неподвижных контактов в воздух [Вт/(кв.м*град.С)]:',kto:6:2); write (prin,'Диаметр канала ножа [м]:',dk:6:2); write (prin,'Длина канала ножа [м]:',lk:6:2); write (prin,'Поверхность радиатора [кв.м]:',sr:6:2); write (prin,'Коэффициент теплоотдачи с поверхности радиатора [Вт/(кв.м*град.С)]:',ar:6:2); write (prin,'Температура окружающего воздуха [град.С]:',t0:6:2); write (prin,'Температура нагрева контактов [град.С]:',tn:6:2);

writeln (prin,'Активное сопротивление подвижного контакта ножа:'); write (prin,' при температуре окружающего воздуха:',rk0:6:2); write (prin,' при температуре нагрева:',rk1:6:2); write (prin,'Активное сопротивление контактного перехода [Ом]:',rk:6:2); write (prin,'Активное сопротивление неподвижного контакта [Ом]:',rnk:6:2); writeln ('Температура воды в радиаторе:'); write (prin,' на входе [град.С]:',t2:6:2); write (prin,' на выходе [град.С]:',t1:6:2); writeln ('Характеристики воды:'); write (prin,' теплоемкость [кал/(г*град.С)]:',cp:6:2); write (prin,' удельный вес [г/куб.см]:',g:6:2); write (prin,' теплопроводность [Вт/м*град.С]:',lambda:6:2); write (prin,'Контактное нажатие [кг]:',f:6:2); write (prin,'Высота расположения радиатора над аппаратом [м]:',h:6:2); writeln (prin,''); writeln (prin,''); writeln (prin,' -=* Результаты расчетов *=-'); writeln (prin,''); writeln (prin,'Тепловые потери:'); writeln (prin,'- одной стороны разъединителя [Вт]......................', p:6:2); writeln (prin,'- отводимые водой в радиаторе [Вт]........................', p1:6:2); writeln (prin,'- отдаваемые с поверхности разъединителя [Вт].............', p2:6:2); writeln (prin,'- передаваемые от неподвижных контактов'); writeln (prin,' к подвижным контактам-ножам [Вт].....................', pd:6:2); writeln (prin,'Разность температуры между подвижным контактом-ножом'); writeln (prin,' и неподвижным контактом [град.С].....................', dtk:6:2); writeln (prin,'Разность температуры между поверхностью радиатора'); writeln (prin,' и окружающей средой [град.С].........................', dtau:6:2); writeln (prin,'Конвективный коэффициент [Вт/(м^4*град.С)]................', k:6:2); writeln (prin,'Разность температур на входе и выходе радиатора [град.С]..', a:6:2); writeln (prin,'Температура воды на входе радиатора [град.С]..............', t20:6:2); writeln (prin,'Температура воды на выходе радиатора [град.С].............', t10:6:2);

writeln (prin,'Перепад температур между охлаждаемыми ножами'); writeln (prin,' и водой [град.С].....................................', dtn:6:2); writeln (prin,'Наибольшая температура разъединителя [град.С].............', td:6:2); close (prin); notprn:writeln; write (':@) Alt+F4 =*-'); end.

-*= Для завершения нажмите

А.4. Программа расчета электродинамической стойкости program DinWin; uses strings,wincrt,winprn; label v,notprn; type wt = array [0..79] of char; var name:wt; z:real; prin:text; yynn:char; {Вспомогательные переменные} F,a,l1,l2,r,h,Sk,n,s,P,I_n,Fpp,Ffp:real; {Исходные данные} I1,Fdk1,Fdk2,Fd,Fkp,Fk,Fdo,F1,F2:real; {Расчетные данные} procedure WinInit (var name: wt); {Инициализация окна Windows} begin screensize.x:=80; {Размер вирт.окна по гориз., симв.} screensize.y:=50; {Размер вирт.окна по верт., строк} windoworg.x:=50; {Координата верх.лев.угла окна по гориз., пикс.} windoworg.y:=50; {Координата верх.лев.угла окна по верт., пикс.} windowsize.x:=600; {Размер окна по гориз., пикс.} windowsize.y:=300; {Размер окна по верт., пикс.} autotracking:=true; {Разреш.исп.полосы прокрутки при работе программы} StrCopy(WindowTitle,name); {Заголовок} initwincrt {Открытие окна} end; function Fdk (var i,a,l,r:real):real; {Вычисление Fэдкi} begin Fdk:=2e7*i*i*ln(a/r*sqrt(sqr(l)+r*r)/sqrt(sqr(l)+a*a)) end; function Fi (var f1,f2,f3,f4,p:real):real; {Вычисление Fi} begin Fi:=f1+f2/2+f3/2-f4+p/2 end; begin strcopy (name,'Расчет электродинамической стойкости контактной системы выключателя'); wininit (name); writeln ('-=* Ввод исходных параметров *=-'); writeln; write ('Усилие одной пружины в режиме рабочей деформации [Н]: '); readln (F); write ('Длина контактного мостика [мм]: '); readln (a); write ('Длина токоведущей шины от ввода тока до верхнего контакта [мм]: '); readln (l1); write ('Длина токоведущей шины от ввода тока до нижнего контакта [мм]: '); readln (l2);

write ('Приведенный радиус прямоугольной шины [мм]: '); readln (r); write ('Расстояние между мостиковыми контактами [мм]: '); readln (h); write ('Кажущаяся площадь сечения контакта [кв.мм]: '); readln (Sk); write ('Число контактных площадок (при плоскостном контакте): '); readln (n); write ('Предел прочности материла контактов сжатию [Н/кв.мм]: '); readln (s); write ('Вес подвижного контакта мостика [Н]: '); readln (P); write ('Номинальный ток выключателя [кА]: '); readln (I_n); I_n:=I_n*1000; writeln ('Контактное нажатие на одну контактную площадку'); write (' в первый момент после включения [Н]: '); readln (Fkp); if Fkp <> 0 then goto v; write ('Усилие предварительного поджатия [Н]: '); readln (Fpp); write ('Усилие поджатия в первый момент после включения: '); readln (Ffp); v:writeln; writeln ('-=* Вычисление... *=-'); writeln; I1:=I_n/4; Fdk1:=Fdk(I1,a,l1,r); Fdk2:=Fdk(I1,a,l2,r); Fd:=2e-7*I1*I1*a/h; if Fkp = 0 then begin Fkp:=Fpp+Ffp end; Fk:=2*Fkp; Fdo:=1e-7/(2*n)*I1*I1*ln(Sk*s/Fkp); z:=Fd*(-1); F1:=Fi(Fkp,Fdk1,Fd,Fdo,P); F2:=Fi(Fkp,Fdk2,z,Fdo,P); writeln ('-=* Результаты расчетов *=-'); writeln; writeln ('Ток, протекающий через один мостиковый контакт [А]....',I1:6:2); writeln ('Усилия П-образного контура [Н]:'); writeln (' - для верхнего контактного мостика.................',Fdk1:6:2); writeln (' - для нижнего контактного мостика..................',Fdk2:6:2); writeln ('Сила взаимодействия между верхним и нижним'); writeln (' мостиковыми контактами в результате прохождения'); writeln (' по ним параллельных токов [Н]........................',Fd:6:2); writeln ('Контактное нажатие на одну контактную площадку'); writeln (' в первый момент после включения [Н]..................',Fkp:6:2); writeln ('Суммарное усилие двух пружин, действующих'); writeln (' на контактный мостик [Н].............................',Fk:6:2);

writeln ('Электродинамическая сила отброса контактов [Н]........',Fdo:6:2); writeln ('Результирующая сила [Н]:'); writeln (' - верхнего контактного мостика.....................',F1:6:2); writeln (' - для нижнего контактного мостика..................',F2:6:2); writeln; writeln ('Печатать результаты [Y/N]?'); yynn:=readkey; if (yynn <> 'Y') and (yynn <> 'y') then goto notprn; AssignDefPrn (prin); rewrite (prin); writeln (prin,' -=* Ввод исходных параметров *=-'); writeln (prin,''); writeln (prin,' Усилие одной пружины в режиме рабочей деформации [Н]:', f:6:2); writeln (prin,' Длина контактного мостика [мм]:', a:6:2); writeln (prin,' Длина токоведущей шины от ввода тока до верхнего контакта [мм]:', l1:6:2); Длина токоведущей шины от ввода writeln (prin,' тока до нижнего контакта [мм]:', l2:6:2); writeln (prin,' Приведенный радиус прямоугольной шины [мм]:', r:6:2); writeln (prin,' Расстояние между мостиковыми контактами [мм]:', h:6:2); writeln (prin,' Кажущаяся площадь сечения контакта [кв.мм]:', Sk:6:2); writeln (prin,' Число контактных площадок (при плоскостном контакте):', n:6:2); writeln (prin,' Предел прочности материла контактов сжатию [Н/кв.мм]:', s:6:2); writeln (prin,' Вес подвижного контакта мостика [Н]:', p:6:2); writeln (prin,' Номинальный ток выключателя [А]:', I_n:6:2); writeln (prin,' Контактное нажатие на одну контактную площадку'); writeln (prin,' в первый момент после включения [Н]:', fkp:6:2); writeln (prin,''); writeln (prin,' -=* Результаты расчетов *=-'); writeln (prin,''); writeln (prin,' Ток, протекающий через один мостиковый контакт [А]....',I1:6:2); writeln (prin,' Усилия П-образного контура [Н]:'); writeln (prin,' - для верхнего контактного мостика.................',Fdk1:6:2); writeln (prin,' - для нижнего контактного мостика..................',Fdk2:6:2);

writeln (prin,' Сила взаимодействия между верхним и нижним'); writeln (prin,' мостиковыми контактами в результате прохождения'); writeln (prin,' по ним параллельных токов [Н]........................',Fd:6:2); writeln (prin,' Контактное нажатие на одну контактную площадку'); writeln (prin,' в первый момент после включения [Н]..................',Fkp:6:2); writeln (prin,' Суммарное усилие двух пружин, действующих'); writeln (prin,' на контактный мостик [Н].............................',Fk:6:2); writeln (prin,' Электродинамическая сила отброса контактов [Н]........',Fdo:6:2); writeln (prin,' Результирующая сила [Н]:'); writeln (prin,' - верхнего контактного мостика.....................',F1:6:2); writeln (prin,' - для нижнего контактного мостика..................',F2:6:2); close (prin); notprn:writeln; write (':@) -*= Для завершения нажмите Alt+F4 =*-'); end.

Таблица 5.5 Физические свойства нефтяных и синтетических масел Жидкие Плотность диэлектрики г/см3

Температура °С

Вязкость

Горю- Поверх- Диэлекчесть ностное трическая напряжение, проницадин/см емость горит 30,0 2,35-2,1

застыва- рабочая вспышки при при ния 20ºС -20ºС Трансформа- 0,87 - 0,9 -45 95 135 25,0 250,0 торное масло Масло АБТ 0,862 -70 105 135 7,2 700(-50ºС) горит Масло 1000 АТМ-65 0,870 -65 95 135 10,2 (-50ºС) горит Совол 1,55 -5 - -7 130 нет 650,0 не горит Совтол 1,52 -40 130 нет 30,0 не горит Гексол

1,65

-70

130

Кремнийорганические жидкости Фреон 215

0,95

-60

120

1,643

-80

70

Фреон 214

1,699

-9,2

110

Фреон

1,723

-115

150

1,7

-57

150

ФЭП-12-0

нет 145

3,9 7 - 25

под дейст- 0,4 вием открытого 0,4 огня выделяется ядовитый фторфосген 1,2

400(-50ºС)

не горит

-

горит

1,8

не горит не горит не горит не горит

1,8 2,7

Удель- Электри- Относи- Взаимодейст Относительная вие с ческая тельный ное срок различными цена сопроти- прочвление, ность, службы, материалами лет Ом.см кВ/мм 14 17,5 1 с медью 1 10 5-6

3 1

3-4 29,5

4,5

1012

18 - 20

10

24,0

2,3

5·1013

20

10

18,4

14

12 - 18

2,5

10

2,76

1015

32

2,78

1013

30

2,56

1014

39,5

2,4

1014

1

не взаимодействует окисление углеродистой стали не взаимодействует не взаимодействует не взаимодействует не взаимодействует не взаимодействует на меди цвета набежалости

5 10

50

Владимир Львович Беляев

ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУКЦИЙ И РАБОТЫ МНОГОАМПЕРНЫХ ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ АППАРАТОВ

Учебное пособие

ЛР №

от

Редактор И.Н.Садчикова Подписано в печать Б.кн. – журн. П.л. Тираж

Формат 60х84 1/16 Б.л. РТП РИО СЗТУ . Заказ .

Северо-Западный государственный заочный технический университет РИО СЗТУ, член Издательско-полиграфической ассоциации вузов Санкт-Петербурга 191186, Санкт-Петербург, ул.Миллионная, д.5