автореферат диссертации по энергетике, 05.14.12, диссертация на тему:Научно-технические основы создания внешней изоляции электрооборудования высокого и сверхвысокого напряжения

1411111111

I 003462141

На правах рукописи

Остапенко Евгений Ильич

НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ СОЗДАНИЯ ВНЕШНЕЙ ИЗОЛЯЦИИ ЭЛЕКТРООБОРУДОВАНИЯ ВЫСОКОГО И СВЕРХВЫСОКОГО НАПРЯЖЕНИЯ

Специальность 05.14.12 - Техника высоких напряжений

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

1 о 013 г:з

Москва 2009

Работа выполнена в Федеральном государственном унитарном предприятии «Всероссийский электротехнический институт имени В.И.Ленина»

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

МАКСИМОВ БОРИС КОНСТАНТИНОВИЧ

доктор технических наук, профессор ОВСЯННИКОВ АЛЕКСАНДР ГЕОРГИЕВИЧ

доктор технических наук, профессор ХАЛИЛОВ ФИРУДИН ХАЛИЛОВИЧ

Ведущая организация: ОАО «Научно-исследовательский институт

по передаче электроэнергии постоянным током высокого напряжения», г. Санкт-Петербург

Защита состоится «/ 9 » 2009 г. в 11/час. на заседании диссертационного

совета Д 217.039.02 в Федеральном государственном унитарном предприятии «Всероссийский электротехнический институт имени В.И.Ленина» по адресу: 111250, г. Москва, ул. Красноказарменная, 12.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Федерального государственного унитарного предприятия «Всероссийский электротехнический институт имени В.И. Ленина»

Автореферат разослан « 9 »(ре^^^ОО-Зг.

Ученый секретарь диссертационного совета доктор технических наук, старший научный сотрудник

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы

Работоспособность и экономическая эффективность внешней изоляции электрооборудования высокого (ВН) и сверхвысокого (СВН) напряжения являются основными составляющими общей проблемы обеспечения высокой надежности и улучшения технико-экономических показателей работы энергетической системы России.

Решение этих задач непосредственно связано с созданием оптимальных вариантов исполнения изоляционных конструкций высокой надежности при минимальных затратах на их создание.

Важнейшим критерием при выборе внешней изоляции, как правило, определяющим габариты изоляции, является ее надежная работа в условиях загрязнения и увлажнения. Эта проблема возникла при сооружении первых воздушных линий электропередачи, и в дальнейшем, в связи с аварийностью в сетях из-за загрязнения изоляции, усложнилась вследствие общего ухудшения экологической обстановки.

Первоочередной интерес представляет задача выбора изоляции для линий электропередачи и подстанций переменного тока, обеспечивающих основной поток электроэнергии. В то же время высокоэкономичные и гибкие передачи постоянного тока с высокой пропускной способностью находят все большее применение, а в будущем они несомненно станут важнейшими элементами энергосистем. Поэтому обоснованный выбор изоляции по критерию ее надежной работы в системах постоянного тока представляет не меньший интерес.

Наиболее жесткие требования предъявляются к надежности изоляции подстанционного оборудования, так как аварии вследствие перекрытий этой изоляции могут вызвать значительный недоотпуск электроэнергии.

При выборе габаритов аппаратной изоляции по требованию ее надежной работы в условиях загрязнения и увлажнения обычно исходят из значений нормируемой длины пути утечки. Однако, как показывают опыт эксплуатации и результаты лабораторных исследований, длина пути утечки не всегда достаточно полно характеризует электрическую прочность загрязненных изоляторов, вследствие чего выбранные по этому параметру изоляторы в ряде случаев не обеспечивают надежную работу изоляционных конструкций.

В работах НИИПТ для более надежного подхода к определению габаритов внешней изоляции было введено понятие эффективной длины пути утечки. Однако предложенные методы расчета охватывали ограниченный круг типов изоляторов, что при разработке новых видов изоляционных конструкций приводило к неизбежности проведения большого объема трудоемких и дорогостоящих экспериментальных исследований.

Потребность в разработке новых перспективных изоляторов на базе полимерных материалов внесла дополнительные трудности, связанные с необходимостью решения сложных задач технологического плана и разработкой критериев оптимизации конструктивных параметров изоляторов на основе анализа их электрических и механических характеристик.

Насущной задачей исследований, проводимых в нашей стране и за рубежом, наряду с получением новых данных по разрядным характеристикам загрязненной изоляции являлось создание более совершенных методов расчета ее электрической прочности, учитывающих многочисленные влияющие факторы, а также реальные условия загрязнения изоляторов в эксплуатации.

С учетом сказанного одна из основных задач, поставленных в настоящей работе, состояла в изучении наиболее общих закономерностей развития разрядного процесса вдоль загрязненной поверхности изоляторов, и на этой основе, в совокупности с новыми экспериментальными данными по разрядным характеристикам широкого круга изоляционных конструкций - разработке методов расчета электрической прочности внешней изоляции при различных загрязнениях и формах воздействующего напряжения.

Вторая важная задача заключалась в разработке новых перспективных полимерных трекингостойких изоляторов с оптимизированными конструктивными параметрами, обладающих высокой электрической прочностью по границе раздела многослойного диэлектрика.

Цель работы

Целью диссертационной работы является разработка научно-технических основ создания внешней изоляции электропередач высокого и сверхвысокого напряжения на основе развития представлений об обобщенной картине формирования разрядного процесса вдоль загрязненной поверхности изоляторов, совершенствование на этой основе методов расчета электрической прочности внешней изоляции, позволяющих с достаточной для практических целей точностью оптимизировать габаритные размеры изоляции, создание научных и инженерных основ конструирования полимерных изоляторов, а также разработка критериев оптимизации характерных параметров традиционных и полимерных изоляторов.

Для достижения поставленной цели необходимо было решить следующие задачи:

- исследовать процесс развития разряда вдоль загрязненной и увлажненной поверхности изоляторов;

- изучить разрядные характеристики загрязненных изоляторов при воздействии напряжений различной формы;

- установить взаимосвязь между характеристиками разрядного процесса и электрической прочностью изоляторов с различными конструктивными параметрами;

- разработать критерий выбора оптимальных соотношений между конструктивными элементами для фарфоровых и полимерных изоляторов;

- исследовать трекингостойкость полимерных материалов и выбрать наиболее оптимальный вариант полимерного покрытия изоляторов;

- определить условие «монолитности» многослойной полимерной конструкции;

- найти условия обеспечения высокой электрической прочности по границе раздела полимерного покрытия со стеклопластиковьш основанием изолятора;

- разработать методики конструирования ребер полимерных изоляторов минимальной толщины при обеспечении достаточной их прочности на пробой;

- разработать методы испытаний полимерных изоляторов;

- создать надежную внешнюю изоляцию для линий электропередач переменного и постоянного тока высокого, сверхвысокого и ультравысокого напряжения.

Методы исследования

Исследования проводились с использованием современных методов и экспериментальной техники, включающей мощные высоковольтные испытательные установки и систему измерения высокого напряжения, аппаратуры для регистрации предразрядных явлений. Использовалась также скоростная киносъемка, съемка двухобъективной камерой и система синхронизированной регистрации оптических явлений.

Достоверность полученных результатов

Достоверность результатов исследований подтверждается большим объемом полученных экспериментальных данных, их соответствием с результатами расчетов, анализом физических процессов развития разряда, а также эксплуатационной надежностью внедренных разработок, подтвержденных многолетним опытом их применения.

Научная новизна работы

1. Разработаны научно-технические основы создания внешней изоляции оборудования для электропередач постоянного и переменного тока высокого и сверхвысокого напряжения, послужившие базой для конструирования новых образцов техники.

2. Изучено развитие разряда вдоль загрязненной и увлажненной изоляции.

Выявлены и исследованы две фазы развития разрядного процесса -электрическая и тепловая. Установлено, что при коммутационных импульсах и кратковременных воздействиях напряжения промышленной частоты развитие разряда протекает в электрической фазе. Для изоляторов высотой менее 2 м предразрядное время определяется скоростью продвижения частичного разряда, развивающегося по загрязненной поверхности изолятора. С помощью специально разработанного метода исследовано влияние различных факторов на скорость продвижения частичного разряда.

3. Разработана усовершенствованная методика расчета разрядных напряжений загрязненных аппаратных изоляторов при длительном воздействии напряжения промышленной частоты на основе установленных условий каскадного развития тепловой и электрической фаз разряда. Методика позволила оценить электрическую прочность изоляторов с различной конфигурацией ребер при разных уровнях загрязнения.

4. На основе найденной зависимости скорости развития разряда от напряженности электрического поля предложен метод расчета влияния интенсивности загрязнения, конструкции изолятора и формхл воздействующего напряжения на разрядные напряжения изоляции.

5. Определен критерий оптимизации конфигурации ребер изоляторов, базирующийся на расчете электрической прочности кратчайших воздушных промежутков между соседними ребрами и наибольшими напряжениями, которые воздействуют на эти промежутки в начале электрической фазы развития разряда.

6. Получены новые экспериментальные данные по разрядным характеристикам крупногабаритных изоляционных конструкций высотой до 14,4 м при различных интенсивностях загрязнения в случае приложения переменного и постоянного напряжения, коммутационных импульсов, а также данные но влиянию плотности воздуха на разрядные напряжения загрязненных изоляторов.

7. На основе изучения скользящих разрядов и результатов исследований электрической прочности полимерных материалов на пробой установлены требования к профилю ребер полимерных изоляторов, обеспечивающие их непробиваемость исходя из координации электрической прочности внутренней и внешней изоляции ребра в любом сечении.

8. Предложено уравнение «монолитности» границы раздела цилиндр-оболочка при воздействии механических и термомеханических нагрузок на изолятор, а также при наличии давления газа во внутренней полости изоляционной покрышки.

9. Установлены условия и требования к технологии, при которых электрическая прочность полимерных изоляторов вдоль границы раздела цилиндр-оболочка после проведения испытаний на циклический из-

гиб и увлажнение существенно превосходит максимальные значения напряженности электрического поля, которые могут иметь место в реальных условиях эксплуатации.

10. Предложены и внедрены конструкции опорного и линейного полимерных изоляторов, защищенные патентами РФ.

Практическая значимость и реализация результатов

1. Разработан метод определения электрической прочности внешней изоляции в условиях загрязнения и увлажнения, который положен в основу проектирования различных изоляционных конструкций электропередач ВН и СВН.

2. Обоснованы габаритные размеры внешней изоляции оборудования на напряжение до 1150 кВ переменного тока и ±750 постоянного тока применительно к условиям эксплуатации в районах с различной степенью загрязнения.

3. Получены расчетные соотношения для оптимизации конструкции ребра полимерных изоляторов с целью достижения минимальной материалоемкости при сохранении высокой эксплуатационной надежности.

4. Даны рекомендации по методике испытаний полимерных изоляторов и комплектующих, обеспечивающих технологическую надежность производства.

5. Предложены системы пространственных изоляционных конструкций, позволяющие наиболее полно реализовать физические и технологические преимущества полимерных изоляторов.

Основные результаты работы нашли практическое применение при разработке и создании внешней изоляции выключателей серии ВНВ 110-1150 кВ, внешней изоляции вводов постоянного тока напряжением ± 400—800 кВ, изоляции шинных опор и разъединителей, изоляции комплектных кабельных устройств, полимерных покрышек для ограничителей перенапряжений, полимерных покрышек для трансформаторов напряжения, опорных полимерных изоляторов 35-110 кВ, оптоизоля-тора для электронно-оптического измерителя тока, при подготовке ГОСТ 10390-71, а также РТМ «Нормы и методы испытаний изоляции в загрязненном состоянии» и РТМ на вводы постоянного тока.

Личный вклад автора выразился в:

- разработке физико-технических основ создания внешней изоляции высоковольтного электрооборудования;

- проведении экспериментальных исследований процессов перекрытия загрязненной поверхности изоляторов для двух фаз развития разряда;

- анализе результатов исследования развития разряда вдоль загрязненной изоляции, построении расчетных моделей и разработке методик

расчета разрядных характеристик различных типов изоляции при загрязнении, определении критериев оптимизации изоляционных конструкций;

- постановке задачи, планировании и участии в проведении экспериментов по определению разрядных характеристик крупногабаритной аппаратной изоляции применительно к системам переменного и постоянного тока;

- постановке вопроса, участии в решении задач технологического плана и проведении экспериментов по определению оптимальной конструкции и характеристик полимерных изоляторов.

Апробация работы

Основные положения и результаты работы докладывались и обсуждались на:

- Всесоюзных научно-технических конференциях по вопросам загрязнения высоковольтной изоляции (г. Ташкент, 1969 г., 1973 и 1979 гг.);

- научно-технических конференциях ВЭИ им. В.И. Ленина (1971-1974 гг.);

- Всесоюзном научно-техническом совещании по вопросу применения электрооборудования высокого и низкого напряжения на отметках более 1000 м над уровнем моря (г. Ереван, 1978 г.);

- совещании по обсуждению вопросов нормирования электрической прочности загрязненной изоляции (г. Москва, 1979 г.);

- научно-техническом совете Отделения высоких напряжений ВЭИ им. В.И.Ленина (1979 г.);

- научном семинаре Всесоюзного научно-исследовательского института электрокерамики (г. Москва, 1980 г);

- научном семинаре Лаборатории техники высоких напряжений НИИПТ (г.Ленинград, 1981 г.);

- II-VI симпозиумах «Электротехника-2010», 1994-2001 г.г.;

- собрании 10-го отделения Академии электротехнических наук, (г. Москва, 2002 г.).

Публикации по теме диссертации

По материалам работы опубликовано 50 статей, докладов и тезисов докладов на международных и отечественных научно-технических конференциях и симпозиумах, получено 2 авторских свидетельства и 2 патента.

На защиту выносятся:

1. Теоретические и экспериментальные исследования в области изоляции высокого и сверхвысокого напряжения, позволившие разработать физико-технические основы конструирования внешней изоляции высоковольтного оборудования.

2. Результаты исследования закономерностей развития разряда вдоль загрязненной поверхности при разных формах воздействующего напряжения:

— существование двух фаз развития разряда - тепловой и электрической, резко различающихся как скоростью их протекания, так и связанными с ними физическими процессами;

— определение условий перехода тепловой фазы развития разряда в электрическую;

— определение критического тока, соответствующего началу электрической фазы развития разряда;

— определение зависимости скорости движения поверхностных частичных разрядов от приложенного напряжения.

3. Метод расчета разрядных напряжений загрязненной изоляции при. длительном воздействии напряжения.

4. Принцип оптимизации соотношения между вылетом ребер и расстояниями между ними для аппаратных фарфоровых или полимерных изоляторов, основанный на сравнении электрической прочности межреберных воздушных промежутков и напряжений, возникающих на них в процессе развития разряда.

5. Метод расчета изоляции при ограниченной длительности приложенного напряжения промышленной частоты.

6. Разрядные характеристики загрязненной аппаратной фарфоровой и полимерной изоляции с габаритами, характерными для передачи СВН и УВН (до 14,4 м), при различных видах воздействующего напряжения.

7. Зависимость разрядных напряжений загрязненной и увлажненной изоляции от атмосферного давления.

8. Рекомендации по выбору габаритов аппаратных изоляторов и пространственных изоляционных систем для различных условий загрязнения.

9. Результаты исследования трскингостойкости эластомеров и электрической прочности по границе раздела между полимерным покрытием и стеклопластиковым основанием. Требования к «монолитности» цилиндров, применяемых для изготовления полимерных полых изоляторов, работающих при избыточном давлении внутри цилиндра.

10. Метод оптимизации конструкции ребер полимерных изоляторов, основанный на требовании их непробиваемости при различных эксплуатационных воздействиях.

11. Соотношение между электрической прочностью загрязненных изоляторов при длительном воздействии переменного или постоянного напряжения, из которого следует, что разрядные напряжения при постоянном токе не выше их эффективных значений при переменном токе.

12. Вывод о том, что оптимизированные конструкции полимерных изоляторов имеют более высокую электрическую прочность при одной и той же поверхностной проводимости по сравнению с традиционными изоляторами.

13. Конструкции опорного и линейного полимерных изоляторов

1. Изученность проблемы и задачи исследований

На протяжении десятилетий проблема электрической прочности изоляции в условиях загрязнения и увлажнения неизменно находился в центре внимания специалистов. Изучались как теоретические аспекты формирования разряда в условиях загрязнения и увлажнения прежде всего при длительном воздействии напряжения промышленной частоты, так и вопросы, связанные с оптимизацией конструкций изоляторов, в том числе на основании опыта эксплуатации.

Большой вклад в решение этой проблемы в России внесли ведущие специалисты НИИПТ (Тиходеев H.H., Мерхалев С.Д., Соломоник Е.А. Владимирский Л.Л. и др.), ЛПИ (Александров Г.Н., Кизеветтер В.Е.), НИИ «Электрокерамика» (Трусова В.Н.), ВЭИ (Лебедев Г.А., Кожухов В.К., Годулян В.В.) и еще ряд отечественных и зарубежных специалистов.

Разрядные характеристики загрязненных изоляторов зависят от большого количества факторов, а испытания изоляторов в загрязненном и увлажненном состоянии чрезвычайно трудоемки и дорогостоящи. Поэтому разработка методов расчета электрической прочности загрязненной изоляции, основанных на анализе процессов формирования разряда, является принципиально важной задачей.

Обычно теоретический анализ влияния различных факторов на электрическую прочность загрязненной изоляции проводится исходя из условия непогасания поверхностного частичного разряда (ПЧР) в процессе его развития вдоль изоляционной поверхности. Это условие, являясь физически обоснованным и необходимым для развития разряда, позволяет объяснить влияние целого ряда факторов (проводимости слоя загрязнения, диаметра изолятора и т.п.) на величину разрядного напряжения. Однако с его помощью нельзя достаточно полно учесть влияние конструкции ребер на разрядные напряжения изоляционной конструкции, а также описать динамику развития разряда, необходимую для оценки разрядных характеристик при ограниченном времени воздействия напряжения.

С учетом сказанного исследования закономерностей развития разряда вдоль загрязненной поверхности аппаратной изоляции приобретают особую актуальность.

Обеспечение высокой надежности изоляции электропередач переменного и постоянного тока СВН обусловливает необходимость определения электрической прочности загрязненной изоляции как при длительном воздействии рабочего напряжения, так и при кратковременном

воздействии напряжения промышленной частоты и коммутационных импульсов. Между тем, экспериментальные данные по разрядным характеристикам аппаратной изоляции при перенапряжениях различной формы ограничены. Поэтому значительный практический интерес представляют исследования загрязненной аппаратной изоляции при воздействиях, имитирующих различного вида перенапряжения, возникающие в реальных условиях эксплуатации.

Многочисленные исследования проведены также для изоляции систем постоянного тока. Б целом получено, что в аналогичных условиях загрязнения электрическая прочность при постоянном токе не превышает значений электрической прочности при переменном напряжении (кВ. эф). В этой ситуации вызывают повышенное внимание появившиеся в последнее время публикации, из которых следует, что размеры изоляции при постоянном токе, определяющие основные габариты опор, могут быть значительно снижены.

Совершенствование технико-экономических показателей высоковольтных аппаратов требует создания качественно новых изоляционных конструкций. Эта задача может быть решена при замене фарфоровых изоляторов и покрышек полимерными.

Использование полимерных изоляторов (ПИ) в конструкциях аппаратов различного класса напряжений позволяет улучшить их электрические, механические и весо-габаритные характеристики. Особенно эффективно применение ПИ в сейсмоактивных районах и районах с сильными загрязнениями.

Первые полимерные изоляторы были внедрены в опытную эксплуатацию в конце 60-х годов прошлого века. Почти 30-летняя работа многих зарубежных фирм и отечественных НИИ позволила решить большинство проблем по разработке и созданию новых комбинированных полимерных изоляционных конструкций. Особенно большой вклад в решение этих задач внесли Шумилов Ю.П., Аксенов В.А., Тиходе-евН.Н., Владимирский Л.Л., Гутман И.Ю., Александров Г.Н., Яшин Ю.Н., Гринблат Н.П., Горошков Ю.И., Кравченко В.А., Шелен-берг В.Р., Салов О.В, Дзюбин А.С, Трифонов В.З. и др.

Были сооружены опытные линии электропередачи на разные классы напряжений, полностью оборудованные полимерными изоляторами.

В целом положительный опыт эксплуатации полимерных изоляторов позволяет считать, что по надежности они не уступают традиционным изоляторам из фарфора или стекла. Исключение составляют ПИ с фторопластовым защитным покрытием, которые, проработав в эксплуатации короткое время, выходили из строя вследствие плохой адгезии защитного покрытия к стеклопластиковому стержню. Случаи же отказов ПИ с использованием силоксановой резины объясняются, в основном, несовершенством технологических процессов изготовления образцов, использованием стеклопластиковых материалов с низкой электрической прочностью и невысокой стойкостью к агрессивным электрохи-

мическим воздействиям, недостатками элементов конструкции, требующими дальнейшей доработки.

Основными причинами, препятствующими широкому применению ПИ, являлись: весьма ограниченный объем экспериментальных данных по разрядным характеристикам загрязненных ПИ и электрическим характеристикам материалов в условиях реальных воздействий, что затрудняло задачу оптимизации их конструктивных параметров; неполнота изученности вопросов, связанных с обеспечением высокой трекинго-стойкости полимерных материалов и необходимой электрической прочности по границе раздела многослойного диэлектрика; отсутствие норм и методов испытаний ПИ перед их установкой в работу, а также методов контроля их механических и электрических характеристик в процессе эксплуатации.

Возникшие проблемы потребовали создания научных и инженерных основ конструирования полимерных изоляторов и разработки методических материалов по их испытаниям.

2. Исследуемые объекты и испытательные установки.

Методика проведения исследований

Для решения поставленных в работе задач исследовались широко распространенные типы фарфоровых изоляторов с простым профилем ребра (Ф1, Ф9), сложным профилем (Ф2, ФЗ, Ф6, Ф7), с небольшим значением отношения длины пути утечки к строительной высоте изолятора Ь/Н {Ф1, Ф2, Ф4, Ф9) и с большим значением этого отношения (ФЗ, Ф6, Ф7, Ф8), цилиндрические (Ф9, Ф4) и конические (Ф2, ФЗ) покрышки, изоляторы различных диаметров (Ф10, Ф1, Ф4, Ф6), полимерные изоляторы с различной конфигурацией ребер (П1-П9). Исследованные варианты охватывают основные типы опорной изоляции разъединителей, выключателей, изоляторов для вводов, а также других аппаратов.

Основные геометрические параметры испытуемых изоляторов приведены в таблице 1.

Для определения габаритов изоляции оборудования преобразовательных подстанций использовались покрышки высотой 4,0-5,5 м с разным профилем ребер, опорная изоляция шин и разъединителей, выполненная в виде треног высотой 2,2-12,2 м, и вертикальные одиночные колонки высотой до 14,4 м.

Изучение общих закономерностей развития разряда вдоль загрязненной изоляционной поверхности проводилось на простейших моделях - прямоугольных стеклянных пластинах, покрытых слоем электролита или увлажненного цемента.

Таблица 1

Основные геометрические параметры испытуемых изоляторов

¡1 1 ; Испытуемый объект ; 11 Условное обозначение Высота изоляционной части, Я, см Длина пути утечки, Ь, см Средний диаметр. см Межреберное расстояние, см L/H

¡'Опорный изолятор типа ¡ко-ио Ф1 88,0 202,0 20,1 5,0 2,3

(Коническая покрышка с ¡¡простым профилем ребра Ф2 91,0 200,0 25,5 9,5 2,2

¡Коническая покрышка со ¡сложным профилем ребра ФЗ 104,0 270,0 22,2 10,0 2,6

Цилиндрическая покрышка Ф4 131,0 275,0 45,0 10,5 2,1

¡Цилиндрическая покрышка Ф5 163,0 378,0 45,0 10,5 2.3

¡Цилиндрическая покрышка Ф6 136,0 436,0 63,0 6,5 3,2

[Опорный изолятор усиленного исполнения Ф7 105,0 298,0 31,0 5,5 2,8

Опорный изолятор усиленного исполнения Ф8 123, 330,0 35,0 5,5 2,7

¡Опорный изолятор ¡нормального исполнения Ф9 87,0 201,0 31,0 6,5 2,3

¡Подвесной ¡длинностержневой изолятор Ф10 110,0 280,0 11,0 4,0 2,6

¡Фарфоровый стержневой ¡изолятор Ф11 88,0 145,0 16,0 10,0 1,65

! ¡Фарфоровая покрышка Ф12 106,0 300,0 22,5 8,6 2,8

¡Фарфоровая покрышка Ф13 97,5 206,0 18,5 8,0 2,1

! ; | 'Полимерные изоляторы !с клиновидными ребрами т 42,0 124,0 6,7 4,2 3,0 .

ю 41,0 146,0 6,7 3,2 3,56 i

лз 41,0 107,0 6,7 5,1 2,54 !

П4 30,0 130,0 13,0 5,0 4,35 i

Л5 44,0 112,0 8,8 4,4 2,55

Л6 45,0 163,0 8,8 2,6 3,6

Л7 42,0 91,0 6,7 7,0 2,17 ¡

П8 45,0 102,0 8,8 5,6 2,27

Л9 30,0 76,6 13,0 10,0 3,18 j

В качестве испытательных установок при исследовании изоляции для систем переменного тока применялись трансформаторы, обеспечивающие токи короткого замыкания 4,2-9,0 А, и импульсные установки большой емкости, обеспечивающие нестабильность длительности импульса из-за токов утечки по изоляции не более 10%.

При испытаниях на постоянном токе источниками высокого напряжения служили мощные выпрямительные установки, обеспечивающие падение напряжения при нагрузке не более 10%. При испытаниях объектов высотой до 1,5 м использовалась установка, собранная по двухпо-лупериодной схеме выпрямления; при испытании крупногабаритных объектов — установка постоянного тока напряжением 1250 кВ, 0,5 А.

Для испытания изоляции воздействиями, имитирующими перенапряжения различной формы и длительности, применялись высоковольтные установки, коммутируемые специальными механическими или тиристорными устройствами.

Измерения напряжений проводились с помощью емкостно-омичес-ких делителей напряжения и осциллографов.

Процессы развития разряда вдоль загрязненной и увлажненной поверхности изучались с помощью специально разработанного прибора на базе фотоумножителей, скоростной кинокамеры СКС-16М, а также с применением оптической системы с двумя объективами, позволяющей получать высококачественные изображения предразрядных процессов с временным разрешением до 0,3-1-0,5 мс.

Загрязнение поверхности изоляторов осуществлялось двумя методами, регламентированными ГОСТ 10390-71: методом предварительного загрязнения (ПЗ) поверхности слоем пыли, содержащей ионообразую-щие вещества, и методом соленого тумана (СТ).

В качестве загрязняющего вещества при использовании метода ПЗ применялись либо цемент, либо смесь чистых солей (СаБ04х2Н20+СаС0з) с каолином. Плотность запыления обычно составляла 1, 3 или 10 мг/см2.

Для увлажнения изоляторов использовалась вода, проводимость которой не превышала 200 мкСм при 20 "С. Увлажнение проводилось с помощью специальных сопел.

Испытания по методу СТ проводились в камере диаметром 4,8 м и высотой 5,0 м. Конструкция и расположение сопел в камере соответствовали ГОСТ 10390-71. Соленый раствор приготавливался путем растворения в воде соли ИаС1. Изоляция испытывалась при трех концентрациях раствора: 1,25; 2,5 и 10 г/л.

Порядок проведения испытаний при длительном приложении напряжения 50 Гц соответствовал ГОСТ 10390-71. Напряжение прикладывалось к изоляции толчком (способ ПТ) и изменялось в процессе проведения испытаний ступенями - способом «вверх-вниз».

Разрядные характеристики загрязненных изоляторов при воздействии перенапряжений изучались с учетом тепловых процессов, имеющих

место при предварительном воздействии на изоляцию рабочего напряжения и приводящих к неравномерному подсыханию слоя загрязнения и возникновению на увлажненной поверхности участков с малой проводимостью — «сухих поясов» (СП).

При испытаниях коммутационными импульсами, характерными для систем переменного тока, к изолятору, на поверхности которого тем или иным способом был создан СП, с интервалом в одну минуту прикладывалось три импульса напряжения с амплитудой, равной ожидаемому разрядному напряжению. Если в двух или трех случаях происходило перекрытие изоляции, то напряжение снижалось на 7-10%, если нет — повышалось. Затем прикладывалось еще три импульса и т.д. Через 9—12 импульсов слой загрязнения увлажнялся, а примерно через 100 импульсов на изоляционную поверхность наносился новый слой загрязнения.

При кратковременном приложении напряжения 50 Гц опыты проводились в следующем порядке. К загрязненному и увлажненному изолятору прикладывалось рабочее напряжение на время, которое обеспечивало формирование на загрязненной поверхности СП. После этого объект за 0,03 или 5,0 с (в зависимости от высоты изоляции) переключался на источник повышенного напряжения.

Для оценки влияния давления воздуха на электрическую прочность загрязненных изоляторов проведены исследования при изменении давления в диапазоне 0,05-0,125 МПа. Опыты показали, что в зависимости от давления воздуха выдерживаемое напряжение загрязненной изо-лции изменяется в соответствии с формулой

ир/ир0=0,5+Р/2Ръ (1)

где ир — выдерживаемое напряжение загрязненной изоляции при давлении воздуха Р\ иро — выдерживаемое напряжение загрязненной изоляции при нормальном атмосферном давлении

3. Исследование развития разряда вдоль загрязненной и увлажненной

поверхности изоляции

После перекрытия «сухих поясов», возникающих под воздействием рабочего напряжения, формируется поверхностный частичный разряд (ПЧР), который заканчивается несколькими нитевидными каналами-ветвями.

Опубликованные данные и результаты настоящих исследований позволяют выделить две фазы развития разряда при длительном приложении напряжения. В процессе первой, тепловой (медленной) фазы частичный разряд распространяется за счет тепловых процессов - идет подсушка слоя загрязнения в области головки канала ПЧР, вызывающая увеличение «сухого пояса» и удлинение канала. Поскольку напряженность поля в канале ПЧР при интенсивности загрязнения, опасной

для изоляции, существенно меньше средней напряженности вдоль изоляционной поверхности, удлинение мастичного разряда вызывает увеличение напряженности Ещ на неперекрытом участке и, соответственно, тока, протекающего по слою загрязнения. Когда ток достигает критического значения, начинается вторая, электрическая (быстрая) фаза, которая приводит к полному перекрытию изоляции. Эта же фаза является определяющей в случае перекрытия изоляции при коммутационных импульсах.

Анализ снимков, сделанных кинокамерой СКС-16М и оптической системой, позволил более детально рассмотреть процесс развития разряда в зависимости от приложенного напряжения. В случае, если напряжение не превышает 0,6-0,7 от критического, длины ветвей практически не зависят от их расположения по отношению к заземленному электроду. При увеличении напряжения до критического значения та из ветвей, которая направлена к заземленному электроду, начинает развиваться более интенсивно, в то время как другие ветви начинают распадаться. В конечном счете направленная к заземленному электроду ветвь становится продолжением канала ПЧР, то есть при критическом напряжении начинается процесс развития разряда вдоль загрязненной и увлажненной поверхности изолятора.

Критическому напряжению соответствует критическое значение тока утечки /кр.

Опыты на простейших моделях загрязненной изоляции позволили установить эмпирическую формулу для расчета критического тока утечки:

(р5 Г-1

51 , А (2)

\Ч

где р5 - поверхностное сопротивление слоя загрязнения, кОм; Ь - ширина модели, см; В, т - константы, которые для загрязненных цементом моделей в диапазоне р8 / Ь = (1-4), характерном для реальных загрязнений и конструкций изоляторов, равны соответственно 0,52 и 0,37.

Анализ процессов, происходящих при развитии частичных разрядов, а также расчеты показали, что минимальное значение критического тока может быть определено, исходя из условия устойчивости горения частичного разряда параллельно увлажненному слою загрязнения.

Изучение кинокадров развития разряда и осциллограмм токов утечки позволило установить, что при длительности воздействующего напряжения менее одной секунды предразрядное время, в основном, определяется скоростью движения ПЧР вдоль загрязненной поверхности. На основании полученных экспериментальных данных скорость продвижения разряда может быть определена по формуле:

1 > = с

/

(3)

-1

где / = /](1Г(ф Я с) — ток утечки по слою загрязнения; — напря-

жение на неперекрытом участке изоляции в данный момент времени; Р. с = ~ /я Ъ Ь) — сопротивление слоя загрязнения при горении ПЧР на поверхности модели, кОм; / — длина неперекрытого участка изоляции; С и р — константы. При отрицательной полярности напряжения они равны 6 см/мс и 1,5 соответственно, а при положительной полярности С равно 70 см/мс для случая, когда разряд развивается вдоль слоя электролита, и 32 см/мс — для увлажненного цемента, р = 2.

Анализ фоторегистраций канала ПЧР показал, что при положительной полярности напряжения разряд развивается значительно ближе к поверхности, чем при отрицательной.

На основании изученных закономерностей формирования разряда по загрязненной и увлажненной поверхности были разработаны методики расчета разрядных напряжений изоляторов при длительном воздействии напряжения промышленной частоты и перенапряжениях различной формы.

4. Разрядные напряжения аппаратных изоляторов при длительном

воздействии напряжения

Известные методы расчета разрядных напряжений загрязненных изоляторов основываются на определении предельных длин ПЧР. При этом не учитывается, на какой фазе развития разряда эти длины достигаются.

В данной работе было получено, что предельные длины ПЧР зависят от скорости их развития: с увеличением скорости от 4 до 100 см/с длины существенно возрастают. Экспериментально было найдено, что при скоростях, соответствующих тепловой фазе, предельные длины ПЧР могут быть определены по формуле

где и - приложенное напряжение, кВ; В и п - коэффициенты, равные для напряжения промышленной частоты 0,9 и 0,24, а для постоянного тока - 1,72 и 0,59; /о - ток, ограниченный сопротивлением неперекрытой части изолятора и определяемый выражением

1п = БЬсм,

п

(4)

где йс — сопротивление неперекрытой части изолятора.

Для переменного напряжения указанные выше коэффициенты относятся к эффективным значениям тока и напряжения.

Значения /!св зависимости от доли неперекрытой части изолятора могут быть определены экспериментально или приближенно, если заменить изолятор цилиндром с эквивалентным диаметром Ож. и применить известные методы расчета электрического поля на проводящей поверхности при растекании тока с круглого электрода:

I н ~ длина пути утечки неперекрытой части изолятора; с!ж - эквивалентный диаметр растекания опорной точки частичного разряда.

Значение ёж может быть найдено по формуле, полученной на основе экспериментальных данных:

где - в кОм, У - в А, {ёж - в мм).

Была разработана методика расчета разрядных напряжений изоляции, в которой в качестве необходимого и достаточного условия ее перекрытия принят переход процессов развития разряда в электрическую фазу. Методика расчета заключается в следующем.

1. По формуле (4) методом последовательных приближений определяется предельная длина ПЧР, достигаемая в процессе теплового (медленного) его развития. При этом значение приложенного напряжения ип принимается равным ожидаемому разрядному напряжению.

2. По формуле

находится ток утечки по изоляции /т (II , 1т - амплитудные значения), - напряженность электрического поля вдоль канала частичного разряда, определяемая известным выражением

(6)

¿эк=0,\9р5Т1'9,

(7)

^ = 0,067/,

т

~°'75кВ/см.

(9)

кВ

ПО

90

70

50

0 4 8 12 16 20 24 мкСм

Рис. 1. Зависимости 50%-ных разрядных напряжений изоляторов типа Ф8, Ф9, П2 от проводимости слоя загрязнения при воздействии напряжения 50 Гц. 1, ]'— изолятор типа Ф8; 2,2' — изолятор типа Ф9;

4. По формуле (2) определяется значение /кр и сравнивается с 1т. В зависимости от того, что больше (/кр или 1т) расчет повторяется с увеличенным или уменьшенным значением и до тех пор, пока с заданной степенью точности не будет достигнуто равенство: 1т = /кр. Соответствующее значение V' принимается равным разрядному напряжению.

Результаты расчетов разрядных напряжений изоляторов по разработанной методике для большинства типов изоляторов удовлетворительно согласуются с опытными данными при изменении проводимости в диапазоне 3-16 мкСм при воздействии как переменного, так и постоянного напряжений (рис. 1 и табл. 2).

Таблица 2

Сопоставление расчетных и экспериментальных данных на постоянном токе

¡Условног обозначение изолятора Ф1 Ф11 Ф12 Ф13 :

¡Расчетные разрядные напряжения, кВ 84 68 112 84

! Экспериментальные разрядные напряжения, кВ 62 66 | 105 86

и5<>

NN ч \ \ ч /1'

Ч X

Т 2 " У

Для некоторых изоляторов экспериментальные разрядные напряжения оказываются меньше расчетных, что, как показал анализ траектории разряда, объясняется шунтированием межреберных промежутков частичными разрядами. Анализ условий, при которых наблюдается такое шунтирование, необходим для оптимизации конфигурации ребер и будет приведен ниже.

Результаты исследования зависимости разрядных напряжений от высоты загрязненной и увлажненной изоляции приведены на рис. 2.

Рис. 2. Зависимости 50%-иыхразрядных напряжений от высоты изоляционной конструкции при напряжении 50 Гц (1, О, 2, 9) и постоянном напряжении (3, 4, А) при удельной поверхностной проводимости 7—10 мкСм.

1, О, 3, П, 4, А - фарфоровые изоляторы;

2, © — полимерные изоляторы.

1, О, 2, ©, 3, □ — одиночная колонка; 4, А - тренога

Из рис. 2 видно, что электрическая прочность опорной изоляции, как при напряжении промышленной частоты, так и при постоянном напряжении увеличивается пропорционально ее высоте. Это значит, что разработанная методика расчета применима при выборе изоляции наивысших классов напряжения, включая электрооборудование 1150 кВ переменного тока и ¿750 кВ постоянного тока. Из рис. 2 также следует, что электрическая прочность изоляторов при постоянном токе и высоте конструкции, превышающей 1 м, всегда ниже, чем при напряжении промышленной частоты (действующее значение).

Измерения разрядных напряжений еще пяти типов аппаратных изоляторов подтвердили, что электрическая прочность загрязненных изоляторов на постоянном напряжении близка к таковой на переменном . ити ческочько ниже Такие же выводы слеплгют из анализа известных данных, относящихся к линейной изоляции, и расчетов по разработанной методике.

Поэтому длина изоляционной части, определенная напряжением постоянного тока полюс-земля, не может быть гленьше, чем длина для систем напряжением переменного тока с таким же значением фазового напряжения (кВ эф.). Вместе с тем тот факт, что амплитудное значение при постоянном токе в 1,41 раза ниже, чем при напряжении 50 Гц, позволяет для конструкций постоянного тока снизить размеры воздушных промежутков.

5. Оптимизация конфигурации ребер изоляторов

Выше отмечалось, что при отклонении конструкции изолятора от оптимальной в процессе развития разряда вдоль загрязненной поверхности может наблюдаться шунтирование межреберных промежутков поверхностными разрядами, что вызывает снижение разрядных напряжений. Анализ фото и кинокадров показал, что могут иметь место три процесса, приводящих к шунтированию межреберных промежутков:

- электрический пробой между ребрами s местах с наибольшей напряженностью электрического поля;

- движение канала ПЧР, возникшего у тела изолятора (в местах с наибольшей плотностью тока), к кромкам ребер;

- перебрасывание канала ПЧР с верхней поверхности ребра в межреберный промежуток, вероятно, за счет конвекционных потоков воздуха.

Исследование, проведенное на макете изолятора, позволило установить, что шунтирование электрическим пробоем воздушного промежутка между ребрами может иметь место в том случае, когда выдерживаемое напряжение воздушного промежутка между соседними ребрами 1/вр меньше напряжения £/рб, возникающего между ними в случае перекрытия «сухого пояса» при критическом токе утечки - токе, соответствующем критическому напряжению.

Экспериментальные значения (7пр, определенные на макете изолятора при увлажнении загрязненной цементом поверхности до насыщения, в диапазоне изменения кратчайшего расстояния между соседними ребрами равном примерно 1-6 см, можно аппроксимировать формулой

Если заменить реальный изолятор эквивалентным цилиндром, напряжение {/рб может быть рассчитано приближенно по формуле, полученной исходя из выражения (6):

где У[,У2~ расстояние от края сухого пояса до соответствующих точек на изоляционной поверхности.

Максимальная электрическая прочность изолятора при заданном профиле ребра имеет место в случае, если Урб = и . Соответствующие межреберные расстояния и длина пути утечки являются оптимальными.

Если ¿/рб < ивр, то разрядное напряжение изолятора пропорционально длине пути утечки, так как пробой промежутков между ребрами исключается. Последнее свидетельствует о завышенном запасе электрической прочности промежутков. Некоторое уменьшение расстояний между ребрами позволяет увеличить длину пути утечки и, следовательно, разрядное напряжение изоляторов. При слишком малом расстоянии между ребрами может оказаться, что Ъгф >{/вр. В этом случае, несмотря на повышенную длину пути утечки, разрядные напряжения оказываются заниженными из-за шунтирования межреберных промежутков разрядами.

С целью исследования влияния конструктивных параметров на разрядные харктеристики полимерных изоляторов были изготовлены образцы с различной конфигурацией ребер (изоляторы П1-П9). Исследуемые объекты представляли собой комбинированную конструкцию, состоящую из несущего стержня диаметром с! и ребер из силоксановой резины диаметром Б. Герметизация границы раздела покрытия и стержня обеспечивалась однокомпонентным герметиком.

Исследованиями установлено, что существует область оптимального соотношения между вылетом ребра и межреберным расстоянием Ъ

£/ =4ДУ0-85, кВ.эф.

вр

(Ю)

/ V, \ / „_

(И)

Рис. 3. Зависимости средней разрядной напряженности ЕИ полимерных изоляторов от отношения Ь/Н.

♦ — при удельной поверхностной проводимости 4,0мксм, ¿=2,6 см, 0=10,5 см; Б — при уде,1ьной поверхностной роводимости 4,0мксм, ¿=3,0 см, 0=23,0 см; Д — при удельной поверхностной проводимости 20мксм, ¿=2,6 см, 0=10,5 см; х - при удельной поверхностной проводимости 20мксм, ¿=3,5 см, 0=12 см

(а/Ь), равного 1,1-1,2. Однако это соотношение не может служить геометрическим критерием, однозначно характеризующим конструкцию изолятора по электрической прочности при загрязнении.

Полученная зависимость средних разрядных напряженностей Ец от отношения удельной длины пути утечки к строительной высоте изолятора показывает, что для однотипных по конструкции изоляторов существует оптимальное отношение (Ь/Н)0ПТ, причем для обследованных конструкций получено (1///)оггг я 3 (рис. 3).

Расчеты по предложенному критерию оптимизации дают близкие результаты.

Увеличение длины пути утечки сверх оптимального значения не только не эффективно, но приводит к уменьшению электрической прочности за счет шунтирования части длины пути утечки электрической дугой в межреберном пространстве. Отсюда следует, что для обеспечения высокой электрической прочности изоляторов необходимо добиваться оптимального соотношения между вылетом ребра и межреберным расстоянием.

Из анализа кадров скоростной киносъемки развития разряда по поверхности изоляторов можно сделать следующие выводы.

Для больших межреберных расстояний разряд развивается по контуру пути утечки тока, для малых — по кромкам ребра. Для изоляторов с соотношением а/b, соответствующим максимальной электрической прочности, разряд с кромки ребра направлен вдоль изоляционной поверхности. При испытаниях изоляторов при больших загрязнениях, а также на постоянном токе наблюдались процессы шунтирования межреберных промежутков не только из-за электрического пробоя между ребрами, но и за счет процессов, о которых говорилось выше. Разработка соответствующих количественных критериев является предметом дальнейших исследований. Предложенная методика оптимизации относится к изоляции, предназначенной для оборудования переменного тока при умеренных загрязнениях.

Оптимальным следует считать такое межреберное расстояние и соответствующую ему длину пути утечки, при котором выдерживаемое напряжение воздушного промежутка между соседними ребрами равно напряжению, возникшему между ними в случае перекрытия сухого пояса на стержне изолятора.

Из сопоставления экспериментальных и расчетных разрядных на-пряженностей изоляторов Ф7, Ф8, Ф9, которые были разработаны для воздушных выключателей, следует, что самые высокие электрические характеристики имеет изолятор Ф7, на основании чего он и был применен при создании опорной изоляции воздушных выключателей серии ВНВ 110-1150 кВ.

6. Электрическая прочность загрязненной изоляции при кратковременном воздействии напряжения промышленной частоты и коммутационных импульсах

Расчет разрядных напряжений загрязненных изоляторов при воздействии напряжения произвольной формы может быть проведен исходя из условия, что за время воздействия напряжения ПЧР должен успеть зашунтировать весь изоляционный промежуток:

1тр>Ь, (12)

где /пчр - расстояние, на которое успел продвинуться ПЧР за время воздействия напряжения.

Значение /пчр в общем виде определяется из выражения

1пчр = }*'№> О3)

о

где г— длительность перенапряжения; v(t)— скорость продвижения ПЧР, которая может быть определена по формуле (3).

Предложенная методика расчета разрядных напряжений основыва-т

ется на решении уравнения Jv(t)dt -Lu применима для оценки элек-

0

трической прочности загрязненных изоляторов, как при кратковременных воздействиях напряжения 50 Гц, так и при коммутационных импульсах.

Результаты расчетов электрической прочности при кратковременном воздействии напряжения 50 Гц соответствуют экспериментальным значениям разрядных напряжений. Киносъемка процесса развития разряда показала, что примерно до половины изоляционного промежутка развитие разряда происходит со скоростью не более нескольких метров в секунду, в то время как остальной промежуток перекрывается за время не более 2 мс, причем завершение разряда может наблюдаться как на положительном, так и на отрицательном полупериодах. При расчетах результат получается аналогичным.

Исследования изоляторов при воздействии коммутационных импульсов позволили установить,. что элементы регулирования электростатического поля (экранирующая арматура, выравнивающие конденсаторы, остов ввода) практически не повышают разрядных напряжений. Поэтому при исследовании загрязненной изоляции нет необходимости моделировать элементы конструкции, влияющие на электростатическое поле, если они не находятся в зоне возможной траектории разряда.

Исследования при различных параметрах апериодического коммутационного импульса показали, что увеличение длительности импульса от одной до восьми миллисекунд снижает разрядное напряжение на 15-30%, в то время как изменение длительности фронта в пределах 10-500 мке почти не влияет на разрядные напряжения.

Анализ влияния полярности воздействующего напряжения показал, что при отрицательной полярности разрядные напряжения примерно равны разрядным напряжениям при положительной полярности или несколько выше их. Полученные данные хорошо согласуются с выполненными за рубежом исследованиями разрядных характеристик линейных изоляторов.

Изучение разрядных характеристик изоляторов различной высоты, а также анализ фотографий свидетельствуют, что возможны два варианта развития разряда; при высоте изоляции меньше 1,5-2,0 м разряд в большинстве случаев идет непосредственно вдоль загрязненной изоляционной поверхности, в то время как при больших высотах наблюдается каскадный разряд по воздуху кратчайшим путем. В первом случае разрядные напряжения существенно зависят от конструкции изоляторов и могут быть рассчитаны по разработанной методике, базирующей-

ся на экспериментальной зависимости скорости развития разряда от приложенного напряжения. Во втором случае разрядные напряжения слабо зависят от конструкции и приближенно могут быть определены по усредненной зависимости разрядных напряжений от высоты изоляции. Минимальные разрядные напряжения могут быть найдены из соотношения

иитш =410Я О^Чиб, кВ> (14)

где Н — высота изоляции, м; у - удельная поверхностная проводимость, мкСм.

кВ 1200

1000

800

600

400

200

0

0 2 4 6 8 м

Рис. 4. Зависимости разрядных напряжений изоляционных конструкций от их высоты при коммутационном импульсе 200/2300—200/4200 мкс. 1,4— колонка опорных изоляторов воздушных выключателей серии ВИВ, у — 6,1 мксм; 2, 3 - гирлянда изоляторов СП-110, % - Змг/см2 (2) и 1 мг/см2 (3); 2, 3 - данные НИИПТ; 4 - расчет по формуле (14)

На рис. 4 вместе с экспериментальными данными представлены зависимости £/минки = Р(Н), построенные с использованием формулы (И).

Разрядные напряжения загрязненных и увлажненных аппаратных изоляторов высотой более двух метров при поверхностной проводимости у = 6 мксм оказываются примерно на 35% меньше, чем в сухом состоянии изоляции, что может быть объяснено искажением распределения напряжения вдоль изоляции из-за неоднородности проводящего слоя. Увеличение интенсивности загрязнения приводит к снижению разрядных напряжений.

7. Конструирование и технологические особенности полимерных изоляторов

7.1 Трекингостойкость полимерных материалов

Полимерный опорный изолятор представляет собой сложную конструкцию, в которую входят стеклопластиковая труба или стержень с нанесенным на них покрытием для защиты от внешних воздействий, и фланцы.

Стеклопластиковые стержни и трубы не могут длительно эксплуатироваться без дополнительного защитного покрытия в виде ребристой оболочки, так как под воздействием атмосферных условий в сочетании с воздействием рабочего напряжения на поверхности стекло пластикового стержня или цилиндра развивается трекинг и эрозия, что приводит к снижению их электрических характеристик и последующему выходу из строя.

На основании анализа опыта эксплуатации и результатов собственных исследований сделан вывод, что комплексу требований к полимерным изоляторам наружной установки наилучшим образом удовлетворяют защитные оболочки из кремнийорганических (силоксановых) резин. Они технологичны, позволяют получать химические соединения между оболочкой и стеклопластиковым стержнем, сохраняют эластичность в условиях холодного климата, обладают необычайно высокой устойчивостью к действию влаги, озона, солнечной радиации и действию поверхностных частичных разрядов, т.е. являются трекингостойкими. Гидрофобная поверхность кремнийорганических резин приводит к тому, что на поверхности изоляторов осаждающаяся влага собирается в капли и скатывается, не создавая сплошной плёнки увлажнения.

При наличии проводящего слоя, связанного с загрязнением и увлажнением изоляции, по поверхности покрытия протекает ток утечки.

Главным требованием к материалу защитного покрытия полимерных комбинированных изоляторов является их трекингостойкость. т.е. стойкость к образованию поверхностных проводящих дорожек за счет термического разложения материала, вызванного прохождением электрического тока или электрическими разрядами. Трекингостойкость яв-

ляется необходимым требованием для всех элементов изоляционных конструкций, которые находятся на открытом воздухе и подвергаются прямому воздействию атмосферных условий. Трекингостойкость является одной из важнейших физико-химических характеристик диэлектрического материала, применяемого в изоляционных конструкциях. Существуют численные значения этого показателя.

Для их определения разработан ряд методов испытаний, которые предусматривают искусственное создание условий для прохождения электрического тока по поверхности диэлектрика при определенной напряженности электрического поля.

Проведены исследования различных, как известных, так и новых материалов с использованием метода наклонной плоскости (А8ТМ-02303, МЭК-587), дифференциального метода (А8ТМ-02302) и капельного метода (МЭК-112). На основании результатов испытаний образцов силоксановой резины с различными наполнителями можно сделать вывод, что показатель трекингостойкости в значительной степени зависит от состава наполнителей и методик определения трекингостойкости.

Результаты испытаний образцов силоксановой резины различных марок на трекингостойкость представлены в таблице 3. Трекингостойкость оценивалась по времени образования проводящей дорожки длиной не менее 1,5 см при напряжении 0—5 кВ.

В камере соленого тумана были проведены также испытания моделей полимерных изоляторов в виде стержней с различными вариантами защитных оболочек. Результаты испытаний приведены в таблице 4.

Таблица 3

Результаты испытаний образцов силоксановой резины на трекингостойкость по методике «МЭК-112»

1 1 Марка образца 1 Показатель трекингостойкости,час ¡:

К-69 500 ■

| 407 600

471 500 |!

| 410 850 ¡|

; 422 600 1!

Фторопласт 850

На основании проведенных исследований и испытаний сделан вывод, что в качестве материала для защитной оболочки ПИ наиболее предпочтительна силоксановая резина с наполнителем аэросилом и тригидратом окиси алюминия.

По результатам испытаний образцов материалов на трекингоэрозн-онную стойкость в качестве материала для защитного покрытия выбрана силоксановая резина горячей вулканизации типа КТ-1410 (условное обозначение 410 в таблице 3).

Таблица 4

Результаты испытаний моделей полимерных изоляторов на трекикгостойкость в камере соленого тумана

| Образец 1 № образца К Сср' кВ/см Время испытаний, час Состояние ' образца

1 Стержни с 1 эпоксифторопластовым ! покрытием, с! = 14 мм 1 0,86 823 Эрозия на глубину покрытия

Стержни с ; эпоксифторопластовым I покрытием, ё = 14 мм 2 0,75 1120 Эрозия 1

! Стержни с | кремнийорганическим покрытием сЗ == 16 мм 3 0,5 1880 Потеря изоляционных ! свойств !

Кремнийорганические стержни, с! = 20 мм 4-8 0,33 972 Следы эрозии, продукты разложения не ; являются проводящими

7.2. Основные принципы выбора конструкции ребер изоляторов Анализ опыта эксплуатации, опубликованных данных и результатов настоящей работы показал, что оптимальным материалом для изготовления защитной оболочки полимерных изоляторов является кремни-йорганическая резина горячей вулканизации.

Кремнийорганическая резина является относительно дорогим полимерным материалом. Для обеспечения ценовой конкурентоспособности полимерных изоляторов по отношению к традиционным (фарфор, стекло) в первую очередь необходимо снижать материалоемкость.

Исследования показали, что весьма эффективным путем оптимизации конструкции изолятора по материалоемкости и электрической прочности является снижения толщины ребра. При этом ребро изолятора должно удовлетворять условию непробиваемости, то есть при всех видах электрического воздействия разряд должен развиваться по по-

верхности ребра, не приводя к пробою его тела. Это означает, что в любом сечении профиля ребра его толщина должна быть такой, чтобы пробивное напряжение по толщине ребра ипр было не менее наибольшего разрядного напряжения по поверхности ребра 1/р. Тогда условие непробиваемости ребра может быть записано как

"пр-^р. (15)

где К3 — коэффициент запаса, учитывающий допустимые технологические отклонения и разброс пробивных напряжений твердого диэлектрика.

Для определения зависимости толщины ребра от расстояния до его кромки были проведены исследования на макетах ребер изолятора, представляющих собой диски из силоксановой резины толщиной от 2 до 16 мм и диметром от 20 до 250 мм. Для определения пробивного напряжения и разрядных напряжений при развитии скользящего разряда вдоль поверхности макетов ребер к центру диска симметрично с обеих сторон усилием в 10-15 Н прижимались латунные электроды с радиусом закругления 1,5 мм. В результате испытаний были определены пробивные напряжения при плавном подъеме напряжения промышленной частоты и стандартных грозовых импульсах 1,2/50 мкс, и разрядные напряжения вдоль изоляционной поверхности.

Было установлено, что пробивные напряжения образцов увеличиваются с ростом толщины диэлектрика нелинейно. При выборе толщины диэлектрика определяющим является напряжение положительной полярности, поскольку в этом случае пробивные напряжения оказываются ниже, чем при отрицательных воздействиях. В пределах разброса пробивных напряжений зависимость 11пр = ДД) аппроксимируется выражением

ипр = А А0-5, (16)

где А - толщина ребра; А - эмпирический коэффициент, равный при плавном подъеме напряжения 50 Гц и грозовых импульсах положительной полярности соответственно 32,5 и 43 кВ-мм"0,5.

С учетом разброса полученных данных коэффициент запаса в выражении (15) может быть принят равным 1,3.

Исследования разрядных напряжений вдоль поверхности диэлектриков показали, что они зависят от вида диэлектрического материала (диэлектрической проницаемости), толщины образца и формы воздействующего напряжения.

Анализ зависимостей разрядных напряжений от толщины А и вылета а ребра модели из силоксанового эластомера показал, что они могут быть представлены в виде степенных функций:

при плавном подъеме напряжения промышленной частоты

^50Гц=5'6А°'2Д0'52 кВ макс; (17)

при грозовых импульсах:

С/мжс=11)5Д0,2д0,35 кВ| (18)

где Д и а - в мм.

Разрядные напряжения при отрицательной полярности грозового импульса оказываются примерно на 10% выше, чем при положительной, поэтому выражение (18) относится к отрицательной полярности импульсного напряжения.

С учетом выражений (15)-(18) при К3 = 1,3 определяем минимальную толщину ребра (в мм): при напряжении 50 Гц

Апр.50Гц=О,ОО7а^; (19)

при грозовых импульсах

Апрги-0,03а 1Д7. (20)

При выборе толщины ребра берется большее из значений, найденных по формулам (19) и (20). Это позволяет построить оптимальный профиль ребра. В общем случае оптимальное ребро имеет достаточно сложный геометрический профиль. Однако расчеты показывают, что применение ребер с таким профилем не дает заметного снижения материалоемкости, поэтому с учетом технологичности целесообразно применять клиновидные ребра.

Для клиновидного профиля толщина ребра у основания может быть выражена через вылет а и угол а между верхней и нижней поверхностями ребра:

Д = а ща

Для реальных вылетов ребер (свыше 20 мм), как показывают расчеты, определяющим является напряжение промышленной частоты (19). Подставляя значение Д в формулу (19), получаем:

ща = 0,007а °>73. (21)

Формула (21) позволяет определить профиль ребра из силоксановой резины с минимальной материалоемкостью и обеспечением условия непробиваемости при выбранном вылете ребра. Так для вылета ребра а = 0,55 мм и tg« = 0,13 толщина ребра у основания составляет 7,2 мм. Такой профиль ребра удовлетворяет и условиям механической прочности.

Таким образом, в результате исследований установлено, что оптимальным при разработке конструкции опорных полимерных изоляторов является клиновидный профиль ребра при соответствующей оптимальной толщине у основания и оптимальном межреберном расстоянии.

7.3 «Монолитность» полимерных изоляторов

Полимерный изолятор должен быть монолитной конструкцией. Даже небольшое расслоение материалов не допустимо, так как приводит к значительному снижению длительной электрической прочности.

Для сохранения прочности связи между цилиндром и оболочкой, а, следовательно, для выполнения условия «монолитности» изолятора, необходимо, чтобы адгезионная прочность на сдвиг и отрыв была бы выше, чем суммарные механические напряжения от всех видов воздействий.

В общем случае условие «монолитности» имеет вид:

^аэкпл < аадг> ^гсдв ^ тздг •

Получены расчетные формулы для определения напряжений сдвига и отрыва на границе раздела. Учтены также напряжения, возникающие при воздействии технологических факторов (от натяга оболочки и усадки промежуточного слоя при отверждении).

Исследования показали что необходимыми технологическими факторами, обеспечивающими высокие значения гсда, являются применение специальных подслоев либо клеев и механическая обработка поверхности цилиндра. Все рассмотренные технологии обеспечивают достаточный запас адгезионной прочности, как в исходном состоянии, так и после воздействия циклических изгибающих нагрузок и увлажнения. Наилучшие результаты дает технология «напрессовки», которая имеет адгезионную прочность на сдвиг в 4-6 раз большую для исходного состояния изделия и в 4-5 раз большую после воздействия изгибающих нагрузок. Образцы, изготовленные по этим технологиям, подвергались также испытанию на электрическую прочность.

Исследования показали, что изгибающие нагрузки не приводят к изменению электрической прочности £пр бездефектных образцов. При наличии дефектов на границе раздела воздействие циклических изги-

бающих нагрузок способствует увеличению размеров дефектов, что сопровождается снижением электрической прочности образцов.

Соблюдение условия «монолитности» изолятора обеспечивает также неизменность его электрической прочности вдоль границы раздела.

В ряде конструкций полимерные изоляторы находятся под давлением газа во внутренней полости цилиндра, поэтому недостаточная герметичность цилиндра может привести к отслоению оболочки. В этом случае условием «монолитности» является стандартность режима переноса газа через двухслойную стенку. Давление ?2> возникающее на границе раздела в этом случае может быть скомпенсировано давлением Р\, обусловленным радиальным растяжением внешней оболочки под воздействием внутреннего давления Р в цилиндре. Для того чтобы вы-

гттисгтт/лгч. ътг» чгоплютдр ^Л'аАгЬипнрит мчлпппиынорил/'тм импни тгтлэ

должен удовлетворять неравенству:

где 02 - коэффициенты газопроницаемости цилиндра и

оболочки; ¿1, ¿2 — внутренние диаметры цилиндра и оболочки; Е\, ¿2 - модули упругости цилиндра и оболочки; ц - коэффициент Пуассона;

~ толщины слоев цилиндра и оболочки; Кр - коэффициент, учитывающий релаксационные процессы в эластомере.

Допустимые коэффициенты газопроницаемости цилиндров для различных типов изоляторов в зависимости от конструкционных размеров и газопроницаемости оболочки с учетом = ДО и релаксационных процессов в эластомере составляют (2-ь5)10-10 см2/оатм. Эти данные были использованы при разработке методики испытаний цилиндров на герметичность, что позволяет производить их контроль еще перед сборкой изолятора.

7.4 Электрическая прочность вдоль границы раздела

полимерных изоляторов

Граница раздела полимерных изоляторов является наиболее ответственным местом и требует особого внимания при конструировании полимерных изоляторов.

Было исследовано влияние влагопронкцаемости оболочки полимерного изолятора на электрическую прочность границы раздела между стеклопластиковым цилиндром и оболочкой из силоксанового эластомера. На основании уравнения диффузии Фика получена зависимость, описывающая величину парциального давления паров влаги в воздушном включении, находящемся на границе раздела двух материалов, которая связывает парциальное давление в атмосфере (с учетом суточных и сезонных изменений температуры окружающей среды) и время, а

также толщину оболочки и размер дефекта g с влагосодержанием в воздушных включениях. Учтено также изменение коэффициента влаго-проницаемости оболочки от температуры окружающей среды, поскольку изделие работает в условиях наружной установки.

Расчеты проведены для различных дефектов £ = (0,1+0,5) см при значениях толщины оболочки (0,4+1,0) см, характерных для реальных конструкций, с учетом ежедневных суточных колебаний температуры и влажности, изменяющихся в течение года, для различных климатических районов.

При коэффициенте влагопроницаемости 2 •10-бсм2/сатм, характерном для исследуемого класса эластомеров, при наличии на границе раздела воздушного включения размером до 1 мм процесса накопления влаги во включении не происходит.

Электрическая прочность границы раздела образцов, изготовленных по различным технологиям, после испытаний кипячением по методике МЭК снижалась как при наличии дефектов, так и без них. Образцы с дефектами имели меньшие значения ипр. Наибольшие значения 11пр наблюдались для образцов, изготовленных по технологии «напрес-совки». Для исследований причин, вызвавших резкое снижение электрической прочности при испытании кипячением, были проведены эксперименты с разделением влияния влажности и температуры. Испытывались две группы образцов: первая - термоударами от 20 до 100 "С, время и очередность приложения которых соответствовали графику испытаний кипячением, вторая - перепадами относительной влажности от 100 до 60% при температуре 20 °С. Испытания показали, что снижение ¿7Гф происходит не под влиянием термоударов, а вследствие увлажнения при больших значениях давления насыщенного пара.

Значительное снижение электрической прочности после кипячения как дефектных, так и бездефектных образцов, ставит вопрос о необходимости изучении влияния этого процесса на характеристики конструкционных материалов изолятора. С этой целью были подвергнуты кипячению плоский стеклопластик марки СТЭФ, используемый для изготовления двух- и трехслойных образцов, образцы, вырезанные из стекло- и лавсанопластиковых цилиндров, а также образцы используемых эластомеров. Было получено, что снижения £/пр эластомеров практически не происходит. После 18 часов кипячения (7™, лавсано-пластика снижается на 35%; плоского стеклопластика СТЭФ - на 75%; образцов, вырезанных из стеклопластиковых труб - на 50%. Эксперименты показали, что снижение электрической прочности границы раздела - результат увлажнения поверхностного слоя стеклопластика. Когда поверхность стеклопластика защищена оболочкой, что имеет место в изоляторах, уменьшение электрической прочности образцов наблюдается в значительно меньшей степени. При этом средняя пробивная напряженность образцов составила: для стеклопластиковых цилиндров, защищенных эластомером - 1,76 кВ/мм, для лавсанопластиковых -

1,92 кВ/мм. Эти величины определены без учета процессов эвакуации влаги с границей раздела. Было установлено, что спустя 30 суток после кипячения бездефектных образцов и образцов с дефектами размерами до 0,5 см полностью восстанавливаются свойства границы раздела.

Расчетные значения напряженностей Е (кВ/мм) для изоляторов типа ИПВО-110, ИПВО-220, а также для покрышек трансформаторов тока 500 кВ не превышают 0,5 кВ/мм.

Результаты исследований на стекло- и лавсанопластиковых цилиндрах типов ТСПО и ЦЛЭВ, используемых для изготовления аппаратных полимерных изоляторов, показали, что после 6000 часов старения при Еср = 0,5 кВ/мм снижения электрической прочности образцов не происходит, интенсивность ЧР в них не увеличивается (<7 < 1-10~12 Кл).

Для стержневых полимерных изоляторов выбор допустимых рабочих напряженностей £д0п.раб 0СН0Еывается на ограничении в стекло-пластиковом стержне интенсивности частичных разрядов (ЧР), уровень которых не должен превышать Ю-12 Кл; исходя из этого рекомендована допустимая рабочая напряженность (0,2-0,4) кВ/мм. Полученные результаты можно объяснить тем, что технология изготовления стекло-пластиковых цилиндров обеспечивает лучшую дегазацию связующего, чем технология создания стеклопластиковых стержней. Полученные результаты, а также экспериментальные данные других авторов подтверждают более высокие электроизоляционные характеристики стеклопластиковых цилиндров по сравнению со стержнями. Это позволяет принять для аппаратных полимерных изоляторов -Сдоп.раб ~ 0,5 кВ/мм.

8. Рекомендации по выбору конструкций и габаритов внешней изоляции из условия загрязнения

В работе сделан вывод, что при интенсивности загрязнения, характеризующейся удельной поверхностной проводимостью порядка 2 мкСм и выше, габариты изоляции определяются рабочим напряжением.

Выбранная по рабочему напряжению изоляция должна быть проверена на надежность работы при воздействии перенапряжений в сочетании с загрязнением и увлажнением поверхности. Также необходимо учетсь вероятность сочетания перенапряжений с загрязнением и увлажнением определенной интенсивности.

Традиционная изоляция

Полученные результаты исследований загрязненных изоляторов при длительном воздействии напряжения и при перенапряжениях легли в основу рекомендаций по выбору конструкций и габаритов аппаратных изоляторов различных классов напряжения.

Было показано, что уменьшение межреберных расстояний вызывает рост разрядных напряжений практически пропорционально длине пути утечки, пока последняя не достигнет некоторого определенного предела

(¿д). При дальнейшем увеличении длины пути утечки из-за шунтирования межреберных промежутков разрядами рост разрядных напряжений приостанавливается. Увеличение длины пути утечки на 20-30% сверх Х0 приводит даже к снижению разрядных напряжений. Таким образом, задача оптимизации конструкции ребер изоляторов заключается в определении такой длины пути утечки и, соответственно, такого межреберного расстояния, при котором было бы обеспечено максимальное разрядное напряжение.

На основании разработанных методов расчета были определены оптимальные значения для изоляторов с простым профилем ребер, которые широко используются при изготовлении аппаратной изоляции. Результаты расчета, а также экспериментальные данные позволяют дать следующие рекомендации по конструированию изоляторов:

1. Для повышения предельных значений Ь^/Н и обеспечения наибольшей разрядной напряженности вдоль загрязненных изоляторов необходимо увеличивать вылет ребер, насколько это позволяет технология их изготовления.

2. При конструировании грязестойкой изоляции необходимо по возможности уменьшать толщину кромок ребер. В частности, применение ребер с толщиной кромок 2 мм позволяет увеличить электрическую прочность изоляции примерно на 10%. Следует отметить, что если изготовление таких ребер из фарфора встречает значительные технологические трудности, то для полимерных изоляторов их практически нет. Указанное обстоятельство является одной из причин, определяющих перспективность применения внешней изоляции из полимерных материалов.

Размеры внешней изоляции для аппаратов ВН и СВН должны выбираться из условий обеспечения двух требований:

1) длина пути утечки изолятора должна соответствовать ГОСТ 9920-75;

2) изолятор должен выдерживать приложение испытательного напряжения 1/п при нормированной интенсивности загрязнения. Испытательное напряжение целесообразно принять равным:

где 6'н р - наибольшее рабочее напряжение; коэффициент Ки>1 учитывает возможность снижения разрядных напряжений в реальных условиях из-за колебания давления или неравномерности распределения слоя загрязнения.

Требуемая надежность внешней изоляции может быть достигнута введением коэффициентов запаса при нормировании степени загрязнения и испытательного напряжения. Важно отметить, что создание необходимого запаса только введением одного из коэффициентов

не обосновано, так как чрезмерное увеличение испытательного напряжения или степени загрязнения может привести к изменению характера предразрядных процессов, в частности, шунтирования межреберных промежутков.

Высота изоляции находится из соотношения

= (23)

£4

где Е^- 50%-ная разрядная напряженность вдоль поверхности изолятора; К3 — коэффициент запаса, принимаемый равным (1+ 2,5о); а- коэффициент вариации с усредненным значением, равным 0,06.

Разрядная напряженность Е[ определяется в процессе проведения лабораторных исследований внешней изоляции. При разработке новых конструкций предварительная оценка габаритов изоляции проводится исходя из расчетных значений Е^, определенных по предложенной в данной работе методике.

Разработанные в работе принципы конструирования полимерных изоляторов позволили создать элемент опто-электронного измерителя тока, обеспечивающий передачу оптического сигнала из области высокого напряжения к заземленным элементам — оптоизолятор. Оптоизолятор состоит из стеклопластикового стержня, в поверхностный слой которого вмонтировано одно или несколько оптических стекловолокон. Стекловолокна герметизируются силиконовым слоем, после чего поверхность защищается оребренной оболочкой. Конструкция ребер рассчитывается по методике, предложенной в данной работе. Испытания образца оптоизолятора дали положительные результаты.

Пространственные изоляционные системы

В последнее время на основе технологических возможностей, появившихся с внедрением полимерных изоляторов, просматривается тенденция создания пространственных изоляционных конструкций и систем, когда вместо традиционных изоляторов в виде оребренных цилиндров применяются сложные трехмерные изоляционные конструкции и системы. Пространственные системы позволяют наиболее полно реализовать предъявляемые требования при минимальном расходе материалов. При создании вакуумного выключателя напряжением 27—35 кВ реализована конструкция полого опорного изолятора с оребрением как наружной, так и внутренней поверхностей цилиндра, для выключателя нагрузки - в виде оребренного сегмента цилиндра. Создан и запатентован также изолятор на напряжение 10 кВ, в котором вместо цилиндрического оконцевателя применена объемная конфигурация из основного материала изолятора, позволяющая предельно упростить и удешевить

стоимость арматуры. Известен вариант опорной изоляции в виде пространственной системы, состоящей из стержневых полимерных изоляторов.

В настоящее время во многих случаях возникает потребность в усилении изоляции из-за неправильного учета условий загрязнения при проектировании, или изменения условий эксплуатации (например, увеличения загрязненности атмосферы вследствие строительства вблизи трассы ЛЭП промышленных предприятий, интенсивного применения удобрений на полях и т.д.). Такая задача может быть решена путем совершенствования внешней изоляции, в первую очередь - на базе полимерной изоляции. Проведенные автором исследования показали перспективность многостержневых конструкций подвесной изоляции. Методы расчета таких конструкций в целом соответствуют общим принципам, предложенным в данной работе. Однако количественные характеристики, как показали исследования, существенно иные при токах утечки менее 10—15 мА, что связано с изменением физических процессов в канале разряда. В результате электрическая прочность изоляции при диаметре стержня 3-4 мм резко возрастает. При уменьшении диаметра стержня увеличиваются также удельные механические характеристики стеклопластика, что уменьшает массу изоляторов при той же прочности изоляторов на разрыв. Проведенные исследования макетных образцов многостержневых изоляторов подтвердили их высокие характеристики, что позволило начать разработку опытных образцов.

По предварительным оценкам применение пространственных изоляционных систем при строительстве ЛЭП может уменьшить стоимость изоляции на 10-15%.

Заключение

Основные результаты работы сводятся к следующему:

1. Разработаны научно-технические основы создания внешней изоляции оборудования высокого и сверхвысокого напряжения, решена важная народно-хозяйственная задача по созданию и внедрению внешней изоляции для линий передачи переменного и постоянного тока.

2. Получены новые данные о разрядных процессах, протекающих при перекрытии загрязненной изоляции. Установлено, что в общем случае наблюдаются две фазы развития разряда: тепловая и электрическая. Первая фаза определяется тепловыми процессами, вторая — является одной из форм электрического разряда. Показано, что переход к электрической фазе определяется критической напряженностью электрического поля и сопротивлением проводящего слоя на единицу длины пути утечки.

Установлено, что при постоянном напряжении перекрытие изоляции в основном определяется тепловой фазой, а при переменном напряжении - в большей степени электрической фазой, при коммутаци-

онных перенапряжениях и высоте изоляционной конструкции до 2-х метров — исключительно электрической фазой (при большей высоте имеет место каскадное развитие разряда по воздуху).

3. На основе анализа критических токов и напряжений предложен метод определения разрядных напряжений изоляторов при длительных воздействиях. Метод позволяет на стадии проектирования определять необходимые размеры изоляции с погрешностью не более 10%.

4. Разработан принцип оптимизации конструкции ребер внешней изоляции, который учитывает соотношения между электрической прочностью межреберных воздушных промежутков и напряжениями, возникающими на них в процессе формирования частичных поверхностных разрядов.

^ „о,,.,-.„.^„„„.л™",

: т I * (IV« ро и^и шиит

ненной аппаратной изоляции при кратковременном воздействии напряжения. Методика базируется на использовании экспериментальных зависимостей скоростей распространения ПЧР от приложенного напряжения.

6. Изучены разрядные характеристики загрязненной аппаратной изоляции высотой до 14,4 метров. Установлено, что при воздействии напряжения промышленной частоты разрядные напряжения изоляторов возрастают практически линейно с увеличением их высоты; при воздействии коммутационных импульсов наблюдается снижение разрядных напряженностей по мере увеличения высоты изоляции.

7. Исследована электрическая прочность силиконовых эластомеров при скользящих разрядах и пробое. Это позволило установить минимальную толщину ребра, обеспечивающую его непробиваемость при эксплуатационных воздействиях. В результате разработана методика оптимизации конструкции полимерных изоляторов, приводящая к минимальной материалоемкости изделий.

8. Получены теоретические зависимости, характеризующие условия монолитности многослойной полимерной конструкции при воздействии механических и термомеханических нагрузок. Выполнен теоретический анализ газопроницаемости полимерных изоляционных покрышек. Учтены релаксационные процессы в эластомере и зависимость газопроницаемости от температуры.

9. Установлена зависимость изменения разрядных напряжений загрязненных и увлажненных изоляторов при длительном воздействии напряжения промышленной частоты от атмосферного давления.

10. На базе теоретических и экспериментальных исследований даны практические рекомендации по конструированию изоляторов и габаритам опорной изоляции аппаратов ВН СВН и УВН, а также по методике испытаний загрязненной изоляции,

11. Предложены варианты пространственной многостержневой изоляционной системы, применение которой при строительстве ЛЭГТ может уменьшить стоимость изоляции на 10—15%.

12. Результаты работы использованы при разработке единой серии воздушных выключателей ВНВ 110-1150 кВ (НПО «Уралэлектротяж-маш»), при разработке вводов постоянного тока напряжением ± 400-800 кВ (завод «Изолятор»), при разработке изоляции шинных опор и разъединителей (Великолукский завод высоковольтной аппаратуры), при создании изоляции комплектных кабельных устройств ± 800 кВ (НИИКП), при разработке полимерных покрышек для ограничителей перенапряжений (ЗАО НПП «Спецэнерготехника», ООО ЛМЭ «Ограничитель»), полимерных покрышек для трансформаторов напряжения (ОАО «Молния»), опорных полимерных изоляторов 35-110 кВ (ОАО «Энергия-21»), при подготовке ГОСТ 10390-71, макетного образца оптоизолятора для электронно-оптического измерителя тока, а также РТМ «Нормы и методы испытаний изоляция в загрязненном состоянии» и РТМ на вводы постоянного тока.

Основное содержание диссертации опубликовано в следующих работах

1. А.с. СССР 322735. Устройство для испытания внешней изоляции оборудования постоянного тока высших классов напряжения // Остапенко Е.И., Энгельсберг Ф.Б. // БИ. 1971. № 36.

2. Лебедев Г.А., Годулян В.В., Остапенко Е.И. Влияние расположения изолятора на его грязеразрядные напряжения // Электрические станции. 1972. № 1. С. 85-86.

3. Kisewetier V.E., Lebedev G.A, Merhalev S.D., Osiapenko E.J. Characieristics of EHV insulation in contaminated field moist conditions // CIGRE, 1974. rep. 33-16. 11 p.

4. Лебедев Г.А., Остапенко ЕИ., Годулян В.В. Влияние внешних очертаний аппаратной изоляции на ее электрическую прочность при загрязнении // Электричество. 1975. № 6. С. 18-21.

5. Остапенко Е.И., Власова В.И. Развитие разряда вдоль загрязненной и увлажненной поверхности при воздействии коммутационных импульсов // Тр. ВЭИ. 1977. Вып. 85. С. 57-64.

6. Лебедев Г.А., Остапенко Е.И., Годулян В.В. Электрическая прочность изоляции пространственных конструкций при загрязнении // Энергия. Труды ВЭИ. 1977. Выпуск 85. С. 65-72.

7. А.с. СССР 296063. Устройство для испытаний внешней изоляции оборудования постоянного тока высокого напряжения в условиях загрязнения и увлажнения // Остапенко Е.И., Энгельсберг Ф.Б., Наймарк Г.В. // БИ. 1979. № 8.

8. Остапенко Е.И. Методика расчета электрической прочности загрязненной аппаратной изоляции // «Изоляция электрооборудования высокого напряжения и вентильные разрядники»//Тр. ВЭИ. 1982. С. 75-79.

9. Мерхалев С.Д., Соломокик Е.А., Остапенко Е.И. Разработка методики и нормативов испытаний внешней изоляции электрооборудования в загрязненном состоянии // «Изоляция воздушных линий и распределительных устройств

в районах загрязненной атмосферой» // Тр. НИИПТ. Л.: Энергоатомиздат, ¡983. С. 5-10.

10. Трифонов В.З., Остапенко Е.И. Длительные испытания полимерных материалов и изоляторов на открытом стенде // «Электротехнич. пром-сть. Сер. Электрические материалы». 1984. № 4. С. 3-4.

П. Мерхалев С.Д., Соломоник Е.А., Остапенко Е.И. Определение категории изоляции электрооборудования путем высоковольтных испытаний // Электрические станции. 1984. № 4. С. 67-71.

12. Соловьев Э.П., Остапенко Е.И., Кузнецов A.B., Трифонов В.З. Оценка тем-пературно-временного режима типовых термомеханических испытаний полимерных изоляторов наружных высоковольтных установок // Электротехника. 1984. № 9. С. 19-20.

¡3. Остапенко Е.И., Трифонов В.З Применение полимерных материалов в высоковольтных изоляционных конструкциях наружной установи '' Информлектро. М., 1984.

14. Остапенко E.H., Трифонов В.З. Перспективы разработки высоковольтных световодов для наружной установки // 2-я Всес. научно-технич. конф. «Системы управления и контроля высоковольтных электрических аппаратов». 1984. С. 86-89.

15. Годулян В.В., Остапенко Е.И., Худяков В.В., Щербинин Ю.Б. Выбор оптимальной конструкции аппаратной изоляции для ППТ с учетом загрязнения // В сб.: «Передача энергии постоянным током». М.: Энергоатомиздат, 1985. С. 206-213.

16. Остапенко Е.И., Годулян В.В., Мерхалев С.Д., Соломоник Е.И. Практика СССР по проектированию и выбору изоляции для загрязненных районов // Электротехника. 1986. № 3. С. 23-26.

17. Волкова О.В., Корявин А.Р., Остапенко Е.И, Слуцкин Л.С. Внешняя изоляция электрооборудования сверх- и ультравысокого напряжения при глубоком ограничении перенапряжений //«Электрическая прочность изоляции электрооборудования высокого напряжения». Тр. ВЭИ. 1989. С. 4-14.

18. Годулян В.В., Остапенко Е.И., Трифонов В.З. Электрическая прочность внешней изоляции крупногабаритных конструкций в условиях загрязнения и увлажнения // «Электрическая прочность изоляции электрооборудования высокого напряжения». Сборник научных трудов ВЭИ. 1989. С. 43-48.

19. Остапенко Е.И., Литманович Д.С. Монолитность многослойных полимерных изоляторов высоковольтных выключателей и ее контроль в производстве // «Электрическая прочность изоляции электрооборудования высокого напряжения». Тр. ВЭИ. 1989. С. 102-107.

20. Остапенко Е.И., Годулян В.В., Трифонов В.З. Полимерные изоляторы для электрических аппаратов наружной установки // «Электрическая прочность изоляции электрооборудования высокого напряжения». Тр. ВЭИ. 1989. С. 98-10!.

21. Ostapenko E.I. The influence of the pollution layer inert component on the insulation flashover // C1GRE SC-33 colloquium. New Orleans, LA-USA 1989.

22. Мерхалев С.Д., Соломоник E.A., Годулян B.B, Остапенко Е.И. Выбор внешней изоляции оборудования 1150 кВ в условиях загрязнения и увлажнения /,/ Электропередачи 1150 кВ. Т. II. 1992. С. 29-38.

23. Годулян В.В., Остапенко Е.И. Влияние инертной составляющей слоя загрязнения на перекрытие внешней изоляции // Тр. ВЭИ. «Высоковольтная и

преобразовательная техника. Системы управления электротехническим и энергетическим оборудованием». М., 1996. С. 15-17.

24. Вариводов В.Н., Волкова О.В., Ковалев В.Д., Козлов В.Б., Корявин А.Р., Остапенко Е.И. Перспективы создания нового поколения электрооборудования 1150 кВ, обеспечивающего высокий уровень надежности // Электротехника. 1996. № 8. С. 10-16.

25. Мамхегов М.А., Остапенко Е.И., Трифонов В.З. Опорный полимерный изолятор. Патент РФ № 2130660. БИ. 1999. № 14.

26. Апряткин В Н., Казанков Ю.В., Матаев В.В., Овчинников А.Г., Остапенко Е.И., Танель Ю.Г., Трифонов В.З. Линейный полимерный изолятор. Патент РФ № 2170465. БИ. 2001. № 19.

27. Годулян В.В., Остапенко Е.И., Трифонов В.З., Туркот В.А. Особенности конструкций и испытаний полимерных аппаратных изоляторов // VI Симпозиум «Этектпотехника-2010». 200!. Доклад 6.01.

28. Остапенко Е.И., Трифонов В.З., Шарковский В.А. Оценка прочности связи защитной оболочки и несущего элемента в комбинированных полимерных изоляторах // VI Симпозиум «Электротехника-2010». 2001. Доклад 6.13.

29. Остапенко Е.И,, Трифонов В.З., Годулян В.В. Опыт разработки и применения полимерных изоляторов в высоковольтных аппаратах // Электричество. 2001. № 9. с. 20-24.

30. Остапенко Е.И. Физические процессы при перекрытии загрязненной изоляции // Электричество. 2006. № 9. С. 40-48.

31. Остапенко Е.И. Методы выбора изоляции для районов с загрязненной атмосферой // Электротехника. 2006. № 9. С. 10-12.

Подписано к печати 18.12.2008 Формат 60x88/16. Печ. л. 1,9. Заказ..ЩТираж 100 экз.

Полиграфический Центр МЭИ Москва, Красноказарменная ул., 13

ВВЕДЕНИЕ.

ГЛАВА 1. Современное состояние проблемы конструирования традиционных и полимерных изоляторов в условиях загрязнения и увлажнения.

1.1. Теоретические представления о разрядном процессе по загрязненной поверхности.

1.2. Экспериментальные данные о разрядных характеристиках загрязненных фарфоровых изоляторов.;.

1.3. Полимерные изоляторы.

ГЛАВА 2. Основные вопросы методики проведения испытаний загрязненной изоляции.

2.1. Испытательные установки и измерительный комплекс.

2.2. Методика загрязнения и увлажнения изоляторов. Порядок проведения испытаний

2.3. Исследуемые объекты.

2.4. Влияние давления воздуха на электрическую прочность загрязненной изоляции

ГЛАВА 3. Исследование развития разряда вдоль проводящей поверхности на моделях.

3.1. Основные процессы при развитии разряда.

3.2. Зависимость критического напряжения от различных факторов.

3.3. Исследование скорости развития ПЧР вдоль проводящей поверхности.

3.4. Некоторые особенности механизма развития разряда вдоль проводящей поверхности.

3.5. Расчет разрядных характеристик моделей. Влияние химического состава и толщины проводящего слоя.

3.5.1. Влияние неравномерности распределения проводящего слоя на вольт-секундные характеристики моделей.

3.5.2. Развитие разряда при воздействии напряжения произвольной формы.

3.5.3. Влияние состава и толщины проводящего слоя.

3.6. Выводы.

ГЛАВА 4. Развитие разряда при длительном воздействии напряжения.

4.1. Особенности развития разряда вдоль загрязненной изоляции при длительном воздействии напряжения.ИЗ

4.2. Исследование влияния конструкции аппаратных изоляторов на их характеристики в загрязненном и увлажненном состоянии.

4.3. Зависимость разрядных напряжений от строительной высоты загрязненной изоляции.

4.4. Выводы.

ГЛАВА 5. Оптимизация конфигурации ребер изоляторов.

ГЛАВА 6. Электрическая прочность загрязненной изоляции при кратковременном воздействии напряжения промышленной частоты и воздействии коммутационных импульсов.

6.1. Электрическая прочность загрязненной изоляции при кратковременном воздействии напряжения промышленной частоты.

6.1.1. Постановка вопроса и методика испытаний.

6.1.2. Результаты исследований.

6.1.3.Модель для расчета разрядных напряжений загрязненных изоляторов при кратковременных воздействиях напряжения.

6.2. Исследование характеристик аппаратной изоляции при воздействии коммутационных импульсов.

6.2.1. Особенности методики испытаний.

6.2.2. Разрядные напряжения аппаратных изоляторов класса 110 кВ при воздействии коммутационных импульсов различной формы.

6.2.3. Влияние принудительного распределения напряжения.

6.2.4.0собенности развития разряда вдоль изоляции высотой более 1 м.

6.2.5. Исследование крупногабаритной аппаратной изоляции.

6.3. Выводы.

ГЛАВА 7. Конструктивные и технологические особенности полимерных изоляторов.

7.1. Трекингостойкость полимерных материалов.

7.2. Основные принципы выбора конструкции ребер изоляторов.

7.3. Монолитность полимерных изоляторов.

7.4. Электрическая прочность вдоль границы раздела полимерных изоляторов.

7.5. Выводы.

ГЛАВА 8. Рекомендации по выбору конструкций и габаритов внешней изоляции из условия загрязнения.

8.1. Традиционные конструкции из фарфоровых и полимерных изоляторов.

8.2. Пространственные изоляционные системы.

Одна из наиболее важных проблем обеспечения стабильности функционирования Единой энергетической системы России — это надежная изоляция электроэнергетических систем и установок высокого и сверхвысокого напряжения в процессе многолетней эксплуатации в различных условиях атмосферно-климатических воздействий.

Решение этих задач непосредственно связано с созданием качественных изоляционных материалов и оптимизированных по геометрическим параметрам конструкций, обеспечивающих надежность эксплуатации электротехнического оборудования при соблюдении оптимального соотношения «качество-цена».

Одним из важнейших критериев при выборе внешней изоляции является обеспечение ее бесперебойной работы в условиях загрязнения и увлажнения. Эта проблема возникла при сооружении первых воздушных линий электропередачи, и в дальнейшем борьба с аварийностью в сетях из-за загрязнения изоляции усложнилась вследствие общего ухудшения экологической обстановки.

Первоочередной интерес представляет задача выбора изоляции для линий электропередачи и подстанций переменного тока, занимающих в нашей стране доминирующие позиции. В то же время высокоэкономичные и гибкие передачи постоянного тока с большой пропускной способностью находят все большее применение, а в будущем несомненно станут важнейшими элементами энергосистем. Поэтому обоснованный выбор изоляции с учетом особенностей ее работы в системах постоянного тока является не менее важной задачей.

Наиболее жесткие требования предъявляются к надежности изоляции подстанционного оборудования, так как аварии вследствие перекрытий этой изоляции могут вызвать существенный недоотпуск электроэнергии.

При выборе габаритов аппаратной изоляции по требованию ее безаварийной работы в условиях загрязнения и увлажнения обычно исходят из значений нормируемой длины пути утечки. Однако, как показывает опыт эксплуатации и результаты лабораторных исследований, этот параметр не всегда достаточно полно характеризует электрическую прочность загрязненных изоляторов, вследствие чего выбранные по нему изоляторы в ряде случаев не обеспечивают надежную работу изоляционных конструкций.

Позднее для более обоснованного подхода к определению габаритов внешней изоляции было введено понятие эффективной длины пути утечки. Однако методы ее расчета охватывали ограниченный круг изоляторов, что при разработке новых типов изоляционных конструкций приводило к неизбежности проведения большого объема трудоемких и дорогостоящих экспериментальных исследований.

Острота возникших проблем и насущная потребность их разрешения обусловили проведение комплекса исследований, главной целью которых явилось создание научных и инженерных основ проектирования внешних линейных и аппаратных изоляторов для электрооборудования высокого и сверхвысокого напряжения.

Потребность в разработке и создании новых перспективных изоляторов на базе полимерных материалов внесла дополнительные трудности, связанные с необходимостью решения сложных задач технологического плана и разработкой критериев оптимизации конструктивных параметров изоляторов на основе анализа их электрических и механических характеристик.

Насущной задачей исследований, проводимых в нашей стране и за рубежом, наряду с получением новых данных по разрядным характеристикам загрязненной изоляции являлось создание более совершенных методов расчета ее электрической прочности, которые могли бы учитывать многочисленные влияющие факторы, а также реальные условия загрязнения изоляторов в эксплуатации.

С учетом сказанного целью диссертационной работы является разработка физико-технических основ создания внешней изоляции электропередач высокого напряжения на основе развития представлений об обобщенной картине формирования разрядного процесса вдоль загрязненной поверхности изоляторов, совершенствование на этой основе методов расчета электрической прочности внешней изоляции, позволяющих с достаточной для практических целей точностью оптимизировать габаритные размеры изоляции, создание научных и инженерных основ конструирования полимерных изоляторов, а также разработка критериев оптимизации характерных параметров традиционных и полимерных изоляторов.

Для достижения поставленной цели необходимо было решить следующие задачи:

-исследовать закономерности развития разрядного процесса вдоль загрязненной и увлажненной поверхности изоляторов;

-изучить разрядные характеристики изоляторов при воздействии напряжений различной формы в условиях загрязнения и увлажнения;

-установить взаимосвязь между характеристиками разрядного процесса и электрической прочностью изоляторов с различными конструктивными параметрами;

-разработать критерий выбора оптимальных соотношений между конструктивными элементами фарфоровых и полимерных изоляторов;

- исследовать трекингостойкость полимерных материалов и выбрать наиболее оптимальный вариант выполнения полимерного покрытия изоляторов;

-определить условие «монолитности» многослойной полимерной конструкции;

- найти условия обеспечения высокой электрической прочности по границе раздела полимерного покрытия со стеклопластиковым основанием изолятора;

-разработать методики конструирования ребер полимерных изоляторов минимальной толщины при обеспечении достаточной их прочности на пробой;

-разработать методы испытаний полимерных изоляторов;

- создать надежную внешнюю изоляцию для электропередач переменного и постоянного тока высокого, сверхвысокого и ультравысокого напряжения.

С учетом сказанного, на защиту выносятся: 1 .Теоретические и экспериментальные исследования в области высокого и сверхвысокого напряжения изоляции, создающие основу для разработки физико-технических основ конструирования внешней изоляции высоковольтного оборудования.

2.Результаты исследования закономерностей развития разряда вдоль проводящей поверхности с различными характеристиками проводящего слоя при разных формах воздействующего напряжения:

- выделение двух фаз развития разряда - тепловой и электрической - резко различающихся как скоростью их протекания, так и связанными с ними физическими процессами;

- определение критической напряженности, соответствующей моменту перехода процесса развития разряда в быструю фазу;

- определение зависимости скорости движения поверхностных частичных разрядов от приложенного напряжения.

3.Усовершенствованная методика расчета разрядных напряжений загрязненных аппаратных изоляторов при длительном воздействии напряжения промышленной частоты на основе установленного условия перехода тепловой фазы развития разряда в электрическую. Методика позволила оценить электрическую прочность изоляторов с различной конфигурацией ребер при разных уровнях загрязнения. 4.Принцип оптимизации соотношения между вылетом ребер и расстояниями между ними для аппаратных изоляторов, изготовленных из фарфора или полимерного материала, основанный на сравнении электрической прочности воздушных промежутков между ребрами и напряжений, возникающих на них в процессе развития разряда.

5.0снованный на зависимости скорости развития разряда от напряженности электрического поля метод расчета влияния интенсивности загрязнения, конструкции изолятора и формы воздействующего напряжения на разрядные напряжения изоляции при воздействии коммутационных перенапряжений, а также метод расчета электрической прочности изоляции при ограниченной длительности воздействия напряжения промышленной частоты.

6.Результаты исследований разрядных характеристик загрязненной аппаратной изоляции с габаритами, характерными для передачи СВН и УВН (до 14,4 м), при различных видах воздействующего напряжения, интенсивностях загрязнения и материалов, из которых изготовлены изоляторы. Определение габаритных размеров внешней изоляции оборудования на напряжение до 1150 кВ переменного тока и ±750 Кв постоянного тока применительно к его эксплуатации в районах с различной степенью загрязнения.

7.Результаты исследований влияния атмосферного давления на разрядные напряжения изоляции в загрязненном и увлажненном состоянии.

8.Рекомендации по выбору габаритов аппаратных изоляторов и пространственных изоляционных систем для различных условий загрязнения.

9.Результаты исследования трекингостойкости эластомеров и электрической прочности по границе раздела между полимерным покрытием и стеклопластиковым основанием. Требования к «монолитности» цилиндров, применяемых для изготовления полимерных полых изоляторов, работающих при избыточном давлении внутри цилиндра.

10.Метод оптимизации конструкции ребер полимерных изоляторов, основанный на требовании их непробиваемости при различных эксплуатационных воздействиях.

11 .Соотношение между электрической прочностью загрязненных изоляторов при длительном воздействии переменного или постоянного напряжения, из которого следует, что разрядные напряжения при постоянном токе не выше эффективных значений при переменном токе. 12.Вывод о том, что оптимизированные конструкции полимерных изоляторов имеют более высокую электрическую прочность при одной и той же поверхностной проводимости по сравнению с традиционными изоляторами.

12. Результаты работы использованы при разработке единой серии воздушных выключателей ВНВ 110-1150 кВ (НПО «Уралэлектротяжмаш»), вводов постоянного тока напряжением ± 400-800 кВ (завод «Изолятор»), изоляции шинных опор и разъединителей (Великолукский завод высоковольтной аппаратуры), при создании изоляции комплектных кабельных устройств ± 800 кВ (НИИКП), при разработке полимерных покрышек для ограничителей перенапряжений (ЗАО Hi 111 «Спецэнерготехника», ООО ЛМЭ «Ограничитель»), полимерных покрышек для трансформаторов напряжения (ОАО «Молния»), опорных полимерных изоляторов 35-110 кВ (ОАО «Энергия-21»), макетного образца оптоизолятора для электронно-оптического измерителя тока, при подготовке ГОСТ 10390-71, а также РТМ «Нормы и методы испытаний изоляции в загрязненном состоянии» и РТМ на вводы постоянного тока.

Заключение

1. Sporn P., CahenF., and Mafnien M. Progress report of Study Committee 9 on extra-high voltage A.C. transmission.- C1.RE, 1964, Rep.№ 420.

2. Gao Hang. Перекрытие загрязненной изоляции в электрической сети провинции Непап (Китай) в начале 2001 года.- Dianwang jishu, 2001, Т.25.

3. Шкуропат П.И. Развитие разряда по влажной поверхности изолятора при постоянном напряжении.- В кн.: Научно-технический информационный бюллетень ЛПИ им. М.И. Калинина. 1957, № 1.

4. Hampton. Flashover mechanism of polluted insulation Proc. IEE, 1964, Vol. Ill, №5.

5. Александров Г.Н., Иванов В.JI., Кизеветтер В.Е. Электрическая прочность наружной высоковольтной изоляции.- Л.: Энергия. 1969.

6. Obenaus F. Fremdschichtuberschlag und Kriechweglange.- Deutsche Elektrotechnik, 1958, Bd. 12, № 4.

7. Alston L., Zoledziovvski. Growth of discharges on polluted insulation.-Proc. IEE, 1963, Vol.l 10, № 7.

8. Соломоник EA. Исследование и расчет разрядных характеристик загрязненных изоляторов.- В кн.: Передача энергии постоянным и переменным током. Изв. НИИ ПТ. Л.: Энергия, 1965, сб. 11.

9. Wilkins R., AI-Baghdadi A. Arc propagation along an electrolyte surfase.-Proc. IEEE, 1971, Vol. 118.

10. Jolly D. Contamination Flashover Theory and Insulator design.- Journ. of the Franklin Institute, 1972, V. 294, № 6.

11. Topalis F. V., Gonos I. F., Stathopulos I. A. Dielectric behaviour of polluted porcelain insulators. -IEE Proc. Generat., Transmiss. and Distrib, 2001, T.148, № 4.

12. Dhahbi-Megriche N., Beroual A. Flashover dynamic model of polluted insulators under ac voltage.- IEEE Trans. Dielec. and Elec. Insul, 2000, т.7, №2.

13. Frishmann V. Fremdschicht-Uberschlag und Fubpunctwanderung.-Deutsche Elektrotechnik, 1957, Bd. 11, № 7.

14. Tominaga A. Characteristics of power-frequency flashover on contaminated surfaces in fog.- Elec. Eng. of Japan, 1968, Vol, 88, N 12.

15. Nasser E. Zum problem des Fremdschichtuberschlagen an Isolatoren.- ETZ, A, 1962, №11.lö.Hesketh S. The propagation of arcs over a water surface.- Proc. 8-th International Conference on Phenomena in Ionized Gases. Vienna, 1967.

16. Boehme A., Obenans F. Pollution flashover tests on insulators in the laboratory and in systems and the model concept of creage-Path Flashover.-CIGRE, 1966, R 407.

17. Erler F. Der Mechanismus des Kriechuberschlags von verschmutzten Isolatoren bei Impulsspannungen.- Elektrie, 1971, № 5.

18. Ely C.H.A., Roberts W.T. Switching-impulse flashover of air gaps and insulators in an artificially polluted atmosphere.- Proc. IEE, 1968.

19. Zoledziowski S. Time-to Flashover Characteristics of Polluted Insulation. -IEEE Trans, 1968, № 6.

20. Boylett. How quickly an arc arcs. Elec. Rev. 1968, V. 184, № 12.

21. Nakaiama Y. Switching Surge Flashover characteristiks of insulators under polluted conditions.- 1969 R. 33-69 (sc), 08 1WD.

22. Anfossi G. Behavior of insulators in the vicinity of the sea.- Atti della Asssoc. Electrotecn. Ital., 1907, Vol. 11.

23. Downing P. The developed high tension network of a general power system.- AIEE Trans., 1910, V.29.

24. Ефимов A.B., Кожухов B.K., Алмазов A.B. Изоляторы. Труды ВЭИ, Гос. энерг. изд., 1941.

25. Малкин З.Г. Борьба с перекрытиями изоляторов из-за загрязнений.-Электрические станции, 1939, № 1.

26. Streubel Н., Böhme W. Prüfungen der Langstabisolatoren.- Hermsdorfer Technische Mitt., 1970, Bd 10, № 29.

27. Гриценко A.B., Лысаковский Г.И. Итоги борьбы с загрязнением изоляции.- Электрические станции, 1954, № 6.

28. Лысаковский Г.И. О новых характеристиках изоляторов наружной установки.- Электрические станции, 1959, №11.

29. Розенталь А.Я. Об эксплуатации изоляции 6-35 кВ, подвергающейся интенсивному загрязнению.- Электрические станции, 1954, № 6.

30. Гульмаджов К. Работа внешней изоляции ВЛ, эксплуатируемых в западных районах Туркмении. Электрические станции,-1992, № 6.

31. Ким Ен Дар, Куке С. В. Изолятор с улучшенными аэродинамическими характеристиками.-Энергетика, и электрификация, 1994, №1.

32. Adamus Jorg ,Jungling Waldemar ,Deneck Herbert.Vorrichtung zur Reinigung von Hochspannungsisolatoren. : Заявка 4336410A1 280,МКИ H 01 В 17/52 VEAG Vereinigte Energiewerke AG. № 4336410.1; 1995.

33. Накамура М. Хирофути Е., Сатору Г., Такаши Т. и др. Метод вероятностного прогноза уровня загрязнения изоляторов подстанций и выбор времени для промывке изоляторов. -Denki gakkai ronbunshi, 1999, T.l 19, № 7.

34. HV insulator coating. -Eur. Power News, 1996,т.21,№ 4.

35. Akbar M., Ahmed Z., Matsuoka R., Sakanishi K., Okada N. Insulator contamination study in Pakistan. -NGK Rev.: Overseas Ed., 1995, № 19.

36. Левшунов Р.Т. Исследование изоляторов, покрытых полупроводящей глазурью.- Электрические станции, 1954, № 4.

37. Matsuoka R. ,Akizuki M. ,Matsui S.,Suzuki Y. ,Nakashima N., Study of performance of semiconducting glazed insulators under simulated desert contamination conditions. -NGK Rev.: Overseas Ed, 1997,№ 21.

38. Morita R., Matsuoka R., Matsui S., Suzuki Y., Nakashima Y. Practical application of semiconducting glazed insulators.-NGK Rev.: Overseas Ed, 1996, №20.

39. Левшунов Р.Т. Выбор изоляции воздушных линий и подстанций в районах с загрязненной атмосферой. "Промышленная энергетика", 1988 г., №9.

40. Левшунов Р.Т. Грязеразрядные напряжения и тепловая устойчивость изоляторов с полупроводящей глазурью .-Электричество., 1969 г., №10.

41. Трусова В.Н., Харин A.C., Локтев Ю.Т.и др. Исследование подстанционной изоляции в условиях загрязнения солончаковой пылью и морскими туманами.- Электрические станции, 1969, № 8.

42. Трусова В.Н., АлексеенкоА.А., Локтев Ю.Т. и др. Работа опорных изоляторов в условиях соляных загрязнений.- Электрические станции, 1973, № 11.

43. Verma M. P., Niklash H., Kolossa J. H Hochspannungs-Stutsisolatoren unter naturlichen Fremdschichtbedingungen. ETZ-A, 1974, H. 2.

44. Verma M.P. Isolierverhalten von Hochspannungs-Langstutsisolatoren verschiedener Bauform unter naturlichen Fremdschichtbedingungen. ETZ-A, 1971, Bd. 92, H. 7.

45. Werner H. Untersuchungen und Betriebserfahrungen in einem fremdschichtgefahrdetenl 10 kV Netz.- Deutsche Elektrotechnik, 1958, Bd. 12, №2.

46. Forrest J.S. Das Betriebsverhalten von Hochspannungsisolatoren in Verschmutzter Atmosphere.- Archiv fur Energiewirtschaft, 1958, № 17.

47. Gloyer H.,Vogelsang T. Freiluftisolatoren in Verschmutzungsgebiet.-ETZ-A, 1957, Bd 78, H. 7.

48. Reverey G. Das Isolationsproblem im Fremdschichtgebieten.- Deutsche Elektrotechnik, 1958, Bd. 12, № 2.

49. Koske B. Uber das elektrische Verhalten gebraucheicher Isolatoren inllO kV Freileitungen.- Deutsche Elektrotechnik, 1958, Bd. 12, № 3.

50. Reverey G. Hochspannungsisolatoren unter Fremdschichteinfluss. Prufherfahren und Ergebnisse.- Elektrizitatswirtschaft, 1959,Bd 58, № 2.

51. Lambeth P.J. and others. International research of Polluted insulators.-CIGRE, 1970, R.№ 33-12.

52. J.Keller-Jacobsen, Pedersen A., Holmgren В., Horback К. Experiences and investigations of insulator perfomance under the influence of salt pollution.- CIGRE, 1972, R. № 33-10.

53. Мерхалев С.Д., Соломоник E.A. Изоляция линий и подстанций в районах с загрязненной атмосферой.- Л.: Энергия, 1973.

54. Мерхалев С.Д., Соломоник Е.А. Влияние конфигурации изоляторов на выбор длины гирлянд.- Электрические станции, 1968, № 7.

55. Руководящие указания по выбору и эксплуатации изоляции в районах с загрязненной атмосферой.- СЦНТИ, ОРГРЭС. М., 1975.

56. Мерхалев С.Д. Зависимость разрядных характеристик загрязненных изоляторов в нормальном эксплуатационном режиме от их конфигурации. В кн.: Передача энергии постоянным и переменным током. Известия НИИ постоянного тока. Л.: Энергия, 1968, сб. 14.

57. Gacek Z., Pohl Z. Povrchovs draha jako kriterium Odolnosti vysokonapetovych isolatoru vuci znecisteni.- Elektroteclinicky obsor, 1979, № 1.

58. Pohl Z. Znaczenie i dobor parametrow konstrukcyjnych kloszy isolatorow do warunkow zabrudzeniowych na tie badan modelowych. -Przeglad Elektrotechnieczny, 1968, № 8.

59. Kimoto J., Fujimura Т., Naito K. Perfomance of heavy duty UHV Disk insulators under Polluted condition.- IEEE Trans.on Power App. And Syst., 1972, №1.

60. HeiseW., Kothe H. Das Isoliervermogen langer Isolatorketten unter Fremdschichteinfluss.- ETZ-A, 1964, Bd. 85, H. 26.

61. Kawai M. Research at project UHV on the Performance of Contaminated insulators.- IEEE Trans., Pas-92, № 3.

62. Cron H. Bemerkenwerte Beobachtungen und Erfarungen zum Verhalten fremdschichtbehafiteter Isolatoren.- Elekrizitatswirtschaft, 1958, Bd. 57, H. 24.

63. Lambeth P.J. Effect of pollution on high-voltage outdoor insulators.- Proc, IEE. IEE Reviews, 1971, Vol. 118, № 92.

64. ГОСТ 10390-86. Электрооборудование высокого напряжения. Методы испытаний электрической прочности внешней изоляции в условиях загрязнения.

65. Ely С.Н.А., Kingston R.G. and Lambeth P.J. Artificial- and natural-pollution tests on outdoor 400 kV substation insulators.- Proc. IEE, 1971, V. 118,№1.

66. HeiseW., Luxa G.F., Revery G. ,Verma. Assessment of the solid layer artificial pollution tests.- CIGRE, 1972.

67. Kimoto J., Kuniji K. Anti-pollution design criteria for line and station insulators. IEEE Trans. 1972, vol. PAS-91, № 11.

68. Sundhar Sri Influence of non-soluble contaminants on flashover performance of artificially contaminated polymer insulators.- Conf. Elec. Insul. and Dielec. Phenom., Arlington, Tex., Oct. 23-26, 1994: IEEE Annu. Rept.-New York (N. Y.), 1994.

69. Matsuoka R., Kondo K., Naito K., Ishii M. Influence of nonsoluble contaminants on the flashover voltages of artificially contaminated insulators. -NGKRev.: Overseas Ed,1996,№ 20.

70. Matsuoka R., Kaminogo O., Kondo K., Naito K., Mizuno Y., Kusada H. Influence of kinds of insoluble contaminants on flashover voltages of artificially contaminated insulators.- NGK Rev.: Overseas Ed., 1995, № 19.

71. Urushihara, I., Naito, K., Sakanishi, K., Matsuoka R. A method of artificial contamination test on composite insulators. -NGK Rev.: Overseas Ed.,1993,№ 17.

72. Test and dimencions for high-voltage d.c. insulatore IEC, 1973, Publication 438.

73. Опорные изоляторы наружной установки.- Технические требования к оборудованию ЛЭП ПТ 1500 кВ Экибастуз- Центр, № 12.1.

74. Витт X. Сравнение изоляторов постоянного и переменного тока.-Перевод докладов СИГРЕ 1960, № 403 в сб. «Электропередачи.».

75. Nakajima Y.,Nagai К., Seta Т., Norie Н., Naito К. Performance of contaminated insulatore energisod by DC voltage.- CIGRE, Paris, 1974, № 33-07.

76. Watanable Y. Study on the insulation design of overhead DC lines.-IEEE Trans. Power Appar. and Syst., 1976,95, № 4.

77. Обенаус и Штейер. Исследование загрязняемости высоковольтных изоляторов при постоянном и переменном напряжении.- Отчет НТО МЭС при СВАТ, 1948 г.

78. Кожухов В.К., Лебедев Г.А. Исследование фарфоровой изоляции при постоянном токе высокого напряжения. Отчет ВЭИ, арх. №397, 1948.

79. Исследование разрядных характеристик линейных изоляторов различной конфигурации по методу предварительного загрязнения,- JL: Отчет НИИПТ, 1970, арх. № 0-2873.

80. Lambeth P.J. Pollution performance of HV DC outdoor insulaters.-CIGRE, Paris, 1966, №33-05.

81. Pruxell J., Schei A. Influence of high altitudes on the flashover voltage of insulators.- Elteknik, 1966, №11.

82. Александров Г.Н., Бурханов P.C. Электрическая прочность увлажненных гирлянд изоляторов при пониженной плотности воздуха.-Электрические станции, 1968, № 3.

83. Шамсиев А.С. Влагоразрядные характеристики изоляторов в условиях высокогорья.- Изв. АН Тадж. ССР. Отделение физико-мат. и геолого-химич. наук, 1971, 1(39).

84. Guan, Zhicheng ,Zhang, Renyu ,Huang, Chaofeng. Перекрытие загрязненных изоляторов при низком атмосферном давлении.- Journal of Tsinghua University Qinghua daxue xuebao,-1995,-T.35, № 1.

85. Тиходеев H.H. Передача электроэнергии сегодня и завтра.- JL: Энергия, 1975.

86. Правила устройства электроустановок.- М.: Энергия, 1979

87. Heise W., Kothe. Isoliervermogen Verschmutster Isolatorengegen Uberspannungen Stobartigen Verlaufs.- ETZ-A, 1967, Bd. 88, H. 20.

88. Ely C.H.A., Roberts W.T. Switching-impulse flashover of air gaps and insulators in an artificially polluted atmosphere.- Proc. IEE, 1968, Bd. 115.

89. Nakajima Y. Switching Surge Flashover characteristiks of insulators under polluted conditions. 1969,- R. 33-69 (sc)08.

90. Okada Т., Koga S. Switching surge flashover characteristics of long disk insulator strings under polluted conditions.- IEEE Trans. On power apparatus and systems, 1970, № 3.

91. Macchiaroly В., Turner P.J. Switching surge performance of contaminated insulators.- IEEE Trans, on power App. And systems, 1971, №4.

92. Кизеветтер B.E. Исследование электрической прочности загрязненных и увлажненных изоляторов.- Автореф. диссерт. на соиск. уч. степ. канд. техн. наук. ЛПИ, 1967.

93. Хиросе, Сета, Энджо, Ичихара, Окада. Электрические характеристики загрязненных изоляторов при воздействии коммутационных волн.- В кн.: Внутренние перенапряжения и работа загрязненной изоляции М.: Энергия, 1975.

94. Heise V und Luxa G.F. Die Bemessungen der aussern Isolierstrecken von geraten fur hohe Betriebsspannungen.- ETZ-A, 1970, Bd. 91, H. 4.

95. Sforzini M. Testing of polluted insulators the present situation and problems of the Future.- Journal of the Frankling Institute, 1972, vol. 294, №6.

96. Кизеветтер B.E., Майкопар A.C. Влагоразрядные характеристики гирлянд линейных изоляторов.- Электричество, 1968, № 1.

97. Fabricator G., Lupo G., Macchiaroli В. Studies on time to flashover of contaminated surfaces.- IEEE Can, Commun. and power Cof., Monteal, 1974.

98. Nigol O., Reichman J. Development of new semiconductive glase insulators.- IEEE Trans, on Power App. and systems, 1974, vol. PAS-93, № 2.

99. Vlastos A.E. Transmission line polimeric insulators leakage currents and performance.- CIGRE 1992 , Pap. 15-401.

100. Houlgate R.G., Swift D.A., Cimador A., and other. Field experience and laboratory research on composite insulators for overhead lines.- CIGRE, 1986, Rep. 12-15.

101. Man-one Cr.,Nicolini P.,Motori A., Sandrolini E. Laboratoiy measuring techniques applied to check insulating materials and interfaces in composite insulators.- CIGRE, 1992 , Rep. 15 402.

102. Krylov S.V. Diagnostigs of polymer insulators ageing based on their deformation characteristics under load.- CIGRE, 1992 , Rep. 22-301.

103. Krylov S.V. Diagnostigs of polymer insulators ageing based on their deformation characteristics under load.- CIGRE, 1992 , Rep. 22-301.

104. Karady G.G., Schneider H.M., Risk F.A.M. Review of CIGRE and IEEE research into pollution performance ofnonceramic insulatorsrfield aging effects and laboratory test techniques.- CIGRE, 1994, Rep. 33-103.

105. Bossi S.,Pigini A., Reali R. and other. Study of the performance of composite insulators in polluted conditions.- CIGRE, 1994, Rep. 33 -104.

106. Naito K., Izumi K., Takasu K., Matsuoka R. Performance of composite insulators under polluted conditions.- CIGRE, 1996 , Rep.33-301.

107. Kindersberger J., Schutz A., Karner H.C., Huir R.V.D. Serviceperformance , material design and applications of composite innsulators with silicone rubber housings.- CIGRE, 1996 , Rep. 33 303.

108. Riguel G.,Fourmique J.M., Decker D.De., Joulie R., Parrand R.Studies of the long term performance of composite insulators and of the representativity of ageing tests.- CIGRE, 1996 , Rep. 33 304.

109. Marrone G., Marinoni Г. New apparatus set up at ENEL to monitor pollution deposit and pilot cleaning operations on outdoor insulators.-CIGRE, 1996 , Rep.33 302.

110. Vlastos A.E., Sorqvist T. Field experience of ageing and performance of polymeric composite insulators.- CIGRE, 1996.

111. Week K.-H. Overvoltages and insulation co-ordination.- Electra, 1995, № 158.

112. Тиходеев H.H. Отчет о работе исследовательского комитета 33 СИГРЭ " Координация изоляции в электрических сетях " в 1995 -1996 , НИИПТ, Л.: 1996.

113. Maekawa Y., Mizuno Y., Naito К., and other. Electrical insulating characteristics of polymeric materials under wetting and contaminated conditions results of CIGRE round robin test. -NGK Rev.: Overseas Ed. 1998, № 22.

114. Kumagai S., Yoshimura N. Tracking and erosion of HTV silicone rubber and suppression mechanism of ATH. -IEEE Trans. Dielec. and Elec. Insul.,2001, T.8, № 2.

115. Александров Г.Н., Петров H.K., Соловьев Э.П. и др. Полимерные изоляторы для BJI и подстанций. Энергетическое строительство, 1982, № 11.

116. Генкин С.М., Горшков Ю.И., Морозова Т.В. Полимерные материалы в устройствах контактной сети. — М.: Транспорт, 1976.

117. Cajan,J. Perret. С. Malaguti. Polymeric transmissions insulators: their application in France, Italy and the UK/M. CIGRE, 1980, Rep.22-10.

118. Chermey E.A., Stonkus D.I. Non-ceramic insulators for contaminated environements.- IEEE Transaction on Power Apparatus and sustems, 1981, V. Pas-100, № 1.

119. Verma M.P. Insulator Désignés for 1200 kV Lines IEE Transaction on Elect, Insulators, 1981, Vol E 1-16, № 3,.

120. Schneider H.M., Hall J.F., Karady G. Nonceramic insulators for transmission lines.- IEEE Trans.on Power Delivery , 1989 , v. 4 , № 4.

121. Excepts from the presentation of Arthur Kroese. Principal engineer Salt River Project.- Insulator News and Market Report, 1996 , V. 4 , № 1.

122. Burnham J.T., Givens P.S., Grisham T.M. High strength polymer post insulators enable economical transmission lines with low environmental impact.- IEEE Transmission and Distribution Conference , Chicago, Illinois, 1994, April 10-15.

123. Burnham J.T. Silicone rubber insulators used to improve transmission line performance in Florida.- Transmission and Distribution, 1992, V.4, №8.

124. Kawamura Т. а .о. Development of metalloxide transmission line arrester and its effectiveness.- CIGRE, 1994, Rep. 33 201.

125. Stenstrom L., Lundquist J. New polymerhoused ZnO surge arrester for high energy applications.- CIGRE, 1994 , Rep. 33 202.

126. Hinrichsen V., Fien H., Solbach H.-B., Priebe J. Metalloxidesurge arresters with composite hollow insulators for high-voltage sistems.-CIGRE, 1994 , Rep. 33-203.

127. Siemens moves quickly into composite insulator business.- Insulator News and Market Report, 1996 , v.4 , № 1.

128. INMR Interviews Prof. Hermann Karner.- Insulator News and Market Report, 1995 , № 3 ( May June ).

129. Fini G.P.,Marrone G., Sartore L., Sena E.A. Qualification tests performed on composite insulators for 132 150 kV overhead lines.-CIRED, Birmingham - 93, 1993 , Rep. 3.04.

130. Marrone G., Tavano P. Mechanical fatique of components of overhead lines with special attention to composite insulators: laboratory and theoretical investigation to evaluate their long term performance under this stress.- CIGRE, 1990 , Rep. 22 204.

131. Fini G.P., Marrone G., Porrino A. Results of accelerated ageing tests on component of electric systems made with polymeric materials. -CIGRE, 1988, Rep. 15-07.

132. Остапенко Е.И. Электрическая прочность внешней изоляции аппаратов сверхвысокого напряжения переменного тока при загрязнении.- Диссертация на соискание ученой степени канд. техн.' наук, ВЭИ, М.: 1981г.

133. Лебедев Г. А. Остапенко Е.И. Влияние давления воздуха на прочность изоляции при загрязнении и увлажнении ее поверхности.-Электротехника, 1972, № 1.

134. Остапенко Е.И. Исследование электрической прочности загрязненной внешней изоляции аппаратов 35-110 кВ условиях пониженного давления воздуха.- Электротехника, 1980, № 2.

135. ГОСТ 1516.2-76. Электрооборудование и электроустановки переменного тока на напряжение 3 кВ и выше.- Нормы и методы испытаний электрической прочности изоляции.

136. Остапенко Е.И., Власова В.И. Развитие разряда вдоль загрязненной и увлажненной поверхности при воздействии коммутационных импульсов.- В сб. Труды ВЭИ, М.: 1974, №5.

137. Стекольников И.С. Природа длинной искры.- М.: Изд-во АН СССР, 1960.

138. Гельфанд И.М., Фомин С.В. Вариационное исчисление. М.: Издательство физ. мат. литературы, 1961 г.

139. Ostapenko E.I. The influence of the pollution layer inert component on the insulation flashover -CIGRES, С 33, Colloquium New Orleans, LA-USA, 1989.

140. F.A. Rizk Mathematical Models for Pollution Flashover, Electra, 1981,№78.

141. Elovara J. Discussion Meeting Summary for Group 33 (Overvoltages and Insulation Cordination).- Electra, 1986, № 108.

142. Xavier R.J., Narayana Rao Y. Study of Surfacee Conductivity and ESDD on Contaminated Porcelain Insulating Surfaces,- 5th Int.- Symposium on HV Engineering, 1987, 24-28 August,, Rep № 51. 12.

143. Schneider H.M., Deno D.W., Howes D.R. On site Monitors for Predicting Contamination Deposits - on HVDC Insulators. 5th Inint. Symposium on HV Engineering, 1987, 24-28 August, Rep № 51.04

144. Майкопар A.C. Гашение электрической дуги.- Электричество, 1960, №4.

145. Лебедев Г.А., Остапенко Е.И., Годулян B.B. Влияние расположения изолятора на его грязеразрядные напряжения.- Электрические станции, 1972, № 1.

146. Мерхалев С.Д., Владимирский Л.Л., Яковлева Т.В., ЧерневичЛ.В. Разрядные характеристики загрязненной изоляции при кратковременных воздействиях напряжения промышленной частоты -Электрические станции, 1979, № 8.

147. Кузьмичева К.И. Исследование коммутационных перенапряжений и нормирование пропускной способности разрядников.- Диссертация на соиск. уч. степ. канд. техн. наук. ВЭИ, М., 1978.

148. Смит. Измерения коммутационных перенапряжений на некомпенсированной линии 500 кВ.- В кн. Внутренние перенапряжения и работа загрязненной изоляции. М.: Энергия, 1975.

149. Akopyan А.А., Bourgsdorf V.V., Kusmitchova K.I., and other. Switching overvoltages and the system of protection against them in 750 kV networks of the USSR- CIGRE, 1972, Rep. 33-07.

150. Михайлов Ю.А., Половой И.Ф.,Халилов Ф.Х. Прогнозирование уровней внутренних перенапряжений в сетях 750 кВ. В кн. Дальние электропередачи 750 кВ.- Часть 2. Оборудование подстанций. М.: Энергия, 1975.

151. Crucius М. et al. Wetting and pollution values obtained with special recording instruments for optimum adaptation of insulators to various environmental conditions-1976 Dok. 33-76 (WG04), 22, 1WD.

152. Тиходеев H.H., Шур C.C. Изоляция электрических сетей.- Л.: Энергия, 1979.

153. Баркович М.А., Семенов В.А. Повреждаемость электропередач 500 кВ,- Электрические станции, 1970, № 6.

154. Вок. Риск перекрытия, вызываемого коммутационными перенапряжениями на подстанции ультравысокого напряжения (выше 1000 кВ).- В кн. Подстанции переменного тока. М.: Энергия, 1976.

155. Insulation Co-ordination. Part 2. Application Guide.- IEC Standard, Publication 71-2, 1976.

156. Гринблат M. П., Деминская H. Ф., Остапенко Е. И. и др. Резиновая смесь на основе силоксанового каучука.Авторское свидетельство № 1012594. Зарегистр. в Гос. реестре изобр. СССР 14.12.1982.

157. Гринблат М. П., Деминская Н. Ф., Остапенко Е. И. и др. Трекингостойкая композиция на основе высокомолекулярного винилсилоксанового каучука.- Авторское свидетельство №1066204. -Зарегистр. в Гос. реестре изобр. СССР 8.09.1983г.

158. Шумилов Ю.Н. Научно-технические основы создания кремнийорганических изоляторов для линий электропередачи высокого напряжения.-Автореферат диссертации на соискание уч. степ. докт. техн. наук. Л.: 1989.

159. Литманович Д.С. Электрическая прочность многослойного полимерного изолятора наружной установки. Диссертация на соискание ученой степени канд. техн. наук, М., 1990г.

160. Тимошенко Н. Сопротивление материалов. — М.: Машиностроение, 1968.

161. Роберт Л. Полый газонаполненный изолятор. Патент 3735019 HOI В 17/26.

162. Коян М. Полимерные изоляторы для высоковольтных ЛЭП: их применение во Франции, Италии, Великобритании. Международная конф. по высоковольт. эл. системам.: Париж, 1980.

163. Рейтлингер С. И. Проницаемость полимерных материалов. М.: Химия, 1974.

164. Щетц М. Силиконовый каучук. Л.: Химия, 1975.

165. Роттенбург С. И. Исследование газопроницаемости силоксановых каучуков и разработка газопроницаемых материалов на их основе.-Дисс. на соиск. уч. степ. канд. техн. наук., JL: ВНИИСК. 1982.

166. Вольтген Е. Проходные изоляторы наружной установки с силиконовыми ребрами. Heft, 1983, №23.

167. Мамхегов М.А., Остапенко Е.И., Трифонов В.З. Опорный полимерный изолятор.- Патент 1999, №2130606, 20 мая.

168. Kisevetter V.E., Lebedev G.A., Merkhalev S.D. Ostapenko E.I. Characteristics of EHV insulation in contaminated and moist conditions. CIGRE Int. Conf. Large High Voltage Electr. Syst., Paris, 1974, № 33-16.

169. Ж.М.Жорж и Р.Парро. Надежность электроснабжения и техническое обслуживание изоляторов. Франко-российский семинар: оптимизация и повышение качества электросетей, Москва, 15 ноября 2004 г.

170. Обзор и анализ аварий и других нарушений в работе на электростанциях и в электрических сетях энергосистем за 1986 год. Выпуск 3. Союзтехэнерго. Москва, 1987г

171. Тиходеев H.H. Особенности и области применения керамических и полимерных изоляторов на воздушных линиях переменного и постоянного тока сверх- и ультравысокого напряжения.- Известия академии наук. Энергетика, 1994, №4

172. Владимирский Л.Л., Вербицкий В.Д. и др. Опыт эксплуатации линейных полимерных изоляторов в России: общие сведения.-Энергетик, 2004, №11

173. Тиходеев H.H. К методике статистической координации изоляции высоковольтного оборудования при резонансных перенапряжениях. Известия академии наук. Энергетика,. 1996, № 4.

174. Е.И. Остапенко. Физические процессы при перекрытии загрязненной изоляции.// Электричество, 2006, № 9.

175. Е.И.Остапенко. Методы выбора изоляции для районов с загрязненной атмосферой. //Электротехника, 2006, № 9.