> Техника, страница 54 > Короткое замыкание

Короткое замыкание

Короткое замыкание, необычное электрич. соединение между двумя частями электрич. цепи, непосредственное или через землю, причем сопротивление этого соединения имеет незначительную величину по сравнению с напряжением между соединенными частями. Нормально электрич. цепь состоит из генератора, соединительных проводов и аппаратов (трансформаторы, воздушные и кабельные линии и сети, распределительные сети) и приемника, и ток в цепи определяется эдс генератора и сопротивлениями всех вышеуказанных элементов. После возникновения К. з. ток в цепи определяется уже только сопротивлениями элементов цепи до места К. з. и сопротивлением самого К. з., принимаемым равным нулю. Так как обычно сопротивление приемника велико по сравнению с сопротивлением прочих элементов электрич. системы, то при возникновении К. з. сила тока в цепи может во много раз превзойти нормальную силу тока и вследствие выделения большой, хотя обычно и кратковременной,мощности, создать опасные условия работы как для самой электрич. системы, так и для соприкасающихся с ней людей. В результате К. з. может произойти опасное повышение t° элементов электрич. системы, могущее повести или к порче оборудования или даже к воспламенению близлежащих горючих материалов. Взаимодействие между токами в отдельных элементах установки может повести к значительным механич. повреждениям. При К. з. на землю может произойти опасное повышение потенциала заземленных частей. Если сопротивление заземления Ей, то при К. з. на землю потенциал заземленной части, равный нормально нулю, поднимается до величины V=I_K% R V, где 1_К,—ток К. з. на землю в А. При большой величине I„_, V может достигнуть значения сотен и даже тысяч Y, и прикосновение к заземленной части м. б. смертельным. Катастрофическ. последствия К. з. тем больше, чем дольше длится режим К. з. В виду этого при возникновении К. з. необходимо стремиться к возможно быстрейшей его ликвидации путем отключения дефектного участка электрич. системы. Причиной возникновения К. з. являются обычно дефекты изоляции. К. з. может т. о. произойти вследствие перекрытия или пробоя изолятора, пробоя изоляции кабеля, пробоя изоляции обмоток электрич. машин и аппаратов, разряда между токоведущими частями или между токоведущей частью и землей в воздухе или под маслом. Такие случаи могут иметь место или вследствие плохого качества изоляции, или вследствие нерациональности конструкции, или вследствие катастрофич. перенапряжений, на которые изоляция системы не рассчитана. Дефекты изоляции могут также появиться вследствие случайных меха-нич. повреждений или случайных загрязнений. Кроме того К. з. может явитьсяследствием неправильных маниций при коммутационных процессах в распределительных устройствах подстанций, плохого качества контактов и возникающего вследствие этого выделения большого количества тепла и искрения, переходящего в дальнейшем в пробой или перекрытие изоляции. В современных электрич. установках, в связи с сосредоточиванием больших мощностей, токи К. з. могут достигать величин порядка сотен тысяч А, и механич. усилия в элементах распределительных устройств могут доходить до десятков т, что при нерационально спроектированной установке может привести к серьезным авариям.

При внезапном К. з. нормальный режим установки в течение короткого промежутка времени переходит в режим установившегося К. з. Такой переход сопровождается определенными устанавливающимися явлениями, иногда чрезвычайно сложного характера. Общее диференциальное уравнение переходного режима м. б. выражено в виде:

E=iR + Lf_t, (1)

где Е—эдс генератора, R—омическ. сопротивление контура и L—самоиндукция контура.

К. з. в сетях п о с т о я н н о г о т о к а. При К. з. в сети постоянного тока сила тока К. з. ограничивается только омич, сопротивлением контура, но переходный режим от нормальной работы установки к установившемуся режиму К. з. зависит также и от самоиндукции. Интеграл ур-ия (1) для случая постоянного тока будет

где г₀—ток в цепи в предшествующий К. з. момент. Таким образом немедленно после возникновения К. з. токг₀в цепи постепенно увеличивается до значения установившегося тока К. з.:

^lst _R

Т. к. обычно мощности, сосредоточенные в сетях постоянного тока, и напряжения установок сравнительно невелики, то явление не носит такого катастрофического характера, как это имеет место в мощных сетях переменного тока.

К. з. в сетях переменного тока. Сила тока К. з. в сетях переменного тока ограничена омич, и индуктивными сопротивлениями контура. При этом почти во всех случаях первенствующее значение имеют индуктивные сопротивления, и омическими сопротивлениями можно пренебрегать. Сопротивления, ограничивающие силу тока К. з., следующие: индуктивное сопротивление генераторов, силовых трансформаторов, дроссельных катушек и реакторов, линий передач и индуктивное или омическое сопротивление заземлений нейтрали генераторов и трансформаторов. Реактивность (реактивное сопротивление) трансформаторов (смотрите), дрос сельных катушек (смотрите) и реакторов (смотрите) не зависит от момента и характера К. з. Реактивность линий передач (смотрите) зависит от характера К. з. (одно-, двух- или трехфазная) и не зависит от момента К. з. Реактивность генераторов зависит от характера К. з. и от промежутка времени, протекшего от начала К. з. Реактивность генераторов минимальна в момент возникновения К. з. (мгновенная реактивность, или реактивность рассеяния) и после этого постепенно возрастает до своего установившегося значения (синхронная реактивность). Форма кривой тока К. з. зависит от момента К. з. По Бирмансу, ур-ие тока К. з. может быть выражено в виде:

г=l_ae^at cos <p-(I_a- I_st) e"¹* cos (tui -φ)~ - I_st cos (<ui - c_Pst), (3)

где I_a—мгновенный ток К. з., равный

= <*)

и а и а_у—коэфициенты затухания, зависящие от характеристик генераторов установки (для современных генераторов asi35, a₁^3,5); ψ—угол между током и напряжением в момент К. з.; <ρ_9ί—угол между током и напряжением установившегося тока К. з.; Е— действующее напряжение; х_а—мгновенная реактивность; I_sl—установившийся ток короткого замыкания, равный Е у 2, x_St ’

x_st—синхрон, реактивность. Если К. з. произошло в момент перехода напряжения через максимум, то 9?=^,cos9>=0, и постоянная составляющая тока К. з. 1_а · e^ai cos φ=О исчезает. В этом случае кривая тока К. з. имеет симметричный вид, изображенный на фигуре 1. Если К. з. произошло в момент, когда напряжение переходит через 0, то cos <р=1, и кривая тока К. з. в первый момент полностью смещается относительно оси времени, как это изображено на фигуре 2.

(5)

}ί		А АЛ	)ЛЛ да
Уч	т	члти	и иду и Время

Фигура 1.

В этом случае амплитуда первого полуперио-да тока К. з. (пик тока) может значительно превосходить амплитуду симметричного тока 1_а. При имеющемся обычно в сетях переменного тока затухании можно принимать величину пика тока равной 1,8 1_а.

Расчет величины тока К.з.Действующее значение установившегося тока К. з. дается формулой:

i--£·*.·“. (^б)

где 1_п—действующее значение нормального тока генератора; x_st—сумма синхронной реактивности генератора и внешних реактивностей в %, приведенная к нормальной мощности; К—поправочный коэф-т тока возбуждения генератора, равный ц: г, где г“—

ток возбуждения в условиях действительного К. з. и г—ток возбуждения, соответствующий прямолинейной части кривой намагничения, продолженной (в случае необходимости) до нормального напряжения. Нормальная кривая намагничения для генераторов по нормам VDE приведена на фигуре 3. Действующее значение установившегося тока К. з. дается формулой:

1=— I (7)

где av—сумма мгновенной реактивности генератора и внешних реактивностей в %, приведенная к нормальной мощности. Так. образом расчет тока К. з. сводится к определению реактивности контура от генератора до точки К.з. По Льюису, величина реактивностей синхронных машин может быть принята следующей: турбогенераторы—мгновенная реактивность х_а=154-25%, синхрон, реактивность в среднем x_sl=115 %; генераторы водяных турбин: х_а=204-45%, х_а== 604-125%; синхронные конденсаторы: х_а== 404-50 % ,x_st^в среднем 160%; синхронные двигатели (смотрите): =15 4-

70%, %= 654-150%. Величины установившегося тока К. з. по нормам VDE для современных генераторов см. Генератор переменного тока, табл. 4.

Амплитуда первого полупериода при К. з. генератора по нормам VDE может превосходить амплитуду нормального тока в 15 раз. Средние величины реактивностей силовых трансформаторов, по данным Льюиса, приведены в таблице 1.

Таблица 1.—Средние величины реактивностей силовых трансформаторов.

Относительный /я< возбуждения

Фигура 3.

Рабочее напряжение в kV.	66	88	110	132	154	220
Реактивность трансформатора в %.	9—10	9,5—10,5	9,5-11	10—12	10-12	13—15

Реактивность в % (х„_р.) дроссельных катушек, реакторов и линий передач м. б. рассчитана по ф-ле:

**-£•100%. (8)

где х—реактивное сопротивление катушки или линии передачи в Ω : х=coL; Еф_ — фазное напряжение установки в V, со—угловая частота переменного тока, L—самоиндукция в Н. Самоиндукция L (в Н/км) проводов линии передачи м. б. вычислена по следующим ф-лам. При трехфазном К. з.:

L=[0,46 1g^ + 0,05]-10-^s, (9)

где Х)₀—среднее геометрическое расстояние между проводами в см, г—радиус провода в см. При двухфазном К. з. в формулу (9) вместо П₀ следует подставить расстояние между проводами, между к-рыми произошло К. з.

При однофазном коротком замыкании на землю:

L=2,77 [lg ~^] 1СГ³, (10)

где г₀—эквивалентный средний радиус провода. Эквивалентный радиус уединенного провода г₀ выводится из ф-лы:

г₀=0,779 г. (11)

Вообще эквивалентный средний радуис п проводов равен корню степени п² из произведения п² членов, образуемых путем умножения эквивалентного радиуса каждого из п проводов на расстояние от этого провода до всех остальных η — 1 проводов. Вместо реактивностей в% возмояшо вести расчет, оперируя с реактивностями, выраженными в Ω. В первом случае все реактивности сети должен быть приведены к одной и той же мощности, а во втором случае—к одному и тому же напряжению. Расчет комбинированной реактивности от места К. з. до генератора м. б. произведен путем применения законов Кирхгофа. Однако при очень сложных конфигурациях сетей решение задачи получается чрезвычайно сложным, в особенности при наличии нескольких генераторных станций. Работа в таких случаях м. б. упрощена путем применения специальных счетных машин. При несимметричном (одно- или двухфазном) К. з. может быть рекомендован расчет по методу симметричных составляющих Стоквис-Фортескью.

Термин, действие тока К. з. В виду кратковременности процесса можно принять, что все тепло, освобождающееся в проводе, идет только на нагрев самого провода и не отдается окружающему пространству. Количество тепла, выделившееся в проводе за время dt:

dQ= 0,24 i² Rdl cal; (12)

здесь i—действующая сила тока в проводе, R—сопротивление провода, равное ео(/(’^,>, (₁₃)

где ρ₀—удельное сопротивление материала провода в 9.мм²1м при темп-ре d=0°, I— длина провода в м, q—сечение провода в миллиметров², &—темп-pa провода, /(d)—функция, опреде-ляющаязависимостьсопротивленияот Г. Т.к. согласно вышесказанному тепло расходуется только на нагрев самого провода, то, с другой стороны,

dQ=eg d&, (14)

где с—уд. теплоемкость материала провода, g—масса провода, равная

g= qly,- (15)

в формуле (15) γ—плотность материала провода. Обозначая

fc=0,2lf“ (16)

И

Δ=I (17)

(А—плотность тока К. з.)и подставляя зна чения R, dQ и д из (13), (14) и (15) в (12), получаем диференциальн. уравнение нагрева провода при К.з.

~-hA²dt. (18)

Для всех обычно применяемых металлов, кроме ферромагнитных, можно принять, что /(#)-( 1 + а#). (19)

Для железа уравнение (19) является недостаточно точным, и в этом случае необходимо принимать, что т=(1 + а& +β&η, (20)

причем

β-*>ο.

Подставляя значение /(#) из (19) или (20) в (18) и интегрируя диференциальн. ур-ие, получаем следующее решение: для немагнитных материалов (медь, латунь, алюминий,серебро, цинк, свинец, олово и тому подобное.) перегрев акАЧ

& =· { [ί¹ + ^а$о)

и для железа перегрев

&

1]~»о

Ϋ4β-

2(5

+ arc tj

-itg[

α + S

kAVytfi-a a

+

Vifi-

»£о] _

-a2J

(21)

(22)

где v₀—начальн. темп-pa материала провода.

При этом принято, что сила тока за время К. з. не меняется, то есть что Л= Const. Максимальная 1° провода в конце К. з. &„,=# + #„. Значения необходимых для расчета по ф-лам (21) и (22) величин ρ„, с,у, а и β см. в таблице 2.

Т а б л. 2.—3 н а ч е н и я величин во, с у, а и β.

Исходя из уравнения (3), можно показать,

t

что в этом случае интеграл J A²dt можно за менить выражением:

¹1² dt=АЬ

t,

(23)

Материал	ео. 2 миллиметров2/м	с, cal/зград	V, г[см	а, град-ι	β, град-2
Электро- i 100% прово-
литич. ) димости.	0.0167
красная i мягкая.	0,0172	0,092	8,9	0,0043	_
медь Vтвердая.	0,0175
Латунь (30% Zn).	0,083-	0,09	8,3	0,0017	_
	0,0635
Алюминий.	0,0287	0,212	2,7	0.0042	_
Цинк..	0.059	0,093	7.2	0,00415	_
Свинец ..	0,19	0,03	11,37	0.0042	_
Олово..	0,103—	0,054	7,3	0,0045	_
	0.132
Серебро {”«е ; ; ; ;	0,0150 0,0166	I 0,056	10,55	0,0041	—
Железо (99,5% Fe).	0,115	0,115	7,8	0,0056	9-10-е
Никель..	0,11—0,13	0,11	8,9	0,0055	а-ю-·

Из формул (21) и (22) следует, что перегрев # является ф-ией произведения А^г(. При начальной температуре #„=0 ф-лы (21) и (22) принимают следующий вид:

>^akJH-l], (21а)

ГгЫ2(|/4₍5__а2

-К-

₌ Kit

2(5

+ arc tg

+

V4(3

a ~l a - ,. 2 I 2,3

(22a)

При A=/(/) решение принимает след, вид: для немагнитных металлов

tf=~[(l + a»o)e^aft^^2cii

и для железа

t

hfAZdt

-l]-#₀ (216)

V 40- „2

ΐβ

tg

-1/4(8 - a² +

+ arc tg

У4β - α2

.21_ A

2(5 ^V°-

(226)

где A_st—плотность установившегося тока К. з. и t—фиктивное время, являющееся функцией действительного времени К. з. и отношения Фиктивное время t м. б. найдено по кривым фигура 4. Т. о. в условиях действительного К. з. перегрев провода м. б. вычислен по формулам (21) и (22), при замене в них Л на A_st и t на t, определяемое по кривым фигура 4. На фигуре 5 даны зависимости перегрева & от произведения А²1 дл5? различных материалов при начальной теми-ре #о=0°. При =£0° перегрев м. б. найден по кривым фигура 5 путем переноса оси # на отрезок Ау_г, соответствующий перегреву провода от 0 до и оси А^г1 на отрезок #₀. Для пояснения на фигуре 5 показано определение перегрева красной меди для случая #„=100° и А²1= 2,5-10⁴. Во всех вышеприведенных ф-лах не учитывается влияние скин-эффек-та (смотрите). В виду того что при наличии скин-эффекта плотность тока по сечению будет неравномерна, точное решение вопроса становится чрезвычайно сложным и требует учета теплопередачи по сечению провода. Расчет средней 1° по сечению м. б. однако легко сделан, если положить уд. сопротивление провода при 1°=0° равным ρ=(?„·&, ^гДе fc—коэф. скин-эффекта. Так как коэф. скин-эффекта является возрастающей функцией· от магнитной проницаемости, то влияние скин-эффекта будет в особенности сильно для железа. Так как коэф. скин-эффекта является убывающей функцией от ί°, то следовательно влияние скин-эффекта по мере увеличения ί° будет падать. Нагрев изоляции ^токоведу-щих частей при К. з. по характеру явления существенно отличается от нагрева самого металла токоведущей части. Процесс нагрева м. б. представлен в следующем виде. За время К. з. 1° токоведущей части увеличивается и достигает максимума в конце К. з. В виду кратковременности процесса изоляция токоведущей части за это время нагреется незначительно. После окончания К. з. начинается остывание токоведущей части, t° же изоляции продолжает повышаться за счет тепла, отдаваемого металлом. При этом темп-pa внутренних слоев изоляции, соприкасающихся с металлом, будет повышаться быстрее, чем температура наружных слоев, и весь процесс нагрева идет, как показано на фигуре 6.- Точный анализ вопроса о нагреве изоляции чрезвычайно сложен, однако очевидно, что при одной и той же температуре металла нагрев изоляции будет тем больше, чем больше отношение веса металла к весу изоляции.

При выборе величины допускаемого при К. з. перегрева необходимо принимать во внимание следующие соображения.—1) У с-ловия безопасности изоляции провода. С этой точки зрения по

о пилщьпис /1.0.

О 02 ОА 0.6 02 13 12 1А 1£ 12 2.0 и 2 полюсное К. з.

О ОА 03 12 13 2.0 2.4 2.8 32 3.6 4.0 Действительное время К.э. t -секунд

Фигура 4.

нормам AIEE можно принимать ориентировочно следующие величины: а) для изоляции класса А (пропитанная органическая изоляция) можно допускать максимальную темп-ру токоведущей части 250° при начальной 1° 90—105°, то есть перегрев 145—160°; Ь) для изоляции класса В (неорганические материалы, могущие содержать в небольшом количестве органич. связующие вещества, например миканит, бетон и тому подобное.) можно допускать максимальную ί°=350° при начальной ί°== 125°, то есть перегрев 225°. 2) Условия безопасности самого провода. С этой точки зрения необходимо учи-. тывать уменьшение механич. прочности провода вследствие нагрева, отжига металла, а также возможность расплавления паек легкоплавкими припоями. Зависимость временного сопротивления твердотянутой меди по Г. Шмидту от темп-ры при кратковременном нагреве представлена на кривых фигура 7.

При выборе допустимого перегрева при К. з. проводов воздушных линий передач необ ходимо учитывать кроме вышеуказанного также и увеличение стрелы провеса нагретого провода.

Электродинамическое дейст-виетокаК. з. Расчет электродинамич. усилий между токоведущи ш частями м. б. произведен след, способами. 1) Если по проводнику течет ток I, то в окружающей проводник среде запасается магнитная энергия

Α_Μαι= Δ·Φ·1Λ№,

где Ф—магнитный поток. При электродинамическом взаимодействии между двумя проводниками, обтекаемыми током I, магнитная энергия превращается в соответствующее количество механическ. работы: А_маг.== А_мех. Так как механическая работа равна произведению силы на путь,то окончательно получим силу

(24)

где <fc—элемент пути. Т. о. сила, возникающая между проводами, равна произведению тока на скорость изменения потока по линии действия силы. 2) Помимо вышеуказанного способа расчет электродинамических усилий м. б. произведен на основании дифе-

ренциального закона Био-Савара-Лапласа. Напряженность магнитного поля на расстоя-

та длины провода) будет

Г, sinady

dll

Г»

(25)

(фигура 8); здесь а—угол между направлением тока и направлением от элемента^ к точке, для которой определяется напряженность магнитного поля (точка х). Элементарное усилие между проводником, который проходит через точку х и обтекается током 1₂, и элементом тока Ii dy будет

(26)

Путем интегрирования выражения (26) м. б. найдено усилие в точке х от всего соседнего проводника с током 1_г. Если 4₁=1_а=1, то

dPx=~

I²sinady

_Г2

(26а)

Знак минус перед выражением для силы р_х (26) выбран из следующих соображений. Если выбрать направление тока положительным, например снизу вверх, а положительное направление силы—в сторону отталки-

вания, то на основании правила левой руки перед выражением для силы должен сто

ять знак минус (—). Направление силы р._хбудет перпендикулярно плоскости, проходящей через элемент тока в точке х. Для слу-

1Ь

-т-Аг

?

Фигура 10.

чая действия между двумя параллельными бесконечно длинными проводниками (фигура9)

Фигура н. усилие в точке х от всего проводника CD _Ρχ 10кг/см. (27)

Аналогичным же образом м. б. найдено и усилие между проводами конечной длины, причем пределы интегрирования конечно изменяются,—например для случая, изображенного на фигуре 10, получим силу

1,02/²г х, h — x

Рх =

=+-

zzzl-10 ⁸ кг/см. (28) a² J

Фигура 12.

[V x²+d* ’ V (i-x)²+d²J В вышеизложе»ных формулах. (27) и (28) не учтено влияние формы сечения. В случае проводов круглого или трубчатого сечения ф-лы (27) и (28) остаются справедливыми, причем под расстоянием d следует понимать рас- о 1 “; н стояние между осями про-водов; при других фор- к мах сечения полученные выше ф-лы становятся неверными. Аналитическое решение задачи с учетом формысечения проводников довольно сложно и возможно только для некоторых форм проводников. В частности для случая двух параллельных шин одинакового прямоугольного сечения (фигура 11, А) выражение для силы м. б. написано в виде

Рх=к г/см. (29)

Вычисление коэфициента к приводит к очень сложным выражениям, в виду чего при прак-тич. расчетах удобнее пользоваться графиками коэф-та к (фигура 11, Б).Взаимодействие

	^<9		л <ьу^
1=5 Р jler>			о ί Ф	---
	//,	л
1
h	У

10	0Л	0.8	7.2	1.6	2.0
ПО	ом	0.08	0.12	0.16	020
mi	3	5	7	9	и

Фигура 13.

между двумя взаимно перпендикулярными проводниками (фигура 12) м. б. вычислено по следующим ф-лам:

^2

Рх _d-B_l(сила в точке ж);

(сила на участке х_г - ж₂);

1,02 10~⁸ кг/см (30)

2,35 · 10~⁸ кг/см (31)

—11 T-i

I[В»]”* · 2,35 · 10^-8 кг/см (32)

(момент относительно точки О),

где коэфициенты В_х, В₂иВ₃м.б. найдены по кривым фигура 13 (значения В₂ представляют

3

Т. Э. m. XI.

собой логарифмы чисел, и кривая разбита на 3 части, имеющие характеристики 1, 2 и 3; ординаты кривой представляют собой мантиссы). Для случая, изображенного на фигуре 14, в случае проводника круглого сечения Дуайт (Dwight) дает следующие ф-лы. Сила, действующая на то:

а) при т < I

Р_т=1гф,303

1 m²hi ^— ϊβ~1*

б) при то > I

ш

16 г²

, ¹ Ч 16 (2

3 пг>

32 Т>

+

.]· 1,02-10-“ тег;

V —I I Г2 3031а — — - — ί— -4- ¹ -? 4-

*»> ^J1 J₂Lⁱ>^oU:’¹S h. _m 24 (2 тонны ₁₆ (2 T

(33)

6 ?n³ ~

+

3 l S

^-+. .]·!, 02-10-⁸ иг. (34)

i гз/ij

24 m3 40 m.5 16

Для случая, изображенного на фигуре 15 (сила, действующая на нож масляного выключателя), Друде дает следующую ф-лу:

Р= l,6I²[ln^-0,25

10"“J

кг.

-V

"Ь~

ii; н ϋ: •i: ;i:-_	: ii: jy

Лг

(35)

При расчете электродинамич. усилий весьма большое значение может иметь явление резонанса (смотрите). При наличии резонанса действительные усилия могут значительно превзойти величины, рассчитанные по выше-

J

Фигура 14

Фигура 15.

приведённым ф-лам. Так, в табл.З приведены коэф-ты увеличения усилий вследствие резонанса для шин прямоугольн.сечения по данным В. Шпекта (длячастот в 60 и 25 пер/ск.).

Таблица 3. — Коэфициент увеличения усилий вследствие резонанса для шин прямоугольного сечения.

Часто та, пер/ск.	Пролет, Μ	Расположение шин
		и	— —
	0,61	*1	*2	3,0	5,0
	0.915	1,8—2,6	*2	3,3	2,0
60 (	1,22	1,4	*2	3,3	1,4
	1,37	1,3	*2	3,6	1,3
1	1,57	1,2	*2	5,6	1,2
t	0,61	2,8—3.2	2,8-3,4	3,0	3,0
	0,915	3,5—4,1	2.8—3,4	3,0	3,3
25 <	1.22	2,5	2,8-3,4	3,0	2,3
	1,37	2,1	2,8—3,4	3,0	1,8
l	1,57	1,8 ·	2,8—3,4	3,0	1,5

⁴¹ При коротких пролетах значение коэф-та меняется в очень широких пределах, почему в этих случаях необходимы специальные расчеты. *2 в виду большой зависимости коэф-та от различных условий (типа изолятора и т. и.) необходим специальный расчет в каждом отдельном случае.

Данными этой таблицы можно пользоваться как ориентировочными при расчетах, причем значения при частоте 50 пер/ск. м. б. получены путем интерполяции. В ответственных случаях однако необходимо учитывать влияние резонанса расчетным путем. Расчет усилия в условиях резонанса м. б. произведен путем составления дифер. уравнения движения рассчитываемого элемента под влиянием электродинамич.усилий.Интегрирование этого дифер. ур-ия дает возможность найти величину деформаций, от которых уже легко перейти к напряжениям в материале рассчитываемого элемента.

Лит.: Лютер Р. А., Электрич. силовые установки, Л., 1926; Лопатин И. А., О нагревании проводов воздушных высоковольтных линий в мощных системах, «Известия Электротока», приложение к журналу «Электричество», Л.—М., 1929, 7; Воронове. А., Расчет электродинамич. усилий в дроссельных катушках, «Электричество», М., 1925; его ж е, О свойствах масляных выключателей и разъединителей и предъявляемых к ним требованиях, «Известия ГЭТ», 1929, 2—3; Steinmetz С. Р., Transient Electric Phenomena, New. York, 1920; R u d e n-b e r g R., Elektrische Schaltvorgange, Berlin, 1926-; Biermanns J., Oberstrome in Hochspannungs-anlagen, Berlin, 1926;Lewis W. W., Transmission Line Engineering, New York. 1928; Lewis W. W., A New Short-Circuit Calculating Table, «General Electrical Review», Schenectady, 1920, August; M a c k e r-ras A. P., Calculation of Single-Phase Short Circuit by the Method of Symmetrical Components, ibid., 1926, April, July; Jj H. Ku, Transient Analysis of A.-C. Machinery, «Quarterly Trans. American Institute of Electrical Engineers», N. Y.,1929, v.48, 3; К e s s e 1 г i n gF., Elektrische Schaltgerate, B.—Lpz., 1928; Clerk A., Le rfeenelenchement sur court-circuit des disjoncteurs ipouvoirde rupture 6Jev6e, «RGSi», 1928, t. 24, 0, 7; Van-Asperen C., Mechanical Forces on Busbars, «Trans. Amer. Institute of Electr. Engineers», New York, 1923, v. 42; D w i g h t Η. B., Two Cases of Calculation of Mechanical Forces in Electric Circuits, ibid., 1927, v. 46; Specht W., Short Cut Methode of Calculating Stresses in Bus Structures, «General Electrical Review», Schenectady, 1928, v. 31, 8; R e i c h e, Ober die Kurzschlussfestigkeit yon Stromwandlern, «ETZ», 1928, H. 49; Vorschriftenbuch d. VDE, В. (ежегодн. изд.); Standards of the American Institute of Electrical Engineers, N. Y. Л. Машкиллейсон.