38
Ежеквартальный
спецвыпуск
№
2(9),
июль
2018
Техсовет
Валерий
БРЫКИН
,
начальник
сектора
диагностики
элек
-
тр
отехнической
службы
Департамента
эксплуатации
АО
«
Тюменьэнерго
»
К
оценке
крутизны
грозовых
волн
,
набегающих
на
подстанции
при
обратных
перекрытиях
изоляции
ВЛ
К
ак
уже
отмечалось
ранее
[1],
в
условиях
обнаружив
-
шейся
по
факту
негрозоупорности
ВЛ
и
ПС
,
длитель
-
но
эксплуатируемых
в
регионах
с
грунтами
низкой
проводимости
,
выход
из
положения
опережающим
образом
был
найден
для
ВЛ
в
варианте
их
защиты
с
помо
-
щью
ОПН
,
включаемых
через
внешний
искровой
промежу
-
ток
.
Таким
способом
к
настоящему
времени
в
электрических
сетях
северных
регионов
АО
«
Тюменьэнерго
»
защищены
два
десятка
двухцепных
ВЛ
110
кВ
общей
протяженностью
по
трассе
1500
км
с
установленным
на
них
количеством
ОПН
около
15 000
фаз
,
что
улучшило
показатель
грозоупорности
этих
линий
не
менее
чем
на
порядок
.
В
то
же
время
вопрос
с
незащищенностью
продольной
изоляции
силовых
трансформаторов
остается
пока
откры
-
тым
,
находясь
в
начальной
стадии
рассмотрения
,
выражен
-
ной
публикацией
[2]
о
первых
экземплярах
частотно
-
зави
-
симых
устройств
(
ЧЗУ
)
разработки
НГТУ
,
которые
проходят
промышленное
опробование
на
одной
из
северных
под
-
станций
АО
«
Тюменьэнерго
».
Это
обстоятельство
невольно
высвечивает
такую
существенную
подробность
,
что
отсут
-
ствует
нормирование
воздействующей
на
обмотки
транс
-
форматоров
крутизны
грозовых
волн
,
набегающих
с
ВЛ
.
Для
аппаратов
,
защищающих
главную
изоляцию
высо
-
ковольтного
оборудования
,
в
том
числе
трансформаторных
обмоток
—
ОПН
и
вентильных
разрядников
, —
строго
норми
-
рованы
технические
характеристики
их
начального
(
до
сраба
-
тывания
)
и
последующего
(
после
срабатывания
)
защитных
действий
,
то
есть
пробивные
импульсные
напряжения
и
оста
-
ющиеся
напряжения
при
также
нормируемых
импульсных
токах
.
Эти
характеристики
скоординированы
с
электрической
прочностью
внешней
и
внутренней
изоляции
защищаемых
объектов
,
задаваемой
стандартом
[3].
Амплитудные
значения
импульсных
перенапряжений
всесторонне
рассматриваются
,
в
то
время
как
предельно
допустимая
крутизна
—
нет
,
и
тем
самым
как
бы
предлагается
верить
,
что
воздействия
грозовых
волн
будут
безопасными
при
условии
наличия
грозотроса
,
заземленного
на
каждой
опоре
подхода
ВЛ
к
ПС
с
нормиро
-
ванными
сопротивлениями
заземления
.
При
грунтах
низкой
проводимости
этот
важный
исходный
фактор
—
надежность
тросового
подхода
—
исчезает
,
но
тогда
рушится
и
вера
в
безопасность
крутизны
набегающих
волн
,
так
как
неэффек
-
тивность
грозотроса
ничем
не
возмещается
,
а
предельным
выражением
опасности
этого
второго
(
после
амплитуды
)
воз
-
действующего
параметра
волны
выступает
чисто
качествен
-
ная
,
словесная
ее
оценка
—
крутой
срез
с
отвесным
задним
фронтом
.
В
связи
с
этим
представляет
интерес
попытка
оце
-
нить
ту
степень
ухудшения
ситуации
с
возрастанием
крутиз
-
ны
,
которая
наступает
с
утратой
защитного
действия
тросово
-
го
подхода
в
регионах
с
грунтами
низкой
проводимости
.
В
общем
курсе
предмета
«
Техника
высоких
напряжений
»
любого
учебного
заведения
обязательно
рассматривается
задача
определения
напряжения
на
трансформаторе
,
за
-
щищенном
вентильным
разрядником
,
при
падении
на
него
грозовой
волны
с
косоугольным
фронтом
(
крутизной
a
,
кВ
м
/
мкс
).
При
этом
трансформатор
в
схеме
замещения
пред
-
ставляется
входной
емкостью
C
своей
обмотки
(
в
нашем
рассмотрении
—
класса
110
кВ
),
а
между
ним
и
разрядником
(
РВ
)
имеется
естественное
,
конструктивно
не
устранимое
расстояние
по
ошиновке
(
l
p
,
м
).
Сказанное
иллюстрирует
-
ся
рисунком
1,
где
даны
выкопировки
из
[4,
раздел
16–12]
для
двух
случаев
взаимного
расположения
трансформато
-
ра
и
вентильного
разрядника
относительно
направления
движения
грозовой
волны
(
рисунки
1
а
и
1
б
).
На
рисунке
2
приведены
графические
результаты
расчетов
по
этим
схе
-
мам
,
показывающие
,
что
напряжение
на
трансформаторе
всегда
больше
остающегося
напряжения
РВ
на
величину
В
статье
продолжена
тема
актуальности
грозозащиты
продоль
-
ной
изоляции
силовых
трансформаторов
в
регионах
с
грунтами
низкой
проводимости
,
затронутая
автором
в
спецвыпуске
жур
-
нала
«
ЭЛЕКТРОЭНЕРГИЯ
.
Передача
и
распределение
»
Группы
компний
«
Россети
»
№
1(8) 2018
г
.
39
a
·
l
p
.
Здесь
крутизна
a
,
измеряемая
в
кВ
м
/
мкс
,
берется
де
-
ленной
на
скорость
волны
300
м
/
мкс
,
чтобы
получить
другую
ее
размерность
—
кВ
м
/
м
(
например
, 300
кВ
м
/
мкс
означает
также
1
кВ
м
/
м
,
что
соответствует
такому
погонному
падению
импульсного
напряжения
вдоль
провода
,
по
которому
бежит
волна
с
околосветовой
скоростью
).
Но
самое
главное
здесь
то
,
что
графики
дают
наглядное
представление
о
порядке
крутизны
всех
импульсных
напряжений
,
которая
,
очевидно
,
находится
в
пределах
100÷150
кВ
м
/
мкс
,
или
0,33÷0,50
кВ
м
/
м
.
Интересно
посмотреть
,
как
числовые
данные
этого
учеб
-
ного
примера
соотносятся
с
результатами
,
лежащими
в
осно
-
ве
аналогичного
схемного
варианта
из
Таблицы
4.2.10
ПУЭ
«
Наибольшие
допустимые
расстояния
от
вентильных
разряд
-
ников
до
защищаемого
оборудования
35–220
кВ
»,
о
которой
в
разделе
«
Грозоупорность
ПС
» [2]
отмечалось
,
что
эта
та
-
блица
не
работает
в
регионах
с
грунтами
низкой
проводимо
-
сти
.
В
подтверждение
такого
вывода
покажем
,
что
в
этой
та
-
блице
подразумеваются
очень
умеренные
крутизны
грозовых
волн
,
набегающих
на
подстанции
в
условиях
хорошо
прово
-
дящих
грунтов
,
когда
опоры
ВЛ
имеют
малые
сопротивления
заземления
и
по
этой
причине
трос
выполняет
свою
функцию
обеспечения
так
называемого
защитного
подхода
ВЛ
к
ПС
,
а
обратные
перекрытия
на
подходе
невозможны
.
Для
этого
выберем
из
Таблицы
4.2.10
вариант
,
соответствующий
случаю
тупикового
РУ
,
когда
ВЛ
110
кВ
с
тросом
по
всей
длине
(
аналог
длины
подхода
к
РУ
— 3
км
и
более
)
имеет
опоры
с
негори
-
зонтальным
расположением
проводов
и
наибольшее
допусти
-
мое
расстояние
по
ошиновке
от
трансформатора
до
РВ
типа
РВМГ
-110
составляет
l
p
= 120
м
.
Если
вместо
РВ
применяется
ОПН
,
то
Примечание
3
к
Таблице
4.2.10
дает
формулу
пере
-
счета
расстояния
,
которое
возрастает
за
счет
разницы
значе
-
ний
остающихся
напряжений
ОПН
и
РВ
(
U
ОПН
<
U
РВ
).
Например
,
для
U
ОПН
= 231
кВ
м
и
U
РВ
= 265
кВ
м
(
оба
при
импульсном
токе
5
кА
)
применение
формулы
упомянутого
выше
Примечания
3
дает
:
U
исп
.
–
U
ОПН
480 – 231
l
p
ОПН
=
l
p
РВ
— = 120
·
— (
м
) = 139
м
,
U
исп
.
–
U
РВ
480 – 265
где
U
исп
.
= 480
кВ
м
—
испытательное
напряжение
изоляции
обмотки
110
кВ
трансформатора
полным
грозовым
импуль
-
сом
по
[5].
Полученное
увеличение
расстояния
не
принципиально
в
данном
рассмотрении
,
поэтому
выбираем
произвольно
вариант
РВ
для
применения
классической
формулы
,
выра
-
жающей
сущность
процесса
по
рисунку
1,
на
котором
изо
-
бражен
вентильный
разрядник
,
а
именно
:
U
ТР
=
U
РВ
+
a
·
l
p
.
Принимая
здесь
импульсное
напряжение
на
входе
в
об
-
мотку
110
кВ
трансформатора
U
ТР
равным
его
импульсно
-
му
испытательному
напряжению
U
исп
.
= 480
кВ
м
как
предельно
допустимому
,
найдем
реальную
крутизну
набежавшего
косоугольного
грозового
импульса
:
U
ТР
–
U
РВ
480 – 265
a
= — = —
кВ
м
/
м
= 1,79
кВ
м
/
м
=
l
p
120
= 538
кВ
м
/
мкс
.
l
p
T
Ф
Z
2
Z
1
РВ
C
U
0
U
пад
=
at
1
2
l
0
T
Ф
Z
2
Z
1
РВ
ИП
C
U
0
at
1
2
Рис
. 1.
Падение
грозовой
волны
косоугольной
формы
на
трансформатор
с
входной
емкостью
обмотки
C
,
защищаемый
вентильным
разрядником
РВ
,
удаленным
от
него
на
некоторое
расстояние
l
p
:
а
)
разрядник
до
трансформатора
по
ходу
волны
;
б
)
разрядник
после
трансформатора
по
ходу
волны
а
)
б
)
Рис
. 2.
Изменение
на
-
пряжения
на
входной
ем
-
кости
трансформатора
:
1 —
падающая
волна
;
2 —
напряжение
на
транс
-
форматоре
; 3 —
напряже
-
ние
на
разряднике
0
1
2
3
4
500
400
300
200
100
U
,
кВ
м
t
,
мкс
3
2
1
40
Ежеквартальный
спецвыпуск
№
2(9),
июль
2018
Как
видно
,
уровень
параметра
,
рассматриваемый
в
учеб
-
ной
литературе
и
подразумеваемый
(
ибо
о
его
нормирова
-
нии
речь
нигде
не
идет
)
в
действующем
НТД
(
ПУЭ
)
получа
-
ется
одного
порядка
,
и
притом
весьма
умеренного
.
Именно
с
таким
порядком
величины
этого
важного
параметра
всегда
приходилось
иметь
дело
специалистам
в
расчетах
или
при
работе
на
аналоговых
установках
АГП
(
анализатор
грозоза
-
щиты
подстанций
),
задававшимся
значениями
предельно
допустимой
крутизны
набегающих
волн
не
более
450
кВ
/
мкс
,
или
1,5
кВ
/
м
.
Выйдя
на
этот
порядок
значений
крутизны
(
ради
чего
здесь
было
проведено
ретроспективное
отвле
-
чение
),
посмотрим
теперь
,
с
какими
крутизнами
приходится
иметь
дело
трансформаторам
в
регионах
с
грунтами
низкой
проводимости
.
Однако
прежде
стоит
обратить
внимание
на
один
важный
промежуточный
вывод
,
оттеняющий
сложив
-
шуюся
ситуацию
с
отсутствием
нормирования
крутизны
как
таковой
.
Оба
вышеприведенных
примера
обращения
к
кру
-
тизне
—
как
явные
(
в
учебниках
),
так
и
подразумевающиеся
(
в
ПУЭ
) —
используют
ее
не
как
самостоятельный
параметр
,
непосредственно
и
разрушительно
воздействующий
на
про
-
дольную
(
витковую
)
изоляцию
трансформаторов
,
а
лишь
для
оценки
добавочного
воздействия
по
амплитуде
к
оста
-
ющемуся
напряжению
защитного
аппарата
(
ОПН
или
РВ
).
Но
амплитуда
импульса
действует
на
главную
изоляцию
,
а
не
на
продольную
.
Всецелая
озабоченность
ограничением
грозовых
волн
по
амплитуде
обусловлена
изначальной
уве
-
ренностью
в
том
,
что
снижение
их
крутизны
будет
обеспе
-
чено
тросовым
подходом
,
но
при
плохопроводящих
грунтах
последний
фактор
самоликвидируется
,
подставляя
под
удар
продольную
изоляцию
трансформаторов
,
о
которых
столько
заботы
проявляется
в
вопросах
их
защиты
от
прямых
уда
-
ров
молнии
и
правильной
расстановки
ОПН
или
РВ
.
Обратимся
теперь
к
российскому
стандарту
[3],
из
разде
-
ла
5.1.23
которого
здесь
на
рисунке
3
показан
вид
срезанного
грозового
импульса
,
когда
срез
(
точка
С
кривой
)
происходит
на
фронте
при
максимуме
напряжения
.
Раскроем
используе
-
мые
в
тексте
стандарта
обозначения
основных
параметров
,
важных
для
последующего
сравнения
:
–
T
ФР
—
длительность
фронта
импульса
—
время
,
пре
-
вышающее
в
1,67
раза
интервал
времени
T
АВ
между
моментами
,
когда
напряжение
составляет
30%
и
90%
от
максимального
в
точке
С
,
то
есть
(
можно
проверить
по
графику
)
T
ФР
= 1,67
T
АВ
[3,
п
. 5.1.16];
–
T
С
—
предразрядное
время
импульса
,
определяющее
интервал
времени
между
условным
началом
импульса
(
точкой
пересечения
оси
времени
с
прямой
АВ
)
и
момен
-
том
среза
(
точкой
С
);
–
T
—
интервал
времени
между
моментами
,
когда
напря
-
жение
на
срезе
составляет
70%
и
10%
значения
напря
-
жения
в
момент
среза
;
–
T
Дл
.
Ср
.
—
длительность
среза
импульса
—
время
,
пре
-
вышающее
в
1,67
раза
интервал
времени
T
,
то
есть
T
Дл
.
Ср
.
= 1,67
T
= 1,67
T
DE
[3,
п
. 5.1.27].
Именно
оно
,
это
время
,
определяет
крутизну
заднего
фронта
срезанного
импульса
,
что
и
будет
далее
применено
для
оценки
.
Согласно
п
. 5.2 [3],
T
ФР
= (1,2 ± 0,36)
мкс
.
В
этом
условии
(
в
аспекте
проводимого
рассмотрения
)
нас
должно
интересо
-
вать
ограничение
минусового
варианта
,
то
есть
чтобы
фронт
импульса
не
был
короче
величины
(1,2 – 0,36)
мкс
= 0,84
мкс
,
так
как
это
непосредственно
связано
с
воздействием
на
испы
-
тываемую
заводом
продольную
изоляцию
трансформатора
,
а
именно
—
что
,
строго
говоря
,
при
отклонении
длительности
фронта
в
ту
или
другую
сторону
(
в
данном
случае
—
в
сторону
уменьшения
)
прочность
изоляции
при
воздействии
градиент
-
ных
перенапряжений
не
гарантируется
.
Останавливаясь
на
величине
T
ФР
min
= 0,84
мкс
и
заме
-
тив
,
что
чертежные
линейные
соотношения
на
рисунке
вида
импульса
с
хорошей
точностью
отражают
физическую
ре
-
альность
в
соотношении
интервалов
времени
на
всех
участ
-
ках
графика
,
найдем
по
размерам
,
снятым
в
мм
с
чертежа
рисунка
3,
величину
длительности
среза
импульса
T
Дл
.
Ср
.
из
простых
соотношений
,
сущность
которых
не
требует
поясне
-
ний
и
основана
на
определении
линейного
масштаба
време
-
ни
через
заданную
длину
фронта
:
M
T
=
T
ФР
min
/
T
ФР
= 0,84
мкс
/ 78
мм
= 0,0108
мкс
/
мм
.
T
Дл
.
Ср
.
=
M
T
·
1,67
·
T
= 0,0108
мкс
/
мм·
1,67
·
6,5
мм
= 0,117
мкс
.
Вот
цена
той
«
отвесности
»
среза
при
обратном
перекры
-
тии
,
о
которой
обычно
речь
идет
без
привнесения
количе
-
ственных
оценок
!
Рис
. 3.
Стандартный
грозовой
импуль
c 1,2 / 50,
срезанный
на
фронте
при
максимуме
напряжения
[3,
п
. 5.1.23]
колебания
после
среза
1,0
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
0
U
C
D
B
A
T
AB
T
T
C
T
ФР
E
t
Техсовет
41
Полагая
теперь
,
что
максимум
импульса
соответствует
прочности
гирлянды
изоляторов
ВЛ
110
кВ
— 650
кВ
м
,
най
-
дем
крутизну
срезанного
импульса
:
a
срез
= (650 : 0,117)
кВ
м
/
мкс
= 5556
кВ
м
/
мкс
,
или
(: 300
м
/
мкс
) = 18,5
кВ
м
/
м
.
Как
видно
,
это
на
порядок
превышает
негласные
нормати
-
вы
и
требует
уточнений
для
установления
корректного
учета
того
,
что
происходит
с
трансформаторами
на
наших
подстан
-
циях
в
регионах
с
грунтами
низкой
проводимости
.
Но
затронем
еще
один
интересный
фрагмент
из
того
же
стандарта
[3],
который
неожиданным
образом
косвенно
вы
-
свечивает
негативную
роль
ВЛ
как
природного
поставщика
опасных
(
и
бессчетных
)
срезанных
импульсов
.
Из
раздела
5.5
«
Методы
испытаний
»
мы
узнаем
,
что
регламент
импульсных
испытаний
различается
для
объектов
с
изоляцией
самовос
-
станавливающейся
(
керамика
,
стекло
) —
как
,
например
,
у
ВЛ
,
и
несамовосстанавливающейся
—
как
у
трансформаторов
с
их
целлюлозной
изоляцией
.
В
соответствии
с
этим
разли
-
чием
существуют
трехударный
и
пятнадцатиударный
методы
испытаний
.
Для
трансформаторов
принят
трехударный
,
то
есть
более
щадящий
,
при
этом
от
случайных
повышений
на
-
пряжения
включают
параллельно
объекту
испытаний
шаро
-
вой
разрядник
,
настроенный
на
(115–120)%
прикладываемого
испытательного
напряжения
.
Цитата
из
п
. 5.5.3 [3]: «
При
испытании
на
шаровом
разрядни
-
ке
не
должно
быть
разряда
».
Это
очень
символичная
оговорка
.
Шаровой
разрядник
—
для
защиты
,
но
в
то
же
время
сам
этот
акт
защиты
может
оказаться
роковым
для
трансформатора
,
так
как
срез
напряжения
,
производимый
пробоем
между
шарами
,
может
создаваемой
крутизной
пробить
витковую
изоляцию
ис
-
пытываемого
трансформатора
.
Опасаются
единичного
случая
,
при
том
что
испытательное
напряжение
на
100
кВ
м
ниже
проч
-
ности
гирлянды
ВЛ
110
кВ
:
норма
на
испытание
обмоток
110
кВ
трансформаторов
срезанным
импульсом
— 550
кВ
м
.
А
линии
при
грозах
поставляют
десятки
,
сотни
воздействий
срезанных
импульсов
происхождения
худшего
,
чем
от
шарового
разряд
-
ника
.
Причем
воздействий
произвольных
,
не
учитывающих
ни
режима
работы
трансформатора
,
ни
уровня
рабочего
напря
-
жения
,
ни
возможности
совпадения
частых
и
массовых
ударов
молнии
со
схемными
коммутациями
,
сопровождающимися
перенапряжениями
.
И
эти
воздействия
постепенно
портят
не
-
самовосстанавливающуюся
изоляцию
трансформаторов
,
на
-
ращивая
тот
самый
кумулятивный
эффект
,
который
неожидан
-
но
приводит
к
витковым
замыканиям
в
зимнее
время
.
Сравнить
только
:
на
одной
стороне
—
испытания
умерен
-
ными
по
амплитуде
и
по
числу
подачи
испытательными
им
-
пульсами
,
которым
не
приписывается
никакая
разрушающая
способность
,
да
еще
дается
время
отдыха
в
1
минуту
между
очередными
приложениями
воздействий
;
на
другой
—
не
ограниченные
по
параметрам
и
числу
жесткие
природные
гро
-
зовые
разряды
,
приводящие
к
обратным
перекрытиям
,
при
ко
-
торых
набегающие
на
трансформаторы
срезанные
импульсы
разрабатывают
раз
за
разом
первоначально
науглероженные
канальцы
частичных
разрядов
в
целлюлозной
межвитковой
изоляции
первой
от
входа
в
обмотку
катушки
,
приближая
на
-
ступление
аварии
,
причину
которой
пока
(
в
настоящее
время
),
догадываясь
о
ней
и
внутренне
даже
принимая
,
не
называют
из
-
за
непризнанности
до
сих
пор
фактора
влияния
грунтов
низкой
проводимости
.
ВЫВОДЫ
1.
В
деле
грозозащиты
трансформаторов
электрических
се
-
тей
сложилась
диспропорция
между
четкостью
постановки
защиты
главной
изоляции
их
обмоток
и
размытостью
оценки
воздействий
на
изоляцию
продольную
(
витковую
).
Указан
-
ная
диспропорция
обостряется
при
эксплуатации
трансфор
-
маторов
в
регионах
с
грунтами
низкой
проводимости
,
когда
вследствие
неэффективности
заземления
опор
ВЛ
и
троса
на
подходах
к
ПС
существует
реальный
риск
грозовых
по
-
вреждений
трансформаторов
.
Назрела
необходимость
для
этих
регионов
разработать
эффективные
меры
по
защите
продольной
изоляции
с
отражением
вопросов
нормативных
ограничений
крутизны
в
специальных
разделах
нормативно
-
технических
документов
.
2.
В
техническом
диагностировании
трансформаторов
отсут
-
ствуют
способы
текущего
контроля
состояния
продольной
(
вит
-
ковой
)
изоляции
,
что
особенно
ущербно
для
регионов
с
грун
-
тами
низкой
проводимости
.
Существующие
методы
оценки
старения
изоляции
не
охватывают
межвитковых
зон
,
в
которых
утрата
изоляционных
свойств
наступает
не
вследствие
общей
распределенной
деструкции
материалов
,
а
по
причине
дис
-
кретных
локальных
частичных
разрядов
,
разрастающихся
под
действием
грозовых
импульсов
большой
крутизны
.
3.
Актуальной
противоаварийной
мерой
для
трансформа
-
торов
,
длительно
эксплуатируемых
в
регионах
с
грунтами
низкой
проводимости
,
должно
стать
оснащение
системами
мониторинга
с
локализацией
и
контролем
уровня
частичных
разрядов
в
выходных
зонах
обмоток
,
связанных
с
ВЛ
.
ЛИТЕРАТУРА
1
Брыкин
В
.
П
.
Актуальность
грозозащиты
продольной
изоляции
силовых
трансформаторов
в
регионах
с
грунтами
низкой
про
-
водимости
//
ЭЛЕКТРОЭНЕРГИЯ
.
Передача
и
распределение
,
ежеквартальный
спецвыпуск
«
Россети
», 2018,
№
1(8).
С
. 38–47.
2.
Брыкин
В
.
П
.,
Лопатин
В
.
В
.,
Илюшов
Н
.
Я
.,
Коробейников
С
.
М
.,
Лавров
Ю
.
А
.,
Ломан
В
.
А
.,
Скрябина
Е
.
А
.
Проблемы
грозоупор
-
ности
линий
электропередачи
и
подстанций
в
районах
Крайнего
Севера
//
ЭЛЕКТРОЭНЕРГИЯ
.
Передача
и
распределение
,
еже
-
квартальный
спецвыпуск
«
Россети
», 2016,
№
3(6).
С
. 30–37.
3.
ГОСТ
Р
55194-2012.
Электрооборудование
и
электроустановки
переменного
тока
на
напряжение
от
1
до
750
кВ
.
Общие
методы
испытаний
электрической
прочности
изоляции
.
М
.:
Стандартин
-
форм
, 2014. 43
с
.
4.
Бабиков
М
.
А
.,
Комаров
Н
.
С
.,
Сергеев
А
.
С
.
Техника
высоких
на
-
пряжений
.
М
.-
Л
.:
Госэнергоиздат
, 1963. 670
с
.
5.
ГОСТ
Р
55195-2012.
Электрооборудование
и
электроустановки
переменного
тока
на
напряжения
от
1
до
750
кВ
.
Требования
к
электрической
прочности
изоляции
.
М
.:
Стандартинформ
,
2014. 42
с
.
Оригинал статьи: К оценке крутизны грозовых волн, набегающих на подстанции при обратных перекрытиях изоляции ВЛ
В статье продолжена тема актуальности грозозащиты продольной изоляции силовых трансформаторов в регионах с грунтами низкой проводимости, затронутая автором в спецвыпуске журнала «ЭЛЕКТРОЭНЕРГИЯ. Передача и распределение» Группы компаний «Россети» № 1(8) 2018 г.
