холодная прессовка. Первый способ, самый старый, теперь редко применяют. В этом способе на обмоточных машинах, аналогичных вышеописанным, медная луженая жила обматывается одной или несколькими прока-ландрованными и разрезанными на кружки резиновыми лентами и сверху обматывается прорезиненной лентой. Схема горячего пресса (шприц-пресса) изображена на фиг, 22, а на фиг. 23 дана головка пресса (в к-ром, однако, опрессовываемая проволока проходит не через шнек, а перпендикулярно к нему). Резиновая смесь в форме колбасок или лент закладывается в отверстие а и затем

Фиг. 22.

Фиг. 23.

вращающимся шнеком с подается в кольцевое отверстие между дорном Ь и матрицей т. Опрессовываемая проволока d под действием тягового аппарата проходит через полый шнек в кольцевое отверстие, где покрывается резиновой оболочкой. Пространства е обтекаются или паром или водой для регулирования i° смеси. Головка к может вывинчиваться для смены дорна и матрицы. В головке на фиг. 23 дорн можно центрировать винтами р. На шприц-прессах можно накладывать изоляцию только в один слой, т. к. при вторичном опрессовании трудно получить изоляцию, к-рая не расслаивалась бы. Для изоляции в два и более слоев служат продольные (или холодные) прессы. На этих прессах проволоки проходят через одну, две или три пары вальцов, подобных изображенным на фиг. 24; к этим же вальцам с кружков подходят сверху и снизу две резиновые ленты, к-рые вальцами плотно прижимаются к проволокам и одновременно простым давлением склеиваются и режутся.

Обмотку прорезиненной лентой провода получают б. ч. на особых лентообмоточных машинах, а иногда на обмоточных аппаратах, пристроенных к продоль-Фиг. 24. ному прессу. Вулканизации провода подвергаются уже после обмотки прорезиненной лентой в особых котлах, т.н. вулканизаторах. Вулканизатор представляет собою котел со змеевиком, в к-ром на железных барабанах, на больших железных та-ре.тках или в бухтах закладывается подвергающийся вулканизации провод; через котел проходит пар при дав.71ении 40 - 45 фн/дм. Время вулканизации зависит от состава резиновой смеси.

Необходимая для покрытия изоляцией резиновая смесь доставляется из резинодела-тельного отдела з-да, являющегося в виду особенности предъявляемых к изоляционной резине требований необходимой принадлежностью каждого кабельного з-да, выпускающего резиновые провода и К. В суще-

фиг. 25.

ственном оборудование этих отделов не отличается от оборудования резиновых з-дов.

Сушка и пропитка. Процесс сушки и пропитки К. является одной из наиболее ответственных операций, определяющих качество диэлектрика К. Как сушка, так и пропитка ведется обычно в одной и той же аппаратуре. Схема одной из таких установок дана на фиг. 25. Изолированный К., намотанный на железные барабаны А или смотанный в специальные железные корзины, погружается в вакуум-аппарат В, где он в течение некоторого времени (обычно 1-2 час.) нагревается, благодаря паровому змеевику (или рубашке), имеющемуся в аппарате. После этого при помощи насоса С воздух эвакуируется, а К. продолжает нагреваться под вакуумом. Продолжительность процесса сушки в зависимости от вакуума,.толщины изоляции, веса бумаги, степени сушки и от установившихся методов з-да колеблется в весьма широких пределах: от полного отсутствия сушки до 6 суток, обычная же продолжительность-от 24 часов до 3 суток [65,67]. Контроль сушки почти всегда производится при помощи конденсатора в путем наблюдений за выходом конденсата и наличием росы в смотровом стекле конденсатора. Для получения вполне удовлетворительного кабеля требуется очень высокий вакуум; лучшие з-ды в настоящее время достигают практически абсолютного вакуума (до 1-2 мм Hg и ниже), употребляя при конце процесса насосы почти лабораторного типа. После окончания сушки К, немедленно пропитывается путем открытия вентилей, дающих доступ пропиточной массе в вакуум-аппарат из сборного тенкса D (пропитка под вакуумом). Процесс пропитки б, ч, ведется так: несколько часов (2-4 ч.) после впуска пропиточной массы К. продолжает обогреваться, а затем пар закрывается, и К. или остывает в том же котле или же переносится в другой холодный котел с массой, где он и остывает. Темп-ры как сушки, так и начала пропитки колеблются в пределах 1104-130°. Хорошо сделанный К. должен опрессовываться свинцовой оболочкой, будучи охлажденным до 4-6° выше окружающей Г (некоторое превышение требуется для устранения отпотевания). Если это не сделано, то вследствие теплового сокращения объема массы, К. получит внутрь воздух. Описанный ход сушки и пропитки иногда значительно усложняется, а именно: применяется нагрев жил током или электризация постоянным током высокого напрялсения, а также продувание углекислотой или другим нейтральным газом, для того чтобы газовые включения, почти неизбежные в К., не содержали кис-.яорода и т. п.

В последнее время для установления режимов сушки и пропитки К. применяется способ контроля путем электрич. измерений емкости или угла потерь во время самого процесса. Характер кривых, получающихся

при таких измерениях, дан на фиг. 26 Р ]. Подобного же рода немецкие исследования описаны П. Юниусом ]. Освинцевание и бронирование К. делается так же, как телефонного К.

Теория К. Самоиндукция К. играет для высоко-вольтньгх К. незначительную роль. Коэфф. самоиндукции при норма.яьных частотах м. б. для трехфазного скрученного К. вычислен из ф-лы:

L = Z (о ,05 + 0,46 Ig ) 10-8 Я/км , (3)

где D-расстояние между центрами проводящих жил К., d-диаметр проводящей жилы и I-длина каждой жилы на 1 км.

Емкость К. Емкость одножильного К. на 1 длины высчитывается по ф-ле:

Фиг. 26.

4,6 Ig -

F/KM,

где R-внутренний радиус свинцовой оболочки, г - радиус проводящей жилы, е - диэлектрич. постоянная. Рабочая емкость трехжильного К, при трехфазном токе м. б. вычислена по ф-ле:

С = г7туа~Шл F/KM , (5)

9-4,6lg

3d (П<-йГ

где R-радиус свинцовой оболочки, d-расстояние от центра К. до центра проводящей жилы, г-радиус проводящей жилы, е- диэлектрич. постоянная (для пропитанной бумажной изоляции в пределах 3,0-4,2). Если все провода будут находиться при потенциале одного знака (напр. грозовой разряд), емкость будет:

го =--- °дв-. (6)

s-3(V-Ф-лы (5) и (6) могут давать ошибку до 10%.

Между частичными емкостями трехфазного К. и емкостью при трехфазном токе имеются следующие соотношения: емкость провода относительно двух других и свинцовой оболочки = Cio+2Ci2, емкость 3 проводов относительно свинцовой оболочки = ЗСю, емкость при трехфазном токе = Сю-Ь ЗСг где - емкость одного провода относительно свинцовой оболочки, (7i2-емкость.одного провода относительно другого. Отсюда для вычисления емкости при трехфазном токе необходимо сделать 2 измерения, а именно: емкости одной жилы относительно двух других и свинцовой оболочки и емкости 3 жил относит, свинцовой оболочки, откуда вычисляется ем1ость при трехфазном токе.

Различают: а) статич. емкость, получаемую при помощи измерения методом сравнения при постоянном токе, б) эффективную емкость, получаемую вычислением из отсчетов по амперметру и вольтметру при переменном токе, в) действительную емкость, получаемую при переменном токе из отношения свободного заряда Qx к Еах при обработке осциллограмм тока и напряжения [ ]. Для t° К., не превышающих t° перехода пропиточной массы из густого в

т. э. т. IX.

разжиженное состояние (ок. 40°), величхшы действительной и статич. емкости близко совпадают; при более высоких i° величина статич. емкости быстро возрастает, действительная емкость при этом на 4-5% уменьшается, вследствие уменьшения диэлектрич. постоянной. Эффективная емкость, практически наиболее валяная, в высокой степени зависит от формы кривой тока. При синусоидальной форме эта емкость хорошо согласуется с действительной емкостью, при си.яьно заостренных формах кривой тока эффективная емкость увеличивается (увеличение может достигать 50%), при тупых формах, наоборот, уменьшается.

Электрич. напряженность изоляции одножильного кабеля. Из фиг. 9 видно, что электрич. поле одножильного К. обусловливает неодинаковую напряженность разных слоев изоляции; наиболее напряженными получаются слои, непосредственно прилегающие к проводящей жиле. Классической ф-лой для расчета максимальной напряженности изоляции у поверхности провода является ф-ла О Тормена:

-5 Y/MM,

2,3 rig-

где <5-градиент потенциала у поверхности провода, V-разность потенциалов между жилой и свинцовой оболочкой, R-радиус К. под свинцом, г-радиус проводящей жилы. При заданных д я v можно из этой ф-лы найти г, к-рому соответствует минимальный

R, а именно: при = этот R будет теоретически наивыгоднейшим. Градиент принято выражать в эффективных V. Формула О Тормена выведена в предположении, что проводящая жила имеет поверхность гладкого цилиндра, в действительности яе она большей частью скручена из нескольких проволок. Формула, учитывающая увеличение градиента от проволочности жилы, дана В. Дейтшем

0.4343 13 А

где V-число проволок в верхнем слое мед-1 + sin

ной ЖИЛЫ, а А =--. При К. с нор-sin-

мальным числом проволок поправка на проволочность жилы достигает 25-30%; поправка тем выше, чем тоньше проволоки. При обьгчных расчетах, однако, эта поправка включается очень редко, ибо практически важно получить лишь сравнимые результаты.

Опыты с пробоем К. не подтверждают полностью ф-лу О Тормена; а именно: установлено, что при малых диам. проводящих лсил пробивающий градиент пслучается более высоким, чем при больших. В связи с этим имеется ряд предложений изменений этой ф-лы. Прежде всего нужно упомянуть теорию минимальной напряженности Фер-ни согласно которой пробой между кон-центрич. электродами зависит не от максимального градиента у поверхности провода, а от минимального-у слоев, непосредственно прилегающих к свинцовой оболочке,

при чем допускается, что часть диэлектрика около пробоя м. б. перенапряжена выше своего предела электрич. прочности. Формула О Тормена в этом случае преобразовывается таким образом:

2.3J? Ig - Г

Продифференцировав эти выражения по R и приравняв производную нулю, получим: = е = 2,72, т. е. минимум минимальной напряженности для всяких напряжений получается при известном соотношении диаметров провода и изолированного К, Т. о., с точки зрения этой теории увеличивать толщину изоляции выше известного предела не только не выгодно, но даже вредно. Контрольные опыты не подтвердили и этой теории, и был сделан еще ряд попыток найти более правильную зависимость. Укажем на последнюю работу в этом направлении П. Л. Гувера [s], к-рый, исходя из теории и экспериментальных работ К. В. Вагнера об электрич. пробое, дал для градиента напряжения следующее выраление:

о 2 я 175 г 7

=4я г + 0,1Р (10)

где г-радиус провода, а /-ток в тА через ди.электрирс К. на 1 сл длины. Согласно этой теории, распределение градиента вдоль радиуса К. зависит от материа.та диэлектрика и от приложенного напряжения, при чем максима.пьный градиент совпадает с поверхностью проводящей жилы только при нижних напряжениях, а при пробое максимальный градиент получается приблизительно в центре, посредине между жилой и свинцовой оболочкой.

Электрическая напряженность изоляции трехфазного К. Формулы для вычисления градиента напряж;ения трехфазного К. нормальной конструкции не м. б. выведены так же легко и просто, как для одножильного К., и их приводится выводить с некоторыми допущениями, обусловливающими часто большие ошибки. Существует ряд таких формул, дающих очень несходные ]jc3y.TrbtaTbi. Наиболее наделсной и простой ф-лой является ф-ла В. Аткинсона выведенная путем экспериментального исследования поля трехфазного К.:

S. 0,43411

]/з rig

/з- г

где V-менодуфазное напряление, d-толщина изоляции между жилами, г-радиус провода, 6-градиент напряжения у поверхности провода в точке, лежащей на линии, соединяющей центр провода с центром К., где градиент получается максимальным. Поправка на проволочность жилы в формулу Аткинсона не включена; величина этой поправки по его опытам близко согласуется с результатами вычислений из формулы Дей тша. В виду неоднородности строения диэлектрика трехфазного К. и возникающих тангенциальных напряжений изоляции, пробойные градиенты трехфазного К. нормальной конструкции б. ч. получаются меньше, чем у одножильного К.

Расчет градиента напряжения трехфазных К. специальных конструкций - Н-кабеля, S-L-кабеля сводится к расчету одножильного К. Величина допускаемого градиента в К. на большое напряжение из-за ограниченности наружных размеров неизбенсно берётся более высокой, чем у К. на малое напряжение, в к-рых толщина изоляции обусловливается главн. обр. механич. прочностью самой изоляции. Толщины изоляции К. по нормам VDE подсчитаны так, что градиент напряжения нигде не превосходит 3 ООО YgffJMM (для 25 kV рабочего напряжения); для К. в 6 kV градиент не превосходит 1 850 YJMM. Для К. на высшее напряжение эти величины значительно больше; напр., одножильные К. для кольца вокруг Парижа, работающие при 60 kV между фазами, имеют градиент 4 350 У/мм За границей фирмы часто гарантируют пробойный градиент: в Америке-15 кУ/мм, в Германии-20 и даже 25 кУ/жж. Повышение градиента в высоковольтных К. должно компенсироваться улучшением качества изоляции как путем выбора соответств. сырья, так и методом фабрикации и конструкцией К.

Нагревание К. Нагрев К. при работе обусловливается теплом Джоуля, потерями в диэлектрике, в свинцовой оболочке и броне. Для К. на напряжение до 25 kV потери в диэлектрике играют незначительную роль; потери в свинцовой оболочке и броне могут иметь значение только для одножильных К. при переменном токе, поэтому расчет допустимой нагрузки для К. нормальной конструкции ведут поф-леТейх-мюллера (или по ее видоизменениям), учитывающей 10 ль ко тепло Длоуля р ]. В общем виде эта ф-ла гласит:

, b.Da ГУЛ 4i

где I-допустимая нагрузка в A на каждую жилу; п-число проводящих жил в К.;

-удельное сопротивление в ft материала проводящей ншлы, отнесенное к 1 лг и 1 mja? при Г, соответствующей повышению на т° над окружающей Г; Q,-площадь поперечного сечения в мм?-; к-удельн. тепловое сопротивление К. в электрических единицах (разница в °С мелоду противоположными сторонами см, вызывающая переход 1 W тепла); Я-то нее для почвы; I-глубина прокладки в мм;

Dh + (Tl - 1) De

Dj-диам. круга, описанного из центра К. касательно к наружным поверхностям проводящих лсил, в мм; -внешний диам, К. в мм; и -внутренний и наружный диам. свинцовой оболочки Ъ мм; Dg и - внутренний и наружи, диам. железн. брони в мм; Dg-диам. проводящей жилы в лш.

В практике нормирования нагрузки входящие в ф-лу величины принимаются в следующих пределах, а) Рабочая t° принимается от t=85°-E, где Е-kV рабочего напряжения (в америк. нормах А, I. Е. Е.), или до 15°+25°=40° (в герман. нормах VDE), Англ. нормы В. Е. А. М. А., принимают f°=60° и 50°, русские ВЭС-50°. б) Теплот