Содержание к диссертации
Введение
Глава 1 . Теоретический анализ электромагнитных процессов в тяговой сети при прямом ударе молнии 11
1.1. Фазовая скорость волны тока для одночастотной модели длинной линии 12
1.2. Молния - генератор заряда 16
1.3. Предельные модели элементов цепи тока молнии при прямом ударе молнии в тяговую сеть 21
1.3.1. Контактная сеть 22
1.3.2. Канал молнии 25
1.3.2.1. Модель канала молнии - проводник с равномерно распределенными параметрами 25
1.3.2.2. Модель канала молнии - проводник, емкость которого изменяется по высоте 29
1.3.3. Тяговые рельсы 39
1.4. Расчетная форма волны тока молнии 44
Глава 2. Экспериментальная проверка результатов теоретического анализа 54
2.1. Фазовая скорость волны в канале молнии 54
2.2. Основные соотношения, связывающие ток, заряд и крутизну фронта волны тока молнии 60
2.3. Форма волны тока молнии 63
Глава 3. Критерии обеспечения защитного действия ОПН 72
3.1. Предельно допустимое удаление ОПН от защищаемой изоляции 72
3.2. Прямой удар молнии в контактную сеть 72
3.3. Прямой удар молнии в опору, заземленную на рельсы 76
Выводы и рекомендации 79
Список литературы
- Фазовая скорость волны тока для одночастотной модели длинной линии
- Предельные модели элементов цепи тока молнии при прямом ударе молнии в тяговую сеть
- Основные соотношения, связывающие ток, заряд и крутизну фронта волны тока молнии
- Предельно допустимое удаление ОПН от защищаемой изоляции
Введение к работе
Важнейшей задачей развития железнодорожного транспорта России является обеспечение бесперебойности грузовых и пассажирских перевозок. Учитывая, что 84% объема перевозок осуществляется электротягой, полигон которой насчитывает 43 тыс. км эксплуатационной длины (118 тыс. км развернутой длины контактной сети), становится ясно, что поддержание нормальной работоспособности тяговых сетей в любое время года является непременным условием решения этой задачи. Одним из основных источников, нарушающих нормальную работу тяговых сетей электрифицированных железных дорог России в течение 7 месяцев в году, является грозовая деятельность атмосферы. По заданию Департамента электрификации и электроснабжения МПС РФ в 2000 - 2001 гг. ВНИИЖТ были проведены теоретические и практические исследования по вопросу защиты контактной сети железных дорог от атмосферных перенапряжений.
Результаты этой работы отражены в Техническом указании №К-85/01 от 12.08.01г. № ЦЭТ-2 Департамента электрификации и электроснабжения МПС России, а в уточненном виде - в 2002 г. в Правилах устройства и технической эксплуатации контактной сети электрифицированных железных дорог [84]. В этих документах для ограничения влияния атмосферных перенапряжений на устройства контактной сети предлагаются ограничители перенапряжений для контактной сети (ОПНкс) с номинальным разрядным током не менее 10 кА. Для продолжения работ по замене разрядников на ограничители перенапряжений (ОПН) в соответствии с техническим указанием №К-85/01, начатых в 2002 году на электрифицированных участках сети дорог, в планах капитального ремонта на 2007 год предусмотрена установка ОПН на контактной сети новых участков, в т.ч., на участках переменного тока протяженностью 11867 км (см. Директивное письмо Департамента электрификации и электроснабжения ОАО «РЖД» за № ЦЭТ-31/15 от
5 31.01.2006г. «О выполнении технического указания №К-85/01 от 12.08.01г.»). В настоящее время ОПН признан лучшим средством защиты тяговых сетей от атмосферных перенапряжений, в т.ч. от прямых ударов молнии (п.у.м.). Тем не менее, не редки случаи, когда п.у.м. в контактную сеть вызывают перекрытия с разрушением гирлянд изоляторов анкерных ветвей, защищенных ОПН, установленными в соответствии с требованиями «Правил устройства и эксплуатации контактной сети электрифицированных железных дорог» [84]. Это обстоятельство потребовало выявления причин недостаточной эффективности существующей системы молниезащиты и разработки способа ее совершенствования.
Анализом отказов в работе тяговой сети железных дорог России, произошедших по причине грозовых перенапряжений за период 2000 - 2006гг. установлено, что, примерно, половина повреждений, приведших к перекрытию с разрушением изоляторов, пережогам проводов, вызвана прямым ударом молнии в опоры контактной сети. Вторая половина аналогичных повреждений вызвана прямым ударом молнии непосредственно в провода контактной сети, главным образом, в несущий трос.
Установлено, что, примерно, половина последствий прямого удара молнии в провода контактной сети ограничивается перекрытием изоляторов без их разрушения со снятием напряжения на период от срабатывания защиты до успешного АПВ.
Другая половина воздействий прямого удара молнии влечет за собой, примерно, в равных долях пробой с разрушением подвесных изоляторов и пережог несущего троса.
При прямом ударе молнии в опоры контактной сети основная часть повреждений (85%) приходится на перекрытие с разрушением изоляторов, из них, примерно, 80% составляют повреждения фиксаторных и консольных изоляторов.
Одной из причин повреждений контактной сети из-за грозовых перенапряжений является отсутствие разрядников. В ряде случаев наличие разрядников обеспечивает защиту контактной сети при прямом ударе молнии как в опору, так и в провода. Отсутствие должного внимания к условиям монтажа и эксплуатации роговых разрядников и ОПН делает их бесполезными в качестве защиты контактной сети при прямом ударе молнии, при этом присутствуют и разрушения изоляции самих разрядников и ОПН.
Анализ отказов технических средств хозяйства электроснабжения за последние семь лет показывает, что нарушение нормальной работы из-за грозовых перенапряжений устройств электроснабжения на 1 км развернутой длины электрифицированных линий на участках переменного тока примерно в 3 раза выше, чем на участках постоянного тока. Этот парадоксальный, но легко объяснимый результат, требует решить задачу повышения эффективности молниезащиты тяговых сетей, в первую очередь, применительно к участкам переменного тока.
Из всех грозовых повреждений тяговых сетей наиболее тяжелыми являются перекрытия с разрушением гирлянд изоляторов анкеруемых ветвей. Установленные, в соответствии с Правилами [84], от анкеровок и других защищаемых мест разрядники и ОПН «... на расстоянии не более двух пролетов и только при невозможности этого - не далее четырех пролетов», не обеспечивают защиты изоляторов анкеруемых ветвей от разрушения как при п.у.м. в провода контактной сети, так и при п.у.м. в её опору. Более того, приближение разрядников и ОПН к анкеровке запрещено следующим требованием этого же пункта: «Установка разрядников и ОПН на анкерных опорах с оттяжками не допускается».
В качестве примера, иллюстрирующего сказанное, в табл. В.1. дано несколько типичных случаев перерывов движения и задержек поездов, вызванных разрушением гирлянд изоляторов анкеруемых ветвей в результате
7 п.у.м. в провода контактной сети и в ее опору при наличии разрядников или ОПН, установленных в соответствии с Правилами [84].
Итак, для выяснения причины разрушения гирлянд изоляторов анкеруемых ветвей, защищенных разрядниками или ОПН, надо оценить потенциалы при п.у.м. в провода контактной сети, а также при п.у.м. в опору, связанную с тяговыми рельсами. С этой целью, естественно воспользоваться результатами теоретических и экспериментальных исследований грозозащиты электроустановок, выполненных предшественниками.
В развитии теории грозозащиты электроустановок можно выделить два этапа. На первом этапе в качестве воздействующего импульса принималась упрощенная стилизация формы волны тока молнии, что неизбежно отражалось на точности расчетов перенапряжений. На этом этапе научные основы грозозащиты электроустановок были заложены в классических работах крупнейших ученых - электроэнергетиков: А.А. Смурова [4], Л.И. Сиротинского [7], [19], А.И. Долгинова [14], [23], С. Хаяси [20], И.Ф. Полового [28], К. Бергера [34], М.В. Костенко [35], В.В. Бургсдорфа [38], [53], Р.Б. Андерсона и А.Дж. Эриксона [42], А.И. Якобса [53]. На этом же этапе применительно к условиям электротяги выдающийся научный вклад в разработку способов грозозащиты электроустановок был сделан в трудах И.И. Рыкова [13], [16], Д.В. Разевига [13], [24], В.Д. Радченко [37], [41], К.Б. Александрова [37], Е.Н. Дагаева [41], СМ. Сердинова [49], Б.И. Косарева [54].
Второй этап развития теории грозозащиты электроустановок характеризуется переходом от упрощенной стилизованной формы волны тока молнии к форме волны, приближенной к формам осциллограмм реального тока молнии, имеющих нулевую производную в начальный момент времени. Этот этап начинается с работы Ф. Хайдлера [51] (1985г.), в которой им предложена удачная функция для аппроксимации формы осциллограммы реального тока молнии. Эта функция заслуженно носит его имя. На этом этапе были получены важные результаты, существенно уточняющие наши представления о защите
8 электроустановок от атмосферных перенапряжений, следующими исследователями: Г.Н. Александровым [62], [103], Э.М. Базеляном [82], [94], [105], Ю.П. Райзером [82], Р.К. Борисовым [85], [92], [106], К.П. Кадомской и А.А. Рейхердтом [114], П. Хассе [60], [65], [96], [110], И. Вайзингером [96], [ПО], В.А. Раковым [97] - [99], Г. Бигельмайером [69], Г.Дж. Гелденхузом [57], О. Байерлом [63], Е. Монтандоном [64], А.К. Лоханиным [70], В.П. Ларионовым [71], [78], А. Хаддадом [101], В. Д. Ковалевым [111], P.P. Мамошиным, Ю.В. Целебровским.
Исходя из методологии, сформировавшейся на втором этапе развития, автор считает возможным сделать следующий шаг па пути уточнения формы волны тока молнии, заключающийся в отказе от предварительного назначения четырех параметров, определяющих форму волны тока, независимо от свойств сложной кусочно-неоднородной цепи тока молнии.
Дело в том, что при п.у.м. в провода контактной сети форма волны тока, первоначально сформировавшаяся в канале молнии, не претерпевает заметных искажений в контактной сети. В случае же п.у.м. в опору, связанную с тяговыми рельсами, форма волны тока, как и форма волны потенциала рельсов, практически, однозначно определяется распределенными параметрами рельсовой цепи. Поскольку как в том, так и в другом случае имеется единственный инвариантный параметр, не зависящий от свойств элемента цепи тока молнии - разряжаемый заряд Q, то, именно, его и примем за исходную величину, которая будет определять форму волны тока в канале молнии, контактной сети и в тяговых рельсах (глава 1.).
Такая концепция, выдвигаемая впервые, нуждается в экспериментальной проверке. Поскольку основными критериальными параметрами адекватности
являются: фазовая скорость волны тока молнии у(у), зависимости —(I),Q(I) и
форма волны тока молнии i(x,t), то, именно, по этим параметрам должно быть проведено сравнение результатов расчета с экспериментом (глава 2).
Таблица B.l.
Выписка из сводных данных по отказам технических средств хозяйства электроснабжения
Если адекватность предложенной модели будет доказана, то установленная в работе расчетная форма волны тока молнии позволит воспользоваться стандартной моделью расчета защитного действия разрядника или ОПН с целью установления их предельно допустимого расстояния от защищаемой изоляции (глава 3).
В результате исследования должны быть сформулированы рекомендации по предельно допустимым расстояниям от разрядников или ОПН до защищаемой изоляции и даны предложения по изменению нормативных документов с целью безусловного обеспечения грозозащиты тяговых сетей переменного тока.
Такова логика постановки и решения задачи, являющейся предметом диссертации.
Фазовая скорость волны тока для одночастотной модели длинной линии
В качестве критерия адекватности электромагнитных процессов в длинной линии с распределенными параметрами и в канале молнии, примем фазовую скорость распространения волны тока v, измерения которой выполняются в течение последних 70 лет [97]. би ду Дифференциальные уравнения, описывающие электромагнитные процессы в длинной линии, имеют вид: (1) 1 Эй Эг и НС Или после разделения переменных: д2и _ _ д2и . _ 1 _. ди 1 ду дґ dt = LC г -+ (Сга + —L)—— + —гаи, (2) Э2/ т„д2і , _ 1 . ч ді 1 ду2 dt2 ч "а гГ ді = LC —г+ (Cra + —L) — + —rai, (3) где i = i(x,t), u = u(x,t)- ток и потенциал длинной линии с равномерно распределенными погонными параметрами: продольными: активным сопротивлением - ra , Ом/м, индуктивностью L, Гн/м; и поперечными: переходным сопротивлением г,„ Ом/м, емкостью С, Ф/w.
В частности, для тяговых рельсов: (ги=0,25-10 Ом/м, L = 10 6 Гн/м) [25] при первом коротком нисходящем отрицательном разряде молнии в опору контактной сети (эквивалентная частота / = 25-10 Гц) V - 8,9 10 м/с, что составляет 0,03 с. При последующих коротких нисходящих отрицательных разрядах молнии в опору (эквивалентная частота / = 1-10 Гц) V = 5,6 -10 м/с, что составляет 0,19 с. Наконец, в случае длинной линии, у которой L = 0 ; — = 0, фазовая и скорость определяется соотношением
Для канала молнии (га = 10 Ом/м, С = 40 10"12 Ф/м) [82], [112] фазовая скорость при первом коротком нисходящем отрицательном разряде молнии в контактную сеть (эквивалентная частота / = 25-103 Гц), соответствующая рассматриваемой расчетной модели длинной линии, равна 2,8-107 м/с (0,09с). При последующих коротких нисходящих отрицательных разрядах молнии в контактную сеть (эквивалентная частота / = 10 Гц) фазовая скорость возрастает до 1,8 108 м/с, что приближается к 2/3 скорости света.
Поскольку полученные значения фазовых скоростей волны тока для эквивалентных частот, соответствующих первому и последующим коротким нисходящим отрицательным разрядам молнии (0,09 с - 0,6 с), попадают в диапазон измеренных значений скоростей (0,07 с - 0,9 с) [97], нет оснований отказываться от дальнейшего рассмотрения электромагнитных процессов в канале молнии на основе использования моделей длинных линий с целью установления формы волны тока молнии, пригодной для уточненного расчета защитного действия ограничителей перенапряжений и выбора мест их установки.
Заметим, что фазовая скорость v представляет только скорость распространения фазы и совпадает со скоростью распространения энергии волны лишь в недиспергирующих средах [8], [18]. Что же касается скорости волнового фронта, то она всегда равна скорости света с независимо от среды. В процессе распространения волны тока вдоль канала молнии волна деформируется. Основной части волны предшествует предвестник, который на всем протяжении канала молнии распространяется со скоростью света с . Этот предвестник прибывает с нулевой амплитудой. Прибытие основной части волны сопровождается ростом ее амплитуды. Эта основная (главная) часть волны тока молнии распространяется с фазовой скоростью v.
Как известно [62], [63], [82], явления, связанные с формированием тока молнии, определяются ионизационными и электромагнитными процессами главной стадии разряда в гигантском объеме воздуха, когда происходит нейтрализация объёмного заряда, накопленного в лидерной стадии разряда. При этом продолжительность фронта импульса тока молнии в главной стадии разряда определяется временем распространения электромагнитной волны вдоль плазменного канала лидера от заземляющего устройства до заряженного центра облака, а полная продолжительность импульса тока молнии определяется временем нейтрализации объёмного заряда лидера. Поскольку распространение электромагнитной волны вдоль плазменного канала лидера происходит со скоростью, соизмеримой со скоростью света, повлиять на продолжительность фронта импульса тока молнии заземляющее устройство не может. Параметры заземляющего устройства могут оказать влияние на время нейтрализации объёмного заряда лидера молнии, величина которого определяется лидерной стадией молнии. С этих позиций молния является «генератором заряда». И чем выше входное сопротивление заземляющего устройства, тем больше продолжительность импульса тока молнии. Однако, определять процесс разряда молнии только как продвижение заряда молнии вдоль заземляющего устройства нельзя, так как торможение процесса нейтрализации происходит и в самой зоне нейтрализации объёмного заряда вследствие развития стримеров с плазменного канала молнии, сопротивление которых велико. Подробно все эти процессы рассмотрены в [62], [63], [82].
Предельные модели элементов цепи тока молнии при прямом ударе молнии в тяговую сеть
Волна тока молнии распространяется по единой цепи, состоящей из кусочно-неоднородной комбинации отдельных элементов: канал молнии (C=const; га или С= var; га), провода контактной сети (LK; С к), тяговые рельсы (как правило, L;rn). Хотя эти элементы образуют единую цепь, в интересах упрощения, электромагнитные процессы в каждом из этих элементов рассматриваются самостоятельно. При этом следует иметь в виду, что при п.у.м. в провода кон роводам контактной сети без искажения. В случае п.у.м. в опору, связанную с тяговыми рельсами, припасовка электромагнитных процессов в канале молнии (КМ )ц в тяговых рельсах (ТР) осуществляется на основе равенств Q км = УТР , окм ОТР посредством нормировочного множителя (роль которого выполняет координата х тяговых рельсов), удовлетворяющего тактной сети волна тока, сформировавшаяся в канале молнии, распространяется по п условию:
Рассмотрим защиту с помощью ОПН гирлянды изоляторов анкерной ветви при п.у.м. в контактную сеть переменного тока (рис. 1). Защита будет обеспечена, если в любой момент времени выполняется неравенство иМ [и\ (1) где uu(t{) - мгновенное значение напряжения на защищаемой гирлянде изоляторов; [и]- 50%-е импульсное разрядное напряжение гирлянды изоляторов тяговой сети переменного тока ([и] = 240 кВ). Для рассматриваемых условий, как следует из рис. 1, напряжение «„(/,) определяется уравнением: гдем0 O o) - остающееся напряжение на ОПН при токе через ограничитель /0; u(t{) - набегающая волна перенапряжения к моменту времени tx ; г, - время пробега электромагнитной волной удвоенного расстояния от места установки ОПН до защищаемых изоляторов /,.
С целью установления причины немонотонного изменения фазовой скорости по высоте канала молнии v(y) рассмотрим влияние на электромагнитные процессы различных законов изменения погонной емкости по высоте канала: \)Су = const (1.3.2.1.) 2) Су = Се у 3) Су = Се-]к]у (1.3.2.2.)
Принятое во всех трех случаях предположение, что канал молнии можно представить в виде полубесконечного проводника, хорошо согласуется с результатами измерений, не обнаруживающих отраженных волн тока.
Таким образом, задача сводится к определению тока в канале молнии i(t). Для решения этой задачи рассмотрим удар молнии в заземляющее устройство с пренебрежимо малым входным сопротивлением. Канал молнии представим в виде протяженного вертикального прямолинейного полубесконечного (0 у о) проводника с равномерно распределенными параметрами С, га, где С - погонная емкость проводника, га - погонное активное сопротивление проводника. В этом случае ток / и потенциал и проводника связаны дифференциальными уравнениями, которые в преобразованной по Лапласу форме имеют вид [112]:
Однако, как свидетельствуют результаты выполненных экспериментальных исследований зависимости у (у) (см. 2.1.), фазовая скорость v при увеличении высоты у на отдельных участках канала может, помимо убывания в соответствии с зависимостью (1.3.2.1. - 22), оставаться, практически, неизменной (v = const ) и, даже, возрастать. В качестве основной причины такой инверсии рассмотрим неравномерное распределение емкости по высоте канала молнии Су (у).
Пусть емкость по высоте канала молнии изменяется по закону Су = Се ±\K\y (1) где Су(у = 0) = С, Ф/лг, К - вещественное число, характеризующее изменение распределенной емкости Су (у) по высоте канала в направлении вертикальной оси у , м"1.
Для рассматриваемых условий процессы распространения волн тока и потенциала вдоль канала молнии при коротком нисходящем отрицательном разряде описываются уравнениями:
Основные соотношения, связывающие ток, заряд и крутизну фронта волны тока молнии
Для оценки достоверности полученных результатов сравним их с данными прямых натурных измерений основных параметров тока молнии. Из числа таких измерений, выполненных за последние 100 лет, наибольший интерес представляют опыты К. Бергера (1963-1971 гг.) [34] и А.Дж. Эриксона, Г.Дж. Гелденхуса и Г.В. Борна (1972-1987 гг.) [57]. Результаты статистической обработки этих опытов даны в работах Р.Б. Андерсона и А.Дж. Эриксона [42] и в уже упомянутой работе [57].
На рис.8 отдельными точками показаны экспериментальные значения — в зависимости от пикового значения амплитуды импульса тока молнии / при первом коротком нисходящем отрицательном разряде [57]. На этом же рисунке даны две корреляционные зависимости, связывающие крутизну фронта Э/ „ . импульса тока молнии — с амплитудой тока /. Как видно из сравнения этих зависимостей (рис. 8), их отличие носит принципиальный, как будто бы взаимоисключающий, характер.
Какая же из этих зависимостей является правильной? Ответ на этот "Л вопрос становится ясным, если учесть, что —, в соответствии с (1.3.2.1.-39), at при одном и том же / может иметь множество различных значений в зависимости от второго параметра t0. Так что корреляционное соотношение А.Дж. Эриксона и др. [57] соответствует условию to = const (to = 15 мкс), а корреляционное соотношение Р.Б. Андерсона и др. [42] - справедливо при /0=var (to = 5...25 мкс) - это видно из рассмотрения рис. 8, где тонкими линиями г); нанесено семейство зависимостей —(I,t0 = const ), рассчитанных по at (1.3.2.1.-39). На рис. 9. отдельными точками представлены экспериментальные значения заряда Q в зависимости от пикового значения амплитуды импульса тока молнии при первом коротком нисходящем отрицательном разряде [57]. На этом же рисунке дана корреляционная зависимость, связывающая заряд Q с амплитудой тока молнии /. Эта зависимость, полученная в 1988 г. А.Дж. Эриксоном и др. [57], [99], имеет вид: Q= 0,051 /и; (3) с коэффициентом корреляции R =0,62.
Как видно из рис. 9, на котором в виде тонких линий, согласно формуле (3), представлено семейство зависимостей Q(I,t0 = const ), корреляционная зависимость, полученная А.Дж. Эриксоном и др. [57], [99], соответствует условию to = const (t0 = 15 мкс). Что же касается всего полученного экспериментального поля значений Q (Г), то оно соответствует условию /o=var (t0 = 5...25 мкс). видно из рассмотрения этого рисунка, амплитудное значение тока достигает 120 кА, длительность фронта волны импульса тока — 20 мкс, пик импульса имеет характерную двуглавую форму.
Определим для условий эксперимента параметры первого элементарного разряда. Согласно (1.3.2.1.-25) уравнение импульса тока молнии первого элементарного разряда запишется в виде w л Гз ,с Л20-10-6) - f ,,( )S="V27 Y e (6) или . ЗОЮ 6 /, =0,0482 —і . (7)
Зависимость /, (t) представлена на рис. 10. Из «импульсного» анализа осциллограммы тока молнии при первом коротком отрицательном нисходящем разряде и зависимости /,(/), определяемой уравнением (7), следует:
1. Крутизна импульса тока молнии при первом коротком нисходящем отрицательном разряде определяется крутизной первого элементарного импульса тока молнии /, (0, имеющего ту же амплитуду / и длительность фронта t0 - уравнение (7).
2. Форма тока молнии при первом коротком отрицательном разряде является результатом суперпозиции первого элементарного импульса и четырех последующих, смещенных во времени, значительно более слабых импульсов, которые создают второй пик результирующего тока молнии (t = 55 мкс).
3. Дополнительные четыре элементарных импульса тока вызваны последовательным разрядом четырех элементарных зарядов, в сумме дающих 2 Кл, что составляет 13% заряда основного (первого) элементарного импульса. Выявленная закономерность позволяет оценивать суммарный заряд первого короткого нисходящего отрицательного разряда по формуле:
Предельно допустимое удаление ОПН от защищаемой изоляции
Для оценки предельно допустимого удаления ОПН от защищаемой изоляции воспользуемся стандартной моделью определения защитного действия разрядника или ОПН, основанной на обеспечении защитного действия аппарата до момента превышения набежавшей волны напряжения предельно допустимого значения на защищаемой изоляции. Это означает, что за время пробега отраженной от изоляции волны до ОПН и обратно, набежавшая волна не успевает превысить предельно допустимое напряжение.
Таким образом, точность оценки защитного действия ОПН однозначно характеризуется точностью расчета формы фронта набежавшей волны напряжения и(х,t t0), определению которой были посвящены предшествующие разделы диссертации.
Подставляя численные значения в формулу (1.3.2.1.-32) получим:
Подставляя найденное значение Z м в формулу (1.3.1.-12) и учитывая, что Zg =300 Ом [ см. (1.3.1.-9) ], получим: и(г,) = — /(/,) = 93,75/(/,). (2) 1 2 + 300 /250 Инвариантная форма импульса тока ( рис.3 ), как это следует из сравнения выражений (1.3.2.1.-25) и (1.3.2.1,-27), имеет вид [112], [115 ]: /7 = () = л/7" гМГ , (3) где: І = L Ay Уот!п(,) = о) 4) = f- (5) о Таким образом, расчетная формула (1.3.1.-2) приобретает окончательный вид: ии(М = «о( о)+ 93 75 (—)/. (6) где / - значение расчетного тока молнии, однозначно определяемое принятыми уровнями защиты [94], [108], [116]; t0 - длительность фронта импульса [94], [108], [116].
Зависимость т/(—)для практически важного диапазона значений — представлена на рис. 15. Результаты расчетов «„(/,) для всех уровней молниезащиты в зависимости от категории электрифицированных участков для первого короткого разряда (/0 = 10.шг) и для последующих коротких разрядов (/0 = 0,25мкс) даны в табл. 4. Из рассмотрения таблицы следует:
1. При первом коротком разряде ОПН обеспечивает защиту изоляции оборудования, в частности, гирлянду изоляторов анкерной ветви, отстоящую от него на 240 м для I уровня защиты и 260 м для III - IV уровней защиты.
2. При последующем коротком разряде защитное действие ОПН резко снижается. Для эффективной защиты изоляции оборудования, в частности, гирлянды изоляторов анкерной ветви, расстояние от изоляторов до ОПН не должно превышать 7,5 м для I уровня защиты и - 11 м для III - IV уровней защиты.
Зарегистрированные случаи перекрытия с разрушением гирлянд изоляторов анкерных ветвей тяговых сетей переменного тока, защищенных ОПН, установленными на соседних опорах, («...на расстоянии не более двух пролетов и только при невозможности этого - не далее четырех пролетов. Установка разрядников и ОПН на анкерных опорах с оттяжками не допускается» [84, п.2.24.12.]) соответствуют последующим коротким разрядам при п.у.м. в контактную сеть, характеризующимися меньшими токами, но значительно более высокими значениями скоростей нарастания волн перенапряжений. 2. Для повышения эффективности защитного действия ОПН они должны быть установлены в непосредственной близости от защищаемого оборудования. В частности, для защиты гирлянд изоляторов анкерных ветвей ОПН должны быть установлены на анкерных опорах.
Принимая во внимание, что расчетные токи первого короткого разряда молнии достигают 200 кА, а последующего короткого разряда - 50 кА, ясно, что ограничение перенапряжений при п.у.м. в опору контактной сети представляет практический интерес.
Принцип действия ограничителя перенапряжения (ОПН) состоит в ограничении (прерывании процесса нарастания) набегающей на изоляцию оборудования волны перенапряжения и (At) отраженной от ОПН волной остающегося напряжения и0 ранее момента достижения набегающей волной её естественного максимума и max (tmiu)) таким образом, чтобы выполнялось неравенство: uu(At) = uQ + u(At) [u\ (1) Дґ = Дґ,+Дґ2, (2) гдеии(Дг)- результирующее напряжение на изоляции защищаемого оборудования в момент возвращения отраженной от ОПН волны; и0- остающееся напряжение на ОПН, At-суммарное время пробега волны перенапряжения от защищаемого оборудования до ОПН - Af, и от ОПН до оборудования - Д/2.
Похожие диссертации на Повышение эффективности молниезащиты тяговых сетей переменного тока
