Механизм воздействия молниевых процессов на устройства систем обеспечения движения поездов

Среди наиболее важных задач надежности и безопасности функционирования систем же­лезнодорожной автоматики и телемеханики (СЖАТ) проблема их электромагнитной совмести­мости (ЭМС) с окружающей средой занимает ве­дущее место. Такая ситуация обусловлена объек­тивными причинами.

Независимо от вида исполнения устройств СЖАТ (на релейно-контактной элементной базе или на микропроцессорной основе) неизбежно воз­действуют мощные импульсные помехи, создавае­мые грозовыми разрядами, аварийными и комму­тационными процессами в системах электроснаб­жения. Многолетний опыт эксплуатации СЖАТ убедительно показал, что энергии мощных им­пульсных помех достаточно, чтобы разрушить изоляцию элементов СЖАТ до состояния хорошей проводимости (1...10 Ом^-1). Однако, если в резуль­тате пробоя изоляции возникает проводимость, например, между общим и фронтовым контакта­ми реле первого класса надежности, то возможны катастрофические последствия этого события. Сле­довательно, мощные импульсные помехи непос­редственно влияют на безопасность функциониро­вания СЖАТ, построенных на релейно-контактной элементной базе.

Микроэлектронные устройства в случае раз­мещения их в релейных шкафах и других наполь­ных объектах оказываются более уязвимыми к воздействию таких помех. Очевидной причиной тому является более низкое напряжение пробоя элементов, а также их более низкая импульсная тепловая стойкость по отношению к аналогичным свойствам релейно-контактной техники. В резуль­тате повреждения компонентов аппаратуры, в том числе элементов изоляции, возможны изменения режимов функционирования аппаратуры, причём характер этих изменений трудно заранее предсказать. Поэтому задача обеспечения надёжной защиты от мощных импульсных помех аппарату­ры на микроэлектронной основе весьма актуальна при довольно интенсивном воздействии этого вида помех.

Известно, что на линии электроснабжения ав­тоблокировки приходится 10-11 прямых ударов молнии на каждые 100 км при 30 грозовых часах в году. Каждый случай прямого удара молнии вы­зывает срабатывание защиты и автоматического включения резерва, а в некоторых случаях - авто­матического повторного включения линии под на­пряжение. Следовательно, импульсные процессы, вызванные молнией, сопровождаются затем ком­мутационными процессами импульсного характе­ра. Отключение ненагруженных или малонагруженных трансформаторов вызывает появление импульсных процессов, превышающих в 3-5 раз напряжение в линии. Этими процессами, а также процессами от молниевых разрядов обусловлена зна­чительная доля (до 40 %) случаев повреждения устройств, связанных с системами электроснабже­ния.

Анализ типовой схемы молниезащиты. Рассмотрим причины низкой стойкости устройств числовой кодовой автоблокировки к мощным импульсным помехам. Согласно типовым решени­ям (рис. 1) при строительстве объектов электро­снабжения и устройств ЧКА выполняются высоковольтное заземление у высоковольтной тран­сформаторной опоры, с которым соединены высо­ковольтные провода через разрядники РВП-10, и низковольтное заземление в виде рельсовой ли­нии, к которой подсоединены низковольтные пи­тающие провода переменного тока через разряд­ники РВНШ-250 на участках с электротягой или через разрядники РВНШ-250 и выравниватели ВК-10 на участках с автономной тягой (эти приборы еще в значительном количестве используются на сети железных дорог). При этом один из низковольтных проводов в месте подклю­чения к понижающему трансформатору ОМ свя­зан с высоковольтным заземлителем через про­бивной предохранитель ПП. Наличие пробивного предохранителя в схеме обусловлено выполнени­ем требований ПУЭ, где указано, что однофазная сеть напряжением до 1 кВ с изолированным выво­дом, связанная через трансформатор с сетью на­пряжением выше 1 кВ, должна быть защищена пробивным предохранителем от опасности, возни­кающей при повреждении изоляции между об­мотками высшего и низшего напряжения транс­форматора. Пробивной предохранитель должен быть установлен на стороне низшего напряжения трансформатора.

Рис.1 Типовая схема молниезащиты

сигнальной точки автоблокировки со стороны электропитания

В приведённой схеме (рис. 1) высоковольтное сопротивление R_вз (у понижающего трансформатора ОМ) и низко­вольтное сопротивление R_нз (у релейного шкафа автоблокировки) за­земления существенно различаются по параметру проводимости: средняя проводимость грунта у вы­соковольтного заземлителя значительно ниже проводимости металлической массы рельсов. Следовательно, учитывая даже импульсные свой­ства того и другого заземлителей, можно пред­положить, что сопротивление низковольтного за­землителя существенно ниже по сравнению с со­противлением высоковольтного заземлителя. Это принципиально важно для выяснения причины поражения устройств автоблокировки, например, при прямых ударах молнии в высоковольтный провод вблизи трансформатора ОМ. В этом слу­чае в начальный момент времени ток молнии начинает протекать через разрядник РВП-10 и сопротивление высоковольтного заземления R_вз. При достижении на R_вз падения напряжения, рав­ного напряжению пробоя предохранителя ПП (1,4-1,7 кВ) и разрядника РВНШ-250 (0,7-1,7 кВ) эти приборы срабатывают. Через них часть тока мол­нии проходит от высоковольтного заземлителя по низковольтному питающему проводу к рельсам вследствие высокой их проводимости.

Подтверждением того, что ток молнии непред­намеренно канализируется через низковольтные питающие провода от высоковольтного заземли­теля к рельсам, является массовое повреждение в грозовые периоды разрядников РВНШ-250 и пробивных предохра­нителей, для которых практически единственной причи­ной повреждений может быть только прохожде­ние через них тока молнии.

Случаи частых повреждений защитных приборов и устройств ЧКА указывают на отсутствие со­вместимости их параметров с характеристиками мощных импульсных помех, воздействующих на них непосредственно (кондуктивным способом).

Рассмотрим пути обеспечения электромагнитной совместимости элементов ЧКА, кондуктивно связанных с источниками помех.

Использование защитной линии. Для защиты от влияния тока молнии между трансформатором ОМ и релейным шкафом рядом с питающей кабельной линией можно проложить специальную защитную линию ЗЛ (рис. 2) значи­тельно большего сечения по сравнению с жилами питающего кабеля. Эта линия обеспечивает пред­намеренную канализацию тока молнии от высоко­вольтного заземлителя к рельсам вместо непред­намеренного аналогичного процесса через жилы кабельной линии.

Чтобы оценить эффективность защитной ли­нии, был выполнен эксперимент, в котором использовались генератор импуль­сного тока с энергией 75 кДж, датчики напряжения и тока, кабельная линия длиной 90 м с кабелем типа СПБу-19 (сигнально-блокировочный с полиэтиле­новой усиленной оболочкой, диаметр токопроводящих медных жил 1 мм); защитная линия длиной 90 м в виде пучка из пяти стальных прово­дов диаметром 5 мм каждый, трансформатор ОМ-0,63/10, релейный шкаф ШРУ-М с комплек­том проверенных на соответствие нормам защит­ных средств и комплектом исправной аппарату­ры, подключенной к вводу питания 230 В (аварий­ное реле АСШ-220, кодовый путевой трансмиттер КПТШ-5, трансформаторы ПОБС-ЗА и СОБС-2А); мощный резистор Rз, моделирующий заземление сопротивлением 10 Ом.

При замене реального заземлителя с импуль­сными характеристиками грунта резистором учи­тывалось то, что производная тока не зависит от свойств грунта, а форма тока в цепях, параллель­ных сопротивлению заземления, в основном опре­деляется формой тока в канале молнии. Чтобы исключить пробой изоляции жил кабеля на землю и создать наихудшие условия для защитной ли­нии, кабель и защитная линия были приподняты над землей на 0,5 м с помощью высоковольтных изоляторов.

Проведенный эксперимент показал, что импуль­сное падение напряжения на индуктивности защитной линии при­водит к поверхностному пробою изоляции между корпусом тран­сформатора ОМ и выводами низковольтной об­мотки, в результате чего происходит непреднаме­ренное подключение жил кабеля параллельно за­щитной линии, и ток в жилах распределяется приблизительно равномерно. Уровень напряжения пробоя упомянутой выше изоляции, полученный в результате эксперимен­та, составил 24 кВ. Учитывая, что проходные фарфоровые низковольтные изоляторы обладают хорошей трекингостойкостью, их поверхностный пробой не приводит к повреждению этих изоляторов.

Следовательно, с точки зрения повышения молниестойкости аппаратуры автоблокировки роль защитной линии незначительна: она лишь несколько разгружает от тока молнии жилы кабеля, но характер поражения аппаратуры не изменяет. Кроме того, следует иметь в виду, что при определенных обстоятельствах защитные линии смежных сигнальных точек ЧКА на участках с электротягой могут нарушить безопасную работу рельсовых цепей, непреднамеренно соединив средние точки дроссель-трансформаторов.

Один из результатов эксперимента состоял в том, что ток в выравнивателе ВОЦШ-220 совпал с током одной из жил кабеля. Это означает, что канализация тока молнии осуществлялась через один разрядник РВНШ-250, у которого напряже­ние срабатывания оказалось меньше, чем у второ­го. При этом безынерционный выравниватель пос­ле срабатывания одного разрядника исключил работу второго. Следовательно, в эксплуатации обычно работает один разрядник, установленный на нагрузочном конце кабеля, который пропускает через себя ток молнии, проходящий по обеим жилам кабеля. Это происходит до тех пор, пока лепестки электрода разрядника не оплавятся на­столько, что порог его срабатывания станет выше порога срабатывания второго разрядника, кото­рый срабатывает далее. Учитывая прохождение тока молнии по обеим жилам кабеля, можно пред­положить, что нагрузка на выравниватель ВОЦШ-220 составляет примерно половину нагрузки раз­рядника РВНШ-250.

Нормирование тепловой стойкости молниезащитных приборов. В типовой схеме за­щиты устройств автоблокировки осуществляется непреднамеренная канализация тока молнии по питающему кабелю от высоковольтного заземли­теля к рельсовой линии. Защитная линия лишь уменьшает этот ток, но не оказывает влияния на защиту изоляции элементов электропитания.

Возникает вопрос, насколько опасен для жил кабеля СБПу ток молнии и какова должна быть тепловая стойкость молниезащитных средств для пропуска этого тока? Тот факт, что число отказов в грозовые периоды распространенных приборов РВНШ-250 и ВОЦШ-220 весьма высоко (десятки тысяч на сети ж.д.), явно указывает на тепловую несовместимость их с молниевыми процессами.

Выполненные расчеты импульсной тепловой стойкости медной жилы кабеля диаметром I мм по­зволили определить, что расплавление ее импуль­сом тока длительностью 210 мке на уровне 0,5 про­исходит при амплитуде 18,87 кА.

Чтобы проверить результаты расчетов, был проведен эксперимент с ка­белем СПБу, имеющим медные жилы диаметром 1 мм. В эксперименте временные характеристики испытательного импульса тока принимались как совокупность действия пачки из четырех молние­вых разрядов, т.е. t_фронта = 18 мкс, t_0,5 = 210 мкс. Амплитуда тока с указанными временными пара­метрами повышалась в жиле кабеля СПБу до тех пор, пока не начиналась плавиться полиэтилено­вая изоляция нагретым металлом жилы. Ток при этом составил 16,5 кА, а джоулев интеграл - 57 200 А²с. Дальнейшее повышение амплитуды тока испытательного импульса до 17,6 кА приве­ло к взрыву жилы кабеля с полным ее испарени­ем. Повторение эксперимента на других жилах дало такой же результат по току взрыва жилы, причем изоляция этой жилы оказалась неповреж­денной благодаря кратковременности теплового воздействия. Джоулев интеграл взрыва жилы ка­беля СПБу составил 65 050 А²с.

На сети железных дорог в практике эксплуатации случаи взрыва мед­ных жил кабелей электропитания имели место, од­нако вероятность таких событий на интервале одно­го года составила не более 10^-10. Столь малую вероятность можно не при­нимать во внимание. Следовательно, результаты ис­следований указывают на допустимость канализа­ции тока молнии по жилам кабелей, используемых в железнодорожной автоматике и телемеханике, по тепловому критерию. При этом зна­чение джоулева интеграла 65 050 А²с можно рассматривать как проектно-конструкторский норматив, позволяющий осуществлять выбор эле­ментов молниезащитных приборов.

Экспериментальное исследование характеристик разрядника РВНШ-250 по­казало, что, кроме дрейфа напряжения пробоя, обусловленного изменением искрового воздушного зазора между электродами, разрядник имеет не­большой джоулев интеграл (примерно 2500 А²с). Сравнивая это значение с нормативным (65 050 А²с), легко обнаружить причину высокой интенсивности потока молниевых повреждений раз­рядников РВНШ-250. Следовательно, этот тип молниезащитных приборов по тепловому параметру непригоден для использования в цепях питания ЧКА. Любые другие приборы, используемые взамен РВНШ-250, должны удовлетворять тепловому нормативу 65 050 А²с.

Анализ молниевых перенапряжений в питающем кабеле. Измеренное в специально проведённом эксперименте распределение потенциалов на поверхности земли радиально стержневому заземлителю показано на рис. 2 в виде функции j_rx/j₀ = f(r_x), где r_х - расстояние от стержневого заземлителя до точки измерения, j_rx - измеренный потенциал в точке r_x, j₀ - потенциал заземлителя.

rx, м jrx/j0

Рис. 2 Экспериментальная кривая функции j_rx/j₀ = f(r_x)

Выше было показано, что при канализации тока молнии через высоковольтный заземлитель R_вз часть этого тока неизбежно ответвляется в жилы кабеля. Распределение потенциала в жилах кабеля по мере удаления точки с потенциалом от высоковольтного заземлителя является линейным. Если пренебречь некоторым различием в скорости распространения волн падающего напряжения в жилах кабеля и в грунте на длине кабеля около сотни метров, и учесть, что по концам кабеля происходит гальваническая связь жил с землей через сработавшие молниезащитные приборы, то получим нелинейное распределение напряжения на длине жилы кабеля относительно грунта с нулевыми значениями по концам кабеля и с максимумом вблизи высоковольтного заземлителя (рис. 3а,б). Очевидно, что изоляция кабеля имеет предел импульсной стойкости. Тогда, накладывая уровень импульсной стойкости жил кабеля относительно земли на кривую U_{ж - з} = f(r_x), получим зону Dr риска пробоя изоляции (см. рис. 3,б).

а)

б)

Рис. 3 Механизм поражения изоляции кабелей без металлопокрова

Рассмотренная модель образования перенапряжений на оболочке кабеля без металлопокрова дает принципиальную возможность определения величины этого перенапряжения. Степень опасности перенапряжения для кабеля определяется прочностью его изоляции по отношению к импульсным воздействиям (импульсной электрической прочностью).

Справочные данные большинства типов кабелей не содержат информации по импульсной прочности кабелей. Например, в ряде справочников указывается лишь то, что сигнально-блокировочные кабели должны выдерживать переменное напряжение 1,5 кВ в течение 5 минут. Таким образом, возникла необходимость экспериментальной оценки импульсной стойкости кабелей, применяемых в СЦБ.

В качестве объекта исследования был взят сигнально-блокировочный кабель типа СБПу. Электрическая прочность изоляции оценивалась между двумя смежными жилами и между жилой и поверхностью оболочки.

Стандартная волна импульсного напряжения с длительностью фронта 1,2 мкс, длительностью импульса до полуспада 50 мкс и переменной амплитудой подавалась на объект исследования от генератора импульсного напряжения. При этом с целью исключения пробоя по поверхности изоляции кабель размещался в масляной ванне, а грунт моделировался кольцом из металлической полосы, надеваемым сверху на центральную часть отрезка кабеля.

В результате испытаний получено, что нижняя граница пробивного напряжения изоляции между жилой и поверхностью оболочки составляет 167 кВ, верхняя граница – 176 кВ. Импульсная стойкость изоляции между жилами характеризуется следующими данными: нижняя граница пробивного напряжения составила 94 кВ, верхняя – 125 кВ.

Сравнивая полученные результаты с нормируемым испытательным переменным напряжением 1,5 кВ, можно сделать вывод о существенном различии нормируемого и фактического значений электрической прочности кабеля, имея, разумеется, в виду, что нормируемое значение дается для переменного напряжения, прикладываемого к изоляции в течении 5 минут. Высокая импульсная стойкость изоляции позволяет объяснить факт отсутствия существенных претензий со стороны эксплуатации по критерию пробоя изоляции питающих кабелей, связывающих понижающие трансформаторы с релейными шкафами автоблокировки. Тем не менее, проблема грозового повреждения питающих кабелей без металлопокрова остается весьма актуальной в силу как огромного количества самих кабелей на железных дорогах России, так и из-за большой трудоемкости работ по замене поврежденных кабелей.

Для численной оценки возникающих перенапряжений была разработана математическая модель явления, максимально учитывающая все существенные факторы.

Результаты расчетов величин перенапряжений между жилой кабеля и землей U_max в зависимости от расстояния l от R_вз приведены на рис.4 для удельного сопротивления грунта r₀=200 Ом×м, на рис.5 – для r₀=1000 Ом×м, на рис.6 – для r₀=2500 Ом×м.

Рис. 4 Значения величин основных параметров модели: электрическая прочность грунта E_кр=110 кВ/м; длина кабеля L=50 м; удельное сопротивление грунта r₀=200 Ом×м.

Рис. 5 Значения величин основных параметров модели: электрическая прочность грунта E_кр=110 кВ/м; длина кабеля L=50 м; удельное сопротивление грунта r₀=1000 Ом×м.

Рис. 6 Значения величин основных параметров модели: электрическая прочность грунта E_кр=110 кВ/м; длина кабеля L=50 м; удельное сопротивление грунта r₀=2500 Ом×м.

Из приведенных данных следует, что риск поражения изоляции кабелей СБПу меньше, если удельное сопротивление грунта небольшое. Однако с ростом удельного сопротивления грунта начинается сказываться нелинейное поведение сопротивления заземления R_вз, обусловленное искродуговыми процессами в грунте вследствие его пробоя. При этом с увеличением тока молнии радиус искродуговой зоны растет, что влечет за собой уменьшения результирующего напряжения U_max (прикладываемое напряжение между жилами и землей по длине кабеля меняет знак). Следовательно, на скальных грунтах большую опасность несут малые токи молний, вероятности появления которых выше.

При анализе случаев повреждения изоля­ции кабелей в условиях эксплуатации было замече­но, что пробой изоляции во время грозы далеко не всегда приводил к выходу кабеля из строя. В боль­шинстве случаев кабель продолжал функциониро­вать до тех пор, пока место пробоя не заполнялось влагой. В зависимости от характера разрушения изоляции такое событие может иметь смещение во времени до нескольких месяцев. В результате при­чинная оценка этого события эксплуатационным персоналом бывает не связана с грозой.

Таким образом, рассмотренные причины поражения устройств СЦБ (на примере числовой кодовой автоблокировки) молниевыми процессами, обоснование важного для практики молниезащиты теплового норматива для выбора защитных средств, механизм поражения молнией изоляции кабелей без металлопокрова поможет не только идентифицировать причину повреждений, но и позволит прогнозировать такие ситуации при проектировании.

Литература

1. Костроминов А.М. Защита устройств железнодорожной автоматики и телемеханики от помех. – М., Транспорт, 1997. - 192 с.

2. Костроминов А.М., Костроминов А-р А., Костроминов А-й А. и др. Исследование проблемы грозового поражения кабелей без металопокрова//V международный симпозиум по электромагнитной совместимости и электромагнитной экологии ЭМС-2003/Сборник научных докладов. - Санкт-Петербург, 2003. - С.340-342