Проектирование устройств электроснабжения трамвая и троллейбуса - Тарнижевский М.В., Томлянович Д.К.

Автор: Тарнижевский М.В. Томлянович Д.К.
Теги: электротехника тяга поездов на железных дорогах подвижной состав техника средств транспорта электрооборудование электроснабжение электротранспорт
Год: 1986
Похожие
Справочник по электроснабжению и электрооборудованию. В 2 томах. Том 2
Тяговые подстанции трамвая и троллейбуса
Электрическая тяга
Основы электрического транспорта
Текст
                    М. В.ТАРН ИЖЕВСКИЙ
д.к.томлянович
ПРОЕКТИРОВАНИЕ
УСТРОЙСТВ
ЭЛЕКТР*
СНАБЖЕНИЯ
ТРАМВАЯ
И ТРОЛЛЕЙБУСА
в) л" < <
X	а. X т т _I _ J _L
М.В.ТАРНИЖЕВСКИЙ
дж.томлянович
ПРОЕКТИРОВАНИЕ
УСТРОЙСТВ
ЭЛЕКТРО
СНАБЖЕНИЯ
ТРАМВАЯ
И ТРОЛЛЕЙБУСА
МОСКВА "ТРАНСПОРТ" 1986
SCANNED by Е69 2009
УДК 621.331.001.6:629.433+621.331.001.6:629.113.62
Тарнижевский М. В., Томлянович Д. К. Проектиро-
вание устройств электроснабжения трамвая и троллей-
буса. — М.: Транспорт, 1986. — 376 с.
Даны основные сведения по выбору систем электро-
снабжения трамвая и троллейбуса, определению электри-
ческих нагрузок элементов системы электроснабжения,
проектированию тяговых подстанций, контактной и ка-
бельной сетей. Рассмотрены вопросы ограничения блуж-
дающих токов трамвая и защиты от них подземных ме-
таллических коммуникаций. Особое внимание уделено
экономическим расчетам системы электроснабжения.
Рассчитана на инженерно-технических работников,
связанных с проектированием линий трамвая и трол-
лейбуса. Может быть полезна работникам, связанным
со строительством, монтажом, наладкой и эксплуатацией
элементов системы электроснабжения трамвая и трол-
лейбуса.
Ил. 168, табл. 61, библиогр. 23 назв.
Рецензент канд. техн, паук В. Ф. Веклич
Заведующий редакцией Н. В. Зенькович
Редактор С. А. Каткова
3604000000-238
049 (01)-86
62-86
Издательство «Транспорт», 1986
Глава 1
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ
СИСТЕМ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ
1.1. Особенности режима работы и расчета
устройств электроснабжения
Городской электрический транспорт является важной частью го-
родского хозяйства. Качественная работа транспорта определяет
не только минимальные затраты времени и удобства населения при
передвижении по городу и его пригородам. Правильно спроектиро-
ванный, ритмично и надежно работающий городской транспорт
является фактором, существенно влияющим на производитель-
ность труда работающих и на общие показатели предприятий, в осо-
бенности при жестком технологическом режиме их работы. Этими
положениями объясняется большое внимание, которое постоянно
уделяется Коммунистической партией Советского Союза и Совет-
ским правительством вопросам количественного роста всех видов
городского транспорта, в том числе электрического, и повышения
культуры транспортного обслуживания населения наших городов.
В целях дальнейшего улучшения транспортного обслуживания
населения городов намечено и осуществляется строительство но-
вых линий трамвая и троллейбуса. Питание новых линий по-
стоянным током вызывает необходимость строительства большого
количества тяговых преобразовательных подстанций. Реализация
намеченных объемов развития городского электрического транспор-
та потребует значительных капиталовложений. Применительно к
устройствам электроснабжения это означает также необходимость
применения в большом количестве дорогостоящего подстанционного
электрооборудования и дефицитных цветных металлов. Масштабы
поставленной задачи существенно расширяются еще и тем, что за
рассматриваемый период должны быть выполнены большие рабо-
ты по техническому перевооружению как подвижного состава, так
и элементов систем электроснабжения, находящихся в эксплуа-
тации.
Очевидно, что важнейшим условием оптимального использова-
ния средств, предназначенных для дальнейшего развития город-
ского электрического транспорта в целом и систем его питания
в частности, является, с одной стороны, применение наиболее про-
1*	3
грессивных методов проектирования и строительства, а с другой —
разработка и внедрение наиболее совершенных технических средств
во все звенья транспортной системы.
Применительно к системе электроснабжения трамвая и троллей-
буса поставленные задачи существенно усиливают требования,
предъявляемые к тяговым подстанциям, контактным и кабельным
сетям. Основные из этих требований можно кратко сформулировать
так: обеспечить высокую надежность работы устройств электро-
снабжения при наивыгоднейших затратах на их сооружение и экс-
плуатацию. Важными являются такие факторы, как малые сроки
строительства и монтажа, соблюдение нормативов влияния системы
электроснабжения на другие технические сооружения (коррозия
подземных металлических сооружений блуждающими токами
трамвая).
Удовлетворение перечисленных требований к системе электро-
снабжения трамваев и троллейбусов, в особенности применительно
к задачам ближайшего будущего, будет идти по двум основным
направлениям. Первое — это максимальное усовершенствование от-
дельных устройств и элементов системы на основе применения
новых научных и технических достижений в области тяговых под-
станций и сетей. Однако значительно более важным с точки зрения
достигаемого технико-экономического эффекта является второе на-
правление — разработка новых прогрессивных систем и схем пита-
ния тяговых сетей в целом, которые должны резко повысить общие
показатели систем электроснабжения трамвая и троллейбуса.
Анализ проблемы обеспечения надежности работы и повышения
экономических показателей систем электроснабжения трамваев и
троллейбусов показал, что необходимым условием решения основных
задач явилась разработка ряда теоретических и экспериментальных
вопросов. Это прежде всего — развитие методики электрических и
экономических расчетов устройств электроснабжения; разработка
нормативов расчета элементов системы; исследования с целью усо-
вершенствования существующих узлов, схем и устройств тяговых
подстанций и сетей; наконец—разработка новых элементов устройств
питания, а также новых систем электроснабжения и разработка во-
просов влияния тяговых сетей на другие технические сооружения.
Тяговые сети и подстанции городского наземного электрического
транспорта работают в условиях, существенно отличных от условий
работы стационарных силовых электрических установок. Эти от-
личия определяются главным образом особенностями нагрузок
тяговых сетей, которые формируются наложением токов, потребляе-
мых тяговыми двигателями и собственными нуждами электриче-
ского подвижного состава.
Поскольку доля нагрузок собственных нужд относительно неве
лика и может рассматриваться как постоянная составляющая, режим
работы устройств электроснабжения почти полностью обусловливает-
ся характером изменения нагрузок двигателей подвижного состава
В городских условиях, характерных малыми перегонами, а также
постоянно меняющейся уличной ситуацией, значения токов двига
4
телей непрерывно, а часто и в больших пределах изменяются (от
нуля — при выбеге пли стоянке и до максимального значения —
при пуске), но изменяется и их полярность (при рекуперативном
торможении). В не меныпей степени своеобразие условий работы
устройств электроснабжения, в особенности контактной сети, опре-
деляется непрерывным изменением мест приложения электрических
нагрузок соответственно движению поездов (машин) вдоль линии.
Это обстоятельство, помимо всего прочего, приводит к значительно
более тесному и сложному, чем в стационарных установках, взаимо-
действию системы электроснабжения и подвижного состава — через
влияние уровня напряжения на токоприемнике подвижного состава
на скорость его движения, а следовательно, и на потребляемые им
токи, и обратное влияние на потери напряжения в сети.
Наконец, характерным для городских условий является опреде-
ленная вероятность изменения самого количества единиц подвиж-
ного состава, одновременно находящихся на участке питания кон-
тактной сети. При сбоях движения могут иметь место значительные
отклонения числа поездов на участке от расчетного среднего.
Если к изложенному добавить, что в большинстве трамвайно-
троллейбусных хозяйств, как правило, эксплуатируется не один,
а несколько типов подвижного состава, каждый из которых харак-
теризуется своими электрическими и динамическими показателями,
а также режимами вождения, становится очевидным, что устройства
электроснабжения трамвая и троллейбуса должны работать и рабо-
тают в условиях, не только резко отличающихся от условий работы
стационарных электрических установок, но и специфичных по от-
ношению к режиму работы подобных устройств пригородных и
магистральных железных дорог, а также метрополитенов. В целом
эти условия являются более тяжелыми.
Сложный режим работы элементов системы электроснабжения
трамвайно-троллейбусного транспорта определяет и многообразие
требований, предъявляемых к этим элементам. Это в особенности
относится к разработке критериев оценки и обоснованных методов
расчета их технических параметров, а также выбора рациональных
в экономическом отношении решений. Усугубляются эти труд-
ности еще и тем. что для каждого элемента системы существует
своя специфика работы, требующая особого подхода как при элек-
трическом его расчете, так и при решении задач выбора экономически
наивыгоднейших параметров.
Электрические расчеты устройств электроснабжения являются
одним из основных средств правильного выбора экономически обосно-
ванных параметров системы электроснабжения, но одновременно
служат и единственным аппаратом для проверки соответствия
выбранных параметров системы электроснабжения всем электротех-
ническим и противокоррозионным требованиям и нормам, а также
условиям реального осуществления заданного объема перевозок.
Очевидно, что трудно переоценить значение хорошо разработан-
ной методики электрических расчетов электроснабжения. Между
тем, если в области магистральной электрической тяги имеется
5
большое количество капитальных трудов по рассматриваемому
вопросу, основные потоженпя которых нашли применение и на
городском транспорте, то крайне малочисленны исследования, спе-
циально посвященные вопросам расчета электроснабжения трам-
вайно-троллейбусных сетей и учитывающие особенности работы
тяговых сетей городского наземного электрического транспорта.
Это вызвало необходимость дальнейшего развития известных
методов электрического расчета тяговых сетей применительно к го-
родским условиям — на базе основных принципов теории вероят-
ностей. Задача заключалась в том, чтобы, пользуясь соответству-
ющими логическими поел роениями и математическим аппаратом
теории вероятностей, получить достаточно точные и приемлемые
по простоте в инженерной практике расчетные формулы для опре-
деления всех необходимых электрических величин.
1.2. Постановка задач и принципы расчета
Предметом электрического расчета устройств питания трамвайного
и троллейбусного транспорта является установление основных
параметров системы электроснабжения, обеспечивающих нормаль-
ные условия эксплуатации силового и вспомогательного оборудо-
вания подстанций, сети и подвижного состава при движении с тре-
буемой скоростью и заданном объеме перевозок.
Из самого назначения устройств электроснабжения (беспере-
бойное снабжение подвижного состава электрической энергией)
вытекают общие требования, предъявляемые к их расчету.
С одной стороны, мощность отдельных элементов системы должна
бьпь выбрана достаточной, чтобы обеспечить надежную их работу
при осуществлении заданного объема движения. При этом, есте-
ственно, одновременно должны достигаться благоприятные условия
для эксплуатации подвижного состава.
С другой стороны, поскольку возможен ряд решений, удовлетво-
ряющих техническим требованиям, задачей расчета является выбор
такого решения, при котором общие материальные затраты будут
минимальными, иными словами, система электроснабжения в целом
должна быть экономически наивыгоднейшей.
Особенности работы каждого звена устройств электроснабжения
тяги предъявляют к электрическому расчету целый ряд дополнитель-
ных требований.
В отличие от стационарных сетей, где целью расчета является
по существу определение аналогичных по характеру величин —
падения напряжения и потерь мощности в отдельных элементах
сети, при установлении технических параметров и экономических
показателей тяговых сетей и подстанций возникает необходимость
характеризовать работу устройств электроснабжения большим
числом величин. Основными из них являются:
среднее арифметическое значение тока в сети или подстанции,
определяющее общий расход энергии (для кремниевых вентилей —
составляющую потерь мощности);
6
среднеквадратичное' (эффективное) значение тока в контактном
проводе,, кабеле или; подстанции в целом,, определяющее условия
иагревя соответствующего элемента системы (для кабелей, кроме
того, по эффективному току и значению экономической плстности
тока производится выбор их сечений);
«эквивалентное» эффективное значение тока в контактном про-
воде, по которому проверяется соответствие плотности тока в про-
воде экономическому ее значению или выбирается сечение кон-
тактных проводов;
максимальные нагрузки сети или подстанции, определяющие
в известной мере требуемые установленную мощность подстанций
и условия работы защитной аппаратуры;
среднее значение потери напряжения в элементах тяговой сети
за время потребления поездом (машиной) энергии, которое при
превышении регламентированных значений влияет на среднюю
скорость движения подвижного состава;
средняя потеря напряжения до конца линии (до точки токораз-
дела при двустороннем питании), определяющая условия работы
электрооборудования подвижного состава в условиях минимального
напряжения (кроме того, в городских условиях эта величина в боль-
шой степени определяет пропускную способность участка питания);
среднее значение потери напряжения в рельсовой сети до конца
участка (или до точки токораздела). определяющее интегральное
значение токов утечки из рельсов в землю;
средние потери мощности во всех элементах системы, отража-
ющие стоимость теряемой в них электроэнергии и являющиеся
одной из основных составляющих общих расходов при сравнении
вариантов электроснабжения;
максимальные и минимальные значения токов короткого замыка-
ния, на которые должна быть проверена работа как силового обору-
дования, так и аппаратуры защиты.
Целесообразно отметить еще две величины, дополнительно ха-
рактеризующие работу системы питания:
показатели надежности, позволяющие сравнивать степень без-
отказности и ремонтопригодности различных систем;
стабильность элементов системы, показывающая меру устой-
чивости ее работы при кратковременных предельных режимах,
вызванных, например, короткими замыканиями в тяговой сети, либо
толчками тяговых нагрузок или падений напряжения в сети.
Приведенный перечень величин свидетельствует о том, что элек-
трический расчет тяговых сетей сопряжен с большими трудностями,
прежде всего вследствие непрерывных колебаний тяговой нагрузки
и изменения мест приложения поездных токов.
Преодоление отмеченных трудностей велось в двух основных
направлениях. Во-первых, это расчеты, проводимые для различных
мгновенных местоположений поездов и значений их нагрузок,
во-вторых — разработка аналитических зависимостей для определе-
ния искомых величин на основе заданного закона, отражающего
характер изменения нагрузок и их местоположение.
7
Применительно к специфике городских тяговых сетей и современ*
ным требованиям к ним наибольший интерес представляет предло-
женный В. Е. Розенфельдом [11 новый упрощенный метод вывода
полученных ранее строгим вероятностным способом расчетных фор-
мул. Используемый и развитый ниже прием замены строгих поло-
жений теории вероятностей допустимыми логическими построе-
ниями позволил сильно упростить математические выкладки и пре-
образования, особенно применительно к тяговым сетям трамвая и
троллейбуса, характерным большой сложностью конфигурации и
переменной плотностью нагрузок вдоль линий. Кроме того, рассма-
триваемый принцип позволяет максимально формализовать расчет-
ные операции, что существенно облегчило задачу выполнения рас-
четов электроснабжения с применением цифровых ЭВМ.
Прежде чем перейти к методам электрического расчета систем
электроснабжения, целесообразно кратко осветить основные поло-
жения, определяющие цели и порядок расчета устройств питания.
Основные параметры системы электроснабжения — расстояние
между подстанциями и их мощность, площадь сечения проводов
контактной сети и кабелей постоянного тока, местоположение пунк-
тов присоединения положительных и отрицательных питающих ли-
ний — выбираются на основе результатов экономических расчетов
системы.
Главным назначением электрических расчетов системы электро-
снабжения является проверка параметров устройств электроснабже-
ния наиболее экономичного варианта питания па их соответствие
всем предъявляемым техническим требованиям. Кроме того, элек-
трические расчеты служат средством определения одной из основных
составляющих эксплуатационных расходов по системе электроснабже-
ния — потерь энергии во всех элементах системы питания.
Основными техническими нормативами электрического расчета
устройств электроснабжения являются предельно допустимые по
условиям нагрева нагрузки контактных проводов и кабелей, макси-
мальное падение напряжения в тяговой сети, норма падения напря-
жения в рельсовой сети трамвая по условиям защиты подземных
металлических сооружений от коррозии, допустимые нагрузки вы-
прямительных агрегатов тяговой подстанции.
Исходными данными для электрического расчета устройств элек-
троснабжения являются расчетные нагрузки контактной сети и па-
раметры контактных проводов, кабелей и рельсов.
Порядок расчета устройств электроснабжения определяется его
назначением. В случае изменения условий работы существующих
сетей расчет является проверочным; при этом расчету подлежат:
эффективные токи в элементах системы — с целью проверки
условия нагревания проводов, кабелей и оборудования подстанций;
максимальное падение напряжения в тяговой сети, которое
должно находиться в пределах технически нормированного значения;
расчетные значения токов в цепях схемы питания при коротком
замыкании в характерных точках сети — для решения вопроса
о выборе линейной и секционной защиты;
8
токораспределение в рельсовой сети (для трамвая), по которому
проверяются режим работы отрицательных питающих линий и со-
блюдение норм падения напряжения в рельсовой сети.
Порядок расчета устройств электроснабжения при проектирова-
нии новых сетей и выборе параметров системы методом сравнения
вариантов питания следующий.
1)	в соответствии с конфигурацией сети и профилем трассы
сеть разбивается на необходимое число^элементарных расчетных
участков;
2)	для каждого расчетного участка рассчитывается средний /
и эффективный токи поезда (машины); кроме того, для расчетных
участков, наиболее удаленных от предполагаемого местоположения
подстанции, устанавливается среднее значение тока поезда (машины)
Ia = al за время потребления энергии на движение;
3)	по заданной частоте движения W на каждом расчетном участке,
длине этого участка L и эксплуатационной скорости v подвижного
состава находится среднее число подвижных единиц;
4)	в зависимости от расчетных поездных нагрузок и размеров
движения намечаются пункты присоединения питающих линий и
варианты расположения тяговых подстанций с учетом местоположе-
ния источников питания 10; 6 кВ;
5)	устанавливаются точки токораздела для участков, питаемых
с двух или более сторон, рассчитывается токораспределение в системе
и выбирается сечение кабелей;
6)	по значению наиболее выгодного падения напряжения в от-
рицательных питающих линиях для трамвая выбираются сечение
кабелей и сопротивления уравнительных резисторов;
7)	производится проверка соответствия каждого намеченного
варианта электроснабжения техническим нормативам;
8)	выбираются рабочая мощность подстанций и способ их ре-
зервирования;
9)	определяются годовые потери энергии в элементах системы
для каждого варианта питания;
10)	по нормативному сроку окупаемости производится экономи-
ческое сопоставление вариантов электроснабжения и выбор наиболее
выгодного из них. При выборе варианта обязательно учитывается
фактор экономии цветных металлов. На вылетных или внутри-
городских линиях в случае допустимости применения усиливающих
проводов суммарное сечение контактных и усиливающих проводов
выбирается по экономической плотности тока.
Применительно к системе децентрализованного питания, как
показывают анализ и проектная практика, расстояния между под-
станциями могут определяться непосредственно по допустимому
падению напряжения в контактной сети для вынужденного режима
работы системы. Дальнейший порядок и содержание расчетов прак-
тически не отличаются от изложенного выше.
Выбранные методом сравнения или методом непосредственного
расчета оптимальные параметры устройств электроснабжения должны
подвергаться окончательной проверке на соответствие всем техни-
9
ческим требованиям. Кроме того, на основе анализа соотношений
между значениями минимального тока к. з. и расчетными максималь-
ными нагрузками определяется необходимость применения допол-
нительной защиты контактных проводов от малых токов к. з.
Целесообразно здесь отметить, что ввиду специфики и слож-
ности электрических процессов в элементах системы-' максимальные
нагрузки, колебания напряжения в конце линий й показатели
надежности и стабильности рассматриваются отдельно; (см. гл. 4).
1.3. Расчет сетей одностороннего питания
с переменной плотностью нагрузок
Рассмотрим участок сети А В (рис. 1) протяжением L, км, с сопротив-
лением единицы длины г, Ом, км, питаемый в пункте А и характе-
ризуемый постоянной линейной плотностью нагрузки, А км, Дг =
= In'L (здесь п — среднее число поездов на участке).
Средняя потеря напряжения Д(7а до токоприемника какого-
либо поезда за время потребления энергии может быть представлена
суперпозицией двух составляющих
\Ua^\U + О--1)Д^,
где Д6/с — средняя «собственная» потеря напряжения до токоприемника какого-
либо условно выделяемого поезда, вызванная током этого поезда;
Д1/о — средняя потеря напряжения до токоприемника условно выделенного
поезда, обусловленная нагрузкой одного из остальных поездов
участка.
Среднее значение собственной потери напряжения за время
потребления энергии равно математическому ожиданию этой вели-
чины: /\UC  Е	Е \irx} (здесь С х— случайные значе-
ния тока поезда и его координаты). Вследствие независимости этих
величин -= Е Чч\ Е [х;, а так как координату поезда можем
считать распределенной равномерно в интервале [(9, L], то Д(7С -
= 0,5/arL	0,5a/rL (здесь 1а — среднее значение тока поезда за’
время потребления им энергии; а — отношение всего времени работы
поезда к времени потребления им тока при отсутствии рекуперации).
Средняя потеря напряжения hU'o иа токоприемнике данного
поезда, вызванная нагрузкой какого-либо другого (&-го) поезда,
£ Т
Ж W I j v; (х’ ^dxdt-
о о
Пусть у -- координата k-ro поезда, тогда
AU(x, /) =J"40’ еСЛ" </>Х’
I гр: (/), если у < .г.
Рис. 1. Схема сели с постоянной плотностью нагру-
зок
10
Рис. 2. С.хеми сети с дв\\|Я пленнистями нагрузок
Пусть координата х фиксирована, а у принимает значения в ин-
тервале |б, L] с плотностью распределения 1 L. Тогда усреднение
по у дает
L	х	L
J W (х, /) dy = -1- [ iyi (Z) dy + -1- j rxi (/) dy -= i (/) (xL —	.
0	ox
Усреднением этого результата по х и / с учетом независимости
тока поезда и его координаты получаем
д^о - IrL 3.
Подставляя полученные значения в выражение для средней
потери напряжения, находим
t /	.х кт,< InrL / . , 1,5а -1 \
- -\(JC + (п - 1) WQ - —3— 1 4---------) .
Потерю мощности в сети, вызванную работой какого-либо одного
поезда, также можно представить в виде суммы «собственной» потери
и потери, обусловленной нагрузкой данного поезда и падением
напряжения до его токоприемника, вызванного нагрузками осталь-
ных поездов участка.
Мгновенное значение собственной потери мощности Aqc i2rx,
а ее среднее значение AQC Е \Aqv} - rE [х) Е {г}. Последний
множитель представляет собой квадрат эффективного тока поезда /э,
следовательно AQC - I'irL'2. Так как средние потери мощности
в сети можно представить как АР п [Qc + (и - - 1) АЛ76/1, то,
подставляя значения Q(. и AUq, получаем:
или, вводя коэффициент вариации поездного тока Р = (/; — Г1)!Г,
Рассмотрим теперь участок сети АВС длиной L (рис. 2, а), пи-
таемый в пункте А и характеризуемый двумя расчетными элемен-
тарными участками С и /2 и соответствующими значениями среднего
поездного тока и /2, среднего числа поездов /?т и п2 и относительной
длительности потребления энергии aL и а2.
Средняя потеря напряжения на участке АВ складывается из
следующих составляющих (рис. 2, б):
11
средняя собственная потеря напряжения Д(/с1;
средняя потеря напряжения Д(/п, создаваемая токами остальных
— 1 поездов участка АВ;
средняя потеря напряжения &U12, создаваемая токами поездов
участка ВС.
В соответствии с изложенным выше
At/ci - - 141"- ; Л^И
Мгновенное значение потерь напряжения в точке первого
участка от нагрузки одного из поездов второго участка &U12 -
Так как величины х± и i2 независимы, то
Д6/1г = Лг£ {!</«}
Суммарная величина
At/j = (За! -Н 2л,	2) + ”2'22г11 .
Мгновенная собственная потеря напряжения на участке ВС
Д[7С2 = г2гл'2’ а ее среднее значение Д(7С2 = rE (z2) Е [х2] =
= a2rI2 (^li -|-	.
Потеря напряжения от нагрузки какого-либо другого (й-го)
поезда второго участка
...	( ri2y, если г/<х2,
АС/22 — < .
(п2х2, если у>х2,
где у — координата /г-го поезда.
Интегрируя по у в пределах координат участка ВС, получаем:
L	х2	L
_L_ j At/22 = J_ J ri2ydy + Л- J ri2x2dy,
h	II	X2
или можно записать
rL .	r/f .	r . 9
l2 l~X2	2l2 l-	2l2
Переходя к математическим ожиданиям и умножив на п2 — 1,
получаем
АВ22 = Н--------(П2
Наконец, потеря напряжения на токоприемнике поезда 2-го
участка, вызванная нагрузкой какого-либо поезда 1-го участка,
может быть выражена в следующем виде* Д(/21 = i^rx-i, откуда
Д<721 ~ Krlyi^.
В результате суммирования вычисленных составляющих полу-
чаем
At/2 = r/2	(а2 + П2 — ОН (3&2 -Т 2п2 — 2)J -|- rlyrii .
12
Рис. 3. Схема сети с тремя расчетными
участками
Рассмотрим показанный на рис. 3, а более сложный участок
питания, состоявший из трех элементарных расчетных участков
с различным числом поездов rtt и средним поездным током /г- на
каждом участке (па рис. 3 через СИ обозначен секционный изолятор).
Интересующие величины А(/ и АР для, например, элементар-
ного 2-го участка определяются следующим образом.
Среднюю потерю напряжения А(/а2 до токоприемника какого-
либо поезда на этом участке за время потребления тока можно
представить состоящей из следующих слагаемых:
1)	потери напряжения А£7В до точки В (начало участка 2) от
токов поездов всех элементарных участков (/—3);
2)	потери напряжения на рассматриваемом участке At7c2 от
собственного тока рассматриваемого поезда;
3)	потери напряжения Д[/о2 (^2 — 1) на 2-м участке от осталь-
ных п2 — 1 поездов этого участка;
4)	потери напряжения А(/32 на рассчитываемом 2-м участке,
вызванные поездами 3-го участка.
Второе и третье слагаемые
Д(/с2 +	(„2 - 1) =	( 1 + 1’5”22~1 ) •
Среднюю потерю напряжения А£/в можно записать в виде трех-
члена
= 11П^Г— +	(1 +	' ) + /3П3Г/1.
l-in-trly	х	,
где ----------------слагаемое, обусловленное нагрузкой 1-го участка;
^зпзг^1 — слагаемое, обусловленное нагрузкой 3-го участка;
г / / 1	।	\
адЦН-------------j -потеря напряжения, вызванная нагрузкой рассчитыва-
емого участка (определяется известной формулой для
потери напряжения в питающем кабеле).
Средняя потеря напряжения Д[/32 на 2-м участке от нагрузки
3-го участка выражается как A U32 = 1зП^2 , поскольку эпюра
А[/ (/) имеет вид прямоугольного треугольника.
Таким образом, АГ7а2 может быть представлено в следующем
виде:
... Itfi2rl2 /	1,5а2—1 \ ,	, Л_ . rlr .
= з 1 Н----------) + (/i«i + 2/3Пз)	+
+ (1 + + .
\	Z
13
Перейдем к определению потерь мощности на рассматриваемом
участке. В целях упрощения расчета примем сначала, что вся на-
грузка 12п2 2-го участка сосредоточена в его середине (рис. 3, б).
По отношению ко 2-му участку нагрузка /3/?3 3-го участка может
считаться приложенной в конце 2-го участка.
Для такой схемы потери мощности APJ на 2-м участке
API = (/,«., + /яп:!)2 -у- + (Л>«з)2	-
—	--F (/3,гз)"	~Т~ 12^2 At/23 Н- /з'Лч -1^32>
л г г	n	I
где Лс/23 _ ----- — потеря напряжения на 2-м участке до нагрузки /2/?2, выз-
ванная нагрузкой /3п3;
...	12п2т12	’	о	.
i\U32 — --2------потеря напряжения на 2-м участке до нагрузки 13п3, выз-
ванная нагрузкой /2/?2-
Таким образом, общие потери можно представить как сумму
собственных потерь от каждой нагрузки в отдельности и соответ-
ствующих произведений каждой из нагрузок на потерю напряжения,
вызванную второй нагрузкой.
Вернемся к исходной схеме. Средняя потеря мощности ДР2
на рассматриваемом участке равна математическому ожиданию
суммы произведений поездных токов на соответствующие потери
напряжения ДР2 — Е AUi}. Эту сумму можно представить
в следующем виде:
£ AW = £ Л> (Д6'2 + Д1/23) + £ /3 (АОз + Д{/зг) =
=	<2 Д{/2 +	<3	-|- У <2 А1Аз + У*| ;зД^32,
где i2 и /3— мгновенные значения токов поездов соответственно 2-го и 3-го участков;
&U2 — мгновенное значение потери напряжения до нагрузки t2, вызванное
поездами 2-го участка;
Д(/3— то же до нагрузки i3 от поездов 3-го участка;
ДЦ>з— то же До нагрузки /2 от поездов 3-го участка;
ДС/32— то же до нагрузки i3 от поездов 2-го участка.
Тогда выражение для ДР2 можно переписать так
ДР2 = Е ( 2 i-2 А(72) + Е ( £ i3 \U3\ + Е ( £ 12 Д(/23) + Е ( £ i3 W33 j.
Нетрудно убедиться, что первый член в правой части ДР' равен
потерям мощности в сети 2-го участка при допущении, что нагрузка
/3/23 3-го участка отсутствует
О \ zn2 /
Так как нагрузка /Зи3 3-го участка вся приложена в конце 2-го
участка, значение второго члена ДР11 можно найти по формуле для
определения потерь мощности в кабеле
д₽и = /^(1+А).
14
Piic. 4. Схема участка пита-
ния с разветвлениями
Вследствие однотипности поездов третий член
ДР1” = п2Е {i2 Д(/23) = п2Е {<2} Е {Л1/23) = »2/2«3/3-у- .
Аналогичным образом определяем
APIV = n2I3n2I2^~.
Таким образом, суммарные потери мощности ДР2 в сети на рас-
сматриваемом 2-м участке
ДР2 = ГЫ ( 1 + 3У + l^rl., (1 + -М + 1.,п21яплг12.
Обратимся к изображенному на рис. 4 типичному участку пи-
тания с разветвлениями. Рассмотрим k-и элементарный расчетный
участок DE с параметрами Ih, сц, nfi, lk и выведем формулы для
определения потери напряжения и потерь мощности на этом участке.
Среднюю потерю напряжения до токоприемника поезда за время
потребления энергии AUah на k-м участке, исходя из изложенного,
можно представить в виде суммы
Щь - WaD +	+ («А - О МП + (At4)/  k,
где /\UaD — потеря напряжения в сети до начала /г-го участка (до точки D);
/г — средняя потеря напряжения на /г-м участке, вызванная нагруз-
ками, находящимися за его пределами.
Выражение в квадратных скобках известно из предыдущего.
Выражение для AUaD можно записать так
У/ a.D — —"—h	(^1 4 + A?Z73 (rG + г/2) ~Ь
+ lknh (rh т г^г) ( 1 Н--+ С4^4 + //Ц) (r^i "т ГМ-
х пк /
Потеря напряжения
(д^)/ /;=(/л)4-+/л4к-
Подставляя полученные значения в выражение для A(7a/t, по-
лучаем окончательно
At/ah = ——— + /2л2 ^г/1 Ч----г /з«з (Л^1 4“ rh} +
+ lknh (rlx + rl2) (1 +	+ (/4"4 -I- /зп.>) (r/1 + rl2 4-	4-
, lk'wh< / . , 1.5cc/t 1 \
3 k ' nh Г
15
В отношении потерь мощности рассматриваемую схему и, в част-
ности, /г-й ее участок можно проанализировать исходя из тех же
принципов, что и для предыдущей несколько более простой схемы.
Поэтому напишем выражение для определения средних потерь
мощности на k-м участке
т
+	/ , Ijnjrlk*
Н-1
где знак суммы распространяется на все участки, нагрузки кото-
рых протекают по рассматриваемому &-му участку. Среднее значение
коэффициента |3 для указанных участков обозначено рср.
В целях большей систематизации ниже, при рассмотрении мето-
дики расчета сетей с двусторонним питанием, приводятся также
необходимые формулы для расчета искомых величин для соответ-
ствующих участков сети с односторонним питанием.
1.4. Расчет сетей двустороннего питания
с переменной плотностью нагрузок
Требуемые формулы получены ниже в соответствии с рациональным
порядком и основными задачами расчета средних значений. Прин-
ципы вывода в своей основе не отличаются от изложенных выше.
Разработка формул выполнена применительно к ряду типичных
расчетных схем.
Схема I — /?! -= /?2 = 0; Л/ = const (рис. 5). Рассматриваемая
расчетная схема характеризует сеть с короткими питающими ли-
ниями (например, при системе децентрализованного электроснабже-
ния) и с постоянной плотностью тяговых нагрузок.
Для двух различных подстанций напряжения на шинах здесь
и в дальнейшем предполагаются одинаковыми.
Контактная сеть. Средние нагрузки проводов контакт-
ной сети /Kf (у питающих пунктов) определяются выражениями:
/^1 = 1пх на участке
1п2 .	1п2	,
/К1	,	/к2 = -2“ на участке /2;
/^2 = на участке /3.
Л771	,| ‘ ’Их	^1Л2
		1/(2	^3
1	>/7? 1г	'г2 '
Рис. 5. Сеть двустороннего
питания с постоянной плот-
ностью нагрузок’
16
Эффективные нагрузки проводов контактной сети /КЭ1- (у пита-
ющих пунктов), по которым должна производиться/проверка на-
грева проводов, находятся па основе следующих соображений.
Для участка 1Х (пли /3) провод у питающего пункта может рас-
сматриваться как питающая линия со средней нагрузкой In^ (или
1п3). Следовательно, по известной формуле искомые эффективные
нагрузки можно^ выразить так
1 1
Для участка /2 двустороннего питания выражение для эффектив-
ной нагрузки проводов за полное время Т работы поездов на линии
где — мгновенное значение составляющей тока какого-либо k-ro поезда, текущей
к питающему пункту пг (п2) в момент времени t.
После преобразований и с учетом допущения о независимости
токов различных поездов квадрат эффективной нагрузки проводов
можно выразить как
(/k,i)2 = Ch)’- + «2(G5-G2).
где G и 6Э — среднее и эффективное значение составляющей тока какого-либо
поезда участка /2, текущей к пункту
Для рассматриваемого случая:
G = 0,5/;
= J J ii(tlX) — dtdx = — J j dtdx =-^~,
0 0	0 0
где /э — эффективный ток поезда (машины).
Тогда можно записать
«Эквивалентная» нагрузка проводов контактной сети /кэк. f,
по которой должна производиться проверка соответствия сечений
проводов экономической плотности тока, определяется на основе
приводимых ниже формул [11 для потерь мощности в проводах
при подстановке в них значения гЦ = 1:
2/М1 । 3p+1 V
/3 V •	2п, )
~ 1пг (\
2 —----I 1
2/3 \
। 2Р+1
«2	/
на участке /х;
на участке /8;
Зр +1
2п3
на участке /3.
I нэк. 1 ~
17
Среднее значение падения в контактной сети нужно определять
для двух периодов: за все время потребления энергии А(/а и за
время потребления энергии па наиболее тяжелых перегонах At/am.
Для участков одностороннего питания и /3
дс/О1 = _Щ_(1 + _Ь5^_у	+
О \	'71	/	О \	/73	/
Среднее значение падения напряжения до токоприемника на
наиболее тяжелых перегонах незначительно отличается от среднего
его значения в конце линии (при одностороннем его питании) пли
в точке токораздела (при двустороннем). Поэтому для участков /|
и /3 с достаточной точностью:
t^Uam х =	( 1 +	; Al/am з =-	( 1 -+ --тГ-') •
На участке 12 двустороннего питания A£7a2 =	+ (п2— 1) A £76?.
Мгновенное значение собственной потери напряжения
Д^С2 = *1ГХ = Г1 ---X,
/2
где i — ток поезда;
— его составляющая от левого питающего пункта.
Пусть f (0 — плотность распределения величины i при условии
движения под током, 172 — плотность распределения координаты
поезда х при условии его движения по участку /2. Тогда
^2
М ГС2 = Е {Д[/С2} = г П ’ (i2 Х f ^7Tdi dX’
(О о
откуда имеем А£7С2	гсс//2/6.
Мгновенное значение потери напряжения от одного из осталь-
ных поездов
. 1>- у
пхх — п — т-- х	при у > х,
где у — координата этого поезда.
Математическое ожидание этой величины запишем в виде
а^о2 = j J J д^о2/ (ь у) di dx dy-
(i, x. у)
/	1 \ 2
Поскольку плотность распределения / (/, х, у) = ср (/) (-у— )
(здесь ср (0 — безусловная плотность распределения тока поезда), то
I 2 X	12 I 2
ДС/'2 = j J J ri -У- (12 - х) -1- ф (0 di dxdy+ | j j ri X
(О 0 о 2	“	(I) О X
X х ср (f) di dx dy
18
откуда имеем AUw =	Таким образом,
/I \	п 2	/
Среднее значение падения напряжения на тяжелом перегоне
(в середине участка /2)
4 77	<77	.	/	IX 4 77	Г/^2 I /	1 X 2 f , ГХ J
Warn 2 — Wcm 2 т (л2 ~ 1) от 2 — -Fj ) ~/~ J	—2~
О
следовательно, можно записать
лj,	Inrl2 [	2а—• 1 \
^+ —)•
Средние потери мощности в контактной сети:
А/3 кс 1 —	1-щгЦ	/ . . 36 + 1 \			
	3	(,+ 2"Т )	| на участке	1	
	l^n^rLy				
А/ЭКС 2 —	12	(1+ Z -)	на участке	/0 > }	(1)
	Pn\rl.,. .				
АРкс з =	3 (		га участке	/з- j	
Питающие	лини	и. Средняя	нагрузка:		
1л! — ZK1 + ZK1	hl\ 'Т ’ Сл2 == Zk2 + Ук2 ” /п3 Н 2^“ ’
Среднее значение падения напряжения:
wa:i1=/?1 [/«!+4-1 - о+4-а/] >
или
А£Лхл1= Я1 [Ли + 0,5/(а -1)];
аналогично имеем
А£/аЛ2 = Я2 [/Л2 + 0,5/ (а- 1)].
Эффективную нагрузку любой линии /лэ t можно найти, исполь-
зуя правило — дисперсия суммы равна сумме дисперсий слагаемых:
1 = ^1 + Ц'кэ 1)2 + Гкэ 1)2] - [('к1)2 + (/'к 1 )2]
ИЛИ, ПОСКОЛЬКУ /Л1 — (/к! -|- /к1)“> ТО /лэ 1 = (/кэ1)- -|-(/кэ1)~ Т"
-г-2/ki/ki; аналогично имеем
^2 = (/кэ2)2 + (/кэ2)2 + 2«2.
Средние потери мощности АРЛ<:
А^л1 =	= ^лэ2^2-
Подстанция. Средняя нагрузка /тп = У. I4i = /Ч1
-I- А12.
Эффективная нагрузка /^пэ = /лэ i + ^Э2 + 2/Л1/л2.
19
0*7
Xfn
9*2
^72f

Рис. 6. Сеть двустороннего питания и переменной плотностью нагрузок
Схема II — /?1 Ф 0; /?2	0;	=/= Л/2 =/= Д/3. Характерной осо-
бенностью сетей расчетной схемы, показанной на рис. 6, является
неравенство (7П1 #= (7П2 напряжений, подводимых к контактной
сети. Каждый расчетный участок сети имеет отличные от других
исходные параметры Ц, пь аь Zf.
Контактная сеть. Средние нагрузки:
Со — С,7Ь Zk2~Z3/73-
Значения /к1 и /к2 определяются приравниванием падений
напряжений до точки токораздела хт участка Z2
v __ / Мз^2 + ^2 (^2 Т 0,5r/2) —
т ' '2	T^R	
В последней формуле	R =--- R2 1 'А»-
Тогда:
^к! = ^2Хт\ ZK2 — (С — Xtn)\
=4~[5j /;Пг₽2 + 0,5/2п2г/2- /,«! (Rj + T?2)J ;
Zk2 4" [ S Iin‘R' + 015Z2VZ2 - Z3'!3 («1 V ^)] •
Эффективные нагрузки
/кэ i =	(1 +	2 5 Ло2 — /3^3 ( 1 -Н —) 2 •
Для участка Z2 формула для Гк'э{ справедлива в случае Unl =
=- Un2, т. е. при хт = 0,5Z2. При хт 0,5Z2 точная формула для
определения эффективных нагрузок громоздка. Анализ показывает,
что с достаточной для инженерных расчетов точностью можно поль-
зоваться следующими формулами:
при 0,35/2 хт 0,65/2
/" — /" ( ] I 402 + 1 \ 2 .	. .. /114Р2+1\2-
ZK31-\i	3—;	>	\э2-/1<2^+—3^— )	’
при 0 хт 0,35/2
ZK31 ZK1 ( 1 Т
4Р2 + 1 \4 .
Зм2 /
Г" __ /" I 1 I 02
'кэг-'к?^1 + Л2
I
Z2 \ 2 .
С Х7П '
20
При 0,65/2 Хт ^2
Г — I" ( 1 _L ₽2 ^3 2 • /" — /" / 1 + 402 + 1 \ 2
7кэ1 “ 7к1 V + п2 Хт) ’ /кэ2-/к2^+“ 3“-J •
Эквивалентная нагрузка проводов:
/	/1 । зрх + 1 \—
'ЙЭК1 = ^r-- Ч---2^— )	на Участке
/кэк 3 = ТТ \ + 2Л7 ’) у стке з;
/КЭК2 = /Л^к-2 	на участке /2>
где ДРК2 определяется по формуле (4).
Среднее падение напряжения:
на участках и /Здо токоприемника за время потребления энергии:
+ '|5“Г‘ У' ас'-=2^('+ ''5“г‘ )
О \	Л1 /	J \	«з '
то же в конце линий:
=	+	д„„1 = 2^(1+
z \	nx /	z \	п3 /
На участке /2 к ранее полученным потерям напряжения необхо-
димо добавить (если отсчет уровня напряжений производится от
пункта с более высоким напряжением) или вычесть среднюю потерю
напряжения, вызванную уравнительным током /ур:
( 1 + -2”2 ~ 1 ) +
1Z \	п2 /	z
или можно записать
В последней формуле
к ____________________________ ^Л2^2	/л1/?1
Аур“ Т^Т2 ‘
Среднее значение At/am2 в точке токораздела хт:
^^ат2 ~ AUcm2 Ч" (п2	0	4“ ^^ур>
или можно записать
Д^апл = 1гпггхт 1г ~-Хт ( 1 + —2 ~— + 2^yp .
Zt2 \	П-2	хт /
Средние потери мощности в контактной сети:
АО	/1 I ЗР1 4- 1 \	.
ДРК1 = —‘3L	} на участке /х;
ДРкз =	—) на Участке z3-
21
Рис. 7. Схема расчета потерь мощности
в сети
На участке /2 средние потери мощности могут быть определены
на основе общей формулы
ДР — п [AQ + (п - 1)
На участке 12 (рис. 7)
1-2	1-2
Л<?2 = V J + W'^dX = IT J УМ + 1X (Z2 - Х) г/л] dx -
О	" о
О
откуда имеем
Д(?2
[2г-7? + 4г/.3 (/?1 + Р2) + 6 (Р? + R^].
Значение \Uq-2 определяется как
1 гТд^
д«= - тг J hr-
о
2' *) 1 dx I
2 I 1
Г
[ (Д(7;-- Д(/;) xdx-\- f (ДГ'; —Д(/х)(/2 —x)dxl,
6	л/2	J
где г] ~ R\/(Ri -|- Р9), причем при х — т)/9 имеем i\Urx = ДО".
Интегрируя, получаем
Л(/Я = -|9р/р ХрЛ 1г/-	+ 2RlR- + 4
LZK {Ki “Г Ао)
Из выражений (2) и (3) нетрудно определить
^к2 = Л2(А(?2 + («2-1)А(702/2]-
(3)
(4)
Питающие линии. Средняя нагрузка:
Iл\ = ^к! л~ 7 ч2 = к2 + /к2’
Среднее значение падения напряжения
^^а.ч1 — Pi IЛл 4- G (а2 - 1) |.
Так как G Гк\ следовательно,
Д^л1 = *1 [/к1 + /к! (1+22ЛГ1)] ’
22
Рис. 8. Сеть с переменной плотностью нагрузок на каждом расчетном участке
аналогично имеем
Эффективные нагрузки:
= Gio.)2+«э1)3+2<1/;;1;
^лэ2 ~ СкД' + Ркэ2.)2 т 2/К2^К2-
Средние потери мощности:
•^л. = 7л^Г ДРл2=/л^2-
Подстанция. Средняя нагрузка /тп /Л1 4- /л2.
Эффективная нагрузка /тпэ + 12э2 + 2/л1/л2.
Схема III — на каждой из трех расчетных участков АЦ различные.
При наличии более двух питающих линий токораспределение в сети
определяется общепринятым способом исходя из предпосылки рав-
номерного распределения тяговых нагрузок внутри каждого эле-
ментарного расчетного участка. После этого участки питания, смеж-
ные с рассматриваемым, разрезаются в найденных точках токо-
разделов, и схема приводится к виду, изображенному на рис. 8.
Примем, что участок 2 с двусторонним питанием имеет три эле-
ментарных расчетных участка (весьма редко возникает практиче-
ская необходимость разбивки сети на большее число элементарных
участков).
Контактная сеть (для участка L2). Вычислив
обычным способом хгп, находим средние нагрузки:
Л<1 =	+ (лш — ^|)	^К2 —	Cl ~ Хт) ^2-
Для определения эффективных нагрузок у питающих пунктов
необходимо сначала для каждого расчетного участка найти значение G
и G3. Например, для участка L (рис. 9):
J _ ^2 + h--Х 4 ^К2 .	1—1 /14-^4-ЬЮ
1Х1 —	т	>	7 .V2 — 7 2 -г	?
ь0	ь0
где
^к1 = ~у~~ >	7^к2 ~ "ут" >	4- ^2 + G 4" I hi 4~ ^-кг-
23
?  -f-----
Et 1	11
Рис. 9. К определению эффек-
тивных нагрузок
Тогда можно записать:
G2i -- Е {/Х11 — -А- (Z2 + h + Lk2 — Е {*)) = -nj— [1ъ + 2 (/3 + LK2)]',
G22 = Е {/х2} = -Л- (/1 +	+ Е {х}) —	[12 + 2 (Zj + Lki)];
bQ	ZbQ
/2
Ga21 = E {Zx 1} =	(Z2 + 3 (Z3 + Lk2)2 + 3Z2 (Z3 + Lk2)] :
/2
°э22 = E (/2г) = "77T [Z2 + 3 (Z1 + LK1)2 + 3Z2 (Z1 + LK1)]-
dL0
Определив подобным образом значения Gn, G*lb q12)
G31, G33i, G39, Gt32 и используя принцип суммирования дисперсий,
эффективные нагрузки у пунктов 77± и /72 найдем соответственно
по формулам:
(7КЭ1)2 — (^Kl)2 + п\ (СЭ11 — ^11) + «2 (^Э21 — ^21) + П3 (^э31 ~ ^31)*»
Скэг)2 = Ркг)2 + п\ (Сэ12 " 622) + П2 (°э22 — G2^ + П3 (Ga32 ~ ^З?)-
Эквивалентная нагрузка проводов вычисляется по приводимой
ниже формуле для потерь мощности ДРК в контактной сети на
участке Ь2 при подстановке в нее значения rL2 = 1.
Среднее падение напряжения в контактной сети найдем вначале
для условий = R2 = 0.
Используя метод суперпозиции и рассматривая, например, уча-
сток 11У значение падения напряжения AGal до токоприемника
какого-либо поезда этого участка за время потребления энергии
можно представить состоящим из собственного падения напряже-
ния Ai/C1, падения напряжения At70» вызванного остальными
(ni — 1) поездами этого участка, и падений напряжения A472i и
А[731, вызванных поездами п2 и п3 других участков,
— ^Uci И- 4“ &U21 4“ &Уз1‘
Первое слагаемое (рис. 10)
Д(/с1 = Е |Д£/х1| = ГЕ {/;,}£ lx,} = J (12
24
Рис. 10. К расчету падений
напряжения в сети
откуда имеем
ДУ ci^^f^^-21,.).
ОЬ2
Влияние остальных (пх — 1) поездов (рис. 11)
т
1)у- j ДС/хсрЛ.
о
где
1 Г AZ7',х.	^".(1, — хЛ	1
Д^ср = -тГ[^А + ——- + №- A^ xi)(zi - *1) •
С учетом того что A£7ii = I'xirx; &UX\ — Гх\г (lj — xi), получаем
ДУИ = (П1 - 1)	(4L2 - 3/х).
Среднее падение напряжения на первом участке от поездов
второго участка (рис. 12)
ДУ21 =	(212 - 21 г - Z2).
Аналогичным образом определяем (рис. 13)
ДУ31 = 2^2. (2L2 - 2ZX - 2Z2 - Z3).
Суммируя полученные значения, находим искомое значение Д UaV
Подобным же образом находим составляющие падения напряжения
MJa2 на
участке /2:
Д^2	[6/> (£2 ~ М + 3/2 (£2 “ 2/>) “
ДЦ>2 = (”8-^22 /gf ((6Z1 + 3/2) [2 (L2 - IJ - /2] - 2L2Z2};
Д(/12=£^2121[2
Рис. 11. К
остальных
участка
25
Рис. 12. к расчету падений напряжения
на первом участке от поездов второго
участка
Рис. 13. К расчету падений напряже-
ния на первом участке от поездов треть-
его участка
Следовательно,
АСа2 ="• ACС2 4~ АС02 4~ АС12 + АС32.
Возвращаемся к схеме с 0; R2 =# 0. Расчетные формулы
для наиболее тяжелого участка /2 (см. рис. 9):
А"с2 = I6 (£К1 + Z1) (L0 - Zi - LKi) + 3/2 (Lo - 2LK1 - 2Z,) - 2/f] ;
= ”г;2Д) /гГ (12 (Lo - LK1 - Zr) - /2| [6 (LK1 + Z2) + 3Z2 - 2Z2L0]);
Д^зг = —— 12 (LKj -|- /i) -|- Z2) [2 (Lo — LJ(l - - 1г — Z2) - • Z3];
4(712 |2Lki +Z1J12 (L°- Lk1 - Z1)"'/2]-
Падение напряжения &Um2 до точки токораздела при наличии
ее на участке /2 на расстоянии 1т2 от начала участка рассчитывается
идентичными приемами, и соответствующие составляющие:
АС/НС2 = —— [(Ск1 4~ ^i)	— ^к1 — ^i) +	(70 2LK1 -- 2/г) — /w2];
ACm02 = --^}о-2Г {I2 (Lo - £Ki - G) - /2] [6 (Lki + /1) + 3/2] - 2/2L0};
АСал12 =	— (2LKi -|- li] [Со LKi /i //n2]:
ACm32 = —— [£ri + + ^тг] [2 (Lo — ^-ki ^1	^г) M-
Тогда можно записать
ACm2 ~ ACnic2 4” AC ^02 4- AC mu 4- АС/Д32-
Необходимо отметить, что выведенные для случая =# 0; R2 =И= 0
формулы дают потери напряжения не только в контактной сети,
но и содержат составляющую потерь в питающих линиях. Для
получения потерь напряжения в контактной сети надо прибавить
потери напряжения в линиях от токов <•/;•, а затем вычесть общие
потери в линиях, определяемые формулами (6) и (7).
Средние потери мощности в контактной сети на участке L2 яв-
ляются суммой потерь, найденных для каждого расчетного участка
АРК = АРК1 4~ АРк2 4- АРКЗ,
26
каждое из слагаемых в последней формуле находится так: ЛРК1.
/7И (AQK + ЛЛ^кср), причем Д <7кср рассчитывается как сумма
средних падений напряжений на /г-м участке от всех поездов участка
питания, кроме одного из поездов £-го участка Д<7кср -= Д(70г{ +
4- Д^рк 4" Д^к-
В последнем выражении
Wok =	° '41 {rlK (L„ - ZK) + 2Г (L' - /к) + 4 [(Z.")3 + (£' - /к)2]}.
В свою очередь:
1рпрг1н
РК	АГ
(p>k)	4Lq
I fntrlu
4Lq
kUfx —
«Собственные» потери
ZK
Л<?к=41	+
h о
где Д£7ск и AL/ск — мгновенные значения падения напряжения на рассматривае-
мом &-м участке, вызванные соответственно составляющими
«собственного» тока 1хк и 1Хк.
Выражение для Д(?к имеет вид
AQk =	{3 [(Л')2 + (Г)21 + 2/к (ЗГ - 2L0 + /к)};
/г-1	л-1
L' = L2 + Lk2 -• £ /,•; I." = £К1 4- £
i -~1
Таким образом, имеем
/г=3
ЬРК = 2 пк (AQK + /к А£/к ср).	(5)
k=i
Питающие линии. Средняя нагрузка (см. рис. 9):
7л1 = 7к1 + 1Г1П\ + Z2rt2; C12 = Zk2 + Z3rt3 + Z?24‘
Среднее значение падения напряжения за время потребления
энергии поездом /г-го расчетного участка:
АС/а1 = /?1[/л14 GKl(aK-l)|;	(6)
А(/а2 — #2 1ZJI2 4~ ^К2 (ак — !)]•	(7)
Эффективные нагрузки и средние потери мощности находятся
по тем же формулам, что и для схемы II.
Подстанция. Средние и эффективные нагрузки вычисляются
по тем же формулам, что и для схемы II.
27
1.5. Расчет токораспределения
в системе рельс—земля
Основные положения и задачи расчета. При рассмотрении вопро-
сов, связанных с определением параметров рельсовой сети и отрица-
тельных кабелей трамвая, расчет всех электрических величин обычно
производится без учета шунтирующего влияния грунта.
Правомерность такой методики расчета трамвайных сетей выте-
кает из самой постановки задачи. Указанные расчеты служат для
определения параметров различных элементов тяговой сети. При
этом такие факторы, как неточность исходных данных электриче-
ского расчета тяговой сети, небольшая доля падения напряжения
в рельсах сравнительно с общим его значением во всех элементах
сети ит. д., обесценивают трудоемкий уточненный расчет рельсовых
сетей с учетом проводимости утечки рельс—земля. Это в особенности
верно для внутригородских трамвайных линий, для которых ха-
рактерны относительно небольшие расстояния между пунктами
присоединения отрицательных кабелей.
При оценке же степени опасности разрушения подземных ме-
таллических сооружений блуждающими токами и защиты их от
коррозии необходимо иметь четкое представление о работе рельсо-
вой сети с учетом проводимости утечки. Только в результате ана-
лиза токораспределения в системе с учетом проводимости утечки
рельс—земля можно правильно решить важные практические за-
дачи, связанные с вопросами не только расчета тяговых сетей в це-
лом, но и нормирования расчета и эксплуатации рельсовых сетей
и отрицательных питающих линий.
Создание практически приемлемых и достаточно точных мето-
дов расчета токораспределения в системе рельс—земля для город-
ского транспорта представляет особые трудности вследствие слож-
ности конфигурации рельсовых сетей и наличия переменных во
времени и перемещающихся вдоль рельсовых путей тяговых нагру-
зок. Влияние указанных факторов не позволяет использовать для
этих целей обычные методы расчета электрических сетей. Поэтому
при развитии методов расчета токораспределения в системе рельс—
земля естественно следовать направлению, оправдавшему себя при
расчетах тяговых сетей, а именно с помощью аналитических методов,
с заменой реальных условий некоторыми эквивалентными схемами,
достаточно близко отражающими действительный характер нагрузок
и конфигурации отдельных типичных участков рельсовых сетей.
Этот путь дает возможность установить аналитическую связь между
основными параметрами сети и выявить их влияние на ток утечки.
Основные работы в развитии аналитического метода расчета
токораспределения в системе рельс—земля принадлежат советским
авторам Ю. Е. Рывкину, К. Г. Марквардту, Г. С. Гармашу,
Б. Г. Лорткипанидзе и другим, исследовавшим различные экви-
валентные схемы рельсовой сети. Полученные зависимости выявили
ряд ценных для практики железнодорожного транспорта законо-
мерностей.
28
Однако для условий трамвайных сетей необходимо рассмотреть
значительно более сложные эквивалентные схемы, отражающие
возможно полнее специфику расчетных режимов их работы. При этом
целесообразно ограничиться несколькими основными схемами, ко-
торые достаточно полно охватывают встречающиеся на практике
параметры и режимы системы питания.
Так, две схемы питания линейного участка сети — односторон-
нее и двустороннее питание от одной пли двух подстанций — по
существу являются характерными для большинства встречающихся
на практике схем питания.
В отношении характера нагрузок очевидно, что достаточно
полное представление о процессах, происходящих в системе рельс—
земля—подземное сооружение при действительных тяговых на-
грузках, можно получить, рассматривая крайние по своему харак-
теру нагрузки: равномерно распределенную по участку и сосредо-
точенную, но движущуюся вдоль участка.
Для более полного отображения реальных условий в некоторых
случаях целесообразно учитывать влияние на общее токораспределе-
ние ненагруженных (свободных) участков рельсовой сети. Это осо-
бенно необходимо при рассмотрении рельсовой сети вылетных
линий с небольшой частотой движений, а также всех линий при
работе в ночные часы.
Схема рельсовой сети и сети отрицательных питающих линий
при условии заземления отдельных ее элементов через резисторы
с конечным значением достаточно близко отражает реальные усло-
вия, имеющие место при подключении дренажных устройств к источ-
никам блуждающих токов. Подобные схемы описывают также случаи
замыкания отрицательной шины подстанции на защитное заземление
подстанции.
Таким образом, для получения более общих конечных резуль-
татов, которые отражали бы часто встречающиеся в практике усло-
вия, целесообразно рассмотреть схему двустороннего питания
участка рельсовой сети, имеющего свободные плечи, при заземлении
как пунктов присоединения кабелей, так и отрицательного полюса
подстанции для двух случаев нагрузок: сосредоточенной, движу-
щейся вдоль участка, и равномерно распределенной.
Анализ таких сложных эквивалентных схем дает возможность
выявить зависимость токов утечки из рельсовой сети от различ-
ных параметров, характеризующих тяговую сеть. В число таких
зависимостей входят: влияние режима регулирования потенциалов
пунктов присоединения кабелей на токи утечки; зависимость токов
утечки от схемы питания участков рельсовой сети, от характера
и значения норм расчета системы отрицательных кабелей; зависи-
мости режима работы рельсовой сети и токов утечки от режима
электрического дренирования подземных металлических сооружений.
Как будет видно ниже, в число определяемых электрических
величин включены токи в заземляющих цепях и потенциал «дале-
кой» земли, что объясняется следующим. Во-первых, использование
электрических дренажей, в особенности в случае их подключения
29
Рис. 14. К расчету участка
рельсовой сети с движущей-
ся нагрузкой
к отрицательной шине тяговой подстанции, влияет (в сторону уве-
личения) на интегральное значение токов утечки из рельсов, т. е.
увеличивает опасность коррозии не защищаемых методом катодной
поляризации подземных металлических сооружений. Определе-
ние же потенциала «далекой» земли позволяет при необходимости
решить ряд задач, связанных как с анализом потенциального со-
стояния рельссвых цепей электрифицированного транспорта, так
и с установлением рациональных режимов работы дренажных
устройств, в частности при совместном дренировании ряда под-
земных сооружений.
Расчет участка рельсовой сети с сосредоточенной движущейся
нагрузкой. Рассмотрим схему питания участка рельсовой сети
(рис. 14) от одной тяговой подстанции, имеющей два изолированных
от земли отрицательных кабеля, сопротивления которых равны
7?! и R2. Примем, что сосредоточенная движущаяся нагрузка /п
находится на расстоянии q от пункта ОП1. Участок между пунк-
тами имеет длину Zv Длины крайних (свободных) участков соответ-
ственно равны /2 и /3. Отрицательная шина и пункты 0171 и 0172
заземлены через некоторые сопротивления 7?, R' и R". что экви-
валентно, например, подключению к этим пунктам дренажных
устройств с целью защиты подземных металлических сооружений
от коррозии блуждающими токами. Задача распределения потен-
циалов и токов в рельсовой сети может быть решена с достаточной
для практики точностью, если допустить, что рельсовая сеть обла-
дает равномерно распределенными параметрами вдоль всей ее длины:
гп — переходное электрическое сопротивление между рельсовыми
нитками и землей на единицу длины сети, включающее в себя сопро-
тивление растеканию, Ом-км; гр — электрическое сопротивление
единицы длины рельсового пути, Ом/км.
Ток в рельсах /х вследствие утечки в грунт зависит от расстоя-
ния х. Приращение тока на элементарном отрезке пути dx
dIx = -Ux-^~,
' п
где Ux — потенциал рельсов в точке с координатой х.
Приращение потенциала на элементарном отрезке dx
dUx = —Ixr?dx,
(8)
30
Продифференцировав это уравнение и подставив в полученное
dlx
выражение вместо его величину, имеем
^ = ^.их.
dx2 ги
Полное решение приведенного уравнения представляется в сле-
дующем виде:
их = ЛеаРА' +	,	(9)
1 де ctp — К^р/Гп — так называемая характеристика утечки.
Дифференцируя это уравнение и подставляя результат в урав-
нение (8), получаем выражение
г 1	^1)	_г/ Y
1Х =----—Ле р +— Be р .	(10)
гр	ГР
С принятыми выше допущениями выражения (9) и (10) являются
общими уравнениями для потенциала и тока любого участка рас-
сматриваемой эквивалентной схемы рельсовой сети. Чтобы уста-
новить распределение потенциалов и токов в различных точках
рельсовой сети, необходимо определить лишь постоянные А и В
для каждого из участков.
Решение задачи токораспределения предполагает также на-
хождение токов в отрицательных кабелях Д и /2 и значений /, Г
и /", протекающих через соответствующие заземления. Определение
значений	^х2> ^хЗ' ^х4> ^xl-> ^х2> АхЗ’ Ах4’ ?'1> Д’	И /
производится путем использования соответствующих граничных
условий. Получаемые при этом выражения дают возможность опре-
делить также и основную величину — интегральное значение тока
утечки в землю /у — со всего участка рельсовой сети при любом
положении нагрузки.
Блуждающие токи или токи утечки в землю /у являются в конеч-
ном счете критерием технического состояния рельсового пути и
правильности выбранного режима работы рельсовой и кабельной
сети. Выбор тех или иных параметров рельсовой сети (гр, гп), рас-
стояний между пунктами присоединения кабелей и режима регу-
лирования потенциалов этих пунктов должен быть обусловлен
в первую очередь требованием обеспечения экономически целе-
сообразных токов утечки. Кроме того, режим работы дренажных
защитных устройств должен быть выбран также из условия мини-
мального влияния на увеличение токов утечки из рельсовой сети
в землю.
Общее значение токов утечки /у со всего участка рельсовой
сети может быть определено как сумма интегральных значений токов
утечки с участков, расположенных слева и справа от нагрузки
Д ~ lyxL Т“ Дх2 ДхЗ Ч Дх4*
Интегральное значение тока утечки /ух1 с участка Д, расположен-
ного между нагрузкой и пунктом 0П1, может быть получено из ра-
31
Венства /yxi = lx\=o — (/xi)inin, где ток в рельсах 1х\=о опреде-
ляется при xL -= 0. Минимальное значение тока в рельсах
находится при х10 (здесь х10 — координата сечения рельсового
пути, через которое течет наименьший ток, определяемая из условия
= 0). После ряда преобразований получаем
“Х1
хю — Я
+	Ч + /ЛЗ-.0
- J- In ---------------.
2otp	I otp \
л - /' к-^ + Н + л-з-о
Из этого уравнения легко выявить условие, при котором х10 ==
= q, т. е. весь участок, расположенный между нагрузкой и пунк-
том ОП1, характеризуется положительными потенциалами рельсов
по отношению к земле, или, иными словами, со всего участка рель-
сового пути происходит стекание токов в землю. Таким условием
будет следующее неравенство R <
Это означает, что потенциал отсасывающего пункта равен либо
выше потенциала удаленных слоев земли (в дальнейшем для крат-
кости— «далекой» земли). При соблюдении этого неравенства ток
утечки /уХ1 = Л1=о —
Интегральное значение тока утечки на участке /2, расположенном
справа от нагрузки, 1ух2 =-
Значение х2о> при котором ток в рельсах 1х2 имеет минимальное
значение /x2min = 1х2=х20

' р
1 x2-^-q + RI — R2!2
ln-^-------------------------
Г p
Zx2^/1-<? — ^Z + ^2Z2
Условием, при котором co всего участка рельсового пути, рас-
положенного между нагрузкой и пунктом ОП2, ток будет стекать
в землю, является следующее неравенство: R с R2
Во всех случаях, когда соблюдается условие IR IiRi, для
участков, характеризуемых значениями ар/<< 1, т. е. для участков
небольшой длины с большими значениями переходного сопротивле-
ния, ток утечки
1	ух 1	7х1=0	7-1=<7 ”1	92.
2'р7х1-^
Соответственно ток утечки для участка, расположенного между
нагрузкой и пунктом ОП2,
32
Суммарный ток утечки со всего участка между пунктами ОП1
и ОП2
ар
ул1 “Ь ух2	х\ — О “Ь ^Л'2-0	x\--q x2—lx—q ог2
Р
х W + (/?2/2-W .
|_ x\=q	I x2=lx—q
При расчете составляющих /ух3 (на участке /3) и /ух4 (на участке
/4) общего тока утечки /у в этом уравнении следует учитывать сле-
дующее: поскольку при наличии дренажных устройств необходимо,
как это выше всюду выполнено, определять ток, стекающий с рель-
сов в землю, то учет токов утечки со свободных участков /3 и /4 дол-
жен производиться в зависимости от знака эпюры потенциалов рель-
сов относительно земли на этих участках.
Очевидно, что знак эпюры потенциалов свободных участков
вполне определяется знаком потенциалов соответствующих пунктов
присоединения кабелей. Если потенциал пункта ниже потенциала
«далекой» земли, блуждающий ток на соответствующем свободном
участке возвращается в рельсовую сеть и поэтому не должен учи-
тываться в вышеприведенной формуле.
При обратном явлении, т. е. положительном потенциале пункта
присоединения кабеля, выражения для токов утечки со свободных
участков соответственно следующие:
у хЗ = ^хЗ=0’
^ух4 ~ ^х!=0*
При решении конкретных задач непосредственный интерес пред-
ставляют частные случаи полученного общего решения, дающие
возможность анализировать работу отсасывающей сети в наиболее
характерных ее режимах.
Для практики представляет несомненный интерес работа рельсо-
вой сети в том случае, когда заземляющие устройства не подключены
к отрицательной шине подстанции и к пунктам присоединения
кабелей, т. е. когда R = R' — R" оо. Анализ работы сети в этом
случае дает возможность оценить влияние отдельных параметров
системы на ток утечки из рельсов, а следовательно, позволяет при
проектировании выбрать правильный режим ее работы. Не менее
важным является также анализ работы рельсовой сети для наиболее
распространенных схем подключения дренажных устройств. Ниже
приводятся основные зависимости, характеризующие работу участка
рельсовой сети для некоторых наиболее типичных расчетных схем
при сосредоточенной нагрузке, движущейся вдоль участка.
Для трамвайных линий большинства городов в часы дневной
работы, даже при малых частотах движения (порядка 6 пар поездов
в час) и средней эксплуатационной скорости 16 км/ч, не характерно
наличие на рельсовой сети незагруженных свободных смежных
участков. Вследствие указанного во многих случаях наиболее
типичной является эквивалентная схема (рис. 15), в которой длины
2	Тарнижевский M. В. и др.	33
Рис. 15. Участки рельсовой сети без сво- Рис. 16. Участок рельсовой сети с од-
бодных плеч	ним кабелем
незагруженных участков /2 и /3 равны нулю. Основные формулы
для участка рельсовой сети в рассматриваемом случае получаются
достаточно простыми.
Двустороннее питание рельсовой сети. Приняв в соответству-
ющих зависимостях R' = оо; R" = оо; R = сю, /2	/3	0, получаем
(Хр
----J?2 sh ар/ ch «р (Z q) -р ch apZ — ch ару - 1
/ - / Гр ;
ар
(Ri /?2) sh ар/ + 2 (ch ар/ - 1)
Лр
ОСр
---sh apZ 4- ch ар (Z — q) 4- ch apZ — ch ар? — 1
/ _ / Гр
72 _ /н	,
-Г- (Ri + Rt) sh ар/ + 2 (ch ар/ — 1)
'р
R2 [ch ар (q — xt) ch ар (I — q) — ch ap (I — q + xj]
A1 - /п •	—	+
— (Я1 + £2) sh apZ 4- 2 (Ch apZ - 1)
rP
fP
— ch ap (q — xO sh ap (Z — q)
-I--------?----------------------------------;
ap
—~ (#1 + #2) sh aDZ 4- 2 (ch apZ — 1)
rP
fZ?2 [shap (q — Xj) ch ap (I — q) 4- sh ap (Z — q 4- xx)] +
I	fP
I	+ — sh ap (? - sh ap (Z — q)
/Y1 = /H j_______________________________________________________________
p I
-Л (Ki + «2) sh ap7 + 2 (ch apl - 1)
I	rp
I	^*p	\ I
[ch ap (l — q)— 1] sh ap (q — xj + — shap (q — хг 1
j L aP/J ,
'	аР	Г
— (2?! 4- R2) sh apZ 4- 2 (ch apZ - 1)
rP
34
Выражения для Ux2 и 1х2 могут быть написаны аналогично,
Чля чего в числителях выражений (11) и (12) необходимо поменять
местами Ri и R2 и заменить q на (/ — q).
В ряде случаев необходимо знать также потенциал <рдз «далекой»
земли относительно отрицательной шины
----R1R2 sh ар/ + (/?! + R2) ch ар/ — Rt ch ар?
<Гдз=Л< -----------------------------------------------h
— (Я1 + Rd sh ар/ + 2 (ch ар/ - 1)
rP
г р
---[sh ар/ - sh ар7 - sh ар (/ — </)] — R2 ch сср (/ — q)
I / ар____________________________________________________
+ 11	ap	•
—— (#i 4- R2) sh ар/ + 2 (ch ар/ — 1)
rP
Одностороннее питание рельсовой сети. Для вылетных линий
трамвая характерно наличие участков рельсовой сети, весь ток
с которых возвращается только на одну подстанцию и по единствен-
ному кабелю (рис. 16). Для таких участков при значении R2 = оо
получим зависимости следующего вида:
Л — Ль
ch ар (7 — хО ch ар (/ - 7) — ch ар (/ — q + х±)
1 X1 ~ 'H------------------a-------------------------’
aP ,	.
---sh (ZpZ
fP
sh ap (7 — xx) ch ap (/ - 7) + sh ap (/ — 7 + Xj)
ch ap (7 — I) ch ap (/ — 7 — x2)
Ux* =711----------'
—- sh
ГР p
, f ch ap (7 — /) sh ap (/ — 7 — x2)
x2 ~ /h	slFc^Z	‘
Потенциал «далекой» земли относительно отрицательной шины
С4р
----sh ар/ + ch ар/ — ch ар (/ — q}
ар
— sh ап/
ГР
Заземляющие устройства под-
ключены к отрицательной шине.
Схема участка рельсовой сети
(рис. 17) отображает часто встре-
чаемый на практике случай,
который описывается следующими
Рис. 17. Схема подключения дренажа к
отрицательной шине
2*	35
основными уравнениями, определяющими токораспределение в си-
стеме:
-------R±R2 sh ар/ — (/?! + Т?2) ell ар/ — ch apq —
r fP---
н ар /	rD \
—-	+ RiRz + RzR + -М sh ар I +
гр \	ар /
' р
— R2 ch ар (/ — ?)+ — [sh apZ — sh ар<? — sh ар (Z — <?)]
«р
+ (Ri + Ri + 2R) ch apZ — 2R
О^р	Г p
—- RR2 sh apZ H----J- sh ap (I — q) +
rp	ap
" -2И- [rR,4. RtR2 + RzR + -ДЙ sh apZ +
rP \	ap /
+ (R + Rz) ch ap (I — q) + R (ch apZ — ch apg — 1)
+ (/?! + R« + 2R) ch apZ - 2R
—- RRt sh apZ H------------sh apg + (fl + /?i) ch ap7 +
/ _ / Гр	ap
'z — hi
— [ RR, -J- R1R2 4~ RzR H—~ I sh cxpZ -I-
rP \	aP /
+ R [ch apZ — ch ap (I — q) — 1 ]
4	+ (Ri + R2 + 2R) ch apZ — 2R ’
R2 (Ri + R) ch ap (q — Xj) ch ap (I — q) — R ch ap (I — q + x,) +
Uxl = /n-------------a—7---------------------------------------------------
I RRl + ^i/?2 + R2R + “Z2“ J Sh ap^ "I"
p \	p /
/ p	I
+ — sh ap (q—xj) ch ap (Z — g)
<_______________________________________L +
+ (2R + Rt + R^ ch apZ — 2R
p г	p	1
— (Rl + R) ch ap (q — xt) -|- —sh ap (q — xj sh ap (Z — q) -|-
ucp l	ap	J
— RRi + R,R2 + R2R 4- -4- ] sh apZ +
p \	ap /
' p
+ R [ch ap (I — q) — 1 ] R, ch ap (q — xt) + — sh ap (<7—xx)
ap
+ (2/^ + Ri + R2) Ch apZ — 2R
ttp
R,-^
/«=/h—еЛ
71 RiUR1R2 + RzR +-£ I sh apz +
rp \	p /
(Ri + R2) sh ap (q — xj ch ap (Z — q) +
(13)
36
1 р
R sh ар (Z - q -|- хх) + — ch ар (<? — хх) ch ар
аР
*	+(Ri + R« -J- 2R) ch apZ — 2R	'r
-7-	+ R) sh аР (q - хх) + ~ ch ар (q — хх) sh ар (Z — q) 4-
0Cp с^р L	ctp	J
-Г —
гр
Я1Я + RiRz + RzR 4- -4-
гр \	“p
'р
+ R [ch ар (Z <?) — 1] #1 shap (г? - хг) + — ch ap (? — хх)
I	ар
(14)
+ (Ri + R2 + 2R) ch ар/ — 2R
Выражения для Ux2 и 1х2 могут быть написаны в аналогичном
виде, для чего в числителях выражений (13) и (14) необходимо поме-
нять местами и R2 и заменить q на (/ — q)\
(Zp
----RlR2 sh ap/ + (Rt -|- R2) ch ap/ — Rj, ch apq —
r P
<Гдч = ,nR	'Л
RiR + RR2 + RiR2 + -2- sh apZ 4-
p \	ap /
f p
— R2 ch ap (Z — q) + — [sh apZ - sh apq — sh ap (Z — <?)]
ap
+ (Ri + R2 + 2R) ch apZ - 2R
Заземляющие устройства подключены к пунктам присоединения
кабелей (рис. 18). В рассматриваемом случае основные формулы
для токов:
R’R" ch ар/ — 1 -|-sh ар/ _j_ ch ap (/ — q) — ch ap? +
L	rn	I
/1=/ц	'
R’R" — (Rx + Rz) sh apZ + 2 (ch apZ —1) 4
L rp	J
(R" + R2) sh apZ 4- Rz (R' + R") ch apZ [-
aP__________________________________
4- (R' 4- R") (Ri + Rz) ch apZ 4-
4--^[R'shap (/_?)-R’shap7)
ap
4- 77- (R1 + R2 + R' + R") Sh apZ
ap
^2 —
R’R" (Ri + Rz) — sh apZ + 2 (ch apZ — 1) +
L	rP	J
Y-^-(R' + Ri)'h<*Pl + Ri (R’ + R") chapZ +
ap 
+ (/?' + Ю (R1 + Rt) Chapi +
37
Рис. 18. Схема подключения дренажей Рис. 19. Схема подключения дренажа к
к пунктам присоединения кабелей одному кабельному пункту
n	f т)
+ R" sh apq -R'-J-sh ар (I — q)
СХр	Up
+	(R1 + *2 + R' + /?") sh apZ
ар
Я' sh ар/ + /?2 chapZ + Rt — sh ар q — —sh ар (Z — q) +
L ар	ар	ар
R'R" I— (Ri -I- Rt) sh apZ + 2 (ch apZ — 1) | +
L rp	J
+ (.Rz + R1) ch ap (Z — q) | +	R2 sh apZ — —5- (R2 + R2) sh ap (Z — q)
I ap	ap
+ (R’ + R") (Rt + R2) ch apZ + (Rt + R2 + R' + R") sh apZ
I rP	rP
R' -----sh apZ + ch apZ + R2------------sh apg
,//_ , Lap	aP
/ — /H-------------------------------------------------
— sh ap (Z — (?) +
'P	J
- (Я1 + Rz) sh apZ + 2 (ch apZ - 1) +
P	J
D
+ (Ri + Rz) ch ap<? + R! sh apZ — —— (/?L + R2) sh ap<?
Up	Up
+ (/?' 4- R") (Rl 4- Rz) ch apZ +	(R. + R2 4- R' + R") sh apZ
Up
Потенциал далекой земли срдз PR' = I"R".
Заземляющее устройство подключено к одному пункту присоеди-
нения кабеля (рис. 19). Расчетные формулы для данного случая:
I
R' ch apZ — 1 H---------R2 sh apZ + ch ap (I — q) -f-
r L	rp	J
И -------r“Z------------------------------------------T
— (/?! + Т?2) sh apZ + 2 (ch apZ —
p
Лр	Лр
---sh apZ + R2 ch apZ---------sh apq
<Zp	ap
4- (Ri 4- Rz) ch apZ	4-	sh apZ
Up
38
R' -----/?х sh apZ + ch apZ—1—ch ap (Z—q)
I /	fp
'2 - /h
— (tfi + Rz) sh apt + 2 (ch apZ —
L rp
+ Ri ch ap<7 4
P u
^shap.?
Г D
+ (/?! + R2) ch apZ +
ap
sh apZ
p
	sh apZ + R2 ch apZ + 7?i	sh ap(? —
ap----------------------------OCp
[Otp	1
— (Ki + Я2) sh apZ + 2 (ch ap/- 1) +
r n	J
— sh ap (I — q) — (/?! + R2) ch ap (Z — q)
aP
4— . . . ----------------------=--------- ,
Г D
+ (Ri + R2) ch apZ + — sh apZ
ap
Расчет участка рельсовой сети с равномерно распределенной
нагрузкой. Рассмотрим (рис. 20) участок рельсового пути дли-
ной /ь находящийся между двумя пунктами присоединения кабе-
лей ОП1 и ОП2 и нагруженный равномерно распределенной нагруз-
кой Z, А/км. Пункты соединены с отрицательной шиной тяговой
подстанции посредством кабелей с сопротивлениями Rr и Т?2. Шина
и пункты ОП1 и ОП2 заземлены через сопротивления соответственно
7?, R' и R".
По обе стороны от пунктов имеются ненагруженные (свободные)
участки, длина которых равна /2 и /3. Для любого участка рассма-
триваемой схемы справедливы исходные дифференциальные урав-
нения:
Решая совместно эту систему, получим:
-^2 их Гп +'ГР-О,
Рис. 20. Схема расчета
участка рельсовой сети с рас-
пределенной нагрузкой
d3Ux	dUx rp
dx3	dx rn
39
Решением этого уравнения является
их = ЛйаРХ +	+ С.
irp
Нетрудно получить значение С -= —— = ггр. Тогда имеем
ар
их = ЛссРх+ Ве~'7'Рх + irn.
Аналогичным образом получаем
ав	а0 —Г' X
1Х =---Р Ле Р + Be Р .
ГР	ГР
С принятыми • допущениями последние выражения являются
общими уравнениями для потенциала и тока любого участка рель-
совой сети. Для определения распределения потенциалов и токов
в различных точках рельсовой сети необходимо найти постоянные А
и В. Решение задачи предполагает также установление величин то-
ков в отрицательных питающих линиях и заземляющих устройствах.
Для нахождения величин Uxl> Ux2, Ux3, 1хъ Лз, Л» 4»
Г, I" и I следует использовать соответствующие граничные условия.
Анализ потенциалов рельсов UX1 на участке показывает, что
протяженность участка рельсового пути, характеризуемого положи-
тельными потенциалами по отношению к земле, меняется в зави-
симости от параметров системы.
Координаты х01 и х02, в которых потенциал рельсов по отношению
к земле на участке /х равен нулю,
1 ,
Л01, 02 = —— 1Н
ар
±	/2 -	+ R" th ар/з) /Т +
lLap	\ ар	/
г Р
/2^2   1R   *ГП 4" ~— ^2 "Ь
ар
+ (Vn-[/2/?2-/7?-irn]2)1/2
/ Г п	\
+ -L-Xrth ар/3 Г
\ «р	/
(15)
Для всех значений х01	0 и х02 < /2 (исключая случай, когда
одновременно х01 = 0 и х02 = ток утечки
*02
/у= 1 — — dx±.
J I'LL
*0 1
Подставляя в это выражение значение Uxl, после необходимых
преобразований окончательно получим
7у = 1 (х02— xoi) “	- ai ;
где aY = I2R2 — 1R — ir п,
bi = — /2 - ( —-+ R" th <XnZ3 )
ap \ ap	/
Ci — ir n.
Протяженность анодной зоны [см. формулу (15)] на участке
рельсовой сети с двусторонним питанием в случае, если соблюдаются
условия: RJx < IR и R2I2 < IR, будет равна
1 ,
*02 — Х01 — ~— 1°
ОСр
1 -- a?)/cf + Г
Если х01 = 0, то /у определяется из выражения
Л’о2
/y==J
о
После интегрирования получим
/у = -4-	- 1)---(е-аРХ“2 - 1) + <*02.
у aprn	aprn
откуда окончательно имеем /у = /Х1=о — 1х\=х2 + ^02*, соответ-
ственно при х02 = Zx имеем
Iу	I х\ = 1\	^л'1=х01 ’7" * (^1	*01)*
Когда отсутствуют заземляющие устройства, а участки 12 и 13 имеют
бесконечно большую длину, получим следующие формулы для
расчетов /х, /2 и фдз:
—^^+1 (ch a^+shp/i)-
Р
(Ri + Ri) —— + 1 I (ch apZi + sh apZi) —
r n
/ 2ap \
—(cha^ + sh ap/,)-!
, _ v P 1
2 ~~ 1П--------------—i--------------------------
2 № + Ri) + 1 (Ch ар/х + sh ар/х) - 2
L	J
2aP	/	1	fn \
~^RiRi + (Ri + Ri) 1 г + тЛ shap\ +
L rp	\	ap*i	ap / I
Г	/	1 \	2Гтт
+ (Rz + Ri) 1 - -V + —- RiRi - ch aP'i -F
L	\ ap’i/ rp	zi J

Фдз —
-I- 1 (ch apZx + sh apZi) — 2
41
/2ар
X rP
(Рдз — ^1-------
Расчетные формулы при одностороннем питании участка сети
получаются для значения сопротивления R2 = сю:
Л =	^2 = (»
I — -Д-1 (sh apZx + ch ap/j) - -Д-
ap/i / p	p apZx
otp
2---(sh apZx + ch ap/x)
rP
Более характерной для трамвайных сетей является схема,
когда длина участков /2 и /3 равна нулю (рис. 21). После соответ-
ствующих преобразований получаем:
+ ch «Л
фдз =	-------------- +
2 ch apZi Н---— (/?i + R2) sh apZx — 2
r n
_E
, ГР
1--
OCp
2 ch apZx -|-----(/?! + /?2) sh apG — 2
r n
t‘Zx
OCp
-----/?2 sh cXpZi + ch apZj — 1
rP
ap
2 ch apZx -|-— (/?! -f /?2) sh apZ — 2
r n
u,p
----2?! sh ap/j + ch — 1
/2 = »7X--------------------------------------
OCp
2 ch apZx H---— (/?i + /?2) sh ар/х—2
r n
^1 =
iVn - - ill
rp	rp
RT ch ap (Zx — x) -|----sh ap (Zx - - x) -|- /?2 ch apx -|-sh apx
ap	ap
(Xp
2 ch apZx H----— (Ri 4- R2) sh apZx — 2
rP

Рис. 21. Схема рельсовой сети без свобод- Рис. 22. Участок рельсовой сети с одной
ных плеч	отрицательной питающей линией
42
Рис. 23. Схема подключения дрена-
жа к отрицательной шине
л
|1111Ш111111Ц||1Ш11Н11Щ1НШ11ШП!111Ш|
ар	ар
Т?2----sh арх + ch арх — /?х---sh ар (/х — х) - ch ар (/х — х)
1Х1 = Щ.
2 ch ар/х --— (7?х + R2) sh ар/х — 2
rP
Одностороннее питание (рис. 22). Приняв в ранее выведенных
формулах значение /?2 = оо, получим формулы для вылетных
участков рельсовой сети:
/х = f/x;
ГР ,
---ch оспх
ар р
1 = irn — «G----i--;---- >
1	1 sh ар/х
sh апх
Ixi = Hi -r—J— •
sh ар/х
Заземляющие устройства (рис. 23) подключены к отрицательной
тине',
(Ri + R2-2^-) chap/ +
1	= 11 (Ri +	+ 27?) ch ар/ +	*
+ (гр'-п + Т?1Т?2 - Ri-y- - Rz sh ар/ + 2
<— • ---------------------------------------------------*
ОСр
“I---(гргГ1 -|- RiR2 — R]R + R%R) sh apZ — 2R
rP
(r + -p) sh aPZ +
11	= ll (R1 + T?2 + 2/?) ch apZ +	*
+ ch ар/ — 1 j
otp
+ —— (Гр^п + RiRz RiR + RzR) sh apZ — 27?
rp
+	Ri shap/ +
1	= и v	z x P________________.
2	(Ri 4- Rz 4- 2R) ch apZ 4-
4- ch apZ —
aD	’
4-	(Vri 4- RiRz 4- R1R 4- RzR) sh ap7 - 27?
' n
43
. Г + -г/1Лс11ар(/~х) +
(/?i -j- /?2 Ч” 2/?) ch ар/ 4"
• р	г р
+ — sh ар (/ — х) + R2 ch арх 4- — sh арх|
>l-2R
«п
+ —— (гргп + #1^2 + RiR + R2R) sh ар^
гр
( R -г -у1-) /?2—— sh арх 4- ch арх —
, _ J___________z / । ГР________________________
х	(Ri + R* 4- 2R) ch ар/ 4-
аР	I
— /?х----sh ар (Z — х) — ch ар (Z — х)
ГР	J
сср
— ('>''11 + R1R2 + Я1Я + R2R) Sh apZ - 2R
гр
Легко получить и формулы для распределения токов и потен-
циалов в рельсовых сетях, характеризуемых наличием одного ка-
беля малой протяженности и большого сечения:
т ch apZ 4" R sh apZ — (tn 4- aplR) ch арх
* ~ 1	т ch ар/ 4- R sh apZ	’
_ (tn + a^lR) sh арх	.	__ ---
x — 1 apl (m ch apZ 4- R sh apZ) ’ m —v 'p'n-
Заземляющие устройства (рис. 24) подключены к пунктам при-
соединения кабелей. В рассматриваемом случае, т. е. при 7? = оо,юки-
R"
Ir = il —
— R2 sh apZ 4 ch apZ —
P
— R2 I ch ap Z —
a
I
R" I R' 2 ch apZ 4-------(#1 + ^2) sh ap,
I L	'p
- IT (тгт + sh aPZ + R' (ch aPz -
aP \ ^P	'' L\ L	/
4“ (^1 + R2) ch apZ 4- sh apZ? 4- R' I (fti + R2) ch apZ 4"
Рис. 24. Схема подключения дренажей Рис. 25. Схема подключения дренажа
к пунктам присоединения кабелей	к одному кабельному пункту
44
Sf
;аю qs + ту) — +
/d» qs цэ (zu + ry) J ,y
Gd» ip — l) (’у + Ty) -j/y +
+ 4S "jy +zd®43 (Sy ++
+ ;d» 4STy-^+^y + -^-s +
+1 z — /d» qs ('y + ’y)	+ /d» qa ,y| ,,y
+ ]dV l|S (ldJ — гУ + * l *y) — /d» ЦЭ ъ + ’у) ] „У
U-Q	UD
/4» 1]S fy 4- ту) — + /Ч» 1|S — + /Чю ip (Зу + Ту)
(/Ч» Чэ — j) (гу + ту) _7_ +
4- pd” 4S "а” + 7 d” 43	+	+
4- /Ч» 4s гу 4- Гту 4- j_s _|_
Г	d j	“I 'I
+ 2 — /d” qs (’У + ’у) — 4- /d® тр 2 ,У I „У
4- /Чю qS (,ч7 — зу 4- Ту) 12L _ ?<1ю qj Ц- g - ®yj I „у
/Чю qs (’у 4- ту) 4-. Г7чю 4S _£ 4.
/Чю qs ту _£ 4- (;<1Ю qs 4- 12.j	4-
4- /Чю цэ (Зу + т^)1	_|_ |;аю qs 4- ?йю Чз (3^ + ту) _{_
4- /d» qa - ’у) I ,у 4-	- /d® «Р (-jj + ’Уj +
I	** 2	I]
4- г — ia” qs (гу 4-Iy)-s—4-/d»qa2 ,yL.
L	а»	j J
г	*71	i
+ I — 7d*> Ч3 * + 7d» 4^'	-3—	„
L	ах> I	J
7*70 qs + T^) "57 + pJ,° 4s * -57 +
7d» qs + U- -
Заземляющие устройства (рис. 25) подключены к одному из пунк-
тов присоединения кабелей:
R' R2 sh apZ + ch apZ -- 1 |	ch czpZ -
/1 = И ------------------:----------------------------------------------1--------------
R' 2 ch apZ - — (7?! + R2) sh apZ — 2 -
L	rp	J
^*1)
+ (#1 г #2) cl1 !---------------sh
an
an
R' ----Ri sh apZ ch apZ - 1
L rp
R' 2 ch apZ4-
— (R1 |-/?2)shapZ
P
(tfs-2 -y-)chapZ -
/' il-------------------------------------------->
R‘ [2ch apZ + (flj -j- Rt) sh apZ - 2^ -|-
- -Ц- (R1 + /?2 - rpl) sh apZ + 2 -y—l-tfj
'-*’pt_______________________I________
+ (Ri + #2) ch apZ + sh ctpZ
ap
В случае если заземляющие устройства подключены к пункту
участка рельсовой сети с односторонним питанием, ток
pZ + ch apZ
R' Г ch apZ	sh а
L	гр
Все полученные зависимости позволяют произвести анализ ра-
боты рельсовой и кабельной сетей в случае наличия на неразвет-
вленном участке расчетных нагрузок, отражающих предельные
по характеру виды действительных нагрузок. Это дает возможность
выявить влияние различных параметров сети и заземляющих уст-
ройств на ток утечки из рельсов при сравнении различных вариан-
тов систем питания, разработать соответствующие принципы и нормы
проектирования рельсовой сети и системы отрицательных линий,
а также требования к эксплуатационным режимам этих устройств,
в особенности при расчетах, связанных с изменившимися условиями
их работы. Эти вопросы рассматриваются в главах 2 и 10.
46
1.6. Электрические расчеты
систем электроснабжения с применением ЭВМ *
Трудоемкость электрических расчетов устройств питания подвиж-
ного состава трамвая и троллейбуса, в особенности для сетей слож-
ной конфигурации и с переменной плотностью нагрузок, определила
целесообразность использования для этих целей цифровых ЭВМ.
Анализ конкретных реализаций систем питания во многих горо-
дах РСФСР показывает, что любой намечаемый вариант сложной
системы централизованного электроснабжения может быть разделен
на 5 основных типов соединений расчетных участков тяговой сети.
Для этих типов и приводятся необходимые конкретные формулы,
вытекающие из зависимостей, приведенных в параграфе 1.3, и
дается блок-схема алгоритма расчета системы. Поскольку порядок
расчета при поверочных расчетах не отличается от такового при
проектировании новых сетей, для поверочных расчетов введена еще
одна операция: определение допустимого количества подвижных
единиц на расчетных участках сети при изменившихся условиях
эксплуатации.
В последующем параграфе для более простой — децентрализо-
ванной системы электроснабжения решается оптимизационная за-
дача: непосредственно, без сравнения вариантов, найти наивыгод-
нейшее расположение тяговых подстанций. Излагаются постановка
и принципы решения задачи и приводится разработанная блок-схема
алгоритма расчета задачи.
Расчет централизованной системы. Решение данной задачи
предполагает расчет средних нагрузок участков контактной сети,
потерь напряжения в питающих кабелях и контактной сети, про-
верку сечений питающих кабелей и контактной сети, расчет мощности
тяговых подстанций, расчет токов к. з., расчет потерь электро-
энергии в питающих кабелях и контактной сети и поверочный расчет
допустимых тяговых нагрузок расчетных участков (на основании
сведений о маршрутах подвижного состава, питающих кабелях
и фактических их нагрузок) с целью выявления соответствий тех-
ническим условиям и нормам. Под расчетным участком понимается
участок контактной сети с неизменной плотностью нагрузки. При-
нимается, что пункты присоединения положительных и отрица-
тельных линий находятся в одном месте. Расчетный ток положи-
тельных /п и отрицательных /0 линий находится по формулам,
приведенным в параграфе 1.3, а ток /() отрицательной линии при
поверочном расчете — через /п и коэффициент, определяемый от-
ношением фактических данных, полученных в энергохозяйстве.
Расчет средних нагрузок участков контактной сети производится
для зимних условий в часы максимального движения с учетом пла-
нового выпуска подвижного состава на линию и максимального
его наполнения пассажирами.
* Параграф написан по материалам, разработанным д-ром техн, наук
Д. К. Томляновичем совместно с канд. техн, наук Б. 3. Кантором и инж.
В. И. Пинегиным
47
Расчетный ток подвижного состава I определяется одним из
способов, указанных ниже в параграфе 2.2.
Среднее расчетное значение потери напряжения от шин тяговой
подстанции до токоприемника подвижного состава па любом участке
питания должно составлять не более 15 % номинального напряже-
ния на шинах подстанции, т. е. 80 В (см. параграф 2.3). В вынужден-
ных режимах максимальная расчетная потеря напряжения от шин
подстанции до наиболее удаленных точек участка питания должна
составлять не более 170 В. Проверка сечения кабелей и контактных
проводов производится по длительно допустимой токовой нагрузке
(эффективному значению), устанавливаемой нормами.
Уставки линейных автоматических выключателей выбираются
такими (см. гл. 4), чтобы выключатель не отключался от тяговых
кратковременных перегрузок, но отключался от токов к. з., надежно
защищая контактные провода от отжига. Расчет токов к. з. произ-
водится в наиболее удаленных точках участков питания.
Расчет потерь электроэнергии выполняется, как отмечалось
выше, для последующих экономических расчетов (сравнения вари-
антов), а также для того, чтобы путем перестановок секционных
изоляторов участков питания найти вариант с минимальными
потерями электроэнергии при поверочных расчетах систем
питания.
Разработана методика выбора рационального размещения сек-
ционных изоляторов контактной сети при периодических поверочных
расчетах систем электроснабжения. Оптимизационная задача ре-
шена с помощью ЭВМ. В результате разработаны алгоритм и про-
грамма расчета наивыгоднейшего местоположения секционных изо-
ляторов при изменившихся условиях эксплуатации системы пита-
ния, что обеспечивает возможность существенного снижения по-
терь электроэнергии в контактных проводах и кабелях постоянного
тока.
Задача определения допустимых тяговых нагрузок при пове-
рочных расчетах формулируется следующим бразом: исходя из
допустимого падения напряжения до конца участка питания найти
допустимую нагрузку на данном участке, а затем и количество
однотипных поездов, которое можно выпустить на линию.
В целях упрощения решения задачи на ЭВМ сопротивление
рельсовой сети не учитывается, поскольку здесь расчет ее не про-
изводится, по за норму среднего значения падения напряжения
от шин тяговой подстанции до токоприемника трамвая принимается
не 90, а 85 В, за норму максимального значения падения напря-
жения от шин тяговой подстанции до наиболее удаленных точек
участка питания для трамвая принимается не 170, а 165 В (как
будет показано в параграфе 2.3, среднее значение падения напряже-
ния на участке рельсовой сети составляет около 5 В).
Участок сети типа 1 (рис. 23). Ток положитель-
ной питающей линии
Al = /1G + /*2^2 + /з^З + /*4^4 + /5^5’	(16)
48
Рис. 26. Участок сети типа 1
Ток отрицательной питающей линии
/ _ j	Факт	
J О — 1 П J ‘и факт	(17)
Токи плеч питания:	
< = /?с + hl2 4“ /з^З 4- ! \Ц + /о^5-	
'с= /1 Ci ~ Q-	
Эффективные токи:	
ч, ,„v>, а /'	, № , № , Ж ,	1	
(^сэ)	(^с)	1 п	1 п	п f + п j )’ \ пск	пнв	ПКр	Upf	Hpd /	(18)
		(19)
^пэ (1 СэУ 4“ (^сэ	)2 + 2/;/'';	(20)
/ / \		 ^оэ факт г . Ооэ/грамв— г	'О’ 7 о факт	(^оэ)тролл — Льэ-	(21)
Число поездов на участках при	X типах поездов:	
Лск =	» (22) к с	Лкв ~ %jnk/2> к	(23)
лкр= £!^з; (24) к	npd= Jjnkl5^ к	(25)
прГ=ХпШ’ (26> к	«еа= 2,г>.(/г/с); Л	(27)
пп — пса 4~ лск + Лкв + пкр 4“	+ npf-
Потери напряжения:
|И)
<и>
дп ____ Д^ск^с +	+ Д(/р//д .
Cf~	/с + /з + /.1
Д^ск — —1 4---------2п у ') —2^~	"I”
49
! +	(« - .) + '-««yw] ;
A^ck max = r [^2“	^c ] ’
MJpf = Д£/„р max + r (1 + 3“^ 2 ) +	- >) Gs + /с)] ;
А^кр max = &UCK max + r + (Mi + Mr,) /3^ J
At^Mc + A£/Kp^3 + АС/рб//5
----------T7+T^.------------;
supd - i'tl,,L 1 .' pi (1 + “й^2 ) + -^ <“ - !)('> + <<>];
a//	_ A^ClJc AZ/KBZ2 .
—-----/ -_L_ i---- >
lc 1 *2
Д£/кв = ДС/ск max + [4- hJl (1 + ^7-) + ’S’ (a ~ ° Zc ] Г’
"T ;.</,- u-.(1 + ^=±),;
AZ/c /max = r	+ '3^3 +	+ i:>^ +
+	+ (Wa + I'M Za + -44 1 + ~~~2 ) -I- (a - 1) (Zc + /я) 1 ;
z	z. \ ЛГ1$Г f apr	J
г; /с
A^cdmax = r I —--1’ (/2^2 + /з^з + /44 “г /5/5)	+
+ < + о-л + ш G+il (. +	+ -^ (« -1) «Р + /.>];
AZ7 — i1 / 1 I \ r-
A^ca max------ k +'^Г"Г’
Ai/св max —  г (]Л2 “I" /3^3 + /4^4 + /5/5) +
+¥('+^)+£<«-'>'.b
Потери энергии за нормативный срок окупаемости (см. пара-
граф 3.1):
Лп = -44!41 + 4г14г“7''-:	(30)
А» = -?$- (1 + 4К1Г 3 )Т«Т^	<31)
YiPo \ ояп /
50
Л Г (/1^с) I 1 , 1,5Кэ— 1 \	. ... . . . 1 . ,	_
^КС — ------о----- I 1 н----------- I + (/2^2 + /3^3 + /4^4 + /5^)2^С X
L о \ Лек /
( 1 + -----------ГТ------ZTT---।	“ ) + Me (j'2^2 + /з^З + /4^4 + /5^5)	+
\ «КВ Г Икр "Г «prf -|- Лр/ /
, (/Л^2 / , , 1,5Хэ —1 \ , (Мз)Мз/, , 1,5X5-! \
1	° I ~1 и / Г” О I "Т"	„	/
°	\	лкв /	О \	ЛКр /
+ (7д/д + /5/з)2 П3 (1 + -/э~и--	) + i-J3 (j^ + /5/5) г‘з +
\ npd~rnpf /
, (/д/д)3г/д / . , 1.5X5— 1	/
3	\ Г npf )	3
1,5X1- 1 \
Лр</ / +
/т (/1 — tcY (Zl — /с) г
3
1,5X5- 1
п-------/ 7 п/ г<
Леа	/ 1
Токи коротких замыканий (см. параграф 4.2):
для трамвая
_ (/н(1 + Х1)(1-Х2)-Д^д .
KCmin Хпе + Хк + Хке + Хр ’
для троллейбуса
,	_ z/H (1 + Xi) (1 — Х2) — Л£7Д
1 кс min	р । р । op
^MIC “Г ак । zakc
(32)
(33)
(34)
Значения /кс min рассчитывают по
номера которых следующие:
соответствующим формулам,
Величина	Номер формулы	Значение ZKC
(^кс min^b (трамв.)	33	Zc + 1'2
(/кс mln'b (тролл.)	34	lc 1'2
(/цс min'd (трамв.)	33	Zc + Z3 -|- Z5
(/кс mln)d (тролл.)	34	Zc + z3 -i- /5
(/кс min)/ (Трамв.)	33	Zc + Z3 Z4
(/кс min)/ (тролл.)	31	Zc -r I3 + Z4
(/кс min'd (трамв.)	33	Zi — zc
(/кс min'd (тролл.)	34	Zi — zc
Допустимое число подвижных единиц на 1 км сети:
__ 4ynSnS0/п факт AZ/д	450/п факт^(q 1) TirSiSnZn фактике/ (3<Х	2)
4/п факт^о^Zj/''П Н~ 4Sn/lylл факт + 2/п ЛактУп^п^о^ZKcf
(35)
Лц = Hlyly	(36)
Для случаев:
я) I2 == Z3 = /4	/5	0; ly = Zji
ес^и /ск>/са» то /кс = /с;
если ZCK <Z lea, то ZKC = Zj — Zc;
6) Z3-Z4 = Z5 = 0; /z/ = Z1 + Z2:
если ZCB^Zca, to lKC — lQ -|- Z2;
если ZCB<cZca, to ZKC = ZT — Zc;
51
в) /2 = Z4 = Z5 — 0; ly — li + Z3:
если Zcp > Zca, to ZKC — Zc + Z3:
если Zcp Z^g, to Zjjq — Zj Zq,
r) Z2 — Z4 — 0; ly = li + Z3 -j- Z5:
если Zcd Zca, to Zhc — Zc -|_ Z3 -j- Zr,;
если Zcd <C Zca, to ZHC = li — lc\
Рис. 27. Участок сети типа 2
Д) Z2 = Z5 = 0; ly = li + Z3 + Z4:
если lcf Zca, to Zkc = Zc + Z3 Д- Z4;
если Zcf < Zca, to ZKC = Zx - Zc-
Должно соблюдаться условие
i
п1у11\\С	" ^Д’^КСДОП-
(37)
Так как положительные и отрицательные линии в нормальном
режиме имеют запас прочности и, кроме того, в вынужденном ре-
жиме допускается перегрузка кабелей в пределах, регламентиро-
ванных нормами [2], то, как правило, достаточна проверка усло-
вия (37) только для контактной сети. Если условие (37) не удовлетво-
ряется, то n'y = niyly — 1, т. е. n'iy = riiy-и далее произ-
водится проверка условия (37).
Участок сети типа 2 (рис. 27). /п определяется по
формуле (16); /0 определяется по выражению (17);
7с = /1 Zc + /Л + ZdZ5:
7 с — Л (Z1 ~ Zc) + Z2Z2 + Z3Z3;

•Ш.
npf /'

ИСк	^кв 1 ^ка
Значения /n;j, /оэ, ncp, npd, np/, nCK, nKB и определяются
по выражениям (20), (21), (24), (25), (26), (22), (23) и (27) соответ-
ственно:
Пп = ncp + npd +	+ ИСк +• «кв + nKai
52
&UU определяется по выражению (28); Л£70 — по формуле (29);
= AZ/Cpzc + AZ7PfZ4 .
/с + ^4
AVCp = Г ЦЯ- (1+^11) + ,(i^+_/5/5K 1.
L °	\ ^Лср /	2
- Ш1р + [<(' + 4^) + 4$- <« - 1) 'е] г.
АМр max —
Н/Л + Ш/с г;
At/cpZc + At/prfZ.-. .
cd k+K ’
»>„ -	»„+[<-(!+ 3«=£) +	(« - l> «.] П
Air __ AZ7CI< (Zx— M + A^KiJs .
ACcB“ /x-Zc + G-----------’
ди _ Г ii Ui — /c)2 / 1 । 3a—2 \	(/2Z2 +/3Z3) (Zi — Zc) 1
At/CK j -	+	J -|	-	J r,
A^kb — AC/CK max +	1 + ’	(a — 0 Gi — Zc j r\
AtZCK max =	--h (/2Z2 + /3Z3) (Zi — Zc) J r;
att __ AZ7ck (li — Zc) + AZ/KaZ2 .
Uca ~	11 - Zc + z2
Ai/Ka = AZ/Ck max + Г n " ( 1 H -4—(a ~ 0 (Z1 — Zc) 1 r;
L d \ "ка J лка	J
a^cz = [(/л + ш ic + -^- (1 + 3”-ff2) + 4v (a - 1) ф;
[2	2	\ Zn^f / npf	J
St.„, .,,, . [2^ +	+ Ш (c +	( 1 + 2i=2.) + -g- (a - .) (l] r.
А^'св max = Г 1 — 2— -h (/s^s + I3I3) 01 — ^c) + “ 2 ' ’ (1 + ~2n^—)
+ ф-(«- 1) 01- Zc)| r-
^KB	J
At/ca max =	1	----Ь 0z^2 + /3^3) 01 — ^c) + ^2 (^ -2n^-)
+ ф-(а-1) Oi-М] г,
Лк a	J
53
Аа определяется по выражению (30); Ло — по формуле (31);
(/1/с)2г/с
3
1,5/q-1 \	/ /q-l \
+ i^rlc ( 1 +	+
OJ.pr/, I 1,5/G — 1 \
+ Me (/4/4 + Ш rlc +	1 + --
(/5/8)2r/5 Л , '-5^-1 \	/	1,5K2_i \
3	\ + м '	3 V Пск /
I *5-1 \	.
4" (/2/2 4" /3/3)2 r (/1 — /с)( 1 4—-—j—— ) + /1 (Ji — /c)2 (/2^2 4“ /3/3)r 4~
\ "кв г "ка /
,	(iM2rl2	/,	, l'5Kl-1 \ (j3l3y-rl3	/, ,
+	3	11 —^a )	4	3-----11 +	n T"Tr
Значения 7IiC min рассчитывают по номера которых следующие:		соответствующим формулам,
Величина	помер формулы	Значение 1
Uкс mlnV	33	1с /4
(/кс mln)/ (тролл.)	34	/с 4~ /4
(/кс min)rf	33	/с 4“ /5
(/кс minld (тролл.)	34	/с 4_ /г>
(/кс пНп)ь	33	/1 /с -|- /3
(/кс пНп)ь (тролл.)	34	/1 /с 4~ /.3
(/кс mliPa	33	/1 /с 4“ /‘2
(/кс min)а (тролл.)	34	/1 — /с 4- /2
Значение nts, определяется по выражению (35); nn — по формуле
(36) при условии (37).
Для случаев:
а)	12 = 13 = 1.1 — 1:з = 0; ly = lit
если /Ср /ск, то /ск = /с;
если /ср /ск» то /ск == /1	/с»
б)	/2 = /4 = /5 = 0; 1У = /1 4- /3:
если /ср /св» то /ск — /с»
если /ср^/св» то /ск =/1 /с 4~/3»
в)	/3 = /4 = /5 = 0»	/г:
если /ср^/са» т° /кс =/с»
если /ср^/са» то /кс = /1 — /с 4- /2»
Г) /2 = /3 = /4 = о, 1у = /, + /5:
если /Сг/>/ск» то /кс = /с 4-
если lcd <С /ск» то /кс = /1 — /с!
д) /2 = /3 = /5 = 0, 1у = /i 4- /4:
если /с/ /ск, то /кс ~ /1 4- /4’
если /Cf</CK, то /кс = /1 — /С;
54
Рис. 28. Участок сети типа 3
е) /3 = h = О,
ж) l3 = Z4 = О,
1у = Z2 + /1 + Z4*
если Zc/>Zca, то /кс = /1 4~ Z4;
если lcf <С /са> т0 ZKc = Zi — Zc 4" Z2;
ly = Zi + Z2 + Z5:
если /cJ>Zca, то /кс = Zc + Z5;
если Zed <С Zpa, то ZKc — li — lc 4“ Z2,
з) Z2 = Z4 — 0, ly = Zj + Z3 + Z5:
если Zcd ZCB, to ZKC = Zc 4* Z5’,
если Zcd ZCB, to Zkc — Zi — lc 4~ Z3;
и) Z2 — Z5 — 0, ly — li 4“ Z3 4~ Z4:
если ZC/>ZCB, to ZKC= Zc 4- Z4;
если Zcf ZCB, to ZKq — 1± Zc -j- Z3.
Участок сети типа 3 (рис. 28). Расчетные величины
определяются по формулам, приведенным для участка типа 1 (см.
рис. 26) при /4 = 1Ъ = 0, т. е. Zc/ = lcd = /ср.
(/2Z2 4- /3Z3) zc 4-
(А^Лр)шах —
За — 2
2мКр
1 /3Z3 лкр	(а-1) /с		r.
Значения /кс min рассчитывают номера которых следующие: «	Номер Величина	формулы (^кс rnln)b	33 (Л<С mln)d (трОЛЛ.)	34 (^кс mln)p	33 (^кс min)p (тролл.)	34 (^кс тп1п)а	33 (Л<с mln)a (тролл.)	34		по соответствующим формулам, Значение /кс Zc 4- 1'2 lc + Z2 Zc 4- Z3 Zc 4- Z3 Zi zc li lc	
niy определяется по выражению (35); /гп — по формуле (36) при
условии (37).
Для случаев:
а)	/2 — Z3 — 0; 1у — li'
если /ск	Zq3, то 1цс — Zc>
если Zqk	Zca, то /Кс = li	/с;
55
Рис. 29. Участок сети типа 4	Рис. 30. Участок сети типа 5
б)	/2 = 0; ly = I. + Z3:
если ZCp	Zca,	то	ZKe == Zc -р Z3;
если Zcp <С	Zqq,	то	Ihq = 1} Iq,
в)	Z3 = 0; ly = Zj 4“ ^2*
если Zee	Zca,	to	ZKC = lc 4~ Z2j
если Iqb	Zpa,	to	Zpjc = Zj Iq.
Участок сети типа 4 (рис. 29). Расчетные величины
определяются по формулам, приведенным для участка сети типа 1
(см. рис. 26) при /2 = /4 = 1-0 = 0, т. е. при lcf = lcd = /ср = 1СК:
Величина
Номер
формулы
(Zkc mliJb
(Zkc min)b (тролл.)
(Zkc пПп)а
(Zrc гп1п)а (тролл.)
33
34
33
34
Значение lEG
lc 4~ Z2
Zc 4- Z-2
Zi zc
Zi zc
Значение nly определяется по выражению (35), na — по фор-
муле (36) при условии (37).
Для случаев:
a)	Z2 = 0; 1у = Zx:
если ZCK Zca, то ZKc = Iq\
если ZCk Zca» то Zkc = Zj — Zcj
б)	lу = ZT 4- Z2:
если Zcb ZCa» to ZKC = Zc 4“ Z2:
если ZCb <C Zca» to ZKC = Zj Zc.
Участок сети типа 5 (рис. 30). Расчетные величины
определяются по формулам, приведенным для участка сети типа 1
при = Z3 = Z4 = /5 = 0, т. е. при Zc/ — ZC(/ ZCp ZeB ZCK,
<ДС/ск)тах =	(1 +
Величина	Номер формулы	Значение /кс
(Zkc miiOk	33	Zc
(ZKc mlrPfc (тролл.)	34	Zc
(Zkc min)a	33	Zi — zc
(Zrc min)a (тролл.)	34	Zi — zc
Значение nty определяется по формуле (35); пя — по формуле (36)
при условии (37).
56
Для случая ly — lY
ССЛП /ск ^5 /са, ТО /кС — Iq,
если /ск < ^са» то 1кс = 11	^с-
Описание алгоритма расчетов. Блок 1. Определение количества
поездов Х-го типа на единицу длины у-ro расчетного участка по
формуле пКу = 2Nkly/v.
Блок 2. Определение расчетной плотности нагрузки на 1 км у-го
участка по формуле jky = ^пку1ку.
л
Блок 3. Определение среднего расчетного тока /п положитель-
ного кабеля для данного вида соединения расчетных участков в уча-
сток питания.
Блок 4. Определение среднего расчетного тока отрицательного
кабеля Ц для данного вида соединения расчетных участков в уча-
сток питания.
Блок 5. Определение средних расчетных токов контактной сети /кс
(у питающего пункта) для данного вида соединений расчетных уча-
стков в участок питания и выбор наибольшего, по которому опре-
деляется в блоке 7 эффективное значение.
Блок 6. Определение количества поездов на участке питания
и от точки питания до удаленных точек контактной сети для данного
вида соединений расчетных участков.
Блок 7. Расчет эффективной нагрузки проводов контактной
сети /ксэ (у питающего пункта) для данного вида соединения расчет-
ных участков с целью проверки сечения контактной сети (см. пара-
граф 2.3) /ксэ < (/кс)доп, или, если есть усиливающие провода,
^ксэ (^кс ус)доп-
Блок 8.’Определение эффективной нагрузки питающих (положи-
тельных и отрицательных) кабелей для данного вида соединения
расчетных участков с целью проверки сечения кабелей (см. пара-
граф 2.3): /пэ /пдоп; 1оэ Л» доп*
Блок 9. Расчет потерь напряжений в питающих кабелях
для данного , вида соединения расчетных участков в участок
питания.
Блок 10. Определение средних потерь напряжения до токо-
приемников поездов и максимальных потерь напряжений до уда-
ленных точек контактной сети и выбор наибольшего для данного
вида соединения.
Блок 11. Расчет суммарной средней потери напряжения до токо-
приемников поездов в питающих кабелях и контактной сети для
данного вида соединения и сравнение с допустимой нормой
(см. параграф 2.3).
Блок 12. Определение суммарной максимальной потери напря-
жения до удаленных точек контактной сети для данного вида соеди-
нения и сравнение с допустимой нормой Д(7П + Д£70 +	<
Д(/д0Ц.
57
Блок 13. Определение потерь электроэнергии в питающих кабе-
лях и контактной сети за сутки ТС1 за год Тг и за срок окупаемости
Та в целом по району питания каждой подстанции:
ДЛС = (ДЛП + ДЛ0 + ДЛКС) Тс = £ ДЛТС;
ДЛГ= £ДЛТГ;
ДЛТн = У, ДЛТрТ1 н.
Блок 14. Расчет токов к. з. /кс П11П в удаленных точках контакт-
ной сети для данного вида соединения расчетных участков.
Блок 15. Расчет средней нагрузки и коэффициента резерва мощ-
ности по каждой тяговой подстанции:
1тп~ । /ni»
i
is __ /тп доп /тп
А рез —--7-------->
1 доп. агр
где /доп. агр — допустимая нагрузка самого мощного агрегата.
Если /<рез > 1 — резерв есть, если /<рез < 1 — резерва нет.
Блок 16. Расчет возможного количества однотипных поездов
на данном участке исходя из максимального допустимого падения
напряжения до конца соответствующей линии для данного вида
соединения расчетных участков в участок питания.
Если условие (37) не удовлетворяется, то берется пу = пу — 1,
тогда n'iy = пуНу -= rtiy — \НУ.
Сокращение числа поездов производится до тех пор, пока усло-
вие (37) не удовлетворится.
Блок 17. Печать выходных форм. На печать выдаются табуля-
граммы.
Структурная схема алгоритма расчета системы централизован-
ного электроснабжения тяговых сетей приведена на рис. 31. Про-
грамма расчета имеется в ВЦ Воронежского областного управления
жилищно-коммунального хозяйства.
Расчет децентрализованной системы. Для децентрализованных
систем питания, характеризуемых линейной (без ответвлений) кон-
тактной сетью в районе каждой подстанции, применение ЭВМ для
расчетов может производиться по изложенной выше методике с уче-
том соответствующих формул параграфа 1.4, характеризующих
работу контактных сетей с двусторонним питанием.
Однако для децентрализованной системы — вместо сравнения
различных намечаемых вариантов по алгоритму (см. рис. 31) —
удается придать расчету оптимизационный характер, т. е. без «диа-
лога» с машиной непосредственно определить для проектируемой
сети наивыгоднейшее расположение и мощность тяговых подстанций
и минимально необходимое их число. Это еще больше сокращает
затраты труда и времени на выполнение расчетов, что важно в связи
с тем, что преимущественно проектируются системы децентрализован-
ного питания.
58
Рис. 31. Структурная схема алгоритма расчета системы централизован-
ного электроснабжения
Преимуществами децентрализованных систем являются их высо-
кая надежность, простота и гибкость схем питания сети и коммута-
ционных схем тяговых подстанций, существенно меньшие затраты
цветных металлов и, в большинстве случаев, большая экономичность.
Применение модульного принципа построения схем питания поз-
воляет распространить достоинства децентрализованного питания
на тяговые сети любой конфигурации. Наконец, выявилось еще
одно преимущество децентрализованного питания, обусловленное
перспективой внедрения подвижного состава с тиристорно-импульс-
ными устройствами управления. При этом будет иметь весьма боль-
шое значение создание благоприятных условий для передачи энергии
рекуперации вдоль тяговой сети. Этот вопрос наиболее полно ре-
шается децентрализацией электроснабжения.
В случае децентрализованного питания число и мощность пре-
образовательных агрегатов тяговых подстанций определяется, как
отмечалось, на основании результатов оптимизационного расчета.
После вычисления координат тяговых подстанций открывается
возможность также обоснованного выбора схемы высоковольтного
питания. Экономически выгодное проектирование системы, таким
образом, может вестись в определенной логической последователь-
ности.
59
Расчет централизованных систем, более сложных по своей струк-
туре, с самого начала предполагает многовариантность, так как
решение может быть тем или иным в зависимости от количества
агрегатов на каждой из тяговых подстанций. Следовательно, числен-
ность агрегатов должна задаваться в качестве исходных данных,
оценка же может быть сделана лишь по окончании расчета. При
таком, по-видимому, неизбежном порядке расчета его полная авто-
матизация представляется чрезвычайно затруднительной. Во
всяком случае для централизованных систем питания не разработана
законченная методика экономических расчетов с применением
ЭВМ.
Общие положения. При разработке методики расчетов
на ЭВМ децентрализованных систем необходимо выяснить, имеются
ли принципиальные различия в расчетах электроснабжения трамвай-
ных и троллейбусных тяговых сетей.
В трамвайной сети цепь тягового тока замыкается по контактному
проводу и участку рельсовой сети большого сечения, в то время
как в троллейбусной сети имеются два соединенных последовательно
участка контактного провода. Таким образом, трамвайную сеть сле-
дует характеризовать меньшими значениями удельного электриче-
ского сопротивления. С другой стороны, для трамвайного транспорта
вводится дополнительный норматив — допустимое падение напря-
жения в рельсовой сети (см. параграф 2.3).
При условии совмещения пунктов присоединения положительных
и отрицательных питающих линий в одном сечении проектируемой
линии (что обеспечивает минимум стоимости тяговой сети, так как
позволяет избежать прокладки длинных отрицательных линий)
поставленный вопрос решается сравнением допустимых длин секций
сети, определяемых нормативами по падению напряжения в кон-
тактной ДС/кс либо в рельсовой Д[/Р сети.
Выполненные предварительные расчеты показали, что даже при
неблагоприятных сочетаниях исходных данных допустимое рассто-
яние между точками присоединения отрицательных кабелей сети
трамвая, питаемой по децентрализованному или модульному прин-
ципу, превышает допустимую по длину участка питания.
Таким образом, можно констатировать, что специфика трамвайных
сетей не требует принципиально иного подхода к их расчету по
сравнению с сетями троллейбуса, а должна отражаться лишь введе-
нием соответствующих значений удельного сопротивления.
Целевая функция. Минимизируемая целевая функция
в наиболее общем виде представляет собой сумму затрат на составля-
ющие систему электроснабжения устройства и сооружения и сто-
имости электроэнергии, теряемой в тяговой сети в течение норматив-
ного срока окупаемости. Выбрав в предварительном порядке сечение
контактных проводов, тип подвески и рельсов, конструкции опор
и оснований рельсовых путей и т. п., можно считать стоимости
контактной и рельсовой сетей проектируемой линии постоянными
величинами и, следовательно, не учитывать их при минимизации
целевой функции. Поскольку децентрализованные системы не имеют
60
протяженных кабельных сетей, можно не учитывать также стоимости
кабельных линий и потерь электроэнергии в них. Наконец, при
решении вопроса об оптимальной расстановке заданного количества
тяговых подстанций можно не учитывать и стоимость самих подстан-
ций, так как она не зависит от способа их расстановки.
Таким образом, при оптимизации размещения вдоль сети задан-
ного числа подстанций из целевой функции исключаются все соста-
вляющие затрат, кроме стоимости потерь электроэнергии в контакт-
ной сети. Так как при этом отпадает необходимость вводить в рас-
смотрение нормативный срок окупаемости, целевую функцию можно
определить как мощность потерь электроэнергии в тяговой сети.
В общем же случае в целевой функции должны учитываться расходы
ио тяговым подстанциям и стоимость потерь электроэнергии в кон-
тактной сети за нормативный срок окупаемости.
Ограничения. Согласно действующим нормативам в си-
стеме электроснабжения нормируются потери напряжения в тяговой
сети, эффективные нагрузки контактных проводов, падения напря-
жения в рельсовой сети и нагрузки кабелей постоянного и перемен-
ного тока.
В соответствии с принятой последовательностью определение
установленных * ощностей подстанций и выбор кабелей для под-
ключения подстанций к источникам питания и для присоединения
к контактной сети производятся на проектном этапе на основании
результатов расчета. Если выполняются нормы по потерям напря-
жения в контактной сети, падения напряжения в рельсах, присоеди-
няемых в ближайших к подстанциям точках, также не превосходят
действующих норм. На основании изложенного в оптимизационные
проектные расчеты можно ввести лишь два ряда ограничений: по
потерям напряжения в контактной сети и по нагрузкам контактных
проводов.
Действующими нормами лимитируются как средняя потеря
напряжения до токоприемника поезда в нормальном режиме, так
и максимальная потеря напряжения в вынужденном режиме. Первый
норматив принят равным 15 % номинального напряжения на шинах
тяговой подстанции, т. е. 90 В, второй равен 170 В. Как показы-
вают расчеты, в децентрализованных системах, где применяется
взаиморазгружение тяговых подстанций через контактную сеть,
выбор расстояний между подстанциями по нормативу вынужден-
ного режима приводит к выполнению и нормы средней потери напря-
жения в нормальном режиме. Поэтому при расчетах систем такого
типа достаточно руководствоваться ограничением по потере напря-
жения в вынужденном режиме.
Оптимизация размещения тяговых под-
станций. Пусть проектируемая линия получает питание от п
тяговых подстанций, которые надлежит разместить оптимальным
образом. Обозначим х1? х2, ..., хп искомые координаты подстанций,
т. е. их расстояния вдоль рассматриваемой линии, отсчитываемые
от одного из ее концов. Согласно определению целевой функции,
выбор координат х2, ...» хп должен обеспечивать минимум мощ-
61
Рис. 32. К расчету размещения тяго-
вых подстанций
ности потерь электроэнергии в контактной сети. Для выполнения
этого условия необходимо решить систему уравнений:
где Р — мощность потерь в контактной сети.
Нетрудно убедиться, что это условие является не только необхо-
димым, но и достаточным.
Рассмотрим участок сети с переменной плотностью нагрузки
j (х), расположенный между (I — 1)-й и (Z + 1)-й подстанциями
с фиксированными координатами х^ и xf+1 (рис. 32). Так как
положение ьй подстанции не влияет на потери за пределами рас-
сматриваемого участка, то
дР __ dPj_lti	дРьм
dXi	dxi	dxi	9
где Pi_i, i и Рг-, i+1 — мощности потерь на участках, питаемых i-й подстанцией.
Ток I (х) через произвольную точку х, находящуюся на интер-
вале (Xf.!, xf), равен разности токов, проходящих через эту точку
со стороны (i — 1)-й подстанции и со стороны t-й подстанции. На-
грузка малого участка длиной dz, прилегающего к какой-либо точке z
(см. рис. 32) равна / (z) dz, а составляющая этой нагрузки от ьй под-
станции
dli = j (z) dz	.
— xi —1
Отсюда ток через точку x co стороны i-й подстанции It (x) =
= I dl,-
xi-l
Аналогичным способом найдем ток через точку х со стороны
(I — 1)-й подстанции.
Следовательно, результирующий ток, протекающий через точку х,
xi	х
/ W = х ~ ------ [ i (z) dz + х Xi~t- f / (2) dz —
xi—Xi-1 J	xi—xi-i J
x	xi-l
xi
— ——-------- f z/(z)rfz.	(38)
xi — xi-l J
xi-i
62
Мощность потерь на участке (х,_п xf) можно записать как
Pi-i. I -г | P(x)dx,	(39)
xi-i
а на участке (xh xi+1) как
*i+l
J J2(y)dy.	(40)
xi
где J (у) — ток, проходящий через произвольную точку у на этом участке (см.
рис. 32).
Применяя аналогичные рассуждения, находим
*г+1	У	хг+1
-—I z] (z) dz - Xi   I / (z) dz - - Xi+1~ f / (Z) dz.
Xj+i Xt J	•’i+i xi J	-*z+l xi J
xi	xi	y
(41)
На основании равенств (39) и (40), после дифференцирования
интегралов, можем записать условие оптимального размещения
t-й подстанции в следующем виде:
i	*i+l
2 J /(x)-^^-dx+/2(xz)+2 | 7(у)-^Г^-Л(лг) = 0.
(42)
Пользуясь выражениями (38) и (41), находим:
д! (х)
xi	xi
——f zj(z)dz-	у> [ i^dz>
—Xf-J J	\xi—xi-l) J
Xi i	x. .
Таким образом, частные производные токов I (х) и J (у) не зави-
сят от переменных х и у и в равенстве (42) могут быть вынесены за
знаки интегралов
xi	xi+l
2-^- J /(х)^+/2(хг) + 2-^^- J J (у) dy — J2 (х/) = 0,
xi-l	xi
В последнем выражении интегралы равны нулю; умножение их
на г дает равные нулю потери напряжения между эквипотенциаль-
ными пунктами питания. В результате указанных преобразований
в левой части уравнения (42) остаются лишь квадраты токов I (х^)
и J (xz) — средних токов плеч питания f-й подстанции. Так как оба
63
эти тока положительны, условие оптимизации приобретает следу-
ющий вид: I (%f) = J (%,), i 1,2, ..., /г, т. е. оптимальное раз-
мещение тяговых подстанций достигается при равенстве средних
нагрузок обоих плеч питания каждой подстанции.
Найденное условие можно записать также в следующем виде:
ха	UZ
j / (z) dz = j j (z) dz;
0
xi	wi
I j (z) dz = [ j (z) dz; i = 2, 3, . . ., n — 1; I
xn	I
j j (z) dz = [ / (z) dz.
xn	|
В целях краткости изложения здесь не приведена система урав-
нений, определяющих точки токораздела нагрузок между соседними
подстанциями. Эта система уравнений, разумеется, также исполь-
зована при расчете наивыгоднейшего расстояния между подстан-
циями в системе децентрализованного электроснабжения.
Определение количества тяговых под-
станций. Оптимизация размещения тяговых подстанций, вы-
полняемая на современных цифровых ЭВМ по методу, изложенному
выше, не требует больших затрат машинного времени. Поэтому
целесообразно организовать определение необходимого количества
подстанций путем перебора различных значений п, начиная с мини-
мального, до тех пор, пока на всех участках сети не будут выпол-
няться ограничения, сформулированные в начале параграфа. Как
минимум, в системе следует иметь две подстанции, так как иначе
невозможно обеспечить резервирование и система становится не-
работоспособной.
Таким образом, в программе расчета следует организовать цикл
по п, начиная с п = 2, с шагом 1. При каждом шаге следует делать
оптимизацию размещения, а затем проверку решения по допустимым
значениям потерь напряжения и токов контактных проводов. Расчет
следует закончить при таком значении п, при котором выполняются
упомянутые ограничения.
Однако примеры расчетов, выполненных в соответствии с изло-
женным порядком, показывают, что хотя в этом случае обеспечи-
ваются наиболее низкие потери электроэнергии в контактной сети,
число тяговых подстанций может превышать то их количество, кото-
рое необходимо для выполнения технических ограничений на всех
участках проектируемой системы.
В качестве иллюстрации рассмотрим пример, когда плотность
тяговой нагрузки постоянна на всем протяжении проектируемой
линии. В этом случае расстояния между подстанциями одинаковы,
а токоразделы находятся посередине между соседними подстанциями.
64
Применяя принцип минимизации потерь энергии в контактной сети,
на основании системы уравнений получим:
Заз - Л’2»
21'2 = *1 +
2.V1 -----	4-х/+1;
Отсюда следует, что при условии выполнения указанного прин-
ципа длины плеч питания всех подстанций в нормальном режиме
одинаковы и равны лд =- //2л.
Рассмотрим вынужденный режим, возникающий, например, при
выходе из строя (/	1)-й подстанции. В этом случае участок пита-
ния имеет длину xi+2 — xt = 4лд 2//л, количество поездов на нем
2A4xz+2 —х/)	4Л7
у — ------------- = ---
и	пи
токораздел совмещается с вышедшей из строя подстанцией W'i —
= хг+1, координаты подстанций определяются формулой xt =
= i(2"- + D-
Определим максимальную потерю напряжения \Uiji+2 в вы-
нужденном режиме на рассматриваемом участке сети
.,г	__ rlvj /	, 2/V	1 \
1'1+2 4nN \	‘ nv 2 / *
Для 2-й и (л — 1)-й подстанций наиболее тяжелые вынужденные
режимы наступают при выходе из строя, соответственно, 1-й и л-й
подстанций. В этом случае нагрузка одного из плеч питания 2-й
или (л — 1)-й подстанции увеличивается в 3 раза. В то же время
нагрузки плеч всех других подстанций в вынужденных режимах
увеличиваются лишь в 2 раза.
Максимальная потеря напряжения Д£/0}2 на наиболее нагружен-
ном плече питания 2-й подстанции
л// rlvi - 3NL 1 \
4nN \ 2nv 2 /
Такую же величину получим, рассматривая противоположный
конец линии при отключении л-й подстанции.
Сравнение полученных результатов показывает, что в вынужден-
ных режимах, возникающих вследствие выхода из строя любой
из крайних подстанций, на концах линии создаются потери напря-
жения существенно большие, чем при выходе из строя одной из
промежуточных подстанций. В той или иной мере аналогичная кар-
тина будет иметь место и при переменной плотности нагрузки j (t).
Ясно, что несмотря на наличие определенного резерва по уровню
напряжения в средней части линии, количество подстанций не
удается уменьшить, если принцип минимизации потерь энергии
реализуется в чистом виде.
3 Тарпи.конский М. В. и др.	65
К такому же выводу приходим, рассматривая токи контактных
проводов. Ограничения по этому признаку также касаются в первую
очередь крайних плеч питания; при прочих равных условиях их токи
в вынужденных режимах в 1,5 раза превышают токи плеч питания
в середине линии.
В связи с этим возникает вопрос, целесообразно ли уменьшить
количество подстанций путем более полного использования техни-
ческих возможностей системы, пойдя при этом на некоторое
увеличение потерь энергии против минимально возможного. Этот
вопрос, очевидно, следует решать на основании экономического
расчета исходя из затрат на подстанции и потери электроэнергии.
Расходы на одну подстанцию за нормативный срок окупаемости
определим как
Сп (1 + ai^ н) Г ац/ Н’
где С'п — стоимость подстанции, руб.;
яп — ежегодная доля амортизационных отчислении;
я1К) — ежегодные расходы по эксплуатации подстанции.
Так как в системах электроснабжения рассматриваемого типа
применяются в основном одноагрегатные подстанции, стоимость
одной подстанции можем принять ориентировочно равной =
= 50,7-103 руб. На основании действующих норм и опыта эксплу-
атации принимаем аи ~ 0,05, ani --- 3• 103 руб. и Ти — 8,2 года.
Тогда Сп = 95103 руб.
При тарифе на электроэнергию С:) = 0,015 руб/(кВт-ч) расходы
на одну подстанцию эквивалентны потере 95 103/0,015 = 6,3 X
х 10° кВт-ч электроэнергии.
Для того чтобы сокращение количества подстанций в системе
на единицу было экономически оправдано, увеличение мощности
потерь при этом должно удовлетворять неравенству:
или при Тг = 4000 ч ДР < 192 кВт.
6,3-
ТгТн
Полная мощность потерь на обоих концевых участках линии
при постоянной плотности нагрузки

Для примера возьмем I = 85 A, v 5, г = 0,23 Ом/км, =
~ 2 км, (3 = 0,8, что соответствует реальным условиям троллейбус-
ной сети. В этом случае получаем ЛР = 92,6 кВт. Таким образом,
сокращение количества подстанций почти всегда можно считать
экономически оправданным.
С целью минимизации количества подстанций в проектируемой
системе электроснабжения должен быть принят следующий порядок
расчета. Так как изложенные выше затруднения возникают лишь
при четырех и более подстанциях, расчет системы электроснабжения
для двух или трех подстанций ведется с минимизацией потерь энер-
гии, т. е. по равенству нагрузок обоих плеч каждой подстанции.
Если трех подстанций недостаточно для выполнения всех при-
нятых ограничений, то вариант с четырьмя подстанциями вначале
66
рассчитывается по минимуму потерь энергии. Если результат расчета
не удовлетворяет ограничениям, производится размещение четырех
подстанций другим способом, а именно: по допустимой норме потери
напряжения в вынужденном режиме находятся координаты 2-й
и 3-й подстанций, а остальные размещаются по равенству нагрузок
плеч. Если выполнить все ограничения невозможно, аналогичным
способом рассчитывается вариант с пятью подстанциями: сначала по
минимуму потерь энергии, затем — при необходимости — с пред-
варительным размещением 2-й и предпоследней подстанций по до-
пустимой потере напряжения и т. д.
Таким образом, принятая последовательность расчета обеспечи-
вает преимущество варианта с минимальным числом подстанций,
а при одном и том же числе подстанций - варианта с минимальными
потерями энергии.
Алгоритм расчета системы электроснаб-
жения (рис. 33). Алгоритм состоит из 21 блока и обеспечивает
проведение расчетов по двум методам: методу А, обеспечивающему
расстановку минимально возможного числа подстанций таким обра-
зом, что нагрузки обоих плеч каждой из подстанций одинаковы
(при этом нагрузки разных подстанций могут быть различными),
и методу В, допускающему неравенство нагрузок плеч для 2-й и
предпоследней подстанций.
Расчеты по обоим методам осуществляются последовательно,
сначала по методу А, а затем по методу В, причем переход к расчетам
по методу В осуществляется только в том случае, если при исполь-
зовании метода А число подстанций более трех.
Блок 1 обеспечивает ввод исходных данных для расчетов:
кусочно-постоянной эпюры плотности тяговой нагрузки;
допустимых токов в нормальном и вынужденном режимах;
допустимого напряжения в нормальном и вынужденном
режимах;
тока поезда;
удельного сопротивления;
квадрата коэффициента вариации поездного тока;
отношения всего времени работы поезда к продолжительности
тягового режима.
В процессе реализации метода А осуществляется последователь-
ная расстановка двух, трех и т. д. подстанций до тех пор, пока токи
подстанций и падение напряжения между ними во всех режимах
не будут удовлетворять заданным ограничениям. Расчет начинается
с попытки расставить две подстанции (блок 2). Расстановка под-
станций (блок 3) осуществляется как итеративная процедура опре-
деления точки расположения первой подстанции; расположение
остальных подстанций определяется однозначно из требования
равенства нагрузок обоих плеч. Коррекция положения первой
подстанции производится по результатам расстановки заданного
числа (в начальном случае двух) подстанций. Процедура расстановки
организована таким образом, что обеспечивает нахождение мест
установки подстанций за конечное число итераций; при этом нару-
3*	67
Рис. 33. Структурная схема алгоритма расиста децентрализованной системы элект-
роснабжения
68
шение равенства нагрузок на последней подстанции не превышает
1 %.
Блоки 5 п 6 осуществляют проверку получившейся расстановки
по токам и напряжениям в нормальном (проверка 1) и вынужденном
(проверка 2) режимах. В случае если хотя бы одно из заданных огра-
ничений не выполняется, число подстанций увеличивается на одну
(блок 4) и вновь осуществляется их расстановка.
Если ограничения выполняются, производится расчет суммарных
приведенных затрат по системе питания (блок 7).
В случае когда метод А обеспечивает размещение менее четырех
подстанций, переход к методу В не производится и в блоке 10 осу-
ществляется выход результатов расчета (печать 1):
координат подстанций;
координат токоразделов в нормальном и вынужденном режиме;
токов правого и левого плеч питания каждой подстанции в нор-
мальном и вынужденном режимах;
потерь напряжения на правых и левых плечах питания в нор-
мальном и вынужденном режимах;
полных токов подстанций.
Анализ необходимости перехода к расчету по методу В произ-
водится в блоке 8.
Расчет системы по методу В начинается с расстановки 2-й и пред-
последней подстанций (блок 9). Место их расположения опреде-
ляется предельным падением напряжения в вынужденном режиме
при выходе из строя крайних подстанций.
В блоке 11 осуществляется проверка значений внешних полу-
токов 2-й и предпоследней подстанций в вынужденном режиме.
Если хотя бы один из этих полутоков превышает заданное значение,
осуществляется корректировка (уменьшения на 3 В) внешнего
падения напряжения на 2-й и предпоследней подстанциях при вы-
ходе из строя крайних подстанций (блок 12) и переход к блоку 9.
Если ограничения по току выполняются, расставляются крайние
подстанции (блок 13) и производится проверка их расстановки
в нормальном режиме (блок 14).
В зависимости от результата проверки осуществляется переход
либо к блоку 12, либо к блоку 15. Группа блоков 15—19 обеспечи-
вает расстановку «внутренних» от третьей до (п — 2)-й подстанций
по принципу равенства полутоков. Алгоритм организован таким
образом, что обеспечивает расстановки наименьшего возможного
числа «внутренних» подстанций, удовлетворяющего ограничениям
по токам и напряжениЯхМ в нормальном и вынужденном режимах.
Блок 20 осуществляет расчет экономических показателей для
варианта, полученного в результате применения способа В, а блок 21
обеспечивает печать результатов расчета по обоим способам.
Глава 2
ПАРАМЕТРЫ, НАГРУЗКИ И НОРМЫ РАСЧЕТА
ТЯГОВЫХ СЕТЕЙ
2.1. Параметры контактных проводов
и кабелей на 1 кВ
В контактных сетях трамвая и троллейбуса применяются в основном
медные провода марки МФ, сечением 65, 85 и 100 мм2. В троллей-
бусных сетях нашли некоторое применение биметаллические стале-
алюминиевые провода марки ПКСА-80/180. Использование стале-
алюминиевых контактных проводов рекомендуется только для трол-
лейбусных сетей п, главным образом, на сетях простой линейной
конфигурации с малым количеством спецчастей. При применении
этих проводов троллейбусы должны быть оснащены специальными
износостойкими контактными вставками. На линиях второстепен-
ного назначения, а также в контактных сетях депо и парков могут
применяться биметаллические сталемедные провода. Разработка
и использование биметаллических проводов определяются стремле-
нием рационального снижения расхода меди на строительство кон-
тактных сетей. В трамвайных и троллейбусных сетях применяются
также бронзовые (из сплавов меди) контактные провода, отлича-
ющиеся высокой прочностью и износостойкостью, но и повышенной
жесткостью, затрудняющей монтажные работы.
Необходимо подчеркнуть, что накопленный в течение более чем
15 лет опыт Челябинского ТТУ по применению сталеалюминиевых
контактных проводов указывает на следующее. Эти провода требуют
более тщательного монтажа (трудоемкость при этом несколько
выше), хуже медных работают на кривых. Однако статистика работы
сталеалюминиевых проводов в г. Челябинске свидетельствует, что
при создании надлежащих условий их эксплуатации надежность
работы биметаллических проводов существенно выше, чем у медных
(количество обрывов сети в два раза меньше).
Основные электрические параметры контактных проводов
приведены в табл. 1.
Т а б л и ц я 1
Материал и марка	Сечение, мм-	Физическое соиротивле- ние 1 км при 20 °C, Ом	Материал и марка	I Сечение, : мм2	Физическое сопротивле- ние 1 км при 2 0 ° С, Ом
Медный;			Сталемедный	85	0.53
МФ-65	65	0,275		100	0,45
МФ-85	85	0,211	Сталеалюми-	(алюми-	0,19
МФ-100	100	0,179	ниевый	ний 125,	
МФО-120	120	0.148	ПКСА-80/180	сталь	
Л1ФО-150	150	0,119		55)	
70
Необходимо подчеркнуть, что при проверке медных проводов
На нагрев расчет эффективного тока в контактном проводе должен
производиться с учетом износа его по сечению: для трамвая — на
20 %, для троллейбуса — на 10 %. При расчете максимального
падения напряжения в контактной сети следует учитывать средний
износ контактного провода по сечению: для трамвая —на 15 %,
для троллейбуса — на 7,5 %.
Основные электрические параметры усиливающих проводов
(алюминиевых, медных и сталеалюминиевых) приведены в табл. 2.
Питающие линии трамвая и троллейбуса, как правило, выпол-
няются кабелями, проложенными в грунте. Применение в городах
воздушных линий нежелательно, поскольку они нарушают эстети-
ческий вид улицы и часто повреждаются.
Т а б л я ц а 2
Марка	Расчет- ная пло- щадь се- чен и я, мм2	Электриче- ское сопроти- вление 1 км при 20 °C, Ом	Марка	Расчет- ная пло- щадь се- чения, м.м2	Электриче- ское сопроти- вление 1 км при 20 °C, Ом
Алюминиевый			М-70	68,3	0.28
А-120	117	0,27	М-95	92,5	0.20
Л-150	148	0,21	Сталеалюми-		
А-185	183	0,17	ниевый		
Медный			АС-120	22. 115	0,27
М-50	48,5	0,39	АС-150	26.6/148	0.21
			АС-185	34,4/181	0,17
В тяговых сетях для прокладки в земле используются следующие
марки кабелей на 1 кВ:
АСБ-2к (с алюминиевой жилой) и СБ-2к (с медной жилой) —
с двумя контрольными жилами, в свинцовой оболочке;
ААБ-2к (с алюминиевой жилой) и АБ-2к (с медной жилой) —
тоже с двумя контрольными жилами, но в алюминиевой оболочке
с усиленной подушкой. Для прокладки внутри помещений, в кана-
лах, туннелях применяются кабели марок АСБГ-2к, СБГ-2к,
ААБГ-2к и АБГ-2к без наружного покрова.
Выпускаются указанные кабели сечением 300, 400, 500, 625
и 800 мм2.
2.2. Электрические нагрузки
Тяговые нагрузки характеризуются значительно большим числом
параметров, чем нагрузки обычных стационарных сетей. Основными
исходными данными для расчета нагрузок тяговых сетей и подстан-
ций являются, естественно, потребляемые подвижным составом
токи и их характеристика: средний и эффективный ток поезда, коэф-
фициенты аир (или К,). Существуют три различных метода расчета
поездных нагрузок — по кривым движения, аналитический и расчет,
основанный на обобщении результатов ходогых испытаний подвиж-
71
його состава либо статистических данных эксплуатации. Каждый
из них имеет свои достоинства и недостатки.
Наиболее универсальным является расчет пэ кривым движения
подвижного состава, так как позволяет получить величины и харак-
теристики потребляемых токов в зависимости от почти всех влия-
ющих факторов: массы поезда G, ускорения п, режима движения
(например, учет дополнительных пусков на перегоне), длины пере-
гона скорости сообщения vc, среднего значения напряжения
в контактной сети t/c, эквивалентного уклона и др. Недостатки
метода — определенная погрешность в построении кривых движения
(особенно вручную), большая трудоемкость. Применение для этих
целей ЭВМ существенно повышает точность расчетов и в десятки раз
ускоряет их выполнение.
Аналитический метод расчета искомых нагрузок по расходу
энергии на движение является менее точным, позволяет по существу
определить лишь средний ток поезда и может быть рекомендован
только для предварительных расчетов, например, для оценки энер-
гетической характеристики проектируемого нового типа подвиж-
ного состава и последующего ориентировочного сопоставления транс-
портных систем, принципиально отличных друг от друга по основным
их элементам.
Самые точные результаты дают, естественно, специальные ходо-
вые испытания подвижного состава. Однако, ввиду больших
затрат на проведение экспериментов и обработку их результатов,
такие испытания обычно ограничиваются лишь определенной сово-
купностью условий их проведения и поэтому не могут содержать
всей информации, необходимой при проектировании систем питания.
Правда, более широкое применение счетчиков энергии на подвижном
составе позволило бы получить значительно более полную характе-
ристику, например, средних потребляемых им токов.
Определение нагрузок на основе обработки статистических дан-
ных предприятий по расходу энергии на движение подвижных единиц
является, очевидно, наименее точным способом. Это вытекает из
того обстоятельства, что учет расходуемой энергии производится
счетчиками, установленными, как правило, на стороне переменного
тока тяговых подстанций. Выделение из общего расхода энергии
тон ее части, что потребляется собственными нуждами подстанции,
теряется в виде потерь на подстанции и в кабельной и контактной
сети, а также расходуется на собственные нужды подвижного со-
става, чрезвычайно затрудняет даже приблизительный расчет по-
требляемой каждой подвижной единицей энергии на движение. Кроме
того, эта энергия усредняется по всем подвижным единицам района
питания подстанций, что вызывает необходимость введения ряда
поправочных коэффициентов для учета реальных условий движения
по отдельным маршрутам (и участкам), а также учета разнотипности
эксплуатируемого подвижного состава.
Таким образом, при проектировании систем электроснабжения
рациональным способом определения тяговых нагрузок является
метод построения кривых движения с применением цифровых ЭВМ.
72
Излагаемый ниже метод, разработанный при участии инж. В. И. Пипе-
гина (ВЦ Челябинского областного управления жилищно-коммуналь-
ного хозяйства), рекомендуется применять не только при проекти-
ровании нсвых систем питания трамваев и троллейбусов, но и при
поверочных расчетах системы, необходимых вследствие постоянно
меняющихся условий работы транспортных систем.
При отсутствии возможности использования ЭВМ, а также для
различных эскизных проработок или ориентировочных сравнений
вариантов питания или принципиально отличных по каким-то эле-
ментам систем электроснабжения можно использовать один из двух
описанных методов расчета тяговых нагрузок. В этом случае
представляется целесообразным выполнить аналитический расчет
нагрузок, сравнить результаты с данными, отраженными в норма-
тивной литературе [2 ] на базе обработки экспериментальных и ста-
тистических данных, и в случае небольших расхождений (<10 ?zo)
заложить в проект среднеарифметическое значение нагрузок. Нали-
чие больших расхождений в результатах указывает на необходимость
поиска погрешности в исходных данных, используемых при анали-
тическом методе расчета. В этом случае рекомендуется расчетные
нагрузки определять в соответствии с [2 ].
Расчет электрических нагрузок по кривым движения с по-
мощью ЭВМ. Целесообразность тяговых расчетов на ЭВМ обуслов-
лена большим количеством необходимых вариантов, определяемых
границами изменения исходных данных п требующих больших
трудозатрат при расчете вручную. Так, при изменении исходных
данных:
напряжение сети Uv от 600В до 400 В с шагом 50 В;
длина перегона /п от 350 м до 700 м с шагом 50 м;
эквивалентный уклон i;) от —10 %0 до 4-10 %0 с шагом 5 %0;
коэффициент выбега от 0,05 до 0,2 с шагом 0,05, количество
тяговых расчетов для одного типа подвижного состава достигает
Р 5-8-5-4	800 вариантов.
С учетом того, что, кроме электрических нагрузок, проектиров-
щика интересуют и другие величины и задачи, ниже излагается
метод определения с помощью ЭВМ средних и эффективных нагрузок
подвижного состава, удельного расхода энергии, времени потребле-
ния энергии, а также скорости сообщения. Показывается способ
сопряжения отдельных участков кривой движения, обеспечивающий
одну и ту же скорость сообщения при различных режимах вождения
подвижной единицы.
Схема алгоритма тяговых расчетов трамвая и троллейбуса пред-
ставлена на рис. 34.
Блок 1. Ввод исходных данных. Исходные данные (7С,
/э, Кв задаются с определенным шагом или фиксированными значе-
ниями. Масса поезда задается или для среднего наполнения Gcp
или для максимального наполнения Gmax. Пусковой ток поезда /и
задается для определенных позиций XI, Х2, ХЗ контроллера води-
теля /их1, /11х2, /их3. Среднее замедление поезда при служебном
торможении задается одним значением. Сопротивление цепи якоря
та
Рис. 34. Структурная схема алгоритма тяговых расчетов
и последовательной обмотки возбуждения 7? = rB г}| -|- гд за-
дается одним значением (здесь гя — сопротивление якорной обмотки;
гв— сопротивление последовательной обмотки возбуждения;
гд -- сопротивление обмотки добавочного полюса).
Характеристики силы тяги двигателя FQ (/) и скоростные харак-
теристики v (/) задаются в табличной форме.
Блок 2. Пересчет характеристик силы тяги при полном воз-
буждении двигателей FQ (/) (при токе возбуждения /в = const в па-
раллельной обмотке при смешанном возбуждении) на другие значе-
ния ноля F' производится по формуле F' — (здесь F — сила
тяги при полном возбуждении при соответствующем токе якоря;
v — скорость поезда из скоростной характеристики v (/) при полном
возбуждении и соответствующем токе якоря; v' — скорость поезда
из скоростной характеристики v (/) при том же возбуждении дви-
гателей, на которое осуществляется пересчет, и соответствующем
токе якоря)..
74
В результате пересчета получаются зависимости F' (/) в таблич-
ном виде для соответствующих ступеней ослабления возбуждения
двигателей, которые представляются в ЭВМ в виде массивов
данных.
Блок 3. Пересчет скоростных характеристик v (/) с номиналь-
ного напряжения 550 В на другие напряжения сети произ-
водится по формуле = v —-------(здесь v — скорость двигателя
С'н IК
из скоростной характеристики v (/) при номинальном напряжении
(7Н	550 В при соответствующем токе якоря /; U х — напряжение
сети, на которое пересчитывается скоростная характеристика; —
скорость двигателя из скоростной характеристики v (/) при напря-
жении сети (71 при соответствующем токе якоря).
Результаты расчета — скоростные характеристики v (/) для за-
данных напряжений сети представляются в ЭВЛ1 в табличной форме
в виде массивов данных.
Блок 4. Расчет характеристик удельных тяговых усилий
/0 (и) при G const, (7С const. Расчет производится для заданных
режимов вождения поезда (положение контроллера водителя XI,
Х2, ХЗ), масса поезда G и напряжения сети (7С.
Подблок 4.1. Определение пускового тока двигателя =
для КТМ-5М, РВЗ-6 и т. и. (т. е. для поездов, у которых
тяговые двигатели постоянно включены в две параллельно соеди-
ненные группы); /„./ /ni для ЗИУ-9 и т. и. (т. е. для подвижных
единиц, у которых один двигатель). Здесь /гИ — пусковой ток поезда;
i — индекс, соответствующий режиму XI, Х2, ХЗ.
Подблок 4.2. Расчет пусковой скорости ип, пусковой силы тяги 5П
двигателя и скорости выхода на автоматическую характеристику иа-
Для значения /пд из зависимости v (/) для соответствующей ходовой
позиции и напряжения сети Uc (для полного возбуждения двигателей)
рассчитывается пусковая скорость vu. Для значения /п.и из зависи-
мости F (/) для полного поля определяется пусковая сила тяги Fn
двигателя. Из зависимости v (/) для соответствующей ходовой пози-
ции с соответствующим ослаблением возбуждения по значению Iuai
определяется скорость выхода на автоматическую характеристику va.
Подблок 4.3. Расчет характеристик удельных тяговых усилий
для соответствующего напряжения сети и режима вождения. Для
значений скорости v из характеристик v (/) и F (/) для соответству-
ющих ходовой позиции и ступени ослабления возбуждения двига-
телей определяется сила тяги F(). Для всех v < ип сила тяги имеет
одно и то же значение Fu.
Удельное тяговое усилие /0 для поезда, у которого тяговые дви-
гатели соединены в две параллельные группы по два двигателя
в каждой (КТМ-5МЗ, РВЗ-6 и т. п.), [0 = Для подвижной еди-
ницы, имеющей один тяговый двигатель, /0	F0.G.
Полученные значения характеристики fQ (v) для соответству-
ющего напряжения сети и режима вождения поезда представляются
в ЭВМ в табличной форме в виде массива данных.
75
Блок 5. Расчет характеристик удельных действующих сил
/д (?) при Uc = const, G — const, г, - const производится для
двух периодов движения поезда: тяги и выбега.
Подблок 5.1. Удельное сопротивление движению для периода
тяги рассчитывается для трамвая и троллейбуса соответственно:
к/0 - 0,9 (5 + 0,0031г/2); w0 - 0,9 (12 -У 0,004у2).
Подблок 5.2. Удельные действующие силы /д для периода тяги
рассчитываются по формуле
/д ~ /о
Характеристика /д(у) для периода тяги представляется в ЭВМ
в табличной форме в виде массива данных.
Подблок 5.3. Удельное сопротивление движению гг-0 для периода
выбега соответственно для трамвая и троллейбуса:
- 5 4- 0,0031г/2; w0 - 12	0,004г/2.
Подблок 5.4. Удельные действующие силы /д для периода выбега
рассчитываются по формуле: /д
Характеристика (у) для периода выбега представляется в ЭВМ
в табличной форме в виде массива данных.
Блок 6. Тяговый расчет v (/) при / = const, /э const, Uc —
=-- const, G const осуществляется для трех периодов движения:
тяги, выбега и торможения, соответствующих режиму вождения
поезда. Для периода тяги и выбега расчет выполняется в такой
последовательности. Для выбранного интервала скорости Ду на
характеристике /д(и) и начальной скорости в этом интервале опре-
деляется среднее значение скорости уср в этом интервале и конечное
значение v2: иср =	+ Ду/2; v2 и1 -г Д^.
По значению средней скорости уср из зависимости /д(у) опре-
деляется удельная действующая сила /д. Для каждого выбранного
интервала скорости Ли рассчитывается приращение времени
- 28,3	,
/д
где 28,3 — коэффициент, учитывающий перевод кмч в м/с и приведение уравне-
ния движения к уравнению с удельными величинами;
/<п — коэффициент инерции вращающихся частей.
Суммарное время для периода тяги от момента пуска до устано-
вившейся скорости для каждого значения v будет t -- У] Д/. Суммар-
ное время для периода выбега определяется по этой же формуле,
но от момента установившейся скорости до наименьшей скорости
выбега, т. е. интервалы Ди берутся отрицательными.
Зависимость v (/) для периодов тяги и выбега представляется
в ЭВМ в табличной форме в виде массива данных.
Для периода служебного торможения замедляющая сила при-
нимается постоянной, тогда время торможения /т = (здесь vT —
скорость начала торможения -- задается произвольно; 1/3,6 —
76
Рис. 35. Схема сопряжения кривых
движения
коэффициент перевода км/ч в м/с;
ят—среднее замедление поез-
да, м/с2).
Блок 7. Тяговый расчет и(/)
при I -= const, /э const, Uс
~ const, G const производится
для трех периодов движения:
тяги, выбега и торможения, соответствующих режиму вождения
поезда. Для периода тяги и выбега, аналогично блоку 6, определяется
приращение длины перегона Д/ и пройденный путь /: Л/
I - 2 д/.
Зависимость v (/) для периодов тяги и выбега представляется
в ЭВМ в табличной форме в виде массива данных. Для периода
служебного торможения, аналогично блоку 6, тормозной путь рас-
считывается по формуле равнозамедленного движения
т‘ 2-3,62аг ’
Для каждой заданной скорости торможения ут определяется
пройденный путь I до начала торможения: I /п — /т. Зависимость
ит = ут (0 Для периода торможения представляется в ЭВМ в таблич-
ной форме в виде массива данных.
Блок 8. Определение сопряжения кривых движения v (Z),
v (/) при тяге, выбеге и торможении для случая недостижения уста-
новившейся скорости при /и - const, /0 const, Uc = const, =
= const, G const (рис. 35).
Подблок 8.1. Определение минимально необходимого ходового
времени tx min на перегоне /п (движение без периода выбега). Сначала
находится точка А пересечения кривых глг (/) и утяги (0> т- е-
определяется скорость начала торможения в случае отсутствия
периода выбега vT П1ах. Затем по найденной ит тах определяется min
путем переноса прямой vT (/), представленной в табличном виде,
параллельно самой себе до тех пор, пока точка пересечения кривых
vT (t) и утягп (/) не примет значения ит 1пах.
Подблок 8.2. Определяется ходовое время на перегоне (движение
с периодом выбега) /х = /х пНп (/х т.п Н- /о)- Здесь /<в — коэф-
фициент выбега, равный отношению времени выбега к общему вре-
мени движения на данном перегоне при максимальной среднеходовой
скорости движения; /0 — время остановки.
Подблок 8.3. Определение точек пересечения кривой выбега
с кривыми тяги и торможения. После того как найдено /х, прямая
vT (/) перемещается параллельно самой себе в положение t = t*.
Далее кривая иВЬ1б (/) перемещается параллельно самой себе вдоль
оси времени /, пока площадь, ограниченная кривыми тяги, выбега
и торможения, не будет равна площади, пропорциональной в при-
77
Рис. 36. Сопряжение кривых движения
при достижении установившейся скорости:
В], В] — точки начала периода движения с ус-
тановившейся скоростью на кривых тяги <' (/)
и v (/); Во, Во — точки окончания периода дви-
жения с установившейся скоростью на кривых
тяги v (/) и v (/) для режима движения без вы-
бега; В, В' — точки окончания периода дви-
жения с установившейся скоростью на кривых
тяги v (/) и v (/) для режима движения с вы-
бегом; С, С' — точки пересечения кривых тор-
можения и выбега
нятых масштабах заданной длине перегона, т. е. /п -=	| v (/) dt
о
(здесь К(1 — масштабный коэффициент). Затем находятся коорди-
наты точек пересечения кривых тяги, выбега и торможения в коор-
динатах [у, /1 и [у, /I, которые представляются в ЭВМ в виде мас-
сива данных.
Блок 9. Определение сопряжения кривых движения v (/),
v (/) при тяге, выбеге и торможении для случая достижения поездом
установившейся скорости при /п — const, const, Кп const,
G ~ const, t/c const.
При большой длине перегона (/ > 500 м) возможно, что при
сопряжении кривых движения выбег начнется при скорости, равной
установившейся скорости тягового режима.
Подблок 9.1. Координаты точек и В\ (рис. 36) начала периода
движения с установившейся скоростью иуст на кривых тяги v (/)
и v (Z) определяются следующим образом:
задается такое приращение скорости Ди, чтобы конечное значение
v2 в этом интервале равнялось vVCT. Значение иуст определяется из
графика (и) при /д - 0.
Определяется среднее значение скорости в этом интервале иср =
= гц Ди/2;
по значению иср на кривой /д (и) находят значение /д;
по формулам, приведенным выше, рассчитывают Д/, Д/, У Д/,
у д/.
Координаты точек BY и В{ определяют значением в этом ин-
тервале скорости V2 - ^ст2£ &1 ДЛЯ кривой ТЯГИ V (Z) и V2 = UvctS At
для кривой ТЯГИ V (/).
Для случая достижения установившейся скорости vyCT сопря-
жение кривых движения показано на рис. 36.
Если кривая торможения vT (/) не пересекается с кривой тяги v (/)
на участке OBY в режиме движения без выбега, значит, на данном
перегоне достигается установившаяся скорость.
Подблок 9.2. Длина участка и время движения по нему с устано-
вившейся скоростью определяются в следующем порядке:
путь lY — по значению Uyc-гщ в точке BY кривой v (Z);
путь 12 — по значению иуСтв„ : Ууш-в, кривой торможения
ит(/);
длина пути движения с установившейся скоростью в режиме
без выбега Д/у5 {	/., -- Zt;
78
время, соответствующее периоду равномерного движения в ре-
жиме без выбега Д/уГ)В ' 3,6A/y6B/t\ет;
время по кривой тяги v (/) в точке В2: tL<': r -F А/Уг>в-
Точка В-S определяет пересечение кривой тяги v (/) в период дви-
жения с установившейся скоростью с кривой торможения в режиме
движения без выбега.
Подблок 9.3. Определение сопряжения кривой движения с уста-
новившейся скоростью с кривой выбега определяется аналогично
режиму движения с выбегом, когда установившаяся скорость на
перегоне не достигается.
Блок 10. Определение сопряжения кривых движения v (/),
v (/) при тяге, выбеге и торможении при /и const, /э - const,
t/c — const,	- const, G - - const (см. рис. 36).
Подблок 10.1. Ходовое время на перегоне (движение с периодом
выбега) определяется по формуле: /х = 3,6/п/ус — /0 (здесь /0 —
время остановки поезда).
Подблок 10.2. Определение точек пересечения кривой выбега
с кривыми тяги и торможения. После определения /х прямая ут (/)
перемещается параллельно сами себе в положение I /х. Кривая
выбега (/) перемещается вдоль оси времени /, пока площадь,
ограниченная кривыми тяги, выбега и торможения, не будет равна
площади, пропорциональной в принятых масштабах заданной длине
/х
перегона, т. е. /п Км | иВЬ1б (/) dt.
о
Затем находят координаты точек пересечения кривых тяги,
выбега и торможения в координатах [у, 1\ и [и, /], которые пред-
ставляются в ЭВМ в виде массивов данных.
Блок 11. Расчет кривой потребляемого поездом тока 1(1)
при /п = const, = const, Uc -- const, К}. (rc) const, G -= const
и заданном режиме вождения (рис. 37).
Подблок 11.1. Определение участка ab кривой тока I (/). На
кривой v (t) по значению скорости выхода на автоматическую харак-
теристику va находится пусковое время tn для соответствующей
ходовой позиции. За время от 0
равно пусковому току поезда /и.
Подблок 11.2. Участок Ьс кри-
вой токе 1 (t) определяется в такой
последовательности:
время ti в i-й точке участка
Ьс ti = /п -г Д/ (здесь Д/ - - зада-
ваемое приращение времени);
скорость Vt по кривой v (t) для
значения времени tt (см. рис. 37);
ток двигателя — по кривой
v (/) для значения уд
ток поезда /,• - 2 /для
поездов, у которых тяговые двига-
тели постоянно включены в две
п значение тока постоянно и
79
параллельно соединенные группы; /f = /л£ —для поездов, у кото
рых один тяговый двигатель.
Таким образом, определены координаты Сй точки it ] кривой
Ьс. Координаты остальных точек определяются аналогично. Конеч-
ная точка с кривой Ьс зависит от момента выключения двигателей,
т. е. от момента начала выбега. Зависимость I (/) представляется
в ЭВМ в табличной форме в виде массива данных.
Блок 12. Расчет показателей ис, I, /;), а, К^ АЛУД при (7С =
= const, 1П const, Ц const, Кв (vc) ~ const, G = const.
Подблок 12.1. Расчет скорости сообщения для случая, когда
задан Кв = const; vc = 3,6/п/(/х + /о).
Подблок 12.2. Расчет среднего тока подвижной единицы I ~
Q’(K /о). Здесь Q — количество электричества, А-с, равное
площади abed (см. рис. 37), ограниченной кривой тока / (/). Площадь
abed определяется следующим образом. Кривая / (/) разбивается
на участки, где значение тока изменяется незначительно, затем
находятся площади, ограниченные этими участками, которые сум-
мируются.
Подблок 12.3. Расчет коэффициента а, определяющего отношение
полного времени работы поезда на перегоне к времени потребления
энергии: а (К 4- /о) •// (здесь tI — время движения поезда под
током).
Подблок 12.4. Расчет коэффициента эффективности поездного
тока /<э	IJI. Эффективное значение тока /> =•- 1/"	~-
r t-х.
(здесь — среднее значение тока поезда кривой I (/) на участке
длиной Д/д).
Подблок 12.5. Расчет удельного расхода энергии при движении
поезда по перегону ДАуд -= (здесь А — количество энергии,
израсходованной поездом при движении по перегону, определяется
как А -= Q[/c, 1'Де (7С — среднее значение напряжения на токо-
приемке поезда за время его хода под током по перегону).
Блок 13. Сопряжение кривых движения о (/), v (/) для случая
повторных пусков на перегоне при /и const, = const, ис =
= const, G — const, Uc — const.
В представленном алгоритме повторные пуски осуществляются
через равные отрезки пути и начинаются со скорости торможения
предыдущего пуска, равной безопасному значению (10—15 км/ч),
при условии достижения на перегоне заданных скоростей сообщения.
Коэффициент пусков Кп показывает количество пусков (циклов)
движения поезда. Сопряжение кривых движения при повторных
пусках (для случая Кп = 3) показано на рис. 38. Построение кривых
движения тяги, выбега и торможения аналогично предыдущему
(см. блоки 6, 7). Сопряжение кривых движения при повторных
пусках осуществляется следующим образом.
Подблок 13.1. Ходовое время на перегоне /х 3,6/п/ис. После
того как определено /х, прямая = г., (/) перемещается параллельно
самой себе в положение /	/х.
80
Подблок 13.2. Определение длины отрезка пути AS, приходя-
щейся на один цикл движения (тягу, выбег, торможение) AS /П/^Р
Подблок 13.3. Для первого цикла движения ASz.d <3 Кп)
последовательно определяются положения:
точки Су (Sp ит1) — ио длине отрезка пути OSi — ASX и скорости
торможения ут];
кривой торможения vT (/) в привязке к точке С! (Sb ит1);
точки пересечения кривой торможения vT (/) (привязанной
к точке CJ и кривой тяги ут;1Г (/) для случая движения без вы-
бега;
точки /<[ пересечения кривой торможения (/) (привязанной
к точке и кривой тяги игиг (/) для случая движения без вы-
бега;
точки С; при пересечении прямой ит1 и прямой торможения (/)
из точки /<[;
точек Al и В'] кривой выбега ивыб (/) исходя из заданного коэф-
фициента выбега (Кв	0,14-0,2);
точек А у и By кривой выбега t»Bhl6 (/) по положению точек Л[
и В{ кривой выбега увыб (/), после чего осуществляется контроль
о
правильности сопряжения кривых движения OS1 /<Л1 | v0.
6
Подблок 13.4. Для второго цикла движения AS, 2 (/ =/= /<л)
последовательно определяются положения:
точки С2 (S2, vT2) по длине отрезка пути OS2 =- 2AS и скорости
торможения ит2;
кривой торможения иг (/) в привязке к точке С2 (S2, vT2);
точки /<2 пересечения кривой торможения <?, (/) (привязанной
к точке С2) и кривой тяги г'тпг (/) (привязанной к точке С\) для слу-
чая движения без выбега;
81
точки К'> пересечения кривой торможения vT (/) (привязанной
к точке К'1) и кривой тяги игяг (/) (привязанной к точке С\) для случая
движения без выбега;
точки С'> при пересечении прямой ит2 и прямой торможения ит (/)
из точки /</,
точек До и В2 кривой выбега ииыб (/) исходя из задаваемого коэф-
фициента выбега (Кв = 0,14-0,2);
точек А2 и В2 кривой выбега цвыб (/) по положению точек А*
и В'2 кривой выбега ивыб (/), после чего осуществляется контроль
правильности сопряжения кривых движения
t >
SiS2 "
О
Для циклов движения ASf (i Ф Кп) сопряжение кривых движения
осуществляется аналогично.
Подблок 13.5. Для третьего цикла движения ASZ 3 (I --- Кп)
последовательно определяются положения:
кривой тяги итяг (/) в привязке к точке Cv (t2\ ^12)»
кривой выбега ивыб (/), при котором выполняется условие
^х
-SS - Лм |	(43)
/2
точек пересечения кривых выбега с кривыми тяги и торможения,
т. е. Аз и Вз и соответственно Д3 и B:i.
В случае невыполнения условия (43) необходимо сопряжение
кривых движения начать с подблока 13.3, увеличив задаваемые
скорости торможения ит1, ит2 и т. п.
Подблок 13.6. Осуществление общего контроля правильности
сопряжения кривых движения при повторных пусках на перегоне
*х
/„-Ям I v-At)dt.
о‘
Определенные координаты точек кривых движения предста-
вляются в ЭВМ в виде массивов данных.
Блок 14. Расчет кривой потребляемого поездом тока / (/)
для случая повторных пусков при /п ~ const, г, const, (7С - =
= const, vc =- const, G = const, Ku const и заданном режиме
вождения (см. рис. 38).
Подблок 14.1. Для первого цикла движения A/Z„.i (i Кц) опре-
деляются:
участок кривой тока а^р По значению скорости выхода на авто-
матическую характеристику иа, определяемой аналогично предыду-
щему (см. блок 4), на кривой тяги г»тяг х (/) находят пусковое время
/п1, в течение которого значение тока IOl\ постоянно и равно пуско-
вому току поезда /и;
участок кривой тока. Расчет производится аналогично пре-
дыдущему (см. блок 11).
$2
Подблок 14.2. Для второго цикла движения ? (/=И=/<„)
определяются:
участок кривой тока а.2Ь.2. Если повторный пуск производится
при ут уа, участок а.2Ь.2 будет отсутствовать. Если ит < иа, то за
время, пока не будет выполняться равенство = уа, значение тока
Лл2 будет постоянно и равно пусковому току поезда /п;
участок кривой тока Ь2с2 аналогично предыдущему (см. блок 11).
Для циклов движения в том числе и для i = построение
кривой тока аналогично.
Определенные координаты точек кривой тока представляются
в ЭВМ в виде массива данных.
Блок 15. Расчет показателей /, Д, а, К:>, ДЛуд для случая
повторных пусков при /„ = const, /0—-const,	--const, vc-=-
— const, G const, Kn = const осуществляется аналогично пре-
дыдущему (см. блок 12).
Блок 16. Выдача на печать расчетных данных.
Аналитический расчет тяговых нагрузок. Нагрузки сети при
аналитическом расчете определяются через удельные расходы элек-
трической энергии на движение подвижного состава по отдельным
расчетным участкам линии. Границами расчетных участков служат
точки разветвления линий, места окончаний маршрутов и точки
резкого изменения продольного профиля трассы. Таким образом,
в пределах расчетного участка сохраняется примерно неизменный
(на единицу длины) удельный расход электроэнергии на движение
подвижного состава. Для каждого расчетного участка определяется
расход электроэнергии на движение поезда в оба направления,
Вт-ч/поезд-участок:
2-9,81	((^о -Н.,)/р I -^п / 10%, ,	\ J
р 3600 I. т]д п [2-3,6- \ 9,81 ' а„)'
Ут ( 10%,	\ 11 u .
2-3,6-Пд \ 9,81 Ьт /]) ’	с'1'
где — удельное основное сопротивление движению, сг'о — 7ч- 13 в зависимости
от типа подвижного состава;
/р — длина расчетного участка в одном направлении, м;
Г) — эквивалентный подъем, %о;
р — коэффициент, учитывающий дополнительные пуски и торможения,
принимается равным 1,2—1,5;
q — количество перегонов на участке;
г|д — к. п. д. тяговых двигателей и передаточных механизмов, принимается
равным 0,72—0,83;
— скорость выхода на автоматическую характеристику;
vT — скорость начала торможения;
/<п — коэффициент, зависящий от системы пуска и равный 1 — при отсутст-
вии и 0,5 — при наличии последовательно-параллельного пуска;
Кп — коэффициент инерции вращающихся масс вагона, равный 1,1 —1,12;
— ускорение при пуске, м/с2 (ап 0,74-0,97);
Ь? — замедление при торможении, м/с2 (Ьг 0,8);
Дсп— расход электроэнергии на собственные нужды поезда,
Вт-ч/ьосзд- участок;
G — масса поезда при среднем наполнении, т.
83
Как следует из последнего выражения, удельный расход электро-
энергии зависит от эквивалентного подъема расчетного участка.
Средний эквивалентный подъем участка, °/(.о:
а)	для одностороннего движения
Тэ - (L znC	— — /бс^бс - Е /бс);
zp
б)	для двустороннего движения
Ь -	(£ i\ln - и-’<> S 'в + 2 £ к’к/к).
“zp
где /п, in — длина, м, и уклон, %э, всех подъемов в направлении движения;
/бс> /'бс—Длина, м, и уклон, °;00, всех безвредных спусков в направлении
движения;
iB -- значение вредных уклонов, т. е. таких уклонов, которые по абсо-
лютному значению больше основного удельного сопротивления
движению, °. 00;
/п — длина вредного уклона, м;
/к — длина кривой, м;
/] с — длина вредного спуска в направлении движения, м;
ie’K — удельное сопротивление движению от кривых (сс»к 530/для
двухосных вагонов; ге»к — 420//?к для четырехосных вагонов);
— радиус кривой, м.
Эквивалентный подъем рассчитывается по данным продольного
профиля пути для каждого расчетного участка.
Расход электроэнергии на собственные нужды измеряется в
Вт-ч/поезд-участок
л _ Рсп’2Ь
ЛСН - ----"	,
о
тде v — средняя эксплуатационная скорость, км/ч:
Рси — мощность потребителей собственных нужд, Вт, подсчитывается для каж-
дого типа подвижного состава.
Рассчитав расход электроэнергии Лр/ на движение подвижного
состава Z-го типа по расчетному участку, определяем нагрузку
в амперах на расчетном участке
уч —’
где	Uc — среднее напряжение в сети, В;
..	П;и
hi——---------частота движения поездов па участке, поездов ч;
— длина t-го маршрута по оси улицы, км;
и i — количество поездов на i-м маршруте.
Расчет нагрузок по данным экспериментов. При отсутствии
результатов тяговых расчетов или всех необходимых данных для
аналитического расчета тяговых нагрузок следует пользоваться
данными [2], полученными обобщением ходовых испытаний подвиж-
ного состава и статистических показателей работы эксплуатируемых
систем электроснабжения. Средний ток на расчетном участке опре-
деляется по базовому значению, приведенному к эксплуатационной
скорости трамвая v - 16 км/ч, троллейбуса v -= 17 км/ч, эквпва-
84
лентному уклону /э < 5 %0 и средней длине перегона I = 350ч-
4-400 м с учетом потребления тока на собственные нужды единицы
подвижного состава (табл. 3).
'Г а б л и ц а 3
	Значения показателей для				подвижного состава типа			
		со						
Показатели	>>		£			сз	CQ	
	О				|Q	о		
			СО	со		>>		CD
	т н			2Q					
					65	65	со	н
Базовый ток /0, Л:								
зимой	78	71	80	80	74	74	92	70
летом	72	65	74	74	64	64	80	60
а0	2.4	2	2,5	2,5	1,8	2	2	1,8
₽) Средний ток собственных нужд /сп, А:	3,5	3,6	3,2	3,2	3	3	3,2	2,5
зимой	27	29	15	25	И	18	18	15
летом	9	11	6	7,5	4,5	7,5	7,5	6
Пересчет для других условий производится по формуле
/ /С н,
где ki —поправка па уклоны > 5 °/00; k-t _ 1 -J- 0,02/э;
ky — поправка на многопусковые режимы при затрудненных условиях движе-
ния (при наличии кривых, спецчастсй контактной сети, оживленных
перекрестков А’у — 1,15 для трамвая и 1,10 для троллейбуса, в остальных
случаях ky = 1);
kv — поправка на эксплуатационную скорость v > 16 км/ч для трамвая и
v > 17 км/ч для троллейбуса (kv = 0,062-v — трамвай; kt, = 0,058-v —
троллейбус);
/	22
/v’n — поправка па длину перегона /> 350 м / /?п -- ——— 0,175
Величины а и [3 могут быть определены по формулам:
*-а0	0,35); ₽ = р0 (-^А - 1,08) .
Значения базовых величин а0 и ро см. в табл. 3. При движении
в многопусковом режиме значения а и р, полученные по формулам,
следует уменьшить в 2 раза.
В случае когда на линии работает подвижной состав с тиристорно-
импульсной системой регулирования скорости, электрические на-
грузки контактной сети снижаются вследствие безреостатного пуска
и благодаря возврату части накопленной при движении кинетической
энергии в сеть при рекуперативном торможении.
Удельный расход электроэнергии на движение одного поезда при
тиристорно-импульсном управлении, Вт-ч/т-км,
<h q - (At/n + Af/p),	(44)
где q — удельный расход энергии в предположении реостатного управления
подвижным составом;
85
,	— удельные потери в пусковых реостатах (при реостатном регулировании
скорости);
Лб/р — удельная полезная энергия рекуперации.
До получения экспериментальных данных, заведомо несколько
снижая эффект от поднятия напряжения в сети при тиристорно-
импульсном управлении и учитывая, что масса поезда при тиристор-
но-импульсном управлении увеличится, можно значение q опреде-
лить на основе данных, имеющихся для подвижного состава с рео-
статно-контакторной схемой управления
q ---- IU.. Gu.
Средний ток поезда принимается в соответствии с 12].
Удельные потери в пусковых реостатах
Л!7п 100 q'
Аб/ц %
гд. ~-------доля полней энергии, расходуемой на движение, сэкономленная при
тиристорно-импульсном управлении на пусковых потерях.
Удельная полезная энергия рекуперации
я =-- ян (п).
может определяться по кривым рис. 39 и рис. 40 в зависимости
от среднего числа поездов п на участке питания.
Значение функции Н (п) определяется для параметра гт6, харак-
теризующего свойства подвижного состава и представляющего собой
произведение гт — вероятности рекуперативного торможения, т. е.
доли времени, приходящейся на тормозные режимы, и 6 — отношения
среднего тока рекуперации к среднему току поезда (машины), от-
несенному ко всему времени работы поезда (машины) на линии.
Подставив значения q, Д^п и Д<ур в формулу (44), получаем зна-
чение qT для соответствующего участка сети, характеризуемого
совокупностью исходных параметров сети и условий движения.
Вычислив для различных участков сети значения qT, можно получить
для каждого из этих расчетных участков и значение расчетного
среднего тока поезда
Рис. 39. Зависимости эффектив-
ности рекуперации от интенсив-
ности движения
Рис. 40. Зависимость интегральной эффек-
тивности рекуперации от коэффициента
вариации количества поездов
86
В связи с особенностями обмена энергиями между поездами,
находящимися в режиме тяги, и рекуперирующими поездами потери
энергии в контактной сети должны определяться по формулам,
отличающимся от приведенных в гл. 1 для реостатного подвижного
состава. Средние потери мощности, Вт, в проводах контактной сети:
при одностороннем питании
—-W
при двустороннем питании
,п	1	, 2Р !- Ц , i-(r,6y-rL
- Рм-	12	'L Q I „ ) ~	12
Средние, эффективные и эквивалентные нагрузки в контактных
проводах, кабелях и подстанции в целом, а также падение напря-
жения в элементах тяговой сети рассчитываются по формулам гл. 1
с заменой тока / на ток /т.
2.3. Нормы расчета тяговых сетей
Все расчеты электроснабжения могут быть разделены на экономи-
ческие расчеты и расчеты надежности. Первые являются основой
выбора параметров системы электроснабжения по условиям обеспе-
чения наибольшей экономичности при строительстве и в эксплу-
атации.
Расчеты же надежности питания являются по существу отраже-
нием технических требований, предъявляемых к элементам устройств
электроснабжения, и поэтому должны регламентироваться соответ-
ствующими предельными значениями определяемых электрических
величин, т. е. нормами.
Необходимо, однако, отметить, что техническое нормирование
является в известной степени понятием условным. Например, задача
определения допустимой плотности тока в контактных проводах
на первый взгляд кажется предельно простой. Между тем при нали-
чии всех необходимых зависимостей между температурой перегрева
провода и степенью снижения его механической прочности выбор
запаса прочности при определении допустимой плотности тока
должен был бы, строго говоря, производиться с учетом влияния
этого норматива на экономические параметры системы, выбранные,
например, по условиям вынужденного режима ее работы.
Еще сложнее решение такого вопроса, как нормирование допу-
стимой потери напряжения в тяговой сети. Влияние уровня напря-
жения в сети на скорость движения подвижного состава, а следова-
тельно, на пропускную способность линий требует технико-экономи-
ческой оценки физических зависимостей с учетом многообразия
действительных условий, необходимости планомерного роста достиг-
нутых скоростей движения, тенденций в построении схем питания
и т. II.
87
Ярким примером этого является задача обоснования норм расчета
отрицательных кабелей и рельсовой сети трамвая. Ввиду весьма
большой продольной проводимости рельсовых ниток сравнительно
с проводимостью контактного провода нет необходимости нормиро-
вать падение напряжения в рельсах с точки зрения требований и
надежности работы собственно системы электроснабжения. Проблема
же защиты подземных металлических сооружений от электрической
коррозии диктует (по техническим и особенно экономическим сообра-
жениям) необходимость ограничения токов утечки из рельсов, т. е.
определенного регламентирования предельного значения потери
напряжения в рельсовой сети.
Однако иллюстрированная условность технических нормативов
расчета и проверки параметров элементов системы питания, в ча-
стности, тяговой сети, ни в коей мере не может умалить значение
таких нормативов. Чем глубже раскрыта физическая сущность и
точнее найдены количественные зависимости между величинами,
определяющими данный процесс, тем легче при расчете и проекти-
ровании выбирать решения, оптимальным образом сочетающие
выполнение необходимых требований к надежности системы питания
с высокими экономическими показателями. Разумеется, развитие
технических средств электроснабжения приводит к необходимости
периодического уточнения нормативов расчета.
Долгое время недостаточное внимание уделялось вопросам нор-
мирования допустимого падения напряжения в тяговой сети трамвая
и троллейбуса и расчета рельсовой сети. Недостаточно полно были
разработаны и нормативы расчета контактного провода па нагре-
вание.
Отсутствие технической нормы падения напряжения в тяговой
сети в целом привело к сравнению вариантов, каждый из которых
соответствовал одному и тому же заданному Правилами технической
эксплуатации трамвая и троллейбуса (ПТЭ) «оптимальному» зна-
чению потери напряжения в тяговой сети. Такой метод выбора
параметров системы питания только случайно мог обеспечить в от-
дельных случаях проектирование системы наивыгоднейшпм образом.
Кроме того, нечеткая формулировка соответствующего пункта ПТЭ
приводила к совершенно произвольному его толкованию, в резуль-
тате чего в реализованных проектах не обеспечивалась согласован-
ность между нормальными и вынужденными режимами работы
системы.
Наличие, несмотря на отсутствие должного технико-экономи-
ческого обоснования, в соответствующих нормативных документах
регламентированных значений потерь напряжения в рельсовой
сети вызывало необходимость существенных капиталовложений в си-
стему отрицательны,х линий трамвая. Между тем развитие и усовер-
шенствование конструкций трамвайных путей, приведшее к значи-
тельному росту переходного сопротивления между рельсами и
землей, объективно требовало пересмотра действующих ранее норм
расчета с целью снижения удельных затрат на мероприятия по
ограничению токов утечки из рельсов. Анализ указанных норм при-
88
Вел к необходимости разработки системы дифференцированных
(в зависимости от характеристики основания пути и некоторых
других факторов) нормативов расчета рельсовой и кабельной сетей.
Отметим здесь, что влияние режима системы электроснабжения
на токи утечки из рельсов определяет значительные трудности
в выборе путей и средств борьбы с коррозией, обусловленной блужда-
ющими токами. Определяющей является зависимость токов утечки
от режима работы пунктов присоединения кабелей, от разности
напряжений на шинах параллельно работающих подстанций, от
способа регулирования потенциалов рельсовой сети (см. гл. 10).
Режим нагрева контактных проводов оказывает, как известно,
большое влияние на их механическую прочность. Поэтому выбира-
емые по технико-экономическим соображениям сечения проводов
должны подвергаться проверке на допустимый перегрев. Анализ
условий работы проводов при протекании по ним переменных тяго-
вых нагрузок и выполненное на этой основе исследование регламен-
тируемых допустимых плотностей тока в них показали, что значения
этих величин должны быть установлены с учетом влияния ряда
существенных факторов.
Допустимое значение средней потери напряжения в тяговой сети.
В условиях работы тяговых сетей невозможно поддерживать по-
стоянным напряжение на токоприемнике поезда (трамвайного вагона,
троллейбуса). От значения напряжения в тяговой сети зависит
скорость движения, потери энергии в сети, удельный расход энергии
на движение, нагрев двигателей, средний ток, потребляемый поездом,
и ряд других показателей его работы.
Существует несколько видов колебания напряжения в тяговых
сетях. Одним из них являются кратковременные колебания, вызван-
ные проходом поезда секционного изолятора, отрывом токоприем-
ника от контактного провода, взаимодействием рассматриваемого
поезда с остальными поездами, находящимися в зоне питания, и т. д.
Эти колебания напряжения относительно невелики, носят кратко-
временный случайный характер и не оказывают заметного влияния
на скорость движения поезда и на основные перечисленные выше
показатели. Большие кратковременные колебания напряжения могут
оказать вредное влияние на работу тяговых двигателей и вспомога-
тельного оборудования подвижного состава.
Другим видом колебаний напряжения в тяговых сетях является
относительно длительное снижение (отклонение) напряжения, харак-
теризующее среднее падение напряжения до различных точек уча-
стка питания.
Длительные снижения среднего напряжения вызывают изменение
скорости движения, увеличение потребляемых поездами токов,
нагрузок линий и подстанций, усиление нагрева проводов контакт-
ной сети, питающих кабелей, тяговых двигателей и возрастание
общего удельного расхода энергии.
Следует особо отметить влияние больших и длительных падений
напряжения на выполнение графика движения, условия пуска дви-
гателей и на пропускную способность участка. Максимального
89
значения длительные падения напряжения достигают в точкам,
наиболее удаленных от пунктов питания. Напряжение сети на таких
перегонах и определяет наиболее тяжелые условия работы подвиж-
ного состава.
Необходимо подчеркнуть, что для условий работы городского
электрического транспорта зависимость между скоростью движения
и напряжением на токоприемнике поезда в подавляющем большин-
стве случаев не является пропорциональной, так как в городе при
коротких перегонах и интенсивном уличном движении тяговые
двигатели отключаются от сети обычно еще до достижения поездом
установившейся скорости.
Таким образом, средняя потеря напряжения на участке питания
определяет режим работы как подвижного состава, так и элементов
системы электроснабжения. Очевидно, что должно существовать
некоторое максимально допустимое падение напряжения, при кото-
ром еще обеспечивается выполнение технических требований, предъ-
являемых к работе устройств электроснабжения и подвижного
состава. Следовательно, вопрос сводится к нормированию среднего
значения наибольшего падения напряжения в тяговой сети.
Ясно, что вопрос выбора нормированного падения напряжения
должен решаться на основе технических соображений. Это не озна-
чает, однако, что в отдельных конкретных случаях выбранной тех-
нической норме не будет присущ отмеченный выше условный харак-
тер. Так, проектирование конкретных троллейбусных линий на
основе принципа децентрализованного питания показывает, что
при всех возможных вынужденных режимах работы системы элек-
троснабжения параметры последней, а следовательно и ее экономи-
ческие показатели, как правило, определяются допустимым режимом
напряжения в контактной сети.
Тем не менее следует еще раз подчеркнуть, что допустимое паде-
ние напряжения в сети должно всегда рассматриваться как норматив
«прочиостный» и ни в коем случае не использоваться в качестве
исходного условия для расчета тяговой сети и выбора оптимальных
параметров элементов системы питания. Эта норма устанавливает
возможный диапазон изменения напряжений, в пределах которого
все элементы системы электроснабжения и подвижного состава
работают надежно и бесперебойно.
Содержащиеся ранее в Правилах технической эксплуатации
трамваев и троллейбусов нормы не указывали четко, к какому пере-
гону на участке питания относится нормированное значение падения
напряжения, причем значение ее было установлено без соответству-
ющих обоснований. Кроме того, норма воспринималась некоторыми
проектными организациями как технико-экономическая, т. е. в ка-
честве исходного условия выбора параметров системы для всех
конкретных условий. При этом, очевидно, принятые решения в эко-
номическом отношении могли только случайно, как указывалось,
соответствовать оптимальным.
Поэтому прежде всего требовалось установить соотношения между
падением напряжения и скоростью движения, удельным расходом
90
энергии, потребляемыми поездами токами и другими величинами.
Только на основе этих соотношений и с учетом неравномерности
распределения падения напряжения вдоль линии можно обосновать
техническое ограничение падения напряжения в тяговой сети трам-
вая и троллейбуса. При этом нужно учесть фактически изменяющиеся
напряжения на токоприемнике поезда и потребляемого им тока,
т. е. определить действительное значение падения напряжения в сети.
В проектных организациях удобнее оперировать падением напря-
жения, вычисленным без учета взаимного влияния напряжения на
токоприемнике поезда и потребляемого им тока. При этом для всех
падений напряжения средний ток поезда принимается неизменным
и равным расчетному его значению при напряжении 550 В. Это
вызывает необходимость установить связь между расчетными и дей-
ствительными значениями, что обеспечивает возможность вести
проверочные расчеты исходя из соответствующих расчетных напря-
жений в сети и потребляемых подвижным составом токов.
Взаимодействие сети и подвижного состава. В городских усло-
виях напряжение в сети оказывает существенное влияние на ско-
рость движения подвижного состава и на режим работы тяговых
двигателей. В свою очередь режим работы двигателей сильно влияет
на уровень напряжения.
Необходимые зависимости были получены на основе тяговых
расчетов, выполненных при различных значениях среднего напря-
жения в сети для двух категорий режимов вождения поездов:
режим сохранения неизменной заданной скорости сообщения;
режим езды с выбегом, минимально допустимым по условиям
безопасности движения на перегоне.
Вторая группа тяговых расчетов преследовала цель выяснить
максимально достижимые ходовые скорости на перегонах различной
длины. Из этой группы практическое применение здесь имеют только
расчеты при напряжениях ниже 400 В. Результаты расчетов пока-
зывают, что по мере дальнейшего снижения напряжения в сети
происходит уменьшение значений основных интересующих проекти-
ровщика величин.
Наибольший интерес представляла первая группа тяговых расче-
тов, выполненная для подвижного состава старых и новых типов
и при различных типичных для города длинах перегонов. Следует
отметить, что задаваемые при расчете скорости сообщения принима-
лись несколько большими (184-20 км/ч), чем существующие теперь
на городском транспорте, с учетом перспективы повышения ско-
ростей.
Хорошо организованная служба движения может обеспечивать
соблюдение вагонами и машинами расписания движения при 5—7 %
выбега (при номинальном напряжении). ЛАаксимальный запас вре-
мени не должен превышать 10—12 %, так как при большем значении
заметно падает эксплуатационная скорость движения.
В выполненных тяговых расчетах коэффициент выбега колеблется
в пределах 3—15 %. В качестве исходных данных для тягового
расчета были взяты перегоны длиной 250; 350; 500 м, эквивалент-
91
ный подъем 5 °/оО. Расчеты проводились для средних напряжений
на токоприемнике 550; 500; 450 и 400 В.
Расчетный перегон в 500 м, характерный для крупных городов,
сокращается иногда до 350, а подчас и до 250 м. Для средних городов
характерен перегон в 350—500 м. Исходя из этих соображений
и были взяты длины перегонов для тягового расчета. Полученные
из тяговых расчетов данные позволили определить для каждого
случая средний ток поезда за все время работы I и за время потребле-
ния энергии /а; удельный расход энергии на движение ДЛ, эффек-
тивный ток, потребляемый двигателем /э дв и поездом /эп, а также
значения коэффициента а.
Тяговые расчеты, выполненные для новых типов подвижного
состава, показывают, что благодаря большей энерговооруженности
вагонов типа Т-2 и троллейбусов типа ЗиУ-5 они обеспечивают
возможность реализации даже больших (до 25 км/ч) скоростей сооб-
щения при средних падениях напряжения в сети 200 В.
Анализ полученных результатов показывает, что поддержание
современных скоростей движения городского электрического транс-
порта возможно при падении напряжения, достигающего 200 В,
посредством изменения режима ведения поезда. Реализуемая при
этом скорость зависит от целого ряда факторов: типа подвижного
состава, профиля участка, длины перегона и т. д. Из расчетов сле-
дует, что удельный расход энергии для подвижного состава всех
типов при этом остается неизменным. Потери в тормозах увеличи-
ваются вследствие повышения скорости начала торможения при
понижении напряжения. Потери в двигателе возрастают с умень-
шением напряжения в тяговой сети.
При меньших напряжениях уменьшаются составляющие удель-
ного расхода энергии, обусловленные потерями в пусковых резисто-
рах и работой по преодолению основного сопротивления движению.
При понижении напряжения скорость выхода на автоматическую
характеристику меньше, поэтому пусковой период сокращается
(при неизменном ускорении во время пуска).
Изложенное подтверждается расчетом составляющих потерь энер-
гии на конкретных примерах при различных типах подвижного
состава, ходовых скоростях и перегонах.
Следовательно, при изменении напряжения в тяговой сети,
но поддержании скорости движения неизменной, удельный расход
энергии для подвижного состава всех типов и всех длин перегонов
остается постоянным.
Средний ток, потребляемый поездом, с уменьшением напряжения
увеличивается вследствие увеличения времени движения под током.
Средний ток з<Гвремя потребления энергии /а с увеличением падения
напряжения уменьшается.
Эффективный ток двигателя с увеличением падения напряжения
в тяговой сети увеличивается, по, как показывают расчеты, весьма
незначительно. Механические и магнитные потери зависят главным
образом от произведения значений скорости и магнитного потока,
а доля добавочных потерь колеблется весьма незначительно, поэтому
92
можно принять магнитные потери не зависящими от нагрузки и
зависящими от квадрата напряжения. Механические потери в дви-
гателе зависят почти исключительно от скорости, увеличиваясь
с ее возрастанием.
Таким образом, хотя с понижением напряжения нагрев тяговых
двигателей делается более интенсивным из-за некоторого увеличения
эффективного тока двигателя и уменьшения скорости мотор-венти-
лятора, тепловой режим двигателей облегчается вследствие умень-
шения нагревающих магнитных и механических потерь.
Полученные выше значения эффективного тока двигателей суще-
ственно меньше длительно допустимых токов соответствующих
типов двигателей, следовательно, перегрева двигателей при сни-
жении напряжения в пределах до 200 В и при поддержании заданной
скорости движения не будет наблюдаться.
Следует отметить, что в характерных условиях эксплуатации
ряда транспортных предприятий при весьма низких уровнях напря-
жения в сети изложенные результаты находят свое практическое
подтверждение.
Таким образом, можно констатировать, что в пределах значений
средних потерь напряжения в сети, не превышающих 200 В, обес-
печиваются условия для реализации как достигнутых, так и плани-
руемых на ближайшую перспективу скоростей движения подвижного
состава.
Зависимость между расчетными и действительными значениями
падения напряжения в сети. Максимально допустимое падение
напряжения в тяговой сети можно рассчитать только при учете
взаимного влияния напряжения на токоприемнике поезда и по-
требляемого им тока. Это требует расчета действительного тока
участка при различных напряжениях и представляет известные слож-
ности. Для проектной практики удобнее действительное максимально
допустимое падение напряжения заменить эквивалентным ему расчет-
ным значением.
В основу расчетов положена установленная выше независимость
удельного расхода на движение от напряжения в сети (до значений
400 В) при сохранении скорости подвижного состава неизменной.
Среднее падение напряжения до токоприемника поезда за время
потребления энергии на участке длиной L с одностороннем питанием
MJa = (fin I- За - 2) + 1RK <п -L а - 1).
Первый член формулы равен падению напряжения в контактной
сети, а второй — падению напряжения в питающих кабелях; —
суммарное сопротивление положительного и отрицательного кабе-
лей, Ом.
После преобразований получим
= 1пК2± I«KL- 1К2,
где К, = Д- rL !' Кг = Л-гЬ + R,.-.
Z	о
/«, — средний ток за время потребления энергии; /а = al. ,
93
Введем расчетный коэффициент q 1 -	тогда
ЛС/д =	- 1пК2 + /сЛр].
Рассмотрим отношение
In	cUn
I y/l	--
где IQ — расчетное значение среднего тока поезда;
сUn — расчетное значение напряжения в контактной сети (здесь Un - -
номинальное напряжение на шинах тяговой подстанции; с < 1);
/, Д[/д — действительные значения соответственно тока и падения напряжения.
Из этого отношения следует, что при одном и том же потребле-
нии энергии на линии имеют место значения тока / и напряжения
(Un — AUp), отличающиеся от расчетных.
Выразим среднее значение тока /а в виде зависимости действи-
тельного падения напряжения At/д, воспользуюсь данными тяговых
расчетов
Следовательно,
тогда
= InK2 + [/ао - ь (±иа - ДСН)].
Расчетное падение напряжения
Мд-'о’М'аЛ''’
In
10п
cU„
Un
1 + ЬКм
величин, входящих в последнюю формулу:
Оценим значения
Un ~= 600 В; /ао — среднее значение тока за время потребления
энергии при расчетном напряжении, которое колеблется в преде-
лах 100—450 А;
A t/u — падение напряжения в расчетном режиме. Примем, на
основе анализа проектных разработок, расчетное напряжение в сети
равным Un —- 550 В, т. е. At/H 50 В, соответственно с - 0,9;
= I —— коэффициент, определение которого несколько
сложно, так как значения а колеблются в широких пределах (4,5—
1,75). Однако значения q изменяются при этом в небольших преде-
лах (0,6—0.75), поэтому с достаточной точностью можно находить 1]
по среднему значению а, т. е. т|0	1----(здесь а0 — значе-
ние а при расчетном напряжении);
b —тангенс угла наклона прямой 1а (At/д), который колеблется
в пределах 0,2—0,4.
С учетом этих оценок имеем
300 + ^(^ + ^(7») .
2(1 +WP1)

4с (1 - ЬК^)
Xpi (/а0 4- b Д(/„) Д^-Л.По/ао'!
2^(1+^]) 1+WCn J4	(45)
94
Рис. 41. Зависимость действительных
падений напряжения от расчетных зна-
чении	v
Выполненные по формуле (45)
расчеты для ряда типов подвиж-
ного состава и для длин участков
питания в 1,5 и 3 км при сопро-
тивлениях кабелей в 0,066 и
0,01 Ом позволили построить се-
мейство кривых зависимостей
между действительными н расчет-
ными потерями напряжения в тяго-
вой сети (рис. 41).
Необходимо подчеркнуть, что
полученные зависимости А (7Д (Д(7р)
дают несколько преувеличенное значение действительного падения
напряжения в сети при А(7Д >200 В. В самом деле, полученное
непосредственно из тяговых расчетов соотношение между действи-
тельными и расчетными значениями падения напряжения в сети,
изображенное шгрихпунктирной кривой на том же рис. 41, подтверж-
дает это положение. Эго расхождение объясняется тем, что при дей-
ствительных падениях напряжения больше 200 В удельный расход
энергии несколько уменьшается, а не остается постоянным, как
это принято выше.
До сих пор оперировали средним падением напряжения до токо-
приемника поезда за время потребления поездом тока. Оценим, какие
количественные изменения внесет в это падение напряжения учет
изменения потребляемых поездами токов по мере удаления их от
точки питания. Используем для этого метод последовательных приб-
лижений. Сначала предположим, что нагрузка участка распреде-
лена равномерно вдоль его длины. При этом эпюра падения напря-
жения имеет вид параболы. Разобьем участок питания на перегоны
и заменим параболу ступенчатой линией, считая приближенно,
что вдоль каждого перегона напряжение на токоприемнике поезда
за время его хода под током постоянно. Определим, чему равно
среднее падение напряжения на каждом перегоне. Соответственно
полученному распределению падения напряжения найдем распре-
деление потребляемых токов на отдельных перегонах на основании
данных тягового расчета.
Исходя из этого распределения плотностей тока найдем уточ-
ненное распределение напряжений на токоприемнике поезда за время
хода под током вдоль линии.
Как показывают расчеты, уже первое приближение обеспечи-
вает достаточную для поставленных целей точность. Анализ резуль-
татов расчетов, выполненных для широкого диапазона исходных
условий, свидетельствует о том, что учет неравномерного распре-
деления плотности нагрузок вдоль линии приводит к увеличению
действительных потерь напряжения в сети на 9 —12 %, т. е. в сред-
нем примерно в 1,1 раза.
95
Следовательно, действительные средние падения напряжения
в тяговой сети с учетом неравномерности потребления поездами тока
вдоль участка питания будут в 1,1 раза больше, чем получаемые
по построенным выше кривым.
Допустимая потеря напряжения в тяговой сети. Вопрос о до-
пустимом значении потери напряжения в тяговых сетях представ-
ляется, на первый взгляд, целесообразным окончательно решить
анализом зависимостей между падением напряжения в сети и мак-
симальной интенсивностью движения иа участке, пропускной спо-
собностью участка питания по мощности тяговой подстанции, по
условиям нагрева контактных проводов и кабелей, решения задачи
защиты от малых токов к. з. Каждый из перечисленных факторов
при соответствующих условиях может играть решающую роль при
выборе параметров системы.
Однако, как вытекает из результатов выполненных расчетов,
требования, обусловленные перечисленными факторами, в боль-
шинстве случаев существенно менее жестки, чем требование по обес-
печению высоких скоростей сообщения. Исключением являются
лишь малые токи к. з., ограничивающее значение которых возра-
стает с ростом энерговооруженности подвижного состава.
Тем не менее, если даже предположить, что указанные факторы
в большей степени регламентируют расчеты электроснабжения, то
и в таком случае было бы нецелесообразно пытаться устанавливать
сложные универсальные зависимости между этими факторами и
падением напояжения в сети. Это вытекает из отмеченного выше
условного характера «технического» нормирования. Не вызывает
сомнения, что всякая попытка взаимно увязать различные техни-
ческие ограничения (во всяком случае в данной конкретной задаче)
привела бы к наполнению рассматриваемого норматива потери
напряжения в сети еще большим экономическим содержанием. Кроме
того, это ограничило бы возможности отыскания в конкретных усло-
виях оптимального в экономическом отношении варианта.
Предельно допустимое значение потери напряжения в сети влияет
на скорость сообщения подвижного состава на линии.
Разумеется, при этом на всех перегонах участка должны одно-
временно обеспечиваться технически приемлемые условия работы
тяговых двигателей и вспомогательного электрического оборудо-
вания подвижного состава. Поскольку соответствующими техни-
ческими условиями надежная работа вспомогательного оборудова-
ния гарантируется в пределах снижения напряжения сети до 300 В,
можно заключить, что действительные потери напряжения могут
быть допущены в пределах 300 В. Нельзя не заметить, что при таких
значениях потерь в сети существенно ухудшается качество обслу-
живания пассажиров на удаленных перегонах: снижается осве-
щенность в салоне и эффективность работы отопительных приборов.
Таким образом, расчетная норма падения напряжения в сети,
гарантируя возможность реализации необходимых скоростей сооб-
щения, не должна обусловливать на наиболее тяжелых перегонах
действительные потери напряжения, превышающие 300 В.
96
Очевидно, не требует особого обоснования положение о том, что
подлежит нормированию не среднее напряжение вдоль участка
питания, а среднее ио времени напряжение в конце участка. Именно
уровень напряжения на удаленном перегоне характеризует наибо-
лее тяжелые условия, в том числе и в отношении работы электро-
оборудования подвижного состава, и с точки зрения комфорта пас-
сажиров.
Наконец, при выборе нормы падения напряжения необходимо
предусматривать определенный запас. Это вызывается некоторой
приближенностью зависимости Д£7д (Д £7р) в области больших паде-
ний напряжения. Оценивая на основе анализа полученных кривых
указанную погрешность 10 %, необходимо ограничить допустимое
значение действительного падения напряжения на удаленных от
пунктов питания перегонах не 300, а Д[/д 270 В.
Анализ существующих и перспективных параметров тяговой
сети, в частности, соотношения между потерями напряжения в ка-
бельной и контактной сетях, показывает, что отношение среднего
значения потерь напряжения в конце линии к среднему уровню
потерь вдоль всего участка составляет от 1,3 (сети с хорошо развитой
кабельной сетью) до 1,5 (децентрализованные системы питания).
Поэтому указанному значению в 270 В будет соответствовать сред-
нее вдоль участка действительное падение напряжения, равное
ДУдср - 270 : (1,3 -- 1,5) - 210^180 В.
Учет влияния полученного выше коэффициента искажения эпюры
распределения плотности нагрузок, равного 1,1, вызывает необ-
ходимость снижения допустимого диапазона потерь до Д£/ДСп =
= (210-^180) : 1,1 - 190-М65 В.
По ограничивающей кривой (см. рис. 41) Д£7д (Дt/p) находим
соответствующие этим значениям Д£7дср значения величины сред-
него вдоль всего участка расчетного падения напряжения Д(7Р • -
150^-140 В.
Переходя обратно к наиболее удаленным перегонам и исполь-
зуя те же коэффициенты, получаем среднее падение напряжения
в конце линии Д1/рк ~ 150-1,3	195 В (для децентрализованной
системы питания).
Наконец, учитывая возможные при проектировании погрешности
в определении исходных данных и в тяговых расчетах и оценивая
их цифрой в 15 %, полученные расчетные значения потерь напря-
жения в конце линии нужно снизить до Д(7Рк — (195—=-210) : 1,15 =
- 170--180 В.
Поскольку на городском транспорте преобладают централизо-
ванные системы электроснабжения (с развитой кабельной сетью),
а в перспективе найдут широкое применение системы децентрализо-
ванного питания и во избежание нечеткого толкования устанавли-
ваемого норматива в тех случаях, когда система питания (например,
с кабелями средней длины) не может быть отнесена к одному из
классифицированных типов, целесообразно ограничить допустимое
расчетное значение потерь напряжения в конце линии нижним из
указанных пределов, т. е. окончательно принять Д(7рКдог1 - 170 В.
4 Тарнижевокпй М. В. и др.	97
В нормальных (нс вынужденных) режимах питания среднее
падение напряжения вдоль всей тяговой сети в режиме тяги нс должно
превышать 15 % номинального напряжения тяговой подстанции.
Эти значения и приняты в качестве расчетных в нормативных доку-
ментах 12], [3], 14].
Начинают применяться скоростные трамвайные линии, которые
должны обеспечивать скорости сообщения 30 км/ч. Поскольку для
получения таких скоростей важнейшим условием является увели-
чение длины перегонов до 750—1500 м, то изложенные выше исход-
ные положения не отражают специфику работы скоростных линий.
Действительно, при больших перегонах (и с учетом того, что
такие линии должны прокладываться на обособленном полотне)
движение поезда на значительном отрезке пути будет происходить
по автоматической характеристике и даже при установившейся
скорости. А это значит, что уровень напряжения в сети будет суще-
ственно больше влиять на скорость движения, чем на обычных ли-
ниях.
Для скоростных трамвайных линий по методике, аналогичной
изложенной выше, инженером В. И. Пипегиным выполнены иссле-
дования, показавшие, что при проектировании таких линий расчет-
ное значение потери напряжения в конце линии не должно превы-
шать 150 В.
Обобщаются результаты многовариантных тяговых расчетов для
перегонов 750; 1000 и 1500 м, на основе чего предусматривается
опубликовать данные, характеризующие показатели подвижного
состава трамвая на скоростных линиях.
В гл. 4 дается оценка колебаний потери напряжения в конце
линии и значений их вероятности при соблюдении в сети допусти-
мого среднего значения потерь напряжения с точки зрения влияния
этих колебаний па стабильность работы электрооборудования под-
вижного состава.
Нормы расчета системы отрицательных кабелей трамвая. Проек-
тирование системы электроснабжения трамвая тесно связано с проб-
лемой защиты подземных металлических сооружений от коррозии
блуждающими токами. Выбор пунктов присоединения отрицатель-
ных линий к рельсам, расстояний между ними, числа и сечений,
наконец, в известной степени размещение самих тяговых подстан-
ций определяются нормами защиты от коррозии блуждающими
токами.
Влияя на выбор параметров кабельной сети и месторасположе-
ние подстанций, нормы падения напряжения в рельсах существенно
отражаются на решении всего комплекса технико-экономических
задач, возникающих при проектировании рациональной электро-
снабжающей системы (см. гл. 3).
К вопросам нормирования расчета рельсовой сети трамвая в раз-
личных странах нет единого подхода. Большие расхождения в нор-
мах различных стран лишь подчеркивают сложность технико-эко-
номического обоснования рациональных нормативов расчета. Однако
существенное влияние их на общие экономические показатели
98
системы электроснабжения вызвало необходимость пересмотра дей-
ствовавших в СССР до 1958 г. норм расчета с целью обеспечения
возможности повышения указанных показателей при одновремен-
ном сохранении условия для полной защиты подземных металли-
ческих сооружений от коррозии блуждающими токами. Эти нормы
обладали рядом серьезных недостатков. Основной недостаток в
том, что нормы падения напряжения в рельсах количественно
плохо отражали картину явлений в земле и подземных сооружениях.
Кроме того, имели место плохая согласованность различных норми-
руемых величин между собой, а также значительные трудности,
встречаемые при попытке систематического контроля их выполне-
ния в эксплуатации. Наконец, при проектировании нормами совер-
шенно не учитывались возможности и достижения в области при-
менения более совершенных конструкций трамвайных путей, а также
местных способов защиты подземных коммуникаций от электрохими-
ческой коррозии.
Для ограничения блуждающих токов нормировали их значение
не непосредственно, а лишь косвенно через падение напряжения
в рельсах. Проанализируем, насколько эффективен и оправдан такой
подход к установлению основных норм для расчета рельсовых сетей.
Определим среднее падение напряжения на участке рельсовой сети
с односторонним питанием как разность средних значений потен-
циалов крайних пунктов участков.
Для участка длиной I с сосредоточенной движущейся нагрузкой /п
средний потенциал пункта присоединения кабеля по отношению
к земле за время прохождения поездом всего участка (см. пара-
граф 1.5)
Средний потенциал рельсов ио отношению к земле на конце
участка
[д7~ ship/ ] •
Среднее падение напряжения между конечными пунктами участка
Ср — t/cp 2	1 —
нгр
ар
ch apZ — 1
sh ар/
Последнее равенство может быть записано и в следующей форме:
ср — Л1 1^ гргп  th —•
Вводя относительное среднее значение максимального падения
Д £7 п г п
напряжения в рельсах --------, можно искомую зависимость
V гргп
падения напряжения от длины участка изобразить одним графиком
(рис. 42), из которого вытекает, что в области значений ар/ 4<-4,5
падение напряжения в рельсах практически не зависит от длины
участка. Другими словами, значение A(/pCp = I	т- е- ПР°"
4*	99
нпя максимального падения напряже-
ния в рельсах Л(/р ср от длины участка
I при различных значениях а
Рис. 42. Зависимость среднего значе-
ния максимального падения напряже-
ния в рельсах At7p Ср от al при различ-
ных значениях срто
порционально только нагрузке участка независимо от его длины
/	(4-4.5)
для 1^---------
оср
Приведенные на рис. 43 зависимости Л1/рср от длины участка I
для тока /и 250 А иллюстрируют изложенное при различных
переходных сопротивлениях пути (т. е. характеристики утечки ар).
Из кривых видно, что если при ар 0,014 значение А1/рср
зависит от I вплоть до значений I =-= 20 км, то при увеличении ар,
например, до 0,46 —— уже при 7—8 км среднее значение максималь-
ного падения напряжения в рельсах не изменяется при каком угодно
большом увеличении длины участка.
Из приведенных выше зависимостей вытекает, что нормирование
падения напряжения, приходящегося па 1 км рельсового пути,
очень слабо увязано с явлением стекания токов из рельсов в землю,
т. е. с задачей Защиты подземных сооружений от коррозии. Так,
расчеты показывают, что если для участка длиной в 1 км допусти-
мая нагрузка /„ при норме 3 В,км может достигать 687 А, то при
участке длиной в 15 км допустимая нагрузка возрастает до 1215 А.
Однако если максимальный ток утечки /утпах при длине участка
в 1 км составляет всего 0,6 % тока нагрузки /и, а среднее значение
тока утечки /уср равно 0,36 % от /н, то в случае увеличения длины
участка до 15 км максимальный ток утечки уже составляет 63 %,
а /уср - ; 27,5 % от /и. Это значит, что с увеличением длины участка
в 15 раз нормами допускалось возрастание средних значений токов
утечки в 135 раз, а максимальных — в 185 раз.
Отсюда следует вывод о необходимости другого подхода не только
к количественной стороне, но и к самому принципу нормирования
расчета рельсовых сетей. Очевидно, что этот вывод полностью рас-
пространяется и на расчет вылетных участков трамвайных рельсо-
100
вых сетей. Наличие иа вылетных линиях трамвая потенциалов,
значительно превышающих потенциалы рельсов внутри городской
черты, приводит к тому, что ответвившиеся в землю с рельсов вылет-
ного участка значительные токи утечки возвращаются в рельсовую
сеть не только в пределах этого участка, но и к участкам, находя-
щимся внутри городской черты, т. е. в тех районах города, где имеет
место густая сеть подземных коммуникаций. Следовательно, нор-
мирование расчета вылетных линий трамвая должно быть подчи-
нено тем же требованиям, которые предъявляются к расчету осталь-
ной части рельсовой сети.
Таким образом, речь может идти только об уточнении, либо диф-
ференциации расчетной нормы допустимой разности потенциалов
на рельсовой сети, равной 2,5 В между любыми точками сети. Анализ
литературных источников показывает, чю единая для всех условий
допустимая разность потенциалов, равная 2,5 В, была принята
не в результате технико-экономических расчетов, а в итоге дискуссий
и согласования мнений большинства специалистов, работающих
в области защиты сооружений от коррозии блуждающими токами.
Трудности экономического обоснования не означают, однако,
что указанная норма, независимо от ее количественного значения,
лишена принципиальных недостатков. Сама по себе эта норма не
характеризует степень ограничения токов утечки из рельсов по двум
основным причинам: 1) ток утечки при заданном падении напряже-
ния в рельсах определяется еще и значением переходного сопро-
тивления пути; 2) для конструкции пути одного и того же типа и
при одинаковых значениях падения напряжения в сети среднего-
довое значение тока утечки из рельсов зависит от числа месяцев,
в течение которых окружающий рельсы грунт не промерзает, так
как в зимние месяцы переходное сопротивление пути возрастает
в десятки раз. Влиянием характера тяговых нагрузок на токи утечки,
как это будет видно из гл. 10, в первом приближении можно пре-
небречь. Вполне обоснованно ограничиться только двумя перечис-
ленными факторами, т. е. степенью изоляции рельсов от земли и
длительностью зимнего периода года.
Среднее значение токов утечки из рельсов независимо от харак-
тера тяговой нагрузки
/ — к. cpz
где Kt — некоторый коэффициент.
Условие расчета местоположения пунктов присоединения отри-
цательных кабелей должно вытекать из следующего равенства:
-b-.= Ki—Uvc,p = const.
I	'п
Таким образом, если принять, что нормируемое значение Ai/рдоп =
= 2,5 В относится к рельсовым сетям, уложенным на основаниях
обычного типа (с переходным сопротивлением Гп), н к районам с оп-
ределенным числом зимних месяцев в году, то в случае укладки
101
путей на основании с повышенным переходным сопротивлением гп
и для иных климатических условий
^рдоп^2’5^»^,	(46)
где коэффициент, характеризующий относительную длительность времени
промерзания грунта в конкретных условиях проектирования.
Такой расчет At/PflOn позволяет существенно экономить цвет-
ные металлы, расходуемые в кабельной сети. Результаты исследо-
ваний переходных сопротивлений [7] свидетельствуют о больших
возможностях, заключенных в применении в трамвайных путях
усовершенствованных оснований с повышенным переходным сопро-
тивлением.
На основании выражения (46) разработана следующая система
дифференцированных норм расчета рельсовых сетей трамвая.
Пункты присоединения отрицательных кабелей трамвайной сети
должны быть размещены с таким расчетом, чтобы:
максимальное падение напряжения на участке питания, вычис-
ленное по среднесуточной нагрузке за месяцы со среднесуточной
температурой выше минус 5 °C, не превышало значения, указанного
в табл. 4;
Таблица 4
Тил основания рельсового пути
трамвая
Бетонное с рельсами, утопленными в бе-
тон
Песчаное с замощением
Щебеночное с замощением или песчаное со
слоем битумизированного песка под штуч-
ным покрытием (до половины высоты шпа-
лы)	*
Бетонное с электроизоляцией корыта би-
тумизированным песком слоем 10—12 см
Шпально-песчаное и шпально-щебеночное
без замощения
Максимально допустимое падение
напряжения. В, для количества
месяцев в году со среднемесячной
температурой выше минус 5 сС
3 — 4	5-6	7—8	9-10	11 — 1:
1,2	0,8	0,6	0,5	0,4
6	4	3	2,5	2
9,6	6,4	4,8	4	3,2
12	8	6	5	4
средние значения максимального падения напряжения на раз-
личных участках сети в зоне одной подстанции, как правило, были
близки между собой.
Приведенные положения полностью вошли в нормативные доку-
менты, например [5], и являются основой для выбора параметров
системы отрицательных кабелей, методика которого приведена
в гл. 3.
Целесообразно, однако, отметить, что приведенный в табл. 4
тип основания «бетонное с рельсами, утопленными в бетон» отли-
чается рядом серьезных недостатков, обусловливает плохое взаимо-
102
действие подвижного состава с путем, обладает низким переходным
сопротивлением, трудно поддается ремонту. Это указывает на необ-
ходимость полного изъятия этого типа основания из практики
строительства трамвайных путей.
Допустимые значения тока в контактных проводах и кабелях.
Допустимое значение тока в контактных проводах при неизменном
значении нагрузки. Значение тока, длительно допустимого для кон-
тактного провода того или иного типа (медного или биметалличе-
ского), определяется условиями его нагрева и охлаждения: при
наиболее неблагоприятных сочетаниях токовых нагрузок и метеоро-
логических условий температура провода не должна превышать
максимально допустимую. Последняя устанавливается исходя из
необходимости сохранения достаточной механической прочности
проводов контактной сети. Если обозначить:
/0 — начальная температура нагрева провода, °C;
/ — значение тока в проводе, А;
т — время, с;
/?о — сопротивление провода при 20 °C, Ом;
aR — температурный коэффициент изменения сопротивления;
Ct — теплоемкость материала провода;
у — плотность материала провода, г'см3;
F — площадь поперечного сечения, см2;
сиг — теплоотдача в воздух с поверхности провода.
то исходное уравнение для расчетов проводов на нагревание — урав-
нение теплового состояния однородного тела — при неизменном
значении нагревающего тока будет иметь следующий вид:
Соо - *о) * 1 - е	,	(47)
где А/ — изменение температуры провода в течение интервала времени т.
Температура провода при бесконечном протекании через него
тока /, °C,
Условия охлаждения провода характеризуются величиной wt,
которая зависит от формы профиля провода, размеров и состояния
поверхности охлаждения, а также от скорости воздушного потока.
Для проводов, работающих в открытых установках, минимальная
скорость ветра принимается на основе опытных данных равной
1 м с. Значение сог определяется экспериментальным путем исходя
из формулы (48).
При скорости воздушного потока 1 м'с
= 0,19d„p -|- 1,99	0,0416^,	(49)
где dnp — диаметр провода, см (при профилированных проводах — среднее зна-
чение между высотой и шириной провода).
Значение coz, как показали испытания, не изменяется по мере
износа контактного провода. На основе фепмулы (47) разработана
103
И методика расчета нагрева монометаллических контактных про-
водов.
Тепловые явления в сталеалюмииисвом проводе характеризуются
значительной сложностью, ибо в стальной и алюминиевой состав-
ляющих выделяются различные мощности, не пропорциональные
соответствующим значениям теплоотдачи с открытых поверхностей
стали или алюминия. Вместе с тем, как показали эксперименты,
изменения температуры по сечению сталеалюминиевого провода
типа ПКСА-80/180 незначительны. При условии, что вся энергия
направлена на нагрев стальной части провода, а затем передается
от нее в алюминиевую (последняя интенсивно охлаждалась), тепло-
вая проводимость контактного слоя может быть определена как
мощность, протекающая через интересующий слой при перепаде
температур в 1 °C и отнесенная к 1 м длины провода
\ Q
4 «г - G) h ’
где Aq — тепловая проводимость контактного слоя;
Q — тепловой поток, Вт;
/ь /2 — температуры, измеренные соответственно в алюминии и стали, °C;
/ — длина нагреваемого отрезка провода, м.
В результате расчета получим Aq -25 Вт (м-°С). Принимая,
что при нагрузке током теплоотдача с поверхности алюминия соп
и стали со/2 сталеалюминиевого провода пропорциональна открытой
поверхности соответствующей его части, можно составить урав-
нения теплового баланса для единицы длины алюминиевой и сталь-
ной частей:
Р, ₽„
р1 + р...-р!«-о.!
где Рь Р2 — мощности, выделяющиеся соответственно в алюминиевой и сталь-
ной частях провода;
Р12 — мощность, передаваемая от более нагретой части в менее нагретую;
Р1В, Ру* — мощности, отдаваемые в воздух соответственно алюминиевой и
стальной частями провода.
Подставим соответствующие величины в систему уравнений (50):
Р\ = ЧГ1 0	—
Р2 — Л2Г2 ( 1 + a2/?)i	^2 в ”
Р12 = Aq (tl — t2)
и после преобразований получим
_ Z2f2A'1 + \ (Zfrl + Ф?) .
2~	+ А(] (А\ + Л’2) ’
G = -дГ“ G’i'i + £’“г2 —
где - wzl -	+ г2);
А\2	0)/2 - i^r2a2R; i2 = lri/(rl + г,).
104
Величины cozi и могут быть вычислены при известной площади
открытой поверхности 1 м всего провода Т, алюминиевой части 7\
и стальной части Т2'.
Т1	74
.
Теплоотдача всего провода cof может быть рассчитана по приве-
денной выше формуле (49); ее значение может быть также опреде*
лено экспериментально по формуле (48).
Результаты, полученные для по формуле (49) и эксперимен-
тально. составили соответственно 1,73 и 1,83 Вт/(м-°С).
В табл. 5 приведены результаты вычисления температур и /2
и температуры последняя рассчитывалась по формуле (48) для
монометаллического провода. Из данных табл. 5 вытекает, что,
поскольку температуры по сечениям составляющих сталеалюминие-
вого провода одинаковы, расчеты его нагрева при проектировании
можно вести по методике, разработанной применительно к монолит-
ным контактным проводам.
Таблица 5
/, А	°C	i.., СС	'» °C	'л	°C	Д, Сс	t°с
100	и	1,05	1,05	600	46,8	46	46,6
400	18,2	18,4	19.2	1000	197	193	195
Аналогичные рассуждения могут быть приведены и в отношении
сталемедных проводов, в особенности с учетом того, что соединение
составляющих в сталемедном провгде значительно более плотное,
чем в сталеалюминиевом.
Предельно допустимая температура для контактных проводов
определяется потерей материалом провода механической прочности
по мере повышения температуры. Для медного провода МФ-85
опытным путем установлено, что при наихудших условиях длитель-
ная его температура не должна превышать 4-100 °C; при максималь-
ной температуре окружающей среды Д40 сС это соответствует допу-
стимому превышению температуры окружающей среды в 60 °C.
Снижение механической прочности провода при этом составляет
не более 5 %.
Исследования показали, что для сталеалюминиевых проводов
допустимой является температура нагрева до 4-120 °C. При Д-120 °C
изношенный сталеалюминиевый провод на 10 % теряет прочность
(кривая /, рис. 44) и становится примерно равнопрочным неизношен-
ному медному проводу МФ-85, нагретому до Д-100 °C (кривая 2).
С учетом свойств медной оболочки в качестве допустимой температуры
нагрева сталемедных проводов должна приниматься температура
Д-100 °C.
На рис. 45 приведены рассчитанные по приведенным выше фор-
мулам зависимости температуры нагрева проводов выше темпера-
105
Рис. 44. Зависимость прочности мате-
риала контактных проводов от темпе-
ратуры нагрева
Рис. 45. Кривые нагрева медного /,
сталеалюминиевого 2 и сталемедного 3
контактных проводов
туры окружающей среды от тока при длительном его протекании.
Вследствие повышенной теплоемкости и лучших условий охлаждения
провод ПКСА-80180 нагревается (кривая 2) медленнее и до мень-
ших температур (в равных условиях), чем другие провода. Наибо-
лее интенсивно происходит нагрев сталемедиого провода (кривая 5).
Из сопоставления кривых рис. 45 с допустимыми превышениями
температуры нагрева проводов, равными (при температуре воздуха
4-40 °C) для медных и сталемедных проводов 60 °C. а для сталеалю-
миниевого провода 80 °C, получены следующие значения длительно
допустимых токов: 600 А для медного провода МФ-85, 750 А для стале-
алюминиевого провода ПКСА-80'180; 400 А для сталемедного про-
Рис. 46. Зависимость допустимого вре-
мени действия тока в контактных про-
водах различных типов от его величи-
ны:
1 медный провод: 2 -- сталеалюминис-
вый; 3 — сталемедный
вода сечением 85 мм2.
При построении схем i око-
временной защиты контактной
сети от малых токов к. з. следует
пользоваться кривыми, изобра-
женными на рис. 46 и показы-
вающими зависимость допустимого
времени действия тока в контакт-
ных проводах различных типов
от его значения при условии,
что температура нагрева не пре-
высит допустимого значения.
Экспериментально установле-
но, что при достаточно тщатель-
ном монтаже питающих пунктов
дополнительные потери мощности
в контакте питающих зажимов
106
с головкой контактного провода
не приводят к существенному
дополнительному нагреву.
Анализ нагрева сталеалюмн-
ниевого контактного провода в мо-
мент пуска подвижного состава,
т. е. при потреблении максималь-
ного тока, может быть приведен
на основе дифференциального
уравнения теплопроводности для
одномерного потока тепла с источ-
никами энергии
di	сцд'Ч ,
дт	дх- 1 С ’
где ai — коэффициент температуропро-
водности материала;
U7 — выделяющаяся энергия;
С — теплоемкость материала.
В основу расчета положены
следующие допущения: токосъем
считается безыскровым; вся энер-
гия, выделяющаяся в контакте,
тратится на нагрев провода (это
приводит к завышению результа-
тов расчета); изменением темпера'
Рис. 47. Кривые изменения максималь-
ных температур но длине провода типа
ПКСА-80/180'
уры по сечению пренебрегаем;
движение токосъемника в начале пуска считается равноускоренным.
Применительно к биметаллическому проводу с учетом теплоот-
дачи с поверхности предыдущее уравнение принимает вид:
dt	< d2t ,	W	со
дх	дх2 ,	+ i/2c2Y2	^С1Т1 f F2C2y2 ’
где сць at2 — коэффициенты температуропроводности материалов, м2/с;
Vb ^2 — объемы составляющих, заключенные в отрезке провода, рав-
ном длине токосъемной вставки, м3;
С2, Tt, у2 — коэффициенты теплоемкости, Вт-с/(кг-град), и плотности, кг/м3,
составляющих провода с сечениями Ft и F2, м2.
Уравнение решено в численном виде. Из приведенных на рис. 47
кривых изменения максимальных температур по длине провода
ПКСА-80,180 в области токосъема при различных пусковых токах
при ускорении av - 1,2 м с2 можно заключить, что превышение
температуры нагрева провода над температурой окружающей среды
в области токосъема при имеющих место на практике максимальных
пусковых токах (до 500 А) не является существенным с точки зрения
снижения прочностных характеристик провода.
Поскольку сопротивление в контакте токосъемных вставок
с медным проводом существенно меньше, чем со сталеалюминиевым,
очевидно, что нагрев медных проводов в области токосъема не пре-
вышает значений, рассчитанных выше.
Таким образом, особенности токосъема не вносят существенных
уточнений в расчеты нагревания ни медных, ни биметаллических
107
проводов. Полученные выше длительно допустимые нагрузки для
контактных проводов могут служить основой при установлении
допустимого тока в контактных проводах различного типа с учетом
реального характера потребляемых подвижным составом токов.
Допустимое значение тока в контактных проводах при тяговых
нагрузках. На основе изложенного и с учетом того, что в трол-
лейбусных сетях [2] допустимый износ контактных проводов при-
нимается равным 10 %, в трамвайных 20 %, а предельный износ
сталеалюминиевых и сталемедных проводов не должен превышать
соответственно 7 и 12 %, можно составить табл. 6 длительно допу-
стимых токов для новых и изношенных контактных проводов.
Таким образом, каждому типу провода (и для каждого из рас-
четных его состояний, т. е. для нового и для изношенного провода)
соответствует допустимое значение неизменного тока, или приме-
нительно к тяговой нагрузке допустимый эффективный ток в про-
воде вблизи питающего пункта. Отсюда следует, что в отдельные
периоды интенсивного движения, т. е. внутри максимально загру-
женных 1—3 ч работы линии, если эффективный ток сохраняет неиз-
менное значение, расчет нагрева проводов можно вести непосред-
ственно по этому допустимому току.
Таблица G
Тип провода	Длительно допустимая нагрузка. А, при			Тип провода	Длительно допустимая нагрузка, А, при		
	новом проводе	расчет- ном износе провода			новом проводе	расчет- ном износе провода	
		трол - лсп- буса	трам- вая			трол - леч- буса	трам- вая
МФ-100	680	615	545	ПКСЛ-80,180	750	700	---
МФ-85	575	520	455	СМ-85	400	280	280
II римечания. 1) Принято, что в сталеалюминиевом проводе изнашивается только стальная
часть, а в сталемедном — медная оболочка.
2) Указанные цифры относятся к износу проводов в процентах от их полного сечения.
3) Провод ПКСА-80,'180 в трамвайных сетях не применяется.
Практически же подобные условия имеют место крайне редко.
В течение этих 1—3 ч могут быть значительные колебания эффек-
тивного тока за произвольный период продолжительностью около
12 мин. Этот период соответствует трехкратной постоянной времени
нагревания контактных проводов или времени достижения устано-
вившейся температуры нагрева.
Колебания эффективного тока происходят в основном по двум
причинам: из-за колебания числа поездов на линии, из-за неблаго-
приятного взаимного сочетания нагрузок этих поездов.
С целью выяснения первой причины был произведен анализ
экспериментальных кривых зависимости числа поездов на различ-
108
пых по характеру участках питания от времени, па основании кото-
рого установлены значения среднего /?сР и среднеквадратичного п3
числа поездов на участке за время усреднения t' - = 12 мин, а также
среднее число поездов /?ёР за время Г 60 мин.
Анализ показывает, что отношение /icP//icP для наиболее тяжелых
расчетных условий можно принять равным 1,5. Отношение же п'3/пСр
с достаточной точностью может быть принято равным единице.
Выяснение второй причины может быть осуществлено на осно-
вании сравнения формулы для определения максимально возмож-
ного (за наиболее тяжелый расчетный период) значения средне-
квадратичного тока линии при одностороннем питании
с формулой для определения среднего значения эффективного тока
липни
1),
где пт — среднее число поездов на линии за наиболее тяжелый расчетный период;
К а - (2а — 3),3.
Коэффициент /р зависит от принятой допустимой вероятности
превышения действительного значения /лэтах над расчетным, взя-
той по кривой нормального распределения вероятностей. Если при-
нять эту вероятность в 1 %, то /р - 2. Взяв отношение указанных
токов, принимая а = 2;	1,5; К3 = 2, и задаваясь
различным числом поездов на участке, получим возможное увели-
чение среднего эффективного тока за 12 мин максимальной нагрузки.
Результаты расчетов показывают, что отношение Лэ max * Лэ
незначительно зависит от реального числа поездов на участке и
поэтому может быть принято равным среднему значению 1,6 для
всех чисел поездов на линии.
Таким образом, допустимое значение тока в проводе, соответ-
ствующее приведенным в табл. 6 нагрузкам при допустимой темпе-
ратуре нагрева проводов соответствующего тина, должно быть
отнесено к максимальному значению эффективного тока Лэ max
за расчетный период максимальной нагрузки (12—15 мин). Средне-
му же значению эффективного тока Лэ, по которому должен при
проектировании производиться расчет контактных проводов на
нагрев, соответствует допустимый эффективный ток в 1,6 раза мень-
ший значений, приведенных в табл. 6.
Если расчетные нагрузки сети, как это обычно имеет место, отно-
сятся к зимнему периоду, а расчет на нагрев — к летнему, то при
проверке проводов на нагревание полученные значения допустимых
токов должны быть увеличены в /рзпм : /рл?т = М раз. Для этих
условий допустимые эффективные значения расчетных тяговых
нагрузок для контактных проводов различных типов приведены
в табл. 7.
109
Т а б л п ц а 7
Тип провода	Доп устп мое эффекта в - ное значение расчетной тяговой нагрузки, А, при			Тин провода	Допусти мое эффект! i в - ное значение расчетной тяговой нагрузки, А, при		
	новом проводе	расчетном износе провода			новом проводе	расчетном нзносе провода	
		трол- лей- буса	трам- вая			трол - лей - са	трам- вая
МФ-100	465	425	380	ПКС.А-80 I&0	515	480	—
МФ-85	415	360	300	СМ-85	275	195	280
МФ-65	340	310	225				
Из табл. 7 видно, что износ провода ПКСА-80/180 мало вли-
яет на допустимую токовую нагрузку, в то время как для про-
вода МФ-85 и в особенности провода СЛА-85 потеря механической
прочности из-за уменьшения плошади поперечного сечения усу-
губляется повышенной температурой нагрева.
Полученные значения допустимых токовых нагрузок контакт-
ных проводов являются основой при проверке режима работы про-
водов на -нагрев как при проектировании, так и для поверочных
расчетов в эксплуатационных условиях. На основании [3, 4| в
поверочных расчетах для аварийных ситуаций допускается повы-
шение плотности тока в медных проводах до 7 А/мм2 на время не
более 0,5 ч при температуре окружающего воздуха до 20 °C и на все
часы наибольшей нагрузки в течение суток при отрицательных
температурах окружающего воздуха. Для сталеалюминиевого про-
вода в аварийном режиме допускается ток 750 А.
Можно предложить значительно более точный метод опреде-
ления допустимых нагрузок контактных проводов, требующий,
однако, значительного объема экспериментальной информации и
существенных затрат времени на ее практическое использование.
Сущность метода заключается в непосредственном анализе зависи-
мости кривой температуры провода от реально протекающих по нему
нагрузок с последующим использованием зависимостей потерь
механической прочности провода от длительности воздействия раз-
личных температур.
Так как ток в проводе постоянно меняет свое значение, темпе-
ратура провода меняется в широких пределах, причем действи-
тельные температуры могут быть значительно больше температуры,
найденной по эффективному току, например, часовой длительности.
Очевидно, наибольший интерес представляют линии, нагрузки
которых близки к предельно допустимым для проводов. На прак-
тике такие линии встречаются относительно редко, чаще всего —
в вынужденном режиме работы системы питания, поэтому получить
реальные записи нагрузок в достаточном объеме для таких условий
НО
Рис. 48. Графики изменения темпера-
туры перегрева контактного провода
по времени
Рис. 49. Зависимости изменения времен-
ного сопротивления разрыву от длитель-
ного воздействия температуры
работы сети не представляется возможным. Для решения поставлен-
ной задачи достаточно корректным в первом приближении является
простое увеличение масштаба снятых в часы интенсивного движения
на различных линиях кривых изменения тока по времени (что соот-
ветствует, например, перспективному повышению мощностей под-
вижного состава). Рост же нагрузок проводов из-за увеличения коли-
чества единиц подвижного состава приведет, при прочих равных
условиях, только к уменьшению выбросов нагрузок.
Для определения разупрочнения контактного провода от дей-
ствия протекающего тока требовалось прежде всего исследовать
характер действительных температур при нагрузках, близких к пре-
дельным. С этой целью были обработаны записи тяговых нагрузок
10 различных кабелей. Записи нагрузок обрабатывались на уста-
новке цифрования сейсмограмм (УЦС), т. е. определялись значения
токов в каждом интервале длительностью 1,2 с, по которым на ЭВМ
были получены эффективные одноминутные и часовые токи, а затем
и температуры нагрева провода, вызванные этими токами.
По полученным данным были построены кривые, характеризую-
щие изменение температуры контактного провода по времени в часы
интенсивного движения для различных участков питания (рис. 48).
Принимая, например, за основу данные, относящиеся к наиболее
тяжелой (по характеру нагрузок) линии, определено распределение
превышений температуры контактного провода по длительности
(в минутах) в течение часового интервала (табл. 8).
Установлено, что нельзя допускать эффективный часовой ток
больше 650 А, так как в этом случае температура провода может
достигать в отдельные моменты 180 °C, что уже при температуре
окружающей среды больше или равной минус 10 °C является вообще
недопустимым для медного контактного провода, поскольку при
этом может произойти рекристаллизация меди и резкое разупроч-
нение провода. Притоках, мепыпих 425 Л, превышение температуры
провода над температурей окружающей среды не достигает 60 С,
т. е. температура провода составляет даже при температуре воздуха
111
Т а б л и ц а 8
+ 40 °C менее 100 °C, что незначительно влияет на снижение проч-
ности материала.
Имея данные по превышению температуры провода над темпера-
турой среды и продолжительности действия этих температур, можно
судить о его разупрочнении.
На основании исследований ВНИИЖТ 16] и результатов испыта-
ний контактного провода МФ-85 на нагрев были получены зависи-
мости изменения временного сопротивления разрыву от длительного
воздействия (рис. 49). Для учета влияния натяжения провода были
использованы данные ВНИИЖТ и принято, что из-за натяжения вре-
менное сопротивление разрыву снижается на 10-7 Па в течение срока
службы провода.
Таким образом, существо метода расчета заключается в том,
что, определив эффективный часовой ток и используя данные рас-
пределения превышений температур провода по длительности воз-
действия, вычисляются для конкретных условий работы линии тем-
пературы нагрева провода и время их действия, и отсюда - степень
разупрочнения провода за его срок службы.
Т а б л л ц а 9
Коэффициент пред- варительной нагруз- к" Кпредв" В"Л прокладки	Допустимая пере- грузка но отноше- нию к номинальной при длительности максимума			Коэффициент пре- дварительной на- грузки К1|реДВ н вид прокладки	Допустимая пере- грузка но отноше- нию к номинальной при длительности максимума		
	1 ч	2 ч	3 ч		1 ч	2 ч	3 ч
А’пьсдв 0’6 В земле В воздухе В трубах (в зем- ле)	1,5 1,35 1,3	1,35 1,25 1,2	1,25 1,25 1,15	^предв 0,8 В земле В воздухе В трубах (в зем- ле)	1,35 1,3 1,2	1,25 1,25 1,15	1.2 1.25 1,1
Примечания. 1. При отсутствии конкретных данных продолжительность максимума при-
нимают равной 3 ч.
2. При пользовании табл. 9 следует учитывать коэффициент сезонности тяговых нагрузок.
112
Что касается проектирования кабельных линий, то согласно [2]
эффективное значение тока в кабеле номинального напряжения 0,6;
6 или 10 кВ в расчетном (обычно вынужденном) режиме не должно
превышать значений, регламентированных Правилами технической
эксплуатации электроустановок потребителей и Правилами устрой-
ства электроустановок. При работе системы электроснабжения в
вынужденном режиме допускается перегрузка кабелей 0,6; 6 или
10 кВ в течение 5 сут в пределах, указанных в табл. 9.
При поверочных расчетах следует иметь в виду, что для кабель-
ных линий, находящихся в эксплуатации более 15 лет, указанные
значения перегрузки должны быть снижены на 10 %.
Глава 3
ЭКОНОМИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ
СИСТЕМ
ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ
3.1. Выбор сечений проводов и кабелей
Если задачей электрических расчетов электроснабжения является
выбор мощности элементов системы, обеспечивающей надежную их
работу при заданных размерах движения, экономические расчеты
ставят своей целью выбор такого решения (из числа технически
возможных), при котором общие текущие расходы с учетом народ-
нохозяйственной оценки их содержания будут наименьшими. Вы-
бранный вариант электроснабжения в целом должен быть эконо-
мически наивыгоднейшим, но при оценке результатов сопоставления
должны учитываться режим работы электрооборудования, экономия
цветных металлов, уровень напряжения в сети, степень обеспечи-
ваемой надежности питания подвижного состава и др. Указанные
факторы с трудом поддаются оценке в денежном выражении, что
часто затрудняет выбор объективноj оптимального^ варианта пи-
тания.
Экономические расчеты электроснабжения должны обеспечи-
вать возможно более полный учет составляющих затрат, поддаю-
щихся денежному выражению, так как это значительно облегчает
задачу экономического сравнения вариантов с учетом основных
дополнительно влияющих факторов.
Из перечисленных дополнительных факторов при оценке резуль-
татов сравнения вариантов систем электроснабжения важным кри-
терием является экономия цветных металлов. Это выдвигает при
проектировании требование возможно более полного обеспечения
113
наивыгоднейшего соотношения между расходом цветного металла
и потерями электроэнергии в элементе тяговой сети.
Указанное требование вызывает целесообразность распростра-
нить и на тяговые сети принцип выбора сечений проводов и кабелей
по экономической плотности тока. Согласно этому принципу плот-
ность эффективного тока в питающих линиях и плотность тока в кон-
тактных проводах, найденная по значению эквивалентного тока
вблизи питающего пункта, должны по возможности приближаться
к соответствующим значениям экономической плотности тока.
Экономическая плотность тока в контактных проводах и поло-
жительных кабелях. Как показано в параграфе 2.3, падение напря-
жения на отдельных участках сети при любых вариантах должно
находиться в пределах нормированного значения. Поскольку по-
следнее выбрано таким образом, чтобы обеспечить при всех условиях
эксплуатации трамвая и троллейбуса возможность реализации
необходимых скоростей движения, и так как в пределах рассматри-
ваемой нормы падение напряжения не влияет на удельный расход
энергии подвижным составом, не представляется необходимым
учитывать влияние падения напряжения на экономику системы.
Использование известного в практике проектирования линий
электропередачи принципа выбора сечений проводов по экономи-
ческой плотности тока применительно к тяговым сетям трамвая и
троллейбуса вызывает необходимость учесть ряд условий, харак-
теризующих специфику тяговых сетей и режима их работы. К глав-
ным из таких условий относятся:
большая стоимость энергии постоянного тока, связанная с до-
полнительными расходами на преобразование переменного тока
в постоянный;
влияние режима напряжения в тяговой сети на работу подвиж-
ного состава (действительно потребляемые токи больше расчетных
значений при падениях напряжения, превышающих номинальное
расчетное значение);
большие амортизационные отчисления для контактной сети
(повышенный износ по сравнению с промышленными сетями).
Первые два условия уменьшают экономическую плотность тока
в тяговых сетях, третий — увеличивает ее. Суммарное их влияние
приводит, как будет показано, к меньшим значениям экономической
плотности тока по сравнению с линиями передачи.
Как вытекает из формул гл. 1, потери мощности в тяговых сетях
зависят от коэффициента Р и числа поездов на участке. Ввиду этого
удобнее при выводе экономической плотности тока и при опреде-
лении сечений элементов сети оперировать не средним значением
нагрузки провода, а некоторььм условным током, квадрат которого
был бы пропорционален действительным потерям мощности в рас-
сматриваемом элементе сети.
С этой целью используем понятие эквивалентного тока /эк, зна-
чение которого в каждом конкретном случае устанавливается на
основании приведенного выше определения по формулам гл. 1.
Например, для простейшего случая контактной сети с неизменной
114
плотностью нагрузки вдоль всей длины участка потери мощности
в проводах
АРпр -г£-^ (1-|
Зр ! I \
2/i	;
Эти же потери через эквивалентный ток /Э1. пр, приложенный
в конце участка, определяются уравнением ДРпр = пр, откуда
для рассматриваемого случая
Иными словами, поскольку /;к ДР : /?, квадрат эквивалент-
ного тока в общем случае выражается соответствующей формулой
для потерь мощности при подстановке в нее значения сопротивле-
ния, равного единице.
С учетом изложенного перейдем к задаче определения наивыгод-
нейшего значения плотности тока в элементах тяговой сети.
По контактной сети изменяющаяся часть годовых расходов Эпр,
руб./год, состоящих из годовых затрат на потери энергии и отчис-
ления на амортизацию
Знр - /;.< ^1.СТХ.. 10- + SnpLBIipP)ip. 10-’,
где	С;) — стоимость энергии, руб,'кВт-ч);
Tv — годовое число часов потерь энергии;
SIip — сечение проводов, мм2;
L — длина сети, км;
ВПп — стоимость материала проводов, pv6. дм3;
о о , ЮО	*	п
Рир — Рл —--------суммарные отчисления в процентах, причем Ра —
' ок
амортизационные отчисления, а 7’()К — срок окупае-
мости.
~	,	1000	,	„
Гак как сопротивление 1 км линии г	— (здесь дпр
Anp'Jnp	1
удельная проводимость материала проводов), то из предыдущего
выражения можно после соответствующих преобразований получить
значение экономической плотности тока в контактных прово-
дах, А/мм2	__________
С' __ 7*3к пр _ 1/ ВпрРп1Лпр
,)р~ Snp ~ "	100С7г	’
Годовая стоимость потерянной в тяговой сети электрической
энергии, пропорциональная квадрату нагрузки, будет различная
для расчетных токов и напряжений и для действительных их значе-
ний, вследствие чего экономическая плотность тока в проводах и
кабелях заметно уменьшается. Для выяснения указанных соотно-
шений рассмотрим простейший участок контактной сети при равно-
мерно распределенной его нагрузке. При различных режимах напря-
жений в сети для этого участка может быть написано соотношение
115
смысл которого раскрыт в параграфе 2.3. Преобразуя это соотно-
шение, получим
IrL \,\и /	j/'	47777 \
3 “	2	\ у ' 3-1,2107’
Годовая стоимость потерь энергии
PrLC3Tr 3 1,21{ГСЭГГ /	,/	4/0гЛ \
3-1000	’	4/7.1000	\ Г 3-1,210'/’
о	1000
Заменив г = 	 в этом выражении и проведя преооразоваиия,
Л о
получим выражение для общих годовых расходов, руб/год,
l2C,,TrL ,
3,,р “ злт? SBPL'
Минимальные годовые расходы соответствуют сечению, опре-
деляемому уравнением —— 0, которое с учетом того, что отно-
сительное падение напряжения, подсчитанное при наивыгоднейшей
плотности тока о, равно АТ/	—» приводит к выражению
-£Г^--Цг(1’21	+ Г (1.21 -|--U'2)- + (1,2I MJ2),
где	60 — плотность тока, отнесенная к расчетным значениям па-
дения напряжения и тока,
.	/3OPV/2
()	] экономическая плотность тока при действительных тяговых
нагрузках.
С достаточной для практических расчетов точностью окончательно
можно записать
А- =1,1 2 м; Ь 1,8 ли*.
о
В результате расчетов, выполненных по последней формуле,
получено
\и .	0.05	0,10 0,15 0,20 0.25 0..-0
60 : 6	1,0015 0.918 0.810 0,772 0,712 0,662
Данные свидетельствуют о том, что при весьма низком уровне
напряжения в сети отношение б0/б достигает значения 0,7—0,75,
т. е. действительная плотность тока в проводах существенно выше
той плотности тока, которая соответствует расчетному напряжению
в сети. Следовательно, строго говоря, при выборе сечения проводов
и кабелей по экономической плотности тока в каждом конкретном
варианте питания следовало бы вводить в расчет поправочный коэф-
фициент 7<б = б0/6 и определять расчетное значение экономической
плотности тока в контактных проводах
(ир -дЛр-- 6 У 100’777	'
11G
Для большинства же практических расчетов такое усложнение
не оправдано, так как небольшое отклонение действительных сече-
ний проводов и кабелей от папвыгоднейших мало влияет па эконо-
мические показатели тяговой сети. Без существенной погрешности
учет влияния уровня напряжения в сети на экономическую плот-
ность тока в контактных проводах может быть выполнен прибли-
женно. Анализ выше приведенных данных показывает, что в диапа-
зоне потерь напряжения в сети, внутри которого обычно находится
значение, соответствующее наивыгоднейшим параметрам системы
электроснабжения, соотношение 60 : 6 может быть принято рав-
ным 0,9.
Тогда для контактных проводов, А/мм2,
5	__ о 95'	. _ о 9 1/	.
°чр ~ u>JOnp — U’J I lOOC.T..
Экономическая плотность тока в кабелях постоянного тока
отличается от получаемого по последней формуле значения вслед-
ствие разницы в стоимости цветного металла в проводах Впр и кабе-
лях Вк и амортизационных отчислений по кабелям Рак и поэтому
может быть выражена следующей формулой:
где Рк - Рак + --•
1 он
По указанным формулам вычисляют экономическую плотность
тока в проводах и кабелях тяговых сетей трамвая и троллейбуса
применительно к действующим оптовым ценам на эти изделия и
в зависимости от тарифа па энергию постоянного тока Сэ и годового
числа часов потерь энергии Тг.
Наивыгоднейшее падение напряжения в отрицательных кабелях
трамвая. Требование максимального ограничения токов утечки
из рельсов вызывает (см. параграф 10.3) необходимость соблюдения
эквипотенциального режима работы пунктов присоединения кабе-
лей. Отсюда вытекает требование равенства падений напряжения Л(/о
во всех кабелях данной подстанции, выражаемое равенствами:
Woi-10’ __ W-02-Ю’ _
Таким образом, поскольку токи loi и длины Loi отрицательных
питающих линий в общем случае не равны друг другу, различны и
сечения Soi, следовательно, минимум годовых затрат по кабельной
сети следует выражать не через сечения кабелей, в общем случае
отличные один от другого, а через падение напряжения Л(/о, одина-
ковое для всех линий. Поэтому полученные выше результаты не
могут быть использованы при определении наивыгоднейшего сече-
ния отрицательных кабелей трамвая.
117
Годовые расходы по отрицательным кабелям одной подстанции
выражаются равенством
и -
, у WoA7?10’'
' AJ So^k-1O:j
Выражая S()£ через Д[/о, получаем после преобразований наивы-
годнейшее падение напряжения
ли
10*
он —
* к
£	1/ ВкРкКк
Г 'L.'1» 'к С-^
Принимая во внимание, что отрицательные линии работают па-
раллельно, для предварительных расчетов без большой погрешности
можно принять /оэ/ Ioi. Тогда
... Т 10< Я
— Ок>
—--------— среднеквадратичная длина каселя.
2j fui
Отсюда следует, что для района питания любой подстанции зна-
чение А[/Он ПРИ заданном 6К является функцией только среднеквад-
ратичной длины отрицательной питающей линии.
Выбор кабелей и контактных проводов постоянного сечения.
Наиболее просто определяется наивыгоднейшее сечение питающих
линий, в том числе отрицательных линий троллейбусных сетей.
Действительно, при известном эффективном токе линии (кабеля) /лэ,
определяемом по формулам гл. 1 в соответствии с намеченным ва-
риантом питания и секционирования контактной сети, расчетное
сечение кабеля, мм2, следует определять через экономическую плот-
ность тока 6К
Используя выражение, определяющее А(/Он, и равенство падений
напряжения At70, нетрудно получить формулу для выбора сечения,
мм2, любого r-го отрицательной линии трамвая
_ ^oi^oz’103 _ Iог
" /<к Ai/ои ~ “ST ‘
Отметим, что сечение коротких кабелей в большинстве случаев
приходится выбирать по условиям нагревания.
Сечение контактных проводов Snp для неразветвленной сети
с неизменной плотностью нагрузок рассчитывается по эквивалент-
ному току 1ЭК, т. е. Snp = 7эк/6пр.
Поскольку для городских тяговых сетей характерны участки
питания с разветвлениями и переменной плотностью нагрузок,
задача определения эквивалентного тока иногда представляет труд-
ности ввиду относительной сложности соответствующих выражений
для вычисления потерь мощности.
118
Значительно удобнее на основании [1 ] использовать следующий
прием: вместо потерь мощности на каком-либо t-м расчетном
участке сети вводятся потери при сопротивлении единицы длины
контактной сети г ----- 1 Ом, км. Так как эти потери от сечения прово-
дов не зависят, их можно определить по формулам, приведенным
в гл. 1, причем до того, как выбраны сечения проводов.
С учетом изложенного годовые расходы по контактной сети слож-
ной конфигурации
ЛР„г10:' .
ГДе \Pi -  -т;-"' -- ,
А прлпр
Ц — дайна f-го расчетного участка, причем S/j — L (здесь L суммарная длина кон-
тактной сети участка питания).
Используя выражение для ДРг-, формулу годовых расходов можно
записать так
о _ СДУ
,,р ^npSnp
Отсюда наивыгоднейшее сечение контактных проводов, мм2,
APoi 4~ $щ^Вв»Рup-

Slip, н — -c
°np
Разумеется, при округлении полученных в результате экономи-
ческого расчета сечений проводов и кабелей нужно брать ближайшее
стандартное сечение.
Выбор контактных проводов двух градаций сечения. Современ-
ный мощный подвижной состав трамвая и троллейбуса, предъявляя
к системе электроснабжения повышенные требования, не только
затрудняет обеспечение надежного и бесперебойного питания, но
и обусловливает существенное повышение удельных затрат на строи-
тельство и эксплуатацию устройств электроснабжения. Поэтому
важной задачей является изыскание путей улучшения экономи-
ческих показателей системы при заданном уровне ее номинального
напряжения.
Наиболее рациональные пути решения этой задачи заключаются
в подвеске вдоль линии усиливающих проводов, а также в приме-
нении на участке питания проводов (включая усиливающие) не
одного, а нескольких сечений, уменьшающихся по мере удаления
от пунктов питания.
При заданной потере напряжения в сети теоретическая эконо-
мия меди при наивыгоднейшем изменении сечения проводов состав-
ляет 10—20 °о (в зависимости от характера нагрузки), снижаясь
до 5—6 % при ступенчатом изменении сечения. Однако было бы
ошибочным, как можно убедиться на основании получаемых ниже
зависимостей, переносить эти результаты на контактные сети трам-
вая и троллейбуса. Использование вместо заданной потери напря-
жения в сети объективного критерия — экономической плотности
тока при выборе сечения проводов — позволяет существенно уточ-
11 9
нить эффект от применения нескольких градаций сечений. Прин-
ципиально же использование усиливающих проводов вдоль линий
значительно улучшает общие экономические показатели системы
питания, что указывает на целесообразность самого широкого при-
менения этих проводов.
Таким образом, задача сводится к определению:
условий целесообразного применения усиливающих проводов и
выбора их оптимального сечения;
рациональности ступенчатого изменения сечения проводов кон-
тактной сети.
Первая часть задачи решается просто. Если найденное наивыгод-
нейшее сечение проводов Sn?. п : 6пр меньше минимального
стандартного сечения, применяемого в трамвайно-троллейбусных
сетях, то выбирается это сечение. Поскольку минимальное экви-
валентное сечение (55 мм2) имеют сталемедные провода СМ-85, то
при Sup. „ < 2K1J3-55 подвешиваются провода СМ-85 (здесь Киз—
коэффициент, учитывающий средний износ проводов за срок службы;
для троллейбуса можно принять Лпз =-= 0,9, трамвая = 0,8).
Если Snp ^2Кпз-85 (медные МФ-85 или сталеалюминиевые
ПКСА-80/180 провода), принципиально целесообразна подвеска
проводов МФ-100 или усиливающих проводов.
При 2/Cnj • 55 < Snp. и < 2Лцз • 100 требуется проверить эффек-
тивность применения двух сечений проводов (включая усиливающие)
вдоль линии.
Очевидно, что подвеска усиливающих проводов на всей длине
участка питания не является оптимальным решением. Поэтому
как в случае подвески усиливающих проводов, так и при приме-
нении двух градаций сечения контактных проводов задача заклю-
чается в определении экономически наивыгоднейших длин частей
участка с различным сечением проводов.
Расчет протяженности усиливающих проводов не отличается
от расчета участка с двумя градациями сечения контактных про-
водов и базируется на предпосылке, что на линии любой протяжен-
ности должна быть обеспечена экономическая плотность тока.
Для определения длины участка, на которой можно подвесить
провод сечения меньшего, чем экономическое, следует сравнить
экономию, полученную при уменьшении массы меди в контактной
сети, и стоимость дополнительных потерь энергии за период оку-
паемости.
Рассмотрим (рис. 50, а) случай, когда на участке I подвешен
провод неизменного сечения S, и сравним его со случаем (рис. 50, б),
когда участок имеет две градации
сечения: S на участке L — (1 —i]) I
----------------------------Н и Sj (в медном эквиваленте) на
iz .1 nsr[ остальной части г|/.
5){		1,^1	Рис. 50. Схема расчета контактных про-
1' 4 I Л2 S Г		'	Л	। водон:
		 I Л,5/Г,		1 а — провода одного сечения; б — провода
двух сечений			
120
Число поездов на участках:
2Л7,
/?1 -- —-— ; //•.
2Л7-, .
V
пг |- /?2 * п-
Потери мощности для случая
(см. рис. 50, я), кВт,
„ _ 4/4VZ3r |
~ Зи2-103 [
(1,5^ -1).
2AZZ
тг	4/2Сэ7уГок п (1Л52— 1) <?
Если обозначить: —6 ,\г/	С.; ------то стой-
3d- • 103	1	2
мость потерь энергии в контактной сети на 1 км линии за срок оку-
паемости
С'^С^-Гг -С^ХЧ^г-
Для участка с двумя градациями сечения (см. рис. 50, б) потери
мощности, кВт,
UW Г ,	(1,5А1—1)0
3tA10’ L '	2Л7,
WN-ljhr Г (К>- 1)и ]
у2-10* L 	“2Л7, Р
4/-д^/,/?г	wh--i;ri	I	(i,5/q-i)v	1
Т L’MO3	1	Зг-103	L	2Л7х	J*
Заменяя в этой формуле /г и через соответствующие доли I
.	(К;-1)*	\
и обозначая  ----—-— - - л2, получим стоимость потерь энергии на
1 км длины за срок окупаемости
Сэ = Cj.VZ [Ml (rt - г) if Д- (Ajr -- 3Z2r — Z^) if- -’i (3Z2r — 2^r) i] Д- r (NI -j- Z,)].
Стоимость дополнительных потерь энергии на 1 км линии при
применении на части участка провода меныпего сечения
дс^ с; с:--Cpvzpvz^ -г)П3 + (л/ -3ZZ H-z^pf ецзл2 2Х,) П].
(52)
Стоимость контактного провода (вариант а), отнесенная на 1 км
линии,
снр тмрм/ (1 н	Toy-) >
где — стоимость 1 т контактного провода, руб/т;
f — число ниток контактного провода па линии;
— масса 1 км контактного провода, т, км.
При двух градациях сечения стоимость заложенной в контакт-
ной сети меди (вариант б) на 1 км линии за срок окупаемости
Спр = /	•) (1 +• -П§г) ] -
где тс — стоимость 1 т провода меныпего сечения;
Рс — масса 1 км этого провода, ткм.
Экономия при использовании провода меньшего сечения на неко-
торой длине участка 1]/ за период окупаемости
^np = C;p-C'p^/(mMPM-mMPc)n(14--^-).	(53)
121
Оптимальной протяженностью более легкого провода будет
такая, при которой стоимость дополнительных потерь энергии за срок
окупаемости равна экономии на стоимости контактных проводов, т. е.
ЛСЭ - - ДСПр — 0.	(d4)
В связи со сложностью решения уравнений 3-й степени нецеле-
сообразно для расчетов давать формулу для определения экономи-
чески наивыгоднейшего значения T]tI. Значительно проще найти его
графически, подставив в уравнения (52) и 453) соответствующие
величины и просчитав их для нескольких значений ij; для уравне-
ния (53) достаточно одного значения т] > 0,5, так как зависимость
линейная.
Расчет г|п следует проводить лишь после того, как для заданных
величин будет известна минимальная длина, при которой целесооб-
разен переход на две градации (имея в виду как основу более легкий
провод). Эта наименьшая длина находится из условия i] 1 по
уравнению (54). Если заданная длина всего участка превышает
полученную при ц — 1 длину, тогда необходим дополнительный
расчет для нескольких значений т] при заданной длине. Полученные
значения ДСЭ (т|), ДСпр (ц) наносят в одном и том же масштабе на
один график. Пересечение двух зависимостей дает искомое значе-
ние )]„.
По ряду практических соображений в отдельных случаях целе-
сообразно использовать для рассматриваемой цели усиливающие
провода. Их применение на длине (1 — ц) / не вносит принципиаль-
ных изменений в формулу (52). Необходимо лишь учитывать соот-
ветствующие значения сопротивлений г и t\ для участков (1 —т|) I
и 1]/. Сопротивление г находится по Snp. н для заданного участка I.
Сечение усиливающих проводов по меди SyM можно найти из урав-
нения (для случая, например, применения контактного провода
Л4Ф-85)
5ум н  * 2Лиз’85.
Сечение, например, алюминиевых проводов Sya, которые можно
на данном участке использовать в качестве усиливающих, Sya =•-
= 1,67SyM. Для трамвая нужен один провод сечения Sya, для трол-
лейбуса — два.
После нахождения Sya выбирается ближайшее стандартное се-
чение Syac, которое и фигурирует в дальнейшем расчете. Тогда
общее сечение проводов (в медном эквиваленте)
5iip^2Kh3.85 4-S;m,	(55)
гд€ SyM = Syac/1>67-
Исходя из выражения (55) определяется г при применении уси-
ливающих проводов соответственно для трамвая и троллейбуса:
2-1000
(57)
122
Зная значение г, можно подсчитать по формуле (52) стоимость
увеличения потерь энергии ДС, при отходе от экономического сече-
ния вдоль всей линии. Величина в этом случае соответствует при-
меняемому медному проводу.
Несколько по-иному, чем ранее, рассчитывается для усиливаю-
щих проводов вторая слагающая ДСнр уравнения (54). Для варианта а
(см. рис. 50) за срок окупаемости
- I	'--тУ
где тл и Ра — стоимость 1т , руб., и масса 1 км усиливающих проводов, т.
Для варианта б стоимость проводов сети на 1 км линии
СпР. у - /	г 2	2 “ Ч \	100	/
Тогда
Л С - С’ — С —	( 1 । ^аТок \	/го\
ЛСпр.у Спр. у смр. у 2 V * ЮО /
Для контактной сети справедливо ранее записанное уравне-
ние (54) с теми лишь изменениями, что в первом члене ДС0 выраже-
ния (52) сопротивление г соответствует значению, найденному по
формуле (56) или (57) в зависимости от вида транспорта, а второй
член определяется выражением (58).
Таким образом, расчет протяженности усиливающих проводов
принципиально не отличается от описанного ранее для контактных
проводов двух сечений. Можно исключить лишь определение мак-
симальной длины при т] = 1, так как в расчете сечение взято по
экономической плотности тока.
Не всегда, однако, найденное из выражения (54) наивыгоднейшее
значение цн может удовлетворить техническим требованиям, в част-
ности, норме падения напряжения в линии. В каждом случае замены
части длины линии проводом меньшего сечения, либо подвешивания
усиливающих проводов к медному проводу малого сечения необ-
ходимо проверять линию по падению напряжения и рассчиты-
вать соответствующее Л^пр.дои, равному
А^пр. ДОП = At/доп At/д,	(59)
где At/np. доп— допустимое падение напряжения в контактной сети;
АС/ДО[|— норма допустимого (расчетного) падения напряжения от шип
подстанции до токоприемника поезда в конце линии (для трамвая
следует вычесть из А[/доп нормированное значение падения на-
пряжения в рельсах);
At/n — падение напряжения в кабелях, питающих рассматриваемый
участок.
Расчетное значение Д(7пр определяется формулой:
Д^пр = [ХПн +	- Пн)] +	Г1Л2 + г (1 __ Л2)ь
Проверка по уравнению (59) должна удовлетворять условию:
Д(7пр < Д(7пр.доп. Если At7np > Д^пр.доп, следует найти
соответствующее Д(7пр. доп-
123
Оптимальное значение i]n нужно в каждом конкретном случае
определять исходя из следующих условий:
если ||н, V,
если Пдсг<Пн, Пн =
Подчеркнем, что применение усиливающих проводов позволяет,
особенно в троллейбусных сетях, существенно повысить общие
экономические показатели системы электроснабжения, в особенности
в случаях (например, при децентрализованных системах питания),
когда их применение позволяет сократить общее число тяговых
подстанций.
3.2,. Выбор наивыгоднейших параметров
системы электроснабжения
Общие положения. Изложенные выше методики и нормы расчета,
а также рассматриваемые (в гл. 10) особенности расчета тяговых
сетей с учетом токов утечки из рельсов являются по существу эле-
ментами общего экономического расчета системы электроснабжения.
Выполняя лишь вспомогательные функции при решении задачи
выбора оптимальных параметров системы в целом, указанные поло-
жения, как правило, приобретают свою полную значимость только
на завершающей стадии расчетов — при проверке выбранных пара-
метров системы по условиям надежной работы ее элементов.
Исключением является важный случай проектирования нераз-
ветвленной линии с полной децентрализацией питания. Для широ-
кого диапазона частот экономический расчет такой линии целе-
сообразно сразу свести к выбору параметров системы исходя из
соблюдения (при вынужденном режиме ее работы) нормированного
значения падения напряжения в тяговой сети.
Можно отметить, что во многих случаях при выборе параметров
по оптимальным показателям системы в целом не обеспечивается
экономически наивыгоднейшая плотность тока в контактных и
усиливающих проводах, что объясняется невозможностью — по
эстетическим или иным соображениям — подвески проводов отлич-
ного от общепринятого стандартного сечения в 85 мм2.
Подобные исключения лишь подчеркивают сложность экономи-
ческих расчетов электроснабжения сравнительно с электрическими
расчетами, в особенности для сетей разветвленной конфигурации.
Специфика городского транспорта обусловливает необходимость
систематизировать и существенно развить имеющиеся в литера-
туре труды по экономическим расчетам устройств электроснабжения
магистральных дорог. При этом возникает потребность в учете ряда
особенностей, присущих как разветвленным сетям, так и новым
системам электроснабжения —трехпроводным, повышенного напря-
жения и другим.
Наиболее фундаментально экономические расчеты системы элек-
троснабжения тяговых сетей были разработаны В. Е. Розенфель-
124
дом [1]. В указанной работе подробно изложены общие принципы
экономических расчетов систем питания, классифицируются состав-
ляющие капитальных затрат и эксплуатационных расходов системы
и анализируются зависимости общих расходов от параметров си-
стемы, излагаются методы выбора наивыгоднейшего сечения про-
водов, а также количества и месторасположения тяговых подстанций.
В работе впервые предложено использование срока окупаемости
в качестве критерия для сопоставления капитальных затрат и экс-
плуатационных расходов. В. Е. Розенфельд отметил нецелесооб-
разность определения паивыгоднейших параметров системы чисто
аналитическим методом как вследствие крайней сложности полу-
чающихся при этом зависимостей, так и потому, что в аналитических
выражениях невозможно учесть все многообразие местных условий.
Это положение, безусловно, правильно по отношению к типовым
экономическим расчетам электроснабжения трамвая и троллейбуса.
В то же время соответствующие аналитические формулы для расчета
оптимальных параметров системы позволяют существенно уточнить
результаты расчетов и повысить их объективность в случае эконо-
мического сравнения принципиально отличных систем питания (на-
пример, систем различного рода тока, различного номинального
напряжения и др.). Даже применительно к вариантам питания при
одной и той же системе электроснабжения аналитические выра-
жения могут способствовать выявлению рациональных тенденций
как в развитии системы в целом (например, степень децентрализа-
ции питания), так и в модернизации отдельных ее элементов (на-
пример, внедрение в городских условиях усиливающих про-
водов) .
В соответствии с вышеизложенным не только составляются
общие выражения для расчета строительных затрат и текущих рас-
ходов, но и выводятся (там, где это целесообразно) аналитические
формулы для определения наивыгоднейших значений основных
параметров системы. Это позволяет при необходимости либо эконо-
мически сопоставлять заранее намеченные варианты питания, либо
сразу определять для заданных исходных условий экономически
наивыгоднейший вариант при данной системе питания.
Отметим, что обилие конкретных особенностей каждой проек-
тируемой системы электроснабжения ставит под сомнение целесооб-
разность разработки универсальной методики для определения
оптимальной мощности трамвайно-троллейбусной тяговой подстан-
ции. Расчеты и проектные разработки показывают, что, хотя и имеет
место тенденция к разукрупнению источников питания наземных
городских тяговых сетей, тем не менее разнообразие конкретных
транспортных условий определяет необходимость строительства
тяговых подстанций относительно широкого диапазона мощностей.
Следовательно, если исключить из рассмотрения неразветвлен-
ные вылетные линии, то во всех остальных случаях расчета системы
питания мощность и количество тяговых подстанций, в особенности
с учетом перспектив развития, должны существенно зависеть от
конкретных условий каждого города.
125
При выводе аналитических выражений и при сравнении различ-
ных вариантов питания тяговой сети в качестве основного критерия
в соответствии с 18] для совместного учета капитальных затрат и
эксплуатационных расходов используется нормативный срок оку-
паемости Тц.
При решении принципиальных задач экономических расчетов
допустимо принятие примерного равенства сроков строительства
различных вариантов или систем, что существенно упрощает вьк
кладки и результирующие выражения. Поэтому, переходя к изло-
жению соответствующих методик, в отношении учета сроков строи-
тельства и его этапности при определении оптимального варианта
питания нужно отметить следующее. Если для централизованных
систем питания трудно обосновать количественно возможности
отдаления сроков капиталовложений по различным вариантам, то
применительно к децентрализованной системе питания эти возмож-
ности принципиально поддаются расчету. Кроме того, по мере ма-
шинизации экономических расчетов и повышения их точности выбор
оптимального варианта электроснабжения должен будет произво-
диться при обязательной оценке и учете сроков строительства и
отдаления сроков капиталовложений в каждом сравниваемом ва-
рианте. В наиболее систематизированном виде вопрос учета сроков
строительства рассмотрен Е. В. Чеботаревым на основе исполь-
зования основных положений, изложенных в [8].
Суммарные затраты С по соответствующему варианту за норма-
тивный срок окупаемости Тп могут быть представлены в виде
С - К + ЭТ3,
тд.е К — капитальные затраты;
Э — годовые эксплуатационные расходы.
Затраты, отнесенные к одному году эксплуатации,
С/Т^Э + К/Гн,
где KiТи — условные капитальные затраты за год.
При сроке строительства Тс, равном 1 году, условные (расчет-
ные) капитальные вложения
Кр = К + К/Тп = К (1 + 1/Л1).	(60)
Для общего случая Тс, лет, имеем Кр = К (1 + 1/Тн)Гс.
Следовательно, при различных сроках строительства сравнивае-
мых вариантов определение оптимального варианта может произ-
водиться на основе выражений типа (60) при условии подстановки
в них вместо действительных затрат К условных расчетных затрат Кр.
Для учета отдаления сроков капиталовложений при этапном
завершении строительства (на величину То относительно начала
эксплуатационных расходов) в [8 ] рекомендуется коэффициент
(1 -
126
Таким образом, для одновременного учета в каждом варианте
и конкретных сроков строительства, и отдаленности сроков капита-
ловложений выражение (60) должно быть приведено к виду
+ <«.)
Расчетные эксплуатационные расходы с учетом отдаления сроков
капиталовложений
э"~~~э 0
Наконец, условные суммарные затраты Ср за нормативный срок
окупаемости Ти по всем m этапам строительства соответствующего
варианта
Ш г-	_у	7 '	7* I
Ср=£[э<7’„(1 + -^-)~ °S + Ks(l -I-jU) CS 0S|,	(62)
S = 1
где s — номер этапа;
3S — приращение годовых расходов с момента введения в эксплуатацию
устройства 5-го этапа;
Ks — капиталовложения s-ro этапа (без учета предыдущих);
Tos — срок отдаления затрат -го этапа;
ТСз — длительность строительных работ s-ro этапа.
Использование приведенных выше выражений позволяет при
необходимости детального и уточненного сравнения вариантов
электроснабжения модифицировать приводимые ниже выкладки
и развить получаемые результативные формулы для суммарных ус-
ловных затрат при каждом заданном варианте питания. Что же
касается задач по аналитическому определению паивыгоднейших
параметров системы, отвечающей поставленным требованиям, то
из излагаемого ниже нетрудно убедиться, что попытки учета срока
строительства и отдаления сроков капиталовложений привели бы
к необоснованному значительному усложнению выводов и расчет-
ных формул, предназначенных, как отмечалось, для объективной
оценки принципиально различных систем электроснабжения по
укрупненным технико-экономическим показателям. В необходимых
случаях можно рекомендовать последующее уточнение показателей
сравниваемых систем с использованием выражения (62).
* Таким образом, решается задача разработки совокупности рас-
четных формул и методики их последовательного применения,
необходимых как при решении инженерных вопросов экономического
сравнения заранее намечаемых па основе опыта проектирования
вариантов питания тяговой сети, так и при анализе вопросов срав-
нения принципиально различных систем электроснабжения.
В связи с их спецификой отдельно рассматриваются трамвайные
и троллейбусные линии, разветвленные и неразветвленные сети.
В соответствующих местах приводятся выражения, характеризую-
щие те или иные составляющие капитальных затрат или текущих
расходов, присущие системам, отличным от стандартной системы
127
Рис. 51. Схема расчета неразветвлен-
ных трамвайных сетей
электроснабжения, в частности,
трех проводным 1 * или системам
с повышенным напряжением
в контактной сети.
Расчетная мощность тяго-
вых подстанций определяется
исходя как из агрегатного прин-
ципа резервирования (центра-
лизованное питание), так 41 со-
ответствующим увеличением
расчетной мощности рабочих
агрегатов, т. е. резервиро-
ванием по мощности (децентрализованное питание).
Расчет неразветвленных трамвайных сетей. Рассмотрим нераз-
ветвленную протяженную трамвайную линию, вдоль которой на
равных расстояниях L размещены тяговые подстанции (рис. 51).
Примем, что участок контактной сети между подстанциями питается
с двух сторон. Обозначим: W — число пар поездов в час; G — масса
поезда, т; q — удельный расход энергии одного поезда, Вт-Ч/'(т-км);
U — среднее напряжение в сети, В.
Средняя нагрузка р, кВт, на 1 км линии, а также ток ц А, на
1 км линии:
2GNq	.	26Л-7/
/’ = _цр—’	г-=-ЛГ^-
Если трамвайные вагоны движутся со средней эксплуатационной
скоростью v, то средняя мощность, кВт, потребляемая одним поездом,
Р G4V
п 10:! ’
о	т Gjv
а средний ток / = —д-.
Эффективный ток подстанции
/п,=/« н^-/(1.ззх-; -1).
Аналогично, эффективная мощность подстанции
Рп, --^ + фр11(1.зз^ - -1).
Если учесть, что Рпп = pL, то
Рпэ--2С^.1О3 + фри(1,33^	’)•
При агрегатном принципе резервирования установленная мощ-
ность подстанции может быть принята равной эффективной с добав-
лением мощности одного резервного агрегата номинальной мощ-
1 Рассматриваются - и доказывается их бесперспективность - такие системы
питания, как трехнроводные, с цепью исключения дальнейших затрат па их
исследование.
128
ности Рн и слагаемого 0,5Рн, учитывающего некратность расчетной
эффективной мощности подстанции номинальной мощности агре-
гата, т. е.
2GM/L-10-3 +Рп (1,33X2- 1) + 1,5Р„.	(63)
При использовании принципа резервирования по мощности рас-
четная эффективная мощность подстанции должна быть увеличена
на 50 %, т. е.
Р;СТ=Ь5РЛЭ.	(64)
Переходя к расчету стоимости подстанций, следует отметить, что
часть расходов А„ не зависит от установленной мощности и, следо-
вательно, в общем виде стоимость подстанции
Сп = ^п^уст
или при агрегатном резервировании
[2G^L.1O3 + -1 (1,33X2 I) рп + 1,5РН] ;
при резервировании по мощности
< = А'„ + 1,5ВП [tGNqL- 10’3 + ± (1.33Х2Э - 1) Рп] ,
где Вп — коэффициент для выражения расходов, пропорциональных мощности
подстанции.
Общие расходы по подстанции, отнесенные к 1 км линии, за пе-
риод, равный нормативному сроку окупаемости Тп:
Cni = (l+an7’n)-3L+-?Sr!!-;
CD2 = (l+aa7’n)-^ + -^Sp!-,
(65)
где ап — ежегодная доля амортизации по подстанции;
аПэ — ежегодные расходы по эксплуатации подстанций.
Объединяя члены, зависящие от расстояния между подстанциями,
и члены, не зависящие от него, получаем
Сп — An/L 4~ NGBft.
Здесь Ап и Вц — величины, не зависящие ни от схемы питания,
ни от условий работы линии:
при первом способе резервирования:
— 0 + °п^н)

1,ЗЗК~ — 1
4

Ч-а Т 
' **ПЭ2 Н’
Вп 0 +ап7'н) 1000 йп;
5 Тарнижевский М. В. и др.
129
при втором способе резервирования:
лп = (1 -и а„Т„) |Л„ + 1,5ВПР„-2-) + апэгн;
вп“(,+“.Т")и'-5в»-
Стоимость потерь энергии в контактной сети на 1 км линии за
срок окупаемости
/2Л2	/	2К‘1 -1\	х
Сэ 12ККИ35 I * Н п / сзтгТв.	(66)
где S — суммарная площадь сечения двух контактных проводов, мм2.
-	2NL
Если учесть, что п = —-—, то
4G2/V2q2£2
Сэ~ 12(/2KX„3S
Обозначив:
4<?ас,э7'г7'н_ ,
12КЛИЗ ~
. L (2«э-1Ь
2NL
сэтгтн.
(2К2э- 1)у
2
выражение (66) можно упростить до вида
С[) ~ U2S + U2S
Расходы по контактной сети на 1 км линии за срок окупаемости
в общем виде выразятся как
Ске=(^,;е + йкс'<>)(>+“Кс7’н)-	(67)
где Дкс — часть стоимости, не зависящая от сечения проводов;
Вкс — коэффициент для выражения части стоимости, пропорциональной
сечению;
акс — Доля ежегодных амортизационных отчислений по контактной сети.
В формулу для общих расходов удобнее ввести более простое
выражение, чем выражение (67), для чего обозначим:
А<С О “И ~ ‘^КС’ ^кс О Т" акс^н) = ^КС’
тогда
£кс — ^кс “Г Вкс5.	(68)
При расчете сети отрицательных линий необходимо учитывать,
что в рельсовой сети падение напряжения не должно превышать
нормированного для соответствующих условий значения Af/PAOn-
Тогда (см. рис. 51) видим, что
Zok = / —Zon’	(69)
гДе /Ок — длина отрицательного кабеля, км, с учетом расположения под-
станции в непосредственной близости от питаемой линии;
I = Ы2 — плечо питания данной подстанции;
/оп — длина участка рельсовой сети, соответствующая указанной выше
норме At/p доп-
130
Участок питания /0 кабеля, подключенного в точке ОП1 (при
условии эквипотенциальности пунктов ОП1 и ОП2),
Zo = Zon + Zok/2 = (Zon + Z)/2'
Здесь /оп находится из выражения
Д 24Л"Л" Л4/р доп =	,
где Т — число часов работы трамвая;
К' — отношение удельного расхода энергии в зимнее время к среднегодовому
расходу;
К" — отношение удельного расхода энергии в часы максимума к среднесуточ-
ному значению.
Расходы по отрицательным линиям за срок окупаемости
с,< = [(< + SA) (I +“.Л,)] 2 /ок.
где Л к — част! расходов, не зависящая от сечения кабелей;
Вк — коэффициент для выражения части стоимости, пропорциональной се-
чению.
Если отнести эту стоимость к 1 км линии и одновременно учесть
выражение (69). то получим
СК=(ЛК + ВК5К)(1-Д2-),	(70)
где Ак = Ак (1 -J- вкТн), Вк = Вк 0 +
Сечение кабеля определяется по экономической плотности тока 6К
и эффективному току в кабеле /кэ, т. е. Зк = /кэ/бк.
С достаточным для практики приближением можно записать
(	4К? — 3 \
/кэ=/ ( п0 +-------) •	(71)
Учитывая формулу для / и то, что п0 •=	= — (lon + Z),
получаем
, аА_|_ 4А~э~ 3
кэ и	v -Г 12
Если обозначить GqlU = D; Dv 4Аэд~ 3 = F, то
SK = (DNl'on + DNl+F)/6K.
Выражение (70) после подстановки в него формулы (71) примет
вид:
г _ л , BKF BKDNl Вк (DNl’on + F) /оп лк10П
с«-Л« + -бГ + —&	~ •
5*
131
Потеря энергии в кабельной сети приводит за срок окупаемости
к расходам, определяемым на 1 км линии, как
4tf2-3 \
—)СэТгТ"'
Г-пЧоп
эк ~ KKSvl
(72)
6К.
/	4 д'2 _ _ з
В формулу (72) можно подставить = 12п2 1 4-------------
После преобразований выражение (72) принимает вид
г 2 (4^-3) zNl *'оп /	4Х2Э _ 3 х
эк 12	+ v I v	12	/’
где J-/Ci)6.irr7’H = z.
Лк
Суммарные приведенные затраты по системе электроснабжения
в целом
v
(_/ о	I/O
, BKF , BKDHl Вк (DNl'on + F) l'o„ AKl'on ,
' 6к «к “ V	I +
,	(4^-3) , zNl zlon I Nlm , 4X2-3'^
+	12	+ v I \ v +	12	) ’
Наивыгоднейшее расстояние между подстанциями можно опре-
делить как точку минимума функции 2 С (/). В результате диффе-
ренцирования получаем уравнение вида al3 4- Ы2 + d = 0. Решить
его можно на основе формулы Кардана, если уравнение в канониче-
ской форме привести к виду
у3 + Зт + 2е 0,	(74)
т. е. положив I = у — Ь/3.
В уравнении (74):
Наивыгоднейшее расстояние /н - Ln!2 выразится формулой
/н — Г —е + Кв2 + т3 + jz —е -К е2 4- т3 — b/a.
Подстановкой полученного значения ZH в выражение для сум-
марных расходов определяют минимальное значение этих затрат
для наивыгоднейших условий.
При расчете стоимости сооружения в аналогичных условиях
трамвайной линии с трехпроводной системой электроснабжения (см.
параграф 3.3) должен быть учтен ряд факторов, в частности, то, что
на подстанции в работе должно быть обязательно четное число
агрегатов. Поэтому при определении расчетной мощности возникает
необходимость прибавлять мощность целого агрегата (1,0Рн), а не
132
половины, как это было принято для двухпроводной системы, в соот-
ветствии с чем
„ К2 - 1
Ру<т 2G\'ql • 10~3 + Р„ ---+ 2Р„.
Таким образом, расходы по подстанции
fH	f	Z Ш
СП1 = Ап + 5пРуст-
Если, как и ранее, эти расходы отнести к 1 км линии, то за срок
окупаемости получаем
(75)
где < = (I + а,/,,) (Ли + В'„ [0.5Рп (К2Э - 1) + 2РН]| + а, Тн.
Что касается контактной сети, некоторым удорожанием кон-
струкции при трехпроводной системе можно пренебречь, но вслед-
ствие существенного увеличения потерь энергии в контактных про-
водах и их раздельной работы общие затраты по сети возрастут.
Стоимость потерь энергии в проводах за период окупаемости,
отнесенная к 1 км линии,
с'" = -Ь (2'¥]N2l2) + 2V, (1,5Л2 — 1) Nl.
(77)
(78)
t-eT1 = ?^rZH
"	1 3KK„^v '
Тогда суммарные расходы
S с"' = 4г + ;VGBn +	+ 2Т( (1.5Л2 - - 1) NI.
Наивыгоднейшее расстояние между подстанциями определяется
тем же методом что и для двухпроводной системы питания. Полу-
чаем уравнение
-1- .4V,№l3 + 2Т, (1,5/<| — 1) N12 — Л" = 0.
Полученное уравнение вида aYl3 + bj2 + di - 0 решается изло-
женным выше способом.
Расчет разветвленных трамвайных сетей. Выбор экономически
наивыгоднейших параметров системы электроснабжения разветвлен-
ной трамвайной сети существенно усложняется. Это объясняется
тем, что стоимость устройств электроснабжения находится в сильной
зависимости от конкретных условий, в первую очередь от конфигу-
рации сети и местоположения источников первичного питания.
Вследствие этого экономический расчет разветвленных линий носит
более условный характер и требует принятия ряда дополнительных
упрощений и допущений.
Прежде всего в задаче определения наивыгоднейших параметров
какой-либо из принципиально отличных систем питания не учиты-
ваются расходы, связанные с сетью первичного питания и особен-
133
ностями возможного расположения источников этого питания. При
необходимости учет и анализ этого фактора можно провести на стадии
сравнения суммарных приведенных затрат по оптимальным вариан-
там каждой из сопоставляемых систем.
Характерными для действительных условий различиями в районе
питания отдельных подстанций, протяженности участков секциони-
рования, длине питающих линий, наконец, плотности тяговых на-
грузок на различных участках сети и реальной конфигурацией
последней приходится пренебрегать и вводить в расчет геометри-
чески правильную конфигурацию сети, все участки которой харак-
теризуются неизменной удельной нагрузкой и питаются симметрич-
ной системой кабелей. Отметим еще раз, что эти допущения не только
позволяют получить практически приемлемые по степени громозд-
кости математические выражения для искомых величин, но и обес-
печивают объективные условия для наиболее общего сравнения тех-
нико-экономических показателей принципиально различных систем
электроснабжения трамвайно-троллейбусных сетей.
В качестве расчетного района питания каждой подстанции рас-
смотрим равносторонний шестиугольник, который выгодно отли-
чается от круга нли^квадрата тем, что не создает «мертвых» зон,
а также относительной равноудаленностью границ района от цен-
тра питания.
Примем, что подстанция расположена в центре шестиугольного
района питания с плотностью линий сгл, км/км2. Расстояние между
соседними подстанциями обозначим через L. Протяженность линий,
питаемых от одной подстанции, при этом составит 0,866сгл£2.
Эффективная мощность подстанции
*э2-1
Р пэ — Р пп +  2 •
Составляющая Рпп выражает суммарную среднюю мощность
всех поездов в районе питания. Если оперировать величинами,
отнесенными к 1 км линии, можно записать Рпп = 0,866pL2, откуда
имеем
Рпэ= l,73GA^anL2.10"3 + 0,5Pn (К2 — 1).
Если ограничиться агрегатным способом резервирования, то уста-
новленная мощность тяговой подстанции
Руст= 173б^а./Л10-3 + 0,5Рп (К2 - I) + 1,5РП.
Следовательно, стоимость каждой подстанции
С„ = 4, + ВП [1.73G.VgaqL2.10-3 + 0,5Р„ (К2Э - 1) + 1,5РН].	(79)
Отнесенные к площади, охватываемой одной подстанцией, рас-
ходы по подстанциям за срок окупаемости
Са = -JT-1.155ЛП + ВдОл(У.	(80)
где Аа = (1 +апТн) {Л^ + В'а [0,5Рп	- 1) + 1.5PJ) + вя,Га;
134
В трамвайных сетях количество, сечение и протяженность поло-
жительных и отрицательных питающих линий, как правило, не оди-
наковы. Расходы по положительным линиям на 1 км2 за период
окупаемости
^кп = 0.866L2 Г BkSkd) "кЛп 0 “1”
где Дк, Вк и дк — величины, аналогичные принятым в расчете неразветвленных
сетей; SKn = /Кпэ :
Учитывая, что участки сети секционированы и питаются одно-
сторонне, имеем приближенно
,	_ 2Gqv I А7С 'И
'кпэ - —	+	2	' I ’
где /с — длина участка секционирования.
Если обозначить D' =	; F' = D'v (Ki — 1), то /кпя =
= D'Nlc + К. Тогда SKn = (D'Nlc F')/f>K. Обозначив Лк (1 4-
i- акГн) = Л„; В'к (1 акТн) = Вк, получим
Скп = "да" (1 • 'ббЛнПкп/кп) -| g [1,1555к/гКц/1;11 (D А'/с -|- F )],
0,866алЬ2
где пкп = --—-------число положительных питающих пунктов.
Средняя длина положительной линии /кп 0,391А — 0,203/с.
Тогда после преобразований получим
Скп = 0.391ол (л„ +	+ 0,391a„A^L-
— 0.203олА-^-/с -0,203ал (лк +
При расчете количества пунктов присоединения отрицательных
линий в ранее приведенной формуле для расчета 1оп в данном слу-
чае можно считать Гоп половиной участка питания для каждой
из отрицательных линий.
1
/24,2-103 А(7р доп^ \ 2	,
Если обозначить ---------^7--------) чеРез то можно запи-
сать /0 = ^л/| Af, а число отрицательных линий пои -- 0,866cr;iL2//o.
Среднюю длину отрицательных линий целесообразно взять из ста-
тистических данных. Так для ряда подстанций городов РСФСР она
составляет /к0 = 0,58 км.
Расходы по всем отрицательным линиям на 1 км2 за период оку-
паемости
г ___ 1 > Ь5Дкп0П/Н0 1 , 15£кпоп/ко5>ко
иКО —-------~j~2	I	£2	’
„ ~ {п I, Л4ЛЭ- ЗКЛ-
ГДе 5ко - по1,бк V +	12n j’
п — число поездов в районе питания одной подстанции; п= 1,73ЛйглТ2/и.
135
Тогда после ряда преобразований имёёМ

-±- (0,58Лкал УN) 4
1
v&k
(1,16ВК/<7.Л) +
(4*э-3)
Стоимость потерь энергии в кабелях должна учитываться отдель-
ными составляющими, так как условия работы положительных и
отрицательных питательных линий различны.
Для каждой из положительных линий стоимость потерь энергии,
отнесенная к 1 км линии,
Как и ранее, можно 1пс заменить Нс. В то же время известно,
что в данном случае пс = 2Nlc/v, а Зкп можно представить как
Тогда с достаточной точностью окончательно
z _ 2GAty/c6K
экп ' UKk
Исходя из последнего выражения найдем стоимость потерь энер-
гии в положительных линиях для одной подстанции, отнесенную
к 1 км2 района питания,
Сэкп
2GNqlcbKlnnnKnC3TrTH /
Ш<к-0,866Л2	4МС /'
(81)
Стоимость потерь энергии в каждой отрицательной линии, отне-
сенную к 1 км длины линии,
_	/2«2	Г, , (4Лэ-3)поп
эко п2 к S + 6п
' оп 'к ко L
СЭТГТН-
Если подставить выражения для SK0 и п011 в развернутом виде
и обозначить 2^к£э—г?и = и/,	(4К1 — 3) v = ауь можно за-
U 1\ к
писать
С;ко = -^-0,866№л£2г1 + -Ь,^.
пОп	*
Исходя из этого выражения стоимость потерь энергии в отрица-
тельных линиях одной подстанции на 1 км2 района питания
Г П ™Л7гт > _L °’2921^1ал K/V
Ьэко = O.oo/Va^i Н---------------.
АДГ
136
Стоимость потерь энергии в контактных проводах на 1 км участка
питания за период окупаемости
/2п2	/	1,5К2—1\
Сз = 3KK„3S 1 + 7ГС ) СэТгТн>
где все величины, кроме пе (см. параграф 3.2), имеют те же обозна-
чения, что и выше. Если использовать обозначение 0Ь примененное
ранее, и обозначить v (Ki — 1)/2 = Х2, то отнесенная к 1 км2 района
питания стоимость потерь энергии в контактных проводах на всех
участках
4eiG?yV2Z2a_ 49Д2О^/с(Ул
= U*S 1 U*S •
Имея все составляющие затрат, нетрудно получить и формулу
для суммарных расходов на 1 км2 района питания одной подстан-
ции 2^ за срок окупаемости. Экономически наивыгоднейший ва-
риант системы питания можно получить после определения наивы-
годнейших значений, входящих в эту формулу расстояния между
подстанциями LH и длины участка питания /сн. Сечение проводов
принимаем стандартным.
Приравнивая нулю первую произвольную по L от 2^» имеем
уравнение вида
(#2 + fl3^c) L3 4“ ^2^0 “ С.
После аналогичной операции ~- получаем выражение вида
«?2 + ^с + ^ = о-
На основе этой системы уравнений нетрудно построить две за-
висимости lc (L). Учитывая, что каждая из кривых соответствует
оптимальным значениям одного из параметров, точка пересечения
кривых дает объективное значение наивыгоднейших условий соору-
жения системы электроснабжения. Подставив эти оптимальные зна-
чения Ln и /ся в формулу для суммарных условных затрат, получим
наименьшие затраты при наивыгоднейших параметрах.
Аналогичным образом находятся оптимальные параметры си-
стемы при трехпроводной схеме питания.
Расчет неразветвленных троллейбусных сетей. Порядок выбора
параметров неразветвленных троллейбусных линий принципиально
ничем не отличается от изложенной выше последовательности рас-
чета трамвайных сетей. Отсутствие рельсовых цепей, а следова-
тельно, и проблемы ограничения токов утечки из рельсов упрощают
расчет и позволяют получить ряд окончательных выражений в гото-
вом для конкретных вычислений виде.
Ввиду полной идентичности условий работы тяговых подстанций
(параллельное питание смежных участков, аналогичные принципы
резервирования мощности) остаются без каких-либо изменений вы-
ражения (63), (64) и (65) для расчета соответственно установленной
137
мощности подстанций и суммарных приведенных затрат по ним
за срок окупаемости, отнесенных к 1 км линии.
Принимая для неразветвленных линий рациональный принцип
размещения подстанций в непосредственной близости от контактной
сети, можно без существенной погрешности пренебречь потерями
энергии в сети кабельных линий постоянного тока.
Расчет стоимости потерь энергии в сети
С:* “	4/2 Ч +	Ц2$
Приведенные затраты по контактной сети за срок окупаемости,
отнесенные к 1 км линии,
Сне — А<с + BHCs.
Таким образом, суммарные приведенные затраты по соответ-
ствующему варианту системы электроснабжения
у	То
U о	U о
Наивыгоднейшее сечение контактных проводов найдем, прирав-
няв нулю частную производную от полученной суммы расходов
по сечению
(83)
г	U окс
Подставим найденное значение SH в формулу (82)
У с - 4е--I-fin'VG + Лкс + 2	+(84)
Дифференцируя это выражение по L и приравнивая производную
нулю, найдем наивыгоднейшее расстояние между подстанциями
/ 1 / А*и
"	|/ 2/VG Г Вкс01 ’
Подставляя найденное значение LH в формулу (84), получим вы-
ражение для расчета суммарных расходов при наивыгоднейших
значениях сечения проводов и расстояния между подстанциями
С ДлЛ 0 +	+ 2 |/2ТОЛ»	.	(85)
Однако не только в разветвленных сетях, но и на вылетных ли-
ниях подвеска усиливающих проводов часто встречает определенные
затруднения. В этой связи целесообразно найти наивыгоднейшее
расстояние между подстанциями для случая подвески только про-
водов стандартного сечения.
138
Взяв производную от суммы расходов, выраженных формулой
(82), по L и приравняв ее нулю, получаем кубическое уравнение
Тн = / —е. + Kef+	V-e, - К ef + т? —	,	(86)
где
61 ~	401G2№ 1 16-27-№’ Tl ” 8/V2 ‘
Подставляя найденное из выражения (86) значение L в фор-
мулу (82), найдем общие затраты по системе электроснабжения при
заданном сечении проводов и наивыгоднейшем расстоянии между
подстанциями.
При трехпроводной системе питания троллейбусной сети можно
пользоваться уже выведенными для трамвайных сетей формулами
(75), (76), (77) и (78) для расчета соответственно затрат по подстан-
циям, стоимости потерь энергии в контактных проводах, суммарных
условных затрат и наивыгоднейшего расстояния между подстан-
циями. Как в положительных и отрицательных линиях, следует
пренебрегать потерями энергии и в нулевых кабелях вследствие их
малой протяженности. Также не учитывается некоторое удорожание
контактной сети вследствие его незначительности.
Выведенные формулы обеспечивают также возможность выбора
оптимальной системы питания (из числа принципиально отличных
по роду тока либо уровню номинального напряжения) при условии,
что стоимость подвижного состава и расход энергии на движение
пренебрежимо мало отличаются для каждой из сравниваемых транс-
портных систем.
Практически же, как показывают эскизные разработки и расчеты,
по сравнению со стандартной системой постоянного тока напряже-
нием 600 В большинство предлагаемых нестандартных или новых
систем характеризуется повышенной стоимостью и большей массой
подвижного состава, а следовательно (если не касаться тиристорно-
импульсных систем управления подвижным составом, которые рас-
сматриваются в параграфе 3.3), и большим расходом энергии на
движение. Это означает, что в таких случаях при оценке технико-
экономических показателей новой транспортной системы нельзя
отвлекаться от основного фактора, определяющего экономику си-
стемы в целом, — планируемой интенсивности движения.
Таким образом, в общем случае сравнения какой-либо системы
с существующей стандартной к суммарным расходам по новой си-
стеме, вычисленным для ее наивыгоднейшего варианта по формулам,
приведенным выше, необходимо прибавить дополнительные расходы
АГ 9Л7 Г (1 “Ь ам7и) /м I	1
дСм = 2N ---------------+-------—-------j ,
где AFM — увеличение стоимости единицы подвижного состава при новой системе
питания;
—	доля ежегодных амортизационных отчислений ио подвижному составу;
—	отношение числа единиц подвижного состава, имеющихся в депо, к чи-
слу работающих на линии;
139
VM — коэффициент, учитывающий непропорциональность расхода энергии
на движение увеличению веса машины;
AGM — увеличение массы единицы нового подвижного состава;
ТГм — число часов работы машины в год, приведенное к расчетной нагрузке.
Обозначим:
~ 2&FМ (1 + Дм^н) /м —	10 3 =
тогда выражение для добавочных расходов на подвижной Состав
при новой системе питания примет следующий простой вид
Ёслй при новой системе питания заметно возрастают расходы
На арматуру контактной сети, то подлежат учету также и дополни-
тельные затраты
ACrC —	(1 Ч- акс^н)»
где АЛкс — удорожание 1 км контактной сети при повышении напряжения.
Анализ выражений для расчета суммарных затрат на устройства
электроснабжения с учетом приведенных выше формул для дополни-
тельных затрат по системе транспорта в целом показывает, что
в общем случае, ^апример, при повышении напряжения в контактной
сети расходы на собственно систему питания снижаются, в то время
как расходы, связанные с подвижным составом, возрастают.
Так как расходы по электроснабжению с повышением интенсив-
ности движения увеличиваются в меньшей степени, чем расходы,
связанные с подвижным составом, эффективность повышения напря-
жения, как показывают расчеты параграфа 3.3, снижается по мере
возрастания интенсивности движения. Следовательно, чем дороже
подвижной состав новых типов (кроме подвижного состава с ТИСУ),
тем в большей степени область экономической эффективности нестан-
дартных систем питания контактных сетей трамвая и троллейбуса
смещается в сторону малых частот движения.
Расчет разветвленных троллейбусных сетей. Как и для трам-
вайных разветвленных сетей, примем схему одностороннего симме-
тричного питания с секциями равной длины. Места подключения
положительных и отрицательных кабелей к контактной сети совме-
щены, питание контактных проводов разных направлений движения,
но одноименного полюса — параллельное.
Расходы по подстанциям можно рассчитать по выведенному выше
выражению (80), а по контактной сети — с использованием фор-
мулы (68).
Существенно упрощается выражение для расчета расходов по
кабельной сети за срок окупаемости. В принятых обозначениях
р ___2,31 Лк/кппкп 2,31BK/KnnKIPSKII
CKU-	И р ,
где /кп — средняя длина питающего кабеля любого полюса.
При выводе формулы для расчета потерь энергии в тяговой сети
рассмотрим отдельно контактную и кабельные сети. Стоимость потерь
140
энергии в контактной сети на 1 км участка питания за срок окупав*
мости
1,5X2— 1
п J
СэГгТй.

_ 2/2«’ (. 
3KS ^1 +
Произведя Известные подстановки и обозначив _че^
рез 02 и (1,5Ki — 1) v/2 через Х2, получим стоимость потерь энергий
в контактной сети на 1 км2 за срок окупаемости
2e,G2№/’nKn	2е,;2о2л72пкп
= 0,866C'2SL2 4	0,866(ASL2
Стоимость потерь энергии в положительной или отрицательной
линии, отнесенная к 1 км2, за срок окупаемости рассчитывается
по формуле (81). Общие расходы на 1 км2 за срок окупаемости, зави-
сящие от параметров системы электроснабжения, равны сумме най-
денных составляющих.
Обычным способом находим наивыгоднейшее сечение контактных
проводов SH, а затем расходы, зависящие от сечения контактных
проводов, при подстановке SH в формулу для общих расходов
2ввсА(, + 2=_)
или с достаточной степенью точности
2(?Мс<ул .<5-5-р- /1 ।	^2	\
---— V 2ВКС Л (J +~2Ni^) 
Взяв частную производную от этих затрат по /с и приравняв
ее нулю, найдем наивыгоднейшую длину участка питания /сн.
Подставим это значение /сн в указанную формулу для общих затрат
С —  "I-	+ ^КС1ал Ч V2ЯкС102 +
+ 0,78олМ L — 0,4ал(лк +	) + 0,78?МтлЬ - ОЛг^Ол +
+ {~7Г [0-7821^л+ 0.78ал (Як +	. |^ал	-
- 0Л(А^ (г, +	]} 2 •	(87)
Дифференцируя выражение (87) по L, приравнивая нулю и ре-
шая полученное уравнение графически относительно L, найдем
наивыгоднейшее расстояние между подстанциями. Подставляя най-
денное значение LH в формулу (87), найдем суммарные минимальные
расходы по устройствам электроснабжения.
141
Добавочные расходы по подвижному составу и контактной сети,
подлежащие учету при сравнении различных систем электроснабже.
ния, выражаются теми^же^формулами, что и для вылетных линий.
Применительно к некоторому неизменному заданному сечению кон-
тактной сети SH вывод нужных формул производится аналогично
рассмотренному выше (см. с. 139) случаю путем взятия частных
производных от суммарных расходов.
Строя на основании получаемых формул, как и для трамвайных
сетей, кривые /с (L), найдем в точке пересечения этих кривых наи-
выгоднейшие значения Ан и /сп.
Подставляя эти значения в формулу для суммарных расходов,
получаем выражение для расходов при наивыгоднейших параметрах,
т. е. при оптимальном варианте соответствующей системы питания.
Все выведенные формулы относятся к двухпроводной системе
электроснабжения. При трехпроводной системе структуры формул
сохраняются и изменяются лишь значения входящих в них коэффи-
циентов 02, Х2 и величины Лп.
Так же, как и при вылетных линиях, коэффициент 02 умень-
шится в 2 раза, а Х2 увеличится в 3 раза. В формуле для определе-
ния Лп вместо 1,5РН будет 2РН. В целом расчетные формулы для
определения составляющих суммарных затрат при трехпроводной
системе питания троллейбусного транспорта будут аналогичны вы-
ражениям для трехпроводной системы электроснабжения трамвая.
к 3.3. Технико-экономические показатели
системы электроснабжения
Общие положения. Интенсивное развитие сетей городского элек-
трического транспорта постоянно ставит проблему повышения эф-
фективности и надежности работы его системы электроснабжения.
С этой целью предложено значительное количество систем электро-
снабжения, к которым относятся: система переменного тока в кон-
тактной сети, двухпроводная (в контактной сети) система электро-
снабжения трамвая, трехпроводная система питания троллейбусов,
трехпроводная система питания трамвая, децентрализованная си-
стема электроснабжения, система параллельного питания контактной
сети, система повышенного напряжения.
Преимущества и недостатки перечисленных систем электроснабже-
ния зависят от ряда факторов транспортного характера, а примени-
тельно к трамвайным сетям и от комплекса вопросов, связанных
с проблемой защиты подземных металлических сооружений от кор-
розии.
Разработка показателей различных систем электроснабжения на
основе обобщения опыта их проектирования и эксплуатации, теоре-
тического анализа в сочетании с опытной проверкой представляет
для работников проектных и эксплуатационных организаций опре-
деленный интерес, ориентируя на внедрение наиболее прогрессивных
и экономически целесообразных решений.
142
Попытки применения переменного тока для электротяги на го-
родском транспорте предпринимались уже давно. Однако исследова-
ния показывают, что система переменного тока в контактной сети
не обладает никакими преимуществами перед системой постоянного
тока, в особенности в сравнении с транспортными системами, име-
ющими подвижной состав, оборудованный тиристорно-импульсной
системой управления скоростью.
Это объясняется прежде всего высоким индуктивным сопротивле-
нием тяговой сети, в особенности для случая рельсового транспорта,
что вызывает необходимость частой расстановки тяговых подстан-
ций и значительно большей протяженности кабельной сети.
Двухпроводная (в контактной сети) система питания трамвая
предложена как способ решения проблемы блуждающих токов, вы-
зываемых трамвайным транспортом. Выполненные расчеты показы-
вают, что даже при напряжении 1200 В между контактными прово-
дами двухпроводная система электроснабжения обладает не луч-
шими экономическими показателями, чем обычная система питания.
Учет же стоимости переоборудования подстанций при двухпровод-
ной схеме значительно снижает расчетные показатели системы.
Обычная же система питания при напряжении 1200 В обладает су-
щественно лучшими экономическими и значительно превосходящими
техническими показателями, чем двухпроводная. Однако очень су-
щественно то, что двухпроводная система питания требует еще и
коренного переоборудования контактной сети, токоприемного устрой-
ства и электрического оборудования подвижного состава. Наконец,
нельзя исключать из рассмотрения и такой важный вопрос, как
почвенная коррозия подземных сооружений. При двухпроводной
системе питания защита от почвенной коррозии должна быть катод-
ной или протекторной. Стоимость последних заведомо больше, чем
стоимость дренажной защиты. Сопоставление двухпроводной и обыч-
ной систем электроснабжения трамвая показывает, что технические
преимущества, а также существенно лучшие экономические показа-
тели принадлежат обычной однопроводной системе питания.
Что касается таких новых видов транспорта, как монорельсовый
и транспорт с линейными двигателями, то анализ показывает сле-
дующее. Сравнительно с линиями скоростного трамвая с их высокой
провозной способностью указанные транспортные системы в город-
ских условиях обладают рядом недостатков: более высокая себе-
стоимость перевозок, значительно более сложная система токо-
съема, требующая повышенного ухода в эксплуатации, более слож-
ная путевая конструкция и др. Эти обстоятельства не позволяют
пока считать эти виды транспорта конкурентоспособными альтерна-
тивами современного скоростного трамвая с тиристорно-импульс-
ными системами управления скоростью движения.
Трехпроводная система питания троллейбусов. Рассматриваемая
система электроснабжения была подвергнута обстоятельному теоре-
тическому анализу и экспериментальной проверке советскими ис-
следователями. Рассмотрим, какой эффект дает эта система электро-
снабжения в отношении потерь мощности 1 напряжения.
143
Общие средние потери мощности в контактной сети при симме-
тричной трехпроводной системе электроснабжения
д^'с = -у- [2/V+3/2,10-5*2 - 0);
те же потери мощности при двухпроводной системе
Д РКС = -у- [4/2п2 + 2/2л (1,5К2 - 1)].
Отношение потерь при трех- и двухпроводной системах электро-
снабжения в зависимости от различного числа машин на участке
питания, вычисленное для Ki = 2,3, взято на основании данных
экспериментов:
Число машин п на участке питания 2	4	6	8	10
\Р"*, АР" .................... 1,05 0,88 0,79 0,73 0,69
Общая средняя потеря напряжения в контактной сети за время
потребления энергии до токоприемников машин:
At/i	— 0,5/2п2 + 1.5/,(1,5а! - 1)];
О
bUt = -у- [ 1 ,5/2л2 — 0,5/хЛ! + 1,5/2 (1,502-1)],
где	L — длина участка;
/12 пг и /2»	— средние токи и число машин на участках разной полярности.
Расчеты, выполненные для разветвленных троллейбусных линий
при средней интенсивности движения, показывают, что в среднем
при трехпроводной системе количество тяговых подстанций сокра-
щается на 12 %, потери энергии в сети на 6 %, расход меди в кабель-
ной сети на 52 %, стоимость строительства подстанций и кабельной
сети на 20 % и суммарные годовые расходы по подстанции и кабель-
ным сетям на 14 %.
Вместе с тем трехпроводной системе электроснабжения присущи
серьезные недостатки, важнейшими из которых являются:
эффективное для этой системы количество машин на участке
имеет место, как правило, только в часы интенсивного движения;
при меньшем количестве машин увеличивается неравномерность
нагрузки каждого из агрегатов подстанции, снижаются к. п. д.
и коэффициент мощности;
для повышения эффективности работы подстанций схема их ком-
мутации должна обеспечивать возможность работы также и по двух-
проводной системе;
усложняется оборудование и эксплуатация контактной сети;
исключается возможность параллельной работы тяговых под-
станций;
значительны организационно-технические трудности перевода су-
ществующих сетей на трехпроводное питание.
144
Рис. 52. Трехпроводные системы питания трамвая
Полную эксплуатационную характеристику трехпроводной си-
стемы питания троллейбусов дали многолетние испытания на базе
Калужского троллейбуса. Анализ результатов испытаний системы
электроснабжения показал, что в совокупности недостатки трех-
проводного питания преобладают над его достоинствами. Опыт ра-
боты свидетельствует о том, что и по экономическим показателям,
и по надежности работы в целом трехпроводная система электро-
снабжения троллейбусов уступает обычной двухпроводной системе.
Трехпроводная система питания трамвая. Особенности работы
тяговых сетей определяют характер распределения и изменения по-
тенциалов рельсовой сети трамвая. Если при двухпроводной системе
электроснабжения эти особенности влияют в основном на значение
и колебания потенциалов рельсовой сети, то при трехпроводной
системе питания они отражаются и на знаке потенциала точек рель-
совой сети, что приводит к уменьшению токов утечки из рельсов.
Легко видеть, что схема продольного секционирования (рис. 52, а)
требует развитой кабельной сети, но обеспечивает возможность па-
раллельной работы контактных проводов различных путей. При по-
перечном секционировании, наоборот, требуется минимальное число
кабелей, но возможна только раздельная работа контактных про-
водов (рис. 52, б).
Комплекс натурных исследований трехпроводной системы элек-
троснабжения, проведенных на Уфимском трамвае, не обеспечил
достаточного материала для исчерпывающей оценки сравнительной
ее эффективности. Это вызвало необходимость определения показа-
телей этой системы на основе теоретического анализа и эксперимен-
тальных данных, которые могли быть получены только методом
моделирования изучаемых процессов.
Поскольку в отношении токов утечки более эффективной является
трехпроводная схема с поперечным секционированием, выясним, на-
сколько ухудшаются общие показатели тяговой сети вследствие
необходимости раздельной работы контактных проводов. Отношение
средних потерь напряжения в рельсах при разных системах элек-
троснабжения
=	1.5а—1
Л1/р “ 2/г + 1,5а — 1 ’
145
Рис. 53. Зависимости отно-
шения средних общих потерь
напряжения в тяговой сети
о г числа поездов
Рис. 54. Зависимости отно-
шения средних общих потерь
мощности от числа поездов
Отношение средних потерь напряжения
в контактной сети
/V7KC _	2 (fl + 1,5а - 1)
AU';.C ""	2/г-h 1,5а- 1
в питающих линиях
Мцк __ 2/1 + 2а - - 2
ЛО"К ~ 2п + а — 1 ’
в нулевых линиях
AU'OK ~ 2п + а-1 ‘
Для средних значений величин, входящих в вышеприведенные
формулы, построены зависимости отношения общих потерь в тяго-
вой сети от числа поездов на участке (рис. 53). Как видно, потери
напряжения при трехпроводной схеме в случае уменьшения числа
поездов на участке резко возрастают по сравнению с потерями
напряжения при двухпроводной схеме.
По аналогии с симметричной трехпроводной системой питания
троллейбуса отношение потерь мощности при трех- и двухпроводной
системах питания трамвая выразится как
ДР" . Др" = ^ („, хэ).
Для конкретных условий, например, консольного участка трам-
вайной линии,
др- 0,47л2 + л(0,74К2 — 0,5)
= 0,53л2 + л (0,40К2— 0,27) *
По этому выражению построены (для различных значений Л\)
кривые рис. 54. Анализ кривых показывает, что показатели работы
146
тяговой сети чрезвычайно неблагоприятны для трехпроводной си-
стемы питания. Для характерных условий 4—6 поездов на участке
питания эта система обусловливает весьма значительное (на 15—
30 %) увеличение суммарных потерь напряжения и мощности в сети.
Рассмотрим, дает ли эта система питания большой эффект в сниже-
нии токов утечки из рельсов.
Расчет токов утечки при двух (и более) поездах методом неизмен-
ной движущейся нагрузки не может дать достаточно объективные
результаты, так как условия принятой схемы весьма далеки от реаль-
ных. Необходимо учесть влияние среднего значения коэффициента а
па токи утечки.
Пусть на участке питания находится п поездов. Вероятность
потребления энергии Рнэ каждым из п поездов при принятом сред-
нем значении а для всего участка:
Р = 1.•#>
а вероятность выбега любого £-го поезда
Ркв-(7’-7’э)/7' = (а-1)/а.
В реальных условиях возможны различные сочетания указанных
режимов. Вероятность появления каждого из сочетаний подчиняется
биномиальному закону распределения
где — число поездов на линии, одновременно потребляющих энергию.
В конкретном примере расчета трехпроводной системы питания
при п = 2 вероятность потребления тока обоими поездами
Р2Э = 1/а2.	(88)
Вероятность выбега обоих поездов
Р2В = (а — 1)2/а2.	(89)
Вероятность потребления тока только одним поездом
Р1э = Р1в = 2(а — 1)/а2.	(90)
В соответствии с выражениями (88)—(90) математическое ожида-
ние тока утечки при двухпроводной системе для п = 2 и заданном а
/	а— 1	1 \
Г =-------р— ( 0,06667 ---- - 0,06545 — ) .
у- СР гп \	а	а /
Математическое ожидание тока утечки при трехпроводной си-
стеме (продольное секционирование) для этих условий
/н^р^2 I	а -1	/	1 К'с
'у. пр. ср =------10,06667	(0,06545	------+
, *1 2КМ 11
'+’ 3 ” 9 / а ]’
147
О 1 1,2 1,5 1,8 2 2,2 2,5 а
Рис. 55. Зависимости относитель-
ного значения тока утечки от а при
L -- I, Гр — I, гп:
1 — двухпроводная система питания;
2, 3, 4, 5, 6 — трехпроводная система
питания с продольным секционирова-
нием; 7 — трехпроводная система пи-
тания с поперечным секционированием
Рис. 56. Зависимости токов утеч-
ки из рельсов от интенсивности
движения для различных схем пи-
тания:
1 — двухпроводная система питания;
2, 3, 4 — трехпроводная система пита-
ния с продольным секционированием
Ki ~ 0,5 (кривая 2),	= 0,8 (кривая
ЗУ, с поперечным секционированием
(кривая 4}
При трехпроводной системе с поперечным секционированием для
совершенно произвольного движения поездов на линии
/ртГ/	ГУ, _ 1	1	\
/у. пп. ер =----( 0,06667 ++ + 0,0466 — ) .
' П \	(Л	/
Если же предположить, что оба поезда не могут находиться на
одном пути одновременно из-за графика движения, формула при-
мет вид
/иГnL? /	ГУ. _ 1	1 \
/у. НП. ср =-----^0,06667 —— + 0,02778 — ) .
При количестве поездов, большем двух, аналитический расчет
токов утечки для трехпроводных систем питания становится трудо-
емким. Решение задачи в этом случае удается получить на основе
моделирования процессов в рельсовых цепях с применением к тяго-
вым нагрузкам метода статистических испытаний.
На рис. 55 приведены зависимости относительного значения тока
утечки в долях от общей нагрузки ф- % от а для п = 2 и единичных
1 н
значений параметров линии гр, гп, п и L — для двух- и трехпро-
водных систем электроснабжения. Для схемы с продольным сек-
ционированием приведено семейство кривых (2—6), характеризу-
ющих одновременно влияние на токи утечки местоположения сек-
ционного изолятора.
Анализ кривых показывает, что в двухпроводной системе пита-
ния относительная длительность потребления поездом энергии прак-
тически не влияет на токи утечки из рельсов. При схеме с про-
дольным секционированием влияние коэффициента а существенно
возрастает. Особенно сильно это влияние при схеме с поперечным
секционированием сети: увеличение а от 1 до 3 вызывает почти дву-
кратный рост токов в земле.
148
Рассмотрим зависимость токов утечки из рельсов от интенсив-
ности движения при а — 2 для разных схем питания, полученных
методом моделирования (рис. 56). Анализ показывает, что эффектив-
ность трехпроводной системы питания увеличивается по мере ро-
ста п, причем поперечное и продольное секционирование (при опти-
мальных значениях Хс) имеют почти одинаковые показатели при
п > 4.
При большей парности поездов эффективность поперечного сек-
ционирования будет увеличиваться так, что в пределе при п -> оо:
^^0; -Ур- -р -» 0,2.
'у.ср	'у.ср
Из приведенных кривых вытекает, что для реальных частот дви-
жения трехпроводная система электроснабжения трамвая при схеме
поперечного секционирования сети может обеспечить снижение токов
утечки из рельсов не более чем в 1,5—2 раза.
На основе формул параграфа 3.2 для различных частот движе-
ния поездов выполнены расчеты наивыгоднейших параметров при
двух- и трехпроводной системах электроснабжения трамвая. Так как
при трехпроводном питании падение напряжения значительно пре-
вышает допустимые пределы, стоимость вариантов при разных ча-
стотах пересчитана для параметров, обеспечивающих соблюдение
нормы 170 В.
Результаты поверочных расчетов по потерям напряжения в си-
стеме питания:
Частота движения, пар поездов/ч .... /V — 10 N = 20 W = 40
Потери напряжения, В, для системы пи-
тания:
двухпроводной	150,2	111,0	83,1
трехпроводной	226,6	174,2	133,8
Из приведенных данных видим, что при трехпроводной системе
электроснабжения потери напряжения в сети на 50 % выше, чем
при обычной системе питания.
Результаты расчета расходов по каждой из рассматриваемых си-
стем электроснабжения для экономически наивыгоднейших пара-
метров сети:
Частота движения, пар поездов/ч ... /V = 10 7V - 20 N = 40
Расходы для системы электроснабжения,
тыс. руб/км:
двухпроводной....................... 16,00	26,14	42,27
трехпроводной....................... 16,78	26,80	41,77
Полученные данные указывают на то, что только при частотах
движения N 40 трехпроводная схема несколько выгоднее двух-
проводной. Однако следует учесть, что экономические расчеты при-
ведены для наиболее благоприятных условий в отношении трех-
проводной системы электроснабжения. Например, при проектной
частоте движения /V < 15 пар поездов в час падение напряжения
до токоприемника поезда при трехпроводной схеме существенно
149
превышает норму 170 В. Даже в таких условиях расходы на трех-
проводную систему питания превышают затраты на двухпроводную
схему. Если же соблюсти норму падения напряжения, расходы даже
при N < 20 будут существенно превышать затраты на двухпровод-
ную систему электроснабжения.
Учет потребности трехпроводной системы электроснабжения
в мощных нулевых кабелях дополнительно удорожит трехпроводную
схему. Необходимость применения при трехпроводной системе пита-
ния распределенной вдоль всей линии дренажной защиты подземных
сооружений от коррозии блуждающими токами также должна ухуд-
шить экономические показатели этой системы питания. Наконец,
при выполнении в обеих системах требования равного уровня на-
пряжения на токоприемниках подвижного состава трехпроводное
питание трамвая утрачивает все преимущества перед стандартной
системой электроснабжения.
Децентрализованная система питания контактной сети. До сере-
дины 60-х годов для электроснабжения городского электротранс-
порта в основном использовалась централизованная система, т. е.
питание осуществлялось от мощных тяговых подстанций. Следствием
этого была весьма развитая и протяженная кабельная сеть. При
строительстве подобных систем электроснабжения стоимость ка-
бельной сети часто превосходила стоимость сооружения многоагре-
гатной тяговой подстанции. Кроме того, это вызывало дополнитель-
ные потери электроэнергии. Развитая кабельная сеть заметно сни-
жает надежность работы всей системы электроснабжения вследствие
относительно частых повреждений. Разветвленная сеть отрицатель-
ных питающих линий приводит к необходимости установки мощных
уравнительных резисторов, вызывающих большие потери энергии,
или^установки устройства автоматического уравнивания потенциа-
лов^пунктов присоединения кабелей к рельсовой сети. Наконец,
при системе централизованного электроснабжения затрудняется ав-
томатизация и телемеханизация тяговых подстанций, и особенно
сетевых устройств.
Проектирование и строительство одноагрегатных подстанций
создает, как правило, благоприятные условия для существенного
снижения падения напряжения в контактной сети, уменьшения по-
терь электроэнергии, повышения срока службы оборудования и обес-
печения большей гарантии бесперебойного питания (см. гл. 4).
Децентрализованная система питания существенно упрощает и уде-
шевляет выполнение комплекса мероприятий по ограничению токов
утечки из рельсов трамвая. Наиболее рационально могут быть
решены задачи отдаления сроков необходимых капитальных затрат.
Наконец, при одноагрегатных подстанциях улучшаются условия
для комплексной автоматизации и телемеханизации всех элементов
системы питания. Увеличение количества автоматических устройств
компенсируется упрощением их конструкции и, в особенности, алго-
ритма управления. В целом повышается эффективность автоматиче-
ских ы устройств и соответственно сокращаются сроки их окупае-
мости.
150
Следует однако подчеркнуть, что важнейшим техническим усло-
вием широкого применения в СССР системы электроснабжения
с одноагрегатными подстанциями явилась разработка отечествен-
ных кремниевых выпрямителей. Высокая надежность работы крем-
ниевых преобразователей, простота схем вторичной коммутации,
надежные устройства автоматики, отсутствие системы водяного
охлаждения — основные факторы, определяющие возможность по-
строения качественно новой системы питания с более высокими пока-
зателями работы и характеристиками. Разработкой, проектирова-
нием и внедрением децентрализованных систем питания занимались
Московский энергетический институт (МЭИ), «Мосгортрансниипроект»
и Управление пассажирского транспорта Мосгорисполксма.
При одноагрегатных подстанциях условия реализации оптималь-
ных вариантов по допустимому уровню напряжения в сети значи-
тельно расширяются, охватывая при нормальных режимах прак-
тически весь диапазон частот движения. Приведенные суммарные
затраты на осуществление системы электроснабжения при одно-
агрегатных подстанциях (как при SH, так и при S = 85 мм2) суще-
ственно меньше, чем при многоагрегатных. Так, при S - 85 мм2
и N = 40 пар машин/ч эта экономия достигает 15,5 тыс. руб/км,
снижаясь до 6 тыс. руб/км при /V : 10.
Децентрализованное питание приводит к сокращению оптималь-
ных расстояний между подстанциями. В результате одновременно
с сокращением суммарных затрат снижаются (на 20—25 %) и потери
напряжения, т. е. создается значительно более благоприятный режим
напряжения в сети. Кроме того, нужно подчеркнуть, что в целом
система децентрализованного питания отличается существенно мень-
шими эксплуатационными расходами ввиду сокращения потерь
энергии в тяговых сетях. Наконец, показатели надежности работы
систем питания (см. гл. 4) говорят в пользу децентрализованной
системы. Дополнительным преимуществом одноагрегатных подстан-
ций является сокращение сроков их строительства и монтажа.
Применительно к разветвленным сетям проектирование децен-
трализованной системы электроснабжения часто ограничивается не-
обходимостью наличия более мощных опорных подстанций вблизи
центров нагрузки тяговой сети. Однако достигнутые технические
успехи указывают на то, что и для этих сетей одноагрегатные под-
станции найдут широкое применение на основе «модульного» прин-
ципа построения схемы коммутации подстанции и тяговой сети:
независимо от мощности и числа выпрямителей на подстанции каж-
дый преобразовательный агрегат работает раздельно, но питает
соответствующий участок сети параллельно с одиночным или
раздельно работающим агрегатом каждой из соседних подстанций.
Система параллельного питания контактной сети. В сетях трам-
вая и троллейбуса ранее использовалась почти исключительно схема
одностороннего питания контактной сети. По мере внедрения де-
централизованной системы электроснабжения, а при определенных
условиях и при централизованном питании_ находит применение
система параллельного питания контактной сети.
151
В случае равенства напряжений, подводимых к контактной сети,
преимущества двустороннего питания известны: более равномерная
загрузка элементов системы, меньшие потери энергии в сети, лучшие
условия работы оборудования. Однако, как показал анализ режимов
эксплуатации, в реальных условиях имеют место значительные от-
клонения и колебания напряжения на шинах тяговых подстанций,
следствием которого является неравенство потенциалов контактной
или рельсовой сети в пунктах присоединения кабелей. Поэтому осо-
бенно важными становятся вопросы расчета потерь энергии в тяго-
вой сети, а также эффективных и максимальных значений нагрузок
сети и подстанций, работающих в режиме двустороннего питания.
Параллельная работа симметричных кабелей одной тяговой под-
станции. Из факторов, характеризующих технические и экономиче-
ские показатели системы электроснабжения, в качестве основных
величин выберем: /эКС — эффективное значение тока в контактной
сети (у питающих пунктов или в питающих линиях); Imax — макси-
мальное значение нагрузки подстанции; — среднее значение
максимальной потери напряжения в контактных проводах; ЛРКС —
средние потери мощности в контактных проводах.
На основе формул гл. 1 для схем дву- и одностороннего питания
сети можно получить следующие приближенные соотношения эффек-
тивных токов, потерь напряжения и потерь мощности в контактной
сети при симметричных кабелях одной подстанции (либо стабили-
зации напряжений, подводимых к контактной сети от различных
подстанций):
^экс	1 f 6ft + 40+1 ,
V б(и + р) ’
А^сст _ и + а — 0,5	.
п + 2а — 1	’
_ 2п + 20 + 1
ДРКС 2П + 30 + Г’
Для максимальных нагрузок соответствующее отношение [1 ]
будет иметь вид (более подробно этот вопрос изложен в гл. 4)
гр/1,330+ 0,33 (	?р(у- 20)
'max 1+ УТп + 2Я (1,330 + 0,33)
Zmax	Zp/0 Zp(T-30)
+ ]Гп + 2пр
При получении приведенных формул принято, что две схемы
одностороннего питания образуются секционированием контактной
сети в середине участка. Очевидно, что это соответствует минимуму
преимуществ, которые могут проявиться при параллельной работе
кабелей (подстанций).
152
По этим формулам для средних условий троллейбусной сети
при частотах движения У = 10; 20; 40 пар машин/ч и длинах участка
питания L = 1; 2; 4 км построены зависимости отношений искомых
величин от частоты движения (рис. 57, а, б, в). Эффект снижения /экс
и /п1ах может достигать 15—20 %. Максимальные значения падения
напряжения на сильно нагруженных участках могут снизиться
на 10—15 %.
ДР"
Расчет отношения -Л *с- показывает большой положительный
АРкс
эффект в снижении потерь мощности. Экономический эффект стано-
вится весьма наглядным, если для условного среднего тока машины
I = 50 А рассчитать экономию электроэнергии на 1 км линии.
Результаты расчетов (рис. 57, г) показывают, что экономия на по-
терях мощности в сети может составлять до 1,5—2 кВт на 1 км сети.
Анализ показывает, что параллельную работу отрицательных
кабелей троллейбусцой сети в районе отдельной подстанции можно
осуществить без установки какой-либо дополнительной защиты при
условиях контроля за нагрузкой кабелей на случай выхода из строя
одного из них и дополнительных мер по технике безопасности при
оборудовании контактной сети. Запараллеливание отрицательных
троллейбусных питающих линий различных подстанций, если от
этих же подстанций питается и трамвайная сеть, может служить
причиной недопустимого увеличения разности потенциалов между
пунктами подключения отрицательных линий трамвая к рельсам,
что, как правило, не позволяет использовать это решение в проект-
ной практике.
Без дополнительной защиты может применяться попарно парал-
лельная и параллельная работа более двух положительных кабелей
Рис. 57. Кривые отношений эффективных токов (а), максимальных нагрузок (б)
падений напряжений (в) и потерь мощности (г) при различных системах
153
в районе питания подстанции, если отсутствуют развилки, поворот-
ные петли, а токи к. з. в наиболее отдаленных точках сети обеспечи-
вают отклонение максимальной защиты всех кабелей. При невыпол-
нении этих условий должна быть предусмотрена надежно работа-
ющая дополнительная защита от малых токов к. з.
Параллельная работа различных тяговых подстанций. В сетях
централизованного электроснабжения параллельная работа различ-
ных подстанций обусловлена также и необходимостью использова-
ния контактной сети в вынужденных режимах для передачи мощ-
ности из одного района питания в другой. При проектировании сетей
по принципу децентрализованного питания параллельная работа
подстанций является непреложным условием построения надежной
и экономичной системы питания.
Для выявления действительного характера и уровня напряжения
на шинах постоянного тока тяговых подстанций в ряде городов
произведены измерения этих напряжений. Обработка полученных
данных показала, что разность уровней выпрямленного напряжения
колеблется в среднем в пределах одной группы подстанций от 10
до 40 В, а относительно длительные отклонения напряжения состав-
ляют 5—15 В. В некоторых группах, питающихся от разных источ-
ников, наблюдались более значительные колебания, достигающие
60—80 В. В группах подстанций, питающихся от одного источника,
колебания составляют 10—15 В.
Проведенное в Москве массовое обследование распределения на-
грузок между параллельно включенными подстанциями показало,
что из общего количества 76 участков электроснабжения только
3 участка (т. е. 4 %) удовлетворяют жестким требованиям парал-
лельной работы. Таким образом, результаты натурных исследований
показывают, что в нормальном (не вынужденном) режиме примене-
ние параллельной работы существующих тяговых подстанций трам-
вая и троллейбуса при модернизации системы питания возможно,
как правило, только при условии автоматического регулирования
напряжений на шинах постоянного тока. В этой связи возникает
необходимость оценки, во-первых, допустимой разности напряже-
ний, при которой допустим и целесообразен переход на параллель-
ную работу без средств регулирования, и, во-вторых, эффектив-
ности применения регулирующих устройств.
Это положение касается и задачи проектирования новых систем
питания, особенно децентрализованных, получающих преимуще-
ственное применение. До разработки и внедрения надежных и эффек-
тивных способов регулирования напряжения для обеспечения макси-
мального проявления преимуществ децентрализованного электро-
снабжения большое внимание должно уделяться выбору таких схем
первичного питания тяговых подстанций, которые бы обеспечили
достаточно высокую стабильность разности напряжений на шинах
постоянного тока различных в первую очередь соседних подстанций.
Сложность задачи заставляет рассматривать расчетные схемы,
отражающие предельные случаи нагрузок сети, — равномерно рас-
пределенную, либо сосредоточенную движущуюся. Действительная
154
картина явлений, занимая промежуточное положение, будет в основ-
ном описываться получаемыми результатами.
Обратимся сначала к схеме с равномерно распределенной нагруз-
кой (рис. 58). Участок сети длиной L с нагрузкой i (А/км) с сопро-
тивлением г (Ом/км) питается от двух подстанций, работающих
в первом случае параллельно, во втором — раздельно, причем сек-
ционирование производится в середине участка. Напряжения холо-
стого хода подстанций — соответственно t/10 и t/20, внутренние со-
противления подстанций (включая питающие линии) — и Т?2.
Для первой расчетной схемы ток подстанции № 1
, iL /, , 2Д(7О ДЯ \
R~ Г
Для удобства обозначим
2Д47О ДЯ
RiL R — 7а’
тогда
-Ь Та)-
Коэффициент выражает асимметрию внутренних сопротивле-
ний и напряжений холостого хода тяговых подстанций.
По аналогии имеем
=	- Та)-
Координата точки токораздела в контактной сети может быть
определена из выражения: х = I-Ji или х0 = -7г(1 —Та)-
Зная положение точки токораздела, можно, разрезав схему
в точке х0, получить потери мощности в контактной сети
ДРкс = 4~С [Фо+'1(ь-*о)]
где С" — коэффициент, учитывающий колебания нагрузки в линии (при параллель-
ном питании участка).
Подставляя в это уравнение значения /2 и *о» получаем
Зг	/27 3г
СИ)
Первый член этого выражения определяет потери в линии без
учета неравенства напряжений на шинах смежных подстанций, вто-
рой—приращение потерь мощности, создаваемое уравнительным током.
В случае раздельного питания того же участка от двух подстан-
ций при токоразделе в середине участка суммарные потери мощности
в линии
=	(92)
где С — коэффициент, учитывающий колебания нагрузки при раздельном пи-
тании участка.
155
Рие. 58. Схема расчета сети, питаемой
от двух подстанций
Рис. 59. Зависимости отношения по-
терь мощности в линиях (кривые 2) и
сети (кривые /) от коэффициента асим-
метрии параметров системы при раз-
личном числе поездов
Выразив линейную плотность нагрузки через средний ток поезда,
при однотипных поездах можно записать i = In/L. Тогда уравне-
ния (91) и (92) окончательно могут быть записаны в виде:
откуда отношение
&ркс п 4-20 4-1	2	дз
- п4-зр4-Т (1 +	(93)
Аналогичные зависимости между потерями мощности в питающих
линиях и коэффициентом асимметрии у( могут быть получены из
отношения
_ Зи 4- 4р 4~ 1 /| । 2\	(94)
ДРЛ 3 (и 4- 2р) (	( }
В соответствии с выражениями (93) и (94) построим зависимости
(рис. 59) отношения потерь мощности в питающих линиях и контакт-
ной сети от коэффициента уа. Меньшие потери мощности в системе
параллельного питания по сравнению с раздельным имеют место
лишь до определенных значений коэффициента уа.
Качественное сравнение максимальных нагрузок может быть про-
ведено следующим образом. Максимальные нагрузки подстанций 1
и 2 в первой и во второй схемах (без учета асимметрии напряжений)
определим по известным формулам [1 ]. Если принять для средних
условий: Р = 1; у = 4 и zp = 3,1 (для Рдоп — 10“4), то максималь-
ная нагрузка подстанции: для схемы одностороннего питания
'max = 4- (« + 4.36 /п +6.2);
для схемы двустороннего питания /max = -g-(n + 4>^п+ 3,7).
156
Очевидно, что эти выражения могут быть записаны в виде:
^тах 2
4,36	6,2 \ .
/Г+ л /
(95)
Г	м /1 I 4  3<7
тах	2 \ «
(96)
В формулах (95) и (96) выражение в скобках представляет собой
коэффициент максимума равный отношению /max//Cp. Расчет
показывает, что даже для малого количества поездов на участке /Ст
не очень существенно отличаются, а при 10 и более поездах режимы
работы подстанций одинаковы для обеих схем.
Однако, как показывает анализ этих формул, смещение точки
токораздела, вызывая увеличение средней нагрузки соответству-
ющей подстанции, несколько уменьшает коэффициент максимума.
Последнее может быть объяснено также тем, что по мере увеличения
коэффициента асимметрии возрастает среднее количество поездов,
приходящихся на подстанцию с более высоким напряжением.
Так, при /г = 10 и при коэффициенте асимметрии уа = 1 (что
соответствует «вырождению» двустороннего питания в односторон-
нее) коэффициент максимума для двустороннего питания будет
отличаться не более чем на 15 % своего истинного значения.
Поэтому в первом приближении можно считать, что максималь-
ная нагрузка наиболее загруженной из двух параллельно работа-
ющих подстанций пропорциональна коэффициенту асимметрии:
М Г , 2рГ1.33р+0,33 f zp(y-20)
'max '2	+ И (1,330 + 0,33)
О+Та).
(97)
Сравнительный анализ выражений (95) и (97) показывает, что
максимальные нагрузки тяговых подстанций при параллельной их
работе меньше, чем при одностороннем питании, однако это преиму-
щество наблюдается лишь до определенных значений коэффициента
асимметрии уа. Очевидно и обратное: по мере снижения числа поез-
дов на участке требование симметрии напряжений и параметров
сети становится менее жестким. При п < (34-4) использованные
формулы дают большие погреш-
ности.
Поэтому, а также для дополни-
тельного выявления требований
к режиму напряжений на шинах
параллельно работающих подстан-
ций, рассмотрим тот же участок
сети, что и выше, но питающий
только одну сосредоточенную
нагрузку (рис. 60), движущуюся
с постоянной скоростью вдоль
линии.
L
Рис. 60. Схема расчета несимметрич-
ной системы питания
157
Обозначим: /?а1 и /?а2 - внутренние сопротивления подстанций;
и R2 — сопротивления питающих линий; U± и U2 — выпрямлен-
ные напряжения подстанций при токах соответственно /х и /2; t7nl и
{/п2 — напряжения в питающих пунктах П1 и /72; /ур — уравни-
тельный ток в тяговой сети.
Определим выражения для эффективных токов подстанций и по-
терь мощности в элементах сети при различных режимах напряже-
ний на шинах подстанций 1 и 2.
Если через А± и Л2 обозначить напряжения холостого хода под-
станций 1 и 2, а через Bj и В2 — коэффициенты «компаундирования»
соответствующих внешних характеристик по току нагрузки, то по-
лучим выражения для выпрямленных напряжений (при отсутствии
регулирования по напряжению переменного тока) при стабилизации
на шинах подстанций:
= Л *“ (^а! — В\) /р ^2 = ^2 “ (^а2 ~ 8%)
Режиму регулирования по напряжению переменного тока будет
соответствовать условие Аг = А 2. Примем здесь и далее U2.
Тогда выражение для уравнительного тока /ур = (U1 — t/2)//?0
(здесь /?0 = 7?! -h R2 + rL).
Отметим, что в связи с рассмотрением работы подстанций 1 и 2
в отрыве от соседних участков сети на величину /ур в дальнейшем
налагается условие 7ур < /н. Тогда при стабилизации напряжения
на шинах составляющая тока /х, например, подстанции 1 для теку-
щей координаты х положения нагрузки /н при условии, что = U2:
_ r(L~x) + R2
х /н /?о
При у= U2 имеем
т _ j __ /'I / __;н [г (L — *) Ч~ Ч~ /?г] ~Ь Mi — Л2)
'1-'x-'x-t-'yp-	/?0 + В1 + В2
где Bi = Bp B2 = Ra2 ^2*
Аналогичным образом находим
Т _ 7	__ Лт (ГХ + #1 + #1) + (^2 - *41)
2 L-x	яо + в1 + в2
Выражения для определения средних за все время движения на-
грузки /н значений эффективных токов подстанций /1э и /2:> и по-
терь мощности в контактной АРХср и АР(£_Х)сР и кабельной APKi
и АРк2 сетях имеют вид:
L	L
^1э = "у“ j /1^Х’ ^2э ~ J ^L—xdXt
О	О
L	L
Д^ср = J	*P(L-X) ср = у- J '1-х rdx'
о	о
ДРК1 = /?Л;
^^к2=^2з^2' j
(98)
158
Произведя интегрирование, после преобразований окончательно
получаем:
( I r2L2	1
/н {/н [-g- + № + W + rL (R2 + В2) j +
+ (Л - Аг) [rL + 2 (/?2 + В2)]} + (А - л2)2
/Ь=	(Ro + B, +В2)2	;	(99)
( Г 22£2	1
/н {/н + (Ri + Si)2 + rL (Rx + Вх) j +
+ (Л - Лх) [rL + 2 (Rx + Bx)) ] + (Л2 - 4J2
/2 =___________________________)__________
23	(J?» + Bi+Bs)2
APКС = APx cp + AP(	Cp =
{4-	+ ^2 + b2)2]} (
= '	(Ro + Bl + в2)3	+
rL/n {-y /nrL [(/?i + Bi) + (Ri + B2)J +
+ (A - л2) (Ri + Bi - Ri - Bx)l + rL (4X - л2)2
+------------------(«П-Т57+«У-------------------
Суммарные потери в тяговой сети
£ ДР = ДРКС + ДВК1 + ДРК2.	(101)
Формулы (98)—(101) позволяют рассчитать величины для любых
практически встречающихся режимов напряжения в тяговой сети
при параллельной работе подстанций.
С помощью полученных выражений проведен анализ показателей
сети для следующих случаев стабилизации напряжения:
1)	А1 = Л2;	Ri = R2 = var;	Вх = B2 — var	либо	B1y=B2;
2)	Аг= А2\	B1 = B2=var	либо	Вг В2,
3)	ЛХ=#Л2;	Rx = R2 = var;	Вх = В2 = var	либо	By^B^
4)	Л1=/=Л2;	Ri^R2;	Вх = В2 = var	либо	ВХ^=В2;
Первые два случая соответствуют режиму стабилизации напря-
жения холостого хода при одновременном регулировании выпрям-
ленного напряжения в функции тока нагрузки; третий и четвертый —
режиму регулирования только по току.
Применительно к этим случаям выполнены расчеты эффективных
токов и потерь мощности для участка троллейбусной сети протяжен-
ностью L = 2 км (г = 0,206 Ом/км) при питании его от подстанций
с внутренним сопротивлением Ral Ra2 = 0,05 Ом и при зна-
чениях напряжений холостого хода: а) А± = А2 = 660 В; б) Аг =
= 630 В; А2 = 600 В; в) Дх = 660 В; А2 = 600 В. Анализ резуль-
татов расчета позволяет отметить следующее.
159
Эффективный ток параллельно работающей подстанции при асим-
метричном режиме работы системы может очень сильно (на 25 %
и более) отличаться от расчетного значения при симметричном ре-
жиме. Однако поскольку эффективные токи определяют потери
в кабелях, а в общем случае минимальные потери в контактной сети
будут при стабилизации напряжений в питающих пунктах, то не
всегда минимуму общих потерь в контактной и кабельной сетях
соответствует наилучшее распределение среднеквадратичных токов
кабелей и подстанций. Но для децентрализованной системы электро-
снабжения (7?! = R2 < 0,01 Ом) при этом всегда обеспечиваются и
оптимальные условия работы кабелей и подстанций.
Что касается потерь мощности в системе, нужно отметить, что
даже при А± = Л2; Ral = Ra2 и RT = R2 регулирование напряже-
ния по току дает возможность дополнительно снизить на 2—5 % по-
тери в контактной сети.
Менее очевидны результаты расчетов при Аг = А2 и Ф R2,
а при условиях А± у= А2 и Rr R2 они вообще трудно предсказуемы.
В этих случаях оптимальный режим регулирования зависит не только
от соотношения параметров системы, но и от нагрузки участка.
Так, при Al = А2, но 7?! > R2 минимальные потери в контактной
сети в случае регулирования только напряжения U2 наступают при
В2 Т?а2 + R2i но эти потери больше, чем в случае сети с кабелями
равного сопротивления.
При начальной же асимметрии напряжений (например, Л1 —
— А2 = 30 В) зависимости имеют более сложный характер. Так, при
питающих кабелях с равными сопротивлениями и при малом токе
нагрузки минимальные потери в контактной сети получаются без
какого бы то ни было регулирования напряжения, а наименьшие
потери при среднем и больших токах нагрузки (800 А и 1200 А)
наблюдаются при регулировании выпрямленного напряжения, при-
чем необходимая глубина регулирования напряжения U2 возрастает
как с увеличением тока нагрузки, так и с возрастанием сопротивле-
ния питающих кабелей.
При сопротивлениях кабелей, отличающихся друг от друга
(7?! = 0,05 Ом; R2 = 0,01 Ом) и при принятой (30 В) асимметрии
напряжений минимальные потери мощности в контактной сети при
токах нагрузки будут в режиме Вх = В2 = 0,05, т. е. практически
при полной компенсации внутреннего сопротивления подстанций.
Отметим, что в этом случае потери в контактной сети вообще будут
минимальными по сравнению с потерями при других режимах для
принятой степени асимметрии выпрямленных напряжений.
При других значениях начальной асимметрии напряжений имеет
место аналогичная качественная картина процесса в тяговой сети,
но количественные соотношения, естественно, наблюдаются другие.
Зависимости АРКС (АС/) Для случая =0= R2 (рис. 61, а, б) ука-
зывают на следующее: при малой нагрузке сети 400 А минимальные
потери в контактной сети соответствуют В2 = 0,05ч-0,1 при АС/ = 0;
В2 = 0,1 при At/ - 30 В (5 %); В2 > 0,15 при At/ = 60 В (10 %)
и при этом потери на 30—25 % меньше, чем при В2 = 0. По мере
160
Рис. 61. Зависимости потерь мощности в сети от асимметрии
напряжений при малой /н — 400 А (а) и средней /н = 800 А
(б) нагрузках подстанций:
Rx 0,05 Ом; R2 0.01 Ом; / —	== 0; В2 = 0; II — Вх = 0; В2 =
= 0,05; III — Вх = 0; В2 -- 0,1; /V — В, — 0; В2 0,15
Рис. 62. Зависимость опти-
мального режима регулиро-
вания от нагрузки:
Л \ == А2 660 В; Roi R02 ==
= 0,05 Ом; I — R1 = r2 =г=
= 0,01 Ом; II — Rt = Rx =
= 0,05 Ом
роста нагрузки участка «самокомненсация» асимметрии напряжений
приводит к тому, что для достижения минимума потерь требуется
все менее глубокое регулирование напряжений.
Кривые (-г~п Ркс -W~r5	наглядно показывают (рис. 62 и
г	\ АРИС min / \ #2 + /<а2 /
рис. 63) зависимость оптимального режима регулирования (по поте-
рям в контактной сети) от степени асимметрии напряжений подстан-
ций и сопротивлений кабелей, а также от нагрузки сети.
Разумеется, при кабелях достаточной длины наибольший интерес
представляют режимы, обеспечивающие минимальные суммарные
потери в тяговой сети. Результаты рас-
чета показывают, что для несимметрич-
ной кабельной сети (7?j > R2) при раз-
личной глубине регулирования напряже-
ния в зависимости от тока нагрузки и при
At/ — 0 минимальные суммарные потери
будут при #2 = 0 независимо от значе-
ния тока нагрузки. По мере же роста At/
требуется увеличение глубины регулиро-
вания.
Пользуясь изложенной методикой, при
расчете реальных систем электроснабже-
ния можно оценить границы условий до-
пустимости применения параллельной
работы различных подстанций при отсут-
ствии устройств стабилизации и регулиро-
вания напряжения. Кроме того, пред-
ставляется возможным ориентировочно
рассчитать экономический эффект от
перехода на параллельную работу под-
6 Тарннжевскпй М. В. и др.
161
а) (л Рхс/л Ркспйп )-ЮО°/е
3
ZB2/(R2+RaJ
Рис. 63. Зависимости оптимального режима регулирования от степени
асимметрии напряжений подстанций, равных 30 В (о) и 60 В (б):
I — JRl = = 0,01 Ом; Bt = В2 = 0; = В2 = 0,05; II — /?х = 0,05 Ом; R2 =
= 0,01 Ом; Bi — В2 = 0; В, = 0; В2 = 0,05; Bt 0; В2 — 0,1; Bt = 0; В2 —
= 0,06; Вх = 0; В2 = 0,15; а — At Л2; Лх = 630 В; Л2 = 600 В; б — Лх =/=
Л, 660 В; л. = 600 В
станций, и следовательно, определить срок окупаемости регули-
рующих устройств.
К регулирующим устройствам должны быть предъявлены сле-
дующие требования: а) плавная стабилизация напряжения холостого
хода подстанции при отклонениях в пределах ±5 % номинального
значения; б) бескоитакторное исполнение; в) малые габаритные раз-
меры и простота изготовления. Ориентировочные расчеты показы-
вают, что суммарные приведенные затраты на регулирующие устрой-
ства за нормативный срок окупаемости не должны превышать для
средних параметров сети и частоты движения 1,2—1,5 тыс. руб/км.
Анализ опубликованных данных показывает, что перечисленньгм
требованиям могут удовлетворять: лишь частично — схемы регули-
рования напряжения с коммутирующими конденсаторами; пол-
ностью — кремниевые выпрямители с тиристорным управлением.
Оптимальный режим регулирования приводит к значительному
сглаживанию нагрузок подстанций и снижению потерь энергии
в сети и может обеспечить экономию до 10—15 тыс. кВт-ч энергии
на 1 км сети в год.
Системы электроснабжения постоянного тока повышенного на-
пряжения. Улучшение качества обслуживания пассажиров и повы-
шение провозной способности городского электротранспорта требует
увеличения частоты движения подвижного состава, составности
поезда и повышения его динамических показателей. Это в свою оче-
редь вызывает значительный рост количества тяговых подстанций,
стоимость которых входит одной из основных составляющих в общие
162
затраты на систему электроснабжения. Сокращение количества под-
станций можно достичь прежде всего повышением напряжения в тя-
говой сети. При этом экономический эффект определяется также и
сокращением общей длины линий 6,10 кВ и 600 В.
Предварительные соображения по выбору рациональных значе-
ний сравниваемых напряжений, включающие вопросы организа-
ционно-технического характера, безопасности эксплуатации, эко-
номического и технического эффекта, показывают, что сопоставле-
нию подлежат только три значения повышенного напряжения по-
стоянного тока — 750, 1100 и 1500 В.
Применительно к указанным значениям ниже излагается анализ
технико-экономических показателей различных систем электроснаб-
жения постоянного тока повышенного напряжения.
Из общей методики экономических расчетов вытекает, что эффек-
тивность какой-либо транспортной системы повышенного напряже-
ния зависит от таких показателей подвижного состава, как его до-
полнительные стоимость и масса сравнительно с подвижным соста-
вом на напряжение 600 В. Между тем получение достаточно досто-
верных данных возможно только на основе рабочего проектирования
подвижного состава повышенного номинального напряжения. По-
этому в выполненных расчетах для каждого из напряжений 750,
1100 и 1500 В взято несколько значений удорожания подвижного
состава AFM и увеличения его массы AGM, охватывающих реальный
и одновременно рациональный диапазон изменения этих показа-
телей.
Для разветвленных сетей приняты обычная система односторон-
него, а для линейных — система параллельного питания сети.
Все расчеты выполнены для стандартного сечения проводов кон-
тактной сети. Для неразветвленных сетей принято, что подстанции
размещаются в непосредственной близости от контактной сети
(децентрализованное питание).
Наряду с экономически наивыгоднейшими вариантами различ-
ных систем электроснабжения рассмотрены варианты, за основу
которых принята допустимая потеря напряжения в конце участка
питания при вынужденном режиме.
При линиях, характеризуемых разветвленной кабельной сетью,
большое влияние на выбор системы электроснабжения оказывает
фактор экономии цветного металла. Расход цветного металла на
кабели, отнесенный к 1 км пинии, определяется из следующего
выражения:
о ___________________________
к “ стл£2 ’
где Тал — плотность проводникового материала кабеля.
Токи уставок автоматических выключателей при одностороннем
питании сети определены по допустимой частоте отключений участков
питания от перегрузок %ДоП (см. гл. 4).
Выполненные расчеты технико-экономических показателей раз-
личных систем электроснабжения повышенного напряжения и со-
6*	163
поставление их с системой 550 В, а также между собой позволяют
сделать следующие выводы. При повышении напряжения на линей-
ных сетях трамвая и троллейбуса экономически наивыгоднейшие
расстояния увеличиваются в среднем при напряжении 750 В —
в 1,2 раза, при 1100 В — в 1,4—1,6 раза и при 1500 В—в 1,6—2 раза.
Экономически наивыгоднейшие расстояния для разветвленных сетей
при повышении напряжения увеличиваются несколько меньше, чем
для вылетных линий (и почти одинаково для трамвайных и для трол-
лейбусных сетей): при напряжении 750 В — в 1,1 раза, при 1100В —
в 1,2—1,3 раза и при 1500 В — в 1,35—1,4 раза.
При переходе на повышенное напряжение экономия затрат на
систему электроснабжения в значительной степени зависит от ча-
стоты движения. Для троллейбусных сетей экономия по затратам
на систему электроснабжения при изменении частоты движения
от 10 до 60 пар машин/ч составляет соответственно для 750 В —
5—18 тыс. руб/км, для 1100 В — 9—25 тыс. руб/км и для 1500 В —
12—33 тыс. руб/км. Для разветвленных и линейных сетей указан-
ная экономия практически одинакова.
Экономический эффект от перехода на повышенное напряжение
по транспортной системе в целом, т. е. с учетОхМ стоимости подвиж-
ного состава значительно зависит от степени удорожания и увеличе-
ния массы подвижного состава. Так, суммарные затраты с учетом
удорожания и увеличения массы машин: при 750 В — на 500 руб.;
при 1100 В — на 900 руб. и AGm = 0,4 т; при 1500 В — на 1200 руб.
и Дбм = 0,6 т — для всех рассматриваемых троллейбусных транс-
портных систем повышенного напряжения отличаются не очень
сильно. Экономия по транспортной системе как для линейных, так
и для разветвленных сетей составляет: при 750 В — 6—6,5 тыс.
руб/км, при 1100 В —7,5—8,5 тыс. руб/км и при 1500 В — 9,5—
10,5 тыс. руб/км. С учетом удорожания контактной сети система
электроснабжения напряжением 1500 В по экономическим показа-
телям примерно равноценна системе электроснабжения напряже-
нием 1100 В и поэтому дальше не рассматривается.
Кроме экономии в суммарных затратах, повышение напряжения
системы питания обеспечивает значительную экономию цветного
металла и лучший режим напряжения в сети благодаря снижению
относительной потери напряжения.
Из сопоставления расчетных значений /из и /шах (или /уСТ) вы-
текает, что условия защиты контактной сети от малых токов к. з.
существенно улучшаются при повышении напряжения в сети, осо-
бенно при больших частотах движения подвижного состава.
Небезынтересно отметить, что и по надежности работы (см. гл. 4)
системы электроснабжения повышенного напряжения превосходят
систему электроснабжения 550 В. В качестве критериев надежности
выбраны условия нагрева контактного провода тяговым током и
условия работы линейных выключателей (по количеству неселектив-
ных отключений от максимальных нагрузок). Для различных напря-
жений вычислены значения эффективных плотностей тока в кон-
тактных сетях трамвая и троллейбуса: при нормальном режиме —
164
при вынужденном — 6\ Данные свидетельствуют, что. несмотря на
увеличение расстояния между подстанциями более чем вдвое, при
напряжении, например, 1100 В, эффективные плотности тока б?
не выходят за пределы допустимого значения 5 А,мм2. Что же ка-
сается вынужденного режима, отметим весьма важное обстоятель-
ство. В трамвайных сетях при частоте движения выше 20 пар поездов
в час и в троллейбусных более 50 пар машин в час значение бэ пре-
вышает допустимое для всех выбранных уровней напряжения. Сле-
довательно, для указанных частот примерный расчет показывает,
что выбор параметров устройств определяется не по А67;,оП в сети,
а по 6ЭГо11.
Для разветвленных сетей данные расчетов при различных систе-
мах питания показывают, что для всех частот бэ < бЭЛОп и что за-
пас термической стойкости проводов по нагреву тем ниже, чем выше
напряжение сети. Далее, при повышении напряжения существенно
ближе к экономическому значению плотность тока б1К в проводах,
важность чего отмечалась в параграфе 3.1.
Из расчетов, наконец, можно сделать важный вывод о том, что
условия бесперебойного питания подвижного состава значительно
лучше при повышенных напряжениях сети. Так, сравнивая число
отключений линий от перегрузок X или л' (в час или в месяц) при
напряжениях 550 и 1100 В, получается, что при напряжении 1100 В
перебои в питании сокращаются в среднем для разных частот в де-
сятки раз. Это означает, кроме того, что при повышении напряжения
сети существенно облегчается защита тяговых сетей от малых то-
ков к. з.
Совокупность результатов сравнения систем электроснабжения
повышенного напряжения показывает, что для трамвайного транс-
порта выбор в качестве оптимального перспективного значения на-
пряжения (750 В или 1100 В) будет определяться технико-экономи-
ческой характеристикой подвижного состава на соответствующее
напряжение. Эти показатели могут быть получены только на основе
рабочего проектирования подвижного состава.
Для троллейбусного же транспорта результаты исследований
указывают на бесспорные преимущества системы напряжением
1100 В. На основе этого положения Академией коммунального хо-
зяйства им. К. Д- Памфилова, Управлением пассажирского транс-
порта Мосгорисполкома и заводом «Динамо» им. С. М. Кирова были
решены вопросы, связанные с созданием такой системы электро-
снабжения троллейбусного транспорта, подготовлены и испытаны
опытная троллейбусная машина и опытное кольцо контактной сети
на указанное напряжение.
Основной особенностью выбранной системы электроснабжения
является заземление средней точки выпрямительной схемы на тяго-
вой подстанции. Это обеспечивает ряд преимуществ перед другими
возможными решениями: все электрооборудование подстанции, сети
и подвижного состава в нормальном режиме работает при напряже-
ниях относительно земли, мало отличающихся от существующего
значения 600—700 В; условия безопасности обслуживающего персо-
165
нала и пассажиров ие хуже, чем в эксплуатируемых сетях с зазем-
ленным отрицательным полюсом.
Экспериментальные исследования опытного кольца и опытного
троллейбуса на напряжении 1200/600 В проводились при каскадной
схеме соединения двух выпрямителей, выбору которой предшество-
вал детальный анализ возможных схем получения напряжения
1200 В. Каскадная схема, однако, опасна для пассажиров и обслу-
живающего персонала вследствие пульсаций тройной частоты: в слу-
чае постановки на сеть только одной штанги пассажир или обслу-
живающий персонал, коснувшийся машины, может быть подвержен
воздействию переменной составляющей напряжения частотой 150 Гц,
причем напряжение ее не менее 25 % от 600 В, т. е. 150 В. При по-
становке на сеть обеих штанг через человека в случае прикоснове-
ния к корпусу троллейбуса тоже может протекать значительная
составляющая переменного тока. Анализ показывает, что при этом
амплитудное значение переменного напряжения между любым из кон-
тактных проводов и землей составит 170 В.
Поэтому для использования каскадной схемы было разработано
компенсационное устройство, позволяющее уменьшить переменные
составляющие тока, действующие в контуре «корпус троллейбуса—
земля», до практически безопасного значения, независимо от того,
одна или две штанги поставлены на провода контактной сети [9].
Проведенные испытания устройства показали, что во всех случаях
третья гармоническая составляющая между проводом и землей пол-
ностью компенсируется и напряжение содержит лишь переменную
составляющую 35 В с частотой ЗООТц, т. е. такую же, что и в суще-
ствующих троллейбусных сетях 600 В.
Таким образом, эта система электроснабжения троллейбусного
транспорта при напряжении 1200 В обеспечивает такую же степень
безопасности пассажиров и персонала, как и наиболее распростра-
ненная система напряжением 600 В с заземленным отрицательным
проводом.
Проектная проработка системы 1200/600 В, выполненная Мос-
гортранспроектом, показала следующее: экономия на капитальных
затратах достигает 18 700 руб/км, а снижение годовых эксплуата-
ционных расходов 2560 руб/км. Одновременно экономится 3,3 т/км
свинца и 1,75 т/км алюминия.
Необходимо подчеркнуть, что реализация преимуществ систем
электроснабжения повышенного напряжения полностью опреде-
ляется технико-экономическими показателями подвижного состава.
Анализ показывает, что при реостатном управлении двигателями
повышенная стоимость подвижного состава сводит к нулю экономию,
обеспечиваемую системой питания, почти во всем диапазоне реальных
частот движения. И, наоборот, при тиристорном управлении создаются
условия для получения максимальной эффективности при внедре-
нии систем питания напряжением 750 или 1100 В.
Однако нельзя не отметить, что благодаря резкому снижению
удельного расхода энергии на движение тиристорное управление
подвижным составом и при стандартном напряжении 600 В обеспечи-
1G6
вает значительные возможности для повышения частоты движения
(существующие сети) или экономических показателей вновь соору-
жаемых систем электроснабжения. Расчет систем электроснабжения,
питающих подвижной состав с тиристорно-импульсным регулирова-
нием скорости, несущественно отличается от расчета обычных
систем питания — необходимо лишь учесть изложенный в параграфе
2.2 метод расчета среднего тока подвижной единицы и формулу для
расчета средних потерь мощности в проводах контактной сети.
В заключение следует отметить, что по совокупности экономи-
ческих и технических показателей и степени обеспеченности обору-
дованием проектировать и строить сейчас можно лишь децентрали-
зованную систему электроснабжения напряжением 600 В в кон-
тактной сети. Другие перспективные системы (например, повышен-
ного напряжения постоянного тока) требуют дополнительной науч-
но-исследовательской и проектной разработки.
Детальная проработка всех вопросов, связанных с широким вне-
дрением децентрализованной системы питания, осуществлена под
руководством канд. техн, наук Б. С. Финкельштейна Мосгортранс-
ниипроектом и доведена до типовых решений (документ 507-0-3 «Децен-
трализованная система электроснабжения трамвая и троллейбуса
с использованием типовых проектов одно- и двухагрегатных тяговых
подстанций»).
Глава 4
показатели надежности
И СТАБИЛЬНОСТИ
ОСНОВНЫХ СИСТЕМ ПИТАНИЯ’
4.1.	Надежность систем питания
Исследования в области надежности электроснабжения город-
ского электротранспорта появились лишь в последние годы [на-
пример, 10]. Имеется потребность в более широких исследованиях
этой проблемы, в которых должны быть разработаны обоснованные
методы оценки экономического ущерба от отказов в системах электро-
снабжения. Тем не менее представляется важным уточнить поста-
новку этих вопросов и осветить частично уже решенные задачи. При
этом следует сосредоточить внимание на трех важных направлениях:
выбор наиболее падежных схем и систем питания из числа извест-
ных на основе сравнительного анализа показателей надежности;
* Глава написана по материалам, разработанным д-ром техн, наук
Д. К. Томляновичем совместно с канд. техн, наук Б. 3. Кантором н инж.
Б. Д. Красновым.
167
выявление наиболее ненадежных элементов, принятие мер по
их усилению и в случае необходимости выполнение с этой целью спе-
циальных исследований или конструкторских разработок;
разработка новых схем питания, обладающих более высокой на-
дежностью, а также принципов их оптимальной эксплуатации.
Как известно, сам термин «надежность» допускает различные тол-
кования. Выбор тех или иных показателей в качестве оценок надеж-
ности какого-либо элемента, звена или системы зависит как от ха-
рактера их работы, так и от требований, предъявляемых к резуль-
татам этой работы.
Для систем электроснабжения городского электротранспорта
наиболее целесообразно, по-видимому, пользоваться двумя показа-
телями надежности — безотказностью и ремонтопригодностью.
При рассмотрении вопросов надежности отказ обычно понимается
как нарушение работоспособности. Для систем электроснабжения
городского электротранспорта характерны два вида нарушения рабо-
тоспособности. В одних случаях нарушения работоспособности про-
исходят из-за повреждения какого-либо устройства и связаны с необ-
ходимостью его восстановления, т. е. той или иной затраты времени
и материальных средств для ремонта устройства. Нарушение работо-
способности может также происходить без повреждения устройств,
т. е. лишь со снижением параметров системы. Сюда следует отнести
например, отключения питающих линий из-за толчков тяговой на-
грузки и нарушения движения вследствие пиковых посадок напря-
жения. Подобные нарушения могут вызвать сбои движения, поэтому
их также следует рассматривать как снижение надежности. Однако
в отличие от нарушений первого вида целесообразно обозначить их
не как отказы, а как нарушения стабильности питания.
Из-за указанного различия необходимо обратить внимание и на
существенные различия методов определения показателей надеж-
ности, хотя исходные данные в том и другом случае имеют статисти-
ческую природу. Для определения показателей безотказности и ре-
монтопригодности непосредственно используются данные аварийно-
восстановительной статистики различных элементов и устройств.
В то же время нарушения стабильности питания имеют внутренние
причины, уровень стабильности может быть определен по параметрам
тяговых нагрузок и сети. Соответствующие расчетные методы изло-
жены в параграфе 4.2, здесь же рассматриваются в основном показа-
тели надежности, обусловленные неисправностями различных устрой-
ств электроснабжения.
В процессе проектирования систем электроснабжения обычно
возникает необходимость выбора такой структуры системы и таких
параметров элементов, которые обеспечивали бы наиболее высокую
надежность при наименьших экономических затратах в условиях
ограничений расхода цветных металлов, кабельной продукции и т. д.
Надежность системы зависит от надежности входящих в нее элемен-
тов и звеньев.
Отказ системы целесообразно понимать как такое состояние,
которое приводит к задержке движения вследствие неисправностей,
168
требующих для своего устранения затрат времени, труда и материаль-
ных средств. Следует отметить, что не менее 70—80 °о суммарного
времени задержки согласно статистическим данным обусловлено
отказами контактной сети. При этом можно привести следующие
усредненные данные о распределении факторов повреждений кон-
тактной сети: недостатки токосъема 76 %, провоз негабаритного
груза 9 %, прочие факторы — 15 %.
Приведенные данные сразу же определяют совершенствование
токосъема как одно из важнейших направлений повышения надеж-
ности электроснабжения. Следует подчеркнуть, что контактная сеть
является в системе электроснабжения единственным нерезерви-
руемым элементом. Несмотря на выше указанную долю отказов кон-
тактной сети, поскольку это обстоятельство одинаково имеет место
в системах питания различных типов, прежде всего представляет
интерес их сравнение в целом по степени надежности.
Надежность элементов. Безотказность. Отказы основных эле-
ментов системы происходят по различным причинам: вследствие кон-
центрации электрических нагрузок или перенапряжений, из-за
механических повреждений, износа, конструктивных недостатков
или производственных дефектов, неблагоприятного воздействия
метеорологических факторов и т. д. Изучение причин повреждения
является основой разработки мероприятий по повышению надеж-
ности оборудования того или иного конкретного типа, в том числе и
совершенствования его конструкции. При сравнении же систем
электроснабжения, имеющих различную структуру, но содержащих
одни и те же одинаковые элементы, представляет интерес главным
образом математическая интерпретация вопросов надежности.
В устройствах электроснабжения имеют место как внезапные,
так и приработочные и постепенные отказы.
Приработочные отказы, появляющиеся в первый период эксплуа-
тации вследствие скрытых производственных дефектов, наблюдаются
у приводов масляных выключателей и разъединителей, кремниевых
выпрямителей и быстродействующих выключателей постоянного
тока, а также у кабельных линий, контактной сети и в цепях вторич-
ной коммутации подстанций при низком качестве монтажных работ.
Доля приработочных отказов, как правило, относительно мала,
а период приработки составляет лишь небольшую часть от общего
срока службы оборудования или от срока до капитального ремонта.
Что касается постепенных отказов, то их доля ощутимо велика
у кабельных линий 6 и 10 кВ переменного тока (около 17—25 % к 10-
летнему сроку эксплуатации) и особенно у кабелей постоянного
тока (около 40 %) из-за постепенного старения изоляции, соедини-
тельных муфт и коррозии оболочек кабелей. Предотвращение посте-
пенных отказов оборудования является задачей планово-предупре-
дительных ремонтов. Поскольку подобные задачи не решаются на
стадии проектирования, вопросы, связанные с постепенными отка-
зами, можно здесь исключить из рассмотрения.
Частота отказов колеблется в течение периода нормальной экс-
плуатации, в частности под влиянием колебаний электрических на-
169
Таблица 10
Наименование и обозначение	Частота отказов элементов по годам наблюдения									
	1957	1958	1959	1960	1961	1962	1963	1964	1965	1966
Линия ввода 6 и 8 кВ (ЛВ)	7,05	3,75	6,25	4,42	6,42	5,21	7,88	8,95	9,40	11,68
Разъединитель /Г)\	0,304	0,259	0	0	0,097	0,075	0,135	0,199	0,391	0,12
Масляный вы- ключатель (МВ)	1,15	1,11	0,76	0,98	1,38	0,60	0,82	1,06	1,16	0,64
Трансформатор (ТР)	3,43	4,15	3,85	5,22	5,35	5,03	6,28	5,08	6,35	5.84
Кремниевый выпрямитель (КВ)	—	—	—	—	0	0	0	0	3,12	4,35
Быстродейству- ющий выклю- чатель (Б В)	0,91	0,71	1,48	0,96	1,68	2,78	3,19	2,34	3,91	1,84
Питающая ли- ния (ПЛ)	3,78	5,5	3,86	3,04	2,93	3,64	3,28	4,74	4,56	3,82
грузок, а также частоты их коммутаций. Очевидно, это обстоятель-
ство побуждает принять интервалы усреднения, достаточные для
того, чтобы частота отказов носила характер стабильной характе-
ристики. Приводимые ниже значения частот отказов (табл. 10) опре-
делены по данным аварийной статистики более 30 трамвайных и
троллейбусных хозяйств СССР по формуле:
где со*: (/) — статистическая средняя частота отказов данного элемента в i-й период
эксплуатации продолжительностью t = 1 год;
nt (/) — число отказов в этот период;
N — число элементов данного вида в эксплуатации (для различных видов
оборудования N составляло от 160 до 1500).
Анализируя приведенные данные, можно отметить, что колебания
статистической частоты отказов элементов одного вида относительно
невелики. Кроме того, с увеличением интервала усреднения стати-
стические оценки частот отказов стремятся к постоянным значениям.
На этом основании можно заключить о постоянстве частоты отказов
со (/) для элементов одного и того же вида. Для периода нормальной
эксплуатации (т. е. после приработки и до наступления явно выра-
женного периода постепенных отказов) это в свою очередь дает воз-
можность сделать вывод о равенстве частоты со (/) интенсивности от-
казов X, что позволяет во многих случаях принять экспоненциаль-
ный закон распределения времени безотказной работы Р (/) — е~?-\
т. е. вероятность отказа элемента в течение времени t определяется
170
выражением Q (/) -= 1 - e~zz, а количество отказов распределяется
по закону Пуассона
P„(/)=-=(V)"e-z7«l
где Рп (/) — вероятности п отказов за время /.
Характерно, что отказы второго рода — нарушения стабиль-
ности электроснабжения — также образуют простейший поток, т. е.
распределяются по закону Пуассона при экспоненциальном рас-
пределении времени стабильной работы.
В табл. И приведены показатели безотказности основных эле-
ментов систем электроснабжения.
Ремонтопригодность (табл. 12). Ремонтопригодность — есть ве-
роятностная характеристика, в которой в качестве случайной вели-
чины выступает время восстановления поврежденного элемента.
Таблица 11
Наймем ованне	Значения показателей безотказ- ности элементов (/ = 1 год)			
	X- 106, 1/ч	Т, лет	Р (0	Q (0
Линия ввода 6 и 10 кВ	1,0425	13,13	0,926°	0,0732
Разъединитель	0,0266	516	0,9981	0,0019
Масляный выключатель	0,1220	106	0,9906	0,0094
Трансформатор	0,7233	19	0,9486	0,0514
Кремниевый выпрямитель	0,2466	55,5	0,9821	0,0179
Быстродействующий выключатель	0,3247	42,2	0,9766	0,0334
Питающая линия для питания:				
централизованного	0,5383	25,5	0,9614	0,0386
децентрализованного	0,0781	176,0	0,9943	0,0057
Примечание. Параметр потока отказов % рассчитан из условия 7300 ч работы системы в год,
т. е. ежесуточное отключение на 4 ч; среднее время между отказами Т (средняя наработка
до отказа) определено из соотношения Т = 1/Х.
Таблица 12
Наименование	Значения показателей ремонто- пригодности элементов		
	С 4	у. Ю3	га, 4
Линия ввода 6 и 10 кВ	86,0	0,897	6,55
Разъединитель	2,47	0,0007	0,0048
Масляный выключатель	3,16	0,0041	0,0298
Трансформатор	43,0	0,311	2,27
Кремниевый выпрямитель	26,0	0.642	0,468
Быстродействующий выключатель	3,42	0,0112	0,0811
Питающая линия для питания: централизованного	109,0	0,587	4,29
децентрализованного	15,8	0,0123	0,09
171
Статистическое среднее времени ремонта
где П[ — количество ремонтов, продолжительность которых попадает в Лй
интервал;
Xi — середина г-го интервала;
k — число интервалов разбиения.
Время восстановления для основных элементов системы электро-
снабжения распределяется по экспоненциальному закону.
Коэффициент аварийного простоя элемента у Х/р (здесь р —
интенсивность восстановлений элемента).
Статистическая оценка коэффициента аварийного простоя
Т • Z/a " Л
где £ /а — суммарная затрата времени на ремонт N элементов за время эксплу-
атации Т.
Ожидаемое время простоя элементов в аварийном режиме в часах
за один год эксплуатации равно та = 7309у.
Безотказность и ремонтопригодность. Как отмечалось, кон-
тактная сеть по надежности занимает совершенно особое место среди
различных устройств электроснабжения.
Отказы контактной сети вызываются самыми различными повреж-
дениями и имеют характер как внезапных, так и постепенных. В ус-
ловиях существующей строгой регламентации срока службы кон-
тактного провода и сроков плановых ремонтов к постепенным от-
казам следует отнести отказы, вызванные интенсивным износом
провода в местах поджогов, подбоев, изгибов, сращиваний и т. д.
Доля постепенных отказов составляет около 10 %, причем в крупных
хозяйствах, где, как правило, лучше налажен контроль состояния
контактной сети, эта доля значительно меньше. Доля повреждений
контактной сети, приводящих к задержке движения, составляет
в среднем на трамвайных линиях 43 %, на троллейбусных — 9 %.
Обработка статистических данных приводит к экспоненциальному
закону распределения времени безотказной работы секции контакт-
ной сети. Время восстановления распределяется по закону Эрланга.
Показатели безотказности и ремонтопригодности секции контакт-
ной сети следующие:
Контактная сеть	трамвая троллейбуса
Интенсивность отказов, л, ч ]Х105	.	.	2,18	5,42
Вероятность безотказной работы за 1 год,
Р (/)............................... 0,8530	0,6743
Вероятность отказа за 1 год, Q (Г)	.	.	0,1470	0,3257
Коэффициент аварийного простоя, у-10	0,0089	0,0189
Среднее время аварийного простоя, та,
ч/год ................................... 0,065	0,138
172
Рис. 64. Структурная схема к расчету надежности систем электроснабжения:
БВ, БЛ, БП — блоки ввода, агрегата, питающей липин; ГВ, ГА, ГП — группа линий
ввода, агрегата, питающей линии
Надежность звеньев и групп. Система электроснабжения строится
из отдельных элементов, соединяемых в звенья (блоки). Отказ одного
из последовательно соединенных нерезервируемых элементов приво-
дит к отказу всего звена. В свою очередь отказ звена при отсутствии
резервирования приводит к отказу системы. Резервируемые звенья
объединяются в группы. Расчет показателей надежности удобно
проводить по структурным схемам, допускающим различные преоб-
разования в соответствии с положениями теории вероятностей
(рис. 64, а).
Вероятность безотказной работы блока согласно теореме умно-
жения равна произведению вероятностей безотказной работы соста-
п
вляющих элементов Рб П Ph где i — номер элемента в последова-
тельном соединении.
Вероятность отказа группы из tn блоков
Qr = П Рок»
/е= 1
где Qgk — вероятность отказа k-то блока.
Вероятность безотказной работы
Pr = 1 - И
Л-1
При одинаковых блоках:
Вероятность безотказной работы системы в районе питания одной
подстанции Рс — Р2вР2л?2п (здесь в правой части — вероятности
безотказной работы групп линий ввода, преобразовательных агре-
гатов и питающих линий).
173
Коэффициенты аварийного простоя:
п
при последовательном соединении элементов уПоСЛ у^ при па-
1—1
т
раллельпом соединении уЛар = П yt.
I — 1
Следовательно, коэффициент аварийного простоя многоагрегат-
ной подстанции ус = у2В + у2а + у2п (здесь индексы имеют тот же
смысл, что и выше).
Сравнение систем электроснабжения производить по функции
надежности R (t) ~ /С2 Р (/).
Коэффициент готовности системы
Таким образом, для сравнения систем по надежности достаточно
располагать их структурными схемами и показателями надежности
отдельных элементов. Однако приведенная методика не учитывает
восстановления отказавших элементов, которое существенно повы-
шает надежность.
Несколько более объективные результаты дает расчет по интен-
сивности отказов и восстановлений в предположении экспонен-
циальных законов надежности и ремонтопригодности:
<2б(0 = 1- /б'; VG(Z) = 1 -ем<
где Qq (/) — вероятность отказа блока в течение времени /;
(0 — вероятность восстановления отказавшего блока за время /;
Mq—параметры потоков отказов и восстановлений.
Очевидно, что параметры потоков отказов последовательно соеди-
11
ненных элементов суммируются, т. е. Аб = 2
i—i
Показатели надежности блока:
среднее время восстановления /а = yUQVJi\e\
интенсивность восстановления М6 = 1//а = Аб/уиоСл;
среднее время аварийного простоя за год та = /Иб/а.
С учетом затрат времени на плановый ремонт блока коэффициент
простоя блока
Y6 = Упосл Ч- Yn>
где Yu = -уг-коэффициент простоя блока в плановом ремонте (здесь /п —
время простоя блока в плановом ремонте за время его эксплуата-
ции Г, например, Т = 1 год= 7300 ч).
Результаты расчетов показателей надежности для отдельных
блоков с учетом поправок на неисправности устройств автоматики
и защиты приведены в табл. 13.
Согласно структурной схеме (рис. 64, б, в) отказ любой группы
(т. е. совпадение нерабочего состояния рабочего и резервного блоков)
равносилен отказу системы в районе питания подстанции. При па-
174
Таблиц а 13
Значения показателен надежности блоков (/ = 1 год)
Наименование блока	Л- Ю\ Ч"1	Рб(О	<?б(П	V- Ю3	V„-10’	*2б	₽б(/)
Линия ввода 6 и 10 кВ	1,37	0,9048	0,0952	0,9157	7,26	0,992	0,897
Преобразовательный агрегат	1,24	0,9130	0,0870	0,4303	9,73	0,989	0,903
Централизованное пи- тание линии	0.935	0,9343	0,0657	0,6104	5,58	0,997	0,929
Децентрализованное питание линии	0,465	0,9665	0,0335	0,0253	4,66	0,995	0,962
раллельном соединении не сохраняется экспоненциальный закон
надежности; кроме того, расчет усложняется необходимостью учета
возможности восстановления отказавшего блока, в то время как
другой может отказать и т. д.
При таких условиях вероятность безотказной работы группы
Рг (0 = „ 1 .— (xie-x^ — .r2e-x‘9-
А1--л2
В этом выражении
Ч, 2 = -Т- 1(АС + Лх -|- Л4Х) ± |Л(ЛГ+ Л1 + /Их)2 - 4Л0Л, ],
где Ло, Aj — интенсивности отказов еще одного блока в группе, содержащей О
или 1 отказавший блок;
ЛЦ, Л42 — интенсивности восстановлений одного блока в группе, содержащей
1 или 2 отказавших блока.
Коэффициент аварийного простоя группы = Ло\2/ [ТИ2 СЧ +
t^i)1.
Очевидно, необходимо рассматривать отдельно возможные слу-
чаи в зависимости от характера работы блоков.
Параллельная работа вводов 6 и 10 кВ. Отказ одного из вводов
не влечет за собой отказ группы. Здесь возможны два случая: обе
кабельные линии проложены в разных траншеях или в одной тран-
шее. В нервом случае Хо -- 2k (здесь к — интенсивность отказов
линии ввода). Во втором случае возможно одновременное поврежде-
ние обоих кабелей при выполнении земляных работ. По имеющимся
данным, это происходит в 50 % всех отказов кабельных линий та-
кого типа, поэтому Хо = 2,5Х. В обоих случаях — к, так как вводы
обычно имеют достаточный резерв по сечению кабелей.
Так как ремонтная бригада восстанавливает одновременно лишь
один ввод, MY = M.z ~ р (здесь и — интенсивность восстановлений
линии ввода).
175
Для случая прокладки кабелей в разных траншеях получаем
Ль 2 = ~ [(1 -I- 37) + К1 + GV + Т2 J;
T2-2f-jl +2Т).
Эти формулы пригодны и для расчета надежности группы из
двух питающих линий 600 В при децентрализованном питании.
Для кабелей, проложенных в одной траншее,
Л'1, 2
1 _________________________
-^-[(1 + 3,5Т)±/1 +7? + 2,25уЧ;
А
у2 = 2,25у2/( 1	2,5у).
Поочередная работа вводов 6 и 10 кВ. Отказ одного из вводов не
приводит к отказу группы. В случае прокладки обоих кабелей в од-
ной траншее Ло = 1,5Х. Так как при поочередной работе вводов под-
станция обычно имеет автоматическое включение резерва (АВР)
вводов 6; 10 кВ, необходимо учесть надежность устройства АВР,
которое в структурной схеме должно быть включено последовательно
с линией ввода. По данным городских электросетей, отказы АВР
подобного типа составляют не более 5 % общего числа случаев ра-
боты этих устройств. Пренебрегая интенсивностью этих отказов из-за
ее малости, получаем = 1,5Х.
Таким образом, для случая, когда кабели проложены в одной
траншее:
*i. 2 =	(1 + 3Y ± |Л1 + 6y + 3,5y2 );
Y2 - 2,25y2/(1 + 1.5т).
При прокладке кабелей в разных траншеях:
Х1.2 = ~ (1 + 2,5Т ± /1 +5y + 0.25y2 ); Ya = 1 .5y2, (1 + ?)
Группа выпрямительных агрегатов. На тяговых подстанциях,
имеющих два пли более выпрямительных агрегата, может приме-
няться поагрегатпое резервирование или резервирование по мощ-
ности, когда все исправные агрегаты включены в работу. В первом
случае имеем поочередный режим работы блоков агрегатов, во вто-
ром — их параллельную работу.
При резервировании по мощности па двухагрегатной подстанции
Ло — 2Z (здесь л — интенсивность отказов отдельного агрегата).
Отказ одного из агрегатов приводит к удвоению нагрузки другого,
что вызывает повышение интенсивности его отказов. Вероятность
отказов трансформатора оставшегося в работе агрегата увеличивается
приблизительно в 3,7 раза. Интенсивность отказов можно подсчи-
тать, воспользовавшись равенством q (Z) =1 — e-zz X/ (так как
kt б !)• С другой стороны, принимая во внимание то обстоятельство,
176
что мощность агрегатов выбирается по наиболее тяжелому режиму,
можно в первом приближении считать At — ЗА,. Тогда:
х>- -=	(| ~ 5v±ri'+ 10?-I-Y7); Yr = 6т7(1 + 2?).
При поагрсгатном резервировании Ао = A,,	- 1,6Х, следова-
тельно:
-Ч. 2 --	(1 i- 2,6? ± К1 -5.2?+ 0,36?*); ?г - 1.6?’- (I '-Y).
Коэффициент учитывает лишь аварийное состояние блоков.
Коэффициент совпадения аварийного простоя блока с плановым
ремонтом
Van — ЗЛуг Тп>
где Л =/п/(/ц-Т та). Здесь /п — среднегодовая затрата времени на плановый
ремонт.
Коэффициент готовности группы Кгг = 1/(1 +	+ ?аП) яв-
ляется функцией надежности группы R. (/) = Рг (/) Кгг.
Показатели надежности основных групп приведены в табл. 14.
Анализ полученных данных свидетельствует, в частности, в пользу
резервирования агрегатов по мощности. Более высокую надежность
обеспечивает и параллельная работа вводов по сравнению с пооче-
редной работой.
Таблица 14
Наименование	Значения показателей надежности групп (/= 1 год)					
	Р (t)	Q (0	?г-103	Van10'	*гг	ЯГ(П
I. Одновременная ра- бота:						
двух вводов в раз-	0,9903	0,0097	0,1671	1,1834	0,94865	0,990287
личных траншеях двух вводов в ОДНОЙ	0,9834	0,0106	0.2088	1,1834	0,94861	0,989386
траншее преобразователь-	0,9910	0,0090	0,1110	0,8024	0,94909	0,990998
ных агрегатов коротких питающих линий	0,9991	0,0009	0,0002	0,0233	0,94998	0,999099
II. Поочередная ра- бота :						
двух вводов в раз-	0,98853	0,0147	0,12555	1,1834	0,94869	0,985287
личных траншеях двух вводов в одной	0,9846	0,0154	0,1873	1,1834	0,94863	0,984586
траншее преобразователь-	0,9843	0,0157	0,0296	0,8024	0,94917	0,984281
ных агрегатов						
177
Надежность основных систем электроснабжения. Централизо-
ванное питание. Отказ системы в подстанционном районе может
возникнуть в результате отказа тяговой подстанции или тяго-
вой сети. Вероятность отказа системы в районе подстанции опреде-
ляется выражением Q'. -- Qn + QT — QnQT (здесь Qn, QT — соот-
ветственно вероятности отказа подстанции и тяговой сети в подстан-
ционном районе).
Отказ подстанции может наступить в двух случаях: при отказе
какой-либо группы либо в результате ее аварийного отключения.
Группы (в том числе и источник питания) соединены в структур-
ной схеме последовательно, поэтому вероятность отказа по первой
причине Qn = 1 — Рип^гв^Рга^ру. Здесь Рип, Рру — вероятности
безотказной работы соответственно источника питания и распреде-
лительного устройства (РУ) постоянного тока.
Вероятность безотказной работы РУ постоянного тока с учетом
резервирования запасным выключателем Рру ~ 1 — (здесь
7бв — вероятность отказа быстродействующего выключателя).
Вероятность отказа подстанции из-за аварийных отключений
(замыкание на землю в РУ 600 В, исчезновение напряжения на ши-
нах собственных нужд) Qn = 1 — e-toZ (здесь со — частота аварий-
ных отключений).
ВерОЯТНОСТЬ Отказа ПОДСТаНЦИИ Q„ = Qn + Qn — QnQn-
Вероятность отказа тяговой сети при п секциях в районе пита-
п
ния подстанции QT = У Q(^ (здесь Q^yi — вероятность отказа тяго-
вой сети на 1~н секции). При составлении последнего равенства не
учтены совпадения отказов двух или более секций, вероятность ко-
торых пренебрежимо мала.
В случае одинаковых секций QT = nQ$ qn + qn + qQ (здесь
qn, Qk — вероятности отказов питающей линии в контактной сети на
данной секции; q0 — вероятность отключения секции от выброса
нагрузки).
Следует отметить, что хотя интенсивность отключений от выбро-
сов нагрузок значительно выше интенсивности отказов, вероят-
ность qCi весьма мала, так как питание быстро восстанавливается
благодаря действию устройств автоматического повторного вклю-
чения (АПВ).
Применяя в обозначениях те же индексы, можем найти коэффи-
циент аварийного простоя системы у с Уп г Ут :~= У2в ~т У2а +
"И у2п пук (здесь у2и — коэффициент аварийного простоя группы
питающих линий). В случае раздельного питания у2п = пул-
При среднем времени переключения обесточенной секции на пи-
тание от смежных участков, равном /пср, коэффициент аварийного
простоя линии ул = Х1/Пср.
Ожидаемое время простоя устройств электроснабжения в районе
питания одной подстанции Тс 7300у11Т ч/год.
Далее необходимо сформулировать понятие отказа системы цен-
трализованного питания. Поскольку в таких системах невозможно
178
создать полное взаимное резервирование подстанций, то отказ как
состояние, препятствующее движению транспорта, наступает в слу-
чае отказа хотя бы одной из «подсистем», состоящих каждая из под-
станции с районом питания. Безотказное же состояние системы рав-
носильно совпадению безотказных состояний всех «подсистем»,
которые можно рассматривать как независимые. Таким образом,
N
вероятность отказа системы из W подстанций Qc = 1 — П (1 — Qc/).
1=1
N
Суммарное время простоя в ремонте тс =
ь-i
Децентрализованное питание. Системы децентрализованного пи-
тания, как известно, обладают большой гибкостью, что делает фор-
мулирование состояния отказа затруднительным. Отказ одной из
подстанций создает вынужденный режим системы, отказ двух рядом
стоящих подстанций приводит к «аварийному» режиму, однако дви-
жение все еще может продолжаться, хотя и должно быть сокращено.
В принципе движение может осуществляться и при одновременном
отказе большого количества подстанций, часть из которых смежны
друг с другом.
Рассматривая случай, который принято считать аварийным со-
стоянием, находим, что вероятность Qnc отказа в системе из N под-
станций без учета контактной сети:
для линейной сети:
<?„c = (V-i)P'v -2(i-Pn)2; тпс = (Л' 1) (уаа + та„);
для кольцевой линии:
<?пс =	(1 -	Тпе ~ N (Van + Van)-
где таа, уап — коэффициенты совпадений аварийных простоев двух подстанций
и аварийного простоя одной подстанции с плановым ремонтом другой;
Рп — вероятность безотказной работы тяговой подстанции.
Вероятность отказа подстанции
<?п = 1 ~ ^ип^бв ^ба^2п'
где Роа, Р211 — вероятности безотказной работы блоков линии ввода и пре-
образовательного агрегата и группы коротких питающих
линий.
Коэффициент совпадения аварийных простоев двух подстанций
Yaa = Та = (?бв + Тба + ?2п)3-
Коэффициент совпадения аварийного простоя одной подстанции
с плановым ремонтом другой:
Van ~ 2ЛТа?гь К = Vn + та)«
Если пренебречь совпадениями отказов различных секций, то
вероятность отказа контактной сети:
в линейной сети QKC — (N -р 1) </к;
179
на кольцевых линиях QKC = NqK,
где 7К — вероятность отказа одной секции.
Вероятность отказа системы Qc = Qnc + QKC — QncQKC-
Коэффициент аварийного простоя системы ус — N (уаа + уа11) +
‘ I' Ткс-
Коэффициент для линейной сети укс — (N + 1) ук; для кольце-
вых линий укс = NyK (здесь ун — коэффициент аварийного простоя
секции).
Централизованное параллельное питание. Система централизо-
ванного параллельного питания, как правило, может быть получена
из системы централизованного раздельного питания шунтированием
секционных изоляторов, т. е. попарным объединением смежных сек-
ций контактной сети. Полученная таким образом система питания
отличается от исходной только схемой питания. Все элементы
остаются без изменений и сохраняют показатели надежности, поэтому
сравнение систем питания в этом случае может дать наиболее объек-
тивные результаты относительно того, как влияет на надежность
перевод на параллельную схему питания.
При указанных условиях необходимо сравнивать объединенную
секцию контактной сети и относящиеся к ней питающие линии
с двумя соответствующими элементами системы раздельного питания.
Для простоты предположим, что все секции и все питающие линии
равнонадежны. Отказом системы можно считать такое ее состояние,
которое делает невозможным движение транспорта. Очевидно, такое
состояние может быть обусловлено, в частности, отказом хотя бы
одной из секций тяговой сети. Отказ по этой причине системы одно-
стороннего питания, состоящей из п секций, происходит с вероят-
ностью Qi ~ 1 — (1 — Q')" (здесь Q' — вероятность отказа отдель-
ной секции).
При двустороннем питании вероятность отказа системы Q2 =-
— 1 — (1 — Q")'12 (здесь Q" — вероятность отказа объединенной
секции).
Применяя форму "у бинома Ньютона, находим:
п	п 2
(?! = L ( -	<?2= s
tn — 1	пг= 1
Величины Q' и Q" обычно весьма малы, поэтому в приведенных
разложениях можно пренебречь всеми членами, содержащими Q' и
Q" в степенях выше первой. Тогда	nQ',	а выигрыш
в безотказности при переходе на параллельное питание S = 2Q7Q".
При одностороннем питании Q' = q, при этом q — вероятность
отказа блока «питающая линия — секция контактной сети». При
двустороннем питании отказ объединенной секции происходит по сле-
дующим причинам: отказ одного из блоков «питающая линия — сек-
ция контактной сети» при сохранении рабочего состояния другого
блока с вероятностью 2q (1 — g); одновременный отказ обоих блоков
с вероятностью q1.
180
Суммируя эти вероятности, получим Q" = 2q — q2 2q и S = 1,
т. е. попарное объединение секций контактной сети в системе центра-
лизованного раздельного питания не дает преимуществ в безотказ-
ности.
Стабильность электроснабжения после перевода секций на дву-
стороннее питание будет зависеть от выполнения тех или иных требо-
ваний, и в этом смысле двустороннее питание само по себе также
не обеспечивает каких-либо преимуществ. В большинстве случаев
при объединении секций в контактной сети образуются «мертвые
зоны», не защищенные от коротких замыканий. Это обстоятельство
вынуждает применять дополнительную защиту от малых токов к. з.
При отсутствии такой защиты приходится снижать уставки линейных
выключателей, что приводит к снижению стабильности питания.
Оценка системы параллельного питания по ремонтопригодности
также может быть сведена к анализу ремонтопригодности тяговой
сети. В случае одностороннего питания отказ какой-либо секции
контактной сети в общем случае потребует следующих затрат вре-
мени, определяющих аварийный простой: время для снятия на-
пряжения с секции контактной сети (напряжение снимается с под-
станции); время /аС для ликвидации аварии; время для включения
напряжения с подстанции, примерно равное tY.
Таким образом, полное время аварийного простоя составляет
2/1 г /ас’ а коэффициент аварийного простоя двух секций контакт-
ной сети при одностороннем питании = 2ХС (2^	/ас).
В случае аварии питающей линии аварийный простой будет скла-
дываться из времен: — снятие напряжения; /2 — отсоединение
кабеля от контактной сети; t3 — наложение на секционный изоля-
тор шунтирующей перемычки; tr — подача напряжения с подстан-
ции; /3 — вторичное снятие напряжения перед присоединением от-
ремонтированного кабеля; t3 — снятие шунтирующей перемычки;
/2 — присоединение отремонтированного кабеля; tY — окончатель-
ная подача напряжения.
Предполагается, что ремонт поврежденной линии выполняется
без прекращения движения, т. е. поврежденная секция может полу-
чать питание через соседнюю секцию. В случае если питание через
соседнюю секцию по каким-либо причинам невозможно (например,
из-за превышения допустимого значения падения напряжения),
система не может быть переведена на параллельное питание, т. е.
этот случай следует исключить из рассмотрения.
Таким образом, время аварийного простоя в случае отказа пита-
ющей линии составляет 4/х	2/2 + 2/3, а коэффициент аварийного
простоя двух питающих линий
Тк = 4M2Zi + '2 + /з)«	(1°2)
После объединения смежных секций время аварийного простоя
при отказе контактной сети будет складываться из тех же составля-
ющих, однако, интенсивность отказов объединенной секции при-
мерно вдвое выше, чем каждой из секций одностороннего питания.
181
В результате коэффициент аварийного простоя контактной сети оста-
нется без изменений
^ = К = 2М2/1+'ас)-
В случае аварии питающей линии при параллельном питании
потребуются те же затраты времени, что и при раздельном питании,
за исключением времени для наложения и снятия шунтирующей
перемычки. Отсюда коэффициент аварийного простоя двух линий,
питающих секцию
К--4М2'1 + Ч-	(103>
Сравнение основных систем электроснабжения по показателям
надежности. Как показывает выполненный анализ, системы центра-
лизованного электроснабжения двух основных типов — с раздель-
ным и параллельным питанием — мало отличается друг от друга по
надежности. Выше отмечалось, что по безопасности эти системы прак-
тически равноценны. По ремонтопригодности обе рассматриваемые
системы без учета тяговой сети также равноценны, что непосред-
ственно вытекает из принятого условия^их идентичности по струк-
туре. Одинаковые коэффициенты аварийного простоя имеют также
сопоставимые секции контактной сети этих систем.
Определенные преимущества системы параллельного питания
выявляются при сравнении кабельных сетей постоянного тока. Со-
гласно выражениЯхМ (102) и (103) переход на параллельную работу
дает выигрыш в ремонтопригодности
о  	-|- *2 -р /з
V	YK 2/j-p^
Если для весьма приближенной оценки принять /2 t3 »
то выигрыш в ремонтопригодности питающих линий составит Sv 2.
Более значительную разницу в надежности имеют системы цен-
трализованного и децентрализованного питания. Эти системы ко-
ренным образом отличаются по структуре, что делает невозможным
их сравнение в общем виде, подобно системам раздельного и парал-
лельного питания. В данном случае сравнение может быть сделано
на конкретных примерах, отражающих характерные реально встре-
чающиеся на практике варианты питания. В качестве такого примера
рассмотрим линейную сеть определенной длины (около 10 км), пи-
таемую по централизованной системе от двух трехагрегатных под-
станций либо по децентрализованной системе от шести одноагрегат-
ных подстанций. Питание каждой подстанции в первом варианте
осуществляется по двум кабельным линиям ввода высокого напряже-
ния, работающих поочередно, во втором варианте — по системе
«линия—шина» от тех же двух распределительных пунктов город-
ской электросети.
Согласно расчетам, выполненным по формулам настоящего пара-
графа и данным по надежности элементов, вероятность отказа системы
централизованного питания за 1 год эксплуатации составляет 0,557,
системы децентрализованного питания — 0,492. Таким образом,
182
в данном примере децентрализация питания дает выигрыш в безот-
казности S = 0,557/0,492 = 1,13.
Если же рассматривать системы без учета показателей надежности
контактной сети, вероятность отказа в централизованной системе
составляет 0,09134, в децентрализованной — 0,0045, а выигрыш
в безотказности S — 0,09134/0,0045	20 раз.
По ремонтопригодности система децентрализованного питания
также имеет ощутимые преимущества. Коэффициент аварийного
простоя в рассмотренной системе централизованного питания состав-
ляет 6,622-10“3, время аварийного простоя 48,4 ч/год. Для системы
децентрализованного питания соответствующие показатели равны
4.25-10"3 и 31,1 ч/год. Таким образом, достигается выигрыш в ре-
„ 6,622-10"3	. „
монтопригодиости, равный . ~	_-z • = 1,55.
4	’1U
4.2. Стабильность элементов системы
в предельных режимах
В системах электроснабжения, как известно, могут возникать крат-
ковременные предельные режимы, в той или ипой мере ограничи-
вающие возможности использования системы электроснабжения
либо представляющие опасность для ее технического состояния. Эти
режимы могут возникать либо в результате эпизодических корот-
ких замыканий в тяговых сетях, либо вследствие неблагоприятных
сочетаний нагрузок, вызывающих значительные толчки токов и па-
дений напряжения.
Подобные режимы должны быть подвергнуты анализу с тем, чтобы
при проектировании обеспечить выбор правильных мер по предот-
вращению или ограничению вредных воздействий. В этом отношении
имеется существенное различие между короткими замыканиями и
предельными режимами, вызываемыми перегрузками. Вероятность
или частота случаев коротких замыканий мало зависят от электри-
ческих параметров системы электроснабжения. Вероятность корот-
ких замыканий может быть уменьшена совершенствованием токо-
съема, конструкций контактной подвески, а также организацион-
ными мероприятиями по повышению качества вождения поездов.
Организационные мероприятия по повышению регулярности движе-
ния могут обеспечить и некоторое снижение толчков нагрузок, од-
нако основная причина этих толчков обусловлена самой природой тя-
говых нагрузок. В то же время всегда имеется принципиальная воз-
можность рассчитать и построить систему электроснабжения таким
образом, чтобы избежать вредных последствий этих толчков — от-
ключений питающих линий, повреждения оборудования, глубоких
посадок напряжения; при этом исчезает различие между «толчками»
и просто колебаниями нагрузок.
При расчете системы электроснабжения, наладке устройств за-
щиты и автоматики, а также в отдельных случаях при эксплуатации
системы представляют интерес следующие предельные режимы:
183
короткие замыкания в тяговых сетях, которые могут приводить
к повреждениям оборудования и к отжигу контактного провода;
пики нагрузки контактной сети, вызывающие нарушения стабиль-
ного электроснабжения в результате отключения линейных автома-
тических выключателей;
глубокие посадки напряжения в контактной сети, которые могут
вызывать срабатывания нулевых реле подвижного состава и образо-
вание сбоев.
Токи коротких замыканий и условия защиты от них. Надежность
системы электроснабжения любого типа в значительной степени или
почти целиком определяется надежностью тяговой сети. При этом
самым уязвимым звеном является контактная сеть, в наибольшей сте-
пени подверженная неблагоприятным воздействиям многочисленных
факторов и не содержащая резервных элементов. Примерно 30 %
внезапных отказов контактной сети приходится на короткие замы-
кания. Короткие замыкания могут косвенным образом увеличивать
и количество постепенных отказов, возникающих вследствие частич-
ного отжига контактного провода. Таким образом, полную защиту
контактной сети, а также питающих линий от токов коротких замы-
каний следует считать обязательным условием правильного проек-
тирования и эксплуатации системы электроснабжения.
В зависимости от места возникновения короткие замыкания
можно разделить па замыкания вблизи тяговой подстанции и замы-
кания в удаленных точках контактной сети. В первом случае корот-
кие замыкания сопровождаются значительными токами, защита от
которых сравнительно просто осуществляется с помощью быстро-
действующих автоматических выключателей. Современные выклю-
чатели являются высоконадежными аппаратами, обеспечивающими,
как правило, достаточно быстрое отключение короткозамкнутой
цепи.
Значительно сложнее выполнить защиты сети от малых токов
к. з. Так как линейный выключатель по условию стабильности пи-
тания должен настраиваться на расчетную максимальную нагрузку,
малый ток к. з. оказывается меньше уставки выключателя. Таким
образом, линейный выключатель непосредственно не может выпол-
нять функции защиты от малых токов к. з.
Условие полной защиты тяговой сети от токов к. з. с по-
мощью линейного выключателя
/у 0,85/кз П11П,
где /у — ток уставки выключателя;
Л«пгш — минимальное значение тока к. з. в наиболее удаленной точке сети;
0,85 — поправочный коэффициент, учитывающий возможные погрешности
настройки выключателя и разброс фактических токов срабаты-
вания.
Для обеспечения же стабильного режима питания уставка вы-
ключателя должна быть выше расчетной максимальной нагрузки
/р с учетом той же 15 %-ной поправки, т. е. /у 1,15/р.
184
Отсюда следует, что линейный выключатель может обеспечить
полную защиту секции контактной сети только в том случае, если
Д«3 ПНП 1,35/р
/ ~ "nd-l- +	,1 лл\
Яис + Як + Якс+Л ’	(	}
где	1/ц — номинальное напряжение на шинах подстанции;
— доля потери напряжения в агрегате при номинальной
нагрузке (Кг = 0,054-0,07);
/\2 » 0,05 — коэффициент, учитывающий колебания напряжения в ли-
ниях питания высокого напряжения подстанции;
Д(7д — падение напряжения в дуге;
/?к, Яке, Яр — сопротивления кабельной, контактной и (для трамвая)
рельсовой сетей;
10^
RI1C ~ —m~d----внутреннее сопротивление подстанции с Л,га агрегатами мощ-
™ а' п
ностыо каждый Рн.
Если условие (104) не выполняется, требуется установка спе-
циальных защит от малых токов к. з. Защиты тяговых сетей от ма-
лых токов к. з. можно разделить по принципу действия на несколько
групп: максимальная токовая и токовременпая защита, потенциаль-
ная, тепловая, высокочастотная и защиты (импульсные), реагирую-
щие на характер изменения тока к. з. Для городского транспорта
наибольший интерес представляют токовременная защита, импульс-
ные защиты и тепловые. Широкое практическое применение нашли
лишь токовременные защиты.
Анализ соотношений токов к. з. и толчков тяговой нагрузки сви-
детельствует о том, что защита тяговых сетей от токов к. з. и перегру-
зок является задачей, которая при проектировании часто не может
быть решена применением какого-либо одного электрического аппа-
рата. Использование испытателя сопротивления линии следует счи-
тать обязательным в любых условиях, так как это позволяет исклю-
чить повторные включения неисправных линий, и в первую очередь—
повторные включения при близких коротких замыканиях с боль-
шими токами к. з.
Остальные средства защиты не всегда должны применяться одно-
временно. Комплекс защиты определяется конкретными условиями
в каждом из возможных случаев. Для ориентировки при вы-
боре комплекса защитных средств можно учесть следующие поло-
жения.
1.	Минимальный ток к. з. превышает на 30 % или более расчет-
ную максимальную нагрузку, что обеспечивает высокую надежность
работы автоматического выключателя. В этом случае для обеспече-
ния надежной защиты линии требуется быстродействующий автома-
тический выключатель и испытатель сопротивления линии.
2.	Расчетная максимальная нагрузка менее чем на 20 % превы-
шает минимальный ток к. з. При этом условии не обеспечивается на-
дежная работа автоматического выключателя. Надежная защита от
токов к. з. обеспечивается автоматическим выключателем, дополни-
тельной защитой от малых токов к. з. и испытателем сопротивления
линии.
185
3.	Максимальная нагрузка существенно больше чем на 20 %
превышает минимальный ток к. з. В этом случае применение импульс-
ной защиты не всегда обеспечивает надежную работу и требуется
применение тепловой защиты пли импульсной совместно с тепловой.
Совместное использование импульсной и тепловой защит позволяет
не только исключить ложные срабатывания от импульсной защиты
уменьшением ее чувствительности, но и предотвратить в большинстве
случаев пережог контактного провода, возможный при одной тепло-
вой защите. Применение только тепловой защиты может быть оправ-
дано лишь тогда, когда исключены условия для пережога контакт-
ного провода, например, при надежной изоляции поверхности трол-
лейбусных штанг.
Наиболее надежно работающим комплексом защитных элементов
в третьехм случае следует считать: автоматический выключатель, то-
ковременную защиту или импульсную защиту с переменной чувстви-
тельностью, тепловую защиту и испытатель сопротивления линии.
Следует подчеркнуть, что тепловая защита неработоспособна
тогда, когда питание контактной сети осуществляется одним кабелем
в обе стороны от кабельного вывода и при параллельно работающих
кабелях одной подстанции в случае отсутствия на сети секционной
защиты.
Влияние неравномерности тяговых нагрузок на стабильность
работы питающих линий. Тяговая нагрузка любого звена системы
электроснабжения непрерывно колеблется во времени. Эти колеба-
ния имеют характер случайного процесса, они обусловлены весьма
разнообразными комбинациями токов, потребляемых отдельными
поездами.
Эпизодические выбросы суммарной нагрузки питающей линии за
уровень уставки линейного выключателя приводят к обесточива-
нию линии, т. е. к нарушению нормального режима питания секции.
Обстановка на линии, послужившая причиной нарушения стабиль-
ности, усугубляется, так как с возобновлением питания вследствие
потери скорости поезда переходят на режим потребления больших
токов. Кроме того, резко увеличивается вероятность одновремен-
ного трогания нескольких поездов.
Поэтому нарушение стабильности питания часто не ограничи-
вается однократным отключением, а приводит к серии безуспешных
АПВ. Эго в свою очередь связано с тенденцией к сбою движения,
т. е. к такому нарушению регулярности, которое требует вмешатель-
ства диспетчерской службы.
Частые отключения автоматических выключателей сопровож-
даются значительным износом контактов и делают неизбежным уве-
личение расходов па содержание и ремонт выключателей.
Пиковые нагрузки же вследствие их кратковременности, как пра-
вило, не представляют опасности для оборудования и токоведущих
частей. Поэтому отключения питающих линий от пиков нагрузки
нежелательны и рассматриваются как «ложные» отключения.
Частоту этих отключений можно уменьшить, повышая уставку
автоматического выключателя. Однако уставка, как показано на
186
стр. 184. Fie должна быть больше минимального тока к. з. секции.
Таким образом, токи к. з. и соображения стабильности питания
часто предъявляют к уставке выключателя противоречивые требо-
вания.
Следует отметить, что традиционный термин «максимальные на-
грузки» вследствие изложенного утрачивает свой непосредственный
смысл. Максимум нагрузки (в строгом смысле) всегда равен сумме
максимальных (пусковых) токов всех поездов и обычно представляет
собой очень большое значение, вероятность появления которого ис-
чезающе мала.
Для питающих линий расчет максимальных нагрузок в первую
очередь сводится к определению уставок линейных выключателей.
Этот расчет можно свести к последовательному решению двух задач:
оценке неравномерности нагрузки посредством тех или иных показа-
телей; выбору предельных значений этих показателей и на этой ос-
нове — ограничению нагрузки некоторым допустимым значением.
Наибольшие принципиальные затруднения вызывает решение
первой задачи. Оно имеет целью отыскание зависимости между по-
казателями неравномерности нагрузки и теми параметрами, которые
являются исходными данными электрического расчета: количеством
поездов, характеристиками подвижного состава и условий движе-
ния. Вследствие случайного характера нагрузки упомянутые показа-
тели могут иметь смысл лишь статистических величин либо вероят-
ных прогнозов.
Вторая задача сводится к установлению некоторого расчетного
максимума тягового тока как такого уровня пеотключаемой пере-
грузки, который является оптимальным в технико-экономическом
отношении и допустимым по условиям надежности электроснабжения.
В качестве показателей неравномерности тяговой нагрузки наи-
более правильно использовать среднюю частоту выбросов нагрузки
за произвольно задаваемые уровни и среднюю длительность одного
выброса. Эти величины наиболее просто поддаются нормированию
по допустимой частоте отключений сети и перегрузочной способности
оборудования.
При однотипном подвижном составе и сходных системах электро-
снабжения имеется устойчивое соответствие между частотой и дли-
тельностью выбросов и вероятностью появления нагрузки, превы-
шающей данный уровень. Поэтому первые научно обоснованные ме-
тоды расчета максимальных тяговых нагрузок, разработанные в 30-х
годах, базировались на нормировании допустимой вероятности пре-
вышения нагрузкой расчетного уровня. В результате первая из ука-
занных выше задач была сведена к отысканию распределения тяго-
вых нагрузок.
Наиболее полное теоретическое исследование распределений тя-
говых нагрузок применительно к проблеме максимальных нагрузок
было проведено В. Е. Розенфельдом, который получил как точные,
так и упрощенные формулы для определения расчетных максимумов.
По точным формулам максимум определяется непосредственно по
заданной вероятности превышения р, а по упрощенной формуле
187
принимается фиксированная величина р 10"*. Соответствующий
уровень нагрузки находится с учетом асимметрии и эксцесса как
показателей, характеризующих распределения нагрузки от нормаль-
ного закона.
Однако со временем схемы электроснабжения, подвижной состав
и условия его работы становились все более разнообразными, и
между вероятностью и частотой превышений некоторого уровня на-
грузки уже невозможно было установить даже приблизительно одно-
значное соответствие. Указанные обстоятельства заставили пересмо-
треть методы определения максимальных нагрузок и разработать
такие методы, которые непосредственно связывали бы определение
расчетного максимума с допустимььм числом отключений и длитель-
ностями неотключаемых перегрузок, т. е. с характеристиками вы-
бросов. Естественно, возникает надобность лишь в приближенных
методах, поскольку само число отключений не поддается нормиро-
ванию.
Характеристики выбросов трамвайных и троллейбусных тяговых
нагрузок и разработка на этой основе методов определения макси-
мальных нагрузок явились предметом теоретических и эксперимен-
тальных исследований, проведенных в Академии коммунального
хозяйства им. К. Д. Памфилова, например, [11]. Эти исследования
выполнены при следующих основных допущениях: напряжение в кон-
тактной сети постоянно; потребляемые поездами токи независимы
друг от друга.
Падение напряжения в контактной сети в пределах требуемой
точности расчетов не оказывает существенного влияния на характе-
ристики выбросов нагрузки, если оно не превышает нормированного
значения, и поэтому может не учитываться.
Второе допущение оправдывается тем, что отклонения движения
поездов от установленного распределения в пределах от —1 до -|-2 мин
по ПТЭ считаются допустимыми, фактически же имеют место и зна-
чительно большие отклонения. Независимость поездных нагрузок,
как отмечалось в гл. 1, принята за основу современных аналитиче-
ских методов расчета тяговых сетей.
Принципиально можно представить себе три возможных схемы
питания секции контактной сети: одностороннее; двустороннее —
с расположением питающих пунктов на концах секции; двусторон-
нее — с расположением, по крайней мере, одного из питающих пунк-
тов на некотором расстоянии от конца секции.
Эти три схемы приводят к несколько различным зависимостям
между уровнями нагрузки и характеристиками выбросов. В упомя-
нутых работах исследованы исключительно схемы одностороннего
питания. Экспериментальные исследования схем двух других типов
требуют весьма больших затрат труда и времени. Кроме того, возни-
кают значительные трудности в подборе достаточно большого коли-
чества однотипных эксплуатируемых участков, которые могли бы
служить объектами статистических обследований. Поэтому искались
возможности поставить задачу каждый раз таким образом, чтобы
вычисление требуемых характеристик могло быть сведено к опре-
188
делению соответствующих характеристик при одностороннем
питании.
В течение каждого из пиков интенсивности движения (утром и
вечером), а также в межпиковые периоды количество поездов на
участке питания постоянно, что дает основание считать тяговую
нагрузку в эти периоды стационарным случайным процессом. Вы-
бросы нагрузки за какой-либо фиксированный уровень в такой пе-
риод образуют стационарный случайный поток. Этот поток является
ординарным, так как вероятность двух выбросов за какой-либо из
верхних уровней в течение малого промежутка времени весьма мала
по сравнению с вероятностью одного выброса. Поскольку интерес
представляют лишь достаточно редкие выбросы (не более 1—2 раза
в час), естественно считать, что соседние выбросы происходят по
разным причинам и, следовательно, независимы друг от друга. При-
веденные соображения дают основание считать последовательность
выбросов нагрузки в области расчетного максимума простейшим
(пуассоновским) потоком, для полной характеристики которого до-
статочно найти интенсивность, т. е. среднее число выбросов в единицу
времени. Интенсивность (частота) выбросов пропорциональна плот-
ности распределения случайной функции. Этот результат касается
широкого класса случайных функций. В частности, для тяговой на-
грузки при любой схеме питания
Л (<) = у - %(т)|х=0 / (<•).	(105)
где X (г) — частота выбросов нагрузки за уровень г,
I (/) — плотность распределения нагрузки;
1|о — корреляционная функция нагрузки.
Таким образом, при каждой схеме питания задача определения
частоты выбросов нагрузки сводится к отысканию закона ее распреде-
ления и к вычислению корреляционной функции. Для указанных
выше трех типичных схем питания эту задачу удалось решить. В ре-
зультате получены формулы для определения расчетной максималь-
ной нагрузки /р питающей линии из условия в среднем X автоматиче-
ских отключений линий в единицу времени (час, месяц) от толчков
нагрузки. Уставка выключателя получается умножением /р на коэф-
фициент запаса, учитывающий разброс фактических токов срабаты-
вания и неточности наладки. Для облегчения выбора уставок вы-
ключателей на рис. 65 для одностороннего, а на рис. 66 для двусто-
роннего питания приведены номограммы для определения /р.
Влияние колебаний напряжения в контактной сети на стабиль-
ность работы подвижного состава. Если уровень напряжения в сети
и среднее (по длине секции) падение напряжения определяют воз-
можность движения с той или иной средней скоростью, то кратковре-
менные глубокие посадки напряжения затрудняют нормальную экс-
плуатацию подвижного состава вследствие эпизодических срабаты-
ваний нулевых реле, приводящих к распадению силовой схемы
поезда.
189
т^ч'1 Л',мес
0,03 ±5
0,05-_w
0,08
-15
0,1 -
0,12 -20
-40
-45
-50
-55
0,35-- Sq
0,4-55
-70
-75
-80
-85
.-90
-100
0,25-
0,3
0,45-
0,5-
0,55-
0,6-
Рис. 65. Номограмма для определения расчетной максимальной нагрузки ли-
нии при одностороннем питании
Современный подвижной состав трамвая и троллейбуса снаб-
жается, как правило, реле минимального напряжения с устав-
кой 300 В. Эту уставку можно считать предельно допусти-
мым кратковременным значением напряжения в контактной
сети.
Колебания напряжения в какой-либо точке контактной сети яв-
ляются случайным процессом, по своему характеру близким к про-
цессу колебания тяговых нагрузок. Это сходство обусловлено той
непосредственной связью, которая существует между сетевыми на-
грузками и напряжениями.
Как и в предыдущем параграфе, здесь целесообразно рассмотреть
в отдельности основные возможные схемы питания контактной сети.
Для каждой из этих схем необходимо выявить зависимости частоты
и средней длительности выбросов падения напряжения U (/) от за-
данных значений.
190
Рис. 66. Номограмма для определения расчетной максимальной нагрузки ли-
нии при двустороннем питании
Одностороннее питание. В соответствии с замечаниями, сделан-
ными выше, аналогично уравнению (105) будем иметь
*0 (t/; х) = —/-	(0; X) /0 (U; х),
у
где (СУ; х) — частота выбросов падения напряжения за уровень [/ив точке сек-
ции с координатой х относительно питающего пункта;
fo — плотность распределения падения напряжения в точке х;
'ФоС, (г; х) — корреляционная функция падения напряжения в точке х.
Математическое ожидание падения напряжения в точке х равно
( м
5 Uhx\ = UkxE{M},
т. e.
Irxn
191
Отсюда следует, что Ux достигает наибольшего значения в конце
участка, т. е. при х L: UL -- Z~-.
Как и в предыдущем параграфе, задача сводится к определению
плотности распределения и корреляционной функции падения напря-
жения в произвольной точке сети. Решение задачи показывает, во-
первых, что и корреляционная функция и частота выбросов падения
напряжения имеют максимум в конце участка, т. с. в точке L. Во-
вторых, частота выбросов за уровень U в конце участка
}„(U;L)—Qe	'^L	(106)
Для трамвайной линии, ч-1
Q = (120 + 60/т - 3/22) |Л(4 — 0,22/г)/(5 — 0,22n),	(107)
для троллейбусных линий, ч-1
Q (120 + 60/г — Зп2) К(2,5 — 0,14п)/(3,5 — 0,14//).	(108)
Полученные формулы позволяют рассчитать вероятности превы-
шения допустимого уровня падения напряжения, а также среднюю
частоту и длительность Q этих превышений. В качестве такого уровня
целесообразно рассмотреть t/max = 300 В, что соответствует нижнему
пределу уставки реле минимального напряжения на подвижном
составе.
Вероятность превышения уровня 300 В в конце секции
P{U>300}= 1 — Fo (300),
где Fq (U) — функция распределения падения напряжения:
Согласно данным параграфа 2.3 примем допустимое падение на-
пряжения UL = 170 В.
В табл. 15 приведены результаты расчетов для трамвая при
двух значениях квадрата коэффициента вариации поездного тока:
[3 = 0,5 и Р = 0,8 в предположении пуассоновского распределения
количества поездов на секции. Для сравнения рассмотрен противо-
положный случай — движение полностью упорядочено (D = 0).
Таблица 15
п	°{Л1}	п	р{\и > > 300}	X, ч-1	0, с	6	D {Л1}	п	P(bU > >300}	Z, Ч"1	0, с
0,5	п	5	0,11314	154	2,65	0,5	0	5	0,04393	74,4	2,13
		10	0,04272	72,8	2,12			10	0,00776	17,1	1,63
		15	0,01876	35,5	1,81			15	0,00154	4,1	1,35
0,8	п	5	0,13567	174	2,8	0,8	0	5	0,0708	108,5	2,34
		10	0,05938	94,5	2,22			10	0,01876	37	1,82
		15	0,02877	52	1,89	1	1	15	0,00554	12,8	1.55
192
Как видно, средняя частота превышений выбросами падения на-
пряжения уровня 300 В существенно зависит от степени упорядочен-
ности движения; средняя же длительность выбросов вообще мало
зависит от и, р и D |Л4|.
Относительно малые значения 0 указывают на незначительную
вероятность сбоя движения из-за выбросов падения напряжения,
однако достаточно большие значения X могут затруднить обеспечение
стабильности работы подвижного состава. Следовательно, нет осно-
ваний считать принятое выше (гл. 2) значение £ {At/} = 170 В
заниженным, несмотря на то влияние, которое оно в определенных
условиях может оказать на экономические показатели систем элек-
троснабжения. Эти же выводы справедливы для нормы Л(7ДОП =
= 150 В, регламентирующей допустимое падение напряжения в тяго-
вой сети систем питания скоростных линий трамвая.
Двустороннее питание по симметричной схеме. Исходная формула
для двустороннего питания имеет вид, аналогичный выражению
(141). Частота выбросов и корреляционная функция для рассма-
триваемой схемы питания достигают наибольших значений в середине
участка. Частота выбросов за уровень U в точке с координатой L/2
2<т^/2 ,	(109)
где Q — определяется формулами (107) и (108).
Анализ полученных результатов показывает, что при симметрич-
ном двустороннем питании напряжение в контактной сети в меньшей
степени подвержено колебаниям. Выигрыш в стабильности напря-
жения (в процентах) определим как (1 — р), в которой
Хс ((/; Lc/2)
Р Ао (U; Lo) ’
где Lo, Lc — соответственно длины секций при одностороннем и симметричном
двустороннем питании.
Сравнение этих схем имеет смысл лишь при сопоставимых усло-
виях. В качестве таких условий, очевидно, следует выбрать равен-
ство частот движения в том и другом случаях, равенство максималь-
ных значений среднего падения напряжения в контактной сети.
Следствием из второго условия является равенство
Лс-^с = 4n0L0,
где л0, пс — средние числа поездов при одностороннем и двустороннем питании.
С учетом первого условия получаем, что пс — 2п0 и £с = 2£0-
Это, по существу, соответствует объединению двух смежных секций,
питаемых с противоположных концов.
Из формул (106) и (109) получаем
р = ехр
(U - ит)2
2п| J’
7 Тарнижевский М. В. и др.
193
Если принять для чисел поездов распределение Пуассона, то:
2	ъ •	9	а6
а° “	3	’	°* ~	48	“ ~2~ •
Тот же результат получим и при постоянном числе поездов, т. е.
при D = 0. Таким образом,
р = ехр
2°о	1’
(110)
Из формул (НО) следует, что значение р меньше единицы при лю-
бых рассматриваемых падениях напряжения, не равных среднему
падению напряжения. Иными словами, при сопоставимых условиях
двустороннее питание обеспечивает выигрыш в стабильности напря-
жения, который увеличивается по мере повышения рассматриваемых
уровней напряжения. Для среднего напряжения получаем р =- 1,
т. е. частота колебания напряжения непосредственно около среднего
уровня не зависит от схемы питания. Значения (1 — р) при U —
= 300 В и Um = 170 В приведены в табл. 16.
Как видим, выигрыш в стабильности при схеме двустороннего
питания достигает 30—100 %.
Несимметричная схема двустороннего питания. При такой схеме
питающие пункты находятся на некотором удалении от концов сек-
ции. Очевидно, что максимумы частот выбросов падения напряжения
за какой-либо фиксированный уровень будут находиться в такой
секции на ее концах и в середине участка, заключенного между
питающими пунктами.
Таблица 16
D {М} - п
р	0,5				0,8			
п	3	5	10	15	3	5	10	15
(1 - р) %	35,6	51,8	76,8	88,8	30,5	45,7	70,5	84,0
D {М} - 0
₽	0,5				0,8			
п	3	5	10	15	3	5	10	15
(1 - р) %	58,4	76,8	94,8	98,8	33,5	64,6	87,6	95,7
194
Расчет частоты выбросов можно вести вследствие независимости
нагрузок смежных участков отдельно для каждой части секции.
Консольные участки питания можно рассматривать как секции одно-
стороннего питания, а среднюю часть — как секцию симметричного
двустороннего питания. Средние токи нагрузки можно устанавли-
вать отдельно для каждого из участков питания. Рассчитанные таким
образом токи не участвуют в создании выбросов падения напряже-
ния на других участках — питающие пункты можно считать своего
рода «фильтрами» нагрузок и падений напряжения.
Глава 5.
ТЯГОВЫЕ ПОДСТАНЦИИ
ТРАМВАЯ И ТРОЛЛЕЙБУСА
5.1.	Электрические схемы
тяговых подстанций
Электрическая структурная схема тяговой подстанции (рис. 67 и 68)
является одним из основных технических документов. На основании
этой схемы можно судить о количестве и схемах питающих вводов,
системах шин 10 или 6 кВ и 600 В, числе преобразовательных агре-
гатов, видах защиты, числе питающих линий 600 В, оборудовании
и схеме собственных нужд (СН) и т. д.
Рассмотрим полную структурную схему трамвайно-троллейбус-
ной трехагрегатной автотелеуправляемой тяговой подстанции (см.
рис. 67). Подстанция имеет три преобразовательные агрегата, восемь
положительных питающих и восемь отрицательных питающих
линий. Резервирование положительных питающих линий осущест-
вляется при помощи запасного выключателя и запасной шины.
Вводы 10 или 6 кВ снабжены максимальной токовой защитой и
схемой АВР. Защита преобразовательных агрегатов — максималь-
ная токовая с отсечкой. Защита выпрямителей от токов обратного
направления. осуществляется катодными быстродействующими вы-
ключателями ВАБ-43. Защита положительных питающих линий про-
изводится выключателями ВАТ-43. Собственные нужды переменного
тока состоят из двух трансформаторов СН, один из которых под-
соединен непосредственно к вводу 10 кВ (поэтому городской ввод
отсутствует и шины СН несекционированы).
Схема одноагрегатной подстанции (см? рис. €8) значительно
проще многоагрегатной: распределительное устройство (РУ) 10 или
6 кВ состоит всего из трех ячеек и имеет только один масляный вы-
ключатель (на присоединении преобразовательного агрегата); су-
щественно упрощен ввод 10 или 6 кВ, имеющий в своей цепи только
разъединитель; нет необходимости в катодном выключателе; РУ
7*	195
600 В комплектуется из четырех ячеек. На подстанции отсутствует
резервное оборудование, поскольку вся подстанция полностью резер-
вируется по контактной сети со смежными подстанциями. Этим
обусловлена простота обслуживания и управления одноагрегатной
подстанции.
Вид структурной электрической схемы тяговой подстанции во
многом зависит от схемы первичного электроснабжения, т. е. от
схемы подключения тяговых подстанций к центрам питания энерго-
системы. Следует иметь в виду, что тяговые подстанции трамвая и
Bhd ,,ji" 10 нВ
ВОод „<x‘f Ю кВ
HTHK’6(rt/
внпз-ю/боо^УТП1Н0
пвт-ю
РВ-10/600
6(10)кВ
РВФЗ-Ю/бОО
СННЧ
РВЗ~ 10/600
типу -zoo о
ВАТЧЗ-
zooo/юл
г-бвклЕ-
-1000/600н
ВППд-10/600 \ -^-1
с приводом \ , I
03'11	Г~]7
РВЗ-10/600
TpCHN'Z
TM-Z5/6/10/
Z5kBA
РВ-Ю/600/	) p8tp3-iQlMo
I _т
втвг
ВВодное
устройство СН
Рис. 67. Структурная электрическая схема трехагрегатной тяговой подстанции
196
пкт-ю
-600В
А'313 k
PBK-10/Z000
с прибодом
ПР-3
ВА6~ЬЗ-kOOO/Юк
РВ к-ю/зооо
*600 Б
* * V Вез приВода
-600В
5?
троллейбуса при централизованной схеме электроснабжения яв-
ляются потребителями второй категории, а при децентрализованной
схеме — третьей категории надежности.
Вводы 10 и 6 кВ могут быть присоединены к сборным шинам тя-
говой подстанции по одному из вариантов, изображенных на рис. 69.
Простейший вид присоединения ввода возможен при первичном пи-
тании по схеме блока линия — преобразовательный агрегат
(рис. 69, а). В этом случае линия непосредственно питает преобразо-
вательный агрегат и защита устанавливается на головном участке.
При наличии двух вводов 10 или 6 кВ их присоединяют к шинам
через шинные разъединители (рис. 69, б). Это позволяет работать на
РВЗ~ 10/600/
В МП 3-ю-630
РВК-10/2000
Защита от понижения
напря женил
влт-н-гооо/мо
РВК-Ю/2000
Шины 6(10) кв
Приборы измерения
и учета электро-
энергии
ИТ?
РВК-
с целе РДШ-1500
-600В
1 РВК-
\10/2006
Р в-10/600
рр 6
' (Ю)кВ
Рис. 68. Структурная электрическая схема одноагрегатной тяговой подстанции
197
В0од* а 6ПО) нВ В
Земляная
'защита
РВФЗ ~10/600
ПЗ-11
РВЗ-Ю/600
тип о- 2000ро Hi
26ВКЛЕ-
1000/600Н
А
РВК-Ю12000
\7
+ 600 В
Максимальная QU рр рр
токовая защи-Срр'
та, защита
\ от перегрузки,
I газовая защита
ТТиВ
Wh

6У
Рис. 69. Схема вводов 10 или 6 кВ:
а — ввод питания по схеме блока «ли-
ния — преобразовательный агрегат»
б — упрощенный ввод без выключате-
лей; в и г — ввод с выключателем и с
присоединением трансформатора напря-
жения соответственно к шинам и к вво-
ду; 1 — линейный разъединитель ввода;
2 — трансформатор тока; 3 — выклю-
чатель; 4 — шинный разъединитель
ввода; 5 — разъединитель трансфор-
матора напряжения; 6 — предохрани-
тель; 7 — трансформатор напряжения;
8 — линейный разъединитель с зазем-
ляющими ножами
лем с заземляющими ножами.
одном из вводов, а другой держать
в качестве резерва. Поскольку разъе-
динителями включать и выключать
линию под нагрузкой нельзя, нагруз-
ка с шин снимается отключением
выключателей агрегатов. Переход
с одной питающей линии 10 или
6 кВ на другую осуществляется на
подстанции энергосистемы после со-
ответствующего согласования по те-
лефону с диспетчером.
Перечисленные неудобства и не-
обходимость иметь защиту вводов
на тяговой подстанции вызывают
необходимость иметь выключатели
для вводов 10 и 6 кВ. Для обеспе-
чения требований техники безопас-
ности при ревизии выключателя
приходится при этом устанавливать
два комплекта разъединителей
(рис. 69, в). В соответствии с требова-
ниями ПУЭ все вводы 10 или 6 кВ
должны снабжаться разъедините-
Заземляющие ножи служат для об-
легчения заземления линии при постановке ее в ремонт, так как
последняя может оказаться под напряжением в результате ошибоч-
ного действия персонала. В воздушных линиях заземление предохра-
няет персонал от действия емкостных зарядов и грозовых разрядов.
В кабельных линиях заземление, кроме того, служит для опреде-
ления мест повреждения, когда необходимо закорачивать все три
фазы.
Линейные разъединители с заземляющими ножами имеют меха-
ническую или электрическую блокировку с основными разъедини-
телями. При отсутствии разъединителей с заземляющими ножами
при ремонтах устанавливают переносные заземления. Основные
разъединители в свою очередь сблокированы с положением выклю-
чателя. Эти блокировки необходимы для устранения неправильных
действий персонала по операции с разъединителями под нагрузкой.
Присоединение трансформатора напряжения может осущест-
вляться к шинам (см. рис. 69, в) или к вводу (рис. 69, г). В автотеле-
управляемых подстанциях следует отдавать предпочтение последнему
варианту, так как в этом случае с диспетчерского пункта можно кон-
тролировать напряжение резервного ввода, хотя в конструктивном
отношении такое решение несколько сложнее. Правила устройства
электроустановок допускают присоединение трансформатора напря-
жения без разъединителей (см. рис. 69, г), что значительно упрощает
конструкцию РУ.
Сборные шины 10 или 6 кВ на тяговых подстанциях могут быть
простыми (несекционированными) при децентрализованной системе
198
питания, секционированными и двойными для многоагрегатных под-
станций централизованной системы.
Схема РУ постоянного тока одноагрегатной автотелеуправляемой
подстанции, работающей в децентрализованной системе питания,
представлена на рис. 70, а. При такой системе секционные изоляторы
на контактной сети устанавливаются у тяговых подстанций, и от
шин постоянного тока подстанции отходят только две положитель-
ные питающие линии 5.
Одноагрегатная подстанция не имеет резервного оборудования.
Для сохранения режима параллельной работы двух смежных под-
станций предусмотрен секционный выключатель 4, включаемый при
выходе из строя данной подстанции. Поскольку при этом секцион-
ный выключатель оказывается на токоразделе между двумя смеж-
ными подстанциями, его уставка делается значительно ниже, чем
у линейных выключателей. Этим обеспечивается защита от малых
токов к. з.
На подстанции предусмотрены в отрицательных питающих ли-
ниях 6 два кабеля, работающих параллельно для обеспечения необ-
ходимого сечения и для увеличения надежности работы.
Одно-, двухагрегатные подстанции небольших мощностей (до
1200—2000 кВт), имеющие три-четыре положительные питающие ли-
нии, требуют резервирования выключателей этих линий. Простей-
шим видом резервирования может быть обходной управляемый
Рис. 70. Варианты схем РУ постоянного тока одноагрегатной подстанции с двумя
питающими линиями (а); одно-, двухагрегатной подстанции с тремя-четырьмя пи-
тающими линиями небольшой мощности (б); многоагрегатной подстанции с ре-
зервированием выключателей постоянного тока (в):
1 — главный трансформатор преобразовательного агрегата; 2 — выпрямитель; 3 — вы-
ключатель положительной питающей линии; 4 — секционный выключатель; 5 — положи-
тельная питающая линия; 6 — отрицательная питающая линия; 7 — секционный изолятор
контактной сети; 8 — запасной выключатель; 9 — отрицательная шина; 10 — положи-
тельная шина; 11 — запасная шина; 12 — катодный выключатель; 13 — управляемый разъ-
единитель
199
22O/1Z7B
Рис. 71. Схемы СН переменного тока с одним трансформатором и с одной секцией
шин СН (а); с двумя трансформаторами и с двумя секциями шин СН (б); с
двумя трансформаторами и с одной секцией шин СН без городского ввода (в)
разъединитель 13 между смежными положительными питающими
линиями (рис. 70, б). При выходе из строя любого выключателя на
смежный приходится две положительные питающие линии, что тре-
бует увеличения тока уставки выключателя. От отрицательной шины
отходят отрицательные питающие линии, оборудованные разъеди-
нителями. На троллейбусных тяговых подстанциях отрицательная
шина через разъединитель может быть подключена к заземляющему
устройству подстанции, этот разъединитель включают на период
производства работ.
В схеме наиболее распространенного РУ 600 В многоагрегатной
подстанции (рис. 70, в) все линейные выключатели резервированы
одним запасным выключателем.
На рис. 71 показаны схемы СН переменного тока. Обычно па под-
станции предусматривается один трансформатор СН и городской
ввод, при отключении трансформатора происходит включение го-
родского ввода.
Переключение происходит, как правило, автоматически при по-
мощи контакторов Л/ и 7(2 (см. рис. 71, а).
На мощных тяговых подстанциях для повышения надежности
обычно применяют два трансформатора СН (см. рис. 71, б). Со сто-
роны шин 10 или 6 кВ оба трансформатора нормально находятся
под напряжением, однако на шины СН включен лишь один из них.
200
Второй трансформатор СН включается при помощи контактора К2
лишь в том случае, если исчезает напряжение на первом. В свою
очередь при отсутствии напряжения на втором трансформаторе кон-
тактором КЗ включается городской ввод. Размыкающимся контак-
том контактора КЗ при этом отключается первая секция шин СН.
Это делается для того, чтобы снизить нагрузку на городской ввод.
Так как городской ввод питает только часть нагрузки, на вторую
секцию шин подключают такие потребители, перерыв в элек-
троснабжении которых недопустим даже при отключенных пре-
образовательных агрегатах (например, освещение, сигнализация
и т. п.).
Шины СН переключаются с рабочего трансформатора на резерв-
ный и на ввод низкого напряжения при помощи схемы автоматиче-
ского аварийного переключения. Применение двух трансформаторов
СН позволяет существенно сократить мощность резервного ввода, что
облегчает присоединение его к городским трансформаторным подстан-
циям и часто значительно сокращает затраты при строительстве под-
станций.
Если первичное питание подстанции осуществляется по двум
кабелям, идущим от разных питающих центров, весьма целесообраз-
ным является включение второго трансформатора СН на резервный
ввод до масляного выключателя (см. рис. 71, в). При такой схеме
городской резервный ввод вообще не нужен.
В схеме СН подстанций нейтраль трансформатора СН обычно
заземляется через пробивной предохранитель. При таком решении
замыкание одной фазы на землю не вызывает опасных токов к. з.
Подстанция в этом случае может работать до тех пор, пока не пред-
ставится более удобное время для отыскания и ликвидации однофаз-
ного замыкания.
5.2.	Аппараты распределительных устройств
переменного тока
Распределительные устройства (РУ) переменного тока по номиналь-
ному напряжению подразделяют на две группы: до 1000 В и выше
1000 В. К аппаратам РУ до 1000 В относятся рубильники, переклю-
чатели, магнитные пускатели, контакторы, автоматические выклю-
чатели, предохранители. Для РУ напряжением свыше 1000 В при-
меняют разъединители, предохранители, выключатели нагрузки,
выключатели, измерительные трансформаторы.
В соответствии с действующими нормами аппараты выпускаются
на номинальные напряжения 127; 220; 380; 500 В, 3; 6; 10; 35 кВ
и выше; на номинальные токи 5; 10; 15; 20; 25; 30; 40; 50; 75; 100;
150; 200; 300; 400; 500; 600; 750; 1000; 1500; 2000; 3000; 4000;
5000 А [171.
Следует иметь в виду, что, как правило, выпускаемые электри-
ческие аппараты рассчитаны для работы при температуре 35 °C.
201
Рис. 72. Разъединитель РВО-1-10:
1 — рама; 2 — изолятор; 3 — неподвижный
контакт; 4 — нож; 5 — зацеп; 6 — контакт-
ная пружина; 7 — скоба подвижного контакта;
8 — болт заземления
Если температура /о окружа-
ющей среды другая, то допусти-
мый ток ./доп будет отличаться
от номинального
,	,	1 / ^дл. доп 'о
/доп-/ном / -	_ 35 ' >
г ‘дл.доп
где /дЧ доп — длительно допустимая
температура проводников аппарата, °C.
Разъединители, устанавли-
ваемые в РУ (табл. 17), предна-
значены для снятия напряже-
ния с аппаратов и машин на
период их ремонта и осмотра.
В связи с этим устанавливать
разъединители нужно так, что-
бы в отключенном положении
разъединителя был хорошо
виден воздушный промежуток
между неподвижным контактом
и подвижными ножами. В целях
безопасности пробивное напря-
жение воздушного промежутка
разъединителя должно быть больше пробивного напряжения между
фазами и землей остальных токоведущих частей установки.
Разъединители рассчитываются для отключения и включения
сравнительно небольших токов. В порядке исключения ПУЭ допу-
скают включение и отключение разъединителями трансформаторов
напряжения, воздушных линий напряжением до 35 кВ и длиной до
10 км, а также кабельных линий 10 кВ и длиной до 10 км. Разъеди-
Таблица 17
Тип	Предельный сквозной ток к. з., кА		Десятисекунд- ный ток терми- ческой стойко- сти, кА	Сила тяжес- ти, Н
	Амплитудное значение	Действующее значение		
РВО-10/400	50	29	16 (4 с)	60
РВО-10/1000	120	71	40 (4 с)	130
Р В-10/400	50	—	16 (4 с)	260
РВ-10/1000	120	71	40 (4 с)	440
РВЗ-10'400	30	—	16 (4 с)	—
РВЗ-10/1000	81	47	40 (4 с)	480
РВК-10,2000	85	50	28	630
РВК-10,3000	200	120	60	1500
РВФЗ-ЮЛООО	81	31,5	31,5 (4 с)	790
Обозначение разъединителей: Р — разъединитель; В— внутренней установки; К — с короб-
чатой токовсдущсй системой; 3 — с заземляющими ножами; Ф — фигурный; О — однополюс-
ный.
202
Рис. 73. Разъединитель РВ-10:
1 — рама; 2 — вал; 3 — рычаг; 4 — опорный изолятор; 5 — неподвижный контакт; 6 —
нож; 7 — тяга с изолятором; 8 — рычаг
нители выпускаются на токи от 400 до 6000 А и на напряжения от 3 до
220 кВ.
По месту установки разъединители подразделяются на разъеди-
нители для внутренних и открытых установок. Разъединители для
внутренних установок бывают простыми и фигурными: простые
разъединители монтируются на опорных фарфоровых изоляторах,
устанавливаемых на раме; фигурные разъединители имеют проход-
ные изоляторы, что в некоторых случаях позволяет упростить мон-
таж. По числу полюсов разъединители подразделяются на одно- и
трехполюсные
Однополюсный разъединитель типа РВО-1-10 на напряжение
10 кВ внутренней установки (рис. 72) управляется специальной
штангой, выполненной из изолирующего материала. В трехполюс-
ном разъединителе типа РВ-10 (рис. 73) движение ножей в трех фа-
зах происходит одновременно. Если трехполюсный разъединитель
снабжается вместо опорных изоляторов проходными, тогда он обо-
значается РВФ (фигурный).
Помимо штанг разъединители могут управляться с помощью
приводов: рычажных, червячных, электродвигательных и электро-
магнитных. Электромагнитные приводы на тяговых подстанциях
широко применяются для РУ постоянного тока 600 В [13].
Предохранители, как и выключатели, защищают электрические
установки от вредного действия перегрузок и коротких замыканий.
Если выключатель используется многократно, плавкую вставку
предохранителя необходимо менять после каждого перегорания.
Принцип действия предохранителя основан на том, что вследствие
относительно малого сечения плавкой вставки нагрев и перегревание
ее происходит раньше, чем произойдет нагрев до опасной темпера-
туры проводников установки.
Между источником энергии и защищаемой установкой обычно
находится несколько последовательно включенных предохраните-
лей. Номинальные токи вставок этих предохранителей убывают по
203
Рис. 74. Токовременные характеристи-
ки предохранителей, номинальные то-
ки плавких вставок которых /пст i>
> ^встII
Рис. 75. Предохранитель ПК:
1 — крышка; 2 — колпачок; 3 — кварце-
вый песок; 4 — фарфоровая трубка; 5 —
керамический сердечник; 6 — плавкая
вставка; 7 — пружина; 8 — указатель сра-
батывания
Рис. 76. Зависимости времени отключения t предохранителя типа ПК ог
тока к. з. /кз
204
мере приближения к конечной установке. Для селективной (избира-
тельной) защиты от токов перегрузки и коротких замыканий необ-
ходимо, чтобы предохранитель с меньшим номинальным током встав-
ки перегорал раньше, чем предохранитель с плавкой вставкой боль-
шего номинального тока. Зависимость времени перегорания предо-
хранителя от тока выражается в виде токовременной характеристики.
Из кривых (рис. 74) видно, что при токе 7К1 селективность перегора-
ния предохранителей обеспечивается лучше, чем при токе /п2.
Для установок, работающих при напряжении 6—35 кВ, выпу-
скают предохранители ПК (рис. 75 и 76), ПКЭ, ПКУ, ПКТ и ПКТУ
с кварцевым наполнителем. Предохранители ПК подразделяются
на предохранители с плавкой вставкой на керамической основе
и со спиральными плавкими вставками. В качестве материала
вставки применяют медную посеребренную проволоку. Эти предо-
хранители снабжены указателями срабатывания, которые в нормаль-
ном состоянии удерживаются в патроне натяжением указательной
вставки, а при ее перегорании выходят за пределы патрона.
Для защиты трансформаторов напряжения до 35 кВ применяют
специальные предохранители ПКТ.
Для установок, работающих при напряжении до 1000 В, выпу-
скают предохранители ПР-2, ПН2 и ПНБ. Патроны предохраните-
лей ПР-2 (рис. 77) из толстостенной фибровой трубки /, на концы
которой плотно насажены латунные втулки 3 для предотвращения
ее разрыва. Плавкие вставки 2 привинчиваются к ножам 5. У патро-
нов на номинальные токи 15 и 60 А контактных ножей нет, их заме-
няют сами колпачки 4, которые при завинчивании создают контакт
с плавкой вставкой. При появлении дуги фибровая трубка выделяет
газы, деионизирующие дугу и создающие в патроне давление, обеспе-
чивающее эффективное гашение дуги.
Предохранители с наполнителем выпускают серий ПН2 и ПНБ.
Наполнителем в них служит кварцевый песок. Он хорошо поглощает
тепло, охлаждает газы, в результате дуга быстро деионизируется
и гасится настолько интенсивно, что ток не успевает достигнуть того
наибольшего значения, которое имело бы место в защищаемой цепи
при отсутствии в ней предохранителя. Предохранители с наполни-
телем обладают токоограничивающим эффектом и имеют меньшее
время отключения, чем трубчатые.
Рис. 77. Предохранитель ПР-2 на номинальные токи 100—1000 А:
а — общий вид патрона; б — формы плавких вставок
205
Рис. 78. Выключатель нагрузки ВНП-16УЗ:
а — общий вид; б — дугогасительное устройство; / — предохранитель; '2 — рама предо-
хранителя; 3 — вал; 4 — пружина; 5 — рама выключателя; 6 — Дугогасительная ^камера;
7 — дугогасительный контакт; 8 — полосы ножа; 9 — неподвижные Дугогасительные кон-
такты; 10 — вкладыш
Выключатели нагрузки используются в установках напряже-
нием 10 или 6 кВ, особенно в распределительных пунктах сетей и на
трансформаторных подстанциях. Выключатель нагрузки (рис. 78)
по конструкции напоминает разъединитель, но отличается от него
наличием дугогасительного устройства, которое состоит из дугога-
сительной камеры 6 и дугогасительного контакта 7, закрепленного
между полосами 8 выключателя. Дугогасительная камера состоит
из двух пластмассовых половин, скрепленных винтами. В камере
размещаются неподвижный дугогасительный контакт 9 и вкладыши
10 из органического стекла. Подвижной дугогасительный контакт 7
в виде медной полосы, согнутой на ребро по тому же радиусу, что и
камера, входит во время включения в щель, образованную вклады-
шами, и соединяется с неподвижным контактом. Ускорению гашения
дуги, возникающей при размыкании контактов выключателя нагруз-
ки, способствуют три фактора: удлинение дуги, выделение из орга-
нического стекла водорода под влиянием высокой температуры и по-
вышение давления газа в камере.
Выключатель нагрузки рассчитан на отключение рабочих токов
цепи и выполняется на номинальный ток 200 А при 10 кВ и 400 А
при 6 кВ. Он часто комплектуется с тремя предохранителями ПК.
Выключатели высокого напряжения (6—220 кВ) включают и
отключают электрические цепи при нагрузке и коротком замыкании.
Таким образом, высоковольтные выключатели являются одним из
наиболее ответственных аппаратов станций и подстанций. По спо-
собу гашения дуги выключатели бывают масляные и безмасляные.
Масляные выключатели в свою очередь подразделяются на много-
объемные (баковые) и малообъемные (горшковые). Безмасляные вы-
ключатели бывают воздушными, автогазовыми и электромагнит-
ными.
206
В зависимости от способа установки выключатели подразде-
ляются на выключатели для внутренних и наружных установок, по
скорости действия — на быстродействующие, ускоренного действия
и небыстродействующие. На тяговых подстанциях наибольшее рас-
пространение получили выключатели масляные, малообъемные,
для внутренних установок [13, 14].
По скорости действия выключатели выпускаются быстродей-
ствующими и небыстродействующими. У первых собственное время
отключения составляет 0,03—0,05 с, у небыстродействующих —
0,1—0,15 с. Собственным временем отключения выключателя назы-
вается время, прошедшее от момента подачи импульса тока на от-
ключаемую катушку привода выключателя до момента начала рас-
хождения контактов. Полное время отключения выключателя скла-
дывается из собственного времени отключения и времени гашения
дуги. Полное время отключения у быстродействующих и небыстро-
действующих выключателей соответственно составляет 0,05—0,08 с
и 0,15—0,25 с.
На тяговых подстанциях в основном установлены масляные вы-
ключатели ВМП-10 (рис. 79), в настоящее время они сняты с произ-
водства. В последние годы на тяговых подстанциях применяют мас-
ляный выключатель ВМГ-10 (табл. 18), который разработан и выпу-
скается взамен выключателя ВМГ-133 с использованием отдельных
узлов от выключателя ВМП-10, а именно — съемного дна с непо-
движными контактами. В выключателе ВМГ-10 вместо фарфоровых
тяг установлены изоляционные рычаги.
Приводом выключателя называется отдельный или встроенный
в выключатель механизм, предназначенный для включения выклю-
Рис. 79. Общий вид выключателя ВМП-10:
1 — корпус выключателя; 2 — изолятор; 3 — рама; 4 — изоляционная тяга при-
водного механизма; 5 — вал приводного механизма; 6 — масляный буфер; 7 —
болт для заземления; 8 — нижний контактный вывод; 9 — верхний контактный вы-
вод
207
Таблица 18
Параметры	Значение параметров для вы- ключателей	
	ВМГ-10-630-20УЗ	ВМГ-10-1000-20УЗ
Номинальное напряжение, кВ	10	10
Номинальный ток, А	630	1000
Ударный ток к. з., кА	52	52
Действующее значение полного тока к. з.,	20	20
кА Ток термической стойкости (4 с), кА	20	20
Собственное время, с: включения	0,3	0,3
отключения	0,12	0,12
чателя, удержания его во включенном положении и отключения.
Приводы могут быть ручными и дистанционными. Из ручных автома-
тических приводов на тяговых подстанциях применяют привод
ПРБА. Для дистанционного управления используют привод ПЭ-11.
Измерительными трансформаторами являются трансформаторы
тока и трансформаторы напряжения. Они служат для включения из-
мерительных приборов, реле и различных автоматических устройств.
С применением измерительных трансформаторов обеспечивается:
безопасность обслуживания приборов и реле, для чего один ко-
нец вторичных обмоток трансформаторов заземляется;
удобство обслуживания приборов и реле, так как они устанавли-
ваются на щитах вне ячейки высокого напряжения;
удешевление и упрощение приборов вследствие стандартизации
токов и напряжений на вторичной стороне трансформаторов;
защита обмоток, включаемых в цепь последовательно, от воздей-
ствия больших токов к. з.
Трансформаторы напряжения используются только в установках
высокого напряжения, а трансформаторы тока как в установках до
1000 В, так и в установках более 1000 В.
Основным требованием, предъявляемым к из-
мерительным трансформаторам, является неизмен-
ность соотношения между первичными измеряемы-
ми значениями и значениями во вторичных
обмотках трансформатора, а также сохранения
фазных углов трансформируемых тока и напря-
жения.
Трансформаторы тока (рис. 80) имеют зам-
кнутый магнитопровод, на котором расположены
первичная и вторичная обмотки. Первичная об-
мотка включается в рассечку фазы, а к вторич-
ной обмотке подключаются последовательно сое-
диненные приборы: амперметры, обмотки реле,
токовые обмотки счетчиков электроэнергии и т. п.
Режим работы трансформатора тока имеет две
208
ЮкВ
\ нв
Рис.80. Схема вклю-
чения трансформа-
тора тока
особенности. Первая состоит в том, что первичный ток трансфор-
матора не зависит от нагрузки во вторичной цепи, так как ток
в первичной обмотке зависит от мощности внешнего потребителя.
Вторая особенность трансформатора тока состоит в том, что он
работает в режиме, близком к короткому замыканию вторичной
обмотки.
Номинальным коэффициентом трансформации трансформатора
тока (который обозначается на щитке) является отношение
д Лном
*тт — —J — “йу” ,
12Н0М	" 1
где Wr и W2 — число витков обмоток.
Погрешность в отступлении от коэффициента трансформации
носит название токовой погрешности, выражается она в процентах
Д/ = -^Ц—^100%.
По токовой погрешности судят о классе точности трансформа-
тора тока, который определяется для номинального значения пер-
вичного тока. Всего существуют пять классов точности: 0,2; 0,5;
1; 3 и 10. Трансформаторы класса 0,2 употребляют для точных из-
мерений при исследованиях; класс 0,5 — для питания измеритель-
ных приборов и счетчиков учета энергии при денежном расчете; класс
1 —для счетчиков технического учета энергии и для различного рода
контрольных приборов; классы 3 и 10—для устройств, не тре-
бующих точности измерений, и для релейной защиты.
Угловой погрешностью трансформатора тока называют угол
между вектором первичного тока и повернутым на 180° вектором
вторичного тока. Угловая погрешность выражается в минутах угла
и считается положительной, когда вектор первичного тока отстает
от повернутого вектора вторичного тока.
С увеличением сопротивления во вторичной цепи трансформа-
тора z2 = / г2 + х2 ПРИ прочих неизменных условиях (<р2 — const,
/i = const) возрастает э. д. с. Е2. Это вызовет увеличение намагни-
чивающей силы (н. с.), что приведет к увеличению токовой и уг-
ловой погрешностей.
Например, трансформатор тока с коэффициентом трансформа-
ции 400/5 работает в классе 0,5 при сопротивлении z2 = 0,6 Ом.
Если сопротивление увеличить до 1,2 Ом, то трансформатор пере-
ходит в класс 1, а при 3 Ом — в класс 3.
Поскольку внешнее сопротивление во вторичной обмотке тран-
сформатора оказывает решающее влияние на токовую погреш-
ность, то выбор трансформатора производят по мощности вторич-
ной обмотки.
По конструкции и области применения трансформаторы тока
классифицируются по роду установки — для внутренних и наруж-
ных установок, по числу витков первичной обмотки — одновитко-
вые и многовитковые. Одновитковые трансформаторы тока имеют
первичную обмотку, состоящую из одного витка. В качестве та-
209
кого витка может быть стержень, в этом случае трансформаторы
тока носят название стержневых. Если токоведущий стержень яв-
ляется частью аппарата (например, выключателя), трансформа-
торы тока называются встроенными.
Когда в качестве первичной обмотки используется шина рас-
пределительного устройства, такие трансформаторы тока назы-
ваются шинными.
Основными преимуществами одновитковых трансформаторов тока
являются высокая электродинамическая и термическая устойчи-
вость и относительно малые габаритные размеры и масса. К суще-
ственным недостаткам этих трансформаторов тока относится малая
точность измерения при небольших токах. Вследствие этого стерж-
невые трансформаторы тока обычно применяются при значениях
первичного тока от 400 А и выше.
Из многовитковых трансформаторов тока наибольшее распро-
странение получили трансформаторы с литой изоляцией ТПЛ-10.
Они выпускаются на 10 кВ и на токи до 400 А с одной или двумя
вторичными катушками, рассчитанными на различные классы точ-
ности. Катушечные трансформаторы тока ТКЛ-3 выпускаются на
напряжение до 3 кВ и состоят из прямоугольного сердечника с двумя
катушками, изолированными друг от друга фарфором или другим
изоляционным материалом.
Номинальная мощность вторичной обмотки трансформатора тока
не должна выходить за пределы мощности, гарантируемой заво-
дОхМ для данного класса точности Зграсч /гн^расч- В свою оче-
редь г2расч znpil6 + гпр 4- гк (здесь гприб — сопротивление при-
боров; гир — сопротивление проводов; гк — сопротивление кон-
тактов в цепи).
Сопротивление проводов
гпр ~ Р ^сх»
где р—удельное сопротивление проводов, Ом-м;
S — площадь сечения проводов, м2;
I — длина одного провода от трансформаторного тока до прибора, м;
/?сХ — коэффициент схемы (табл. 19).
При определении расчетных сопротивлений в релейных защитах
необходимо учитывать схему соединения в цепях вторичных об-
моток трансформаторов тока и виды коротких замыканий. Наи-
более часто употребляемые режимы работы трансформаторов тока
приведены в табл. 19.
Для питания схем релейной защиты от замыкания на землю от-
дельных жил кабеля применяются трансформаторы тока нулевой
последовательности для внутренней установки типов ТЗ, ТЗЛ и
ТЗРЛ [17].
Трансформаторы напряжения, как и трансформаторы тока,
в установках высокого напряжения служат для питания измери-
тельных приборов, счетчиков электрической энергии, реле защиты
и т. п. По своему устройству трансформаторы напряжения подобны
силовым трансформаторам, однако для снижения погрешности при
210
Таблица 19
Схема включения	Вид короткого за- мыкания	Расчетная нагрузка во вторичной обмотке транс- форматора	^сх
А •^г\^прГпри$	Трехфазное и	гн = гпр + гприб + гк	1
	двухфазное		
	Однофазное	гн = 2Гпр 4“ г приб +	1
		+ го 4~ гк	
	Трехфазное	гн = гприб 4- У Згпр -|- + гк	1
	Двухфазное (Л—	ГН = 2гПр 4“ гприб 4“ гк	1
	В) или (В — С)		
0	Двухфазное (С— А)	гн = гпр 4“ гприб 4- гк	1
	Трехфазное	гн — 1^3 (2гпр	3
л .Глр		4- гприб) 4~ гк	
	Двухфазное (Л—	гн = 2 (2гПр -|- гПриб! 4-	2
	С)	4- гк	
	Двухфазное (Л—	гн= 2гпр + /'приб 4~ гк	1
	В) и (В—С)		
Примечание. В качестве расчетного режима принимается такой режим, когда нагрузка в цепи
вторичных обмоток трансформаторов тока наибольшая.
измерении режим работы трансформаторов напряжения при номи-
нальной нагрузке приближается к режиму холостого хода»
Трансформаторы напряжения можно классифицировать следую-
щим образом: по роду установки — для внутренних и открытых
установок; по способу охлаждения — с воздушным и масляным
охлаждением; по числу фаз — одно- и трехфазное {трехфазные
трансформаторы в свою очередь подразделяются на трех- и пяти-
стержневые).
Схемы соединения трансформаторов напряжения изображены на
рис. 81. Один однофазный трансформатор (рис. 81, а) позволяет
измерить лишь напряжение между двумя фазами, поэтому им поль-
зуются сравнительно редко. Два однофазных трансформатора,
соединенных в открытый (неполный) треугольник (рис. 81, б),
дают возможность точно измерить напряжение между всеми фазами,
поэтому они применяются сравнительно широко. В сетях 110—
220 кВ используют три однофазных трансформатора с соединением
обмоток первичной и вторичной сторон в звезду с заземлением
нейтралей (рис. 81, в и г).
Со стороны высокого напряжения присоединение трансформа-
торов напряжения к шинам может быть выполнено либо через пре-
211
Рис. 81. Схема соединения трансформатора напряжения:
а — однофазный трансформатор; б — два однофазных трансформатора, соединенных в от-
крытый треугольник; в — трехфазный трехстержневой трансформатор; г — трехфазный
пятнстержневой трансформатор
дохранители, либо через предохранители и разъединители. Когда
мощность предохранителей по токам к. з. недостаточна, применяют
токоограничивающие сопротивления. Эти сопротивления практи-
чески не оказывают влияния на точность измерений, но снижают
ток к. з. Со стороны низкого напряжения трансформаторы защи-
щаются предохранителями. Однако счетчики учета электроэнергии
при денежном расчете присоединяются до предохранителей.
Для защиты персонала и приборов от высокого напряжения
в случае пробоя между обмотками высокого и низкого напряжений
последние заземляются.
Коэффициент трансформации трансформатора напряжения ука-
зывается на заводском щитке
h _ ^IHOM _ №1
ТН “ ^НОМ	’
Погрешность трансформатора напряжения в измерении напря-
жения (в процентах)
Атт __ ^Z2^TH U1
U1
Трансформаторы напряжения имеют четыре класса погрешности:
0,2; 0,5; 1 и 3. Конструкция трансформаторов напряжения отли-
чается от силовых трансформаторов тем, что вследствие небольшой
их нагрузки они не нуждаются в специальных видах охлаждения.
Наиболее распространенным типом трансформаторов напряжения
при внутренней установке для тяговых подстанций является трех-
фазный масляный трансформатор с компенсированными обмотками
НТМК-Ю (рис. 82). Буква К в обозначении типа обозначает, что
он компенсированный, т. е. обладает более стабильным коэффи-
212
циентом трансформации. У этих трансформаторов основные виткй
каждой фазы первичной обмотки соединены с небольшим числом
витков другой фазы, чем достигается уменьшение угловой погреш-
ности.
Однофазные трансформаторы напряжения НОМ-Ю (рис. 83)
применяют обычно по два, при этом соединяют их в открытый тре-
угольник.
Коммутационные аппараты в установках напряжением до 500 В.
В установках постоянного и переменного токов низкого напря-
жения (до 500 В) для включения и отключения цепей применяют
аппараты с разрывом дуги в воздухе. Простейшим из таких аппа-
ратов является рубильник. Рубильники бывают одно-, двух- и
трехполюсные. В двух- и трехполюсных рубильниках общая ру-
коятка через изоляционную планку приводит в действие одновре-
менно все ножи. Рубильники устанавливают на лицевой или задней
стороне щита. Промышленностью выпускаются также блоки ру-
бильник-предохранитель в двух- и трехполюсном исполнении на
ток от 60 до 360 А. Такие блоки изготовляются с боковой рукояткой
(РПР) и с рычажным приводом (РПП).
Рубильники, которые позволяют посредством переключения за-
мыкать две цепи, называются переключателями. Они отличаются
от обычных рубильников тем, что имеют дополнительные неподвиж-
Рис. 83. Общий вид (а)£и выемная
часть (б) трансформатора напряжения
НОМ-Ю:
1 и 5 — проходные изоляторы; 2 — болт
для заземления; 3 — сливная пробка; 4 —
бак; 6 — обмотки; 7 — сердечник; 8 —
винтовая пробка; 9 — контакт ввода вы-
сокого напряжения
Рис. 82. Трансформатор напряжения
НТМК-10:
1 — пробка для спуска масла; 2 — болт
для заземления; 3 — заводской щиток; 4 —
пробка для заливки масла
213
пые контакты, к которым присоединяется вторая цепь. Рубильники
заменяются пакетными выключателями. Они так же, как и рубиль-
ники, могут быть одно-, двух- и трехполюсными и работать как вы-
ключатели и как переключатели.
Рубильники и предохранители в цепях низкого напряжения
успешно заменяются автоматическими выключателями. Малые уста-
новочные автоматические выключатели АП-25, АП-50, АБ-25, АЕ-25
предназначены для защиты цепей напряжением до 500 В.
Частые дистанционные включения и отключения электриче-
ских цепей осуществляются контакторами и магнитными пускате-
лями. Контакторы выпускают на токи 3—4000 А на напряжение
постоянного и переменного тока до 1000 В. Магнитные пускатели
обычно предназначаются для управления электродвигателями трех-
фазного тока. Магнитные пускатели выпускают трехполюсными.
Для защиты электродвигателя от перегрузки магнитные пускатели
снабжены тепловыми реле, которые размыкают цепь катушки при
длительном повышении тока в силовой цепи. Сведения об указан-
ных аппаратах приведены в [15, 16].
Изоляторы и шины являются элементами РУ. Изоляторы пред-
назначаются для крепления токоведущих частей и изоляции токо-
ведущих частей между собой, а также от заземленных конструк-
ций. Изоляторы делятся на линейные, станционные и аппаратные.
Линейные изоляторы предназначаются для крепления проводов
воздушных линий; станционные — для крепления шин в распреде-
лительных устройствах; аппаратные — для крепления и вывода
токоведущих частей аппаратов. Станционные изоляторы в свою
очередь подразделяются на опорные и проходные, а по роду уста-
новки — для внутренних и наружных установок.
Шиной называется проводник электрического тока, который
предназначен для распределения электрической энергии между
различными потребителями. В распределительном устройстве шины
служат для приема электрической энергии и распределения ее по
отдельным преобразовательным агрегатам, трансформаторам соб-
ственных нужд и линиям. Шины могут быть медными, алюминиевыми
и стальными. Выбор материала шин производится с учетом эконо-
мии цветных металлов, удобства монтажа и обеспечения надежного
электрического контакта. На тяговых подстанциях наибольшее
распространение получили алюминиевые шины прямоугольного
сечения.
Шины РУ 10 или 6 кВ устанавливают плашмя из соображений
механической стойкости в режиме короткого замыкания. Шины
постоянного тока, как правило, устанавливают на ребро, так как
при этом на 5—8 % улучшается теплоотдача. Электродинамические
усилия между положительными и отрицательными сборными шинами
РУ 600 В отсутствуют, так как они находятся друг от друга на боль-
шом расстоянии.
Для увеличения теплоотдачи, защиты от окисления и лучшего
распознавания фаз и полярности шины окрашивают эмалевыми
214
красками. В соответствии с ПУЭ шины должны быть окра-
шены:
при переменном токе: фаза А — желтая, фаза В — зеленая и
фаза С — красная;
при постоянном токе: положительная шина — красная, отри-
цательная — синяя.
Заземляющие проводники, все конструкции, провода и полосы
сети заземления должны быть окрашены в черный цвет. Допускается
окраска открытых заземляющих проводников в иные цвета, но при
этом они должны иметь в местах присоединений и ответвлений не
менее двух полос черного цвета с промежутком между ними 150 мм.
Места соединений шин друг с другом, места присоединения их к ап-
паратам и места установки заземлений не окрашиваются. Перед сбор-
кой контактные соединения алюминиевых шин обрабатывают грубым
напильником и покрывают тонким слоем технического вазелина.
5.3.	Аппараты распределительных устройств
постоянного тока
Распределительные устройства (РУ) выпрямленного тока пред-
назначены для приема электрической энергии, поступающей от
преобразовательных агрегатов и распределения ее по отходящим
от подстанций линиям, питающим отдельные участки контактной
сети.
Основным оборудованием РУ являются выключатели постоян-
ного тока, устанавливаемые на всех присоединениях положительных
питающих линий и преобразовательных агрегатов, разъединители
и переключатели с приводами, а также положительные и отрица-
тельные сборные шины.	г !
Сборные шины обычно выполняют^из плоских алюминиевых
полос, собираемых в пакеты. Выбор сечения шин производится
лишь по условию их нагрева в рабочем режиме, так как термиче-
ское и динамическое действие тока к. з. при применяемых сечениях
шин не вызывает в них опасных нагревов и деформаций.
На действующих тяговых подстанциях используются быстро-
действующие выключатели типов ВАБ-2, АБ-2/4, ВАБ-28, ВАБ-20,
ВАБ-20м, ВАБ-36. Описание их конструкции, номинальные данные
приведены в [13].
Для проектируемых тяговых подстанций применяются выклю-
чатели ВАБ-43 и ВАТ-43, конструкция которых является наиболее
совершенной. Выключатель ВАБ-43 предназначен для защиты пре-
образователей от токов обратного направления, а выключатель
ВАТ-43 — для защиты питающих линий от токов к. з. и перегрузки.
Самой ’значительнойЛэсобенностью этих выключателей по сравнению
с другими является замена держащей'катушки постоянным'магнитом.
В результате^ выключатель не требует постоянного питания
оперативным током и не происходит его произвольного отключения
при кратковременном исчезновении или посадке напряжения на
215
шинах при коротких замыканиях. Технические данные выключа-
телей ВАБ-43 и ВАТ-43 следующие:
Поминальный ток, А ......................... 2000 или 4000
Номинальное напряжение главной цепи, В . . .	1050
Род тока цепей управления .................. Постоянный
Номинальное напряжение цепей управления, В . . ПО или 220
Кратковременно потребляемый ток цепей управле-
ния, А, при U — 110 В, при оперативном вклю-
чении, не более............................. 73
При оперативном отключении.................. 5/30
Наибольшее значение тока, отключаемого вы-
ключателями в безындуктивной цепи, кА ,	50
Собственное время отключения, с, при наиболь-
шем аварийном токе и при начальной крутизне
его нарастания 3-106 А/с ................... \	0,005
Полное время отключения в безындуктивной цепи,
с, не более................................. 0,02
Диапазон токовых уставок, Л................. 1000—2000 или
2000—4000
Главные контакты............................ Замыкающие
Исполнение выключателей.....................Поляризованное
Электромагнитная система катодного выключателя (рис. 84)
состоит из катушки /, П-образного сердечника 2, якоря 7, постоян-
ного магнита 5 с катушкой 4, предназначенной для подмагничива-
ния постоянного магнита. В окно П-образного сердечника про-
пущена шина главного тока 3 с двумя размагничивающими витками.
На электромагните укреплен механизм свободного расцепления,
состоящий из магнитопроводящей скобы 31, сердечника 32, за-
щелки 24 с пружиной 25, рычага 23 и якоря свободного расцепле-
3 2 1 32
Рис. 84. Кинематическая схема катод-
ного выключателя ВАБ-43
ния 30. К скобе 31 прикреплен
блок сигнализации, который со-
стоит из контактов 28, рычага 27
и пружины 29.
Контактная система выклю-
чателя имеет неподвижный кон-
такт 11, который служит также
катушкой магнитного дутья, и
подвижный контакт 9, враща-
ющийся на оси 8. К неподвижному
контакту крепится дугогаситель-
ный рог 12. К специальной скобе
16 крепится второй дугогаситель-
ный рог 14 и упор 18 подвижного
контакта 9. Подвижный контакт
соединен гибкой связью (на кине-
матической схеме не показана)
с шиной главного тока 3.
Подвижный контакт 9 связан
с якорем электромагнитной систе-
мы тягой 19, проходящей [через
отверстие в якоре 21, и упором 22.
Тяга 19 связана с рычагом 23.
216
Рис. 85. Магнитные потоки в магнитопроводе выключателя ВАТ-43-2000/10-Л
при направлении тока от сети к подстанции (а) и в момент включения (6):
1 — постоянный магнит; 2 — верхний брус; 3 — якорь; 4 — сердечник; 5 — шина глав-
ного тока; 6 — включающая и отключающая катушки; 7 — нижний брус; Ф1 и — маг-
нитные потоки постоянного магнита; Ф2. Ф3,	— магнитные потоки соответственно глав-
ного тока, включающей катушки, через магнитный шунт
Главные контакты выключателя с серебряными накладками
защищены от обгорания дугогасительным контактом 13, который
вращается на оси 10. Пружина 17, укрепленная на кронштейне 15,
обеспечивает необходимое нажатие между дугогасительными кон-
тактами.
Для включения выключателя подается напряжение на катушку 1.
Эта катушка создает магнитный поток Ф3 (рис. 85), направленный
в ту же сторону, что и поток постоянного магнита Фх в правом по-
люсе сердечника 4. В левом полюсе потоки Фх и Ф3 направлены
встречна друг другу и этот полюс размагничивается. В результате
якорь 3 притягивается к правому полюсу сердечника 4. Однако
контакты выключателя замкнуться не могут, так как тяга 19 (см.
рис. 84) при помощи защелки 24 и рычага 23 останавливается, когда
между контактами выключателя имеется некоторый зазор. Одно-
временно с притягиванием якоря 7 к сердечнику 32 притягивается
якорь 30 и заводит пружину 25. Когда катушка 1 обесточится,
якорь 7 остается в притянутом положении, удерживаемый магнит-
ным потоком постоянного магнита. Якорь же 30 под действием
пружины 25 возвращается в исходное положение, ударяет по за-
щелке 24 и сбивает ее. Тяга 19 освобождается, и под действием пру-
жины 20 контакты выключателя замыкаются. Следовательно, кон-
такты выключателя замыкаются только после того, как обесто-
чится катушка управления 1 и выключатель будет готов к немед-
ленному отключению возможного повреждения.
В выключателях ВАБ-43, предназначенных для защиты от то-
ков обратного направления, при протекании тока через виток 5
(см. рис. 85) в прямом направлении в сердечнике 4 создается магнит-
ный поток, который в левом полюсе совпадает по направлению с ма-
гнитным потоком постоянного магнита.
217
Рис. 86. Принципиальная электричес-
кая схема управления выключателем
ВАТ-43
а разностью магнитных потоков
При появлении в защищаемой
цепи тока обратного направления
в сердечнике появляется магнитный
поток Ф2, направленный встречно
потоку ФР В результате сила,
удерживающая якорь во включен-
ном положении, уменьшается. В ле-
вом же полюсе потоки Фх и Ф2
складываются. Этот полюс намаг-
ничивается и создает силу, которая
стремится перевести якорь в от-
ключенное положение. Следует
подчеркнуть, что быстродействие
обеспечивается не пружиной,
в левом и правом полюсах сер-
дечника 4 из-за того, что удерживающий поток Фх не уничтожается,
а только вытесняется в параллельный участок магнитной цепи
(в левый полюс сердечника 4).
Якорь 7 (см. рис. 84) ударяет по упору 22 тяги 19. При этом сна-
чала размыкаются главные контакты выключателя, а затем дуго-
гасительные. После перехода якоря 7 в отключенное положение
подвижный контакт 9 продолжает еще некоторое время двигаться
по инерции, сжимает пружину 20 и останавливается упором 18.
Тяга 26 поворачивает рычаг 27, и контактные мостики блок-кон-
такторов 28 перебрасываются в отключенное положение.
Линейные выключатели ВАТ-43-2000/10-Л в отличие от катод-
ных имеют шунты индуктивный и магнитный. Магнитный шунт
предназначен для плавной регулировки тока уставки. Магнитный
поток, созданный постоянным магнитом, делится на две части:
одна часть идет по основной магнитной цепи через якорь, другая —
через шунт. При изменении положения магнитного шунта изме-
няется ток уставки. Индуктивный шунт обеспечивает получение
нужного диапазона тока уставки. Ток, проходящий через выклю-
чатель, делится индуктивным шунтом на две части, а в окно ма-
гнитопровода проходит только часть тока.
Линейный выключатель поляризуется на прямой ток, т. е. на-
правление тока через выключатель выбирается таким, что поток Ф2,
создаваемый прямым током, в правом сердечнике 4 (см. рис. 85)
направлен встречно потоку Ф15 создаваемому постоянным магнитом.
Поток ФА вытесняется из правого полюса в левый и при достижении
тока уставки происходит отключение выключателя. В остальном
принцип действия линейных выключателей остается тем же, что и
у катодных выключателей.
Включение выключателя осуществляется нажатием кнопки Вкл
(рис. 86). При этом включается контактор 1К, замыкающий своими
контактами цепь катушки управления АУ. Связанные с главным
якорем выключателя блок-контакты замыкаются в цепи реле бло-
кировки РБ и размыкаются в цепи катушки 1%. Реле РБ, вклю-
чаясь, дополнительно разрывает своим размыкающим^ контак-
218
том цепь 1К и остается включенным на все время замкнутого
положения кнопки Вкл.
Реле РБ обеспечивает только один короткий импульс тока в ка-
тушке управления, достаточный для включения выключателя.
Если в цепи, включаемой выключателем, окажется короткое замы-
кание, он беспрепятственно выключится и, несмотря на то что
кнопка Вкл еще нажата, повторного включения не произойдет.
Для того чтобы включить повторно ВАТ-43, необходимо отпустить
и вновь нажать кнопку Вкл. Таким образом, при помощи реле РБ
осуществляется защита выключателя от звонковости при вклю-
чении на короткозамкнутую линию. Для отключения выключателя
нажимается кнопка Откл, замыкающая цепь контактора 2/С По-
следний своими контактами замыкает цепь катушки управления че-
рез добавочные резисторы 7?, ограничивающие ток в катушке. По
катушке протекает ток, имеющий направление, обратное вклю-
чающему.
Разъединители РУ постоянного тока применяются однополюсные
и выбираются лишь по длительно допустимой нагрузке. Разно-
видностью разъединителей "в рассматриваемых^ РУ являются пе-
реключатели, с помощью которых осуществляется переключение
положительной питающей линии с главной сборной шины через
свой линейный выключатель на запасную шину через запасный'вы-
ключатель.
Переключение разъединителей и переключателей в РУ постоян-
ного тока 7 производится с помощью дистанционно управляемых
приводов. На подстанциях трамвая и троллейбуса наибольшее
распространение получили магнитофугальные приводы (рис. 87),
основанные на использовании бегущего магнитного поля провод-
ного тока [14]. Если статор асинхронного двигателя разрезать
вдоль оси и свернуть в трубку перпендикулярно разрезу, получим
новый статор с трехфазной обмоткой. В этом статоре магнитное
поле будет перемещаться вдоль его оси. В зависимости от чередо-
вания фаз магнитное поле в статоре привода будет перемещаться
в одну или другую сторону.
Скорость бегущего магнитного поля v = 2-^-f (здесь f —ча-
2р
стота сети; I — активная длина статора; р — число пар по-
люсов).
Если в поле бегущего магнитного поля поместить стальной
цилиндр, его перемещение будет происходить со скоростью иб =
= v (1 — 3) (здесь 3 — скольжение).
Схемами управления линейными быстродействующими выклю-
чателями предусматривается автоматическое повторное включение
(АПВ) выключателя после его отключения от сверхтоков, т. е.
тока к. з. или тока перегрузки. При отключении от перегрузки
АПВ линейного быстродействующего выключателя должно про-
изойти как можно быстрее. При отключении от тока к. з. АПВ ли-
нейного быстродействующего выключателя следует осуществлять
лишь после устранения на линии возникшей неисправности.
219
Рис. 87. Магпитофугальиый привод переключателя:
/ — рычаг переключателя; 2 — пружинный демпфер; 3 — тяга; 4 — катушки привода
включения на главную шину; 5 — плунжер привода; 6' — катушка привода включения на
запасную шину; 7 — корпус привода
Распознавание состояния линии производит специальное устрой-
ство — испытатель короткого замыкания (рис. 88). Комплект испы-
теля состоит из трех функциональных блоков: линейного блока,
измерительного блока, панели вентильно-предохранительной за-
щиты [13]. Линейный блок состоит из разделительного трансфор-
матора мощностью 0,7 кВ-А с первичным номинальным напряжением
220 В и номинальным вторичным 36 В; нагрузочного резистора,
составленного из пяти параллельных резисторов.
В измерительный блок входят: магнитный усилитель МУ; вы-
ходное реле РИкз; диоды ДЗ и Д4 — для питания нагрузочных об-
моток усилителя AiXi, А2Х.2, В1У1, В2У/, диоды Д7 — ДЮ и рези-
сторы R3 и R4 — для питания обмотки смещения усилителя 2Н—
2К\ диоды Д11—Д14 — для выпрямления напряжения входной
обмотки управления усилителя; резистор R5 и конденсатор С/,
образующие фильтр входного сигнала; резистор R7 с обмоткой
1Н—/К, осуществляющие положительную обратную связь; конде-
сатор С2, который обеспечивает четкое срабатывание реле Р. В па-
220
нель вентильно-предохранительной защиты входят предохранитель
ПК-3 на 200 А и два вентиля ВЛ200.
При наличии в линии короткого замыкания зондирующий ток
во вторичной обмотке трансформатора достигает нескольких де-
сятков ампер, отбираемая трансформатором мощность приводит
при этом к значительному падению напряжения на нагрузочном
резисторе в цепи первичной обмотки трансформатора. Напряже-
ние, снимаемое с нагрузочного резистора, выпрямляется диодами
Д11—Д14 и через фильтр R5, С1 подается на управляющую об-
мотку 4Н—4Д.
Управляющий сигнал зависит от зондирующего тока и, следо-
вательно, активного сопротивления линии. Нагрузочные обмотки
(ЛД; Л2Х2; В^У^ В2У2) магнитного усилителя питаются напря-
жением 36 В через диоды ДЗ—Д6У что обусловливает работу усили-
теля в режиме самонасыщения.
От выпрямительного устройства через делитель R3, R4 полу-
чает питание обмотка смещения 2Н—2К, причем намагничивающий
поток, создаваемый обмоткой смещения, направлен в одну сторону
с потоком самонасыщения, чем обеспечивается более глубокое
открытие магнитного усилителя.
Управляющий сигнал, подаваемый на обмотку управления
4Н—4К усилителя, создает намагничивающий поток, противопо-
ложный потоку самонасыщения, и действует в направлении закры-
Рис. 88. Схема испытателя короткого замыкания в сети 600 В (ИКЗ)
221
вания усилителя. Намагничивающий поток обмотки смещения по-
средством регулируемого резистора R4 выбирается таким, чтобы
поток обмотки управления 4Н—4К при «чистой линии» соответ-
ствовал открытому состоянию усилителя. Лишь при значительном
возрастании тока обмотки управления, что имеет место при коротком
замыкании на линии, ее намагничивающий поток больше суммар-
ного потока самонасыщения, при этом усилитель закрывается и реле
испытателя коротких замыканий Рикз отключается.
^Регулируя сопротивление резистора R4, выбирают нужный по-
рог закрытия усилителя. Таким образом, при включении испыта-
теля на короткозамкнутую линию магнитный усилитель закрыт,
реле Рикз обесточено и замыкающим контактом не дает разрешаю-
щей команды на включение линейного выключателя. Как только
короткое замыкание на линии будет ликвидировано, управляющий
сигнал на обмотке 4Н—4R уменьшается, усилитель открывается,
обмотка реле R возбуждается и реле своим контактом дает разре-
шающую команду на включение линейного выключателя.
Для четкого определения состояния линии (короткое замыкание
либо линия «чиста») необходимо, чтобы усилитель работал в релей-
ном режиме и вся схема обладала наибольшей чувствительностью.
Кроме того, весьма важным является высокий коэффициент воз-
врата устройства, что обеспечивает четкую фиксацию момента пере-
хода линии из состояния короткого замыкания к «чистой» либо
наоборот. Этой цели служит в схеме магнитный усилитель.
Релейный режим работы магнитного усилителя обеспечивается
введением положительной обратной связи через резистор R7 (об-
мотка усилителя 1Н—1R). Магнитный усилитель в релейном ре-
жиме имеет достаточно высокий коэффициент возврата. Для четкого
срабатывания реле Рикз и исключения неустойчивого положения
на границе срабатывания вводится конденсатор С2, шунтирующий
катушку реле, тем более что ток, протекающий через реле Рикз,
является пульсирующим.
Для исключения попадания 600 В на вторичную обмотку зон-
дирующего трансформатора предусмотрена защита, выполненная
на вентилях ВЛ200.
5.4.	Преобразовательные агрегаты
На тяговых подстанциях устанавливаются полупроводниковые
кремниевые выпрямители, составляющие вместе с силовым транс-
форматором преобразовательный агрегат. Промышленностью выпу-
скаются выпрямители БВКЛЕ-1000/600Н и ВАКЛЕ-2000/600Н.
Последний состоит из двух выпрямителей БВКЛЕ-1000/600Н. Для
указанных выпрямителей применяются силовые преобразователь-
ные трансформаторы ТМПУ-1000 и ТМПУ-2000. Выпрямитель
БВКЛЕ-1000/600Н выпускается на номинальное выпрямленное на-
пряжение 600 В при номинальном выпрямленном токе 1000 А.
Он комплектуется с трансформатором ТМПУ-1000 номинальной
222
Рис. 89. Общая схема включения вентилей выпрямительного блока
БВКЛЕ-1000/600 Н
мощностью 685 кВ-А. Выпрямитель ВАКЛЕ-2000/600Н при том же
номинальном напряжении имеет номинальный ток 2000 А. Этот
выпрямитель, как правило, комплектуется с трансформатором
ТМПУ-2000 мощностью 1385 кВ-А. Выпрямители БВКЛЕ и ВАКЛЕ
имеют естественную вентиляцию.
Выпрямительный блок на 1000 А состоит из шести вентильных
плечей (рис. 89). Каждое вентильное плечо имеет две параллель-
ные цепочки лавинных вентилей ВЛ200, магнитный делитель тока
ДТ и шунтирующие резисторы /?ш. Выпрямительный блок выпол-
нен в виде шкафа с двусторонним расположением дверей. В шкафу
размещены охладители с вентилями, шины переменного тока (по
три слева и справа) и шина постоянного тока (посередине).
В шкафу находятся 36 вентилей с охладителями. Параллель-
ные цепочки вентилей одного вентильного плеча располагаются
друг над другом. Верхние охладители имеют большие размеры для
того, чтобы компенсировать подогрев их от нижних охладителей.
Вентили различных фаз размещены так, что воздух, подогретый
нижними вентилями, проходит мимо вентилей, расположенных выше.
Каждый выпрямительный агрегат снабжен шкафом управления.
Основными элементами силовых выпрямителей являются крем-
ниевые полупроводниковые диоды. Современные выпрямители комп-
лектуются из лавинных вентилей (диодов). Лавинные вентили или
вентили с контролируемым лавинообразованием отличаются от
обычных тем, что обладают более равномерной структурой кремни-
евых дисков, вследствие чего обратный ток проходит не по ограни-
ченной микроплощади, а по значительно большему сечению. Если
в обычных нелавинных вентилях обратный ток не должен превосхо-
дить 20—40 мА, в лавинных вентилях в аварийных режимах он мо-
жет достигать за малое время сотни и даже тысячи ампер.
В мощных преобразователях рабочий ток одного вентиля бы-
вает недостаточным, поэтому вентили соединяют параллельно
(рис. 90). В связи с тем, что вольт-амперные характеристики вен-
тилей 1 и 2 (рис. 90, б) могут быть неодинаковыми, распределе-
223
Рис. 90. Параллельное соединение
двух вентилей:
в'— схема соединений; б — прямые вольт-
амперные характеристики
Рис. 91. Схемы уменьшения разбаланса
токов:
а — с применением резисторов; б — уве-
личение числа последовательных вентилей;
в — вольт-амперные характеристики
ние токов между вентилями будет неравномерным. Для устранения
этого недостатка могут быть приняты следующие меры:
подбор вентилей по прямым характеристикам, который осу-
ществляется по равным падениям напряжения на вентилях при ам-
плитудных значениях предельного тока. Этот метод наиболее прост,
но неудобен тем, что в случае замены вентиля резервный вентиль дол-
жен обладать точно такой же характеристикой, что и заменяемый;
включение последовательно с каждым вентилем балластного
резистора R (рис. 91, а). Этот способ увеличивает наклон прямых
характеристик 1 и 2 до значений Г и 2' (рис. 91, в) и, таким обра-
зом, достаточно хорошо уравнивает токи. Недостаток указанного
способа — дополнительные потери, что снижает к. п. д. установки;
естественное распределение токов в цепях вентилей при сме-
шанном их соединении (рис. 91, б). Этот способ, аналогично преды-
дущему, увеличивает наклон прямых характеристик, но выгодно
отличается от него тем, что не имеет непроизводительных потерь.
Недостаток этого способа состоит в том, что в режиме короткого
замыкания прямые характеристики вентилей могут отличаться
более резко, чем в области рабочих токов, и, таким образом, от-
дельные ветви вентилей в этом режиме могут быть перегружены;
применение электромагнитных делителей тока. Этот метод наи-
более совершенен.
Электромагнитный делитель (рис. 92) состоит из стального сер-
дечника с двумя обмотками, имеющими средний вывод. При не-
равенстве токов в цепях вентилей (например, > /2) в сердеч-
нике создается магнитный поток, который в обмотке с большим
током создает э. д. с., направленную встречно приложенному к вен-
тилю прямому напряжению, а в обмотке с меньшим током э. д. с.,
направленную согласно с напряжением в цепи вентиля. Это при-
водит к повышению тока в цепи недогруженного вентиля и к сни-
жению тока перегруженного вентиля. Ввиду крутых прямых ха-
рактеристик вентилей для выравнивания токов в их цепях тре-
буются весьма небольшие дополнительные э. д. с., что позволяет
применить электромагнитные делители, имеющие по одному витку
первичной обмотки.
224
Рис. 92. Схема электромагнитного
делителя тока
Рис. 93. Схемы включения электро-
магнитных делителей тока
Электромагнитные делители тока могут быть выполнены:
с разомкнутой цепочкой (рис. 93, а). В этих делителях шинки
крайних вентилей проходят только через один сердечник;
с замкнутой цепочкой (рис. 93, б). В этом случае все цепочки
вентилей находятся в одинаковых условиях, что снижает разба-
ланс токов;
с одним задающим вентилем (рис. 93, в). Этот делитель еще
более снижает разбаланс токов;
с общим магнитопроводом (рис. 93, г).
Сердечники делителей изготовляются из ориентированного ма-
гнитного материала. Сердечники могут быть с воздушным зазором
и без зазора. Воздушный зазор уменьшает* остаточную индукцию
в сердечнике. Тот же эффект может быть получен подмагничиванием
сердечника.
Последовательное соединение вентилей применяется в тех слу-
чаях, когда напряжение цепи превышает допустимое напряжение,
которое может быть приложено к вентилю. Число последовательно
соединенных лавинных вентилей
,,	_ ^обр. max । 1
"1ЮСЛ — ---7,----Г 1 у
где {/Обр. max — наибольшее обратное напряжение цепи, В;
— рабочее обратное напряжение вентиля, В.
При последовательном соединении вентилей обратное напря-
жение цепи может распределяться между вентилями неравномерно.
Для выравнивания обратных напряжений вентилей применяют дели-
тель напряжения, состоящий из цепочки резисторов R1 (рис. 94).
Следует иметь в виду, что при прекращении протекания пря-
мого тока через вентиль в течение времени 5—20 мкс, называемого
временем восстановления запирающих свойств, он не обладает
Рис. 94. Схема делителей напряжения
и защитных цепочек
225
8 тарнижевский М. В. и др.
0-
вентильными качествами, т. е.
является как бы обычным провод-
ником, одинаково хорошо прово-
дящим ток в обоих направлениях.
Поэтому если последовательно
соединенные вентили имеют раз-
личное время восстановления, то
на вентиль с меньшим временем
восстановления приложится весь
скачок обратного напряжения.
Защита вентилей от этого вред-
ного явления осуществляется шун-
Рис. 95. Схема контроля состояния тирующими цепочками R—C (см.
вентилей	рис. 94). Здесь конденсатор С
воспринимает пик перенапряже-
ния, а резистор R является демпфирующим (обычно С =
= 0,254-0,50 мкФ, R -- 104-30 Ом).
Последовательное соединение лавинных вентилей в выпрями-
телях при нормальной промышленной частоте f = 50 Гц не тре-
бует ни делителей напряжения, ни защитных цепочек R—С. Объ-
ясняется это тем, что лавинные вентили кратковременно могут
пропускать в обратном направлении значительные токи.
В мощных выпрямителях часто применяется смешанное соеди-
нение вентилей в плечах. При таком соединении обратное напря-
жение обычно используется для контроля состояния (рис. 95).
Нормальное состояние всех вентилей в плече обеспечивает при
обратном напряжении равенство потенциалов срх = <р2. Поврежде-
ние любого из вентилей нарушает это равенство. При срх q?2 вклю-
чается реле /С.
В мощных преобразовательных агрегатах применяются две
схемы: трехфазная мостовая и шестифазная с уравнительным реак-
тором. Внешние токи к. з. Idk в схемах одинаковы. Ток к. з. в вен-
тилях мостовой схемы в два раза больше, чем в нулевой. Типо-
вая мощность преобразовательного трансформатора в мостовой
схеме на 21 % меньше и конструкция трансформатора проще. Зато
токи в вентильных плечах мостовой схемы в 2 раза больше, что при-
водит к увеличению числа параллельных цепей вентилей. В вен-
тильных цепях обеих схем устанавливают по два последователь-
ных вентиля (в нулевой схеме — более высокого класса), из кото-
рых один резервный. Стоимости агрегатов при применении этих
схем питания почти одинаковы.
На тяговых подстанциях трамвая и троллейбуса преимущественно
применяется шестифазная схема — две обратные звезды с уравни-
тельным реактором. Вентильные обмотки этой схемы представ-
ляют две трехфазные звезды, повернутые друг относительно друга
на 180°. Нулевые точки звезд соединены через уравнительный ре-
актор УР, средняя точка которого является отрицательным по-
люсом цепи выпрямительного тока (рис. 96, а). Благодаря наличию
УР в любой момент времени напряжение двух смежных плечей вен-
226
тилей aY — с2, с2 — b-ti и т. д.
уравнивается и становится рав-
ным полусумме напряжений этих
плечей без УР. Например, в пер-
вую шестую часть периода на-
пряжение плеча на значение е,
а напряжение плечей Ь& и с2 по-
вышается на то же значение
(рис. 96, б) и т. д. Благодаря этому
в любой момент точки в вентиль-
ных обмотках четной и нечетной
звезд равны.
Как видно из диаграммы,
(рис. 96, в), уравнительный реак-
тор работает в режиме тройной
частоты, т. е. э. д. с., наводящая-
ся на катушках реактора, имеет
частоту 150 Гц. Мгновенное зна-
чение намагничивающего тока
реактора /р создается вследствие
разности токов четной и нечетной
звезд и отстает от напряжения
реактора на 90 эл. град.
На рис. 96, г приведены токи
вентильных плеч. Общий выпря-
мленный ток Id в любой момент
делится между четными и нечет-
ными плечами вентилей, при этом
каждое плечо работает в течение
2л/3, т. е, вентили каждой звезды
выпрямителя работают в трехфаз-
ном режиме.
Так как в этой схеме одновре-
менно работают два плеча венти-
лей разных фаз, сердечник пре-
образовательного трансформатора
не имеет некомпенсированных
магнитных потоков.
Диаграмма токов в сетевых об-
мотках является как бы зеркаль-
ным изображением токов в соот-
ветствующих фазах вторичных
обмоток (рис. 96, б).
Трехфазный режим работы вен-
тильных плеч выпрямителя в схеме
обеспечивается действием УР.
Однако УР работает описанным
г)1
0
д)
it
^8
ic
Рис. 96. Схема питания с двумя обрат-
ными звездами и уравнительным реак-
тором:
а — схема соединения; б — напряжение
вентильных обмоток; в — напряжение
уравнительного реактора; г — вентильные
токи; д — токи в фазах сетевых обмоток
выше образом лишь до тех пор, пока выпрямленный ток выше не-
которого критического значения /^кр. Если выпрямленный ток
8*
227
ниже этого значения, намагничивающий ток реактора падает, э. д. с.
в катушках снижается и УР не работает. Схема в этом случае пре-
вращается в шестифазную звезду. Для подмагничивания УР при-
меняется встроенный в трансформатор утроитель частоты.
Основные параметры рассматриваемой схемы выпрямления сле-
дующие:
приведенное фазовое напряжение первичной обмотки для трех-
фазного режима (71ф = U2 = UdJ\,\l\
средний ток в фазе /ср = Id!m\
наибольшее обратное напряжение (/Обр. max 2,O9t/rfo;
эффективное значение обратного напряжения [/обр эфф =
- 1,26^0;
среднее значение обратного напряжения £/ог)р. ср = £/,o‘,
эффективный ток фазы вторичной обмотки трансформатора /2 =
= Id/(2 /3") = 0,29/,;
приведенное значение тока первичной обмотки Ц = Idly 6 =
= 0,41/,;
действительное значение тока в первичной обмотке /х =
= 0,41 /3
мощность вторичной обмотки трансформатора Р2 = 1,48Р,0;
мощность первичной обмотки трансформатора Рг = 1,05 PdQ;
. типовая мощность трансформатора Рт = 0,5 (Р± + Р2) =
= 1,2(>РМ.
В приведенных выше формулах:
UdQ — выпрямленное напряжение при х. х;
Id — выпрямленный ток;
£72Ф — вторичное фазное напряжение трансформатора;
Ui — первичное линейное напряжение сети;
PdQ = Ud(Jd-
При работе выпрямителей вентили в различных режимах сети
воспринимают определенные перенапряжения. Следует иметь в виду,
что при комплектовании выпрямителей из лавинных вентилей за-
щита от коммутационных перенапряжений на переменном токе
не требуется.
При отключении токов к. з. на выпрямленном токе быстро-
действующим выключателем возникают коммутационные перенапря-
жения. Подавление перенапряжения на выпрямленном токе может
быть осуществлено при помощи конденсатора или разрядников.
В качестве разрядников для подавления перенапряжения приме-
няются лавинные вентили, включаемые встречно полярности вы-
прямителя между его полюсами.
Разрядники из лавинных вентилей обладают следующими пре-
имуществами: они не имеют сопровождающего тока; не создают
потерь электроэнергии; скорость действия их весьма велика, вслед-
ствие чего обеспечивается надежная защита кремниевых вентилей
выпрямителя. Выбор лавинных разрядников производится по наи-
большему допустимому перенапряжению и по предельно допустимой
энергии рассеивания в лавинных вентилях. Увеличение энергии рас-
228
сеивания лавинных разрядников может быть получено увеличением
числа последовательно и параллельно соединенных вентилей.
Атмосферные перенапряжения поступают к выпрямителю через
провода контактной сети и кабели. Атмосферные перенапряжения
с отрицательной полярностью относительно земли вызывают раз-
рядные токи через вентили выпрямителя в прямом направлении.
Эти перенапряжения для вентилей выпрямителя не опасны. Пере-
напряжения с положительной полярностью относительно земли вы-
зывают обратные токи через вентили выпрямителя. И хотя атмо-
сферные перенапряжения этого рода весьма редки, но защита от
них в грозовой период необходима.
Защита от атмосферных перенапряжений может быть осущест-
влена теми же средствами, что и защита от коммутационных пере-
напряжений на выпрямительном токе. В качестве дополнительных
средств защиты от атмосферных перенапряжений устанавливаются
разрядники (обычно на опорах контактной сети).
Наличие устройства контроля состояния каждого вентиля вы-
прямителя, возможность длительной работы с одним поврежден-
ным вентилем и малая вероятность одновременного повреждения
всех вентилей фазы исключают необходимость защиты от внутрен-
них коротких замыканий. Что касается внешних коротких замыка-
ний, то короткое замыкание на полюсах выпрямителя и между
•сборными положительной и отрицательной шинами практически не-
вероятно. Вследствие этого расчет ‘выпрямителя производят по
току к. з. лишь в тяговой сети.
Токовая защита предусматривает применение быстродейству-
ющих выпрямителей в цепи выпрямленного тока с полным временем
отключения, не превышающим 20.мс. Таким образом, продолжитель-
ность прохождения тока к. з. через вентильные плечи выпрямителя
не превосходит полупериод. Применительно к выпрямителям го-
родского электротранспорта этот вид защиты является наиболее
простым и надежным.
5.5.	: Собственные нужды
Устройства собственных нужд (СН) тяговой подстанции пред-
ставляют собой комплекс источников питания при напряжении
380/220 В и аппаратов, предназначенных для обеспечения нор-
мальной работы преобразовательных агрегатов и другого силового
оборудования. Источниками питания СН переменного тока яв-
ляются трансформаторы СН и городской ввод напряжения 380/220 В.
Потребителями постоянного тока СН являются только такие
аппараты, которые вследствие своих конструктивных особенностей
не могут работать на оперативном переменном токе. К ним относятся
обмотки приводов масляных выключателей и катушки управления
некоторых типов быстродействующих выключателей. Источниками
питания этих потребителей, как правило, служат выпрямители,
присоединенные к шинам СН переменного тока.
229
Удельный расход электроэнергии на СН современных тяговых
подстанций на 1 кВт- ч переработанной электроэнергии составляет
в среднем 0,3 %. Ориентировочная мощность общеподстанционных
потребителей СН переменного тока следующая:
Устройства сигнализации и автоматики на
переменном токе, кВт/(кВ-А)............... (0,35-т-0,7), (0,5-н 1,0)
Выпрямительное устройство питания при-
водов масляных и быстродействующих вы-
ключателей, кВт/(кВ-Л).................... 5,0/6,2
Электрическое отопление подстанции,	Вт'м3	10
Периодически включаемые электроотопи-
тельные приборы, Вт/м3................ 10
Электрическое освещение, Вт/м2 ..................... 10
Питание электроинструмента, кВт	....	5
Определяя мощность электрического отопления подстанции, объем
здания V, м3, ориентировочно рассчитывают по формуле
V = vnldUa,
где v — удельный объем здания (для одноагрегатных подстанций и =
= 0,4 м3/кВт, для многоагрегатных 0,6 м3/кВт);
п — число установленных агрегатов;
Uj, Id — выпрямленные номинальные напряжения и ток агрегата.
На телеуправляемых тяговых подстанциях, где люди постоянно
не работают, поддерживается температура в помещениях не ниже
-г 5 СС. Когда персонал приезжает для ревизии или ремонта, допол-
нительно включаются приборы электрического отопления и тем-
пература в этом помещении тяговой подстанции доводится до --16 °C.
Площадь подстанции для расчета нагрузки освещения можно
определить ориентировочно исходя из общего объема здания и
средней высоты помещений ft, которую с учетом перекрытий при-
нимают равной 4 м.
Выбор мощности трансформатора СН следует производить по
средним расчетным нагрузкам и проверять по наибольшим возмож-
ным кратковременным нагрузкам с учетом перегрузочной способ-
ности трансформатора.
Потребность резервного городского ввода зависит от количества
трансформаторов СН и схемы включения их в распределительном
устройстве 10 или 6 кВ. В случае присоединения одного из транс-
форматоров к резервному вводу 10 или 6 кВ до масляного выклю-
чателя резервный ввод 380/220 В не требуется. При наличии только
одного трансформатора СН мощность резервного ввода должна со-
ответствовать мощности трансформатора.
5.6.	Компоновка оборудования^
на тяговых подстанциях
Действующие тяговые подстанции во многом отличаются друг
от друга по. расположению оборудования, строительной части,
конструкции ячеек трансформаторов, распределительных устройств
переменного и постоянного тока. В связи с разработкой и утверж-
230
Дением типовых проектов тяго-
вых подстанций ’происходит уни-
фикация проектных решений.
В этой области успешно работают
два института, накопивших боль-
шой опыт проектирования систем
электроснабжения трамвая и трол-
лейбуса и, в частности, опыт
проектирования тяговых подстан-
ций: институт Мосгортранснии-
проект Главного управления пас-
сажирского транспорта Мосгор-
исполкома и институт Гипроком-
мундортранс Министерства жи-
лищно-коммунального хозяйства
РСФСР.
Рис. 97. Компоновка оборудова-
ния одноагрсгатнон тяговой подстан-
ции:
1 — РУ 10 кВ; 2 — камера преобразова-
тельного трансформатора; 3 -- кремние-
вые выпрямители; 4 - РУ выпрямленного
тока; 5 -- шкафы отрицательной шины;
6 — щит управления агрегатом; 7 — щит
СН; 8 - шкаф ТУ
Современная одноагрегатная
тяговая подстанция имеет одно
помещение, в котором размещено
все оборудование; только сило-
вой трансформатор вынесен в от-
дельную камеру 2 (рис. 97). РУ по-
стоянного тока состоит из двух
линейных выключателей и одного
секционного. РУ 10 кВ позволяет присоединять подстанцию к энер-
госистеме по схеме «линия—шина» по радиальной схеме.
При работе подстанции в режиме автоуправления без теле-
механики снаружи у входа предусматривается закрытый щиток
управления основными коммутационными аппаратами. При необхо-
димости производства работ на контактной сети со снятием напря-
жения бригада службы контактной сети специальным ключом от-
крывает щиток и выключает подстанцию.
Применение двухагрегатной подстанции целесообразно, как пра-
вило, лишь в системе децентрализованного электроснабжения сов-
местно с одноагрегатными подстанциями. Поэтому двухагрегатная
тяговая подстанция представляет собой по схеме первичной комму-
тации две одноагрегатные подстанции. Она предназначена для
питания двух пересекающихся или идущих на каком-то расстоя-
нии рядом маршрутов трамвая или троллейбуса.
Многоагрегатная тяговая подстанция предназначена для элек-
троснабжения крупных транспортных устройств и магистралей.
Она имеет развитое распределительное устройство 600 В. Конст-
рукция РУ 10 или 6 кВ предусматривает присоединение не менее
двух питающих вводов. На рис. 98 приведена двухэтажная тяговая
подстанция для системы централизованного питания, спроектиро-
ванная институтом Мосгортрансниипроектом, а на рис. 99 — ком-
поновка многоагрегатной подстанции Гипрокоммундортранса 113].
В двухэтажной подстанции (см. рис. 98) на первом этаже раз-
мещаются РУ, трансформаторные камеры 2, отрицательная шина 5;
231
Рис. 98. Компоновка оборудования многоагрегатной (трсхагрегатной) тяговой
подстанции МосгортрансНИИпроекта:
а — первый этаж; б — второй этаж; 1 -- РУ 10 или 6 кВ; 2 — трансформаторные камеры;
3 — кремниевые выпрямители; 4 — РУ 600 В; 5 — отрицательная шина; 6 — щиты уп-
равления и щиты СН; 7 — шкаф телемеханики; 8 — санузел; 9 — служебное помещение;
10 — лестничная клетка
на втором — выпрямители 5, щиты управления и собственных
нужд 6. Здания современных автотелеуправляемых подстанций,
как правило, сооружаются без окон, что облегчает их обслужива-
ние. Окно необходимо лишь в служебном помещении 9 (см. рис. 99),
предусматриваемом только на многоагрегатной подстанции. Сан-
узел 8 сооружается в тех случаях, когда его присоединение к го-
родским сетям не требует больших затрат.
На тяговых подстанциях РУ переменного тока для напряже-
ния 10 или 6 кВ применяются только закрытого типа и размещаются
внутри здания.
При проектировании и сооружении РУ должны быть соблюдены
все требования и нормативы, изложенные в Правилах устройства
Рис. 99. Компоновка оборудования
трехагрегатной тяговой подстанции
института Гипрокоммундортранс (обо-
значения позиций те же, что и на
рис. 98).
232
электроустановок (ПУЭ), Прави-
лах технической эксплуатации
трамвая и Правилах технической
эксплуатации троллейбуса. Ре-
гламентируются минимальные рас-
стояния между токоведущими ча-
стями разных фаз и землей, вид
и способ установки необходимых
ограждений, ширина коридоров
обслуживания для различных
вариантов расположенного обору-
дования; указаны противопожар-
ные меры и т. д.
РУ, поставляемые заводом-из-
готовителем в полностью собран-
ном виде комплексно со всеми
необходимыми аппаратами, при-
борами, ошиновкой и проводкой,
называются комплектными. На
современных подстанциях приме-
А-А
Рис. 100. Камера КСО-272 с масляным выключателем:
1 — провод масляного выключателя; 2 — масляный выключатель; 3 — проводы разъеди-
нителей; 4 — трансформаторы тока
няются камеры КСО-272 (рис. 100). Из этих камер комплектует-
ся РУ 10 или 6 кВ (рис. 101). При проектировании тяговых подстан-
ций для заказа камер КСО-272 заполняются специальные опрос-
ные листы.
Кроме рассмотренных выше устройств, заводы изготовляют
комплектные РУ типа КРУ, основным отличием которых является
установка масляных выключателей с приводами на выкатных те-
лежках (рис. 102) Вместо разъединителей рубящего типа в шкафах
применяются два штыревых разъединителя. Верхний соответствует
шинному разъединителю, а нижний — линейному.* Каждая фаза
штыревого разъединителя состоит из плоского контакта, укреплен-
ного в неподвижной части и соединенного с соответствующей фа-
зой сборных шип, и второго контакта, укрепленного на тележке
233
Рис. 101. Принципиальные схемы первичных соединений элементов РУ из ка-
мер КСО-272 различного назначения:
/ — ввод без выключателя и трансформатор напряжения; // - ввод с масляным выключа-
телем: III — трансформатор СН. присоединенный к шинам подстанции: IV -- секционный
разъединитель; V — трансформатор напряжения и разъединитель заземления сборных
шин; VI - блок ввода с масляным выключателем и трансформатор СН на вводе
Рис. 102. Фасад (а) и разрез (б) шкафа КРУ с масляным выключателем:
1 — сборные шины; 2 - штепсельные контактные соединения; 3 -- трансформаторы тока;
/ — кабели; 5 — масляный выключатель; 6 — привод выключателя
и соединенного шинами с входным зажимом выключателя данной
фазы. Второй подвижной контакт охватывает с двух сторон непо-
движный контакт. На выкатной тележке размещены масляный вы-
ключатель и привод. В неподвижной части шкафа установлены транс-
форматоры тока, измерительные приборы и релейная аппаратура.
Неподвижная часть шкафа делится металлическими перегородками
на ряд отсеков.
Такое РУ обеспечивает большую безопасность обслуживания,
так как обслуживание масляного выключателя и привода произво-
дится при выкаченной тележке, вне шкафа, шкаф имеет ряд меха-
нических блокировок, не позволяющих проводить неправильные
действия, а также снабжен заслонками, закрывающими доступ
к отсекам шкафа, токоведущие элементы которых могут находиться
под напряжением. Тележку нельзя выкатить при включенном вы-
ключателе. После выкатывания тележки специальные шторки за-
крывают неподвижные контакты, находящиеся под напряжением.
Общим недостатком КРУ является то, что они требуют несколько
большей площади пола и стоимость их более высокая.
Трансформаторы преобразовательных агрегатов на трамвайно-
троллейбусных тяговых подстанциях устанавливаются в трансфор-
маторных камерах. Размеры камеры в плане определяются габа-
ритными размерами трансформатора, которые в свою очередь за-
висят от его мощности, а также от ширины проходов вокруг транс-
форматора. По требованиям ПУЭ эти проходы должны быть не мепее
600 мм сбоку и сзади и не менее 1000 мм спереди. Поскольку на
тяговых подстанциях преимущественно распространены трансфор-
маторы мощностью 692 и 1385 кВ-А, незначительно отличающиеся
друг от друга по своим размерам, трансформаторную камеру для
учета перспективного развития целесообразно сооружать для транс-
форматора большей мощности. При этом объем здания увеличи-
вается весьма несущественно.
Высота трансформаторной камеры определяется требованиями
охлаждения трансформатора. Так как применяемые трансформаторы
имеют естественное охлаждение, интенсивность отвода тепла за-
висит от размеров приточных и вытяжных отверстий камеры, а также
от расстояния между ними по вертикали. Пол камеры поднят над
уровнем земли на высоту 0,8 м для удобства погрузки трансформа-
тора на трайлер и выгрузки с него. Пространство между полом и
землей используется в качестве вентиляционного канала, по ко-
торому поступает воздух для охлаждения трансформатора.
С наружной стороны этот канал имеет жалюзи и металличе-
скую сетку для защиты камеры от проникновения в нее животных
и птиц.
Под трансформатором в полу делается выемка для стока масла
с ямой, рассчитанной на 20 % объема масла трансформатора.
На одноэтажных подстанциях трансформаторная камера
(рис. 103) имеет высоту около 5 м. На двухэтажных подстанциях
трансформаторная камера соответствует высоте всего здания и
достигает 10 м. Вентиляция такой камеры более интенсивная.
235
Рис. 103. Трансформаторная камера одноэтажной тяговой под-
станции
В проектах двухэтажных подстанций целесообразно исполь-
зовать эту высоту, предусмотрев в камерах устройства для выемки
сердечника трансформатора, а именно балку с крюком и лестницу
для подъема тали. На одноэтажных подстанциях возможность вы-
емки сердечника не предусматривается из-за недостатка высоты
помещения. Конструкция трансформаторной камеры должна пре-
дусматривать соответствующие меры локализации шума в самой
камере с тем, чтобы имелась возможность без нарушения санитар-
ных норм располагать подстанцию в жилых кварталах города.
Аппараты РУ 600 В так же, как и аппараты РУ 10 или 6 кВ,
размещаются в ячейках.
Распределительные устройства выпускают производственное объ-
единение «Преобразователь» г. Запорожья и Люберецкий электро-
механический завод. Объединение «Преобразователь» изготовляет
две модификации ячеек РУ 600 В: РУ 600 — ячейки для многоагре-
гатных подстанций централизованной системы электроснабжения
и РУО 600 — ячейки для одноагрегатных подстанций децентрали-
зованной системы.
РУО 600 состоит из ячеек: катодного переключателя, линей-
ного выключателя № 01, секционного выключателя и линейного
выключателя № 02. Количество ячеек РУ 600 зависит от количества
агрегатов и питающих линий на тяговой подстанции. Устройство
РУО применяется на одно- и двухагрегатных тяговых подстанциях
децентрализованной системы питания, которая предполагает па-
раллельную работу подстанций во всех режимах работы системы.
Ячейка катодного переключателя содержит оборудование для
подключения выпрямительного агрегата к положительной шине
600 В или к заземляющему контуру подстанции и аппаратуру защиты
236
агрегата от перенапряжений со стороны постоянного тока. Ячейки
линейных выключателей (№ 01 или № 02) содержат оборудование
и аппаратуру для коммутации и защиты линий 600 В (рис. 104).
Положительная линия через разъединитель РВК-10/2000, выклю-
чатель ВАТ-43 и шинный разъединитель типа PBK-10z2000 под-
ключается к положительной шине. Оба разъединителя управ-
ляются вручную с помощью общего привода ПР-3. В ячейке сек-
ционного выключателя установлены два разъединителя и быстро-
действующий выключатель.
г . РУ 600 предназначены для применения на многоагрегатных тя-
говых подстанциях централизованной системы питания трамвая
и троллейбуса. Тяговые подстанции этой системы характеризуются
наличием на них большого числа (больше двух) сравнительно мощ-
Рис. 104. Ячейка линейного выключателя РУО-600:
1 — быстродействующи" выключатель; 2 — разъединители; 3 - шины; J - - привод
237
Ных выпрямительных агрегатов и большого количества отходя-
щих положительных питающих линий 600 В (6—10 и более). Надеж-
ность работы таких подстанций обеспечивается резервированием
оборудования. Этот принцип заложен и в построении РУ постоян-
ного тока, комплект которого состоит из ячеек катодного, линейного
и запасного выключателей. Количество ячеек катодного выклю-
чателя определяется числом установленных на подстанции выпрями-
телей, ячеек линейного выключателя — числом положительных
питающих линий.
5.7.	Автоматизация и телемеханизация
тяговых подстанций
При проектировании тяговых подстанций следует считать основ"
ным способом управления ими — телеуправление. В отдельных
случаях тяговые подстанции проектируются с местным управле-
нием, здесь предусматривается возможность перевода подстанции
в перспективе на телеуправление 115]. Объем автоматизации, опре-
деляемый при проектировании тяговых подстанций, предусматри-
вают (табл. 20) следующий:
автоматическое включение резервного ввода напряжением 10
или 6 кВ (АВР) (в зависимости от схемы электропитания допу-
скается АВР при возможности включения па короткое замыкание);
автоматическое включение резервного преобразовательного агре-
гата (при поагрегатном резервировании);
программное включение и отключение схем выпрямительного
агрегата;
автоматическое повторное включение линейных и запасного вы-
ключателей 600 В;
автоматическое включение резервного источника питания СН
подстанции;
автоматическое регулирование потенциалов пунктов присое-
динения отрицательных питающих линий к рельсам трамвая.
Автоматическое включение резервного ввода 10 или 6 кВ осу-
ществляется после отключения рабочего ввода 10 или 6 кВ от за-
щиты минимального напряжения при исчезновении или снижении
напряжения на шинах 10 или 6 кВ подстанции до 60 % номиналь-
ного. Резервный ввод при срабатывании АВР включают при усло-
вии отключения рабочего ввода. При оперативном отключении ра-
бочего ввода осуществляют блокировку АВР. Обратный перевод
питания подстанции с резервного ввода на рабочий должен выпол-
няться оперативно. Во избежание ложных переключений устрой-
ство АВР ввода 10 или 6 кВ должно срабатывать с задержкой вклю-
чения на 0,7 с после отключения рабочего ввода.
На многоагрегатных подстанциях централизованной системы
электроснабжения запуск устройства АВР агрегата осуществляют
при отключении одного из работающих агрегатов от максимальной
или газовой защиты, при перегрузке или неисправности. АВР пре-
238
Таблица 20
Наименование (назначение) устройства	Система электро- снабжения		Примечание
	центра- лизован- ная	децен- трализо- ванная	
Вводы 10 или		6 кВ	
Максимальная токовая защита	Да	*	* — при наличии на под- станции не менее двух вводов
Направленная максимальная токо- вая защита	*	Нет	* — только при парал- лельном питании
Защита от замыкания на землю в системе 10 или 6 кВ	Да	Да	С действием на сигнал
Защита минимального напряжения с действием на сигнал, схему АВР и на отключение	Да	*	* — только при двух вводах
Устройство автоматического вклю- чения резервного ввода 10 или 6 кВ	Да	*	* — только при нали- чии на подстанции не менее двух вводов
Максимальная токовая защита	Да	Да	
Защита от перегрузки с действием	Да		* — с действием только
на сигнал и схему АВР			на сигнал
Резервная защита (необходимость применения определяется расчетом)	*	Нет	* — с действием на от- ключение высоковольт- ных вводов
Газовая защита с действием на сигнал и отключение	Да	Да	
Устройство контроля температур- ного режима трансформатора	Да	Да	С действием на сигнал
Устройство контроля состояния вентилей выпрямителя	Да	Да	С действием на сигнал
Защита от замыканий на землю в системе 600 В	Да	Да	
Устройство автоматического вклю- чения резервного агрегата (АВР)	Да	Нет	
Устройство программной автома- тики преобразовательного агрегата	Да	*	* — программное уп- равление агрегатом, ли- нейными и секционными выключателями
Устройство автоматического упра- вления вентиляторами преобразо- вательного агрегата	Да	Да	Только для выпрямите- лей с искусственным ох- лаждением
Распределительное устройство 600			В
Устройство дистанционного упра- вления переключателями запасной шины	Да	Нет	
Быстродействующая токовая защи- та	Да	Да	Устанавливают на ли- нейных, запасных и сек- ционных выключателях
Защита от перегрузок и малых ТО KOI’, к. 3.	Да	Да	Устанавливают на ли- нейных и запасных вы ключателях
239
Продолжение табл. 20
Наименование (назначение) устройства	Система электро- снабжения		Примечание
	центра- лизован- ная	децент- рализо- ванная	
Испытатель коротких замыканий на линии 600 В	Ла	Да	Устанавливают на ли- нейных выключателях
Устройство автоматического по- вторного включения (АПВ)	Да	Да	Устанавливают на ли- нейных, запасных и сек- ционных выключателях
Устройство автоматического кон- троля состояния кабелей питаю- щих линий	Да	Да	С действием на сигнал и избирательное отклю- чение линейного выклю- чателя
Устройство автоматического кон- троля изоляции в системе 600 В	Да	Да	Только для системы с изолированными поло- сами
Счетчик количества отключений линейных выключателей	Да	Да	
Собственные нужды и общеподстанционные устройства
Устройство автоматического вклю-	Да	Да	
чения резервного источника пита- ния собственных нужд (АВР соб- ственных нужд) Устройство автоматического кон-	Да	Да	С действием на сигнал
троля изоляции цепей оперативно- го переменного тока 220 В Устройство автоматического кон-	Да	Да	Только для подстанций
троля изоляции цепей оперативно- го постоянного тока — 220 В для РУ 10 или 6 кВ Устройство автоматического регу-	Да	Да	со схемами управления РУ 10 или 6 кВ на опе- ративном постоянном то- ке Для трамвайных и трам-
лирования потенциалов пунктов присоединения отрицательных пи- тающих линий к рельсам Защита тяговых подстанций от ат-	Да	Да	вайно-троллейбусных подстанций
мосферных перенапряжений Защита агрегатов от коммутацион-	Да	Да	
ных перенапряжений			
образовательного агрегата должно блокироваться в случае любой
неисправности в системе РУ 600 В, приводящей к отключению ра-
ботающих агрегатов, а также при их оперативных отключениях.
Устройство программной автоматики преобразовательного агре-
гата обеспечивает необходимую последовательность включения и
отключения коммутирующих аппаратов агрегата и вентилятора
воздушного охлаждения (для агрегатов с принудительным воз-
душным охлаждением).
Линейные выключатели оборудуются испытателями коротких
замыканий, которые предназначены для проверки состояния линий
24Q
600 В после отключения линейного выключателя. Устройство авто-
матического повторного включения (АПВ) линейного выключателя
работает в комплексе с защитой положительных питающих линий
600 В (интегральная, токовременная или тепловая защиты; испы-
татели коротких замыканий). При оперативном отключении линей-
ного выключателя АПВ блокируется.
При автоматическом отключении линейного выключателя от
близкого короткого замыкания программа обеспечивает двукрат-
ное АПВ. Первое автоматическое включение линейного выключа-
теля производят после устранения короткого замыкания при разре-
шающем сигнале испытателя короткого замыкания. При включении
линейного выключателя на неустраненное короткое замыкание вто-
рое АПВ следует через 3 мин при разрешающем сигнале испыта-
теля короткого замыкания. После третьего отключения линейный
выключатель блокируют. Последующее включение осуществляют
только при оперативном управлении.
При отключении линейного выключателя от удаленного корот-
кого замыкания схема обеспечивает однократное АПВ через 3 мин,
необходимые для остывания контактного провода. В случае лож-
ного АПВ выключатель отключают и блокируют. Последующее
включение осуществляют только при оперативном управлении.
Устройство АПВ секционного выключателя на подстанции в си-
стеме децентрализованного электроснабжения обеспечивает авто-
матическое включение секционного выключателя при наличии
напряжения со стороны любой из параллельно работающих под-
станций. При оперативном отключении секционного выключателя
автоматическое повторное включение блокируется. При включен-
ных линейных выключателях на подстанциях АПВ секционного вы-
ключателя блокируется.
В схемах автоматики одно- и двухагрегатных подстанций при
децентрализованном электроснабжении предусматривают програм-
ное включение и выключение линейных и секционного выключа-
телей в зависимости от положения масляного выключателя пре-
образовательного агрегата. При отключении агрегата (оператив-
ном или от защиты) схемы автоматики обеспечивают программное
отключение линейных выключателей и включение секционного
выключателя. При включении агрегата секционный выключатель
отключают, а линейные — включают.
В схемах автоматики подстанций при децентрализованном элек-
троснабжении предусматривают возможность дистанционного вклю-
чения и отключения подстанций бригадами контактной сети (с по-
мощью кнопок дистанционного управления в переключательных
кабельных шкафах — ШПК). При дистанционном отключении под-
станций отключают преобразовательный агрегат, линейные и сек-
ционный выключатели и блокируют программное включение сек-
ционного выключателя. При дистанционном включении — вклю-
чают агрегат и линейные выключатели.
Схемы контроля изоляции кабелей питающих линий. Тяговые
подстанции с заземленной отрицательной шиной оборудуют ус-
241
тройством автоматического контроля состояния кабелей положи-
тельных питающих линий с действием на сигнал и избирательное
отключение линейного выключателя поврежденного кабеля. При
схеме питания троллейбусных линий с изолированными полюсами
осуществляют непрерывный автоматический контроль изоляции
обоих полюсов системы по отношению к земле [13].
Рассмотрим устройства контроля состояния кабелей положитель-
ных питающих линий в системах электроснабжения трамвая и трол-
лейбуса. При повреждении кабелей тяговой сети и замыкания токо-
ведущей жилы на оболочку и броню возникает короткое замыкание.
Ток к. з. определяется суммарным сопротивлением цепи, состоя-
щим из переходного сопротивления между броней кабеля и землей,
сопротивления растеканию заземляющего устройства подстанции
или переходного сопротивления между рельсами и землей и со-
противления отрицательных питающих линий. Как правило, это
суммарное сопротивление составляет не менее 0,3—0,5 Ом. Сле-
довательно, ток к. з. составит 1200—2000 А и будет заведомо меньше
тока уставки линейного быстродействующего выключателя. Таким
образом, линейный выключатель не отключится при повреждении
кабеля.
При электроснабжении троллейбусов с изоляцией полюсов от
земли повреждение кабелей вызывает протекание тока, значение
которого обусловлено снижением сопротивления изоляции другого
полюса системы. Таким образом, на тяговых подстанциях должна
функционировать специальная защита, реагирующая на поврежде-
ние питающих кабелей. Защита кабелей тяговой сети в заземлен-
ной системе является комбинированной и состоит из потенциаль-
ной защиты и защиты контактными жилами.
Потенциальная защита положительных питающих кабелей ос-
нована на улавливании напряжения между оболочкой кабеля и
отрицательной шиной. На подстанциях броня и оболочка всех ка-
белей перепаиваются и подключаются на общий контур заземле-
ния переменного тока подстанции. Поэтому за основу потенциаль-
ной защиты принят принцип измерения потенциала на контуре за-
земления по отношению к отрицательной шине. Такая защита может
быть только групповой, она срабатывает при повреждении любого
кабеля, принадлежащего данной подстанции. Применяют такую
защиту только в комплексе с индивидуальной. Кроме того, потен-
циальная защита может срабатывать при коротких замыканиях
в контактной сети и пиках токов нагрузки; на ее работоспособность
оказывают влияние блуждающие токи трамвая.
Защита контрольными жилами (рис. 105) имеет автономный
источник переменного тока. Здесь использована схема с шунти-
ровкой реле сопротивлением изоляции кабеля. Преимущество ука-
занной защиты в том, что контрольные жилы ограничивают зону
слежения, исключая контактную сеть. Процессы, происходящие
в контактной сети, нс оказывают влияния на контрольные жи-
лы - этим резко сокращается вероятность ложной работы за-
щиты.
242

Рис. 105. Схема защиты кабелей 600 В тяговой сети с заземлен-
ным отрицательным полюсом
Рассмотрим процессы, происходящие в схеме защиты в слу-
чае повреждения кабелей. Обрыв контрольной жилы приводит к от-
паданию контактов реле РБЗ, срабатыванию сигнализации и вклю-
чению телесигнализации. Пробои контрольной жилы на оболочку
приводит к шунтированию реле РБЗ по цепи: контрольная жила —
оболочка—броня—заземляющий контур переменного тока подстан-
ции —разделительный конденсатор. Замыкание контрольной жилы
на основную шунтирует РБЗ по двум контурам: контрольная жила—
основная жила кабеля—сопротивление подвижного состава—рель-
совая сеть—земля—заземляющий контур переменного тока — кон-
денсатор; контрольная жила кабеля—основная жила— положитель-
ная шина—выпрямительный агрегат— отрицательная шина— отри-
цательные питающие линии—рельсовая сеть—земля—контур за-
земления переменного тока—конденсатор. Первый контур сопро-
тивлением 1 Ом возникает только с появлением на линии подвиж-
ного состава, причем если подвижной состав — троллейбус, ток
шунтирования попадает в землю через другие отрицательные
питающие линии, подсоединенные к рельсовой сети. Второй кон-
тур шунтирования возникает всегда, когда кабель включен в работу.
В связи с тем что в цепях защиты течет переменный ток, со-
противление выпрямительного агрегата зависит от рабочего тока
агрегата. Значение этого сопротивления при отсутствии тока в агре-
гате в одну сторону определяется прямым падением напряжения на
вентиле, а в другую — сопротивлением шунтирующих вентилей
резисторов, наибольшее значение которого не превышает 2 кОм,
что значительно ниже чувствительности схемы защиты.
В момент пробоя кабеля зондирующее переменное напряжение
накладывается на постоянное выпрямленное. Звеном разделения
этих напряжений служит конденсатор С, не пропускающий постоян-
ной составляющей напряжения (см. рис. 105).
243
Опыт работы защиты контрольными жилами и потенциальной
защиты показывает, что как первая, так и вторая могут ложно
срабатывать. Избежать ложной работы потенциальной защиты не
удается потому, что может быть электромагнитное влияние других
электрических сооружений. Защита контрольными жилами сигна-
лизирует мелкие повреждения кабеля, не отражающиеся на его ра-
ботоспособности (замыкание контрольной жилы на основную, выпа-
дение контрольных жил из штепсельных розеток и т. д.). Поэтому
применяется комбинированная защита — отключение линейного вы-
ключателя производится лишь при одновременном срабатывании
потенциальной защиты и защиты контрольными жилами. Но необ-
ходимо выявлять и мелкие повреждения кабеля, при которых обычно
срабатывает одна из защит, потому что они могут привести к серь-
езной аварии. Поэтому срабатывание лишь одной защиты (потен-
циальной или защиты контрольными жилами) сигнализируется
по телеуправлению и звуковым сигналам.
Защита контрольными жилами выполняется индивидуально на
каждый линейный кабель 600 В. Потенциальная защита — защита
группового типа. При большом количестве кабелей необходимо
иметь реле-размножитель контактов потенциального реле, а также
если в этом возникает необходимость, реле времени.
Реле РБЗ (см. рис. 105) служит для определения неисправности
кабеля. В нормальном режиме (при отсутствии повреждений кон-
трольных жил) реле обтекается током и отпадает при любом по-
вреждении контрольных жил. Реле РПЗ является повторителем
и размножителем контактов реле РБЗ и развязывает цепи защиты
от контрольных жил, для которых имеется вероятность попадания
напряжения 600 В. Питание РБЗ осуществляется от напряжения
220 В, а сигнальной лампы — от напряжения 36 В магистрали све-
товой сигнализации. Сигнал от схемы защиты при ее срабатывании
поступает на отключение линейного выключателя, а также на све-
товую и телесигнализацию.
Блок потенциальной защиты состоит из реле потенциальной
защиты РПЗ типа РН-51/М34 и реле времени РПЗ типа ЭВ-238.
Блок потенциальной защиты получает питание от шин СН 220 В
и подсоединяется к отрицательной шине и контуру заземления пе-
ременного тока подстанции. В случае возникновения достаточно
большого напряжения между отрицательной шиной и контуром за-
земления подстанции срабатывает реле РПЗ. Отключение линейных
выключателей производится с помощью промежуточных реле.
В изолированной от земли системе электроснабжения пробой
одного полюса (безразлично положительного или отрицательного)
на землю не ведет к тяжелым для системы электроснабжения послед-
ствиям. Ток замыкания па землю не превосходит долей ампера,
и поврежденный кабель может некоторое время работать без устра-
нения неисправности.
При заземлении одного из полюсов изолированной системы элек-
троснабжения выявление места повреждения при отсутствии кон-
троля состояния кабелей является довольно трудоемкой задачей
244
Рис. 106. Схема защиты кабелей 600 В в изолированной от земли тяговой сети
из-за необходимости отсоединения кабелей от контактной сети.
Установка на подстанции устройства, позволяющего контроли-
ровать питающие кабели как положительные, так и отрицательные,
позволяет снизить трудоемкость определения места повреждения.
Исходя из вышесказанного нецелесообразно усложнять схему
контроля изоляции линейных кабелей и посылать сигнал на от-
ключение линейного выключателя при пробое кабеля. Однако при
повреждении кабеля необходимо своевременно передать соответ-
ствующую информацию. Поэтому схема контроля изоляции кабелей
должна воздействовать на световую, звуковую сигнализацию и
телесигнализацию. Отказ от воздействия на отключение линейного
выключателя при повреждении линейного кабеля делает возмож-
ным создание устройства контроля изоляции кабелей на основе
группового принципа, при этом один релейный элемент контроли-
рует одновременно все питающие кабели (как положительные, так и
отрицательные) данной тяговой подстанции.
Схема контроля изоляции кабелей постоянного тока одноагре-
гатной подстанции, работающей в изолированной системе элек-
троснабжения (рис. 106), контролирует состояние как положитель-
ных, так и отрицательных питающих кабелей. Так как при повре-
ждении кабеля на его контрольной жиле возникает потенциал
600 В соответствующей полярности, в схеме применены загради-
тельные фильтры постоянного тока в виде конденсаторов для раз-
деления контрольных жил кабелей. Контроль состояния кабелей
осуществляется с помощью реле напряжения РН-54/160. В случае
повреждения кабеля блок-контакты реле отпадают. Поиск неисправ-
ного кабеля производится с помощью поочередного переключения
пакетных переключателей поиска неисправности. При отключении
неисправного кабеля обмотка реле снова обтекается током.
245
В результате повреждения контролируемого кабеля повреж-
даются контрольные жилы. При обрыве контрольных жил напряже-
ние на катушке реле, определяемое емкостными проводимостями
жил, которые зависят от удаленности места повреждения кабеля,
недостаточно для удержания якоря в притянутом состоянии, вслед-
ствие чего якорь реле находится в отпавшем состоянии.
При замыкании контрольной жилы на основную жилу положи-
тельного питающего кабеля образуются следующие контуры, шун-
тирующие реле:
контрольная жила поврежденного кабеля — основная жила —
положительный контактный провод — сопротивление подвижного
состава — отрицательный контактный провод — отрицательные пи-
тающие кабели — отрицательная шина подстанции — конденсатор
между шиной 600 В и контуром заземления переменного тока — раз-
делительный конденсатор между контуром заземления и вторичной
обмоткой трансформатора;
контрольная жила поврежденного кабеля — основная жила --
цепочки, шунтирующие вентили выпрямительного блока, — вто-
ричная обмотка силового трансформатора — отрицательная шина
подстанции — конденсатор — контур заземления переменного тока —
разделительный конденсатор между контуром заземления и вторич-
ной обмоткой трансформатора.
В случае замыкания контрольной жилы отрицательного пи-
тающего кабеля на основную жилу образуется следующий контур:
контрольная жила поврежденного кабеля — основная жила — от-
рицательная шина — конденсатор между шиной 600 В и контуром
заземления — контур заземления — разделительный конденсатор.
При замыкании контрольной жилы на оболочку кабеля образуется
следующий контур шунтирования реле: контрольная жила — обо-
лочка поврежденного кабеля — броня — земля — разделительный
конденсатор. В результате появления этих контуров напряжение
на катушке реле уменьшается по сравнению с напряжением при от-
сутствии повреждений кабелей и якорь реле отпадает, при этом вклю-
чается обратное реле-повторитель, контакты которого включены
в цепи сигнализации.
Тяговые подстанции оборудуют счетчиками количества авто-
матических отключений линейных выключателей с действием на
сигнал при полной выработке ресурса линейного выключателя.
Устройства АВР цепей СН подстанции осуществляют перевод
потребителей СН на резервный источник при исчезновении или сни-
жении напряжения на основном источнике более чем на 15 %.
Объем телемеханизации (ТМ) должен соответствовать приня-
тому уровню автоматизации подстанций.
В табл. 21 даны объемы телеуправления (ТУ) и телеизмерения
(ТИ) для тяговых подстанций с разным количеством агрегатов,
а в табл. 22 — объемы телесигнализации (ТС).
Объем ТМ ограничивается минимальным количеством сигналов
и объектов управления, но достаточен для оценки диспетчером
состояния систем электроснабжения в целом и отдельных ее эле-
246
Таблица 21
Количество двухПОЗИЦИОННЫХ
команд ТУ
Объекты ТУ— ТП	Децентрализован- ное питание		Централизован- ное питание	
	Одноаг- регатная подстан- ция	Двухаг- регатная подстан- ция	Трех- агрегат- ная под- станция	Макси- мально возмож - ный объ- ем ТУ
Масляные выключатели вводов 10 или 6 кВ	2	2	2	3
Агрегаты	1	2	3	6
Линейные выключатели (ЛВ)	2	4	8	18
Секционный выключатель (СВ)	1	2	—	—
Запасной выключатель (ЗВ) Экстренное включение ЛВ (при отказе И КЗ)	1	1	1 1	2 1
Переключатели запасной шины (ПЗШ) Сброс сигнала «Человек на подстанции»	1	1	8 1	18 1
Вызов телеизмерения напряжения на вво- дах 10 или 6 кВ	2	2	2	3
Вызов телеизмерения расхода энергии Вызов телеизмерения силы тока преобра-	1 1	1 2	1 3	1 6
зовательных агрегатов Вызов телеизмерения силы тока на ЗВ Отопление Наружное освещение	1 1	1 1	1 1 1	2 1 1
Итого объектов ТУ—ТИ	14	19	33	63
ментов, а также для принятия необходимых мер по устранению ава-
рийных ситуаций и восстановлению нормального режима системы.
Телеуправление предусматривается для объектов, характери-
зующихся относительно частыми оперативными переключениями,
а также переключениями, необходимыми для локализации или ли-
квидации возможных аварийных состояний. На тяговых подстан-
циях, как особо ответственных объектах, ТУ может дублировать
автоматическое управление.
Объем ТС обеспечивает передачу на пункт управления сигна-
лов, отражающих положение телеуправляемых объектов и состоя-
ние основных элементов системы электроснабжения, а также пре-
дупредительных и аварийных сигналов. При этом ТС состояния
строят по принципу группировки однозначных по действию диспет-
чера сигналов, а также на сочетании двух сигналов: общего — о ха-
рактере неисправности и сигнала изменения положения объекта.
Объем ТИ обеспечивает диспетчерскому персоналу возможность
замера по вызову основных электрических параметров, отражаю-
щих состояние отдельных элементов системы электроснабжения и
необходимых для рационального оперативного управления си-
стемой.
247
Таблица 22
Объекты ТС	Количество ТС			
	Децентрализован- ное питание		Централизованнос питание	
	Одноаг- регатная подстан- ция	Двухаг- регатная подстан- ция	Трехаг- рсгатная подстан- ция	Макси- мально возмож- ный объ- ем ТС
Положение:				
вводов 10 или 6 кВ	2	2	2	3
агрегатов	1	2	3	6
л инейных в ы к л го ч а тел ей	2	4	8	18
запасных выключателей	—	—	1	2
секционных выключателей	1	2	—	—
ПЗШ и РЗШ	—	—	8	18
Отсутствие напряжения на питающих ли- ниях -f-600 В	2	4	8	18
Максимальная токовая защита вводов и	1	1	1	1
преобразовательных агрегатов Защита от замыкания на землю в системе	1	1	1	1
10 или 6 кВ				
Защита от замыкания на землю в системе 600 В (система питания с заземленной отрицательной шиной) Нарушение изоляции в системе 600 В (изолированная система питания) Газовая защита на сигнал, пробой венти- лей, температура преобразовательного аг-	1 1 1	1 1 1	1 1 1	1 1 1
регата Неисправность преобразовательного аг- регата	1	2	3	6
Кабельный сигнализатор Короткое замыкание на линии 600 В (сиг- нал И КЗ)	1 1	1 1	1 1	1 1
Контроль питания схем управления вво- дов и преобразовательных агрегатов и со-	1	1	1	1
стояния цепей оперативного постоянного тока				
Исчезновение напряжения на резервном вводе 10 или 6 кВ	1	1	1	1
Контроль питания схем управления ЛВ, ЗВ и режимов управления	1	1	1	1
Контроль питания схемы защиты от замы- кания в системе 600 В Состояние СН	1 1	1 1	1 1	1 1
Контроль питания панели ЭПП-541 Пожар на подстанции Человек на подстанции	1 1 1	1 1 1	1 1 1	1 1 1
Сигнал счетчика количества отключений ЛВ	1	1	1	1
Итого количество телесигналов	20	27	44	82
248
Для сокращения количества команд ТУ, снижения загрузки
диспетчера и повышения оперативности его работы при отключении
участков контактной сети с диспетчерского пункта (ДП) для произ-
водства работ применяют схемы программного управления.
В схемах управления предусматривается возможность включе-
ния линейного выключателя (ЛВ) без сигнала ИКЗ (экстренное
включение). Такое включение ЛВ выполняется по распоряжению
энергодиспетчера, минуя цепи программного включения. Данная ко-
манда является общей для всех ЛВ и посылается только после бло-
кировки ЛВ в случае отказа исполнения индивидуальной команды
ТУ.
На тяговых подстанциях предусматривают установку приборов
учета расхода электроэнергии и подключение их к линии связи по
командам устройства телемеханики.
На подстанциях предусматривается^общий аварийный теле-
сигнал. В него объединяют сигналы, связанные с повреждением
основного оборудования и с серьезным нарушением режима работы,
как-то: срабатывание максимальной токовой защиты на преобра-
зовательных агрегатах или вводах подстанции; срабатывание
газовой защиты на агрегатах, защиты от замыкания на землю в си-
стеме 600 В. Характер аварийного сигнала может быть уточнен
с помощью телесигналов положения масляных выключателей. Од-
новременное отключение масляных выключателей работающих агре-
гатов свидетельствует о наличии короткого замыкания в системе
600 В. В любом случае появление аварийного сигнала требует вы-
езда персонала на подстанцию для выявления причин поврежде-
ния и его устранения.
На подстанциях предусматривается пожарная телесигнализа-
ция, на дверях подстанций устанавливают конечные выключатели
для сигнала «Человек на подстанции».
Для управления тяговыми подстанциями используются устрой-
ства телемеханики различных систем. При этом возможно приме-
нение на одном диспетчерском пункте телемеханических устройств
управления и контроля различных типов при обеспечении иден-
тичности операций, производимых диспетчером. Желательна также
однотипность принципиальных схем телемеханических устройств,
применяемых на одном диспетчерском пункте. Телемеханические
устройства могут быть использованы для задания программы ра-
боты устройств автоматики, находящихся на подстанции.
Схема телемеханического управления создается таким образом,
чтобы повреждения телемеханических устройств или каналов связи
(т. е. потеря телеуправления, телесигнализации и возможности
вызова телеизмерения) не вызывали бы изменений в положении
или работы управляемых объектов.
Система телемеханики должна обеспечивать автоматическую
передачу телесигнализации (ТС) при изменении положения или
состояния любого из контролируемых объектов. Система телеме"
ханики обеспечивает непрерывный автоматический контроль ис-
правности устройства пункта управления (ПУ), контролируемых
249
пунктов (КП) и линий связи с соответствующей сигнализа-
цией.
Аппаратура приемно-передающих устройств пункта управле-
ния и контролируемых пунктов рассчитывается на питание от од-
нофазной сети переменного тока. Напряжение питающей сети 220 В
(+Юч—15 %). Частота питающего напряжения (50 ± 1) Гц.
На диспетчерском щите размещается аппаратура сигнализации
положения и состояния управляемых объектов в виде мнемосхемы.
При проектировании предпочтительно использовать секционный
мозаичный диспетчерский щит, состоящий из отдельных панелей.
В состав мнемосхем вводят структурные схемы контактной сети
с указанием мест расположения подстанций, секционных разделов
и выводов питающих кабелей.
Сигнализацию положения управляемых объектов на мнемосхеме
осуществляют по принципу «темного» щита (объект, состояние ко-
торого сигнализируется на мнемосхеме, представляет собой ключ,
положение которого должно соответствовать положению объекта).
Целесообразно несоответствие положения объекта положению ключа
осуществлять лампочкой мигающего света.
Система телемеханики обеспечивает передачу телемеханической
информации ТУ—ТС—ТИ по одному из следующих каналов
связи:
физическим цепям двухпроводных кабельных (прокладываемых
в земле или в воздухе) линий связи;
стандартным телефонным каналам с применением различных
систем уплотнения проводных линий связи.
Допускается передача информации ТИ по отдельной двухпро-
водной линии связи, которая может быть использована также для
осуществления диспетчерской оперативной телефонной связи. Время
передачи телемеханической информации для устройства макси-
мальной емкости не должно превышать 3 с — при передаче команд
ТУ и 5 с — при передаче ТС с КП. Проектирование каналов связи
для телемеханизации, как правило, осуществляют комплексно
с каналами телефонной связи, пожарной сигнализации и др.
Помещение диспетчерского пункта и установленное в нем обо-
рудование должны обеспечить дежурному максимальные удобства
во время работы; полное и своевременное информирование его
о всем происходящем в системе электроснабжения городского элек-
тротранспорта; возможность оперативной передачи на подстанции
распоряжений находящемуся там ремонтному персоналу; полный
и наглядный контроль за состоянием аппаратуры, используемой
в системе диспетчерского управления; возможность быстрой пере-
дачи информации центральному диспетчеру, руководству энерго-
хозяйства, а также получения ответных распоряжений.
Управление тяговыми подстанциями с помощью средств теле-
механики осуществляют с единого диспетчерского пункта (одно-
ступенчатое управление). В крупных городах, где телемеханизи-
рованными тяговыми подстанциями управляют с районных диспет-
черских пунктов (РДП), целесообразно проводить дальнейшую
250
централизацию управления созданием центральных диспетчерских
пунктов (ЦДП).
Телемеханическое оборудование существующих РДП при цен-
трализации управления должно быть сохранено и эффективно ис-
пользовано, для чего организуют ретрансляцию информационных
потоков от подстанций к ЦДП через РДП. Оборудование РДП
также может быть использовано в процессе эксплуатации при повре-
ждении аппаратуры ЦДП или линии связи между ЦДП и РДП, что
повысит надежность системы в целом [15].
Схема ретрансляции должна отвечать следующим требованиям:
ретранслирующее устройство должно допускать ввод информа-
ции от любых систем телемеханики, находящихся в эксплуатации;
при ретрансляции не должно происходить потерь информации;
ретрансляция должна вносить минимальные погрешности в те-
леизмерения;
информация должна вводиться в ретранслирующее устройство
после проверки ее приемным устройством телемеханики (УТМ)
районного диспетчерского пункта. В случае обнаружения ошибок
или при нарушениях приема информаций по причинам повреждения
устройств телемеханики или каналов связи информация с данного
направления не должна вводиться в ретранслирующее устройство,
а приемное телемеханическое устройство на ЦДП должно сформи-
ровать сигнал о повреждении;
число связей между УТМ и ЦДП должно быть минимальным.
Схема ретрансляции осуществляет переприем:
телесигналов с подстанций для дальнейшей передачи на централь-
ный диспетчерский пункт посредством соединения приемников
нижней ступени с передатчиком телемеханического устройства
верхней ступени управления;
команд управления с ЦДП для дальнейшей передачи на тяговые
подстанции посредством соединения приемника с передатчиками
телемеханических устройств нижней ступени управления.
С учетом того, что ретранслирующее устройство должно вно-
сить минимальную погрешность, ретрансляция телеинформации
ТС и ТИ расхода энергии осуществляется по методу «код — код».
Телеизмерение текущих значений силы тока и напряжения на-под-
станциях может иметь несколько большую погрешность и допу-
скают ретрансляцию по методу «аналог — код». Все вышеперечис-
ленные требования к схеме ретрансляции могут быть реализованы
в случае применения в качестве устройства высшего ранга кодо-
импульсной системы телемеханики.
Экономическая эффективность ТМ подстанций зависит от ко-
личества телемеханизируемых и управляемых с одного диспет-
черского пункта подстанций, от типа оборудования устройств теле-
механики и типа линий связи и должна быть определена в каждом
отдельном случае. Экономический эффект от ТМ достигается сниже-
нием общей численности обслуживаемого персонала (вывод дежур-
ного персонала с подстанций) и повышением надежности электро-
снабжения в результате более квалифицированного управления.
251
Расчет экономической эффективности основывается на сравнении
капитальных затрат на телемеханизацию системы управления с эко-
номией, получаемой от сокращения эксплуатационных расходов
в связи с телемеханизацией.
Срок окупаемости телемеханической системы управления (в годах)
Ток - К/АС,
где К — капитальные затраты на телемеханизацию;
АС — годовая экономия за счет снижения эксплуатационных расходов при
переводе подстанций на телеуправление.
Капитальные затраты на телемеханизацию
К = КТу + КПС “Ь
где КТу — стоимость телемеханических устройств и диспетчерского оборудования;
Кпс — стоимость линий связи;
Км — стоимость монтажных работ.
Годовая экономия
АС = Сшт. д Сэкси. ту»
где Сшт.д — экономия фонда заработной платы, определяемая уменьшением чис-
ленности дежурных электромонтеров тяговых подстанций;
Сэксп. ту — суммарные эксплуатационные расходы в системе телемеханического
управления.
Глава 6
ВЫБОР ОСНОВНОГО ОБОРУДОВАНИЯ
тяговых ПОДСТАНЦИЙ
6.1. Расчет токов короткого замыкания
в сетях переменного тока
Электрические аппараты, изоляторы, токоведущие устройства
должны надежно работать при всех возможных режимах работы
электроустановки. Наиболее тяжелым режимом, как известно, яв-
ляется режим короткого замыкания (к. з.). Токи к. з., превосходя
во много раз рабочие токи электроустановки, вызывают электроди-
намическое и термическое воздействие на ее элементы. Поэтому
все аппараты, изоляторы, токоведущие устройства проверяются на
электродинамическую и термическую устойчивость при к. з.
Для вычисления тока к. з. необходимо знать напряжение источ-
ника питания и суммарное сопротивление всех элементов до ме-
ста к. з. Но напряжения отдельных звеньев цепи различны, поэтому
суммировать сопротивления без приведения их к эквивалентным
параметрам нельзя. Для вычисления эквивалентных сопротивлений
входящие в расчет величины могут быть выражены в именованных
единицах (киловольты, килоамперы, омы) или в относительных
единицах [12]. В неразветвленных сетях и в установках напряже-
252
нием до 1000 В чаще применяются именованные единицы. В раз-
ветвленных сетях напряжением выше 1000 В способ относительных
единиц дает большие преимущества.
Для выражения электрических параметров в относительных еди-
ницах выбирают следующие базисные величины: S6 — базисная
мощность; Uy — базисное междуфазное напряжение. Тогда базис-
ный ток и сопротивление:
/о - £с/(Кз7/б);	= (/б/(Из/б).
Относительные величины мощности, э. д. с., напряжения, тока
и сопротивления:
s*6-s,sc; е^е:е6- и^и;и6-
х*ь~хх6-
Звездочкой (*) обычно показывают, что величина является отно-
сительной, а индекс (б) указывает, что относительная величина вы-
числена по отношению к базисной.
Индуктивное сопротивление, выраженное в относительных еди-
ницах, характеризуется падением напряжения в нем при протека-
нии номинального тока и дается в долях номинального напряжения:
= х!н/ифи или = х/н'!ЛЗ/Ун,
откуда после умножения числителя и знаменателя на UH получим
х — xS iU*
— ЛОН/иН>
где х*п — относительное сопротивление;
х — индуктивное сопротивление фазы, Ом;
/п — номинальный ток, кА (или А);
UH — номинальное междуфазное напряжение, кВ (или В);
[7фн — фазное напряжение, кВ (или В);
— номинальная мощность, тыс. кВ-А (или В-Л).
Между х*н и существует взаимосвязь:
/б1/и .	„	„ S6UH
х*б — х*н г . , >	Х*б — Х*Н Q 112 •
'ЬГ'б
Индуктивные сопротивления для различных элементов электро-
установок могут быть выражены в относительных единицах или
в омах. Заводы-изготовители указывают относительное сопротивле-
ние генераторов х*п. Если отсутствуют каталожные данные, реко-
мендуется принимать х*н равным для турбогенераторов 0,115—
0,230, для гидрогенераторов 0,19—0,35.
В качестве относительного сопротивления трансформаторов в ка-
талогах дается напряжение к. з. ик %, которое равно падению на-
пряжения в трансформаторе при прохождении номинального тока.
Если закоротить вторичные обмотки трансформатора, номинальный
ток в них будет при напряжении в первичных обмотках равным Uh>
т. е. 4г-100 = ик %.
253
Параметры линейных элементов цепи короткого замыкания при
отсутствии более точных данных принимаются следующие:
0,4 Omzkm — для одноцепной воздушной линии 6—220 кВ;
0,08 Ом/км —для трехжильных кабелей 6—10 кВ;
0,12 Ом/км —для трехжильных кабелей 35 кВ.
Активными сопротивлениями на практике пренебрегают, так как
они составляют менее V3 индуктивных сопротивлений. Исключение
составляют лишь протяженные воздушные и кабельные линии [12].
Для определения токов к. з. необходимо составить расчетную
схему с обозначением параметров элементов ее составляющих, на
ней расчетные точки к. з. намечают таким образом, чтобы по выби-
раемому оборудованию протекал наибольший возможный ток к. з.
Для выбранной точки к. з. составляется схема замещения, в которой
все магнитные связи замещены электрическими соединениями. Каж-
дый элемент такой схемы представляется сопротивлением и обозна-
чается дробью: в числителе указывается порядковый номер сопро-
тивления, в знаменателе — индуктивное и активное сопротивления.
Как правило, расчетная схема имеет несколько ступеней напря-
жения, поэтому при расчете все сопротивления должны быть отне-
сены к единому напряжению, принятому за базисное.
Сопротивление любого участка по отношению к базисному напря-
жению
— х	. . ., /?п)2,
где /?х, /г2, /?з, kn — коэффициенты трансформации тех трансформаторов, через
которые приводимое сопротивление связано со ступенью
генераторного напряжения.
Коэффициенты трансформации определяют в направлении от ге-
нератора к ступени, на которой включено сопротивление, приводи-
мое к базисному напряжению.
Сокращая промежуточные коэффициенты трансформации, по-
лучим
где — индуктивное сопротивление, Ом, приведенное к генераторному напряже-
нию;
хн — индуктивное сопротивление, Ом, при напряжении £/Ср той ступени, на
которой включен этот элемент.
Расчетные формулы для определения отдельных элементов схемы
приведены в табл. 23.
Реакторы применяют на линиях, соединяющих центр питания
с тяговыми подстанциями в тех случаях, когда целесообразно огра-
ничить ток к. з. на шинах подстанций. Целесообразность использо-
вания реакторов в каждом случае обосновывается технико-экономи-
ческими расчетами.
При возникновении в электрической цепи к. з. до момента от-
ключения поврежденного участка в короткозамкнутой цепи имеет
место переходный процесс. В общем случае в каждой фазе наряду
со слагающей тока переменного знака или периодической составля-
ющей имеет место слагающая постоянного тока или апериодическая*
254
Таблица 23
Элемент схемы	11с ходи ыс параметры	Метод относительных единиц	Метод именованных единиц
Генератор	X*th *$иг	.. £б х*б X*d с °нг	.. щ x=x*d-s~ °нг
Трансформатор	wK %; SHT		 % *б ~ 100 5ИТ	„	% ^НТ / Цг \2 100 Sji'p \ Uс р /
Реактор	яр > Л1р: ^нр	х	Хр % /б *б юо /„р	Яр /6 ^/цр / иг \ 2 х~ юо Кз/нр\^р'
Линия	Худ, Ом/км; /, км	t Х'А “ A-J -F7T- УД и~ ср	
В процессе расчета токов к. з. определяются следующие вели-
чины:
Г — начальное значение периодической составляющей тока к. з.;
iy — ударный ток к. з., т. е. наибольшее мгновенное значение тока
к. з.:
/у — наибольшее действующее значение полного тока к. з.;
/Оь Л)2— значение I при / — 0,14-0,2 с;
/оо — действующее значение установившегося тока к. з.;
5оь S02 — мощность к. з. при / — 0,14-0,2 с с момента возникновения к. з.
Максимальное значение тока к. з. складывается из максималь-
ного тока периодической слагающей и тока апериодической слага-
ющей в момент времени t = Т/2
iy-^ky /2 /",
где ky — ударный коэффициент (рис. 107).
Ток
/у = /" 1 +2(/гу -I)2 •
Существует несколько методов расчета токов к. з. [12]. При
определении токов к. з. на шинах тяговой подстанции чаще всего
приходится иметь дело с заданными токами к. з. на шинах центра
питания (ЦП) или распределительного пункта (РП). В этом случае
энергосистема сообщает значения следующих величин:
UH — номинальное напряжение;	_
SH, — мощность и ток к. з., связанные уравнением SK — ]/3£/н;
Р" — отношение действующего значения начального сверхпереходного
тока к установившемуся току: Р" =
номинальные данные реакторов (7нр, /пр и хир в цепи линий, питающих тяговые
подстанции; схему питания тяговых подстанций (раздельная или параллельная
работа вводов 10 или 6 кВ).
255
Рис. 107. Зависимость ударного коэффициента
ky от постоянной времени Т (или отношения х.г)
Рис. 108. Кривая для оп-
ределения коэффициента о
Для выбора аппаратов РУ 10 или 6 кВ тяговой подстанции необ-
ходимо вычислить величины, относящиеся к шинам тяговых под-
станций:
SK — мощность короткого замыкания;
— установившийся ток к. з.;
/0д5 — ток за время i — 0,15 с;
7у — ударный ток к. з.;
/у — действующее значение тока к. з.;
отношение /'7= 0".
Пересчет токов к. з. с шин РП или подстанции на шины тяговой
подстанции при Р" > 1 осуществляют в следующем порядке.
1.	Определяют токи к. з. на шинах РП за время t 0; 0,15 с
и оо:
с
в этом случае значения коэффициентов а берут по кривой рис. 108.
2.	Находят индуктивные сопротивления (в омах) системы электро-
снабжения (от генераторов до шин РП или подстанции):
<ист = L05t/H//3/"; хо,15сист^ b05t/H/]^3/0}i5;
^оосист=1^н/КЗ/с
3.	Находят сопротивление 1 км линий (в омах), которое может
состоять из сопротивлений реакторов, воздушных и кабельных линий:
сопротивление реакторов хр вычисляют по формулам табл. 23;
сопротивление воздушных линий определяют исходя из средних
удельных значений, т. е. х = 0,4 и г = р-^- или же по данным спра-
вочников; сопротивление кабельных линий находят из средних
удельных значений xKa6 ----= 0,08 —для 10 или 6 кВ, хьаб = 0,12 —
для 35 кВ и г = или же из справочников.
4.	На основании заданной схемы электроснабжения определяют
результирующее сопротивление от генераторов до шин тяговой под-
станции
2 ~ ] (*сист Н" хр “Ь 71ин)^ Н- ГЛИН •
256
5.	Рассчитывают токи к. з. на шинах тяговой подстанции:
,//	_ . т	_ . г ___________
TI1“ j/Tz"’ °’15тп~ /з\15’	°°тп" Кз*оо ‘
6.	Находят ударный коэффициент по кривой, приведенной на
рис. 107 исходя из соотношения
Xz!rz ~ (хсист 4“ Хр 4" ^ЛИн)/ГЛИН‘
7.	Вычисляют ударный ток и действующее значение тока к. з.;
находят значение 0". Когда в исходных данных р" = 1, индуктивные
сопротивления системы будут равны, т. е. Хсист “ хо,15сист =
= Хоосист. В этом случае и токи на шинах тяговой подстанции будут
одинаковыми = /о, is™ = /оотп, а ударный коэффициент k7
можно принять равным 1,8.
Пример. Определить токи к. з. на шинах двух тяговых подстанций № 1 и №2
(рис. 109). В нормальном режиме обе тяговые подстанции соединены через кабель
связи. Расчет следует вести для наихудшего случая, когда включены оба кабеля
первой тяговой подстанции.
Расчет. Находим токи к. з. на шинах распределительного пункта РП1.
В соответствии с кривой (см. рис. 108) при Р" = 1,5 имеем с — 0,64. Получаем
/0,15= 13 [1 + 0,64 (1,5 — 1)] = 17,2 кА.
Ток сверхпереходного режима Г = р,,/оо = 1,5-13= 19,5 кА.
Сопротивление системы от генераторов до шин РП1 (см. рис. 109):
1,05-10.5 Л оо г. .	1,05-10,5 ЛО7~
— 1,7319,5 —°-ЗЗОм- *1:0,15— 1,73.17,2	0)37 Ом>
1,05-10,5 п .. Л
1,73-13 =°’49 °М-
Сопротивление двух параллельных кабелей с алюминиевыми жилами:
0,08-3,5 Л1ЛП ПЛОО 3500
Xi =------2-----= о, 14 Ом; rs = 0,028
0,41 Ом.
Сопротивление кабеля связи между тяговыми подстанциями № 1 и № 2:
х3 = 0,08-2,5 = 0,2 Ом; г3 == 0,028	” = 0,74 Ом.
Уо
а)
РП1 U= 10,5 кН
ЦгНкН
Тр~ 0,5 К А
РП1
РП2
РР2 W0f5/(B
^ПкА
77
^5
X?. Рг
\ЬЗ,5кн	хр--3%
'(pttOtin2 1г2,5кн\
(}--120tilfi




МНЦ2 □ □ /
Подстанция №1 Подстанция №2
Рис. 109. Схемы соединений (а) и замещения (б) к примеру расчета токов к. з.
на шинах 10 кВ тяговых подстанций
9 Тарнижевский М. В. и др.	257
Сопротивление воздушной линии со сталеалюминиевыми проводами (х —
= 0,4 Ом/км; г = 0,91 Ом/км):
Л'4 - 0,4-1 = 0,4 Ом; г4 - 0,91-1 - 0,91 Ом.
Сопротивление реактора (см. табл. 23):
х5 = 0,03 , 7--°. . = 0,35 Ом.
Сопротивление системы от генератора до шин РП2 при 0" — 1 и Г =1^ —
= Л = 17 кА:	1 05. ю ч
Ч 0,15 = *6; оо = yg-fy = °’37 Ом.
Находим токи к. з. па шинах тяговой подстанции № 1 от P17J:
сумма сопротивлений участков 1—2
х'{. 2 = 0,33 + 0,14 = 0,47 Ом;
х1; 2- 0,15 ~ 0’37 + 0,14 = 0,51 Ом;
х1; 2; оо = 0,49 + 0,14 — 0,63 Ом; 2 ~ 0,41 Ом;
полные сопротивления:
г'[. 2 = /о,472 + 0,412 = 0,62 Ом;
z1; 0 15 = /0,512 + 0,412 = 0,65 Ом;
21; оо — Ко,632 + 0,412 = 0,75 Ом;
токи к. з.
1'- S -МкД; 'и.»”ПЯЖ=м“’
из-«°з= 8'23 ,:А'
отношение сверхпереходного тока к установившемуся на шинах тяговой под-
станции № 1 0" = 9,8/8,23~ 1,19;
ударный коэффициент при х^/г^ - 0,63/0,41 = 1,53; k = 1,11;
ударный ток к. з. /у = ]/r2kyI" = 1,41 • 1,11 -9,8 = 15,4 кА;
действующее значение токов к. з.
/у=Г /1+2(Лу— I)2 =9,8/1+2(1,11 — 1)2 =10,4 кА.
Находим токи к. з. на шинах тяговой подстанции № 2 от РП2:
сумма сопротивлений участков 4—6
х4;6 = 0,4 + 0.35-1- 0,37 = 1,12 Ом; r4. а = 0,91 Ом;
г4; 6= /Г122+ 0,9Г2 = 1,44 Ом;
токи к. з.	’	. _
74; 6 = 74; 6; 0,15 = Л; 6; оо =	= 4’18 кА‘
Находим токи к. з. на шинах тяговой подстанции № 1 от РП2-.
сумма сопротивлений участков 3—4—5—6
х3; 6 “	х4; 6 ~ °’2 + 1,12 = 1>32 Ом;
г3;б“" гз+ г4 = 0,73 + 0,91 = 1,64 Ом;
z3. 6 = /1,322 + 1,642 = 1,58 Ом;
ТОКИ К. 3.	’°
гм ___ j	__ .	___ 1,05*10	__„ Q[- д
73; 6 “ 73; 6; 0,15	73; 6; оо “ 1,73-1,58 ~~ КА‘
258
Параллельное питание тяговой подстанции от различных РП сбычно не до-
пускается, но если параллельное питание будет осуществлено, то токи к. з. на
шинах подстанции № 1:
/" - 7,34 + 3,85- 11,19 кА; /0>15 - 9,36 + 3,85 - 13,21 кА;
7оо^ 8,23 + 3,85 = 12,08 кА.
Аналогичным образом могут быть определены токи к. з. на тяговой подстан-
ции № 2 при параллельном питании от РП1 и РП2.
При расчете токов к. з. в установках при t/H < 1000 В следует
иметь в виду, что на ток к. з. влияет не только сопротивление транс-
форматоров и линий, но и сопротивление первичных обмоток транс-
форматоров тока, катушек и тепловых элементов максимального
тока автоматических выключателей, а также сопротивление их кон-
тактов, кабелей, проводов и т. д. Для практических расчетов мощ-
ность питающей системы считают неограниченно большой и сопро-
тивление ее не учитывают.
К установкам переменного тока напряжением до 1000 В на тяго-
вых подстанциях относится система собственных нужд (СН).
Наибольший ток к. з. в цепи СН будет при трехфазном замыка-
нии. При этом если сопротивление фаз неодинаково, то в расчетную
формулу вводят сопротивление фазы с наименьшим сопротивлением.
Ток трехфазного к. з.
/к=М^З-|^ез + г2ез),
где UH — среднее номинальное напряжение на шинах СН подстанции;
хрез, грез — результирующие индуктивное и активное сопротивления фазы.
Активное сопротивление фазы вторичной обмотки трансформа-
тора СН гт определяют по данным каталога активных (нагрузочных)
потерь в трансформаторе или по формуле
г
' ~ З/2 ’
дУ2н
где Рп — нагрузочные активные потери в трансформаторе, кВт;
/2Н — поминальный ток в фазе вторичной обмотки, А;
гт — сопротивление, мОм (1 мОм = 10 3 Ом).
Индуктивное сопротивление фазы вторичной обмотки трансфор-
матора
\2 / Л» V
V \ юо ;  vsTIJ ’
где 6/2Н — междуфазовое напряжение вторичной обмотки трансформатора, В;
STII— номинальная мощность трансформатора, кВ-А;
«к— напряжение к. з. трансформатора, %.
Индуктивное сопротивление 1 км воздушной линии напряже-
нием до 1000 В принимается 0,3 Ом/км, а кабеля — 0,07 Ом/км.
Индуктивным сопротивлением шин СН можно пренебречь.
Активные и индуктивные сопротивления первичных обмоток ка-
тушечных трансформаторов тока даны в справочниках. Однако,
9*	259
начиная с коэффициента трансформации 100/5 и выше, значениями
этих величин пренебрегают. Сопротивления отключающих устройств
максимального тока автоматических выключателей также приво-
дятся в справочниках или принимаются на основании испытаний.
Приближенно можно принимать для автоматических выключателей
г = 2 мОм и х = 5 мОм на номинальный ток до 50 А. Для автома-
тических выключателей на ток выше 100 А этими сопротивлениями
можно пренебречь.
Ударный ток к. з. в сетях напряжением до 1000 В рассчитывается
обычным способом, значение ударного коэффициента при этом берут
по кривой рис. 107.
Токи к. з. вызывают в проводниках и аппаратах усилия, которые
могут привести к разрушению оборудования. Поэтому правильно
выбранные аппараты, шины должны обладать достаточной электро-
динамической стойкостью против ударного действия токов к. з.
Протекание тока по неизолированным и изолированным провод-
никам вызывает их нагрев. Различают два режима нагрева: рабочим
током и током к. з. Рабочий режим нагрева проводника характери-
зуется тепловым равновесием, при котором количество тепла, выде-
ляющегося в проводнике, равно количеству тепла, отдаваемого
проводником в окружающую его среду. Проводник при этом приоб-
ретает определенную температуру.
Длительное превышение наибольшей допустимой температуры
проводников в рабочем режиме ухудшает качество контактных
соединений и вызывает старение изоляции проводника. Из этих
соображений все электрические аппараты, провода и кабели выби-
рают таким образом, чтобы рабочие токи в цепи не превышали опре-
деленных значений. В режиме к. з. ток во много раз больше рабо-
чего тока, но протекает в течение небольшого промежутка вре-
мени— до момента отключения выключателя. Вследствие этого
считают, что выделяющееся в проводнике тепло не успевает рассеи-
ваться в окружающую атмосферу и вызывает резкое повышение тем-
пературы проводника.
В режиме к. з. интенсивный нагрев проводника длится сравни-
тельно непродолжительное время, поэтому предельная температура
нагрева проводника, °C, для этого режима допускается значительно
большая, чем для нормального режима:
Шины медные..................................... 300
Шины алюминиевые ............................... 200
Кабели с алюминиевыми жилами с бумажно-пропи-
танной изоляцией напряжением до	10 кВ..........	200
Кабели и изолированные провода с полихлорвини-
ловой или резиновой изоляцией с медными и алюми-
ниевыми жилами.................................. 150
То же, с полиэтиленовой изоляцией............... 120
Время протекания тока к. з. /д равно сумме времени действия
защиты 4 и собственного времени отключения выключателя /выкл,
т. е. /д = t3 + ?выкл- За это время ток к. з. претерпевает суще-
ственные изменения. В расчетах на термическую стойкость принято
260
Рис. ПО. Кривые фиктивного времени
периодической слагаемой тока к. з.
Рис. 111. Кривые для определения
температуры нагрева проводника при
коротком замыкании:
1 — сталь; 2 — алюминий; 3 — медь
вводить установившееся значение тока к. з. 1^, а действительное
время протекания тока к. з. заменять фиктивным /ф. Фиктивное
время определяют исходя из условия выделения одинакового коли-
чества теплоты реальным и расчетным токами к. з. В свою очередь
полное фиктивное время /ф определяется суммой фиктивных времен
периодической /фп и апериодической составляющих /фа, т. е. /ф =
= ^фП + ^фа- Значение /фп находят по кривым рис. 110 в зави-
симости от значения р". Апериодическая составляющая /фа =
= 0,05 (р")2-
Условие термической стойкости аппарата имеет вид
ТС^Н ТС ^ос/ф,
где /н тс — номинальный ток термической стойкости аппарата при времени /Н7С.
Конечную температуру проводов после к. з. определяют в такой
последовательности:
для заданной температуры проводника нормального режима 0Н
по кривой (рис. 111) (например, для меди) находят значение терми-
ческого импульса тока Ан> соответствующее этой температуре;
рассчитывают термический импульс для тока к. з.: Акз =
= /‘So/ф/З2 (здесь 3 — сечение проводника, мм2);
находят общий термический импульс А = Ан + Ак у;
по кривой для значения А определяют конечную температуру
проводника 0К.
6.2.	Выбор аппаратов, токоведущих
элементов РУ переменного тока
и преобразовательных агрегатов
Электрические аппараты, изоляторы и токоведущие устройства ра-
ботают в условиях эксплуатации в трех основных режимах: в дли-
тельном режиме, в режиме перегрузки — повышенной нагрузки и
261
в режиме к. з. В длительном режиме надежная работа аппаратов,
изоляторов и токоведущих устройств обеспечивается правильным
выбором их по номинальному току /н и номинальному напряже-
нию (/и.
В режиме перегрузки надежная работа аппарата или устройства
обеспечивается ограничением значения и длительности повышения
тока в таких пределах, при которых еще гарантируется нормальная
работа аппаратов или устройств благодаря запасу их прочности.
В режиме к. з. надежная работа аппаратов, изоляторов и токоведу-
щих устройств обеспечивается соответствием выбранных параметров
по условиям термической и динамической стойкости. Для масляных
выключателей, предохранителей и выключателей нагрузки добав-
ляется условие выбора их по отключающей способности.
Номинальное напряжение аппарата (указанное на его заводской
табличке) соответствует уровню его изоляции, причем обычно имеется
некоторый запас электрической прочности, позволяющий аппарату
неограниченно долго работать при напряжении на 10—15 % выше
номинального. Например, кабели могут работать при 1,1 t/H, изоля-
торы — 1,15(/н, разъединители — 1,15{7И, выключатели — 1,15(/п,
трансформаторы тока и напряжения и предохранители — при 1,1
[12]. Выбор аппаратов по напряжению производится по условию
Uап. н ^уст. и-
Выбор аппаратов по номинальному току производится так, чтобы
максимальный длительный ток нагрузки не превышал номиналь-
ного тока аппарата /ап. н /уст. Выключатели выбирают и про-
веряют в соответствии со следующими условиями:
Поминальное напряжение, кВ.............
Номинальный длительный ток, Л ..........
Номинальный ток отключения, кА..........
Номинальный ток отключения при ЛИВ . . .
Номинальная мощность отключения, тыс. кВ-Л
Номинальная мощность отключения при АПВ
Допустимый ударный ток к. з., кА .......
Ток термической стойкости, за время /н , кА.
У ну
'рм
'ро
' ро
^апв
•$но ^ро
*^но ^ро/^апв
*н дин г ур
Примечание. /рМ — максимальный рабочий ток установки. /рО — расчетное
значение тока трехфазного к. з. в момент времени /ро; SpO — мощность, соответ-
ствующая току /р0; /ур — расчетное значение ударного тока к. з.; канв —
коэффициент уменьшения отключаемой мощности выключателя при наличии
АПВ.
Выключатели выбираются по номинальному току отключения
сравнением расчетных данных с каталогом. При пользовании ката-
логом следует помнить, что один и тот же выключатель имеет различ-
ные предельные токи отключения в зависимости от напряжения.
Однако принимать ток отключения более предельного тока выключа-
теля, указанного в каталоге, нельзя при любом напряжении уста-
новки. Расчетный ток отключения находят для момента расхожде-
ния контактов выключателя. Время от начала к. з. до начала рас-
262
хождения контакта складывается из собственного времени выклю-
чателя /св и собственного времени действия максимального реле
мгновенного действия /ср.
Предохранители выбираются в соответствии со следующими
условиями:
Номинальный ток, А .......................
Номинальное напряжение, кВ . . ...........
Номинальная отключаемая мощность, тыс. кВ-А
Номинальный отключаемый ток ..............
/на /рм
^па ^ну
^но ^ро ~ *5
/но /ро — I
Выключатели нагрузки выбираются в соответствии со следую-
щими условиями:
Номинальное напряжение, кВ...................
Номинальный ток неавтоматического отключаю-
щего устройства (выключателя нагрузки), кА
Допустимый ударный ток к. з. выключателя на-
грузки, кА...................................
Допустимое наибольшее действующее значение
полного тока к. з., кА ......................
Ток термической стойкости за время тс, если вы-
ключатель нагрузки используется как выключа-
тель рабочих токов (без предохранителей), кА . .
Номинальный ток предохранителя, А ...........
Номинальный отключаемый ток предохранителя,
кА...........................................
Номинальная отключаемая мощность предохра-
нителя, тыс. кВ-А ...........................
^на ^ну
/н пн /рм
1 н дин 1 ур
^у доп > /ур
/ тЛ
Н ТС оо у f
г дн тС
/на /рм
/но ^ /ро ~ /
<$110	5р0 ~ S
Разъединители выбирают таким же образом, как и выключа-
тели без проверки по отключаемому току и мощности.
Трансформаторы тока выбираются по таким параметрам: номи-
нальное напряжение первичной цепи t/1H, номинальный ток первич-
ной цепи /1Н, номинальный ток вторичной цепи /2Н, класс точности,
номинальная мощность вторичной цепи. Выбранные трансформа-
торы тока проверяются на динамическую и термическую устойчи-
вость .
Номинальный ток первичной цепи трансформатора выбирают по
номинальному току установки с учетом того, что перегрузка транс-
форматора длительным током не должна быть более 10 %. Следова-
тельно, при выборе трансформатора тока следует анализировать
нагрузку при возможных вынужденных режимах.
Номинальный ток вторичной цепи трансформатора выбирается
в зависимости от типа приборов, присоединяемых ко вторичной
цени. На тяговых подстанциях трансформаторы тока могут питать
амперметры, счетчики учета активной энергии, реле максимального
тока, последовательные обмотки реле мощности, первичные обмотки
быстронасыщающихся трансформаторов типа ТКБ-1 и датчики теле-
метрии тока. Для этой цепи обычно используются трансформаторы
тока со вторичным током 5 А.
263
Класс точности трансформатора тока выбирают в соответствии
с назначением. При этом каждая из обмоток двухобмоточных транс-
форматоров может быть использована в своем классе точности.
Номинальная мощность втсритой цепи трансформатора тока
не должна выходить за пределы мощности, гарантируемой заводом
для данного класса точности. Вследствие малой индуктивности
в цепи вторичных обмоток трансформатора тока при выборе учиты-
вают не геометрическую, а арифметическую сумму сопротивлений
г2 = £х + Мощность вторичной обмотки трансформатора в этом
случае должна удовлетворять условию S2II = S2z2.
Трансформаторы тока выбирают в зависимости от следующих
условий:
Номинальный первичный ток, А...........
Номинальное напряжение, кВ.............
Нагрузка вторичной обмотки, В-А . . . .
Кратность допустимого тока внутренней
электродинамической стойкости .........
Допустимое усилие на головку изолятора
трансформатора тока (только для шинных
и многовитковых) со стороны конца (внеш-
няя динамическая стойкость), Н.........
Кратность односекундного тока термической
Ль тр. Т ^ну
^Ль тр. т ^ну
*^2Н	^2 у
JZ	Лр
Адин ~n~j---------
н. тр. т
^дин
I
УР
а
СТОЙКОСТИ
Jн. тр. Т Vtn. тс
Примечание, а — расстояние между осями фаз, см; I — расстояние от трансфор-
матора тока до ближайшего опорного изолятора со стороны конца.
Трансформаторы напряжения выбирают в зависимости от схемы
соединения, номинального напряжения первичной обмотки, класса
точности и мощности. На тяговых подстанциях трансформаторы
напряжения могут питать вольтметры, счетчики учета электро-
энергии, обмотки напряжения реле мощности, датчики телеметрии
напряжения и реле контроля напряжения. Для питания этих цепей
могут быть использованы два однофазных трансформатора, соеди-
ненные в открытый треугольник, или трехфазный трансформатор
с соединением обмоток звезда—звезда. Нагрузка вторичных цепей
трансформаторов напряжения определяется типом и числом под-
соединяемых приборов, а также схемой соединения (табл. 24).
Трансформаторы напряжения выбирают с учетом следующих
условий:
Номинальное первичное напряжение, кВ .... t/H. тн ^ну
Тип и схема соединения обмоток.................В	зависимости от
назначения
Нагрузка на фазу, В-А........................... S2H	> ^грасч
Погрешность, %	........................... N Л'доп
Опорные изоляторы выбирают и проверяют на разрушающее
воздействие от ударного тока к. з. Наихудшим видом нагрузки для
опорных изоляторов является тот, при котором создается наиболь-
ший изгибающий момент.
264
Таблица 24
Р ab — $ab COS фай»
Pbe = Sbe COS tpbc
Pa = -^ COS (фай-30°);
V 3
P6 = Pa+^-X
V о
X со5(фйс —30°);
Pc = ф- cos (фйе + 30°)
Схепа 2
Fab — Pbc — У3 5фазн X
X cos (Ф + 30°)
Pfl — Pb — P c —
= Pфазн cos ф
Pab = Sab COS фей +
+ SfaCOS (фса + 60°)
Pbc = $bc COS (fbc +
+ Sca COS (фса — 60°)
Pa = COS (фай - 30°) -
V 3
cos (Феа+ 30°);
Рй=-^-СО8(фай+30’) +
V з
+ -^-СО5(фйе - 30°);
v з
Pe = -^-COS(Tfte + 30°)
V з
+ Д^-С08 (феа- 30°)
Проходные изоляторы выбираются и проверяются на электро-
динамическое и термическое воздействие токов к. з.:
Номинальное напряжение, кВ . . . .
Номинальный ток для проходных изоля-
торов и линейных выводов, А . . . .
Допустимое усилие на головку изолято-
ра, Н ............................
Допускаемый ток термической стойкости
для проходных изоляторов и линейных
выводов, кА.......................
Uh Uну
Ль и шах
^доп ^расч
^н. тс
Шины выбирают по нагреву длительно проходящим максималь-
ным током нагрузки и по экономической целесообразности. Проверку
205
шин производят на стойкость к электродинамическому воздействию
токов к. з. и на термическую стойкость к токам к. з. Длительно
допускаемый ток для прямоугольных шин
7доП — ^1^2^3^ДОП О»
где /доп о — длительно допустимый ток для одной полосы при температуре
шины + 70° С, температуре окружающей среды25° С и рас-
положении шин вертикально (на ребро), определяемый по дан-
ным справочника 117];
/?2 и /?3 — поправочные коэффициенты соответственно при расположении
шин плашмя (^i = 0,95), для многополосных шип и па отличие
реальной температуры от исходной. Значения коэффициентов
/<• и приведены в [17].
Напряжение материала шин а -= /Wn3r/UZ, где W — момент со-
противления, (табл. 25).
Табл и ц а 25
Конструкция шин
W, см3
Одно- или многополосные шины, рас-
положенные плашмя
0,17лМ2
Однополосные шины, расположенные
на ребро
Двухполосные шины, расположенные
на ребро
Круглые шины
0, 17hb*
1,44nZ?2
0,1 D3
Трубчатые шины
0,1
D* — d*
D
Кабели выбираются по рабочему току в зависимости от способа
прокладки кабелей (в земле, в воздухе или в воде) по таблицам ПУЭ.
Кабели, прокладываемые в земле в трубах, приравниваются к усло-
виям прокладки в воздухе. На значение нагрузки кабеля, проклады-
ваемого в блоках и в пучке, вводятся поправочные коэффициенты.
Их необходимо вводить даже в том случае, если на общей трассе
ухудшенные условия охлаждения наблюдаются на протяженности
10 м.
266
Допустимые длительные токовые нагрузки на кабели напряже-
нием до 35 кВ с изоляцией из пропитанной бумаги в свинцовой,
алюминиевой пли поливинилхлоридной оболочке принимаются в со-
ответствии со следующими условиями:
а)	допустимая температура жил кабелей в зависимости от номи-
нального напряжения:
Номинальное напряжение, кВ	3	6	10 20 и 35
Допустимая температура, °C	80	65	60	50
б)	вид прокладки:
в земле
расстояние в свету между кабелями нс менее 100 мм; глубина траншеи
0,7—1 м; температура земли +15 °C;
в воздухе
температура воздуха + 25 °C; расстояние в свету при прокладке кабелей
внутри зданий и в туннелях — не менее 35 мм, то же в каналах — не ме-
нее 30 мм. Значения допустимых нагрузок на кабели приведены в [17].
Кабели допускают кратковременную перегрузку, значения кото-
рой приведены в табл. 26.
Падение напряжения в кабеле
Л„каб = /уст COS ф + Хкаб Sirup 100%
При среднем коэффициенте мощности тяговой подстанции cos (р —
= 0,95 падение напряжения в кабелях обычно не превосходит 3 %.
Таблица 26
Допустимая перегрузка по от-
ношению к номинальной
Коэффициент предвари- . тельной на- грузки	Вид прокладки	в течение времени, ч			при длительности максимума, ч		
		0,5	1,0	3,0	1,0	3,0	6,0
	В земле	1,35	1,3	1.15	1,50	1,35	1,25
	В воздухе	1.25	1,15	1,10	1,35	1,25	1.25
0,6	В трубах (в земле)	1,20	1,1	1.00	1,30	1,20	1,15
	В земле	1,20	1,15	1,10	1,35	1,25	1,20
0,8	В воздухе	1,15	1.1	1,05	1,3	1,25	1,15
	В трубах (в земле)	1,10	1,05	1,00	1,2	1,15	1,10
Выбор'преобразовательных агрегатов. Действующий ГОСТ 18142—80*
«Преобразователи электроэнергии статические полупроводниковые
переменного тока в постоянный (выпрямители)» устанавливает ряд
номинальных токов и напряжений для преобразователей типа
ВАКЛЕ-2000/600Н. Выпрямитель, применяемый на тяговых под-
станциях, имеет номинальный ток /н = 2000 А. Перегрузочная
267
способность преобразовательных агрегатов для тяговых подстанций
трамвая и троллейбуса регламентируется следующими данными:
125 % — 15 мин, 200 % — 10 с.
При централизованной схеме электроснабжения на тяговых под-
станциях предусматривают установку резервного преобразователя,
равноценного наиболее мощному рабочему преобразователю. Номи-
нальная мощность подстанции при децентрализованной схеме элек-
троснабжения должна быть достаточной для обеспечения нормальной
работы подвижного состава в вынужденном режиме системы электро-
снабжения.
6.3.	Расчет заземляющих устройств
Заземляющие устройства в электроустановках подразделяются на
рабочие и защитные.
Рабочее заземление предназначено для защиты оборудования
подстанции в нормальных и аварийных условиях и выполняется
в виде непосредственного соединения элементов устройств с землей,
либо осуществляется через пробивные предохранители и разряд-
ники. Кроме того, к рабочему заземлению можно отнести также
заземление технологического характера, например соединение отри-
цательных шин тяговых подстанций с трамвайными рельсами.
Защитное заземление предназначено для защиты обслуживаю-
щего персонала от появления опасного напряжения на частях обору-
дования, нормально не находящихся под напряжением.
Опасность поражения персонала тяговых подстанций электриче-
ским током может быть обусловлена непосредственным прикоснове-
нием к токоведущим частям или прикосновением к металлическим
конструкциям, оказавшимся под напряжением в результате повре-
ждения электрической изоляции. В первом случае защита персонала
осуществляется ограждением токоведущих частей или поднятием
их на недоступную для прикосновения высоту, во втором — зазем-
лением всех металлических конструкций, к которым возможно при-
косновение.
Согласно требованиям ПУЭ заземлению подлежат все металличе-
ские корпуса электрооборудования, металлические конструкции, на
которых устанавливается оборудование, металлические сплошные и
сетчатые ограждения, трубы электропроводок, металлические обо-
лочки кабелей и т. п.
Для заземления электроустановок напряжением до 1000 В и выше
используются искусственные и естественные заземлители. Искус-
ственные заземлители — это закладываемые в землю металлические
электроды, специально предназначенные для осуществления связи
с землей. Естественные заземлители —это находящиеся в земле ме-
таллические части различного назначения, которые по своим свой-
ствам могут одновременно использоваться и для целей заземления.
В качестве искусственных заземлителей применяются: верти-
кально (иногда наклонно) погруженные в землю металлические
268
стержни, стальные трубы, угловая сталь; горизонтальные метал-
лические полосы, стержни и т. п.
В качестве естественных заземлителей могут быть использо-
ваны:
проложенные под землей водопроводные и другие металлические
трубопроводы, за исключением трубопроводов горючих жидкостей,
горючих или взрывчатых газов, а также трубопроводов, покрытых
изоляцией для защиты от коррозии;
обсадные трубы;
металлические конструкции и арматура железобетонных кон-
струкций зданий и сооружений, имеющие соединение с землей;
металлические шпунты гидротехнических сооружений и т. п.;
свинцовые оболочки кабелей, проложенных в земле.
Алюминиевые оболочки кабелей и неизолированные алюминие-
вые проводники не допускается использовать в качестве естествен-
ных заземлителей.
Естественные заземлители связывают с заземляющими магистра-
лями электроустановки не менее чем двумя проводниками, присоеди-
ненными к заземлителю в разных местах.
Железобетонные конструкции (блоки, сваи, колонны и т. п.), на-
ходящиеся в земле, благодаря капиллярному подсосу влаги из грунта
находятся в почти равновесном состоянии с ним по влажности.
Такие конструкции способны пропускать значительные импульсные
токи (до 30 кА/м2) без нарушения своих механических свойств.
При этом ток замыкания проходит от корпуса электроустановки
через магистраль заземления, арматуру железобетона, его защит-
ный слой, составляющий 20—50 мм, в грунт.
Для использования железобетонных конструкций в качестве
естественных заземлителей арматуру их отдельных элементов соеди-
няют между собой сваркой. Для этой цели может быть использован
металлический проводник (полоса, стержень и т. п.), который не-
обходимо не менее чем в двух местах приварить к магистрали зазем-
ления электроустановки. Места сварных соединений, находящиеся
в земле, для защиты от коррозии целесообразно покрывать битумом,
краской и т. п. Целесообразно устройство фундаментов из электро-
проводящего бетона — бетэла, так как при этом существенно умень-
шается сопротивление растеканию.
Действующие нормативные документы устанавливают, что:
установки выше 1000 В с большими токами замыкания на землю
(нейтраль заземлена) должны иметь заземляющие устройства с со-
противлением 7?3 < 0,5 Ом;
установки выше 1000 В с малыми токами замыкания на землю
(нейтраль изолирована) должны иметь сопротивление, не превы-
шающее 10 Ом.
Однако при этом должны быть соблюдены и другие требо-
вания:
если заземляющее устройство одновременно используется для
125
электроустановок напряжением до 1000 В, то R3 < —— Ом;
* 3
269
если заземляющее устройство используется только для электро-
250
установок напряжением выше 1000 В, то /?3 < —-— Ом (здесь Л —
* 3
ток замыкания на землю).
В установках до 1000 В сопротивление заземляющих устройств
должно быть не более 2 Ом для электроустановок 660/380 В; 4 Ом —
для электроустановок 380/220 В; 8 Ом—для электроустановок
220/127 В. При этом сопротивление искусственного металлического
заземлителя, к которому присоединяются нейтрали трансформаторов,
должно быть не более 15 Ом — для электроустановок 660/380 В;
30 Ом — для электроустановок 380/220 В; 60 Ом — для электроуста-
новок 220/127 В, если более низкие сопротивления не требуются
по условиям грозозащиты.
При удельном сопротивлении грунта более 100 Ом- м допускается
повышение указанных выше сопротивлений заземляющих устройств
в р/100 раз (но не более чем в 10 раз) (здесь р — удельное сопротив-
ление грунта, Ом-м).
Удельное сопротивление грунта может быть определено по ре-
зультатам измерений, методика проведения которых приведена
в [22]. Ориентировочные значения р для различных грунтов при-
ведены в табл. 27.
В расчетах к приближенным значениям удельных сопротивлений
грунта, определенных по табл. 26, необходимо ввести сезонный по-
вышающий коэффициент Кс в зависимости от климатических зон
СССР (табл. 28).
Таблица 27
Наименование грунта	Рекомендуемые зна- чения для предва- рительных расчетов, 1 О2 Ом - м	Наименование грунта	Рекомендуемые зна- чения для предва- рительных расчетов, 1 О2 Ом-м
Песок	7,0	Садовая земля	0,4
Супесь	3,0	Чернозем	2,0
Суглинок	1,0	Торф	0,2
Глина	0,4	Речная вода	1,0
Таблица 28
Климатиче- ская зона СССР	Признаки климатических зон		Коэффициент Л'с	
	Средняя многолетняя температура, °C		при верти- кальных заземлителях	при горизон- тальных зазем- лителях и глу- бине заложения 0,8 м
	низшая (январь)	высшая (июль)		
I	Ог —20 до —15	От 16 ДО -L-18	2,0	7,0
II	От —15 до —10	От —18 до 4-22	1,8	4,5
III	От —10 до 0	От 4-22 до |-24	1,6	2,5
IV	От 0 до -;-5	От 4-24 до 4-26	1,4	2,0
270
Таблица 29
Таблица 30
Длина подзем- ного участка кабеля, м	Сопротивление растека- нию тока, Ом, при сечении одиночного кабеля, мм2		Длина подземно- го участ- ка трубы, м	Значения сопротивления. Ом, при диаметре трубы в дюймах		
	50—95	120 и выше		2,5	4	б
50	1,6	1,2	100	0,35	0,28	0,23
100	1,5	1,1	500	0,29	0,24	0,19
200	1,4	1,0	1000	0,25	0,20	0,17
500	1,1	0,8	2000	0,20	0,17	0,15
1000	0,9	0,7				
В табл. 29 и 30 соответственно приведены приближенные значе-
ния сопротивления растеканию свинцовых оболочек кабелей и водо-
проводных труб, используемых в качестве естественных заземлите-
лей. Приведенные значения получены при р = 100 Ом-м; для дру-
гих значений р их следует пересчитать.
При прокладке нескольких кабелей в одной траншее общее со-
противление растеканию будет меньше, но при этом необходимо
учитывать экранирующее влияние кабелей друг на друга
^каб = До. каб/!^п ’
где /?0. Каб — сопротивление растеканию одиночного кабеля в траншее;
п — число кабелей в одной траншее.
Суммарное сопротивление растеканию естественных заземлите-
лей в виде кабелей /?каб и водопроводных труб 7?вод
R = R каб^вод/(^каб 4" ^бод)-
На тяговых подстанциях искусственные заземляющие устройства
сооружают независимо от сопротивления естественных, при этом
сопротивление искусственных заземляющих устройств не должно
быть более 1 Ом.
Сопротивление, Ом, одиночного вертикального заземлителя, вы-
полненного из стальной трубы или круглого стержня,
D 0,366 /. 27	1 . 4/4-7 \
Яовз = —— (1g	+ -Y 1g	) -
где 7 — длина трубы или стержня, м;
d — наружный диаметр трубы или стержня, м;
t — глубина заложения, соответствующая расстоянию от поверхности земли
до середины заземлителя, м.
Для стержневого заземлителя из трубы диаметром 2" и длиной
2,5 м сопротивление растеканию, Ом,
^овзг — 0,0035р.
При использовании в качестве стержневого заземлителя угловой
стали вместо диаметра d в формулу вводят ширину полки уголка Ь,
пользуясь соотношением d --- 0,95b. Упрощенная формула для оди-
ночных стержневых заземлителей из угловой стали размером 50x50
будет 7?овзу = 0,00315р Ом.
271
Так как заземляющее устройство состоит из ряда вертикальных
заземлителей, которые обычно располагают по контуру вокруг зда-
ния подстанции (на расстоянии 2 м от фундамента) на достаточно
близком расстоянии друг от друга, возможно так называемое взаим-
ное экранирование заземлителей. В результате этого электрические
поля вокруг электродов искажаются и сопротивление растеканию
каждого электрода возрастает. С учетом экранирования общее со-
противление растеканию всех заземлителей в контуре
Явз = ^овз/(ЛТ1)’
где п — количество заземлителей;
т] — коэффициент экранирования, определяемый по данным табл. 31.
Сопротивление растеканию, Ом, полосовых заземлителей
п 0,366р . 2/2
*из = —
где I — длина полосы, м;
b — ширина полосы, м;
t — глубина заложения, м.
Обычно полосовой заземлитель выполняется из полосовой стали
шириной 30—50 мм при толщине 4 мм. При наличии горизонталь-
ного заземлителя из круглого проводника его сопротивление расте-
канию, Ом,
п 0,366р . /2
*пз = —
При этом диаметр проводника должен быть не менее d = 0,006 м.
Полосовые заземлители в сочетании со стержневыми заземлите-
лями вследствие экранирования будут иметь большее сопротивле-
ние растеканию R'n3 = /?ПзЛ11- Здесь гц — коэффициент экранирова-
ния (табл. 32).
Следует иметь в виду, что заземляющие устройства подстанций
соединены с оболочками электрических кабелей и являются элемен-
тами общей разветвленной сети подземных металлических сооруже-
Таблица 31
Отношение расстояния между зазем- лителями к длине зазем- лителей	Число зазем- лителей	л	Отношение расстояния между зазем- лителями к длине зазем- лителей	Число за- землителей	ч
1	10	0,52	I	40	0,38
2	10	0,66	2	40	0,55
3	10	0,74	3	40	0,64
1	20	0,44	1	60	0,36
2	20	0,61	2	60	0,52
3	20	0,68	3	60	0,62
272
Таблица 32
Отношение расстояния между элек- тродами к длине элек- трода	Значения коэффициента г), при числе электродов в контуре				
	10	20	30	50	70
1	0,34	0,27	0,24	0,21	0,20
2	0,40	0,32	0,30	0,28	0,26
3	0,56	0,45	0,41	0,37	0,35
ний города. При этом элементы заземляющих устройств подвер-
гаются воздействию как почвенной коррозии, так и коррозии, вы-
зываемой блуждающими токами трамвая (подробно вопросы защиты
от коррозии изложены в параграфе 10.3).
Для снижения интенсивности почвенной коррозии металлических
горизонтальных заземлителей и повышения срока их службы вокруг
помещаемого в траншею горизонтального заземлителя укладывают
только однородный грунт, не содержащий щебня, строительного
мусора, грунтов с другой воздухопроницаемостью; после укладки
грунт утрамбовывается.
В грунтах с низкой и средней коррозионной активностью и низ-
ким уровнем грунтовых вод для засыпки горизонтальных элементов
заземляющих устройств применяют просеянный песок, а в грунтах
со средней и повышенной коррозионной активностью и высоким
уровнем грунтовых вод — глину. Для искусственной обработки
грунта вблизи заземлителей не применяют соли, содержащие анионы
СГ и SO^" (поваренная соль, хлористый калщий, купоросы и т. п.);
целесообразно использовать для указанной цели соли, не увеличи-
вающие коррозию стали, в частности нитрат натрия NaNO3 и ги-
драт окиси кальция Са(ОН)2.
Для защиты заземляющих устройств от коррозии могут приме-
няться протекторные установки (см. параграф 10.3).
Токи к. з. в распределительных устройствах постоянного тока
зависят от характера замыкания на землю (металлическое короткое
замыкание или замыкание через электрическую дугу) и от вида
заземления отрицательной шины подстанции.
В этом отношении подстанции могут быть подразделены на три
вида:
подстанции трамвайные и трамвайно-троллейбусные, на которых
отрицательная шина соединяется через отсасывающие кабели с рель-
сами;
подстанции троллейбусные (при отсутствии в городе трамвайных
подстанций), когда отрицательная шина может быть изолирована
от земли,
подстанции троллейбусные, работающие в городе совместно с трам-
вайными подстанциями, когда отрицательная шина троллейбусных
подстанций соединяется с отрицательной шиной трамвайной под-
273
6
о
о
о
4
РУ 600 В
Конструкции
аппаратов
Ограждение
а щиты
4
б
Надели постоянного тока пидстинционные
РУ 6; Ю к В
6
6
6
Корпуса
аппаратов
конструкции
аппаратов
Ограждение
и щиты
Кабели 6; 10 кВ
'г..
юстоянного |
К идея и постоянного
тока линейные
Рис. 112. Схема присоединения оборудования тяговой подстан-
ции к заземляющим магистралям:
/ — контурное заземление; 2 — магистраль заземления аппаратов пе-
ременного тока; 3 — магистраль заземления аппаратов постоянного то-
ка; 4 — токовые защитные реле
станции через отрицательный контактный провод и соответствующие
отрицательные питающие кабели.
В зависимости от характера замыкания на землю и переходного
сопротивления дуги ток к. з. может составить от нескольких сот
до нескольких тысяч ампер. При малых токах к. з. обычная макси-
мальная защита агрегатов не сработает; между тем горящая элек-
трическая дуга может повредить окружающие аппараты и обору-
дование.
Защита от замыкания на землю в распределительных устройствах
постоянного тока осуществляется заземлением металлических кон-
струкций, на которых установлены аппараты. Защита от замыкания
на землю, так же как и большинство остальных защит, не предотвра-
щает повреждения, а лишь локализует его. К этой защите предъ-
являются те же требования, что и к релейным, т. е. селективность,
быстрота, чувствительность и надежность.
Обычно на тяговых подстанциях сооружают общее заземляющее
устройство, а в здании подстанции делают две самостоятельные за-
земляющие магистрали (рис. 112). Подстанционная заземляющая
магистраль постоянного тока присоединяется к общему устройству
через два заземляющих проводника, проходящих через магнито-
проводы двух токовых реле. При срабатывании этих реле их кон-
такты отключают все выключатели питающих линий 600 В и все
выключатели агрегатов на стороне 10 или 6 кВ.
274
Глава 7
СИСТЕМЫ ПОДВЕСКИ И ОБОРУДОВАНИЕ
КОНТАКТНОЙ СЕТИ
7.1.	: Системы и виды подвесок
контактной сети
Контактной сетью принято называть совокупность линейных токо-
ведущих, изолирующих, поддерживающих и опорных элементов,
которые предназначены для подведения электроэнергии непосред-
ственно к токоприемникам подвижного состава. Контактной линией
называют участок контактной сети, относящийся к одному трамвай-
ному пути или направлению движения троллейбуса.
Простая подвеска широко распространена на городском электри-
ческом транспорте, характерной особенностью ее является то, что
контактный провод крепится непосредственно на поддерживающих
конструкциях. В качестве последних могут быть использованы гиб-
кие поперечины, которые крепятся либо к опорам, либо к стенам
зданий, или жесткие конструкции-кронштейны, консоли, которые
монтируются на опорах. Места закрепления контактного провода
при простой подвеске не всегда могут перемещаться в пространстве
под воздействием токоприемника, поэтому при его движении вдоль
провода в местах закрепления возникают удары, что ухудшает
токосъем.
Жесткой считается подвеска с непосредственным креплением кон-
тактного провода к неупругим онорно-поддерживающим конструк-
циям, лишенная возможности смещения точек подвешивания под
давлением проходящих под ними токоприемников.
Полужесткой считается подвеска с непосредственным крепле-
нием контактного провода к относительно упругим поддержива-
ющим конструкциям, обеспечивающим незначительный отжим про-
вода в точке подвешивания токоприемниками подвижного состава.
Эластичной считается подвеска с подвешиванием контактного
провода к поддерживающим конструкциям посредством промежу-
точных упругих звеньев, отклоняемых из своего статического поло-
жения при отжиме провода токоприемником.
Примером такой подвески служит подвешива-
ние контактного провода на кронштейне
с помощью короткой гибкой поперечины
(рис. ИЗ).
Рис. ИЗ. Подвеска контактного провода на кронштейне
с помощью короткой гибкой поперечины:
1 — контактный провод простой подвески; 2 — гибкая попе-
речина; 3 — кронштейн
275
Рис. 114. Простая подвеска на наклон-
ных струнах для троллейбусов:
/ — опора; 2 — контактные провода; 3 —
наклонные струны; 4 — гибкая поперечина
а — со струной под опорой; б — эластич-
ная со смещением струн относительно опо-
ры; в — эластичная с рессорными струна-
ми; НТ — несущий трос; КП — контакт-
ный провод
При изменении температуры воздуха происходит линейная де-
формация контактного провода, что приводит к изменению его на-
тяжения и стрел провеса. Чтобы поддерживать постоянное натяже-
ние контактного провода, применяются специальные грузовые ком-
пенсаторы, присоединяемые к концам участка контактного провода.
В этом случае подвеску называют компенсированной.
Подвеска с сезонным регулированием натяжения контактного
провода относится к некомпенсированным.
Частично компенсированной контактной подвеской называется
такая подвеска, в которой частично компенсируются только удлине-
ния контактного провода при изменениях температуры и не обеспе-
чивается постоянство натяжения провода. Некомпенсированной на-
зывается контактная подвеска, в которой контактный провод не имеет
устройства для автоматического регулирования натяжения.
Разновидностью простой подвески является подвеска на наклон-
ных струнах (маятниковая) (рис. 114). Струны, поддерживающие
провод, располагаются наклонно по направлению действия равно-
действующей от вертикальной силы, обусловленной действием силы
тяжести контактного провода и горизонтальной силы от излома
контактного провода. Контактный провод в плане располагается
зигзагами, что обеспечивается поочередным смещением подвесок
в разные стороны от оси пути. С понижением температуры провод
укорачивается, что ведет к уменьшению зигзага и увеличению угла
наклона струн, чем компенсируется изменение длины провода.
Цепной контактной подвеской называется эластичная подвеска,
в которой контактный провод, в целях уменьшения его провисания,
подвешивается в нескольких точках межопорного пролета к про-
дольному несущему тросу. Подвеска осуществляется с помощью
струн. Цепная подвеска может содержать различное число струн
в пролете несущего троса. Поэтому различают цепную подвеску
с малым числом струн (1—2 струны в пролете) и с большим числом
струн.
Подвески с большим числом струн могут быть жесткими
(рис. 115, а), когда опорная струна размещена непосредственно под
276
точкой подвеса несущего троса, и эластичными — при смещении
струн в сторону (рис. 115, б) или применении рессорных струн
(рис. 115, в).
Разновидностью цепной подвески является малогабаритная и
петлевая. Малогабаритная компенсированная контактная подвеска
представляет собой разновидность компенсированной подвески, пред-
назначенной для применения в тоннельных участках линий ско-
ростного трамвая, в условиях стесненных габаритов.
Петлевая контактная подвеска представляет собой полностью
компенсированную эластичную контактную подвеску, в которой,
в отличие от цепной подвески, в средней части межопорного пролета
ликвидирован несущий трос. Подвешивание контактного провода
осуществляется на продольном тросе (в виде петли), сохраняемом
только под поддерживающими конструкциями [18].
Компенсированной называется такая контактная подвеска, в ко-
торой имеется устройство для автоматического регулирования натя-
жения контактного провода, а также продольного несущего троса
при цепной подвеске. Полукомпенсированной называется цепная
подвеска, в которой устройством для автоматического регулирова-
ния натяжения снабжен только контактный провод.
В трамвайных сетях фиксация положения контактного провода
в пространстве осуществляется специальными фиксаторами. На пря-
мых участках пути с целью равномерного износа полоза токоприем-
ника контактный провод располагают зигзагом. На кривых с по-
мощью фиксаторов получают многоугольник контактного провода,
соответствующий кривой рельсового пути.
По отношению к контактному проводу в плане несущий трос
может занимать различное положение. Если в плане несущий трос
и контактный провод проектируются в одну линию, такая подвеска
называется вертикальной. Когда несущий трос расположен по пря-
мой, а контактный провод имеет зигзаг, подвеску называют полу-
косой. И, наконец, несущий трос может иметь зигзаг, обратный зиг-
загу контактного провода. Такая подвеска является косой. Послед-
няя обладает повышенной ветроустойчивостью.
Для подвески продольной контактной сети широко используются
различные виды гибких поддерживающих устройств (рис. 116).
Гибкими поперечинами называются поперечные (по отношению
к оси пути или дороги) тросы или проволока, закрепляемые на боко-
вых опорах или на стенах каменных зданий. По своему назначению
гибкие поперечины подразделяются на:
простые — воспринимающие нагрузку от подвески и одновре-
менно фиксирующие положение контактных проводов в плане;
несущие — воспринимающие нагрузки от подвески;
фиксирующие — определяющие положение контактных проводов
в плане и воспринимающие усилия от излома проводов (в горизон-
тальной плоскости) на криволинейных участках пути;
цепные — состоящие из несущей и фиксирующей поперечин;
оттяжные — обеспечивающие промежуточную фиксацию контакт-
ных проводов на криволинейных участках пути.
277
Рис. 116. Гибкие поддерживающие устройства:
а — простая гибкая поперечина; б — подвеска угольником; в — подвеска трапецией;
г — цепная поперечина; д и е — полигонные подвески соответственно на прямом участке
и кривой; / — несущая поперечина; 2 — фиксирующая поперечина; 3 — струны
Угольником называется разветвление одной гибкой поперечины
на два направления. Трапецией называется разветвление спаренных
гибких поперечин на два направления, она является простейшим
видом поддерживающего устройства полигонного типа. Полигонные
подвески применяются в тех случаях, когда нельзя установить необ-
ходимое количество опор (мосты, площади, кривые участки пути
малых радиусов).
Тип контактной подвески в каждом конкретном случае прини-
мается соответственно характеристикам трамвайных и троллейбус-
ных линий (табл. 33) в зависимости от условий движения подвижного
состава [191 (протяженность линии, наличие на ней уклонов, кри-
волинейных участков пути и т. д.).
Цепную троллейбусную подвеску проектируют с таким расчетом,
чтобы было можно установить в каждом опорном пролете две струны,
равномерно размещаемые по длине пролета. Конструкция этих струн
обеспечивает свободное перемещение контактного провода в любом
пролете анкерного участка при изменениях температуры наружного
воздуха от минимальной до максимального значения.
Цепную трамвайную подвеску проектируют с количеством струн
в пролете более двух, размещаемых через расстояния 10—15 м.
При этом междуструновые пролеты с фиксаторами уменьшают на
2—3 м по отношению к остальным междуструновым пролетам.
Длины струн определяются расчетом исходя из условия, что угол
наклона струны, образующийся в результате продольных перемеще-
ний контактного провода, при крайних значениях температуры воз-
духа не превышает 30° к вертикали. При невозможности выдержать
это условие применяют скользящие струны, которые, скользя по
проводам, всегда занимают вертикальное положение.
В троллейбусной контактной подвеске на наклонных струнах
длину струн принимают 0,5—0,6 м. В цепных подвесках установку
278
Таблица 33
Тип и область применения контактной подвески
Скорость движе-
ния подвижно-
го состава, до-
пускаемая кон-
тактной подвес-
кой, км/ч
Полу компенсированная цепная — на участках трамвайных и
троллейбусных линий протяженностью не менее 400 м при ра-
диусах кривых в плане не менее 100 м
Некомпенсированная цепная — на участках трамвайных и трол-
лейбусных линий протяженностью 150—400 м при радиусах кри-
вых в плане не менее 100 м, в транспортных тоннелях и под ин-
женерными сооружениями при высоте проема (в свету) более 5 м,
а также для перекрытия отдельных больших опорных пролетов
(при отсутствии условий для применения полукомпенсированной
подвески)
Компенсированная простая петлевая — на участках трамвайных
линий протяженностью не менее 400 м при радиусах кривых в
плане не менее 200 м, преимущественно на реконструируемых
линиях с заменой простых подвесок компенсированной (в случае
нецелесообразности или невозможности осуществления цепной
полукомпенсированной подвески)
Частично компенсированная простая на наклонных струнах —
на троллейбусных линиях при радиусах кривых в плане не менее
200 м (в случае нецелесообразности или невозможности приме-
нения цепных контактных подвесок). Для подвески на наклон-
ных струнах углы излома контактных проводов в горизонталь-
ной плоскости в точках крепления принимают не более 5°
Компенсированная простая полужесткая — на прямых участ-
ках трамвайных и троллейбусных линий протяженностью не бо-
лее 400 м, а также на кривых участках радиусом менее 70 м, в уг-
лах контактной сети на территории депо и ремонтных мастерских
(заводов) и на подходах к ним
Нскомпенсированная простая полужесткая на поддерживающих
устройствах полигонного типа — на трамвайных и троллейбус-
ных линиях, в исключительных случаях при перекрытии больших
опорных пролетов
Некомпенсированная простая жесткая на потолочных изолиро-
ванных подвесках — на трамвайных и троллейбусных линиях под
инженерными сооружениями с высотой проема (в свету) до 5 м,
а также в проемах ворот производственных зданий депо и ре-
монтных мастерских (заводов)
Компенсированная цепная малогабаритная — на линиях ско-
ростного трамвая в тоннельных участках протяженностью более
50 м
Компенсированная простая малогабаритная — на линиях ско-
ростного трамвая в тоннельных участках протяженностью до 50 м
80
60
60
50
15
(на прямых
участках)
45
15
80
60
279
специальных частей контактной сети (секционных изоляторов, кри-
вых держателей и пр.) предусматривают на рессорных струнах.
Принятая в конкретном проекте конструкция контактных сетей
должна удовлетворять требованиям:
механической и электрической прочности всех элементов, с уче-
том местных климатических, атмосферных и почвенных условий;
благоустройства городских территорий и проездов;
безопасности в зоне контактной сети для пешеходов, обслужи-
вающего персонала и транспорта;
надежности токосъема в любых метеорологических условиях при
наибольших скоростях движения, допускаемых на данном участке
по характеристикам трассы и обращающегося подвижного состава;
наименьшего износа контактных проводов и рабочих вставок
токоприемников;
наименьшей сложности и трудоемкости ремонтно-профилактиче-
ского обслуживания сетей.
7.2.	Провода, тросы и подвесная арматура
Контактный провод является основным элементом контактной
сети. Материал провода должен обладать высокими механическими
свойствами: прочностью, позволяющей реализовать большие натя-
жения провода; износостойкостью, обеспечивающей длительные сроки
работы провода. Электрические свойства должны обеспечивать низ-
кое электрическое сопротивление, обусловливающее снижение по-
терь напряжения и электроэнергии в контактной сети.
Контактные провода изготовляются в основном из твердотянутой
меди Ml с содержанием примесей не более 0,1 %. Провода могут
также изготовляться из бронзы. Находят также применение биметал-
лические сталеалюминиевые провода. Контактные провода имеют
фасонный профиль (рис. 117). Основные технические данные кон-
тактных проводов приведены в табл. 34.
Значение коэффициента линейного удлинения при изменении
температуры а принимается для медных и бронзовых проводов рав-
Рис. 117. Профили контактных проводов:
а - МФ; БрФ; б — МФО; БрФО; в — ПКСА
260
Таблица 34
Марка провода	Материал, форма	Площадь сечения, мм2	Размеры, мм (см. рис. 117)		Масса 1 км провода, кг	Разру- шающая нагруз- ка, кН
			А	н		
МФ-65	Медь	65	10,19	9.3	578	24,7
МФ-85	Медь	85	11.76	10,8	755	30,6
БрФ-85	Бронза	85	11,76	10,8	755	36,5
МФ-100	Медь	100	12,81	11,8	890	35
МФО-100	Медь Овальный	100	14,92	10,5	890	35
БрФ-100	Бронза	100	12,81	11,8	890	43
БрФ-100	Бронза Овальный	100	14,92	10,5	890	43
МФ-120	Медь	120	13,9	12,9	1066	42
МФО-120	Медь Овальный	120	16,1	11,5	1066	42
МФ-150	Медь	150	15,5	14,5	1335	51,5
МФО-150	Медь Овальный	150	18,86	12,5	1335	51,5
ПКСА-80/180	Сталеалюминиевый	180	14,0	17,0	760	34,5
ным 17-10"6 град-1, для сталеалюминиевого провода—17,8 X
X 10"6 град"1. Модуль упругости второго рода (Е) соответственно
13-104 МПа и 2-105 МПа.
Сечение контактного провода в каждом конкретном случае вы-
бирается на основе данных электрического расчета тяговой сети.
На пассажирских трамвайных и троллейбусных линиях, а также
на территориях депо, ремонтных мастерских и заводов преимуще-
ственно применяют медный контактный провод сечением 85 мм2,
а на линиях с большими удельными нагрузками по току — медный
провод сечением 100 мм2. На грузовых и служебных линиях в кон-
тактной сети используют провода сечением 65 мм2.
Сталеалюминиевый контактный провод марки ПКСА-80/180 це-
лесообразно применять на троллейбусных линиях во вновь созда-
ваемых транспортных хозяйствах, а при развитии контактной сети —
на вводимых в эксплуатацию линиях значительной протяженности.
Не рекомендуется использовать сталеалюминиевый провод в кон-
тактных сетях приморских городов и городов с повышенной химиче-
ской активностью воздуха, а также на территориях троллейбусных
депо, ремонтных мастерских и заводов.
В контактных сетях трамвая сталеалюминиевый провод приме-
няется только в случаях, когда подвижной состав оборудован токо-
приемниками с угольными или металлокерамическими контактными
вставками. Токосъем со сталеалюминиевых проводов алюминиевыми
контактными вставками не допускается. Этот провод предпочтитель-
нее устанавливать в эластичных цепных подвесках либо в подвесках
с частичной или полной компенсацией натяжения провода.
В простых контактных подвесках пролеты сталеалюминиевого
провода между точками его подвешивания к поддерживающим устрой-
281
ствам принимаются равными не более 35 м. Длина продольных про-
летов контактных подвесок с сезонной регулировкой натяжения ста-
леалюминиевых проводов составляет 30 м. В цепных контактных
подвесках со сталеалюминиевым проводом длина пролетов состав-
ляет 45—50 м, в них устанавливаются равномерно размещенные две
скользящие струны.
Углы излома сталеалюминиевого провода (в . плане) в пунктах
его подвешивания на типовой арматуре принимают равными до 14°
в трамвайных контактных сетях и до 8° в троллейбусных сетях.
В контактных сетях со сталеалюминиевым проводом не устанав-
ливают изготовленные из медных сплавов токоведущие детали под-
вески (стыковые, переходные, питающие, зажимы и т. д.), поскольку
при этом возникает большая опасность электрической коррозии
алюминиевой части провода и арматуры.
Усиливающие провода и воздушные питающие провода выпол-
няют из медных проводов марки М и алюминиевых проводов марки А
(табл. 35).
В качестве усиливающих проводов могут также применяться
сталеалюминиевые провода марок АС и АСУ (табл. 36).
Несущие тросы изготовляются из стальных канатов диаметром
6,7 и 8 мм2, свитых из оцинкованных проволок.
Таблица 35
Марка	Расчетная площадь се- чения, мм2	Диаметр провода, мм	Разрушаю- щая нагруз- ка, кН	Масса 1 км, кг	Марка	Расчетная площадь се- чения, мм2	Диаметр провода, мм	Разрушаю- щая нагруз- ка, кН	Масса 1 км, кг
М-50	48,5	8,91	17	439	А-95	93,3	12,4	13,5	257
М-70	68,3	10,7	24	618	А-120	117	14,0	16,8	322
М-95	92,5	12,5	32	837	Л-150	148	15,8	20,0	407
М-120	117,0	14,0	40	1058	А-185	183	17,5	24,6	503
Таблица 36
Марка	Расчетная площадь сечения, мм2		Диаметр провода, мм	Электриче- ское сопро- тивление 1 км, Ом	Разрушаю- щая нагруз- ка, кН	Масса 1 км, кг
	стально- го сердеч- ника	алюми- ниевых прово- лок				
АС-120	22	115	15,2	0,27	40	492
АС-150	26,6	148	17,0	0,21	49	617
АС-185	34,4	181	19,0	0,17	62	771
АСУ-120	26,6	116	15,5	0,28	44	530
АСУ-150	34,4	147	17,5	0,21	57	678
АСУ-185	43,1	185	19,6	0,17	71	850
282
В цепных контактных подвесках широко применяют гибкую
подвесную арматуру, состоящую из шарнирно соединенных деталей,
одной из которых является подвесной фарфоровый или пластмассо-
вый изолятор. Такая арматура предназначается для подвешивания
несущих тросов, а также контактных проводов.
В простых контактных подвесках для крепления проводов к гиб-
ким поддерживающим устройствам используют подвесную арматуру
следующих видов:
на трамвайных линиях — изолированные подвесы, комплек-
туемые изолированными болтами;
на троллейбусных линиях — жесткие подвесы, комплектуемые
пряжечными изоляторами или заменяющими их натяжными изо-
ляторами других типов.
Троллейбусные жесткие подвесы устанавливают в таких местах,
где передаваемая на них нагрузка не превосходит 5000 Н.
При ограниченном габарите сооружений по высоте, позволяющем
осуществлять только жесткий способ крепления контактных про-
водов к опорным конструкциям, применяют изолированные пото-
лочные подвесы в комплекте с изолированными болтами. К таким
случаям относятся места крепления контактных проводов под ин-
женерными сооружениями, в проемах ворот депо и ремонтных
мастерских (заводов), внутри производственных зданий, на под-
держивающих устройствах разводных мостов.
В простой частично компенсированной троллейбусной подвеске
на наклонных струнах применяют изолированные подвесы
и специальную подвесную арматуру, обеспечивающую нормальное
рабочее положение контактных проводов при любых наклонах струн
в момент токосъема. Крепление контактных проводов к подвесам,
поддерживающим струнам и к фиксирующим устройствам предусмат-
ривают с помощью подвесных зажимов.
7.3.	Изоляция контактной сети.
Секционные изоляторы
Все находящиеся под напряжением устройства контактной сети
трамвая и троллейбуса имеют не менее двух ступеней изоляции по
отношению:
к опорным конструкциям (опорам, зданиям, инженерным соору-
жениям);
к токопроводящим элементам контактной подвески ближайших
линий трамвая и троллейбуса;
к проводам и оборудованию электрических линий различного
назначения, размещаемым на поддерживающих устройствах и опор-
ных конструкциях контактной сети (к проводам освещения, связи,
радиотрансляционным, часовой сети и т. п.).
283
Допускается одна ступень изоляции между положительным и
отрицательным проводами одной троллейбусной линии при исполь-
зовании в ней планочных натяжных изоляторов, рассчитанных
на испытательное напряжение постоянного тока 5 кВ. Покрытые
электроизоляционным лаком деревянные щиты и брусья, на которых
устанавливаются потолочные подвесы, принимаются за вторую
ступень изоляции при условии обеспечения сопротивления их изо-
ляции не менее 1000 кОм.
Элементы контактной сети, находящиеся под напряжением,
удаляются на расстояние (по горизонтали) не менее (в метрах):
от опорных конструкций 1,5, от балконов зданий и оконных про-
емов 2, от изолированных кронштейнов 0,25, от стволов деревьев 1,5,
от ветвей деревьев 1.
В простых и фиксирующих гибких поперечинах изоляция преду-
сматривается в местах крепления контактных проводов к попере-
чинам и поперечин к опорным конструкциям на расстоянии не
менее 1,5 м, но не более 2 м от каждого контактного провода в сто-
рону крепления поперечины к опорным конструкциям, а также
от каждого контактного провода между смежными линиями, если
расстояние между ними более 5 м, посередине между двумя кон-
тактными линиями при расстоянии между ними от 3 до 6 м.
Гибкие поперечины, выполняющие роль питающего или между-
путного электрического соединителя, отделяются от остальных
элементов контактной сети двумя ступенями изоляции.
Поперечины из стального каната отделяются одной ступенью
изоляции от опорных конструкций, контактных проводов, несущих
тросов цепных подвесок, тросов петлевых подвесок, специальных
частей. В поперечинах из стального каната, воспринимающих на-
грузку от кривых держателей, изоляция предусматривается в местах
крепления кривых держателей к поперечинам и поперечин к опор-
ным конструкциям.
В поперечинах сложной формы изоляция предусматривается
в местах: соединения поперечины с токоведущими элементами кон-
тактной сети; соединения отдельных составных элементов попере-
чины; крепления к опорным конструкциям.
В несущих тросах цепных контактных подвесок необходима
одна ступень изоляции относительно поддерживающих их устройств.
Несущие тросы троллейбусных цепных подвесок, кроме того, должны
быть изолированы от находящихся под напряжением элементов
контактной сети.
В поддерживающих струнах изоляция выполняется со стороны
их крепления к контактным проводам или специальным частям.
При креплении струн к несущей поперечине, являющейся одновре-
менно электрическим соединителем, в каждую из них монтируются
по два изолятора.
При подвешивании контактных проводов трамвайных и трол-
лейбусных линий на коротких гибких поперечинах, закрепленных
на опоре и кронштейне, изоляция выполняется в местах крепления
проводов к поперечине, крепления поперечины к опоре и кронштейну.
284
Рис. 118. Секционный изолятор СИ-6Д:
7 — дугогасительная катушка; 2 — дугогасительная камера; 3,4 — ходовые элементы
При подвешивании троллейбусных контактных проводов к крон-
штейнам на гибкой арматуре под нижней частью кронштейнов (в пре-
делах расположения проводов) предусматривают установку изоля-
ционных планок. Обратные фиксаторы и оттяжные стойки в трам-
вайных и троллейбусных подвесках устанавливаются без изоляции,
если они являются составным конструктивным элементом крон-
штейна.
По своему назначению изоляторы можно разделить на три группы:
натяжные, подвесные и изоляторы для специальных частей. Натяж-
ные изоляторы включают в гибкие поперечины, тросовые и проволоч-
ные элементы систем, в контактные провода, т. е. в те элементы, где
требуется высокая механическая прочность на растяжение. Подвес-
ные изоляторы служат для подвески проводов и тросов и фиксации
их положения. Подробное описание изоляторов приведено в 120].
В соответствии с расчетной схемой электропитания контактная
сеть трамвайных и троллейбусных линий разделяется на ряд изоли-
рованных участков (секций) посредством секционных изоляторов
с дугогашением. Наибольшее распространение получили изоляторы
СИ-6Д и СИ-6М для сетей троллейбуса и СИТ-Д — для сетей трамвая.
Рассмотрим изолятор СИ-6Д (рис. 118): в момент нахождения то-
коприемника троллейбуса на первом по ходу ходовом элементе ток
идет от контактного провода через дугогасительную катушку на
первый элемент и токоприемник. При этом в дугогасительной ка-
мере и под ней создается электромагнитное поле. При перемещении
токоприемника на нейтральный ходовой элемент ток к нему идет
через воздушный промежуток по возникающей электрической дуге,
которая, взаимодействуя с магнитным полем дугогасительной ка-
тушки, выдувается в верхнюю часть камеры и гасится. Для повыше-
ния эффективности гашения дуги камера выполнена щелевой с ро-
говыми направляющими для растягивания дуги.
Секционный изолятор СИТ-Д (рис. 119) по принципу действия
аналогичен изолятору СИ-6Д. Он эффективно и надежно работает
с подвижным составом, оборудованным дуговым токоприемником,
285
286
Рис. 119. Секционный изолятор СИТ-Д:
/ — рама; 2 — токопроводящий элемент; 3 — нейтральный элемент; 4 — полоз; 5 — ушко подвесное; 6 — полоз средний; 7 — ка-
мера дугогасительная; 6 — катушка дугогасительная; У — зажим специальный
Таблица 37
Характеристики	Значения характеристик для изоляторов			
	СИ-60	СИ-6М	сит-д	СИ У-72
Напряжение, В	600	600	600	600
Расчетное напряжение кон- тактной сети, Н	12 000	12 000	12 000	12 000
Максимально допустимая скорость движения, км/ч	60	60	60	60
Интервал рабочих темпера- тур. °C	— 10- +40	—40-+ 40	-40— + 40	—40-+40
пантографом и полупантографом. На ряде линий применяют изоля-
тор СИУ-72, разработанный трамвайно-троллейбусным управлением
г. Киева. Основные технические данные секционных изоляторов
приведены в табл. 37.
В дополнение к основным секционным изоляторам, запроектиро-
ванным в соответствии с расчетной схемой питания и секционирова-
ния, предусматривают изоляторы:
для отделения служебных и второстепенных участков контакт-
ной сети (грузовых линий, подъездных линий к депо и ремонтным
мастерским и др.) от пассажирских линий;
для секционирования контактных сетей депо и ремонтных ма-
стерских (заводов) в соответствии с технологическими требованиями
и с требованиями техники безопасности;
обеспечивающие разделение участков питания контактной сети
на несколько частей для возможности отключения их или подклю-
чения к смежным участкам сети в аварийных ситуациях.
В троллейбусной контактной сети секционные изоляторы преду-
сматривают как на положительных, так и на отрицательных про-
водах.
При пересечении пассажирской линии с грузовой линией,
имеющей независимое электрическое питание, в проекте пре-
дусматривается отделение секционными изоляторами участка
грузовой линии (в пределах перекрестка) от основных участков
линии.
В троллейбусной сети присоединение положительной и отрица-
тельной питающих линий к контактным проводам проектируют раз-
дельно в двух смежных пролетах. При централизованной системе
электроснабжения первым от тяговой подстанции располагают по-
ложительный кабель (провод) с установкой в месте его подключения
секционных изоляторов, а вывод отрицательного питающего кабеля
(провода) предусматривают в следующехМ пролете без установки
секционного изолятора.
В местах размещения секционных изоляторов предусматривают
врезку натяжных изоляторов в продольных несущих тросах трам-
вайных и троллейбусных цепных подвесок, а также в проводах уси-
287
ливающих линий, если таковые имеются. В троллейбусной контакт-
ной сети оба несущих троса дополнительно секционируются натяж-
ными изоляторами через каждые 350—450 м.
7.4.	Специальные части контактной сети
В местах пересечения контактных проводов линий троллейбуса и
трамвая, взаимного пересечения линий троллейбуса, слияния двух
линий троллейбуса в одну, разветвления линии троллейбуса на два
направления, сопряжения анкерных участков полукомпенсирован-
ной подвески устанавливаются специальные конструкции, получив-
шие название спецчастей. Проезд подвижным составом спецчастей
требует, как правило, особого режима вождения, в частности, огра-
ничения скорости.
Специальные части контактной сети (за исключением кривых
держателей), как правило, размещают на прямых участках трамвай-
ных и троллейбусных линий. При установке специальной части на
криволинейном участке линии положение ее определяется так, чтобы
контактный провод на расстоянии не менее 1 м от входа и выхода
из специальной части не имел излома.
На пересечении контактных линий трамвая и троллейбуса наи-
большее распространение получила конструкция типа МТТ-40/90
(рис. 120). Это пересечение выполняется в трех модификациях в за-
Рис. 120. Пересечение контактных подвесок типа МТТ-40/90 трамвайной
линии с троллейбусной
1 — контактные провода; 2 — подвесные зажимы; 3 — электроизоляционные по-
лозья; 4 — бакелитовая трубб
288
Рис. 121. Пересечение контактных подвесе к типа МПП-6Д двух троллейбусных
л и ний:
1 — секционный изолятор с пи ашеннем; 2 -- электрическая перемычка; 3 - секционный
изолятор
висимости от угла пересечения: МТТ-40/60 (угол встречи в пределах
от 40 до 60°), МТТ-60/80 (угол встречи в пределах от 60 до 80°) и
МТТ-80/90 (угол от 80 до 90°). Трамвай проводит это пересечение
в режиме выбега. На отдельных участках трамвайных линий преду-
сматриваются пересечения, обеспечивающие прохождение их трам-
ваем подтоком, а троллейбусом но инерции, в том числе: на подъемах
более 25 °/00> на участках с кривыми радиусом менее 70 м, при соче-
таниях подъема с кривым участком пути.
Проектируя трамвайные и троллейбусные линии, ориентируются
на конструкции пересечений контактных проводов под углами:
от 40 до 90° — в пересечениях трамвайного контактного провода
с троллейбусными;
от 45 до 90э — в пересечениях троллейбусных контактных про-
водов между собой.
В конструкциях пересечений трамвайных и троллейбусных кон-
тактных линий обеспечивается изоляция между проводами трамвая
и троллейбуса и между положительным и отрицательным проводами
троллейбуса, рассчитанная на испытательное напряжение постоян-
ного тока 5 кВ.
При пересечении контактных подвесок двух троллейбусных ли-
ний применяют различные конструкции, например, типа МПИ-6Д
(рис. 121) и КТТУ. Пересечение МПИ-6Д надежно в эксплуатации,
имеет высокую электрическую изоляцию между проводами пересе-
кающихся контактных линий. Минимальная скорость прохода трол-
лейбусов этого пересечения составляет 25 км/ч. Такие пересечения
10 Тарии/ксвсчин М. В. и др.	289
устанавливаются на горизонтальных участках троллейбусных линий
и на продольных уклонах, не превышающих 15 %0 •
На подъемах более 15 °/00 используют пересечения, которые обес-
печивают движение троллейбусов па подъем под током и в другом
направлении движения их по инерции. Такие пересечения преду-
сматривают и в тех случаях, когда расстояние между изолирован-
ными частями двух последовательно установленных пересечений
менее 5 м.
Одной из наиболее часто устанавливаемых специальных частей
являются кривые держатели типа КД-25/45, которые применяются
на криволинейных участках троллейбусных линий.
В местах разветвления троллейбусных линий устанавливают
управляемые стрелки для перевода движущихся токоприемников
на одно из двух направлений по выбору водителя. В местах слияния
двух троллейбусных линий для перевода токоприемников с двух
линий на одну монтируют сходные стрелки. Описание конструкций
и схем управления стрелками контактной сети троллейбуса приве-
дено в 120].
На участках с интенсивным движением транспорта автоматиче-
ские стрелки относят от перекрестков навстречу движению на рас-
стояние, обеспечивающее перестроение троллейбусов до зоны скоп-
ления транспорта перед перекрестком. Сходные стрелки размещают
за перекрестками или пешеходными дорожками на расстоянии от них
не менее 10 м.
На поддерживающих устройствах предусматривают крепление
не более одной пары троллейбусных воздушных стрелок с подвеши-
ванием их на двух изолированных струнах длиной не менее 0,7 м.
При этом образование угла на симметрично расходящихся от стре-
лок проводах обеспечивается гибкой фиксирующей поперечиной
посредством установки в стрелочном узле жесткого распора сим-
метрии.
Несущие и фиксирующие гибкие поперечины пересекают в стре-
лочном узле основное направление троллейбусной линии под
углом 90°, отклонения допускаются на угол не более 10е.
7.5.	Поддерживающие конструкции,
опоры и фундаменты
В контактных сетях трамвая и троллейбуса в качестве поддержи-
вающих устройств предусматривают кронштейны, простые и цепные
гибкие поперечины, а в отдельных нетиповых случаях — сложные
поддерживающие системы (угольники, трапеции и пр.). Контактный
провод в горизонтальной плоскости фиксируется посредством гиб-
ких фиксирующих поперечин, оттяжных элементов, фиксаторов,
обратных фиксаторов.
Кронштейны длиной 3,25; 3,5 и 4 м устанавливаются на одно-
путных трамвайных линиях и при расположении опор в междупутье
и длиной 7,2 и 8 м при боковом расположении опор на двухпутных
линиях (в зависимости от междупутья).
290
На троллейбусных линиях применяют кронштейны:
на прямых участках линий — длиной 3,5; 4; 5; 6; 7,2 и 8 м;
на криволинейных участках линий, при расположении опор
с внутренней стороны кривой — усиленные кронштейны длиной
4,5; 6 и 8 м.
Все виды кронштейнов, применяемых в контактных сетях трам-
вая и троллейбуса, являются поворотными и имеют изоляцию в узлах
крепления их к опорам.
Конструкцию фиксаторов в эластичных трамвайных подвесках
предусматривают гибкой (с шарнирным креплением), с изоляцион-
ным элементом со стороны крепления фиксатора к поддерживающему
устройству. Форма фиксатора обеспечивает свободное прохождение
токоприемников трамвая при отжатии ими контактного провода.
На криволинейных участках пути фиксаторы располагают таким
образом, чтобы они работали на растяжение. Длину фиксаторов
в полукомпенсированных и компенсированных контактных под-
весках принимают не менее 1200 мм для уменьшения влияния реак-
ции фиксаторов на продольные перемещения контактных проводов
при изменениях температуры.
Гибкие поддерживающие устройства, фиксирующие поперечины
и оттяжки в зависимости от воспринимаемых ими нагрузок, выпол-
няют из стальной оцинкованной проволоки диаметром 5 мм или
из стального оцинкованного семипроволочного каната диаметром 6; 7
или 8 мм. Высота закрепления гибких поперечин на опорах, стенах
каменных зданий и других опорных конструкциях определяется
исходя из приведенных ниже уклонов поперечин от точки с макси-
мальной стрелой провеса поперечины до мест ее закрепления:
для простых поперечин на прямых участках линий — 1/10—1/12;
для внешних, по отношению к кривой, частей простых попере-
чин — 1/15—1/20;
для внутренних, по отношению к кривой, частей простых попе-
речин — 1/5 — 1/10;
для несущих тросов цепных поперечин — 1/5—1/7;
для оттяжек — 1/20—1/40;
для анкеровочных ветвей — 1/30—1/40.
Расстояния между крюками соседних гибких поперечин, закреп-
ляемых па стенах каменных зданий, устанавливают не менее 0,4 м,
за исключением спаренных крюков, располагаемых на расстоянии
0,25 м. Расстояния (но вертикали и горизонтали) от стенных крюков
до углов зданий и краев стенных проемов (окон, дверей и т. п.)
принимают не менее 0,5 м. При этом расчетная нагрузка на один
стенной крюк в местах закрепления гибких поддерживающих
устройств на стенах каменных зданий не должна превышать 7000 Н.
Все виды гибких поперечин, оттяжки и анкеровочные ветви,
закрепляемые на стенах жилых и общественных каменных зданий,
оснащаются арматурой, поглощающей вибрацию и шумы, возника-
ющие в контактной сети при прохождении подвижного состава.
При длине несущих гибких поперечин 30 м и более в каждой
из них предусматривают натяжную муфту. В несущих тросах цеп-
10*	291
ных подвесок натяжные муфгы предусматривают через расстояния
500—600 м, а также в местах анкерования тросов.
Гибкие поперечины располагаются:
на прямых участках —перпендикулярно осп липин;
на криволинейных участках — по биссектрисам углов излома
линии.
Длина струп цепных гибких поперечин принимается не менее
0,5 м —над трамвайными проводами, 0,7 м —над троллейбусными
проводами.
Фиксирующие поперечины подвешивают к несущим поперечинам
у каждого контактного провода, через каждые 15—20 м по длине
цепной гибкой поперечины.
Основным видом опорных конструкций, предназначенных для
крепления контактных подвесок трамвайных и троллейбусных линий,
являются специально устанавливаемые вдоль городских улиц и
дорог опоры.
Для закрепления гибких поперечин и анкерных ветвей контакт-
ной сети также используются кирпичные и железобетонные стены
капитальных зданий, а по согласованию с соответствующими орга-
низациями — своды тоннелей, несущие элементы мостов, путепро-
водов и других инженерных сооружений. Не допускается крепление
поддерживающих устройств и анкерных ветвей контактной сети
к строениям, выполненным из железобетонных панелей.
Опоры. Для контактных сетей трамвая и троллейбуса, как пра-
вило, используют железобетонные опоры типовых конструкций,
имеющие напряженную и ненапряженную стальную арматуру и пред-
назначенные для электрифицированного городского транспорта.
В исключительных случаях, когда действующие на опоры эксплуата-
ционные нагрузки превышают предельные значения нормативных
нагрузок для железобетонных опор или при недостаточном габарите
этих опор по высоте, применяют стальные опоры.
Трубчатые стальные опоры применяют только в узлах грузовой
компенсации, в местах вывода питающих кабелей, а также на город-
ских инженерных сооружениях (мостах, путепроводах, эстакадах
и т. п.). Необходимость применения стальных опор соответству-
ющей конструкции должна быть обоснована в проекте.
Нормативные нагрузки для расчета железобетонных опор кон-
тактных сетей трамвая и троллейбуса приведены в табл. 38.
Расчетные горизонтальные нагрузки па железобетонные опоры
принимаются приложенными к ним на расстоянии 1 м от вершины
опоры. Расчетные нормативные нагрузки на металлические опоры
следующие:
Нагрузка нормативная Рп, кН ... 4 6 9 12 18
Расчетная нагрузка Рр — P/G кН 5,2 7,8 11,7 15,6 23,5
Примечание. Ко-44I1Lиент перегрузки К — 1,3
Расчетные горизонтальные нагрузки на стальные опоры прини-
маются приложенными к вершинам опор.
В тех случаях, когда на опоре закрепляются гибкие поперечины
и оттяжки различных направлений, результирующую нагрузку
292
Таблица 38
Горизонтальные нагрузки на железобетонные опоры, Н		Расчетные горизонтальные нагрузки РР= (рнра)^ н
нормативные Рц	аварийные Ра	
5 000	4000	10 400
6 000	6000	15 600
9 000	7000	20 600
12 000	7000	24 700
Примечание. Коэффициент перегрузки для всех опор К— 1,3.
определяют для наиболее невыгодного сочетания всех действующих
нагрузок, с учетом возможности обрыва любого из закрепляемых
тросов.
Как исключение, на грузовых и служебных линиях, на террито-
риях депо, ремонтных мастерских (заводов), на загородных линиях,
а также при необходимости дополнительной загрузки существу-
ющих опор, предусматривается усиление опор анкерными оттяж-
ками, если результирующая нагрузка на опору не превышает норма-
тивную более чем на 25 % для железобетонных опор и более чем
на 50 % для стальных опор. Анкерные оттяжки опор контактной
сети оборудуются натяжным устройством, а крепление оттяжек
предусматривается к стенам каменных зданий или к заглубляемым
в грунт анкерам, изготовленным из бетона или железобетона.
Опоры контактных сетей трамвая и троллейбуса, как правило,
устанавливают в бетонных (из бетона марки по прочности на сжа-
тие 150) или в сборных железобетонных (из бетона марки 200—300)
индивидуальных фундаментах.
Установку опор контактной сети, запроектированных на инже-
нерных сооружениях (мостах, путепроводах, эстакадах и т. п.)
предусматривают в стальных стаканах с заглублением в них опор
на 0,6—0,8 м или на фланцах, прикрепляемых к несущим элемен-
там инженерного сооружения анкерными болтами.
Закрепление опор контактной сети в различных конструкциях
фундаментов производится следующим образом:
заливкой бетонным раствором котлована с установленной в нем
опорой;
при пемещи анкерных болтов, заделанных в фундаменте, на ко-
торый затем устанавливается опора, имеющая в основании фланец
с необходимым количеством отверстий;
посредством заливки цементным раствором специального углуб-
ления (ростверка) в теле фундамента, в котором предварительно была
установлена опора;
закреплением опоры клиньями при установке ее в стальном
стакане.
293
Горизонтальные расстояния (в свету) от фундаментов опор кон-
тактной сети до подземных инженерных коммуникаций принимают
не менее следующих значений:
Силовые кабели и кабели связи..................... 0,5
Дренажи, газопроводы низкого, среднего и высокого давления 1
Водопровод, напорная канализация, общие коллекторы и тепло-
вые сети.......................................... 1,5
Самотечная канализация (бытовая и дождевая)....... 3
Опоры контактных сетей трамвая и троллейбуса не заземляют,
поскольку в этих сетях предусматривается не менее двух ступеней
изоляции между оборудованием, находящимся под напряжением,
и опорами.
7.6.	Трассировка контактной сети
Контактные провода трамвайных линий на прямых участках пути
располагают (в плане) зигзагообразно, т. е. с поочередным отклоне-
нием (выносом) от оси токоприемника вправо и влево. Полный шаг
зигзага для всех типов контактных подвесок не превышает четырех
пролетов подвески, а вынос контактного провода должен быть не бо-
лее 250 мм. На двухпутных линиях зигзаг проектируют симме-
тричным.
На кривых участках пути отклонение контактного провода от оси
токоприемника во внешнюю сторону кривой не превышает 300 мм.
Максимальные расчетные ветровые отклонения контактного провода
от оси токоприемника допускаются не более 400 мм. Анкеровку кон-
тактного провода осуществляют с выносом точки крепления провода
в сторону анкерной ветви на 250—300 мм.
Углы излома контактных проводов трамвайных линий (в горизон-
тальной плоскости) при применении изолированной подвесной арма-
туры не должны превышать следующих значений:
Плаощдь сечения медного контактного провода,
мм2 .................................... 65	85	100
Угол излома контактных проводов, град ....	18	14	12
Расстояние между течками фиксации контактного провода на
криволинейном участке трамвайного пути (длину хорды) определяют
исходя из зависимостей между радиусом кривой, отклонением (вы-
носом) точки крепления провода (в плане) от оси токоприемника,
допускаемой величиной горизонтального усилия на подвесную арма-
туру и натяжением контактного провода (см. гл. 8).
Размеры хорд медных контактных проводов в зависимости от ра-
диусов кривых в пределах от 20 до 300 м и горизонтальные усилия
от излома проводов приведены в [20].
Точки фиксации контактных проводов трамвая на концах кри-
волинейного участка пути располагают в пределах половины соот-
ветствующей хорды от начала (конца) кривой. Точку пересечения
контактных проводов трамвая (воздушную крестовину) располагают
.294
Рис. 122. Схема размещения воздуш- Рис. 123. Схема расположения контакт-
ной крестовины на пересечении трам- пых проводов трамвая над стрелочным
ванных путей	переводом
над пересечением осей путей. При пересечении последних под углом
менее 6(У точку пересечения проводов смещают навстречу движению
по биссектрисе угла, образованного контактными проводами, на
10—15 см при соответствующем укорочении хорд, образующих кре-
стовину (рис. 122).
Подвешивание контактных проводов над рельсовым стрелочным
переводом предусматривают в точке, располагаемой по биссектрисе
угла, образуемого осями путей там, где расстояние между сходящи-
мися к путевой крестовине рельсами составляет 0,9—1 м (рис. 123).
Троллейбусные контактные линии проектируют из расчета обес-
печения движения троллейбусов по улицам в первой и второй поло-
сах, а на выходах к левым поворотам —в крайней левой полосе
движения, с обеспечением обгона и пропуска других транспортных
единиц в строгом соответствии с действующими Правилами дорож-
ного движения.
Для соблюдения указанных требований рекомендуются следу-
ющие нормы приближения крайнего (правого по ходу) провода трол-
лейбусной линии к границе проезжей части улицы:
На прямых участках:
При трех и менее полосах одностороннего движения . . 2,5—4 м
При количестве полос одностороннего движения более
трех................................................... До	5,5 м
На участках сужения улицы............................... 1,5	м
У оста|говочных пунктов в карманах..................... До	4,5 м
На криволинейных участках:
На входе и выходе с кривой ............................. 1,5	м
В средней части кривой ................................. 1м
Перед перекрестками улиц с левыми поворотами троллейбусов
контактные линии проектируют с постепенным их приближением
(за 60—80 м до поворота) к осевой линии улицы. При этом расстоя-
ние от левого (по ходу) провода до осевой линии должно быть у на-
чала поворота не менее 1,5 м.
Нормативным расстоянием между контактными проводами одной
троллейбусной линии принято считать 520 мм. Допускаются откло-
нения от указанного значения в пределах:
400—700 мм — на специальных частях контактной сети;
295
уменьшение до 500 мм — при применении в качестве изоляций
между контактными проводами одной троллейбусной линии двух
пряжечных изоляторов;
увеличение до 700 мм —в цепных контактных подвесках, в под-
весках на наклонных струнах, а также в любых контактных под-
весках при расположении троллейбусной линии вблизи морского
или иного побережья, в зоне распыления воды ветром*
Отрицательные провода троллейбусной контактной сети всегда
располагаются с правой стороны по направлению движения, т. е.
подвешиваются ближе к опорным конструкциям.
Горизонтальные расстояния (в плане) между контактными про-
водами смежных троллейбусных линий, а также между контактным
проводом троллейбуса и ближайшим рельсом трамвая принимают
не менее значений, приведенных в табл. 39.
Таблица 39
Троллейбусные линии	Горизонтальные расстояния, м, от контактного провода троллей* бусной линии до ближайшего			
	рельса трамвайной линии при движении		контактного прово- да смежной троллей- бусной линии при движении	
	парал- лельном	встреч- ном	парал- лельном	встреч- ном
В нормальных условиях: Пассажирские	3,5	4	3	3,5
Служебные и грузовые, а также располо- женные на территории депо и ремонтных мастерских (заводов) Попускаемые в стесненных условиях:	2,5	3	2	3
Пассажирские	2	2,5	1.5	2
Служебные и грузовые	1,5	2	1	1,5
Расположенные на территории депо и ре- монтных мастерских (заводов)	1,5	2	1	1
Криволинейные участки троллейбусных контактных линий на
перегонах проектируют радиусами (по внутреннему проводу) не ме-
нее 70 м, а в местах поворота на перекрестках, площадях и разворот-
ных кольцах радиусами, не менее указанных в табл. 40.
Углы излома контактных проводов на криволинейных участках
троллейбусных линий (в плане) надлежит принимать в соответствии
с требованиями табл. 41.
Длина пролетов контактных подвесок между опорами на прямых
участках линий трамвая и троллейбуса принимается в пределах,
указанных в табл. 42.
Пролеты контактных подвесок в пределах одной улицы предусма-
тривают, как правило, одинаковыми. В исключительных случаях
296
Таблица 40
Условия поворота	Наименьший радиус кривой (в плане) по внутреннему кон- тактному проводу троллейбусной линии, м	
	в нормальных условиях	допускаемый в стесненных усло- виях
На пассажирских линиях:	12	
при углах поворота до 90е		10
при углах поворота более 90°	14	11
На служебных и грузовых линиях, а также в се- тях депо и ремонтных мастерских (заводов)	10	9
Таблица 41
Углы излома контактных про-
водов троллейбусных линий (в
плане), градус
Расположение контактной сети	на дву- плечих подвесах		на кривых держателях, допускающих угол излома		
			15°	о-°	45°
На криволинейных участках без ограниче- ния скорости движения	До	4	5-8	—	—-
На поворотах и разворотных кольцах пас- сажирских линий при скорости движения не более 20 км/ч	До	6	6—12	10—20	20—40
В сетях депо, ремонтных мастерских и за- водов, на поворотах служебных линий и на разгрузочных участках грузовых линий при скорости движения не более 15 км/ч	До	8	До 15	До 25	До 45
Таблица 42
Пролеты контактных подвесок
между опорами на прямых участ-
ках, м
Типы контактных подвесок	для ли- ний трам- вая	для ли- ний трол- лейбуса	при совмест- ном подве- шивав ИИ проводов трамвая и троллейбуса
Все типы полужестких подвесок:			
на опорах	30—35	25—30	25—30
на стенах зданий	30	25	25
На наклонных струнах	—	35—40	—
Цепные полукомпенсированные и некомпенсиро-	45-50	45 - 50	45—50
ванные			
Петлевые компенсированные	40—45	—-	—
Жесткие на потолочных подвесах	До 8	До 4	—
297
допускают разницу длин пролетов, но при этом она для смежных
пролетов контактных подвесов не должна превышать 20 °6.
Расстановка опор контактной сети трамвая на прямых участках
пути выполняется с соблюдением минимальных расстояний (габари-
тов приближения), приведенных в табл. 43.
Таблиц а 43
Условия расстановки опор	Габариты приближения опор к тоамвайному пути, мм	
	до оси пути	до рабочего- канта бли- жайшего рельса
От поверхности опоры (или ее наружного оформления), расположенной с любой внешней стороны трамвайного пути:		
на пассажирских, грузовых и служебных линиях	2300	1538
на территориях депо и ремонтных мастерских (заво- дов)	1900	1138
От поверхности опоры (или ее наружного оформления), расположенной в междупутье трамвайной линии	1600	838
При расстановке опор контактной сети трамвая на криволиней-
ных участках пути учитывается необходимость увеличения габари-
тов приближения опор к оси пути в соответствии с данными табл. 44
в том числе: при расположении опор с внешней стороны кривой —
на размер выноса угла кузова вагона; при расположении опор с вну-
тренней стороны кривой — на размер свеса середины кузова вагона.
При сооружении трамвайного пути на обособленном полотне
опоры могут устанавливаться в междупутье.
Таблиц а 44
Радиус кривой, м	Вынос угла кузова ваго- на с ВНС1НПСЙ стороны кри- вой, мм	Свес середи- ны кузова вагона с вну- тренней сто- роны кри- вой, мм	Радиус кривой, м	Вынос угла кузова ваго- на с ВИСН1НСН стороны кри- вой, мм	Свес середи- ны кузова вагона с вну- тренней сто- роны кри- вой, мм
20	540	355	75	НО	94
25	380	283	80	100	85
30	273	235	90	85	75
35	225	200	100	75	60
40	201	176	150	56	47
45	180	158	200	45	40
50	163	141	250	38	32
60	140	120	300	28	24
70	120	100			
В связи с тем что контактная сеть трамвая и троллейбуса де-
лится па отдельные участки, при трассировке сети предусматривают
анкеровку, т. с. закрепление отрезков контактного провода, а при
298
цепной подвеске и несущего троса. Анкеровка проводов проекти-
руется в местах окончания контактных линий, слияния и разветвле-
ния контактных линий на стрелочных узлах, разделения контактной
подвески на отдельные независимые анкерные участки, изменения
натяжений и сечений контактных проводов.
Предусматривается также взаимное анкерование следующих уст-
ройств контактной сети (если обеспечивается равенство их натяже-
ний): несущих тросов цепной подвески и контактных проводов,
сходных и автоматических воздушных стрелок троллейбусных ли-
ний, стрелок и контактных проводов, стрелок и несущих тросов цеп-
ной контактной подвески.
При применении под инженерными сооружениями жесткой кон-
тактной подвески предусматриваются страхующие анкеровки на не-
сущие конструкции сооружений в местах входа контактных прово-
дов в сооружения, а также на выходах из них.
Длина анкерных участков полукомпенсированных и компенсиро-
ванных подвесок определяется с учетом реакции фиксаторов, струн
и наличия криволинейных участков контактной линии. Протяжен-
ность анкерных участков на прямых равна 450—700 м — при одно-
сторонней компенсации, 900—1400 м — при двусторонней компен-
сации. При этом колебания натяжения контактного провода в пре-
делах анкерного участка не превышают + 15 % нормативного натя-
жения.
Анкерные участки контактных подвесок с двусторонней компен-
сацией натяжения проводов дополняют средней анкеровкой (в сред-
ней части анкерного участка), размещаемой под поддерживающими
конструкциями. Если в пределах анкерного участка имеются кривые,
средние анкеровки смещают от середины анкерного участка таким
образом, чтобы расхождения в натяжениях контактного провода по
обеим сторонам средней анкеровки не превышали 5 %. В местах
устройств средних анкеровок контактных проводов проектируют
жесткую анкеровку в обе стороны кронштейнов или несущих попе-
речин. Длина каждой из ветвей средней анкеровки контактного про-
вода равна пятикратному расстоянию между несущим тросом и про-
водом под поддерживающей конструкцией.
Узлы контактной сети и криволинейные участки контактных
линий радиусом до 100 м принимаются в качестве средних анкеровок,
поскольку в указанных местах могут быть лишь незначительные про-
дольные перемещения проводов.
Грузовые компенсаторы в полукомпенсированных или компен-
сированных контактных подвесках могут быть двухблочные или
трехблочные, с коэффициентами передачи соответственно 2 : 1 и 4 : 1.
Блоки компенсаторов должны устраиваться на подшипниках каче-
ния и по конструкции пригодны для заправки стальным канатом
диаметром 10,5 мм. При размещении грузов компенсаторов снаружи
опор предусматривают ограничители их перемещения в поперечных
направлениях, а также решетчатые ограждения грузов.
Конструкции сопряжений анкерных участков контактных линий
должны обеспечивать плавный переход токоприемников с контакт-
299
ного провода одного анкерного участка на провод другого участка,
без ухудшения токосъема. Фиксаторы, струны, электрические соеди-
нители и другие элементы подвески располагают в местах сопря-
жения контактных проводов таким образом, чтобы обеспечивалась
возможность свободных продольных перемещений проводов.
Сезонно-регулирующие устройства в некомпенсированных кон-
тактных подвесках применяют в простых подвесках на гибких по-
перечинах и в цепных подвесках — через каждые 400—500 м, в про-
стых подвесках на кронштейнах—через 300—400 м. Сезонно-регули-
рующие устройства размещают на расстояниях не менее 200 м от
разворотных колец и мест применения жестких контактных подвесок
(под мостами, путепроводами, эстакадами и пр.).
Особые сложности могут возникнуть при проектировании кон-
тактной сети в инженерных сооружениях. Тип контактной подвески
и способ ее крепления к несущим элементам инженерного сооруже-
ния в каждом конкретном случае выбираются в зависимости от назна-
чения, конструкции, высоты, длины и поперечного размера соору-
жения. При этом предпочтение следует отдавать эластичным кон-
тактным подвескам.
Расстояние от находящихся под напряжением частей контактной
подвески и токоприемников движущегося подвижного состава до
металлических частей инженерного сооружения (в наихудшем рас-
четном режиме) должно быть не менее 200 мм. При невозможности
соблюдения указанной выше нормы изоляционного промежутка
предусматривают специальные защитные устройства (кожухи, изо-
ляционные щиты и т. п.), обеспечивающие надежное ограждение
находящихся под напряжением элементов контактной сети.
Если в тоннеле предусматривается цепная компенсированная
подвеска, сопряжения анкерных участков выносятся за пределы
сооружения. В тоннелях большой протяженности контактная под-
веска выделяется в отдельный анкерный участок (несколько ан-
керных участков). Поскольку при этом анкеруемые ветви контакт-
ных проводов необходимо поднимать на 0,25—0,5 м выше уровня их
подвешивания, в тоннелях предусматривается соответствующий
запас по высоте.
При прохождении контактных линий под инженерными соору-
жениями или вблизи зданий на расстояниях менее 1,5 м от мест, до-
ступных для людей, контактная подвеска ограждается предохрани-
тельными щитами.
При расположении коротких участков контактных линий (про-
тяженностью 30—40 м) под инженерными сооружениями с разме-
рами по высоте (в свету) до 5,0 м и ограничении скорости движения
до 15 км/ч применяют жесткую подвеску с закреплением контактных
проводов на потолочных изолированных подвесах, устанавливае-
мых непосредственно на защитных деревянных щитах через расстоя-
ния: до 8 м — на трамвайных линиях; до 4 м — на троллейбусных
линиях. Деревянные щиты в указанных случаях имеют ширину не
менее 1,5 м над проводами одного пути трамвая и не менее 1,2 м над
двумя проводами троллейбуса и принимаются за вторую ступень
300
изоляции. Щиты троллейбусных линий имеют сплошные деревян-
ные бортики по краям, высотой 50 -60 мм. Высота подвешивания кон-
тактных проводов трамвайных подвесок определяется как расстоя-
ние от уровня головок рельсов до рабочих поверхностей проводов
в точках их крепления к поддерживающим устройствам. Для трол-
лейбусных контактных подвесок это расстояние принимается от
уровня дорожного покрытия. Для цепных подвесок с двумя струнами
в пролете и для всех простых подвесок номинальная высота подвеши-
вания определяется в соответствии со среднегодовой температурой
воздуха, а для цепных подвесок с количеством струн в пролете более
двух — с температурой расчетного беспровесного состояния кон-
тактного провода.
Высота подвешивания контактных проводов устанавливается
единая для всех трамвайных линий города в зависимости от местных
условий, в пределах 5,6- 6,7 м. Контактные провода троллейбус-
ных линий подвешивают на высоте 5,8 м.
При совместном креплении трамвайных и троллейбусных кон-
тактных проводов на общих поддерживающих устройствах высота
их подвешивания принимается:
5,6 м, если принятая в данном городе высота подвешивания про-
водов трамвая равна или менее 5,6 м;
равной высоте подвешивания проводов трамвая, если последняя
находится в пределах 5,7—6 м;
6 м, если принятая высота подвешивания проводов трамвая бо-
лее 6 м.
Подвешивание контактных проводов под инженерными сооруже-
ниями предусматривают на высоте, приближающейся и принятой
для смежных участков линии. В стесненных условиях высота под-
вешивания контактных проводов под инженерными сооружениями
снижается до 4,2 м, при одновременном сокращении скорости дви-
жения в пределах сооружения для трамвая и троллейбуса до
15 км/ч.
На территориях трамвайных и троллейбусных депо и ремонтных
мастерских (заводов) контактные провода подвешивают:
на открытых участках — 5,8 м или на высоте, принятой для суще-
ствующих линий трамвая или троллейбуса в данном городе;
в проемах ворот — не ниже 4,7 м;
внутри производственных зданий — не ниже 5,2 м.
В тоннельных участках линий скоростного трамвая допускается
расположение контактных проводов в пунктах подвешивания на
высоте 3,8 м от уровня головок рельсов, без ограничения скорости
движения трамвайных поездов.
В местах пересечения трамвайных и троллейбусных линий с не-
электрифицированными железнодорожными путями, а также на
участках путей, по которым предусмотрено совмещенное движение
железнодорожного и трамвайного подвижного состава, высота рас-
положения контактных проводов над уровнем головок железнодо-
рожных рельсов (в наихудшем расчетном режиме) принимается не
менее 5,75 м.
301
Сопряжение соседних участков контактной сети с различной вы-
сотой подвешивания проводов проектируют с уклоном проводов от-
носительно продольного профиля трамвайного пути или дороги не
более 0,02, а на территориях депо и ремонтных мастерских (заводов),
а также на участках трамвайных и троллейбусных линий, на которых
скорость движения ограничена до 15 км/ч, — не более 0,04.
В городах при проектировании устройств контактных сетей трам-
вая и троллейбуса часто встречаются случаи их пересечения с ли-
ниями электропередачи. При этом вертикальные расстояния до про-
водов воздушных линий электропередачи (ВЛ) напряжением до 1000 В
в местах их пересечения с контактными сетями принимают равными:
для трамвайных линий -8 м от уровня головок рельсов при
токосъеме дуговыми токоприемниками и пантографами и 10,5 м
при токосъеме штанговыми токоприемниками;
для троллейбусных линий — 10,5 м от высшей отметки уровня
дорожного покрытия.
'Г а б л и ц а 45
Пересечения пли сближения трамвайных и троллейбусных контактных сетей с ВЛ	Напряжение ВЛ, кВ	Наименьшие верти- кальные расстояния (в нормальном ре- жиме) от проводов ВЛ, м		Наименьшие горизонтальные расстояния от опор трамвай - иых и троллей- бусных контакт- ных сетей до отклоненн ых проводов ВЛ, м
		до верха проезжей части улицы (до- р; ги) или головки рельса	до про- водов или тросов контакт- ной сети	
Пересечение ВЛ: контактными сетями трамвая или троллейбуса при токосъеме штанговыми токоприемниками контактной сетью трамвая при токосъеме дуговыми токоприемника- ми и пантографами контактными сетями трамвая или троллейбуса при обрыве проводов в со- седнем пролете линии электропередачи Сближение контактных сетей трамвая или троллейбуса с воздушными линиями элек- тропередачи	От 1 до НО От 150 до 220 330 500 Более 1 до 110 От 150 до 220 330 500 Более 1 до 110 От 150 до 220 330 500 Более 1 до 110 От 150 до 220 330 500	11 12 13 18 9.5 10,5 11.5 11,5	8 4 5 5 3 4 5 5 1 2 2,5 8	8 4 5 5
302
Расстояния (в плане) между опорами контактных сетей трамвая
и троллейбуса и опорами ВЛ напряжением до 1000 В принимают
не менее 1,5 м.
ВЛ напряжением до 1000 В (кроме линий уличного освещения),
проходящие параллельно трамвайным и троллейбусным линиям, рас-
полагают вне зоны, занятой контактными проводами, тросами, опор-
ными конструкциями. В отдельных исключительных случаях при
соответствующем технико-экономическом обосновании допускается
располагать ВЛ напряжением до 1000 В над поперечинами контакт-
ной сети, когда по местным условиям опоры этой сети отклоняются
от нормального размещения но отношению к проезжей части (на
площадях, разворотных кольцах, криволинейных участках линий
и пр.).
При этом выполняются следующие условия:
поперечины на участке пересечения имеют двойную изоляцию
от контактных проводов и несущих тросов;
расстояния по высоте от поперечин контактной сети до проводов
ВЛ при наиболее неблагоприятных сочетаниях температур и нагру-
зок составляют не менее 1,5 м.
Угол пересечения трамвайных и троллейбусных линий с ВЛ на-
пряжением свыше 1000 В принимается в пределах 60—90°.
Расстояния при пересечении и сближении трамвайных и трол-
лейбусных сетей с ВЛ напряжением более 1000 В при наибольшей
стреле провеса проводов должны быть не менее приведенных
в табл. 45.
Вертикальные расстояния в нормальном режиме) проверяются
при наибольшей стреле провеса проводов воздушной линии электро-
передачи.
Глава 8
МЕХАНИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ПРОВОДОВ
КОНТАКТНОЙ СЕТИ
8.1.	Нагрузки проводов
Нагрузки, возникающие в контактной сети, подразделяются на по-
стоянные и временные, а постоянные нагрузки в свою очередь на
вертикальные и горизонтальные.
Вертикальные нагрузки складываются из веса контактных про-
водов, проволоки поддерживающих и фиксирующих тросов, подвес-
ной арматуры, струн, изоляции и других элементов контактной сети.
Все виды вертикальных нагрузок вводятся в расчет с коэффициен-
том 1,1. Распределение вертикальных нагрузок по пунктам подве-
шивания провода производят делением пролетов контактной сети
между пунктами подвешивания на две части, с отнесением каждой
303
части к тому пункту подвешивания, к которому она примыкает. При
этом учитывается вес арматуры оттяжек, струн полигонов и других
элементов сети, закрепленных на контактном проводе в пролете,
примыкающем к данному пункту подвешивания провода.
В состав вертикальных нагрузок в пунктах подвешивания про-
водов не включается вес специальных частей и поддерживающих
их несущих тросов в случаях, когда они не привязаны к этим пунктам
подвешивания проводов, а расположены в пролете между ними.
Горизонтальные нагрузки создаются изломами контактных про-
водов в местах их крепления на криволинейных участках сети и опре-
деляются исходя из углов излома проводов и натяжений в них при-
менительно к наихудшим условиям. Временными нагрузками, воз-
действующими на устройства контактной сети, являются:
вертикальные нагрузки от веса гололеда на проводах и несущих
тросов, а также на поддерживающих и фиксирующих конструкциях
контактной сети;
горизонтальные нагрузки, создаваемые давлением ветра на про-
вода и другие элементы контактной сети.
В простой контактной подвеске на гибких поперечинах как вер-
тикальные, так и горизонтальные нагрузки воспринимаются одной
и той же поперечиной, которую рассчитывают на геометрическую
сумму этих двух видов нагрузок.
В контактной подвеске на цепных гибких поперечинах несущие
тросы рассчитывают на вертикальные нагрузки, а фиксирующие по-
перечины на горизонтальные нагрузки.
Нормативная гололедная нагрузка на 1 м длины провода в нью-
тонах, проволоки или каната
qr=~. 3,146/? (d-}-/>/?)
где b — толщина слоя гололеда, принимаемая в зависимости от категории реги-
она по гололеду:
РайоныСССР по гололеду................I II III IV особый
bt мм................................. 5 10 15 20 25 и более;
d — диаметр провода, проволоки или каната, мм;
k — коэффициент, принимаемый равным 1,1 при d ~ 5 мм, 1,0 — при d ~
—. 10 мм, 0,9 — при d — 20 мм;
у — плотность гололеда, равная 9 мН/см3.
Горизонтальная нагрузка от давления ветра на конструкции кон-
тактной сети	. г
Pv -= qJicnF.
где q{}— скоростной напор ветра, Нм2;
k — коэффициент, учитывающий изменение скоростного напора по высоте;
с — аэродинамический коэффициент лобового сопротивления, принимаемый
равным 1,2 — для проводов, проволоки и канатов диаметром до 20 мм;
свободных от гололеда, для проводов, проволоки и канатов любого диамет^
ра, покрытых гололедом, а также для опор круглого сечения; 1,4 — для
решетчатых опор;
п— коэффициент перегрузки, принимаемый равным 1,2;
F — площадь, подвергаемая давлению ветра, м2.
При подстановке в формулу коэффициентов, имеющих постоянное
значение, она значительно упрощается и применительно к контакт-
ным подвескам принимает вид:
304
для контактных сетей, расположенных в городских условиях,
^-0,94^;
для контактных сетей, проходящих по открытой местности,
pv= \MqJF.
Подсчитывая ветровую нагрузку на решетчатые опоры контакт-
ной сети, в качестве площади, подвергаемой давлению ветра, прини-
мают площадь, ограниченную внешним контуром опоры.
Определение нагрузок на опоры и гибкие поперечины от излома
проводов и тросов приведено в параграфе 8.4.
8.2.	Расчет простой контактной подвески
Положение контактного провода в пролете наиболее точно описы-
вается уравнением гибкой нити, но с незначительными допущениями,
не оказывающими существенного влияния на точность расчетных
значений, оно может быть выражено уравнением параболы. При этом
все расчетные формулы существенно упрощаются.
Стрела провеса провода (в метрах), т. е. его наибольший провес,
который при равенстве уровней подвеса провода будет в середине
участка
f
где q — вертикальная нагрузка па 1 м провода, кН.'м;
/ — длина пролета, м;
Н — натяжение провода, кН.
Длина провода в пролете
L = I + ?2/3 24Л72.
При изменении температуры происходит изменение его линейных
размеров, если изменить нагрузку, действующую на провод, проис-
ходит его деформация, которая определяется по закону Гука. Урав-
нение состояния связывает два режима провода; параметры одного
из них условно обозначены индексом «1», а другого — индексом «/».
. д.Г-24Н;	/,).l Ц-"1 ,
где а — коэффициент линейного удлинения, 1/°С;
Е — модуль упругости второго рода, ГПа;
S — площадь сечения провода, мм2.
В тех случаях когда - qx, т. е. нагрузка не меняется, а проис-
ходит изменение только температуры, уравнение состояния решают
относительно температуры задаваясь произвольными значени-
ями Hi
ti - (/, - ^/2/24а^ + H^aF.S) +
В тех случаях когда q, qY, уравнение состояния относительно
Hi является неполным кубическим уравнением, его решают методом
подбора.
305
Целесообразно в уравнении состояния под индексом «1» пони-
мать режим, при котором провод имеет максимальное натяжение
Hr = //тах. Принципиально для простой некомпенсированной под-
вески возможны два варианта наиболее тяжелого режима: режим
минимальной температуры и режим гололеда. Для определения, ка-
кой же из этих режимов является наиболее тяжелым, вводится по-
нятие критического пролета. Длина этого пролета
,	„	, Г 24а(/г —/nlin)
/кр-^паху qi~q. >
где — температура гололеда, обычно /г — —5 °C.
Если реальный пролет / > /1ф, в качестве исходного расчетного
режима принимается режим гололеда = Нг --= //гаах- Если же
/ < исходным расчетным режимом является режим, соответст-
вующий минимальной температуре Нг = Ht min = Нт^.
В приведенных выше выражениях / — длина пролета контакт-
ного провода. Однако в реальных условиях в пределах анкерного
участка контактной подвески пролеты далеко не всегда имеют оди-
наковые длины. Поэтому вводится понятие эквивалентного пролета
длиной /э, в котором изменение натяжения провода при изменениях
режима работы будет происходить точно так же, как в рассматривае-
мом анкерном участке. Для анкерного участка, состоящего из п
пролетов длиной соответственно	..., 4, Z7l, эквивалентный
пролет
'э = 1/^ Xi ^i/x
r k—\ I k=\
Приведенные формулы дают возможность полностью провести
расчет простой подвески и построить монтажные кривые, т. е. за-
висимость стрелы провеса и натяжения провода от температуры.
Последовательность расчета следующая:
определяют нагрузки для расчетных режимов; для выбранного
на основании электрического расчета тяговой сети типа контактного
провода по табл. 46 определяют максимальное и минимальное
Таблица 46
Типы контактных подвесок	Напряжение при растяжении, МПа, в проводах				Натяжение в про- водах ПКСА- -80/180, II	
	МФ и МФО		БрФ и БрФО			
	мини- мальное	макси- мальное	мини- мальное	макси- мальное	мини- мальное	макси- мальное
Некомпенсированные	45	125	55	150	2000	12 000
Частично компенсиро- ванные	40	150	55	150	2000	12 000
Полу компенсирован- ные и компенсирован- ные	80	95	105	115	2000	8 000
306
значения механического напряжения, а также натяжения проводов;
определяют эквивалентный пролет; рассчитывают критический про-
лет и сопоставлением его с длиной эквивалентного пролета устанав-
ливают исходный расчетный режим; для городского электротранс-
порта в большинстве случаев исходным режимом является режим
по уравнению состояния, задаваясь значениями Hit рассчиты-
вают соответствующие значения для каждого значения Hi опре-
деляют стрелы провеса ft реальных пролетов подвески.
Как следует из приведенных (на рис. 124) кривых, в диапазоне
измерения температуры воздуха от —40 до --30 °C натяжение про-
вода изменяется от 10 до 2,6 кН, а стрела провеса -от 0,1 до
0,55 м.
Такие большие изменения натяжения и стрелы провеса не могут
обеспечить приемлемого качества токосъема. Чтобы уменьшить диа-
пазоны изменения указанных значений, применяют сезонную регу-
лировку подвески, т. е. весной при переходе от отрицательных к по-
ложительным температурам воздуха с помощью специальных натяж-
ных устройств производится дополнительное продольное натяжение
контактного провода. Осенью, наоборот, с помощью этих же уст-
ройств осуществляют ослабление натяжения. Практика показывает,
что на подвеске с сезонной регулировкой натяжные компенсирующие
устройства целесообразно устанавливать не более чем в 500 м друг
от друга.
Из монтажных кривых, приведенных на рис. 125, видно, какое
натяжение или какую стрелу провеса следует установить при сезон-
ной регулировке. Например, если эту регулировку производят при
-г5 °C, то для пролета длиной 30 м стрелу провеса необходимо умень-
шить с 0,34 до 0,15 м или увеличить натяжение с 3,5 до 7,5 кН.
При применении сталеалюминиевого провода его натяжение рас-
считывают по уравнению состояния следующего вида 119]:
/t. =	- 1380 Pi Н- G - 0,0285//;. + 1380 (Р. //?) Р2,
где Pi и р2 — поправочные коэффициенты (рис. 126).
Рис. 124. Зависимость натяжения //
и стрелы провеса f контактного про-
вода простой подвески от температуры
Рис. 125. Монтажные кривые простой
подвески с сезонной регули-
ровкой
307
Рис. 126. К расчету подвески из сталеалюминиевого провода:
а — зависимость р, от длины пролета /; б — зависимость р2 от Длины про-
лета Z и натяжения провода Н
Провес провода с учетом его жесткости
где f — провес сталеалюминиевого провода с учетом его жесткости;
f2 — то же без учета жесткости;
Л/ — поправка на жесткость провода. Зависимость коэффициентов (1 —
от натяжения провода для различных пролетов приведена на рис. 127.
Монтажные кривые для провода ПКСА-80/180, построенные при-
менительно к средним климатическим условиям для различных про-
летов подвески, даны на рис. 128.
Разновидностью простой контактной подвески является подвеска
с наклонными струнами (маятниковая) (рис. 129). Основная осо-
бенность расчета этой подвески заключается в том, что при измене-
нии натяжения контактного провода изменяется наклон струн.
Рис. 127. Зависимость поправочного
коэффициента, учитывающего жест-
кость сталсалюмнниевого провода от
длины пролета I и натяжения Н
Рис. 128. Монтажные кривые подвески
из сталсалюмнниевого провода
308
Рис. 129. Расчетная схема
пролета контактной подвес-
ки с наклонными струнами
Уравнение состояния рассматриваемой подвески
, с? <7т'2 __£L = afZ._n ।
24Hj 2/2	247/f	2/2	1 1	1 £S
Последнее уравнение отличается от уравнения состояния простой
обычной подвески членом ——• Таким образом, если задаться
исходным режимом и установить значения	С15 нельзя сразу
перейти к определению it и так как в уравнение входит еще неиз-
вестное Ct.
Расчет для подвески с наклонными струнами ведут в такой по-
следовательности :
так же, как и в обычной простой подвеске, определяют расчетные
нагрузки и Ятал, эквивалентный пролет, критический пролет и уста-
навливают исходный расчетный режим Нг =
задают длину струны К и угол уг ее максимального отклонения,
которое соответствует режиму с Я1Пах;
рассчитывают	;
определяют В =	71 “Ь sin Ть
рассчитывают и строят вспомогательную зависимость Hi (Cfr.
//, Q/ 2Сг )/
по уравнению состояния подвески, преобразованному в виде
h (Hi), через задаваемые значения Ht определяют соответствующие
значения ti и строят монтажные кривые
'	1 2a/2 т 24a/7; aES
В первой скобке объединены
переменные члены, во второй —
постоянные, определенные для
исходного режима.
Из сопоставления кривых
(рис. 130) следует, что при поло-
жительных температурах у под-
Рис. 130. Монтажные кривые подвески
с наклонными струнами
~30 - 20 -10 0	10 20 30 t,°0
309
вески с наклонными струнами натяжение существенно выше,
а стрела провеса — ниже, чем у обычной простой подвески.
Штриховой линией на рис. 130 показаны монтажные кривые
для обычной простой подвески. Следовательно, применение под-
вески с наклонными струнами улучшает качество токосъема.
8.3.	Расчет цепной подвески
На городском электрическом транспорте применяют цепные подвески
с малым и большим числом струн в пролете. Рассчитываются эти под-
вески но различным формулам 1181. Рассмотрим расчетную схему
цепной подвески с малым числом струн — две струны в пролете
(рис. 131). Основной особенностью работы рассматриваемой подвески
является передача от контактного провода через струны на несущий
трос только вертикальных нагрузок и отсутствие влияния натяже
ния контактного провода на натяжение несущего троса.
Эквивалентный пролет контактного провода

Стрела провеса контактного провода в середине пролета
Г - £ка2/8К,
где К — натяжение контактного провода;
— вес 1 км контактного провода.
Стрела провеса контактного провода под точками подвеса несу-
щего троса
г (/ — Q)2
' 8К
В остальном расчет контактного провода ведется в после-
довательности и по формулам для простой контактной под-
вески.
При расчете несущего троса рассматриваемой подвески вводится
понятие приведенной нагрузки Gnp несущего троса. Для схемы
рис. 131
Gup — 2 (gv + gK) I + 4GC - - gT (I — a),
Рис. 131. Расчетная схема пролета цепной
подвески с двумя струнами в пролете
310
где gr — вес 1 км несущего троса;
Gc — вес струны, Н.
Стрела провеса несущего
троса
с (I а) 6Пр
8Т
где Т — натяжение несущего тро-
са, Н.
Уравнение состояния несущего троса
/ —
32/ат "Р Tj
_1_\ , 7~.	Т; ,
Л ] г а 1 ь
Индекс «т» у величин, входящих в приведенную формулу, обозна-
чает, что они берутся для материала несущего троса. По приве-
денному выражению могут быть определены значения соответ-
ствующие задаваемым значениям 7\, а затем построены монтажные
кривые. Однако следует иметь в виду, что при монтаже контактной
подвески сначала монтируют несущий трос, а затем к нему подвеши-
вают на струнах контактный провод. Для определения натяжений
ненагруженного троса Тп применяют то же уравнение состояния,
где под индексом «/» понимают режим ненагруженного несущего
троса (gK = 0). Монтажные кри-
вые для несущего троса рассматри-
ваемой подвески (с подвешенным
контактным проводом и без него)
при I = 40 м, а = 20 м приведены
на рис. 132.
Если в пролете устанавливают
всего одну струну, для расчета
применяют приведенные выше фор-
мулы, принимая а = 0.
Основным допущением приня-
-40 -30
-20 -10	0 10	20 30 t°C
Рис. 132. Монтажные кривые несу-
щего троса цепной подвески с двумя
струнами в пролете
той методики расчета цепной под-
вески с большим числом струн яв-
ляется положение, что число струн
в пролете бесконечно. Как пока-
зывает практика расчетов, по-
грешность в определении искомых
величин при этом составляет не
более 2—3 %, что вполне прием-
лемо для инженерных расчетов.
Имеются три варианта режима ра-
боты цепной подвески (рис. 133).
При беспровесном состоянии кон-
тактного провода на несущий трос
передается только вес контактного
провода и не передается составля-
ющая натяжения контактного про-
вода.Очевидно, что для этого режи-
ма состояние несущего троса может
быть описано уравнениями простой
подвески. При других режимах ра-
боты на несущий трос через струны
передается горизонтальная соста-
вляющая от натяжения контакт-
а) 4?
Рис. 133. Возможные варианты режи-
ма работы цепной подвески:
а -отрицательная стрела провеса контакт-
ного провода; и — положительная стрела
провеса контактно!о провода; в-- бсспро-
всспос положение контактного провода
311
ного провода, что должно учитываться расчетной методикой.
Величины, характеризующие состояние несущего троса при беспро-
весном положении контактного провода, обозначаются индекса-
ми «О»: TQ, t0, Fq.
Несущий трос цепной подвески с большим числом струн в пролете
рассчитывают в такой последовательности:
' определяют конструктивный коэффициент подвески ср = (/ —
— 2с)2 Н2 (здесь с — расстояние от места подвеса несущего троса до
ближайшей струны);
задают значение То: для стального троса То = 0,83Ттах; для
медного троса То - 0,75Ттах;
определяют нагрузки от контактного провода несущего троса и
струн g - gT -1- gl{ -I- gc;
рассчитывают изменение натяжения контактного провода: для
некомпенсированной ПОДВеСКИ К /(max —	(ti — ^nin);
ДЛЯ полукомпенсированной подвески К --= /Стах == const;
в расчет вводят понятия приведенной нагрузки wt и приведен-
ного натяжения несущего троса Zt соответственно:	= gt +
-!-	(Г/С?; эти величины входят в уравнение со-
стояния несущего троса цепной подвески;
решают уравнение состояния несущего троса. В городских усло-
виях исходным режимом, как правило, является режим Урав-
нение состояния имеет вид
_Zj__1 •	т>
24aTZ2 "Т" ат^т^т "Т" 24cctZq aTETST
Через задаваемые значения Tt определяют wif Zi и
определяют температуру беспровесного положения контактного
провода
/ Г/	. #2/2________го
24aTZy ~ ccT/?TST 24aT7,g ат£*т6>т
если полученное значение /0 лежит в пределах от —5 до —10° С, то
значение Т{) первоначально выбрано правильно. Если же /0 не нахо-
дится в указанных пределах, уточняют значение То и снова повто-
ряют весь расчет;
для проверки правильности выбора исходного расчетного режима
определяют критический пролет
wt min
~72
min
сопоставляют /э рассчитываемого участка с /кр;
рассчитывают стрелы провеса несущего троса Ft и строят монтаж-
ные кривые
Fi
но уравнению состояния рассчитывают монтажные кривые для
ненагруженного (без контактного провода) несущего троса,
312
8.4.	Расчет гибких поперечин и кронштейнов
Из расчетной схемы простой поперечины (рис. 134) видно, что и
Q2 — вертикальные нагрузки от веса пролета продольного контакт-
ного провода, веса гололеда на проводе, подвесной арматуры и веса
части поперечины. Усилие, растягивающее поперечный трос, Р Qn,
а стрела провеса / b/п (здесь п — знаменатель уклона подвески
гибкой поперечины, например, если уклон равен 1/12, то п = 12).
Если поперечина устанавливается на кривых участках пути, где
контактный провод в плане располагается по хордам, в местах под-
вески его к поперечине от изменения направления провода возникают
горизонтальные усилия Z, направленные во внутреннюю часть кри-
вой (рис. 135).
Расчетные значения натяжения гибкой поперечины соответственно
с внешней и внутренней стороны кривой:
2Q/7o ~г 2Z , D 2Q//1 — 2Z
1	1 _ и ! п 9	1 _1_
1 -J-	2	1 -|- Их'Л«2
Усилие Р± определяется для режима наибольшего натяжения кон-
тактного провода, тогда усилие Z будет также максимальным, уси-
лие Р2 определяется при режиме наименьшего натяжения контакт-
ного провода. Давление ветра на провода обычно не учитывают, так
как оно существенно меньше Z.
Уклоны поперечины с внешней стороны кривой принимают рав-
ными \/пг = 1/154-1/20, а с внутренней - - 1/л2 — по приведенным
выше формулам. При этом п2 < 1/5.
Из выражения для Р2 следует, что при некоторых значениях Z
значение Р2 может стать отрицательным, следовательно, участок
поперечины не будет натянут и не будет фиксировать положение
контактного провода, что недопустимо. Для поддержания в этом
участке троса минимального натяжения должно быть выполнено
условие
из которого и определяют п2.
При расчете цепной гибкой поперечины полагают, что несущий
поперечный трос воспринимает только вертикальные нагрузки,
________Ьк_______
Ь г, Ъо Ь r	н	. г, '

Рис. 134. Расчетная схема про- Рис. 135. Расчетная схема простой попере-
стой поперечины на прямом чины на кривой
участке пути
313
а фиксирующий трос — только горизонтальные. Отметим, что через
Нп - обозначена горизонтальная составляющая усилий в несущем
тросе, RA и Rj> — вертикальные составляющие указанных усилий,
а ТА и Тк -- полные усилия в несущем тросе.
Вертикальные составляющие RA и RB определяют исходя из ус-
ловия равенства нулю суммы моментов всех действующих сил соот-
ветственно относительно точек В и А :
п _	, gni
Rb-------j---+ —,
W — вес 1 км поперечного несущего троса.
Для определения Яп предварительно строят эпюру вертикальных
сил, действующих на поперечный несущий трос и находят место пере-
хода этих сил через 0. Для схемы рис. 136 такой точкой будет точка 5.
В этой точке будет максимальная стрела провеса /3 [max, которой
задаются fmax =	4- I.
Далее составляется уравнение моментов всех сил, действующих
или слева, или справа от точки 3. Суммарный момент обозначим
через М3, тогда /7П =-• Л43//тах.
Полные усилия в ветвях несущего троса поперечины:
тл = 1	+ тв = ]
Сечение несущего троса выбирают по наибольшему значению Т.
Отметим, что сечения гибких поддерживающих устройств опреде-
ляют исходя из следующих коэффициентов запаса прочности:
не менее 3 для стальных, медных и биметаллических поперечных
несущих тросов;
не менее 3 для оттяжных ветвей на криволинейных участках;
не менее 2,5 для стальных и биметаллических фиксирующих
тросов.
Стрелы провеса поперечного несущего троса в точках «/» подвеса
продольной подвески fa -= M'JHn (здесь — сумма моментов
Рис. 136. Расчетная схема несу-
щего троса цепной гибкой попе-
речины
сил, обозначенных на расчетной
схеме, действующих слева или спра-
ва от точки «/»).
Расстояние h между точками
крепления к опоре несущего и фик-
сирующего тросов h = /max Gnin
(здесь cmin—наименьшая длина стру-
ны поперечины, определяемая по
конструктивным соображениям).
Уравнение состояния фиксиру-
ющего троса гибкой поперечины
имеет вид
Н^-Н^
314
Расчетным режимом для фиксирующего троса является режим
максимальной температуры, когда его натяжение минимально.
Однако для того, чтобы трос выполнял свои функции при этом режиме,
необходимо обеспечить натяжение не менее 300—500 Н в наименее
нагруженном звене.
Усилия в тросе с учетом внешних сил, действующих вдоль троса:
с внешней стороны кривой	//max ]- 0,5SZmax;
С внутренней стороны кривой //max ’ //max — 0,52Zmax.
В наиболее ослабленное звено фиксирующего троса включают
пружинный компенсатор. В этом случае натяжение в наименее на-
груженном звене
г,' /г I j 0,5(VZrl)in ' 2Zjnax) _г Отах /min)
z/min ~ 77 min • L	j i £££	’
где 6 — характеристика пружинного компенсатора, м/Н.
Натяжение в фиксирующем тросе в наиболее загруженной части
ТТ' __ f-f '	! - V 7
77 max *’ 7min 'max•
Последовательность расчета кронштейнов в пролетах обычно
пр ин имают следующей:
выбирают схему кронштейна и его основные геометрические раз-
меры;
определяют нагрузки, действующие на кронштейн;
выбирают конструктивные элементы кронштейна и проводят про-
верку их на прочность.
При расчете кронштейнов в качестве нагрузок учитывают: на-
грузку от веса кронштейна, которая прйнимается равномерно рас-
пределенной по его длине, вес гололеда, образующегося по верхней
поверхности кронштейна, вес контактной подвески с учетом гололеда,
усилия от изменения направления контактного провода на хордах
кривых участков пути, усилия при отводах провода на анкеровку.
Кроме того, может учитываться ветровая нагрузка на провода кон-
тактной подвески.
Далее на основе применения обычных для теории сопротивления
материалов приемов определяют усилия растяжения и сжатия в эле-
ментах конструкции кронштейна, а также изгибающие моменты.
Проектные организации, как правило, имеют разработанные ти-
повые конструкции кронштейнов на различные варианты их приме-
нения. В 120] приведены некоторые виды типовых кронштейнов для
контактной сети троллейбуса.
8.5.	Расчет опор и фундаментов
Наиболее часто встречающиеся схемы нагрузки опор контактной
сети показаны на рис. 137. На этом же рисунке слева от опоры пока-
заны эпюры изгибающих моментов — составляющих и результи-
рующих.
При определении расчетных режимов и нагрузок рассматривают
режим наибольшей вертикальной нагрузки с учетом гололеда, ре-
315
6) |. Г >|	-И 4 .-г Г	I  Г
Рис. 137. Схемы нагрузки опор контактной сети:
Р — горизонтальные силы от поперечной подвески и давления ветра на подвеску и опору;
Q — вертикальные силы от веса подвески и кронштейна
жим ветровой нагрузки наибольшей интенсивности, режим мини-
мальной температуры.
В практике проектирования принято все горизонтальные силы,
действующие на опору, переносить к вершине при условии равен-
ства создаваемого ими изгибающего момента. Например, для опоры
с нагрузками Рь Р2 и Р3 (см. рис. 137) суммарная горизонтальная
сила, приложенная к вершине,
Р^-Р1+Р2-^-+Рз-~.
п	п
Расчет опоры, как правило, сводится к определению силы при-
ложенной к вершине опоры, и выбору по этой силе опоры с соответ-
ствующей нормативной нагрузкой.
Устойчивость опоры зависит от способа заделки, размеров фун-
дамента, свойств грунта. Опрокидывающий момент и внешние силы,
действующие на основание опоры, уравновешиваются возникающим
в грунте реактивным давлением. Следует отметить, что расчет фунда-
ментов опор является специфическим видом инженерных расчетов.
В технических указаниях Минтрансстроя СССР ВСН 141-80 «Проек-
тирование фундаментов опор контактной сети» подробно приводится
методика расчета различных видов применяемых фундаментов.
Рассмотрим методику расчета призматического фундамента
с квадратным основанием. В итоге расчета определяют коэффициент
запаса устойчивости фундамента
к = £ MilM0,
где MQ — опрокидывающий момент внешних сил относительно координаты
точки поворота фундамента;
У Mt — суммарный реактивный момент отпора грунта относительно той же
координаты.
В свою очередь = М} + М2 + М3 (здесь Мх — момент
отпора грунта по передней и задней граням фундамента, М2 — мо-
мент от отпора грунта по подошве и М3 — момент от трения грунта
по боковым граням).
Момент отпора грунта по передней и задней граням
где [о ]д — допустимое давление на грунт на глубине подошвы фундамента, кПа;
b — сторона квадрата площади поперечного сечения, м;
h — глубина фундамента, м;
т — коэффициент центра вращения фундамента.
316
Суммарная вертикальная сила, действующая на подошву фунда-
мента, н
G р СОц,
где Сф — сила тяжести фундамента;
б0И — сумма сил тяжести опор и вертикальных составляющих от усилий за-
крепленных на опоре проводов контактной подвески.
Основные характеристики наиболее часто встречающихся в го-
родских условиях грунтов:
Плотность грунта, у, т'м3 ...... 1,6	1,65	1,7	1,75	1,8
Допустимое давление па грунт на глу-
бине 2 м | о]2, кПа............. 100	150	200	260	300
Коэффициент внутреннего трения
грунта /	. . . :............. 0,325	0,364 0,404 0,445 0,488
Угол внутреннего трения грунта,
град. /.................' . . . .	18	20	22	24	26
Если глубина заложения фундамента составляет от 1,5 до 2 м,
в формулу для расчета Мг подставляют значение допустимого давле-
ния на грунте на глубине 2 м. Если же глубина заложения берется
более 2 м, то величина [сг]Л берется из табл. 47.
Таблица 47
Глубина зало- жения фундамен- та h, м	Допустимые давления InJ^, кПа, на грунт при различных глубинах Л заложения фундаментов опор и постоянном давлении на грунт, кПа				
	100	150	200	250	300
2,2	100	154	203	252	301
2,4	111	160	210	259	308
2.6	117	167	216	266	316
2.8	124	173	223	273	323
3	129	180	230	280	330
Коэффициент центра вращения фундамента
- 12
т~ 6[а]2 — 8а4-3’
где а = t0/h (здесь /0 — координата точки поворота фундамента, м); в
ориентировочных расчетах можно положить, что t0 = 2/3 А, тогда
а = 2/3.
Момент от отпора грунта на подошве фундамента
M2 — Gb( ~ + А «о/MhT
где60 = 6Ж	К
И, наконец, момент от сил трения на боковых гранях
М3 - -- 0,7yfh2b2.
Полученное в результате расчета значение К 1,5. В противном
случае фундамент углубляют или усиливают.
317
8.6.	Особенности расчета подвески
на кривых участках
На кривых участках трамвайного пути контактный провод рас-
полагается по хордам между двумя кривыми, одна из которых имеет
радиус больше, чем радиус движения оси токоприемника на размер
допустимого отклонения провода b во внешнюю сторону кривой,
а вторая кривая — имеет радиус, уменьшенный на ту же величину
(рис. 138).
Соединив концы А и В хорды с центром кривой О, получим равно-
бедренный треугольник. Из этого треугольника допустимая длина
хорды яД;.п = 4 у Rb. Так как радиус траектории оси токоприем-
ника существенно не отличается от радиуса кривой, под R понимают
радиус кривой. Из рассмотрения треугольников сил в точках излома
контактного провода можно получить, что усилие, направленное
внутрь кривой, Z = RaiR.
Для начала кривого участка в точке начального излома =
= Z/2 - Ral2R.
Усилие воспринимается непосредственно изолированным болтом,
допустимая нагрузка которого составляет Za011 = 2500 Н, откуда
ддоп = 2500/?'К.
Таким образом, выше указаны две формулы для расчета аДОц,
рассчитывают оба значения и выбирают наименьшее.
Расчетная схема при отведении провода на анкеровку (<р — угол
отведения) показана на рис. 139. Здесь также имеет место излом кон-
тактного провода и возникает горизонтальная сила Z = К tg ср =
Rbll. Натяжение провода в анкерной ветви = Л/cos <р. В [201
приведены значения хорд контактного провода на кривых трамвая
различного радиуса.
На кривых участках троллейбусных линий провода также под-
вешиваются по хордам (рис. 140). Размеры хорд выбирают таким
образом, чтобы исключить отрыв токоприемников вследствие чрез-
мерного удаления проводов от траектории движения троллейбуса.
Сплошной частью окружности радиуса R на рис. 140 показана ось
траектории троллейбуса. На рас-
стоянии b от нее в сторону от центра
окружности проведена вторая ду-
га. В расчетах обычно принимают
а
Рис. 138. Расчетная схема контактной
сети трамвая на кривом участке пути
318
Рис. 139. Расчетная схема при отводе
провода на анкеровку
Рис. 141. Схема графического расче-
та полигонной контактной подвески
Рис. 140. Расчетная схема контактной
сети троллейбуса на кривом участке
движения
Ь — 1 м. Из рассмотрения показанных на рис. 140 равнобедренных
треугольников следует, что допустимая длина хорды троллейбусной
подвески / = 2 1/^ [27? — (/ + &)](/ — Ь) (здесь f — принятое допу-
стимое отклонение провода от оси траектории троллейбуса в середине
хорды; обычно f = 2 м).	_______
При b = 1 м и f -2м формула преобразуется, т. е. I 2] 2/? — 3.
Второе выражение для определения I имеет вид
Усилие от излома контактного провода
Z = 2К sin ~ .
В ряде случаев, особенно при малых радиусах кривых, кон-
тактная подвеска удерживается в фиксированных точках с помощью
полигонной подвески. Эту подвеску наиболее целесообразно рассчи-
тывать графическим методом [20]. На схеме графического расчета
(рис. 141) точкой О показан центр окружности радиуса кривой; кон-
тактный провод располагается по хордам и крепится в точках 7, 2,
3, 4 с помощью струн к полигонному тросу, который в свою очередь
закреплен в точках А и В. Как правило, при проектировании длины
всех хорд и соответственно углы изменения направления провода
в точках 7, 2, 3 и 4 принимают равными друг другу. Усилия от из-
лома провода Zi = Z2 ~ Z3 = ^4 направлены к центру О кривой.
Равнодействующая 7? сил Z пройдет через середину хорды 2—3.
На направлении этой равнодействующей произвольно выберем
точку 7. Перенесем в эту точку равнодействующую R и разложим ее
на две составляющие, действующие в направлении точек закрепле-
ния полигонного троса. В масштабе получим натяжения в ветвях
полигонного троса РА и Рв,
Далее продолжим линию, показывающую направление силы Zx
до пересечения с линией А—7, и примем, что точка а является жест-
319
кой и неизменной. При этом cwibiZ2, Z3 и Z4 будут действовать между
опорами а и В. Их равнодействующая будет действовать по направ-
лению Z3. На месте пересечения линии направления силы Z3 и луча
В -I получим точку II и соединим эту точку с точкой а.
Точка пересечения линии направления действия Z2 и линии а—II
обозначена на рисунке буквой Ь. Примем ее опорной, как раныне
точку а. Теперь силы Z3 и Z4 будем рассматривать как действующие
между опорами b и В. Равнодействующая этих сил будет направлена
через середину хорды 3—4 к точке О. Обозначим пересечение напра-
вления равнодействующей сил Z3 и Z4 с линией В -I точкой III и
соединим эту точку с точкой Ь.
Точку с получим в месте пересечения направления силы Z3 с ли-
нией b—III и примем ее за новую опору. И, наконец, точку d полу-
чим при пересечении направления силы Z4 с линией В—/.
Положение полигонного троса определилось построенной лома-
ной линией AabcdB. Длины струн, соединяющих полигонный трос
с контактным проводом, равны отрезкам а—/, b—2, с—3 и d—4.
Таким образом найдено положение полигонного троса, длины струн
и усилия, передаваемые на опоры А и В.
Результаты решения задачи, как видно из построения, зависят
от правильно выбираемого положения точки I на линии, показы-
вающей направление равнодействующей R. При удалении точки I
от центра кривой происходит увеличение силы, действующей на
опоры. При этом также изменяется длина струн. Из возможных ре-
шений целесообразным можно считать то, при котором будут наи-
меньшие нагрузки на опоры и обеспечивается наименьшая возможная
по конструктивным соображениям длина самой короткой струны.
Задача решается методом последовательных приближений, т. е.
перемещением точки / добиваются приемлемого положения полигон-
ной подвески на кривой.
Глава 9
КАБЕЛЬНЫЕ И РЕЛЬСОВЫЕ СЕТИ
9.L Элементы кабельной сети
Электрическая энергия передается от тяговой подстанции в кон-
тактную сеть по подземнььм кабельным или воздушным линиям.
В городах преимущественно применяют кабельные линии. Особен-
ностью кабелей постоянного тока, применяемых в тяговых сетях
трамвая и троллейбуса, является наличие, помимо токоведущих жил,
двух контрольных жил, которые служат для контроля состояния
кабеля, замеров при определении мест повреждения. Контрольные
жилы располагаются диаметрально противоположно в наружном
320
Таблица 48
Кабели		Конструктивное исполнение кабеля	Преимущественное назначение
с алюминие- вой жилой	с медной жилой		
ЛСБ-2к	СБ-2к	С двумя контрольными жилами в свинцовой оболочке, бронирован- ной стальными лентами с наруж- ным покровом	Прокладки в зем- ле
АЛБ-2к	АБ-2к	То же, но в алюминиевой оболоч- ке с усиленной подушкой между оболочкой и броней	То же
АСБГ-2к	СБГ-2к	То же, что АСБ-2к и СБ-2к, но без наружного покрова	Прокладка внутри помещений, в ка- налах, туннелях
ААБГ-2к	АБГ-2к	То же, что АСБГ-2к и СБГ-2к, но в алюминиевой оболочке с уси- ленной подушкой	То же
повиве проволок силовых жил. Основные типы силовых одножиль-
ных кабелей приведены в табл. 48.
Кабельные линии, помимо отрезов кабеля, включают в себя соеди-
нительные муфты и концевые заделки. Конструкция соединительных
муфт обеспечивает надежное электрическое и механическое соедине-
ние токоведущих жил, электрическую изоляцию жил по отношению
к земле и между жилами (в многофазных кабелях), герметичность и
отвод тепла. Место соединения по механической и электрической
прочности должно соответствовать параметрам самого кабеля.
В тяговых сетях применяют свинцовые эпоксидные и чугунные
соединительные муфты. Наиболее простой является чугунная муфта,
корпус которой состоит из двух частей: нижней и верхней. Соедине-
ние концов кабелей укладывают в нижнюю часть корпуса муфты и
закрепляют. Затем верхняя часть корпуса муфты соединяется бол-
тами с нижней частью. Место соединения уплотняется шнуровой ре-
зиной, а внутренность муфты заполняется битумной мастикой.
Свинцовая муфта (рис. 142) изготовляется в виде свинцовой
трубы /, в которую помещают соединенные токоведущие жилы, изо-
Рис. 142. Свинцовая (а) и эпоксидная (б) соединительные кабельные муфты
V2 11 Тарнижевский М. В. и др.	321
лированные пропитанной бумажной лентой. Концы трубы припаи-
вают к оболочкам соединяемых отрезков кабеля. Внутренность муфты
заполняется маслоканифольной мастикой 2. Для защиты от механи-
ческих воздействий муфта заключается в чугунный кожух 3.
Основу эпоксидной муфты составляет корпус из эпоксидного
компаунда 6 (рис. 142, б) заводского изготовления. В корпус поме-
щаются соединительные жилы 4 и 7, а затем внутрь корпуса зали-
вается эпоксидный компаунд 5. При отсутствии у эпоксидных муфт
корпусов заводского изготовления применяется съемная форма из
листовой стали. Во время полимеризации, продолжающейся от не-
скольких часов до нескольких суток в зависимости от температуры и
влажности воздуха, компаунд, залитый в стальную форму, затвер-
девает, образуя монолитную массу.
Оконцевание кабеля заключается в напайке или приварке к токо-
ведущей жиле кабельного наконечника, который служит для при-
соединения кабеля к оборудованию, и заделке конца кабеля, обеспе-
чивающей герметичность оболочки и сохранность изоляции токове-
дущей жилы кабеля. В оконцеваниях кабелей постоянного тока при-
меняют сухие заделки с изоляцией липкой полихлорвиниловой лен-
той или другими изоляционными материалами.
Линейное оборудование положительных или отрицательных пи-
тающих кабельных линий состоит из настенных коробов и переклю-
чательных шкафов. Настенный короб представляет собой сварной
стальной ящик, внутри которого на изоляторах крепятся две, три
или четыре вертикально установленные шины. По количеству мест
для присоединения кабелей настенные короба обозначают: НК-2,
НК-3 и НК-4. Настенные короба закрепляют иа стенах зданий, опо-
Рис. 143. Схема присоединения к рельсам отрицательной питающей кабельной
линии:
1 — настенный короб; 2 — кабель; 3 — муфта; 4 — кабель соединительный
322
Рис. 144. Схема присоединения к контактной сети положительной питающей
кабельной линии:
1 — кабель; 2 — настенный короб; <3 — питающий провод; 4 — поперечина; 5 — контакт-
ный провод; 6 — дужка
рах или специальных рамах, установленных в грунте. Переключа-
тельные шкафы устанавливают в местах разветвления кабельных
линий.
Конструктивно подсоединение отрицательной питающей линии
к рельсам (рис. 143) осуществляется следующим образом. На рас-
стоянии не более 30 м от места присоединения к рельсам кабель
присоединяется к настенному коробу. От настенного короба прокла-
дывается отрезок кабеля до чугунной соединительной муфты, от ко-
торой идет так называемый соединительный отрезок. С него сни-
мают изоляцию, расплетают на четыре пряди, к которым в свою
очередь припаивают многопроволочные медные жилы со стальными
наконечниками для приварки к рельсам. Наличие настенного короба
позволяет отсоединять кабель от рельсов при проведении испытаний
кабеля, его неисправности [20].
Подсоединяя положительную питающую линию к контактной
сети (рис. 144), кабель подключают к настенному коробу. От короба
отрезок кабеля в грунте прокладывается к опоре и вводится внутрь.
Вертикальный участок кабеля целесообразно размещать внутри
опоры. Поэтому опора, предназначенная для установки у места
подключения питающего кабеля, имеет два овальных отверстия:
одно — ниже поверхности грунта на 0,5—0,7 м; второе — на высоте
6—6,5 м. К концу кабеля подсоединяется провод, идущий к питаю-
щему проводу гибкой поперечины. В подвеске с кронштейном гибкий
провод прокладывают внутри трубы кронштейна со спуском непо-
средственно к контактному проводу. Возможны и другие конструк-
тивные решения кабельных выводов.
9.2.	Проектирование кабельной сети
На сооружение кабельной линии разрабатывается проект, вклю-
чающий в себя трассу линии, которая наносится на геодезический
план, выполненный в масштабе 1 : 200 или 1 : 500, продольный про-
филь трассы, рабочие чертежи вводов в здания подстанций с рас-
72 И*	323
кладкой кабелей, план организации и проведения работ, сметы и
спецификации на материалы и оборудование, а также пояснитель-
ную записку.
Трасса выбирается по кратчайшему расстоянию между конечными
пунктами кабельной линии с учетом существующей и перспективной
застройки, расположения других подземных сооружений, топогра-
фических условий, обеспечения удобства эксплуатации. При выборе
трассы по возможности избегают участков земли с повышенной кор-
розионной активностью.
Наиболее распространенным способом прокладки кабелей яв-
ляется прокладка их непосредственно в грунте. На пересечениях
с улицами и площадями кабели заключают в трубы. В ряде случаев
используют блочную канализацию или прокладку кабелей в сущест-
вующих коллекторах. При прокладке кабелей в грунте глубина тран-
шеи составляет 0,8 м, а ширина определяется количеством прокла-
дываемых кабелей.
При проектировании трассы кабелей выдерживают следующие
ограничения по сближению прокладываемого кабеля с другими соору-
жениями:
сближения по горизонтали
между силовыми кабелями до 10 кВ, а также между ними и кон-
трольными кабелями — 0,1 м;
между кабелями, находящимися на балансе разных организаций,
а также между силовыми кабелями и кабелями связи — 0,5 м;
между кабелем и фундаментом здания — 0,6 м;
между кабелем и стволом дерева — 2 м;
между кабелем и водопроводом, проложенными параллельно, —
0,5 м;
между кабелем и нефте- или газопроводом, проложенными парал-
лельно, — 1 м;
между кабелем и теплопроводом, проложенными параллельно, —
2 м;
между кабелем и ближайшим рельсом железной дороги при их
параллельном сближении — 3 м;
то же при электрифицированных железных дорогах — 10 м;
то же при трамвайных путях — 2 м;
пересечения по вертикали
между кабелями — 0,5 м;
между кабелем и водопроводом, нефте- или газопроводом —
0,5 м;
между кабелем и теплопроводом при условии сооружения до-
полнительной теплоизоляции на участке пересечения и на расстоя-
нии 2 м в обе стороны от пересечения — 0,5 м;
между кабельными линиями и железными и автомобильными
дорогами при прокладке кабелей в трубах, блоках или туннелях;
от полотна дороги — 1 м;
от дна кювета — 0,5 м;
324
пересечения по горизонтали
между кабельной линией и стрелкой, крестовиной или отрица-
тельным питающим пунктом электрифицированной железной до-
роги — 10 м;
то же для трамвайных путей 3 м.
Минимальный радиус изгиба кабеля при прокладке равен пят-
надцатикратному наружному диаметру для многожильных кабелей
в свинцовой оболочке и двадцатипятикратному наружному диаметру
для остальных кабелей.
Кабели с бумажной пропитанной изоляцией без применения спе-
циальных устройств (например, стопорных муфт) предназначены для
прокладки на трассах с разностью уровней между высшей и низшей
точками расположения кабеля, указанной в табл. 49.
Таблица 49
Номи- нальное напря- жение, кВ	Пропитка изоляции	Кабели	Разность уровней, м, не более
1 И 3	Вязкая	Небронированные:	
		в алюминиевой оболочке	25
		в свинцовой оболочке	20
		Бронироваинце	25
	Обедненная	В алюминиевой оболочке	Без огра-
			ничений
		В свинцовой оболочке	100
6	Вязкая	В алюминиевой оболочке	20
		В свинцовой оболочке	15
	Обедненная	В алюминиевой или свинцовой оболочке	100
10	Вязкая	В алюминиевой или свинцовой оболочке	15
В обозначении марки кабеля с обедненно-пропитаиной изоля-
цией добавляется через дефис буква В.
Длительно допустимые токовые нагрузки на кабели с медными и
алюминиевыми жилами в бумажной пропитанной изоляции в свинцо-
вой или алюминиевой оболочке приведены в табл. 50. При этом то-
ковые нагрузки на одножильные кабели указаны для работы па по-
стоянном токе.
При расположении нескольких кабелей совместно в земле или
в трубах условия их охлаждения существенно ухудшаются из-за
взаимного подогрева. Значения поправочных коэффициентов /?,
уменьшающих в этом случае допустимую для различного числа ка-
белей нагрузку, следующие:
Расстояние в свету, мм ............... 100	200	300
Значения k при числе кабелей:
2 .......................... .	.	0,90	0,92	0,93
3 ......................... ...	0,85	0,87	0,90
4 ......................... ...	0,80	0,84	0,87
5 .............................. 0,78	0,82 0,86
6 .............................. 0,75	0,81 0,85
11 Тарннжсвскнй М. В. и др.
325
Таблица 50
Площадь сечения жилы, мм2	Токовые нагрузки, Л, кабелей								
	одно- жильных	трехжильных напря- жением, кВ			одно- жильных	трех ж ильных i нием, к			напряжс- в
		3	6	10		3		6	10
Кабели	с алюминиееыми		жилами		Кабели		г медными жилами		
П р о к л а д к а в з е м л е
70	340	220	190	165	440	285	245	215
95	400	260	225	205	520	340	295	265
120	460	300	260	240	595	390	340	310
150	520	335	300	275	675	435	390	355
185	580	380	340	810	755	490	440	400
240	675	440	390	355	880	570	510	460
300	770	—	—	—	1000	—	—	—
400	940	—	—	—	1220	—	—	—
500	1080	—	—	—	1400	—	—	—
625	1170	—	—	—	1520	—	—	—
800	1310	—	—	—	1700	—	—	—
		Пр	о к л а	д к а в	воздух	е		
70	235	155	135	130	350	200	175	165
95	275	190	165	155	360	245	215	200
120	320	220	190	185	415	285	250	240
150	360	255	225	210	470	330	290	270
185	405	290	250	235	525	375	325	305
240	470	330	290	270	610	430	375	350 .
300	555	—	—	—	720	—	—	—
400	675	—	—	—	880	—	—	—
500	785	—	—	—	1020	—	—	—
625	910	—	—	—	1180	—	—	—
800	1080	—	—	—	1400	—	—	—
При работе системы электроснабжения в вынужденном или ава-
рийном режиме допускается для кабелей напряжением до 10 кВ
перегрузка в течение пяти суток в соответствии с данными, приве-
денными выше.
9.3.	Электрический расчет рельсовой сети
Целью расчета рельсовой сети трамвая является определение соот-
ветствия падения напряжения на участках сети нормируемым значе-
ниям и соответствия теоретических точек токораздела в рельсовой
сети, полученным из условия эквипотенциальности пунктов при-
соединения, месту установки секционного изолятора, выполнение
условия эквипотенциальности пунктов присоединения отрицатель-
326
пых питающих кабелей к рельсам, нагрузок питающих положи-
тельных и отрицательных кабелей.
При расчете используются следующие исходные данные:
план рельсовой сети в масштабе 1 : 10 000 с указанием на нем
длин участков, типов рельсов, оснований рельсового пути, номера
маршрутов трамвая, расположения трамвайных депо;
продольный профиль путей трамвая с указанием длин и радиусов
кривых;
таблица маршрутов трамвая с указанием длин маршрутов, коли-
чества и типа подвижного состава в часы максимума движения,
эксплуатационной скорости, средней продолжительности работы
подвижного состава на маршрутах;
схема электроснабжения трамвая в масштабе 1:10 000 с нане-
сением и привязкой тяговых подстанций, пунктов присоединения
положительных и отрицательных питающих кабелей и секционных
изоляторов;
таблица кабелей с указанием сечения, длины и материала кабеля;
количество, тип и мощность преобразовательных агрегатов по
каждой подстанции.
Если расчет выполняется для новых линий, используются рас-
четные значения нагрузок тяговых подстанций. Если расчет носит
поверочный характер и проводится для линий, находящихся в экс-
плуатации, используются дополнительные данные:
количество электроэнергии, "преобразованной тяговыми подстан-
циями по месяцам за год;
инвентарное количество подвижного состава, прикрепленного
к депо и паркам;
суточные графики нагрузки подстанции в зимнее время (за не-
сколько характерных дней);
выпрямленное напряжение на шинах постоянного тока тяговых
подстанций;
данные о регулировании потенциалов пунктов присоединения
отрицательных кабелей.
На первом этапе определяются расчетные нагрузки рельсовой
сети. При этом используют метод средних, равномерно распределен-
ных нагрузок. Вся трамвайная сеть разбивается на отдельные рас-
четные участки. Границами расчетных участков служат точки раз-
ветвления трамвайных линий, места окончаний маршрутов и точки
резкого изменения продольного профиля трассы. Таким образом,
в пределах расчетного участка сохраняется неизменное значение
(на единицу длины) удельного расхода электроэнергии на движение
подвижного состава. Для каждого расчетного участка определяется
удельный расход электроэнергии на движение поезда в оба направ-
лен ия, Вт • ч/поезд • участок
2-9,81 п ( (и>0+ >,)£ , Г_^п_ / WOOKh ,	,
3600 ° I 1]	+ w|_2-3,62\ 9,81 + ап ) +
।	7 1000ЛИ	А
+ 2-3,6»] \^81 &т	СН’
11*
327
где иу0 — удельное основное сопротивление движению (&'о = 7ч-13 в зави-
симости от типа подвижного состава);
L — длина расчетного участка в одном направлении, м;
— эквивалентный подъем, %0;
р — коэффициент, учитывающий дополнительные пуски и торможения
(р_-_ 1,2—1,6); '
q — количество перегонов на участке q — Ых (здесь х — средняя длина
перегона, обычно х = 4004-500 м);
т) — к. п. д. тяговых двигателей и передаточных механизмов (г) = 0,724-
4-0,83);
’ ип — скорость выхода на автоматическую характеристику (с'п = 164-28 км/ч);
ут — скорость начала торможения (ит = 204-30 км/ч);
/<п — коэффициент, зависящий от системы пуска и равный 1 при отсутствии
и 0,5 — при наличии последовательно-параллельного пуска;
—	коэффициент инерции вращающихся масс вагона (Кп = 1,14-1,12);
—	ускорение при пуске. mzc2 (ап = 0,84- 1,1);
Ьт — замедление при торможении, м/с2 (Ьт = 0,8);
А сн — расход электроэнергии на собственные нужды поезда, Вт- ч/поезд- участок;
G — вес поезда при среднем наполнении.
Средний эквивалентный подъем участка, %0, для одностороннего
движения
• _	~l~	-- Е^бС ---^ВС
для двустороннего движения
• _ вВ	4“
где /п, in — длина, м, и уклон, %0, всех подъемов и направлений движения;
/бс> £"бс—длина, м, и уклон, %0, всех безвредных спусков в направлении
движения;
iR — значение вредных уклонов, т. е. таких уклонов, которые по абсо-
лютному значению больше основного удельного сопротивления дви-
жению, %0;
/в — длина вредного уклона, м;
/к — длина кривой, м;
/вс — длина вредного спуска в направлении движения, м;
wK — удельное сопротивление движению от кривых; для четырехосных
вагонов — 420/7? к (здесь — радиус кривой, м).
Эквивалентный подъем рассчитывают по данным продольного
профиля трамвайного пути для каждого расчетного участка. После
расчета эквивалентных подъемов для всех участков трамвайной
схемы определяют эквивалентный подъем трамвайных путей, % о,
в целом по городу
ср —	.
Расход электроэнергии на собственные нужды, Вт-ч/поезд-уча-
сток
^С11 — ^СН  27.; цэ,
где — средняя эксплуатационная скорость, км/ч (значение иэ для каждого
участка берется по данным трамвайного управления и подсчитывается
среднее значение в целом по городу, обычно 1'э = 144- 18 км/ч);
Рсп — мощность потребителей собственных нужд, Вт (подсчитывается для каж-
дого типа подвижного состава, курсирующего в городе, для зимних и
летних условий).
328
Нагрузка на расчетном участке (в амперах)
/уч — АС/ис,
где Uc — среднее напряжение в сети, В.
Частота движения поездов на участке (поездо/ч)
С — rv3/2l,
где I — длина маршрута по оси улицы, км;
и — количество поездов на каждом маршруте.
При наличии на линии поездов разного типа частоту движения
поездов следует привести к частоте движения поездов преобладаю-
щего типа, для этого сравнивают потребление энергии поездами
разных типов. Кроме приведенного выше аналитического метода
определения нагрузок сети трамвая, существует метод расчета по
фактическому расходу электроэнергии на тягу. Для проверочных
расчетов целесообразно применять этот метод.
Нагрузки по фактическому расходу электроэнергии определяют
при следующих условиях:
когда городским наземным электротранспортом является только
трамвай или же при раздельном учете расхода энергии на электро-
снабжение трамвая и троллейбуса;
когда расход электроэнергии тяговыми подстанциями в течение
последнего года являлся относительно стабильным по месяцам, не
считая влияния сезонных климатических условий.
Сущность определения нагрузок сети по фактическому расходу
электроэнергии заключается в следующем. Определяется средняя
нагрузка подстанции на выпрямленной стороне постоянного тока,
отнесенная к 24 ч работы, т. е. среднесуточная нагрузка (в амперах)
^ср — ^Птп 24DC/,
где А — количество электроэнергии, преобразованной подстанциями на сто-
роне переменного тока, кВт-ч;
Птп — к. п. д. преобразовательных агрегатов тяговых подстанций (чТп = 0,96
для кремниевых выпрямительных агрегатов);
D — количество дней, в течение которых израсходована электроэнергия А;
U — выпрямленное напряжение подстанций (обычно U == 0,6 кВ).
Распределение нагрузок по участкам производится с учетом
длин, эквивалентных подъемов участков, количества и типа поездов.
Для каждого типа подвижного состава определяется удельный рас-
ход электроэнергии на движение поезда на участке. Далее опреде-
ляются коэффициент приведения /Спр и приведенное количество
поездов /7пр.
Нагрузка расчетного участка
/уч “ NLk'
где /V — суточный приведенный пробег поездов на 1 км;
L — длина расчетного участка, км;
k — коэффициент, учитывающий влияние продольного профиля пути.
Суточный приведенный пробег поездов
/V = t
где t — продолжительность работы в сутки, ч.
329
Коэффициент k, учитывающий влияние продольного профиля
пути, равен отношению удельного расхода электроэнергии для уча-
стков с эквивалентным подъемом больше нуля к удельному расходу
электроэнергии для участка с эквивалентным подъемом, равным
нулю.
Летние среднесуточные нагрузки пересчитывают на зимние на-
грузки в часы максимума движения посредством коэффициентов
и femax ; k. — отношение среднесуточного расхода электроэнергии
за зимние месяцы к среднесуточному расходу электроэнергии за
месяцы со среднесуточной температурой выше —5 °C; #тах — отно-
шение расхода электроэнергии в часы максимума движения к средне-
суточному расходу электроэнергии за это же время.
Нагрузки, определенные аналитическим методом или методом
фактического расхода электроэнергии, наносят на схему рельсовой
сети трамвая и прикладывают к середине соответствующих расчет-
ных участков. Затем определяют падение напряжения в рельсовой
сети, В
k—tn
р = У, *к^к»
где /к /к — момент тока;
т — количество нагрузок на участке;
Гр — сопротивление 1 км двухпутного рельсового пути, Ом/км.
Данные о сопротивлении и сечении некоторых типов рельсов,
наиболее часто применяемых на трамвайных путях, приведены
в табл. 51.
Таблица 51
Тип рельса	Масса рельса, кг	Сопроти- вление рельсово- го пути, ю-1 Ом; км	Сечение по меди двухко- лейного рельсо- вого пу- ти, мм2	Тип рельса	Масса рельса, кг	Сопроти- вление рельсово- го пути, 1 0~J Ом/км	Сечение по меди двухко- лейного рельсо- вого пу- ти, мм2
Р43	44,65	10,5	1670	Тн-60 ТВ-60	59,97 60,14	7,8 7,8	2250 2250
(В-1-А) Р50 Р65	51,55 64,9	9,1 7,22	1930 2430	(для кривых) ТВ-65	64,80	7,22	2430
Тн 55	55,39	8,45	2080	(для кривых)			
Падение напряжения в рельсах рассчитывается от пункта при-
соединения отрицательного питающего кабеля до точки токораздела
и до конца линии. При проверочном расчете рельсовой сети точки
токораздела в рельсах между подстанциями принимаются под токо-
разделами в контактной сети. Остановимся подробнее на расчете рас-
пределения токов в рельсовой сети.
Рельсовая сеть разбивается на участки, ограниченные пунктами
присоединения отрицательных питающих кабелей к рельсам. Расчет
ведется в предположении равенства потенциалов указанных пунктов
330
a) i j ъ h	8)
Рис. 145. Типовые схемы участков рельсовой сети трамвая:
а — неразветвленный участок; б — участок с одним узлом; в — участок с двумя
узлами
присоединения. На рис. 145 приведены типовые схемы участков рель-
совой сети трамвая. Для схемы рис. 145, а токи Ц и /2, текущие соот-
ветственно к пунктам присоединения 1 и 2 отрицательных кабелей:
_ '3ПГ + 12 О3 + 4~) ~Н1 (/з + /г + ~г) .
1	+ ^2 4" ^3
_ 'i~T + ‘г +	4-13 (/1 + /г + '3~)
2	11 + ^2 + ^3	’
или
3
/2 - S ^-/1-
1
Далее находят точку токораздела и падение напряжения от нее
до пунктов присоединения отрицательного питающего кабеля к рель-
сам. Распределение токов в разветвленных контурах определяют по
методу узловых напряжений. Количество уравнений соответствует
количеству узлов в контуре.
Для схемы рис. 145, б на основании метода узловых напряжений
можно записать
	+4j-+4rW(4+4+i)'
где Uy — разность потенциалов между пунктом присоединения кабелей к рельсам
и узлом;
S — эквивалентное сечение по меди двухколейного пути, м2;
7 — удельная проводимость меди, 1 Ом-м.
Распределение токов в узле определяется из системы уравнений:
'“-^7Г + ТГ: =	+ + ;
В уравнениях выражение Uyyпредставляет собой уравни-
тельный ток, вызванный неравенством потенциалов пунктов при-
331
соединения и узла. Знак (-|-)> полученный в результате расчета, озна-
чает, что ток направлен к узлу; знак (--) означает, что ток / вытекает
из узла. При этом должно быть соблюдено основное условие: ц 4~
+ /2 + /з = 0.
Если в контуре имеются два узла и более, составляется столько
уравнений, сколько узлов в контуре. Например, для схемы рис. 145, в
уравнения имеют вид:
+ Т'!"5’ + “2'+ Р4-г + 1’5(/4 + -г)] :(/4+ /б)г
Из этой системы находят Uyl и t/y2, а затем рассчитывают токи:
в первом узле:
/1 = -t/yiY -yj- + -у-; /2 = -t/yiY ”7“ +	’
/з = —t/yi? -ц- +	! /4 = (^у2 — t/yi) Y	_|_4 2 +
+ 15	+ *4 (^5 +	’ V* "Ь
во втором узле:
/-= -t/угт -ц- + -j-;	/6=-t/y2T-^- + -g-;
h = (C/yi - <7уз) У	+ [ 1’4 4 +	: (/4 + /6).
Точки токораздела и падения напряжения в рельсах находят
так же, как и в неразветвленном контуре. В ряде случаев на рас-
четном участке рельсовой сети бывают уложены рельсы разного
типа. Тогда длина рельсов разных сечений приводится к рельсам
одного типа: /пр — /Snp/S, т. е. при замене участка рельсового пути
другим, эквивалентным, длина его должна быть изменена в отноше-
нии SIlp/S (здесь Znp — приведенная длина, км; Snp — приведенное
сечение, мм2).
При проведении проверочных расчетов в тех случаях, когда
отрицательная питающая сеть не регулируется, составляются рас-
четные контуры, в которые включаются вся рельсовая сеть района
питания данной подстанции и все отрицательные питающие линии.
Точкой равного потенциала в данном случае является отрицательная
шина тяговой подстанции. При этом длина и сечение отрицательных
питающих линий приводятся к сечению и длине рельсов. Аналогич-
ным образом рассчитывают падение напряжения в рельсах по всему
городу, выявляют участки, где не выдержана допустимая норма
332
падения напряжения в рельсах, и намечают мероприятия по приве-
дению падения напряжения в рельсах в соответствие с нормой. Эти
мероприятия заключаются в изменении схемы питания и секциони-
рования контактной сети, увеличении количества отрицательных
питающих линий, перенесении пунктов присоединения, установле-
ния средств регулирования на тяговых подстанциях, строительстве
новых тяговых подстанций и др.
Глава 10
ОГРАНИЧЕНИЕ ТОКОВ УТЕЧКИ ИЗ РЕЛЬСОВОЙ
СЕТИ ТРАМВАЯ И ЗАЩИТА ОТ НИХ
10.1.	Выбор параметров рельсовой сети
с учетом ограничения токов утечки
Анализ работы рельсовой сети дает возможность при расчетах си-
стемы электроснабжения оценить эффективность проектных решений,
направленных на улучшение условий защиты подземных металли-
ческих сооружений от коррозии блуждающими токами. Рассмотрим
влияние параметров рельсовой сети (гр, гп, /) на ток утечки в случае
одностороннего питания участка рельсовой сети. При заданном поло-
жении сосредоточенной нагрузки,* движущейся вдоль участка одно-
стороннего питания, суммарный ток утечки 1у со всего участка
можно получить из формул параграфа 1.5
/у-7
ар
+ 7х2=0	1 xz=l—q'
С учетом того, что:
Л'!—О “Г Л'2—0 ~ Н*> x2—l—q = 0’ x^-q ~ Л н>
получим после преобразований
.	, L Г. [ch ccD/ — cli сер (/ -г/)]2 1~1
- |ь---	-ih^- - J J- О*О
При решении задач, связанных с определением степени опасности
коррозионных разрушений, практический интерес представляет
среднее значение токов утечки
т	I
h ср = у j /у di = — j /у dq.
о	о
333
В случае когда apZ < 1, т. е. для трамвайных сетей, /уср с до-
статочной для практики точностью может быть выражен преобразо-
ванием формулы (111)
i
7 У ср S ~2l sh^a"7 f tch aPZ “ ch (aPZaP?)l2 dq~
p 0
В результате интегрирования получим
7 У ср ~
I н
2/ sh2 apZ
( ch2 apZ —
3 sh 2apZ ( 1 \
4apZ	/ *
(И2)
Отметим, что для трамвайных путей с значениями apZ > 1 при-
веденная формула по мере роста apZ обусловливает возрастающую
погрешность и поэтому не может дать удовлетворительных резуль-
татов. В этом случае
7 Z	д
----sh«— J {sh3apZ -[chap/-chap (/- ?)]2} 2 dq, (113)
0
а интеграл правой части (113) можно свести к эллиптическим интегра-
лам нормального вида.
В случае равномерно распределенной нагрузки участка ток
утечки определяется на основании равенства (см. параграф 1.5)
7 у ~ 1х—О Iх=х О? “Ь /х02-
С учетом того, что при /?2 — оо ток /х=0 ™ 0, будем иметь
7 у —	“ 1 х-=х 02-
Подставляя в последнее равенство значение тока 1х=хи> получим
формулу
у \ I sh apZ /
Для рассматриваемого случая
„	1	—ci KZ?i + — а{
Л02 = - in ----------;-----
ap	at + Ьг
При одностороннем питании коэффициенты:
тогда
«1	— И----—т- ;
ap sh apZ
bi = 0; q = Zrn,
1	| /г sh2 ар/ _
sh apZ f a2Z2
Тогда окончательно
I, ар/ У а3/3
• (114)
/у = И
Рассмотрим зависимости токов утечки /утах и /уср ПРИ сосредо-
точенной нагрузке и /у при равномерно распределенной нагрузке
334
участка рельсовой сети от парамет-
ров ар/ (рис. 146). В интервале изме-
нения avl от 1,0—1,25 максимальный
ток утечки /ушах возрастает по за-
кону, близкому к квадратичной зави-
симости. В интервале 1,25 < ар/ < 3,5
относительное значение тока утечки
линейно зависит от оср/.
Изгиб кривой зависимости
(/ушах : /и) (ар0 ПРИ значениях ар/ >
> 3,5 и ее асимптотическое приближе-
ние к прямой, параллельной оси абс-
цисс и имеющей ординату, равную еди-
нице, обусловливается все возраста-
ющим влиянием переходного сопроти-
вления пути.
Обращает на себя внимание то об-
стоятельство, что относительные значе-
ния токов утечки и ./у ср мало от-
личаются друг от друга во всем диа-
пазоне изменения параметра ар1. Это
Рис. 146. Зависимости токов уте-
чки от параметров рельсового
пути
означает, что при расчете потенциалов
рельсовой сети можно исходить из средних значений нагрузок соот-
ветствующих участков независимо от их характера и числа. Анализ
показывает, что изложенное справедливо и для участков рельсовой
сети с двусторонним питанием. ,
Приведенные в различных источниках данные исследований пере-
ходного сопротивления гп показывают, что конструкции путей суще-
ственно влияют на его значения. Необходимо подчеркнуть недопусти-
мость использования в трамвайных путях дорогостоящих бетонных
оснований без специальных мер повышения степени изоляции рель-
сов от земли. Применение же усовершенствованных конструкций
рельсовых путей, разработанных с учетом требований максимальной
изоляции токопроводящих элементов от основания пути и его верх-
него покрытия, может резко снизить блуждающие токи.
Уменьшение тока утечки с повышением переходного сопротивле-
ния Гц носит гиперболический характер. Вследствие этого в условиях
трамвая повышение ru является наиболее существенной мерой сни-
жения токов утечки.
10.2.	Связь между токами утечки
и потенциальной диаграммой
рельсовой сети
Ранее установленная зависимость (см. параграф 2.3) дает возмож-
ность определить поправочный коэффициент Кд^, выявляющий
связь между максимальной потерей напряжения в рельсах с учетом
335
шунтирующего действия грунта и той же величиной, вычисленной
в предположении отсутствия токов утечки из рельсов
_ [А^р]ар	2	ар/
(Д(/р]ар^0	ар1	2 •
Этот же коэффициент получается и в случае равномерно распре-
деленной нагрузки участка
/2
‘ГР “2"
Рассмотрим возможность косвенной проверки нормируемого
среднего значения максимальной разности потенциалов между раз-
личными точками рельсовой сети на основе замены измерений паде-
ния напряжения в рельсах измерениями разности потенциалов
между рельсами и землей, т. е. построением потенциальной диа-
граммы рельсовой сети.
Из общих уравнений параграфа 1.5 для точки на конце участка
можно получить
Д£/р _ apz-lhaprth^-
thapZ- apZ ~К‘-
Поскольку среднее значение максимального падения напряже-
ния в рельсах Д{7Р при сосредоточенной движущейся нагрузке равно
максимальному падению напряжения при равномерно распределен-
ной нагрузке, можно ожидать, что в действительных условиях зна-
чения коэффициента Kt не будут зависеть ни от характера тяговых
нагрузок, ни от числа поездов на участке.
Поэтому, измерив в эксплуатационных условиях среднее значе-
ние (за определенный интервал времени) разности потенциалов между
рельсами и землей Ux=i, можно рассчитать искомое падение напря-
жения в рельсах
дур = кг(^=/)ср.
Измерения разности потенциалов рельс—земля можно произво-
дить и в пункте присоединения кабеля. Тогда
л^р avl th "^"'shap/
| (^х-о)ср I Ish apz ~ aPZ I °
Следовательно, падение напряжения в рельсах Д(/р при повероч-
ных расчетах может быть определено по среднему значению потен-
циалов любого из пунктов присоединения кабелей относительно земли.
Однако измерения на практике показывают, что в реальных усло-
виях влияние соседних участков пути на рассчитываемый может быть
очень большим. Отсюда следует, что падение напряжения Д t/p в рель-
336
сах следует определять как алгеб-
раическую разность указанных
потенциалов рельсов
о)ер.
Интересно отметить, что для
длинных вылетных линий трамвая
ориентировочное значение харак-
теристики утечки, а значит и пе-
реходного сопротивления рельс—
земля, может быть определено
следующим образом. Построив
зависимость -	f (ар)
1 пГр
ИЛИ ^х7г~‘,)ср = f (ар) Для Раз’
личных значений длины участка /,
можно получить семейство кри-
вых, по которым (на основе за-
Рис. 147. Зависимости падения напря*
жения в рельсах от характеристики
меренного значения потенциала утечки
рельсов относительно земли) легко
определить для конкретных условий искомое значение переходного
сопротивления рельсового пути.
Зависимости падения напряжения в рельсах от характеристики
утечки ар для различных значений длины I участка питания изобра-
жены на рис. 147.
Кривые показывают, что в области наиболее часто встречаемых
в городских условиях значений* ар < 0,4 knT1 падение напряжения
в рельсах может быть принято не зависящим от гп для участков про-
тяженностью ориентировочно до 2—2,5 км. Это положение исполь-
зуется при всех расчетах токораспределения в рельсовой сети и си-
стеме отрицательных линий.
10.3.	Выбор режима работы пунктов присоединения
отрицательных питающих линий
Выполненный выше анализ показывает, что при малых значениях
ар/ переходное сопротивление рельс—земля несущественно влияет
на распределение потенциалов рельсовой сети. Вследствие этого
решение задачи установления токораспределения может быть значи-
тельно упрощено при сохранении вполне приемлемой для практики
точности.
Для случая сосредоточенной нагрузки с учетом того, что отсут-
ствуют заземляющие устройства и свободные участки,
rj j ^[RAl-qY + R2^ + r^l(l~q)]-^^l[R2+rv(l-q)]X1 .
- 7н	4-^ + грО-----------------’	(115)
и z 'р [Я1 U — q)2 -г Я272 + r^ql (I — q)] - - 2гр/ (Rx -|- гр?) х2
'	ZHR. + Ri	1	>
337
Из выражения (115) определяется координата х01, при которой
плотность тока, стекающего из рельсов, равна нулю (т. е. точку,
в которой Uxi = 0). Из выражения (116) соответственно находится
точка х02-
Находим условие, при котором рельсовая сеть слева от нагрузки
вся излучает ток в землю (x01 q) и определяет «критическое» поло-
жение нагрузки г/крь удовлетворяющее указанному условию. Ана-
логично для участка справа от нагрузки находим дкр2- Тогда интег-
ральное значение тока утечки 7уХ1 пз рельсовой сети слева от на-
грузки /н для всех положений q q^i-
/	_ / ГР 1^1 (z — 4)2 +	4 г&1 (Z — д)]~
ух* ” 8Z% (/^ I- r2 + ;pZ) [/?2 4- гр (Z - ?)] ’
Для всех положений нагрузки q qK[y t интегральное значение
тока утечки из рельсов слева от нагрузки
Q
'у: " J	й77(«. + «,-+^	11 - +	+ V - ”1 -
о
— z [/?2 + (Z - q)]q*}.
Подобным образом легко получить интегральное значение тока
утечки 1Ух2 из рельсовой сети справа от нагрузки для всех положе-
ний q < ?кр2:
/	_ /	~ ^?)2 4~	4- fp7z (z ~ д)]2
ух2 - Н - 8/2Ги {R1 +	+ Гр/) {R1 + м) •
Соответственно при q qlw2-
'» - 27<№+«, + гр>) ,[К‘11 - + Я-’’ +	<' - <' ” -
-i(Ri + w) (l-g)'2}.
Определим ток утечки для участка рельсовой сети с равномерно
распределенной нагрузкой для двустороннего питания и при отсут-
ствии заземляющих устройств. Для рассматриваемого случая (см.
параграф 1.5) коэффициенты alf Ьъ с± соответственно равны: аг =
I.2R2 — IR — trn; bt -= Q = irn-
ОСр
Подставив значения коэффициентов а1? и q в формулу для тока
утечки, получим	________________________
2Z	Г/	^Z2s^apZ \3
У 1/ I 4	16sh4	+ ) ’
Для значений apZ < 1 можно последнее равенство упростить, раз-
ложив гиперболические функции в ряд. Ограничивая ряды членами,
содержащими ар/ в степени не выше четвертой и проведя преобразо-
вания, получим
338
В случае когда Rr 7^= R2 и при условии /.,	/3	0, выражение
для определения потенциалов Ux в рельсовой сети принимает вид
1/^/?.. -2/?!	+/(2/?! 4-Гр/) X -(/?, + ₽.+ Гр1) х*
Ux = ‘Гр	2 (/?! + /?3 + гр/)	•
Определим координаты точек рельсовой сети, плотность тока
утечки в которых равна нулю, т. е. точки Л'О1 и х02. Приравнивая
числитель предыдущего уравнения нулю и решая квадратное уравне-
ние, получаем значения искомых координат. Соотношение параме-
тров системы, при котором весь участок рельсовой сети справа от
точки токораздела излучает ток в землю, находится из условия х01 =
= 0, откуда R2 >—Подобным образом из условия х02 = О
находим сопротивление Rr^———, при котором со всего участка
рельсовой сети, слева от точки токораздела, ток из рельсов стекает
в землю.
Для случая эквипотенциального режима, т. е. при = R2 --- RQ
выражение для координат х01 и а'О2 имеет вид
*01, 02 —
I (/3 ± 1)
2КЗ
т. е. не зависит от сопротивления Rn кабеля.
При условии, что х01 > 0 и л'о2 < /, т. е. когда R., < 4^1 +Гр1 ,
либо R1 <	2^ > ток утечки
, _Uir [3(2-’?l + rp/H + 2(/?l+/?2 + rp/)(2/?2.-4/?1-rp/)]3'2
’ “ Р	36/3 ,„w, +я,+.„/>	 .("в,
В случае когда R2 > CpL, т. е. когда потенциал пункта ОП2
выше потенциала далекой земли (см. параграф 1.5), ток утечки из
рельсов в землю
'> - ! 1з <“3 +
3
+ 2 (R1 + Ri + г„0 (2/?2 - 4/?! - Гр/)] 2 + 3 /3 (2/?! + Гр/) (2/?2 +
+ гр1) (Р2 - Ri) i •	(119)
Легко показать, что при R., -= -Q-+ZpL выражения (118) и (119)
приводятся к виду
339
Рис. 149. Зависимость относительного
роста тока утечки от сопротивления
отрицательных кабелей при R1 — R2
Рис. 148. Зависимости тока утечки от
положения нагрузки и сопротивления
отрицательных питающих линий
(120)
Из формулы (119) также следует, что при /?3 = оо ток утечки
/ =—
У	9 |/з гн
Сравнивая выражения (117) и (120), убеждаемся, что двусторон-
няя схема обеспечивает четырехкратное снижение токов утечки из
рельсов по отношению к схеме одностороннего питания.
В целях максимального ограничения токов утечки из рельсов
Правилами защиты подземных металлических сооружений от кор-
розии предписывается обязательное поддержание среднесуточной
разности потенциалов между любыми двумя пунктами присоединения
кабелей к рельсовой сети в пределах 1 В. Правилами также рекомен-
дуется поддерживать падения напряжения на различных участках
рельсовой сети возможно одинаковыми. Это вытекает из анализа про-
цесса: отклонения от такого режима приводят к почти пропорцио-
нальному росту общего тока утечки из рельсов в землю. При сущест-
вующей почти повсеместно системе регулирования потенциалов
реостатами сведение к минимуму токов утечки сопровождается
большими потерями энергии.
Для поверочных расчетов покажем, что на токи утечки из рельсов
существенно влияет степень разрегулировки системы от эквипотен-
циального режима, причем это влияние тем больше, чем ближе
характер нагрузки к равномерно распределенному виду, т. е. чем
больше частота движения. Рассмотрим прежде всего участок рель-
совой сети с двумя кабелями равного сопротивления, на котором
перемещается сосредоточенная нагрузка. По формулам параграфа 1.5
нетрудно вычислить для любого q-ro положения нагрузки /н ин-
тегральное значение тока утечки /У7 из рельсов при заданных пара-
метрах сети.
Как видно из кривых (рис. 148), которые построены для разных
значений сопротивлений = Т?2 отрицательных кабелей, ток утечки
340
зависит от положения поезда, достигая своего максимального значе-
ния при нахождении поезда в любом из крайних пунктов. Лишь для
очень коротких кабелей максимум тока утечки наступает, когда
поезд находится в середине участка. Кривые также показывают, что
значения сопротивлений кабелей, хотя и равны между собой, в изве-
стной степени влияют на ток утечки: чем больше сопротивление,
тем больше ток утечки. Относительный рост тока утечки в зависи-
мости от сопротивлений кабелей иллюстрируется кривой, приведен-
ной на рис. 149. Отсюда можно, в частности, сделать вывод, что
децентрализация питания тяговых сетей сопровождается уменьше-
нием токов утечки из рельсов.
Рассмотрим влияние разрегулировки кабельной сети, обусловли-
вающей появление средних значений разности потенциалов между
пунктами присоединения кабелей, отличных от нуля. Для случая
сосредоточенной движущейся нагрузки результаты расчетов пред-
ставлены кривыми на рис. 150. Кривые свидетельствуют о том, что
по мере увеличения асимметрии сопротивлений кабелей диапазон
изменения мгновенных значений тока утечки с участка возрастает.
Однако оценка допустимости отклонений от эквипотенциального
режима должна производиться по среднему значению тока утечки
за время прохождения поездом все
Вычисленные средние значения
токов в земле приведены на рис. 151
(кривая 1) в зависимости от отно-
шения R1/R2- Кривая показывает,
что для случая одной' сосредоточен-
ной движущейся нагрузки <режим
регулирования потенциалов пунктов
присоединения кабелей относительно
мало влияет на среднее значение
токов утечки из рельсов.
Рассмотрим второй предельный
случай — участок нагружен равно-
мерно распределенной нагрузкой.
По данным расчета на рис. 151 по-
строена зависимость токов утечки
от отношения RJR2 (кривая 2) для
распределенной нагрузки участка;
видно, что чем ближе характер
тяговых нагрузок к равномерно рас-
пределенному виду, тем резче при-
ращение токов утечки по мере раз-
регулировки сети.
Вычислив средние значения то-
ков в кабелях за время прохожде-
ния сосредоточенной нагрузкой
всего участка, а также те же токи
при равномерно распределенной
нагрузке, на основании простых
Рис. 150. Зависимости тока утечки
от степени асимметрии сопротивле-
ний отрицательных питающих ли-
ний
341
Рис. 151. Зависимости тока утечки от
характера тяговой нагрузки:
1 — движущаяся сосредоточенная нагруз-
ка; 2 — равномерно распределенная на-
грузка
dy' J p*ojjIy)b(p-0
2,4
1,6
I Г '	’ ~
Равномерно распределенная /
нагрузка s'
S1	1
Сосредоточен -
ная нагрузка
0,8	1,6 2,Ч^опг~(роп^/1н
Рис. 152. Зависимости токов утечки
из рельсов от степени асимметрии по-
тенциалов пунктов присоединения ка-
белей
выражений (pOni = фопг ~ легко определить среднее
значение разности потенциалов между пунктами ОШ и ОП2 при
различных параметрах системы. Построенные на рис. 152 кривые
с большей наглядностью отражают относительный рост токов утечки
из рельсов при переходе от эквипотенциального к режиму полной
разрегулировки потенциалов. Анализ кривых показывает следующее.
Даже при среднем значении сопротивления отрицательных линий
= R2 = 0,04 Ом) разрегулировка потенциалов в пределах лишь
±0,5 В приводит к существенному возрастанию тока утечки из
рельсов. Так, при /п — И == 250 А относительное значение тока
утечки при сроп2 — eponi 0,5 В увеличивается сравнительно с экви-
потенциальным режимом: при сосредоточенной нагрузке — на 30 %,
при распределенной нагрузке — на 75 %. Если кабели имеют боль-
шее сопротивление, разрегулировка потенциалов приведет к еще
большему росту токов в земле.
В соответствии с новыми Правилами защиты подземных метал-
лических сооружений от коррозии допускается разрегулировка сети
в пределах 1 В. Для принятой нагрузки II = 250 А при (рОп2 —
— Фот ~ 1 В относительный рост тока утечки достигает уже 325 %
при распределенной нагрузке участка.
Таким образом, токи утечки из рельсов в значительной мере
могут быть ограничены на основе систематических поверочных рас-
четов системы отрицательных линий, хорошей регулировки потен-
циалов сети. Кроме того, реальные возможности экономии энергии
в системе отрицательных линий связаны прежде всего с внедрением
усовершенствованных конструкций трамвайных путей, а также
устройств автоматического регулирования потенциалов, что одно-
временно обеспечит многократное снижение токов утечки из рельсов
в землю.
10.4.	Выбор способа регулирования
потенциалов пунктов присоединения кабелей
Применение вольтодобавочиых устройств (ВДУ) вместо реостатов
в цепи отрицательных линий должно значительно эффективнее сни-
жать среднее значение токов утечки из рельсовой сети. Для сопо-
342
Рис. 153. Схема участка рельсовой се-
ти к расчету эффективности примене-
ния вольтодобавочных устройств (ВДУ)
ставления рассмотрим ту же схему
участка с двусторонним питанием
(рис. 153), в которой сопротивле-
ния кабелей не равны друг другу.
Сравним указанные способы регу-
лирования по эффекту снижения
токов^ утечки только для случая
сосредоточенной движущейся на-
грузки (в действительности — не-
скольких нагрузок), так как при
равномерно распределенной на-
грузке участка оба способа регули-
рования потенциалов равноценны.
Ток утечки из рельсов при реостатном регулировании находится
на основе расчета по формулам параграфа 10.2 для оптимального
режима 7?! = Т?2. При автоматическом регулировании примем, что
вольтодобавочные устройства способны мгновенно реагировать на
изменение тока в цепи кабелей, т. е. что потенциалы пунктов ОП1
и ОП2 равны между собой для всех положений нагрузки на участке.
Это, разумеется, обусловит несколько меньшие токи утечки, чем
при учете реального характера электромагнитных процессов в рас-
сматриваемых устройствах.
Приняв такое допущение и пренебрегая влиянием токов утечки
на эпюру потенциалов рельсовой сети, получим выражение для
расчета максимального падения напряжения (см. рис. 153): Af7pT =
= /1ГР7 = /2гр (I—для любого положения нагрузки, поскольку
Фопх == <Роп2- Ввиду того, что. /2 = /н — Л, предыдущее равенство
можно представить как
At/рт = /нгр7	•	•
При любом положении нагрузки потенциал далекой земли фдз =
=	следовательно, координаты х02 и хГ)1 рельсовой сети, в ко-
торых потенциалы рельсов UX2 и UXv равны /7ДЗ, могут быть записаны
так:
1 1 //
*oi = ~2-Я\ *02 = “2" (/ — Я)>
Тогда для положения q нагрузки интегральное значение токов
утечки из рельсов
j __ 1 Г А^рт / 1 Я I 1 Я \ 1 ______ г гр_ п и _
/у’~ гп L-\ 2 ‘ 2 + 2	2	8r„ ff( Ч’’
а среднее значение токов утечки /уср за время прохождения поездом
всего участка
/	-1	г*12
/усР"‘/и "487Г’
Если подставить в последнее равенство средние расчетные пара-
метры сети, получим -уср —  Qg- — 0,00417. Это соответ-
343
ствует случаю, когда кабели имеют очень малое сопротивление
(см. рис. 151, кривая R2 = 0).
Сравнивая этот результат с относительным значением тока утечки
при реостатном регулировании (для случая = R2 = 0,04 Ом),
замечаем, что уравнивание потенциалов при помощи ВДУ обеспе-
чивает сокращение вдвое среднего значения токов в земле. Этот
эффект автоматического регулирования резче проявится при кабелях
с большим сопротивлением и меньше — при кабелях с сопротивле-
нием ниже 0,04 Ом.
Если же учесть реальный характер нагрузок и то, что для случая
распределенной нагрузки (практически — при значительных частотах
движения) применение автоматических регулирующих устройств
обеспечит существенную экономию энергии, станет ясной необ-
ходимость расчета экономически оптимального способа регулирова-
ния при проектировании. Это может быть выполнено сравнением
приведенных затрат за нормативный срок окупаемости. Отметим
и то, что применение ВДУ существенно улучшает при определенных
условиях режим работы дренажных устройств, призванных обеспе-
чивать стабильную катодную поляризацию защищаемых подземных
металлических сооружений.
10.5.	Выбор режима работы
положительных питающих линий
В пределах района питания одной подстанции схема питания и сек-
ционирования контактной сети, в особенности при коротких положи-
тельных линиях, мало влияет на токораспределение в рельсовой
сети, а следовательно, и на значение токов утечки из рельсов в землю.
Положение резко меняется при параллельной работе нескольких
подстанций на общие участки сети, что должно быть учтено при про-
ектировании (или переустройстве) системы питания.
На токораспределение в рельсовой сети сильно сказывается
неравенство напряжений на шинах постоянного тока различных
подстанций, точнее — неравенство напряжений, подводимых к кон-
тактной и рельсовой сети с различных сторон участка общего пи-
тания.
Для выявления характера этой зависимости рассмотрим изобра-
женный на рис. 154 участок сети длиной /, питаемый с двух сторон
и от различных подстанций; напряжения холостого хода на шинах
которых соответственно равны Ег и Е2.
Решим поставленную задачу приближенным способом, задавшись
для случая сосредоточенной движущейся нагрузки /н = 250 А
следующими параметрами тяговой сети: гр = 0,01 Ом/км; г =
= 0,12 Ом/км; /?01 = RC2 = 0,01 Ом; /?и1 = /?п2 = 0,01 Ом; /?ПС1 =
= Rnc2 = 0,07 Ом; I = 1 км. Будем искать среднее значение тока
утечки из рельсов за время прохождения поездом всего участка
в зависимости от разности напряжений Ех и е2. При принятой схеме
344
Рис. 155. Схема к расчету падений на-
пряжений в рельсах при параллельной
работе положительных питающих линий
Рис. 154. Схема к расчету режима па-
раллельной работы положительных
питающих линий
для любого 7-го положения поезда напряжение на его токоприем-
нике
(Ai — Лг) (Rue 4“ Ril + *о) (гр + г) <7 + /2 (гр + 0 7-
В то же время
Ун = Еъ — Л (Япс 4' Rn 4- ^0) — ^2 (гр 4~ r) (J —
Из этих двух уравнений находим ток, текущий от подстанции
№ 2, который после подстановки исходных данных выразится фор-
мулой /2 - 3,22 (Ег — Е2 + 22,5 — 32,57).
Аналогичным образом определяем = 3,22 (Ег — е2 4- 55,2 —
— 32,57).
Падения напряжения в рельсах слева Д(/г/1 и справа от
нагрузки (рис. 155):
АЦц = &Uq2 = I2r^ (l — q).
Падения напряжения в рельсах от пункта 0П1 или 0П2 до точки
с координатой xY или х2:
^UXl = ^irpxp	= /2гр (I х%)’
Потенциал далекой земли
<гдз=-j- [ 4"АУ"2 (/ - +4” л^2<?+(Л(/«2 - 4 •
Потенциалы рельсов справа от нагрузки относительной далекой
земли UX2 = \UX2 _ фдз.
Потенциалы рельсов слева от нагрузки
иХ1 = &UX1 - [ердз - (ДУ92 - Д(791)].
Определяем координату точки рельсов слева от нагрузки, в кото-
рой Ux, = 0:
_	— Е2 — 22,5 + 77,5^2 -|- 122,5^
Х<л ~	2 (55 — Е2 -J- Ег — 32,59)
Аналогично из условия UX2 = 0 будем иметь
Ег — £2 —22,5 —32,5g — 77,5g2
Х°2 “	2 (/?! — Е2 — 22,5 — 32,5)
12 Тарнпжевский М. В. и др.	345
Определяем «критические» положения нагрузки на участке
исходя из условий х01 = 0 и х02	1- Найденное из условия а:01 = О
первое критическое положение нагрузки выразится уравнением
_ 122,5 ± /8030 — 310 (Е2 — £\)
<7KPi -	155
Аналогично из условия х02 = 1 определяем
_ 32,5 ± /8030 —310(2:'! —L2)
QkP2 -	fgg	•
После ряда преобразований находим в соответствии с изложен-
ным выше мгновенные значения для токов утечки из рельсов слева
/у1 и справа /у2 от нагрузки в зависимости от ее местоположения:
<1
/у1=—- ^UXidx при
*01
*02
/у2 = — j ux* dx при 0 q <?кр2;
о
] ?кр1
J UXid< при 0<7<<7кр1;
п о
I
'у2 = — f Ux2 dx ПРИ ?кр2 < Я < 1-
^КР2
Среднее значение каждой из приведенных составляющих общего
тока утечки из рельсов при движении нагрузки между соответству-
ющими точками пути:
9кР1	/
/у|ср='^г J	с₽= /-<?кР2!
°	^КР2
I	^Кр2
lyicp — —,	--- Iyidq\ Л'2 ср = ------ ly^dq.
* — <7кР1 J	<7кР2 J
^кР1	0
Последние два интеграла удобнее решать численным методом.
Средневзвешенное значение общего тока утечки
'у ср I [7у1 ср^кр1 “Ь ^у2 ср G ‘ ^кР2)	1у] ср ^кр1)	^у2 ср^кр2]’
На основе всех полученных для токов утечки выражений вы-
числена зависимость относительного значения этих токов от разности
напряжений холостого хода параллельно работающих подстанций.
346
Рис. 156. Зависимость токов утечки
из рельсов от средней разности напря-
жений холостого хода тяговых подстан-
ций
Результаты вычислений пред-
ставлены в виде кривой на
рис. 156.
Характер приведенной зависи-
мости показывает, что неравенство
напряжения на шинах подстанций
может сильно влиять на значение
токов утечки из рельсов. Дейст-
вительно, если при данных пара-
метрах разность Е2 —	55 В
вызывает рост токов утечки на
75 %, то для более «жесткой» систе-
мы такое приращение токов утечки
может наступить и при Е2— Л\ =
= 25—35 В. Если же учесть, что
в реальных условиях подстанция № 2, например, может не только
взять на себя всю нагрузку смежного участка при высоких значениях
Е2, но будет питать также и поезда, находящиеся за подстанцией
№ 1, то при указанной разности (Е2 — Е^ возможно многократное
увеличение блуждающих в земле токов. При распределенной на-
грузке участка рассматриваемое явление значительно усугуб-
ляется.
Зависимость тока утечки от коэффициента асимметрии системы
при нагрузке участка, близкой к равномерно распределенной, имеет
параболический характер, и при значительных неравенствах напря-
жения на источниках питания ток утечки может достигать значений,
превосходящих токи утечки при оптимальном режиме в три-че-
тыре раза.
Экспериментальные данные службы кабельной сети трамвайно-
троллейбусного управления Москвы свидетельствуют о том, что
наличие неравенства напряжений, подаваемых в контактную сеть
различными параллельно работающими подстанциями, может при-
вести к появлению сплошной стабильной анодной зоны на рельсовых
сетях всего района питания подстанции с более низким напряже-
нием.
Следовательно, одним из наиболее важных условий внедрения
параллельной работы подстанций, причем не только с точки зрения
ограничения токов утечки, но и в отношении потерь энергии в тяго-
вой сети (см. параграф 3.3), является поддержание минимального
значения мгновенных разностей напряжений, подводимых к сети
от различных тяговых подстанций. Появление больших значений
этой разности вызывает необходимость либо отказа от параллельной
работы подстанций, либо применения специальных устройств для
стабилизации выпрямленного напряжения. Поскольку в децентра-
лизованной системе питания заложен принцип параллельной работы
подстанций, при проектировании этой системы, особенно в случае
трамвайного транспорта, должны быть предусмотрены все меры по
максимальному снижению разности напряжений на шинах различ-
ных подстанций.
12*	347
10.6.	Защита подземных сооружений
от коррозии, вызываемой блуждающими токами
Блуждающие токи трамвая, протекая в земле, натекают на про-
ложенные под землей металлические коммуникации различного
назначения: газопроводы среднего и низкого давления, водопроводы,
теплопроводы, силовые кабели, кабели связи и т. д., а затем снова
стекают в землю. На тех участках, где токи стекают с сооружений,
последние имеют положительный потенциал относительно земли,
поэтому такие участки (зоны) называют анодными. Электролити-
ческое разрушение металла сооружения происходит именно в анод-
ных зонах. Чем выше интенсивность блуждающих токов, тем выше
потенциал сооружения в анодных зонах, больше плотность стека-
ющего с поверхности сооружения тока, быстрее разрушается металл.
Одним из наиболее эффективных способов противокоррозионной
защиты является изоляция сооружения от грунта. Однако при-
меняются покрытия, которые с течением времени значительно сни-
жают свои изоляционные качества. Кроме того, в процессе монтажа
подземных сооружений возможно нарушение покрытия. Все это
приводит к необходимости дополнения защиты изоляционными
покрытиями другими ее видами.
Предотвратить коррозию сооружения, т. е. прекратить стекание
тока с его поверхности, можно уменьшением потенциала сооружения
ниже потенциала ближайшего к сооружению слоя земли, иными
словами, необходимо катодно поляризовать металл защищаемого
сооружения.
По этому принципу работают устройства электрохимической
защиты подземных металлических сооружений. Установлены [23]
предельные значения поляризационных (защитных) потенциалов
(табл. 52 и 53).
В соответствии со стандартом на действующих стальных изо-
лированных трубопроводах, не оборудованных специальными кон-
трольно-измерительными пунктами для измерения поляризационных
потенциалов, допускается осуществлять катодную поляризацию
сооружения таким образом, чтобы средние значения потенциала
трубы по отношению к медно-сульфатному электроду сравнения
(включающие в себя поляризационную и омическую составляющие)
были в пределах от —0,87 до —2,5 В.
Т а б л и и а 52
Металл сооружения	Минимальные защитные потен- циалы, В, по отношению к неполяризующемуся мед- носульфатному электроду	Среда
Сталь	—0,85	Во всех средах
Свинец	—0,5	Кислая
Свинец	—0,72	Щелочная
Алюминий	—0,85	Во всех средах
348
Таблица 53
Металл сооружения	Максимальные защитные по- тенциалы, В, по отношению к неполяризующемуся меди о- сульфатному электроду	Среда
Сталь с защитным покрытием Сталь без покрытия Свинец с защитным покрытием Свинец без покрытия	— М Не ограничивается — 1.1 — 1,3 1	Во всех средах То же Кислая Щелочная 1
Наиболее распространены следующие основные виды электро-
химической защиты:
поляризованный электродренаж (рис. 157, а), представляющий
собой электрическое соединение защищаемого сооружения (на уча-
стке его анодной зоны) с рельсами или отрицательной шиной тяговой
подстанции. Во избежание возможности протекания тока I в обрат-
ном направлении (от рельсов к сооружению) в электродренажпую
сеть включается полупроводниковый диод Д. Ток в цепи электро-
дренажа можно регулировать с помощью резисторов R1—R3. Зна-
чение тока в свою очередь определяет норма установленного защит-
ного потенциала;
усиленный электродренаж (рис. 157, б), представляющий собой
поляризованный электродренаж, где вместо диода и резисторов
включен источник постоянного тока: трансформатор Тр с мостовой
схемой выпрямления на диодах. Выходное напряжение вклю-
чаемого ВДУ в простейшем случае может регулироваться чис-
лом витков первичной обмотки трансформатора. Выходное напряже-
ние в свою очередь устанавливает значение тока / в цепи усиленного
электродренажа;
катодная защита (рис. 157, в), состоящая из источника постоян-
ного тока, так называемой катодной установки (станции), и анодного
заземлителя. При работе катодной защиты происходит коррозионное
разрушение металла анодного заземлителя. Усиленный электро-
дренаж представляет собой практически установку катодной защиты,
где анодным заземлителем служат рельсовые цепи. Отличительной
особенностью работы усиленного электродренажа и катодной стан-
ции является потребление электрической энергии, т. е. питание их
от внешнего источника;
протекторная защита (рис. 157, г), в качестве которой исполь-
зуют гальванические аноды (протекторы) из материала (магний,
алюминий, цинк), образующего со сталью защищаемого сооружения
гальваническую пару. Эффективность работы протекторной защиты
зависит от разности потенциалов между протектором и защищаемым
сооружением и сопротивления образующейся электрической цепи,
которые определяют защитный ток I. Наибольшее распространение
протекторы получили при защите сооружений от почвенной корро-
зии, так как ток при протекторной защите относительно невелик
349
1
Рис. 157. Принципиальные схемы основ-
ных видов электрохимической защиты под-
земных сооружении от коррозии:
а — поляризованный элсктродренаж; б —
усиленный электродрепаж; в — катодная за-
щита: г — протекторная защита; 1 — рель-
совый путь трамвая; 2 — подземное защища-
емое сооружение; 3 — анодный заземлитель;
4 — протектор
047
Рис. 158. Неполяризую-
щийся медно-сульфат-
ный электрод сравнения
НМ-СЭ-58
и электрическое поле протектора не может нейтрализовать электри-
ческое поле, создаваемое токами электротранспорта.
При проектировании защиты подземных сооружений от корро-
зии, вызываемой блуждающими токами, исходят из основного кри-
терия опасности: необходимо обеспечить защиту всех зон соору-
жений, где наблюдается положительная пли меняющаяся по знаку
разность потенциалов между сооружением и землей (анодные и
знакопеременные зоны). Степень опасности коррозии оценивают
на основании электрических измерений.
Проводя измерения, целесообразно использовать высокоомные
показывающие или регистрирующие приборы (табл. 54). При про-
ведении измерений в качестве заземляющих электродов в цепи
измерения используют медно-сульфатные электроды сравнения.
Наибольшее распространение получили неполяризующиеся медно-
сульфатные электроды сравнения типа НМ-СЭ-58 и МЭП-АКХ.
350
Тип при* бора	Назначение	Класс ТОЧНОСТ
М-231	Измерение токов и напряжении в цепях постоянного тока	1,5
Н-339	Измерение и регистрация токов и напряжений в цепях постоян- ного тока	1,5
Щ-1312	Измерение напряжения в цепях постоянного тока (цифровой вольтметр)	—
В У 03 ел 		Измерение напряжений и токов в цепях постоянного тока. Из- мерение эффективных значений напряжений и токов ' в цепях переменного тока; измерение сопротивлений	
Таблица 54
Пределы измерений		Входное сопро- тивление, Ом	Габаритные размеры, мм	Масса, кг
по току, А	по напряжению, В			
0,005—0—0,005; 0,05—0—0,05; 0,1—0—0,1; 1-0—1;’ 5—0—5; 10-0—10	0,075-0—0,075; 0,5—0—0,5; 1-0—1; 5—0—5; 10—0—10; 50—0—50; 100—0—100	2- 104	180Х 178X94	1,5
Определяются используемым шунтом	0,001; 0,005; 0,01; 0,025; 0,05; 0,075; 0,25; 1; 2,5; 5; 10; 25; 50; 100	10-10° на пределах до 250 мВ; 2-10б на пределах 1-100 В	230Х 180X315	10
—	1; 10; 100; 500	1 • 106	220Х 125X260	4,5
Постоянный ток 0,3- 10-6; 1 • 10-6; 10’ 10~°; 100-10-°; 1-10"3; 10-IO’3; 1 Переменный ток 3-10~°; 100-10-°; 1- IO"3; 10’10“3; 1	Постоянное напряжение 0,01; 0,03; 0,1; 0,3; 1; 3; 10; 30; 100; 300; 3000 Переменное напряжение 0,1; 0,3; 1; 3; 10; 30; 100; 300; 3000	В цепях по- стоянного тока 1,4- 10«ч- 13- 10° В цепях пере- менного тока 90-103~200’ 103	275Х I80X 160	9,2
Электрод сравнения НМ-СЭ-58 (рис. 158) состоит из неметалличе-
ского сосуда 3 с деревянной пористой диафрагмой 6, крепящейся
к сосуду с кольцом 4. В верхней части сосуда через резиновую
пробку 1 проходит медный стержень 2, имеющий на наружном конце
зажим (гайку с шайбами) для подключения соединительного про-
вода (5 — колпачок; 7 — резиновое кольцо).
Применение медно-сульфатного электрода сравнения при изме-
рениях обусловлено высокой стабильностью его собственного потен-
циала, из-за чего нормируемые значения защитных потенциалов
установлены по отношению к указанному электроду (см. табл. 52
и 53).
Электрод сравнения типа МЭП-АКХ состоит из пластмассового
корпуса с пористым керамическим дном и навинчивающейся крыш-
кой с впрессованным в нее медным электродом. Материалы, исполь-
зуемые при изготовлении электрода сравнения МЭП-АКХ и залива-
емый электролит позволяют проводить измерения при температуре
воздуха до —30 °C. Электролит, заливаемый в электрод сравнения,
состоит из насыщенного раствора CuSO45H2O в смеси из двух частей
этиленгликоля и трех частей дистиллированной воды. В теплое время
года электролит обычно представляет собой насыщенный раствор
сульфата меди. Перед началом измерений проводят ревизию медно-
сульфатных электродов сравнения: очищают медный стержень от
загрязнений и окисных пленок, заливают электрод электролитом.
После заливки все подготовленные электроды сравнения по-
мещают в общий сосуд с насыщенным раствором серного купороса
так, чтобы пористые пробки электродов были полностью погружены
в раствор.
Исходными данными при проектировании электрохимической
защиты подземных металлических сооружений являются совместный
план проектируемых и существующих подземных сооружений,
а также рельсовых сетей электрифицированного транспорта в масш-
табе 1 : 2000 или 1 : 5000. По проектируемым и существующим
сооружениям должны быть указаны длины и диаметры; по существу-
ющим сооружениям — места установки уже работающих устройств
электрохимической защиты; по рельсовым сетям — пункты подклю-
чения отрицательных питающих линий и существующих электро-
дренажных установок; данные о наличии блуждающих токов. При
проектировании установок катодной защиты для выбора конструкций
анодных заземлителей необходим геолого-геофизический разрез
грунта.
В состав проектной документации по защите подземных соору-
жений от коррозии, вызываемой блуждающими токами, обычно
входят: расчетно-пояснительная записка; совмещенный план
защищаемых трубопроводов и смежных коммуникаций со смежными
подземными сооружениями, рельсами электрифицированного транс-
порта, расположением установок и устройств электрозащиты; план
размещения установок защиты в масштабе 1 : 500 с указанием рас-
положения анодных заземлителей, пунктов подключения проекти-
руемых электродренажных установок к подземным сооружениям
352
и рельсовой сети, трасс дренажных и питающих кабелей с привязкой
к постоянным ориентирам; спецификация на основное оборудование
и материалы; сводная ведомость узлов, конструкций и материалов;
сводная ведомость объемов строительных и монтажных работ, сметы,
установочные чертежи оборудования электрозащиты. В свою оче-
редь расчетно-пояснительная записка содержит основания для раз-
работки проекта, характеристику защищаемых трубопроводов, све-
дения о смежных коммуникациях и источниках блуждающих токов,
обоснование выбора типа установки электрохимической защиты,
расчет количества и рабочих параметров установок, сведения о про-
веденных согласованиях и соответствии проекта требованиям стан-
дартов, строительных норм п правил и другим нормативным доку-
ментам [22].
На чертеже размещения установок электрохимической защиты
приводятся согласования с соответствующими организациями на
производство земляных, строительных и монтажных работ.
Следует подчеркнуть, что проектирование электрохимической
защиты уже проложенных трубопроводов и вновь прокладываемых
проводится различными путями. При защите уже проложенных
трубопроводов наиболее точное проектное решение может быть
получено в результате опытного включения защитной установки.
Результаты опытного включения являются достоверной информа-
цией, позволяющей объективно судить о степени эффективности
действия проектируемой защитной установки.
В районе, где в результате изысканий установлена коррозионная
опасность для подземные металлических сооружений, монтируют
временные защитные установки, имитирующие действие электро-
дренажной или катодной защиты. В период испытания опытных
установок определяют оптимальные режимы их работы, выявляют
защитные зоны на защищаемых сооружениях, характер воздействия
защитных устройств на смежные сооружения, не включаемые в си-
стему совместной защиты, и т. д. Опытное включение защиты требует
доставки к установленному месту самой защитной установки, вспо-
могательного оборудования, кабелей, измерительных приборов. Та-
ким образом, эта операция является весьма трудоемкой. Кроме того,
должна иметься возможность подключения установки к электри-
ческой сети.
С целью повышения производительности труда при проведении
опытных включений защитных установок и определения наиболее
рационального режима их работы в Академии коммунального хозяй-
ства им. К- Д. Памфилова разработана передвижная лаборатория
ПЛЗК на шасси автомобиля ГАЗ-52, обеспечивающая возможность
проведения полного комплекса коррозионно-изыскательских работ
при опытном включении средств электрозащиты подземных метал-
лических сооружений [22]. Такая лаборатория выпускается
серийно (рис. 159), опа оснащена генератором переменного тока
мощностью 12 кВ-А при напряжении 220 В. Схема лаборатории
позволяет имитировать работу всех наиболее часто применяемых
средств электрозащиты: поляризованного электродренажа на ток
353
Рис. 159. Передвижная коррозионная лаборатория ПЛЗК:
1 — контейнер для приборов; 2 — трансформаторы; 3 — генератор; 4 — щит
управления; 5 — сиденье с откидными контейнерами для приборов; 6 — съем-
ный кабельный барабан; 7 — верстак
до 500 А, усиленного электродренажа на ток до 400 А при выходном
напряжении В ДУ до 15 В, катодной станции с током до 50 А при
выходном напряжении 100 В и током до 400 А при выходном напря-
жении 15 В. Оборудование лаборатории обеспечивает возможность
включения в систему совместной защиты до трех подземных соору-
жений с раздельной регулировкой защитного тока. Выпускаются
и другие типы передвижных лабораторий [23].
Оснащение передвижными лабораториями предприятий, ведущих
проектирование и эксплуатацию металлических коммуникаций, спо-
собствует значительному повышению производительности труда пер-
сонала, улучшению качества проектных разработок и, следовательно,
росту эффективности действия системы противокоррозионной за-
щиты.
Как правило, применяют для защиты подземных сооружений
от коррозии, вызываемой блуждающими токами, электродренажную
защиту (поляризованные или усиленные электродренажи). Техни-
ческие данные преобразователей поляризованной электродренажной
защиты приведены в табл. 55.
Таблица 55
Тип устрой- ства	^НОМ’ А	Допусти - мое об- ратное напряже- ние, В	Макси- I мально ' допусти-[ мое'дре- । нажное сопроти- | вление, Ом	Тип устрой- ства	о <	Допусти- мое об- ратное напряже- ние, В	Макси- мально допусти- мое дре- нажное сопроти- вление, Ом
ПГД-60	60	150	0,5	ПД-ЗА	500	100	0.936
ПГД-100	100	50	0,5	ПД-200	200	300	0,3
ПГД-100М	100	100	0.5	ПД-300	300	300	0,2
ПГД-200М	200	50	0,5	ПД-500	500	300	0,15
354
Т а б'л'и ц а 56
Тип устройства	Выходная мощ- ность, кВт	Выпрямленный ток, А	Выпря мленное		Допустимое обратное напря- жение, В
			напряжение,	в	
ПАД-1,2	1,2	100/200	12; G		300
ПАД-2	2	165/330	12/6		300
ПАД-3	3	250/500	12/6		300
ПДУ-АКХ	3	250/500	12/6		300
Следует иметь в виду, что установка поляризованной электро-
дренажной защиты включает в себя преобразователь и соединитель-
ные кабели.
В табл. 56 приведены технические данные преобразователей
усиленной электродренажной защиты.
Преобразователи усиленных электродренажей преобразуют одно-
фазный переменный ток частотой 50 Гц и напряжением 220 В в плавно
регулируемый постоянный ток. Наличие подобного преобразователя
позволяет обеспечить автоматическое поддержание стабильного за-
щитного потенциала на сооружении. Токи, протекающие по рельсам
трамвая, непрерывно изменяются, что определяет характер изме-
нения во времени потенциалов рельсов и подземных сооружений.
При работе усиленного электродренажа или катодной станции сум-
марный потенциал в любой точке сооружения равен сумме частичных
потенциалов, обусловленных как блуждающими токами, так и током
источника электроэнергии защитной установки. Если эта установка
поддерживает постоянное выходное напряжение, то вторая соста-
вляющая не изменяется, а первая, как было уже сказано, увеличи-
вается или уменьшается с течением времени. При этом суммарный
потенциал сооружения также изменяется.
Автоматические защитные противокоррозионные установки
поддерживают стабильный защитный потенциал на подземном соору-
жении, технико-экономические преимущества этих установок
заключаются в возможности защиты сооружения при меныпем значе-
нии среднего во времени защитного тока. Действительно, режим
работы неавтоматической защитной установки рассчитан на нейтра-
лизацию коррозионного действия блуждающих токов при макси-
мальной нагрузке в сети электрического транспорта. В другое время
суток, когда размеры движения трамваев или пригородных поездов
сокращаются, интенсивность блуждающих токов уменьшается. Од-
нако режим работы защитного устройства не изменяется, оно по-
требляет ту же электрическую мощность, что и при максимальной
нагрузке. Стабильность поддержания защитного потенциала на
сооружении приводит к увеличению сроков службы его изоляцион-
ного покрытия не менее чем на 20—30 %.
Автоматическая установка в каждый момент времени потребляет
ту мощность, которая (с учетом к. п. д.) необходима для поддержания
на защищаемом сооружении установленного защитного потенциала.
В качестве сигнала, управляющего выходным напряжением защит-
355
Рис. 160. Структурная схема преобразователя типа ПЛД усиленной электродре-
наж ной защиты
ного устройства, используют непрерывно измеряемую разность
потенциалов между защищаемым сооружением и электродом срав-
нения. В схемах автоматических защитных установок широко ис-
пользуют полупроводниковые элементы.
Структурная схема преобразователей серии ПАД приведена
на рис. 160. При изменении потенциала защищаемого сооружения
в результате изменения интенсивности поля блуждающих токов
система автоматического регулирования, изменяя фазу включения
симистора, возвращает значение потенциала к установленному.
Синхронизированные импульсы запуска симистора обеспечивает
блок управления совместно с согласующим трансформатором. Фаза
включения симистора регулируется фазосдвигающим устройством
блока управления. При перегрузках по току схема фазового упра-
вления предусматривает отсечку по току в пределах от 1,0 до 1,3/110м.
В качестве электрода сравнения для автоматических защитных
противокоррозионных установок используют неполяризующийся
медно-сульфатный электрод длительного действия с датчиком элек-
трохимического потенциала типа МЭСД-АКХ (рис. 161). Этот элек-
трод состоит из керамического корпуса, заполненного электролитом
повышенной вязкости, стержня из красной меди, установленного
в электролите, датчика электрохимического потенциала и соедини-
тельных проводов.
Датчик электрохимического потенциала представляет собой
стальную пластинку размером 25 X 25 мм и толщиной 1,5—2 мм.
Датчик вмонтирован в гнездо, укрепленное на внешней цилиндри-
ческой поверхности электрода. К вводной клемме сигнала автома-
тической защитной установки подключается провод, идущий от
медного стержня электрода. Провод от датчика электрохимического
потенциала присоединяется к измерительному прибору при проверке
действия электрозащиты.
Место присоединения кабеля электродренажной защиты к за-
щищаемому сооружению выбирается на таком его участке, где сред-
ние значения его положительных потенциалов по отношению к земле
356
Рис. 161. Неполяризую-
щийся медно-сульфатный
электрод сравнения дли-
тельного действия с дат-
чиком электрохимическо-
го потенциала типа
МЭСД-АКХ:
1	— предохранительная
трубка; 2 — медный стер-
жень; 3 — электролит; 4 —
керамический корпус; 5 —
датчик электрохимического
потенциала
максимальны. Кроме того, учитывается
возможность прокладки дренажного кабеля
наименьшей длины. Другой конец цепи элек-
тродреиажной защиты подключают к рель-
сам трамвая или пунктам подключения
к рельсам отрицательных питающих линий.
Действующие правила не разрешают непо-
средственное присоединение установок элек-
тродренажной защиты к отрицательным
шинам тяговой подстанции трамвая, а так-
же к сборке отрицательных питающих ли-
ний подстанции, так как при этом происхо-
дит существенное повышение интегрального
значения тока утечки с примыкающих уча-
стков рельсовой сети.
При проведении опытного включения
электродренажпой установки особое вни-
мание уделяют обеспечению надежного
контакта кабеля с защищаемым сооруже-
нием и рельсами. На опытное включение
электродреиажной установки получают раз-
решение соответствующей службы трамвай-
ного хозяйства.
Перед осуществлением пробного вклю-
чения защиты проектная организация раз-
рабатывает программу, в которой указы-
ваются режимы работы защитной установки
при опытном включении, пункты измерений
на защищаемом и смежных сооружениях,
продолжительность измерений в каждом пункте, схемы размещения
самопишущих и показывающих приборов.
Продолжительность работы опытной электродреиажной установки
зависит от местных условий и составляет от 30- -40 мин до нескольких
часов. Период измерений должен совпадать с периодом максималь-
ного размера движения трамваев. Если в результате измерений
будет установлено, что зона эффективного действия поляризованного
электродрепажа не распространяется на весь участок сооружения,
подлежащий защите, изменяют пункт подключения электродренажа
к сооружению или обеспечивают одновременное включение двух
или нескольких электродренажей.
Повышение эффективности действия защиты может быть достиг-
нуто заменой поляризованного электродренажа усиленным.
Сопротивление кабеля проектируемого поляризованного элек-
тродренажа
*Дк = (Д^т-р — ^д^ду/^д’
где А(/Т_р — средняя разность потенциалов между точками подсоединения электро-
дренажа к трубопроводу и к рельсам во время опытного включения
защиты;
357
/д — средний дренажный ток за время опытного включения защиты;
/?ДУ — сопротивление проектируемого дренажного устройства, определя-
емое по его вольт-амперной характеристике.
Зная /?дК, можно определить сечение дренажного кабеля.
Сопротивление кабеля при применении усиленного электро-
дренажа
^ДК = ^дк — (^уд ^уд) ^уд'
где /?дк — сопротивление дренажного кабеля при опытном дренировании;
й/уд— напряжение на выводах усиленного электродренажа при опытом вклю-
чении защиты;
t/уд — нормальное напряжение па выводах усиленного электродренажа (6
или 12 В);
/уд — средний ток усиленного дренажа за время опытного включения защиты.
На практике имеют место случаи, когда включением электро-
дренажа или электродренажей не удается обеспечить защиту под-
земного сооружения в пределах опасной зоны, и на отдельных ее
участках (обычно периферийных) остаются анодные или знакопере-
менные зоны. В подобных случаях в комплексе с электродренажной
применяется катодная защита. Катодную защиту целесообразно
также применять при значительном удалении сооружения от рель-
совых путей трамвая, когда длина дренажного кабеля была бы чрез-
мерной.
В табл. 57 приведены технические данные преобразователей
катодной защиты.
Преобразователи катодной защиты серии ПАСК-М обеспечивают
автоматическое поддержание заданного потенциала на защищаемом
сооружении. Схема преобразователя состоит из силового блока
А1, блока управления А2 и измерительного блока АЗ (рис. 162).
В силовой блок входят ограничители напряжения (варисторы),
Таблица 57
Тип устройства	Выходная мощ- ность, кВт		Напря- жение выпрям- ленного тока, В	Выпрям- ленный ток, А	Тип устройства	Выходная мощ- ность, кВт	Напря- жение выпрям- ленного тока, В	Выпрям- ленный ток, А
ПСК-М-06 ПСК-М-1,2 ПСК-М-2 пск-м-з ПСК-М-5 КСК-500 КСК-1200 КСС-400М ксс-зоо КСС-600	0,6 1,2 2 3 5 0,5 1,2 0,4 0,3 0,6	48/24 48/24 96/48 96/48 96/48 50 60 40 12/24 24/48	12,5/25 25/50 21/42 31/62 52/104 10 20 10 25/12,5 25/12,5	КСС-1200 КЗТ-1500 скз-зооо КЗМ-АКХ ПАСК-М-0,6 ПАСК- М-1,2 ПАСК-М-2 ПАСК-М-3 ПАСК-М-5	1,2 1,5 3 5,5 0,6 1,2 2 3 5	24/48 60/24 60/30 50 48/24 48/24 96/48 96/48 96/48	50/25 25/50 50/100 100 и 10 12,5/25 25/50 21/42 31/62 52/104
358
Рис. 162. Структурная схема преобразователя катодной защиты серии ПАСК-М
фильтр радиопомех, силовой трансформатор, тиристоры, датчик
обратной связи по току, сглаживающий дроссель и аппаратура ком-
мутации. Блок управления состоит из ряда функциональных узлов:
генератора пилообразного напряжения, узла сравнения сигналов;
узла выработки управляющего напряжения, узла отсечки, форми-
рователя импульсов.
В измерительный блок входят усилитель сигнала рассогласова-
ния, обеспечивающий высокую точность поддержания защитного
потенциала, и источник опорного напряжения.
Преобразователи имеют узел отсечки, который обеспечивает
поддержание выходного тока в пределах от 1,1 до 1,2/Ном при изме-
нении сопротивления нагрузки от /Ном До 0- Преобразователи имеют
встроенную защиту от атмосферных перенапряжений.
В организационном отношении опытное включение установки
катодной защиты не отличается от включения электродренажной
защиты. В техническом отношении между опытными включениями
указанных видов противокоррозионной защиты есть существенное
различие, заключающееся в том, что электродренажная установка
одним выводом подключается к рельсам, а катодная — к анодному
заземлению. В последнем случае оказывается необходимым соору-
жать временное анодное заземление. Обычно в качестве электродов
такого временного заземления используют некондиционные стальные
трубы диаметром 25—50 мм и длиной 2 м. Отрезки труб забивают
в землю на глубину 1—1,5 м на расстоянии 2—3 м друг от друга
в один или два ряда.
Анодное заземление, как правило, стремятся отнести от под-
земного сооружения на максимально возможное расстояние. В от-
359
Рис. 163. Схема поляризо-
ванной протекторной защи-
ты:
1 — защищаемое сооружение;
2 — диод; 3 — протектор; 4 —
активатор
дельных случаях при отсутствии доста-
точной площади для размещения анодного
заземления применяются распределенные
заземления, состоящие из двух или бо-
лее групп электродов, расположенных
на отдельных участках. Группы электро-
дов соединяют между собой кабелем либо
индивидуально подключают каждую груп-
пу к катодной станции.
Для повышения эффективности дей-
ствия катодной защиты выбирают такие
участки размещения анодных заземлений,
на которых между защищаемыми соору-
жениями и анодным заземлением нет
других подземных металлических соору-
жений. По возможности анодное зазем-
ление размещают на участках с меньшим
удельным сопротивлением грунта (газоны,
скверы, пойменные участки рек, прудов
и т. п.). Исходными данными для выбора
анодного заземления являются ток катод-
ной защиты и среднее удельное сопроти-
вление грунта на площадке, где предполагается разместить анод-
ное заземление (расчет анодного заземления приведен ниже).
Протекторная защита применяется в отдельных случаях при
защите сооружений от блуждающих токов, а именно в тех случаях,
когда потенциалы защищаемого сооружения невелики (в пределах
до +0,3 В). При применении протекторной защиты от блуждающих
токов в цепь сооружение—протектор обязательно включается диод:
анод диода подключают к протектору, а катод — к сооружению
(рис. 163). При такой схеме протекторная установка автоматически
начинает работать при положительном потенциале на сооружении
и перестает работать при отрицательном потенциале. Следует отме-
тить, что в рассматриваемой схеме можно применять диоды только
с низким прямым сопротивлением.
Действующие нормативные документы по противокоррозионной
защите требуют, чтобы при проектировании предусматривалась
общая защита всех коммуникаций, расположенных на рассматрива-
емой территории. Устройство такой защиты повышает эффективность
противокоррозионных мер, сокращает капитальные и эксплуатацион-
ные расходы на защиту; вместе с тем при устройстве защиты ряда
коммуникаций должно быть исключено ее вредное влияние на другие
сооружения, не вошедшие в данную систему защиты.
При осуществлении общей защиты нескольких сооружений они
соединяются между собой специальными электропроводящими пере-
мычками и защищаются общими для всех сооружений установками
электрохимической защиты. Выпускаются типы вентильных бло-
ков совместной защиты, характеристики которых приведены
в табл. 58.
360
Таблица 58
Тип устройства	। Номинальный ток, А	Допустимое обрат- ное напряжение, В	Максимальное со- противление пере- мычки, Ом
УБСЗ-10	10	100	0,3
УБСЗ-50	50	400	0.24
БДР	100	300	0,24
При проектировании общей защиты существующих трубопрово-
дов и кабелей связи перемычки устанавливают так, чтобы они соеди-
няли точки наиболее высоких положительных потенциалов на
кабелях связи с близлежащими точками трубопроводов, имеющими
наиболее высокие (по абсолютному значению) отрицательные потен-
циалы. Место установки перемычек на параллельно проложенных
трубопроводах определяется после выявления распределения потен-
циалов. Перемычку подсоединяют к одному трубопроводу в точке
с наиболее высоким положительным потенциалом, а к другому —
в точке с наиболее высоким (по абсолютному значению) отрицатель-
ным потенциалом.
Если при опытном включении общей защиты выявляют, что па
сооружении, включенном в эту защиту, анодная зона смещается
не полностью или возникающий отрицательный потенциал по абсо-
лютному значению меньше защитного, то или уменьшают сопроти-
вление перемычки, или увеличивают отрицательный потенциал на
основном сооружении, к которому подключена основная защитная
установка, или увеличивают число перемычек, устанавливая допол-
нительные в тех местах, где оставшиеся дополнительные потенциалы
на сооружении имеют максимальное значение. В отдельных случаях
могут потребоваться дополнительные средства электрохимической
защиты.
Объективным показателем правильности выбранного варианта
защиты (типа защитной установки, места подключения дренажных
кабелей или кабелей катодной защиты, места расположения анодного
заземления, наличие перемычек между смежными сооружениями
и т. д.) является потенциальная диаграмма (диаграммы) защищаемого
вооружения (сооружений).
При снятии потенциальных диаграмм сооружения во время опыт-
ных включений установок электрохимической защиты используют
высокоомные вольтметры. Положительный вывод прибора подклю-
чается к сооружению, а отрицательный — к электроду сравнения.
Измерения, как правило, проводят или в существующих контрольно-
измерительных пунктах, или в существующих устройствах (сифонах,
задвижках, гидрозатворах, муфтах, узлах домовых вводов и т. п.).
Временные электроды сравнения в период проведения измерений
устанавливают па минимальном расстоянии от поверхности соору-
жения. Если электрод размещают на поверхности земли, желательно
его расположить над продольной осью сооружения.
361
ния поляризационного
потенциала в контрольно-
измерительном пункте:
1 — прерыватель тока; 2 —
датчик электрохимического
потенциала; 3 — электрод
сравнения; 4 — трубопро-
вод; 5 — измерительный
прибор
Применяя приборы со стрелочным от-
счетом, интервал между отсчетами прини-
мают в пределах от 5 до 10 с. Результаты
измерений заносят в протокол. При при-
менении регистрирующих приборов ско-
рость движения диаграммной бумаги уста-
навливают в интервале от 180 до 600 мм/ч.
В последние годы стальные трубопроводы
оборудуются специальными контрольно-из-
мерительными пунктами с медно-сульфат-
ными электродами длительного действия
с датчиком электрохимического потенциала
типа МЭСД-АКХ (см. рис. 161). Наличие
таких контрольно-измерительных пунктов
позволяет измерить чисто поляризован-
ный потенциал сооружения, исключив со-
ставляющую активного сопротивления. Из-
мерения проводятся с помощью вольтметра
и прерывателя тока (рис. 164). Прерыва-
тель тока типа ПТ-1 предназначен для авто-
матической коммутации цепей датчик —
трубопровод и датчик — электрод сравне-
ния при измерении поляризационных по-
тенциалов трубопроводов. Прерыватель
состоит из задающего генератора, электрон-
ных ключей и усилителя постоянного тока.
Продолжительность коммутации цепи дат-
чик — электрод сравнения находится в пре-
делах 0,2—0,5 мс, а цепи датчик — трубо-
провод — 5—10 мс.
Измерения поляризационного потенциала выполняют следу-
ющим образом: размыкают контрольные проводники от трубопро-
вода 4 и датчика 2; к соответствующим выводам прерывателя тока 1
присоединяют контрольные провода от трубопровода 4, датчика 2,
электрода сравнения 3. К выходным выводам прерывателя тока
подключают измерительный прибор 5. Через 10 мин после включения
прерывателя тока в рабочий режим фиксируют показание вольт-
метра, следующие показания снимают через каждые 5 с. Продолжи-
тельность фиксации показаний вольтметра в каждом кон-
трольно-измерительном пункте составляет 10 мин. После
окончания измерений отсоединяют прерыватель тока и вольтметр,
а контрольные провода, идущие от трубопровода и датчика, замы-
кают между собой.
Обработка полученных при опытных включениях установок
электрохимической защиты результатов измерений имеет определен-
ную специфику. Искомыми при обработке являются средние, макси-
мальные и минимальные значения потенциалов в точках измерения
на подземных сооружениях.
Если используются неполяризующиеся электроды сравнения,
362
то разность потенциалов между трубопроводом, проложенным в поле
блуждающих токов, и землей 6/Тз = £/изм — Uc (здесь £/изм—изме-
ренная разность потенциалов между трубопроводом и землей; Uv —
потенциал стали в грунте при отсутствии внешней поляризации).
При отсутствии возможности определения Uc последний может быть
принят равным 0,55 В.
При определении степени защищенности подземных сооружений
и наличии в точке измерения только отрицательных значений раз-
ности потенциалов сооружения — земля подсчет среднего значения
/? I
UCP производят по формуле UQV — У, Ui п (здесь Ui— мгновенные
i — 1	/
значения разности потенциалов; п — число отсчетов разности потен-
циалов).
При опытном включении установки электрохимической защиты
не всегда сразу удается добиться удовлетворительной потенциальной
диаграммы сооружения. В ряде случаев на отдельных его участках
возможно наличие анодных или знакопеременных зон. В последнем
случае подсчет средних значений разности потенциалов, измеренных
при применении неполяризующихся электродов, производят:
для всех измеренных мгновенных значений разности потенциала
положительного и отрицательного знаков по абсолютному значе-
нию, меньшему естественного потенциала стали в грунте (7С, по
формуле С/ср(4-) = У ui — ^(7 / п (здесь — измеренные
//
мгновенные значения разности потенциалов положительного и отри-
цательного знаков, по абсолютному значению меньшие Uc, I — число
таких отсчетов; п — общее число отсчетов);
для измеренных мгновенных значений разности потенциалов
отрицательного знака, превышающих по абсолютному значению
I т \ I
по формуле С/ср(_) =	— Ucm / п (здесь tn — число отсчетов
\ 4 ~ 1	/ /
разности потенциалов отрицательного знака, превышающего по абсо-
лютному значению t/c).
При использовании самопишущих приборов определение средних
значений осуществляется планиметрированием лент записи показа-
ний. Следует иметь в виду, что при измерениях с применением медно-
сульфатного электрода сравнения за нулевую линию на диаграмме
показаний приборы принимают прямую, смещенную по отношению
к нулю шкалы на значение t/c.
После обработки результатов измерений по средним значениям
разности потенциалов сооружение — земля строят потенциальные
диаграммы. На план трассы сооружения наносят пункты измерений.
Средние значения разности потенциалов сооружение — земля от-
кладывают в масштабе в виде прямых отрезков перпендикулярно
к изображению трассы сооружения. Концы отрезков соединяют
между собой прямыми линиями.
Дополнительным средством защиты подземных сооружений от
коррозии, вызываемой блуждающими токами, являются изолиру-
363
Изолирующие прокладки
Рис. 165. Изолирующий фланец
трубопровода
ющие фланцы на трубопроводах и
изолирующие муфты на кабелях.
Они могут использоваться самостоя-
тельно и в сочетании с другими
устройствами защиты. Изолирующие
фланцы и муфты в зависимости от
конкретных условий могут шунтиро-
ваться постоянными или переменны-
ми резисторами, конденсаторами,
диодами.
Изолирующие фланцы на тру-
бопроводах представляют собой проч-
ноплотпые соединения с электро-
изолирующими прокладками и де-
талями крепежа (рис. 165). В основном изолирующие фланцы
применяют для электрического разъединения отдельных трубопро-
водов-отводов с основной магистралью, изолированных трубопро-
водов от неизолированных и т. д.
Решение об установке изолирующего фланца на действующем
трубопроводе может быть принято на основании результатов изме-
рения значений и направления тока, протекающего по трубопроводу.
Измерения проводят с помощью милливольтметра, выводы которого
через соединительные провода и контактные устройства присоеди-
няются к двум доступным точкам трубопровода на участке, не име-
ющем задвижек, компенсаторов, ответвлений, контактов со смежными
сооружениями. Расстояние между точками подключения проводов
от измерительного прибора обычно составляет 100—200 м. Под-
соединение проводов к трубопроводам предпочтительно осуществлять
с помощью магнитных контактов.
Среднее значение тока, протекающего по трубопроводу, опре-
деляется
^ср = ^^ср
где \Uср — среднее за период измерения значение падения напряжения на участке
подземного трубопровода.
Сопротивление
R — pL/л (D + 6) 6,
где р — удельное сопротивление материала трубы;
L — длина участка;
D — внутренний диаметр трубы;
6 — толщина стенок трубы.
О направлении тока в трубопроводе судят по полярности под-
ключения приборов к сооружению.
Перейдем к рассмотрению проектирования электрохимической
защиты вновь прокладываемых подземных сооружений, которое
проводится одновременно с проектированием этих сооружений.
Наличие блуждающих токов в земле на трассе проектируемого
трубопровода определяют по результатам измерений разности потен-
циалов между проложенными в данном районе подземными метал-
лическими сооружениями и землей. При отсутствии подземных
364
металлических сооружений в обследуемом
районе наличие блуждающих токов в земле
на трассе проектируемых трубопроводов
определяют измерением разности потен-
циалов между двумя точками земли через
каждую тысячу метров трассы по двум
взаимно перпендикулярным направлениям
и при разнесении измерительных электро-
дов на 100 м друг от друга (рис. 166).
При проведении измерений по обнаруже-
нию блуждающих токов в земле (см. рис. 166)
медно-сульфатные электроды сравнения
подбирают таким образом, чтобы разность
э. д. с. двух электродов не превышала
0,2 мВ. В процессе проведения измерений
продолжительность регистрации разности
потенциалов в каждой точке составляет
10—15 мин. Если измеряемая разность по-
тенциалов устойчива во времени, т. е. зна-
Рис. 166. Схема измере-
ния по трассе проектиру-
емого трубопровода для
обнаружения блуждаю-
щих токов в земле:
1 — медно-сульфатные элек-
троды сравнения; 2 —
соединительные провода
чение ее и знак не изменяют, это указывает на наличие в земле
токов почвенного происхождения или токов от линии передачи
постоянного тока по системе провод — земля.
Если измеряемая разность потенциалов имеет неустойчивый
характер, т. е. изменяется или ее значение, или и значение и знак,
это свидетельствует о наличии блуждающих токов рельсового транс-
порта. Следовательно, необходимо проектировать электрохимиче-
скую защиту сооружений.
Параметры защиты определяют расчетом. Исходными данными
для расчета параметров установок электрохимической защиты яв-
ляются геометрические размеры проектируемых подземных соору-
жений, а также удельное сопротивление грунта по трассе
сооружений.
На первом этапе рассчитывают суммарные поверхности, м2,
всех проектируемых газопроводов Sr, водопроводов SB и теплопро-
водов ST. Под ST понимают суммарную поверхность теплопроводов,
прокладываемых в каналах. Поверхность теплопроводов при бес-
канальной прокладке суммируется с поверхностью водопроводов
$= л 2 dill-КГ3,
1=1
где п — число однородных проектируемых сооружений;
/ — длина r-го сооружения, м;
d — диаметр г-го сооружения, мм.
Суммарная поверхность всех трубопроводов, электрически свя-
занных между собой
S — Sr + 5В ~ ST.
Далее определяется доля поверхности каждого из трубопроводов
в X S: водопроводов b — (Sj S) 10е; газопроводов с =
= (Sr/ lj S) 100; теплопроводов g = (ST/£J S) 100.
365
Рассчитывается плотность поверхности каждого из трубопрово-
дов, приходящаяся на единицу поверхности территории,
d — <$г/^тер> с — ^в/^чер» / — ^т/^тер-
Средняя плотность тока, необходимого для защиты трубопро-
водов,
j = 30 - (99b + 128с + 33,9d + 3,33с + 0,61/ + 4,96р) 10’3,
где р — удельное сопротивление грунта, Ом-м.
В случае отсутствия в районе теплопроводов g — 0 и f 0,
аналогично при отсутствии водопроводов 6 = 0 и е = 0.
При наличии иа территории только газопровода средняя плот-
ность защитного тока
j = 20,1 +(99с — 33,9J — 4,96р) 10"3.
Если по проведенным формулам значение / получается меньше
0,006 А/м2, в дальнейших расчетах принимается, что j = 0,006.
Суммарный защитный ток, необходимый для обеспечения катодной
поляризации подземных сооружений, проектируемых к прокладке
на данной территории, I = 1,3/S.
Способ электрохимической защиты выбирается в зависимости
от местных условий. В случае сближения подземных трубопроводов
с рельсами и при наличии на последних устойчивых отрицательных
потенциалов отдают предпочтение применению усиленного электро-
дренажа. Его радиус действия
/?уд = 60 к/др/(/7г).
где /др — среднее значение тока усиленного электродренажа, А;
k = d + е + /•
Ток электродренажа
др = Цдр/(^каб + 0,02),
где С/др — номинальное напряжение на выходе электродренажа, В;
/?каб — сопротивление дренажа кабеля;
0,02 — ориентировочное значение входного сопротивления защищаемого
трубопровода, Ом.
Участки подземных сооружений, подлежащие катодной поляри-
зации и удаленные от рельсов трамвая, защищают с помощью катод-
ных станций или протекторов. Число катодных станций находят из
условия оптимального размещения анодных заземлителей, наличия
источников электропитания. При этом следует принимать ток одной
катодной станции не более 25 А.
Приближенно число катодных станций, необходимых для катод-
ной поляризации проектируемых сооружений, икс = /раСч/25.
Катодные станции размещают на совмещенном плане проекти-
руемых сооружений, после чего определяют зону действия каждой
из них. Радиус действия станции катодной защиты /?кз = 60 X
X l(/KC/(jk).
Если площади окружностей, радиусы которых соответствуют
/?уд и а центры находятся в точках подключения к рельсам
366
усиленных электродренажей и местах расположения анодных за-
землителей катодных установок, не охватывают всей территории,
занимаемой проектируемыми сооружениями, то либо изменяют места
расположения защитных установок, либо увеличивают защитные
токи. Тип преобразователя для установки катодной защиты вы-
бирают таким образом, чтобы допустимое значение тока было на
50 % выше расчетного.
В начальный период эксплуатации установленная мощность
катодной станции используется далеко не полностью. Однако по
мере старения изоляции сооружения защитный ток должен увеличи-
ваться. Запас по мощности обеспечит работу установленной катодной
станции в новых условиях без замены.
Пример. На территории нового района города, где имеются трамвайные линии,
намечено проложить газопроводы низкого и среднего давления, теплопроводы
и водопроводы (табл. 59). Среднее значение удельного сопротивления грунта по
району равно 30 Ом*м. Площадь 5тер = 10 га.
Таблица 59
Газопроводы		Водопроводы		Теплопроводы в канальной прокладке	
D, мм	1, м	D, мм	Z, м	D, мм	1, м
200	732	2Х 100	100	2Х 125	155
150	624	100	480	2X70	134
100	323	2Х 150	80	2X200	284
89	70	200	253	2Х 100	266
		150	140	| 2X250	158
Расчет. Суммарная поверхность всех трубопроводов района
£Sr + £SB+ ^ST= 874,6+ 513,9+ 1014,5 = 2403 м2.
Значения коэффициентов:
513,9 2403		- = 42,2 %;
,	874,6 П 	 —	,,	513,9			1 Л Л«2 /го
10		 О/,	JV1 / 1 d j	С 	 j Q	— и 1 f т Л1 /1а
	.	1014,5	.	,	
	/ =	— = 101,4 м2/га;	
Плотность тока
/Расч= 30— (99-21,4+ 128-42,2+ 33,9-87,5+ 3,33-51,4 +
+ 0,61-101,4+ 4,96-30) 10-3 = 19,1 мА/м2.
Суммарный защитный ток /расч = 1,3-0,0191-2403 = 59,7 Л.
По данным табл. 56 выбирают усиленный электродренаж ПЛД-1,2 с номи-
нальным значением выпрямленного тока 100 А и выходным напряжением 12 В.
Радиус действия усиленного электродренажа
Г Яуд = 60 К60/(0,0191 (87,5 + 51,4+ 101,4] = 217 м.
367
Усиленная электродренажная установка с радиусом действия 217 м обеспе-
чивает защиту подземных сооружений на площади 5защ ~	~ 15,7 га, что
больше площади района, равной 10 га. Таким образом, выбранный вариант защиты
обеспечивает совместную защиту всех указанных в табл. 59 подземных трубопроводов.
При расчете катодной защиты наибольшие трудности возникают
при определении параметров анодного заземления. Элементы анод-
ного заземления выполняются из стали (старые балки, трубы, изно-
шенные рельсы, прутки), железокремниевых сплавов и графита.
Срок службы элементов зависит от плотности стекающего с них
тока, свойств материалов, из которых они изготовлены, и исполь-
зуемого активатора (засыпки вокруг элементов заземления).
Аноды из стали характеризуются большой потерей массы: прак-
тический износ стальных анодов без коксового активатора составляет
10 кг/(А-год). На одну защитную установку со средним током 10 А
требуется из расчета 20-летнего срока службы до 2 т стали. Аноды
из железокремниевых сплавов (ферросилидов) в почве характери-
зуются значительно меньшим износом: 0,2 кг/(А-год), а с примене-
нием коксовых активаторов — около 0,1 кг/(А-год). Существенным
недостатком железокремниевых анодов является их хрупкость, что
обусловливает необходимость осторожного обращения при их транс-
портировании и монтаже. Графитовые аноды имеют износ в пределах
1—1,5 кг/(А-год). Эти аноды хорошо работают с коксовым актива-
тором, в этом случае их износ снижается в 2,5—3 раза.
В качестве активатора для железокремниевых и графитовых
анодов преимущественно применяют доменный кокс с размером
зерна 2—15 мм и удельным сопротивлением 0,2—0,5 Ом-м. Наличие
активатора уменьшает сопротивление растеканию элементов анод-
ного заземления. Снижение износа анодов при применении актива-
торов обусловлено тем, что большая часть стекающего с поверхности
анода тока переходит по имеющимся контактам с частицами кокса
Т а б л и и а 60
Тип анода	Размеры анода, мм		Размеры анода с ак- тиватором и кожухом		Масса, кг	
	Диаметр	Длина	Диаметр	Длина	анода	анода с активато- ром
ЗЖК-12	40	1365				.	12		
ЗЖК-41Г	75	1365	—	—	41	—
АК-1	50	1400	185	1420	21	60
АК-3	40	1365	185	1120	12	53
АК-1г	75	1365	225	1700	41	90
АК-2г	40	1365	150	1700	12	60
АКО-1	30	1400	—	—	54	—
АКО-2	80	1500	—	—	52	—
АКО-3	80	550	—	—	28	—
АКО-4	60	1500—2000	.—	—	30-40	—
А КО-5	80	1600	—.	—	54	—
А КО-6	56	1940	—	—•	32	—
АКО-7	180	2000	—	—	140	—
368
в активатор. Этот переход происходит благодаря электронной про-
водимости и нс вызывает растворения материала анода. Расход
кокса составляет около 2 кг. (А-год).
Для противокоррозионной защиты широко используют аноды
серий ЗЖК, АК и АКО (табл. 60).
Аноды серии ЗЖК представляют собой стержень из железокрем-
ниевого сплава со стальным контактным сердечником диаметром
4 -5 мм. Комплектные анодные заземлители серии АК состоят из
электрода, размещенного по центру металлического кожуха, запол-
Рис. 167. Конструкции железокремниевых анодов серии АКО:
а, б, в, г, д, е, ж — соответственно типов АКО-1; АКО-2; АКО-3; АКО-4; АКО-5; АКО-6;
АКО-7; 1 — железокремниевая основа; 2 — труба стальная; 3 — стержень стальной; 4 —
уплотнение контакта; 5 — винт; 6 — контактная втулка; 7 — шайба стальная
369
Рис. 168. Конструкции
графитопластовых ано-
дов ЭГ-1 (а) и ЭГ-2 (б):
ненного спрессованным коксовым активато-
ром с ингибитором. Снизу и сверху метал-
лический кожух закрывается крышками.
Железокремниевые аноды серии АКО пока-
заны па рис. 167.
Активным элементом графитопластовых
анодов серии ЭГ (рис. 168) является гра-
фитопластовая труба диаметром 114 мм.
Электрод ЭГ-1 имеет обжимной токоввод,
электрод ЭТ-2 — встроенный токоотвод.
Длина электродов равна 3000 мм, масса
22 кг.
Сопротивление растеканию анодного за-
землителя в значительной мере определяет
степень эффективности катодной установки.
Чем выше значение указанного сопротивле-
ния, тем большая часть мощности катодной
установки затрачивается на его преодо-
ление.
/ — труба из графитопла-
ста; 2 — хомут из меди; 3 —
кабель; 4 — конус из графи-
та; 5 — токоотвод; 6 — про-
вод
Защита подземных сооружений катодны-
ми станциями, как правило, выполняется
со сосредоточенными заземлениями: с вер-
тикальными электродами, с горизонталь-
ными электродами и со смещенным их расположением
Сопротивление растеканию одиночных электродов-заземлителей
определяется по формулам из [24]. Для вертикального электрода,
установленного непосредственно в грунте,
п 0,16р /.	2/э . 1 . 4Л + /Э \	. d.d ,
где /э — длина электрода, м;
d3 — диаметр электрода, м;
h — расстояние от уровня земли до середины электрода, м.
Для электрода, установленного горизонтально в грунте,
*' = -тгЧ|п-»)
где = 2,л/э при круглом электроде и	— при ленточном электроде
(Ь— ширина ленты, м).
Для электрода, установленного в активаторе с удельным сопро-
тивлением ра, сопротивление растеканию
n	0,16р	(1„ 2/а	,	1 4й+ /а	(	ра |и 4 \
А а —	;	( *П з х-	Щ тт z	I 1П , I ,
/а \ da 2	4/1 —/а Р d3 Г
где /а — длина электрода в активаторе, м;
da — диаметр активатора, м.
При работе заземлителя, состоящего из ряда электродов, имеет
место эффект экранирования одного заземлителя другим. Обычно
расстояние между электродами принимают равным двойной длине
электрода.
370
Число электродов в заземлении
N = /3 /8,76У?э1Сэ/(Са1Т]1]э/<э).
где /3—среднее значение тока, стекающего с заземлителя, А;
R;)l — сопротивление растеканию одиночного электрода, Ом;
Сэ — стоимость электроэнергии, руб./(кВт-ч);
Са1 — стоимость сооружения одиночного заземлителя;
1] — к. п. д. катодной станции (примерно 0,8—0,85);
1]э — коэффициент экранирования заземлителей;
— коэффициент эффективности (0,08—0,12).
Срок службы анодного заземления
Т = G3/(KnqTI з),
где G3 — масса металла заземления, кг;
/<п — коэффициент неравномерности растворения металла заземления (Кп —
- 1,3);
qT— электрохимический эквивалент материала заземления, кг. (Л-год).
При проектировании катодной защиты срок службы анодного
заземления принимается равным не менее 10 лет.
В табл. 61 приведены основные технические данные магниевых
протекторов, упакованных с активаторами.
Сопротивление растеканию протектора:
R = Р— ( In ф- + 4- In li + Sa- +	,
₽ 2л/а \ da 2 4Л — /а р dn /
где /а — высота активатора, окружающего протектор, м;
d;} — диаметр активатора, м;
h — глубина установки протектора, м;
ра — удельное сопротивление активатора, Ом-м;
du — диаметр протектора.
Ориентировочный срок службы протектора серии ПМУ: Т =
= 1,14//п (здесь /п — средний ток протектора).
Итоговым этапом проектирования устройств электрохимической
защиты подземных сооружений от коррозии, вызываемой блужда-
ющими токами, является определение их технико-экономической
эффективности. При проведении технико-экономических расчетов
в качестве критерия применяют приведенные затраты
П = С + ЕпК,
где С — ежегодные эксплуатационные затраты, руб. год;
Еи—нормативный коэффициент эффективности капитальных вложений (Е ~-
- 0,15);
К — капитальные затраты.
Таблица 61
Тип протектора, упа- кованного с актива- тором	Габаритные размеры, мм		Масса, кг
	Диаметр	Длина	
ПМ-5У	165	580	16
ПМ-ЮУ	200	100	30
ПМ-20У	240	900	60
371
Определение годового экономического эффекта основывается на
сопоставлении приведенных затрат на защиту 1 км подземного
сооружения без электрохимической защиты и с применением этой
защиты. Годовой экономический эффект обусловлен при применении
защиты увеличением срока службы подземного сооружения.
Экономический эффект от применения противокоррозионной
защиты
3 Рбз ₽  И (С'бз - с;)]/[(р2 + Ен) - /73] z3,
где /7бз, П3 — приведенные затраты на 1 км подземного сооружения соот-
ветственно без электрохимической защиты и с защитой;
С^3, С' — эксплуатационные расходы для этих двух вариантов (с учетом
только той части амортизации, которая идет на капитальный ре-
монт);
/3 — протяженность защитной зоны, км.
Коэффициент учета изменения сроков службы подземных соору-
жений при применении защиты
Р --- (Pi + Гп)/(Рз + £п).
Доли отчисления от балансовой стоимости подземного сооруже-
ния на его полное восстановление (реновацию) без защиты и
с защитой /;2 соответственно:
Pi = 1/Гср; Ра — 1/гн>
где ТСр — срок службы подземного сооружения без защиты от коррозии;
Гн — нормативный срок службы, который обеспечивается при применении
защиты от коррозии.
Пример. Определить годовую экономическую эффективность применения элек-
трохимической защиты участка газопровода длиной 4 км и диаметром 300 мм.
Для его защиты применен усиленный электродренаж ПДУ-АКХ (/в = 60 А,
Ев = 8 В), соединенный с рельсами трамвая кабелем ААШВ (3X 50, 26 м), и с
газопроводом кабелем АСБ-2к (IX 150, 24 м).
Расчет. В соответствии с действующими ценниками стоимость строительно-
монтажных работ, приобретения электродренажной установки, опробования и на-
ладки составляет 1,5 тыс. руб. Стоимость проектных работ 495 руб.
С учетом того что нормативный срок службы газопровода Гцг = 40 лет,
а нормативный срок службы усиленного электродренажа Гнэ — 10 лет, сум-
марные капиталовложения за нормативный срок Гпг
К (^вг/Гпэ- 1) = 1.5(4§- - 1) = 4-5 ™с. руб.
Так как затраты па проектирование опережают, как правило, строительство
и ввод в эксплуатацию устройства электрохимической защиты, следует эти затраты
привести ко времени строительства.
Примем, что проектирование опередило время ввода защитного сооружения
на 2 года, при этом
^проект = 495 (1 + Ен)‘ = 495 (1 + 0.15)2 = 600 руб.
Отнесем общие капитальные затраты к 1 км газопровода
^Суд = ( 2 “Ь ^проект)/4 = 1275 руб/км.
372
Ежегодные эксплуатационные расходы на электрохимическую защиту С скла-
дываются из амортизационных отчислений А от ее стоимости, затрат на электро-
энергию Э, затрат на обслуживание и ремонт защитных устройств 3.
По существующим нормативам амортизационные отчисления А составляют
12 ?о стоимости защитной установки, т. е. А = 1,5Х 0,12 = 0,18 тыс. руб/год.
Затраты на электроэнергию Э — РТСд!ц,
где Р — мощность усиленного электродренажа, равная 0,48 кВт;
Т — время работы усиленного электродренажа в год, равное 8760 ч;
— стоимость 1 кВт-ч электроэнергии, равная 0,0145 руб/(кВт-ч);
[I—поправочный коэффициент, равный 0,6.
Следовательно Э3~ 0,48-8760-0,0145/0,6 = 98,6 руб/год.
Затраты на обслуживание и ремонт защитных устройств 3 складываются
из стоимости проведения периодического ремонта усиленного электродренажа
(4 раза в месяц), измерений разности потенциалов защищаемое сооружение —
земля, текущего ремонта электродренажной установки.
В соответствии с действующими нормативами затрат времени и средней за-
заработной платой электромонтеров пятого разряда затраты 3 = 176 руб/год.
Суммарные эксплуатационные затраты на защитную установку
С3 = 180 + 98,6 + 176 = 454,6 руб/год,
а при отнесении этих затрат к 1 км газопровода
Суд, з = 454, 6/4 = 113,6 ~ 114 руб/(км-год).
Приведенные затраты на 1 км газопровода
Луд.з- 114 + 0,15-1275 = 305 руб./(км-год).
Удельные капитальные затраты на строительство 1 км самого газопровода
/<уд. г “ 15,4 тыс. руб/км.
Ежегодные эксплуатационные расходы на газопровод при отсутствии электро-
химической защиты Сбз = Лбз+Збз. Для газопроводов норма амортизационных
отчислений равна 3,3 %, тогда
Дуд. бз — 0,033-15-400 = 508 руб/(км- год).
Затраты на обслуживание 1 км газопровода Зуд. бз30 руб км.
Удельные эксплуатационные расходы
Суд. бз — 508 + 30 = 538 руб/(км- год).
Приведенные удельные затраты на 1 км газопровода без электрохимической
защиты
/7уД. бз — 0,15-15 400+ 538 = 2848 руб/км.
По статистическим данным средний срок службы газопровода без электрохи-
мической защиты Тфакг = 10 лет. Применение'электрохимической защиты обе-
спечивает нормативный срок работы Тн = 40 лет.
Тогда Р1 = +; р2 = +-м ₽ = (0,1 +0,15)7(0,025 + 0,15)= 1,43.
В итоговую формулу определения экономической эффективности входят значе-
ния эксплуатационных расходов С&3 и С', где необходимо учитывать только ту
часть амортизационных отчислений, которая идет на капитальный ремонт трубо-
провода и средств защиты; для газопровода из общих амортизационных отчислений
(3,3%) идут на реновацию 2,5 % и на капитальный ремонт 0,8 %, для средств
электрохимической защиты соответственно из 12 % на реновацию идут 10 %
и на капитальный ремонт 2?6. С учетом приведенных значений
С'бз = 15 400-0,008 + 30= 153 руб/(км-год);
С3 = 153+ (0,02-1500+ 98+ 176) = 229 руб/(км-год);
Э = [2848-1,43 +	---<2848 + 305)]4 = 1944 РУб/год’
373
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Розенфельд В. Е., Сидоров Н. Н., Кузин С. Е. — Электри-
ческие железные дороги.—М.: Трансжелдориздат, 1951. 317 с.
2.	Нормы и правила проектирования систем электроснабжения трамваев и трол-
лейбусов/ОНТИ АКХ. М., 1983. 56 с.
3.	Правила технической эксплуатации трамвая. М.: Транспорт, 1982. 77 с.
4.	Правила технической эксплуатации троллейбуса. М.: Транспорт, 1982. 6! с.
5.	Инструкция по ограничению токов утечки из рельсов трамвая/ОНТИ АКХ.
М., 1983. 47 с.
6.	П о р ц е л а н А. А. — Исследование нагрева и механических характеристик
контактных проводов. — Тр. ВНИИЖТ, 1968, вып. 337, с. 44—63.
7.	Куликов А. А., Овечников Е. В. — Переходные сопротивления и
электроизоляция трамвайных путей/МКХ РСФСР. М., 1958. 24 с.
8.	Методика (основные положения) определения экономической эффективности
использования в народном хозяйстве новой техники, изобретений и рационали-
заторских предложений. М., 1977. 53 с.
9.	Власова Л. М., Томлянович Д. К., Трегубенко М. Г. Ис-
следование и выбор компенсированной схемы выпрямления для тяговых под-
станций 1200/600 В. Сборник научных трудов ОНТИ АКХ, вып. XXVIII,
1964, с. 82—97.
10.	К р а с н о в Б. Д., Том ляпович Д. К. Показатели безотказности и
ремонтопригодности устройств систем электроснабжения трамвая и троллей-
буса. Научные труды АКХ «Городской транспорт», № 7, вып. 72, 1970,
с. 114—123.
11.	К а н т о р Б. 3., С а в и н А. Н., Томлянович Д. К. Расчет установок
выключателей питающих линий трамвая и троллейбуса. — Научные труды
АКХ «Городской транспорт», 1970, вып. 72. с. 11—22.
12.	Баптиданов Л. Н., Тарасов В. И. Электрические станции и под-
станции. М.: Энергия, 1969. 424 с.
13.	3 а г а й н о в Н. А., Финкельштейн Б. С. Тяговые подстанции трам-
вая и троллейбуса. М.: Транспорт, 1978. 336 с.
14.	3 а г а й и о в Н. А. Тяговые подстанции городского электрического тран-
спорта. М.: Высшая школа, 1970. 460 с.
15.	Указания по проектированию систем управления тяговыми подстанциями
трамвая и троллейбуса /ОНТИ АКХ. М., 1979. 52 с.
16.	Справочник по электроснабжению промышленных предприятий. Промышленные
электрические сети/Под ред. А. А. Федорова и Г. В. Сербиновского. М.: Энер-
гия, 1980. 576 с.
17.	Справочник по электроснабжению промышленных предприятий. Электрообо-
рудование и автоматизация/Под ред. А. А. Федорова и Г. В. Сербиновского.
М.: Энергия, 1981. 624 с.
18.	А ф а н а с ь е в А. С., Д о л а б е р и д з е Г. П., Шевченко В. В
Контактные и кабельные сети трамваев и троллейбусов. М.: Транспорт, 1979.
303 с.
19.	Руководство по проектированию контактных сетей трамвая и троллейбуса/
Главное управление электротранспорта МЖКХ РСФСР, М., 1980. 128 с.
20.	Кузнецов Б. Т. Тяговые сети трамвая и троллейбуса. М.: Стройиздат,
1964. 338 с.
21.	С т р и ж е в с к и й И. В., Т о м л я н о в и ч Д. К. Блуждающие токи и
электрические методы защиты от коррозии (теория и расчет)/ А\КХ РСФСР.
М., 1957. 285 с.
22.	Инструкция по защите городских подземных трубопроводов от электрохимиче-
ской коррозии. М.: Стройиздат, 1982. 144 с.
23.	Защита металлических сооружений от подземной коррозии. Справочник. М.:
Недра, 1981. 293 с.
374
ОГЛАВЛЕНИЕ
Глава 1
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ СИСТЕМ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ
1.1. Особенности режима работы и расчета устройств электроснабжения. .	3
1.2.	Постановка задач и принципы расчета.............................. 6
1.3.	Расчет сетей одностороннего питания с переменной плотностью на-
грузок .............................................................. 10
1.4.	Расчет сетей двустороннего питания с переменной плотностью нагру-
зок ................................................................. 16
1.5.	Расчет	токораспредсления в системе	рельс—земля.................. 28
1.6.	Электрические расчеты систем электроснабжения с применением
ЭВМ.................................................................. 47
Глава 2
ПАРАМЕТРЫ, НАГРУЗКИ И НОРМЫ РАСЧЕТА ТЯГОВЫХ СЕТЕЙ
2.1. Параметры контактных проводов и кабелей на 1 кВ................. 70
2.2.	Электрические нагрузки.......................................... 71
2.3.	Нормы расчета тяговых сетей..................................... 87
Глава 3
ЭКОНОМИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ СИСТЕМ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ
3.1. Выбор сечений прозэдэв и кабелей............................... 113
3.2.	Выбор наивыгоднейших параметров системы электроснабжения . . .	124
3.3.	Технико-экономические показатели системы электроснабжения . . •	142
Глава 4
ПОКАЗАТЕЛИ НАДЕЖНОСТИ И СТАБИЛЬНОСТИ
►ОСНОВНЫХ СИСТЕМ ПИТАНИЯ
4.1. Надежность систем питания...................................... 167
4.2.	Стабильность элементов системы в предельных режимах............ 183
Глава 5
ТЯГОВЫЕ ПОДСТАНЦИИ ТРАМВАЯ И ТРОЛЛЕЙБУСА
5.1.	Электрические схемы тяговых подстанций ........................ 195
5.2.	Аппараты распределительных устройств переменного	тока.......... 201
5.3.	Аппараты распределительных устройств постоянного	тока.......... 215
5.4.	Преобразовательные агрегаты ................................... 222
5.5.	Собственные нужды ............................................. 229
5.6.	Компоновка оборудования на тяговых подстанциях................. 230
5.7.	Автоматизация и телемеханизация тяговых подстанций............. 238
Глава 6
ВЫБОР ОСНОВНОГО ОБОРУДОВАНИЯ ТЯГОВЫХ ПОДСТАНЦИЙ
6.1.	Расчет токов короткого замыкания в сетях переменного тока ....	252
6.2.	Выбор аппаратов, токоведущих элементов РУ переменного тока и
преобразовательных агрегатов ....................................... 261
6.3.	Расчет заземляющих устройств .................................. 268
Глава 7
СИСТЕМЫ ПОДВЕСКИ И ОБОРУДОВАНИЕ КОНТАКТНОЙ СЕТИ
7.1. Системы и виды подвесок контактной сети........................ 275
7.2.	Провода, тросы и подвесная арматура............................ 280
375
7.3.	Изоляция контактной сети. Секционные изоляторы................ 283
7.4.	Специальные части контактной сети............................. 288
7.5.	Поддерживающие конструкции, опоры и фундаменты................ 290
7.6.	Трассировка контактной сети................................... 294
Г.шва 8
МЕХАНИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ПРОВОДОВ КОНТАКТНОЙ СЕТИ
8.1. Нагрузки проводов............................................. 303
8.2.	Расчет простой контактной	подвески.......................... 305
8.3.	Расчет цепной подвески	.............................. 310
8.4.	Расчет гибких поперечин и	кронштейнов........................ 313
8.5.	Расчет опор и фундаментов	.............................. 315
8.6.	Особенности расчета подвески на кривых участках............... 318
Глава 9
КАБЕЛЬНЫЕ И РЕЛЬСОВЫЕ СЕТИ
9.1. Элементы кабельной сети ...................................... 320
9.2. Проектирование кабельной сети................................. 323
9.3. Электрический расчет рельсовой сети .......................... 326
Глава 10
ОГРАНИЧЕНИЕ ТОКОВ УТЕЧКИ ИЗ РЕЛЬСОВОЙ
СЕТИ ТРАМВАЯ и ЗАЩИТА ОТ НИХ
10.1. Выбор параметров рельсовой сети с учетом ограничения токов утечки 333
10.2. Связь между токами утечки и потенциальной диаграммой рельсовой
сети ....................................................*......... 335
10.3.	Выбор режима работы пунктов присоединения отрицательных питаю-
щих линий .......................................................... 337
10.4.	Выбор способа регулирования потенциалов пунктов присоединения
кабелей ............................................................ 342
10.5.	Выбор режима работы положительных питающих линий............. 344
10.6.	Защита подземных сооружений от коррозии, вызываемой блуждаю-
щими токами ........................................................ 348
Список литературы.................................................. 374
Производственное издание
Михаил Владимирович Тарнижевский,
Давид Карлович Томлянович
ПРОЕКТИРОВАНИЕ УСТРОЙСТВ
ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ ТРАМВАЯ И ТРОЛЛЕЙБУСА
Переплет художника В. А. Сергеева
Технический редактор А. Г. Алахвердова
Корректор В. А. Спиридонова
ИБ № 3085
Сдано в набор 28.08.85. Подписано в печать 27.05.86. Т-0И2Э.
Формат 60ХOOVie- Бум. тип. № 1. Гарнитура «Литературная».
Высокая печать. Усл.печ.л. 23,5.Усл. кр.-отт.23,5. Уч.-изд. л.26,75
Тираж 3000 экз. Заказ 231. Цена 1р.70к.Изд. № 1-3-1/5 № 2789.
Ордена «Знак Почета» издательство «ТРАНСПОРТ»,
103064, Москва, Басманный туп., 6а
Ленинградская типография № 6 ордена Трудового Красного
Знамени Ленинградского объединения «Техническая книга»
им. Евгении Соколовой Союзполиграфпрома при Государ-
ственном комитете СССР по делам издательств, полиграфии
и книжной торговли. 193144, г. Ленинград, ул. Моисеенко, 10.