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| 城市轻轨铁路车辆和供电电源的防雷研究 |
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1、本科研课题的目的及性质 本课题的目的是初步分析研究运行于北京地区（年平均雷暴日1KL=40d/a，即平均每年有40天打雷）的轻轨铁路，如不采取专门的防雷措施，对车上的人员和牵引动力主机、空调等一般电气设备、通信及信号设备和控制系统以及车上电源系统是否会造成不可忽视的伤害和损失；此外，还需分析沿铁路的信号系统是否需要特殊的防雷措施。由于雷击电流的大小和雷电侵袭的频次具有统计特性，例如我国电力部门几十年的实测表明，雷电流超过10%概率的雷电流为88KA，一般电力设施（发电厂、变电所）的防雷标准是能承受150KA的雷击，其发生频率约为3%。这相当于我国建筑防雷标准和1EC建筑防雷国际标准的二类防雷。本课题将按此标准进行计算和进行一些初步的模拟试验与实测，探求在此标准下人员和设备是否会受到频繁的损害。雷电统计规律的特点，决定了我们的判定标准不单是雷电流幅值一个参数，还要看发生这样大电流的雷击事件是一、二年就会遇到，还是几十年才会遇到。如果计算和试验研究表明，一、二百年才遇到一次或三、五百年才遇到一次，对于这样极小概率的事件，我们的决策如何，是否要采取措施或采取什么措施，就要综合考虑各种因素，提出投入多少费用和避免多少损失的详细评估材料，由上级领导机关来做出最后的决定。由于未见到国内外相关标准，为了最后决策的需要，可以分析对比类似电气设施防雷的平均无雷电事故工作时间（MTBF）指标，见表1。 表1 电力设施的防雷标准（150KA）及一般的平均运行安全水平[3] 设 施 发电厂的发电机 变 电 所 城市配电变压器（包括杆上变压器） 备 注 直接连接架空线 经过变压器供电 35KV 110KV 220KV MTBF及保护情况 60-100-300年 （安装保护后） 1300年 （一般不加保护） 30-80年 （安装保护后） 100-120年 （安装保护后） 200年 （安装保护后） 100年* （安装保护后） *如不装保护，北京地区可能一、二年会发生雷击损坏 标准 必须加保护 大型机组或特别重安的发电机应加装保护 所有情况下均必须加保护 同左 同左 同左 注：上世纪70年代，江浙一带一些供电部门曾采用特殊办法提高防雷可靠性，即在每年雷季后用汽车或小船将冲击电压发生器运到现场，对变压器逐一进行冲击耐压试验，不合格者予以更换。这样，使MTBF达到1000年的特高值。后来认为，如此倚高的耐雷特性虽然创了全国纪录，但所耗人工费用过高，还不如按标准进行一般维护，以百年左右一遇的安全性动行，发生事故后更换变压器更合算。 高电压专业以外人士可能对上述一个是否需要安装专门保护装置这一简单问题的回答太复杂了，为什么不可以用一句话来回答？这是因为雷电强度的大小变化太大了：根据中国电力部门的50多年实测可知最小为2KA，平均强度约为20KA（占50%左右），占10%概率的这一不容忽视的和较易遭遇的雷电流为88KA，电力部门发电厂和变电所防雷采用的标准设计电流取150KA，其概率约为3%。我国和俄、美的同步卫星火箭发射场采用的电流200KA，等于和超过它的概率为0.2%。我国50多年以来实测最大电流为310KA，只发生一次，其概率约为1/1405≌0.07%。欧洲实测最大电流440KA，世界最大电流是百年来实测极端最大电流515KA。上述实测的特大雷击电流，同中国和世界各国发电厂、变电所等电力设施的防雷标准150KA相比，分别约为它的2倍（中国的310KA）、3倍（440KA）和3.4倍（515KA）。作用于车上旅客身上的雷击电压以及电气设备的反击电压也都相应成比例增大。如果按这种每个地方千年、万年一遇（全世界最大电流，要规算到每一工程就相当多少万年一遇），保护费用就太高了。比如钢制车皮要加厚到4～4.5mm，车箱变成坦克车了。由以上可知，所谓是否需要采取防雷措施就要提出是在什么标准下的特定条件，这里不能要求做到绝对安全，世界上的工程防雷都只能如此。 本课题就是在这个意义下来回答这一问题。因本次试验是以相对简单和参数较低（电压5000V及以下，电流2500A以下）的试验设备进行的，测试结果的精确性较低，但对这次预研究（相当于建设工程上的可行性研究），它已能满足要求。而在此次的试验中，如采用作者在电力部门过去的试验中的几十万伏电压和4～36KA的电流进行反击试验和冲击接地电阻测量，为试验人员购置60多个蚊帐到现场实测几十天，运去2卡车设备有的试验设备重40吨，花费百万元经费，那就是太浪费了，因为这是一项预研究，还不是按其进行具体防雷工程的设计、研制和施工。 2．年平均雷直击列车的次数：[1][3]
图2-1 雷击列车次数的计算图 车辆雷击次数（北京地区IKL=40），按每侧引雷宽度为高度的2倍，即2h计算 L=19×2＋19.5×2＋0.5×5=78.5m（原估计值：120） Nj=40×0.07×[（b 4h）l b×4h]×10-6 次/年 （2-1） =2.8[（2.8＋14.8）×78.5×10-6] =0.72×10-3 =2.8[17.6×78.5＋（2.8×4×3.7）]×10-6 =2.8(2080 41.4) ×10-6 =4.78×10-3次（原估计值5.8×10-3） 此即每年每列车的受击次数。 注：所以按列车总长计算，是因为直击任一车箱时，其极高电压必将传到整个列车。 北京共有56组列车，每天在北京地区行驶，其每年遭受雷直击次数为： NΣ=56×4.78×10-3=0.267次/年 即平均每年0.267次，每4年受到一次雷击，故北京运营两年尚未受到雷击，是可以理解的。 上海IKL≌30d/a，每列车年受击数为Ndj=4.78×10-3×（30/40）=3.6×10-3次/年，如果车辆总数与北京相同，则每年受击为N 1ε=0.267×（30/40）=0.20次/年，若也运营两年，共受击2×0.20=0.4次。所以可能尚未受到雷击。当然这是统计平均值，也可能发生一次，据说上曾有一次雷雨天电气设备发生故障和短时停运，也许就是这一次雷击。无论如何没有发生频繁雷击，这就可认为与计算结果大体相符。两地两年合计受击次数为：0.267×2＋0.20×2=0.93次。现在两地共出一次雷害，也可大体看作是计算值与运行实际相符。 3．直击雷工况下的雷击电压 按二类防雷，与发电厂和变电所相同，取I1=150KA计算。超过它的雷击出现概率按下式计算：[1] LgPi=- （3—1） 式中，I为等于或大于该幅值的电流，KA。按上式计算，超过150KA的概率为3%。 雷直击列车时的电位： U=IRi （3—2） 式中I—规定的雷击电流，150KA；Ri—冲击接地电阻。 轨道的接地电阻我国未进行测量，前苏联的铁路曾有Ri为数十欧的数据（＜50Ω，限于路轨有信号，需设计安排测试时间，故本课题5月31日以前尚未能对此值进行实测，现只得暂估计如下。估其偏高值，待测得实际值后再做修正。 （1）按两条轨道为对地绝缘电缆计算，每条10KV级电缆Z=20～30Ω，从雷击点向前后两端看，相当于并联4条电缆，即Ri ===5～7.5Ω。这应是偏高值。 （2）按埋于地中的Φ12园钢，每条长60m以上计算，这应是偏低值（因实际是轨道通过钢砼枕木置于地面上）： 每条R=0.1ρ=0.1×(200～600)=20～60Ω。 注：R=0.1ρ式，其中ρ为地电阻率[2]。此外估计北京轻轨铁路经过地带，ρ值最高为600Ω·m，相当回填杂土地带。 4条并联，Ri ==5～15Ω。此为工频值，按冲击系数0.5计算，则 冲击接地电阻Ri =0.5（5～15）Ω≌3～7.5Ω估计。 即车箱电压U=150×（3～7.5）=450～1150KV。 击于一个车辆顶部时，是否会击穿两车辆间的间隙，而将高地位引到相邻车辆？计算如下： 相邻的间隙估计为L3=0.5m，最大也不超过0.7m，空气间隙耐压强按E=500KV/m计算，则相邻车辆两车辆间的击穿电压为： ΔU=LE（1-k） （3—3） =(0.5～0.7)×500(1-0.1) =226～318KV<< U=450～1150KV 式中K—偶合系数，取0.1；L—空气间隙长度，m。 即使假设5个间隙串联，按最严格条件计算，其总耐压强度： ΔUΣ=5·ΔU=5×（226～318）=1130～1590<<2250KV，对于7.5Ω的接地电阻1125KV耐压，也相差不多，或者认为至多可能端部有1-2节车厢高电压没有波及。 注：如计入车箱对地的L分量，则U值加大，更易击穿间隙。 事实上，车辆的挂钩一般均为铁件，在间隙未击穿之前，已由挂钩将大量电流导通，把高电压传到全列车。 事实上，当雷电流通过整个列车的时间，即经过 Δt= （3—4） =≈0.26μs 式中c—光速，300m/μs 即经0.26μs后，全车厢处于（450～1150）KV高电位下，因为0.4μs的时差，雷电流偏离峰值不多。
4．车厢内人体承受的电压及防护 （1）人体承受的电压 人站立在车厢内，手扶拉杆扶手时人承爱的电压最高。假定车厢内地板到车顶的高度H=3m，由顶到地板处的电感由车辆钢构截面的参数确定，一般可实测，也可按尺寸进行计算。作为初步近似，参考输电铁塔的电感作一估计。根据DL/T620-1997，铁塔每米电感如下[1]： 无拉线的钢筋混凝土杆 0.84μH/m 有拉线的钢筋混凝土单杆 0.42μH/m 无拉线的钢筋混凝土双杆 0.42μH/m 铁塔 0.50μH/m 门型铁塔 0.42μH/m 从上述结构估计，车辆沿高度的每米电感估计最大值可取：0.2μH/m。 人体接触电压，按标准考虑高度为2.2m（车箱的扶手）和3m（扶手固定于车顶时），人体承受电压计算如下： I1=150KA时，τ=2.6us[2][3] UL=L （4—1） =(2.2～3)×0.2× =25～34KV. （2）人体通过电流 人体电流我国标准中取人体电阻Rb=1500[2]，我们标准修订小组实测后判定的最小值为1000Ω。这是工频和直流电流的数值。至于人体的冲击电阻，文[7]取为300～500Ω。人体对地的冲击接触电阻为600Ω。雷电冲击电压作用在旅客身上时，电路中的电阻为600 300=900Ω（300Ω为人体冲击电阻最小值），此时： 人体电流Ib= （4—2） = =28～37A. 其半峰值时间，可取t=50us [5]。 （3）交流和高频电流对人体的危害——人体触电伤害的基础研究 关于人体触电伤害的研究，是以最常接近而对人伤害力又最强的交流电进行基础性研究，进而涉及高频电，最后才是静电和雷电冲击波对人的伤害研究。 通常把电流通过人体时的生理效应分为四个区域，如图4-A所示。图中①为无生理反应区②为无有害的生理反应区③区中不会有器质性损伤，但会出现呼吸困难、心脏机能紊乱等反应，随着电流强度和时间的增加，会出项房颤和短时心脏停跳④区中除了会出现③区的那些效应外，发生心室颤动的可能性将增加约5%（曲线C2）、50%（曲线C3）和50%以上（曲线C3以外），电流强度和时间的增加，可能发生心脏停跳、呼吸停止和严重灼伤等危险。关于心室颤动，这个图显示的是电流流经“左手到脚”这个通路时的效应。图中500mA、100us这一点与0.14%的心室颤动发生概率相对应。 关于通电时间，当通电时间短于一个心脏周期时（均为750ms）一般不会发生有生命的心室持续性颤动。但若触电正好开始于损伤区，如心电图(图4-2)的T线，仍会发生心室颤动。[12]
图4-1 交流电流（15~100HZ）通过人体时的生理效应的区域划分 在各种频率的电流中，以最常见的工频电流（50~60HZ）的危险性为最大。图4-B表明男性的摆脱电流I与电流频率f的关系。图中与曲线1~7相应的不能摆脱的概率分别为99.5%、99%、75%、50%、25%、1%、0.5%。从图中可以看出：20~400HZ交流电流的摆脱电流值最低（即危险性相对较大）；抵于这个频段时，危险性相对较小；200HZ以上时，死亡的危险性减低，但高频电流比工频电流易引起皮肤灼伤，因此，仍不能忽视使用高频电流的安全问题。直流电的危险性相对地小于交流电。[12]
图4-3 男性的摆脱电流与电流频率的关系 雷电和静电放电都能产生冲击电流，冲击电流通过人体时能引起强烈的肌肉收缩。由于冲击电流流过人体的时间很短，与50HZ的交流电流相比，其导致心颤的阈值要高得多。 （4）人体允许冲击电流 这一问题各国研究工作较少，人体冲击电流的限值有几个互相差别大的建议值。 （A）以往常用的公式及按其进行的初步分析 美国达尔基尔综合各种躯体和心脏大小与人体接近的动物试验结果，得出以能量为允许限度的电击时间与心室开始颤动的电流（概率99.5%）关系式为： I2t=0.027（安2·秒） （4—3） 由此得出人体允许电流的公式： IP= = （4—4） =23A. 注：①美国AIEE Standard No.80,1991（电力设备接地导则）中采用上式；②此电流公式美国研究者说最短适用于0.3秒，但我国学者包括一些电力部门和作者的实验（如作者指导的花木桥水电站工频和为数不多的冲击试验均表明，可以适用到微秒级）。我国一些部门的研究也认为，最短时间可用到10μs[8]。 由此上可见，在150KA条件下，对乘客似无危险，当然会有轻度麻电感，这后种现象是难于避免的。 超过此条件的概率为Pb=3%，即在北京所有列车受到此种雷击，需经过的年数： MTBF=×=125年（对路局管理者而言）。 以上是对路局而言，因任何一趟车旅客受到雷击都是他所关心的。而对每个乘客而言： MTBF 1b=MTBFbNc （4—5） Nc式中为每天行车趟数。 对每位乘客而言，只有击中他（她）所乘那趟车，才会触电，即 MTBF 1b=125×56 =7000年. （B）其他试验研究结果以及负雷多次后续闪击和正雷长波尾雷击（例如10/350μS）对人体伤害影响的初步分析 下面再核算一下参考建筑防雷国标中，短波头Z=0.25us波形的后续雷击的工况[4]。（注：这一数据尚需核定，因为人体通过一次允许电流值之后，经过约40ms又通过此电流，这后续电流的允许值是否还能达到上述规定的电流，而且还是连续3个脉冲，以后进行讨论）。由此项计算可以看出，至少已达到了临界值，应设法改善这一条件，如扶手采用绝缘杆，或其固定件为能耐60KV电压的杆件。例如木杆每米耐压约为300KV，即应有25cm长的杆件（裕度25%）。 此时电流为37.5KA（二类防雷）。故 UL=L =（2.2～3）×0.2× =55～92KV 人体通过电流Ib==66～90A 其半峰值时间尚无明确规定，考虑到其后续雷击能量较首次闪击小，故半峰值时间也应相对较小，建议暂取t=25μs，此工况下的人体允许电流： IP= = =33A. 比较可知，对此工况，人体通地电流已超过允许电流。但问题是，此前已受到一次主放电电流的作用，两者的综合作用如何？显然应当是伤害力更为严重，后面将进行进一步研究。 如再按一类防雷核算（考虑奥运会期间的特殊设计条件），则首次闪击 I1=200KA UL=（2.2～3）×0.2× =33～46KV. 人体通过电流IP= =36.3～50.6A其中56.6A已超过33A允许值. 上述的100安危险限值和作者算出的50安允许值中，应该是包括了后续雷击的情况，因为所分析的事故中，其参数情况应该是多数具有3～4次常见重复雷击的情况。 前苏联科学院动力研究所曾用牛进行试验，1.2/40us冲击波作用下的结果如表4—1 [8][7] 表4—1 牛的雷击触电试验 加电压方式 牛鼻——前脚，代表接触电压 牛前脚—后脚，代表跨步电压 牛的表现 施加电压值，KV 0.6～30 0.6～30 机体内部无任何伤害 42～56 40～70 中枢神经系统和血液循环机能受到暂时性影响，休息后可完全恢复，无生命危险 74 96 呼吸失常，心脏活动机能损伤，产生不可逆过程，有生命危险 根据上述试验结果，对牛来说，1.2/40us的脉冲危险值如下： 接触电压Ut=70～80KV 流过电流160A 跨步电压US=90～100KV 流过电流200A 注：牛体冲击电阻取为500Ω。 由以上数据，如果取安全系数2，则由危险电流可推出：牛的安全接触电流为80A，安全跨步电流为100A。 美国Dalziel的动物试验表明，动物的承受电流一般与体重成正比。他还将人体安全电流按体重折算，与动物的电流作对比，也存在与体重成正比的关系。我们若将人与牛的重量按1:4折算，则按上述数据，求出人体安全电流：接触电压作用下为20A。 日本的研究则认为，人体能够耐受的电流可达3.7A，电量45毫库。波尾愈长，人体的耐受电流愈小。下表是在冲击电压电击时，人体最小的感觉电流[8]。 表4—2 人在雷电冲击电流作用下的感觉电压 电压波形，us 电流幅值，mA 7/100 5/65 2/30 40以下 60 90 如以雷电标准波形1.2/50us为1.0，此处近似以5/65us波形试验结果为1.0，按前述式的1/的关系进行换算，则有下列结果。 表4—3 以5/65us波形（近似代表标准波1.5/50us）为标准，按1/的关系换算出t=100和30us以及相当于10/350us波形（正极性雷最长的波形）的350us下的人体有感冲击电流 波形，us 5/65 （1.2/50） 2/30 7/100 10/350 有感电流，mA 60 88 （90）* 48 （40） 26 *（ ）内为试验值 上表的换算结果表明，在100us以内，它与实测值的结果相差仅为2～20%，这间接证了达尔基关系式的正确性，但也应看出，随着波长的加大，误差是在增大，见图4—1，这一点有必要进一步研究。 文献[10]引述国外试验结果，当作用时间为2～3us时，最大允许通过的电流为50～100A，当作用时间为10us时，最大电流为20～40A。 日本池田义一在1972年《电气评论》杂志发表的关于“雷击引起的触电”一文中认为，由于雷电流具有冲击特性，它与交流电流引起的触电有很大的区别。当冲击电流作用于人的手足之间时，能引起震动感觉的电流很小。例如100us的冲击电流，通过40MA电流即可感到震动，但使人致命的电流却很大。从各国发生的冲击触电事故分析，与持续时间10～100us相对应的危险的峰值电流约为100A，并且在此电流下也未必是致命的。从日本发生的触电事故得出，通过10毫库（1库=1安·秒）的电量时，皆未致命。因而有人建议以45毫库作为极限电量[10]。注意：上述100us下的40mA与表4—3中7/100us的试验值是一致的。 人体耐受冲击电流的允许值，本课题是综合分析以前国内外的科研成果，主要是：①前苏联的关于人体安全电流以及牛的安全电流数据；②日本的分析日本及国外雷击人身事故所得人体安全电流以及人体感知电流的试验数据；③中国电力部门在制订过电压与接地两部国家标准（GBJ64-83，GBJ65-83）和电力行业标准时，进行的两头牛的工频电流试验（华东电力试验受国标修订组委托进行）以及作者在花木桥水电站进行工频和冲击反击试验时对两只黑狗所进行的工频电流和冲击电流试验（电流一端接舌部，另端将4只脚连接地网），以及其他电力部门所进行的研究工作。我们的工作是对照美国有名的达尔基尔（Dalziel）动物试验曲线和电流计算公式。这些工作均证明该公式可以由其规定的时间下限0.03秒延伸到至少10us仍然适用。同时，还有较大的裕度。所以，本课题可说是综合了苏、中、美、日以往的成果。 所谓危险电流，并非是雷击烧伤致死或对心脏、脑神经破坏致死，而是按达尔基尔理论，采用心脏纤维性颤动，电流过去后不能恢复，而且由于人的差异，是以99.5%的概率为依据。此外，人体的状况影响电流的伤害程度： （1）人体通电时状况，包括雷电流的注入和引出点以及接触或湿潮情况，影响接触电阻和人体电阻。按较严重情况，取人体冲击电阻值为500Ω。 （2）性别：对电的敏感度，女性一般比男性高。有的实验数据表明，女性的感知电流和摆脱电流的阈值约比男性低三分之一。 （3）健康状况：心脏病等严重疾病患者或体弱多病者比健康人更易受雷电伤害。 （4）年龄：遭受电击后的伤害程度，小孩比成年人重。 （5）人的心理状态，对有感电流而言，有心理准备与无心理准备相比，前者的阈值较低。 我国劳动保护科研机构编制的手册中采用值是人体安全电流与危险电流的分界曲线，见图4—2[17]。我们认为，在工程实用时，可按分界曲线取值再额外计入一个适当的安全系数，例如采用1.5，这样，可认为由曲线求出的允许电流为：t=10us时为67A，50us时为40A，100us时为27A，350us时为18A。 最近在网上查找，得知深圳市安全生产教育网，在《影响触电危险的因素》一文中介绍，雷电冲击电流从数土微秒到100微秒波长感觉电流在数十毫安以上，甚至100安的电源，也不致引起心室纤维性颤动致死。又说，1us的冲击波，流过30～75安，没有危险。如果人体电阻取1000Ω，可认为心室颤动界限为27瓦秒[1]。 关于人身防雷技术，很久以来似乎已从允许电流转向防护措施，这或许是因为前一问题已经有了结论；或许是即使允许电流有了指标，而更重要的是把它作为判据而在千差万别的场合中，制订具体措施却非一件易事，所以勿宁是针对各种场合制订出可行的措施。如德国建筑防雷规范第8版，美国防火防雷标准等就是这样。日本近年在大量事故分析的基础上制订出了人在野外的防雷指导原则。值得注意的是这类文件只订措施，却都未标出所依据的雷电流标准。这是否可看作是人身防雷方面的一个新的转向？至少可以认为，这些具体措施具有很好的可操作性，而若按允许的雷电流标准来制订这些标准，即使不是完全不可做到，至少也是非常难于实现的。既然如此，本课题在判断出存在现实的雷击人身事故风险之后，也结束了复杂计算，而是在车箱内拟定出一个行之有效的防止人身雷击事故的措施。 综合以上中、苏、日的人体和牛的冲击试验结果，以及美国达尔基尔对动物的基础性研究（其结果几十年来为中国、苏、美、日等国在工程中广泛使用，包括美国AIEE接地导则的引用），到目前为止可以列出以下的初步结果： ——1.2/50us波形，由公式算出人体允许电流23A。 ——由分析雷击事故得出的人体危险电流100A，按较大安全系数2.0，算出安全电流50A。 ——由苏联科学院牛的接触电压下试验危险电流160A，按安全系数2，允许安全电流80A，按人与牛体重1:4推算出允许电流20A。 ——由我国劳动保护部门的安全技术手册中危险电流曲线，按安全系数算出50us为40A，100us为27A。 ——日本试验研究，人体能耐受的冲击电流3.7A。 可见各国研究结果分散性很大，其范围是：3.7A—20A—40A—50A。在中国电力部门虽然很关心雷击烟囱避雷针、雷击变电所避雷针以及雷击微通信站天线塔时对人身的危险，以及采取铁塔基础周围敷设均压接地环、机房四周敷设闭合式接地体，以及人行道通过接地网的边缘设帽檐式均压接地体，以尽量提高雷直击工况下的人身安全性，但一直认为在雷雨天，应当避免靠近这些危险地带。事实上，上述情况要完全保证人身安全是困难的。所以发电厂、变电所都明确规定，除非特殊情况必须外出到现场，在雷雨天值班人员不得到外面那些危险地带活动，而本课题遇到的是只要雷击，旅客就必然要暴露在雷击电压的作用下，这样，以国内外的研究结果就还嫌不能清楚地解决我们的问题了。作为一个预研究，即可行性研究项目，我们不具备进行大规模的动物试验（犬、羊、牛等），当然更不可能进行人的试验。有的西方国家用死刑犯进行试验，在我们看来这也是不人道的。要得出人体的电流数据，只有靠细心分析大量雷击人身事故，但因多数情况是不知雷电流大小，所以很难得出准确的数值。事关人身安全，让我们再按更严重雷击电流的情况进行校核。 在最重要的工程系统，如我国和美国的火箭发射场和核试验系统的防雷标准，主放电电流（第一次闪击）取200KA，随后的重复放电采用100KA冲击3次。与此类似的是1EC建筑防雷标准和我国建筑防雷标准中，对一类防雷采用200KA和后续3次雷击50KA。这类重复雷击对人体的影响，未见各国研究者对这一问题的定量研究。除了将来用动物（如犬）进行实验外，本课题暂时近似用分析法对前式予以修正：利用均方值法或主放电与后续放电峰值叠加法所得等放电流计算人体承受电压，估计后者可能偏于安全。 ①均方值法：150KA水平的等效电流：I’==198KA。 200KA水平：I’==265KA。 上面分别取3次后续电流分别为75KA和100KA。 ②前后峰值叠加法：150KA水平：I’=150 75=225KA。 200KA水平：I’=200 100=300KA。 由于雷击电压与上述计算雷击电流成比例，而人体电流又与雷击电压成比例，故可简化为人体电流与计算雷击电流成比例，据此求出不同的等放水平的人体电流如下表： 表4—4 考虑后续闪击时不同计算方法的人体电流 不考虑后续闪击 均方值法 峰值叠加法 备注 150KA 计算水平 计算雷击电流，KA （I） 150 198 （I′） 225 I′/I=1.5 人体通过电流，A 28～37 37～49 42～56 左列数值均大于23很多 200KA水平 计算雷击电流，KA （I） 200 265 （I′） 300 I′/I=1.5 人体通过电流，A 37～56 49～65 56～74 左列数值均远大于23 公式计算出的人体允许电流，A 23 （各国最大值为50） 这一公式是已见到的最低数值，并在作者1975年进行花桥水电站的工频和冲击电流反击试验中，以2条黑犬实验，未发现相反的表现，至少应视为偏于安全的判定公式。 某供电部门的研究也认为，该式算出的电流偏于安全侧。 从以上计算可知，采取防护措施是非常必要的。
图4-6 以心电图表示的心脏周期的易损坏期示意图 5．电气设备承受的反击电压[3] （1）本计算的目的和意义 这部分是以最简单的方法估算一下，轻铁车箱在受到雷电直击时，如果没有专门防雷措施，车内各种电气设备能够承受多大雷电流的冲击作用；它能承受约占40～50%的中小强度雷电流的作用吗？它能承受发电厂、变电所和其它电气设备一般能承受的150KA水平的雷击吗？（当然，前述电气设备，我国和世界各国都是具有相当的防雷措施）。假如，计算结果显示，对上述问题都是肯定的，那么这种评估结果就是：不需任何防雷措施，就能确保电气设备在雷暴时的安全运行。而如果回答是否定的，那么，采取防雷措施就是完全必需的。至于防雷费用投入多少，取得经济效益和社会效益有多少，就是后面第11部分的任务了。 （2）反击电压计算的原理和方法 雷击冲击电压的原理和方法，是采用电力系统雷击厂房时计算发电机、变压器等设备绝缘上承受电压的方法，具体说，是采用刘继1975年首次提出的反击系数概念和反击系数法。由于电力部门自上世纪50年代即对直击雷威胁设备安全的反击电压进行研究，60年代末即对西安地区雷击10KV配电室引起的重大烧毁设备事故进行分析研究，1969年底即对刘家峡水电站计算地下厂房内设备反击电压进行了反击电压的现场雷电冲击试验。到70年代，几个水电站先后进行雷击水电站主厂房的现场实地试验，1975年，刘继指导花木桥水电站的工频短路电流和雷电冲击电流对主厂房等处进行大量反击试验，并首次总结提出反击系数的概念，得出全电站110KV、35KV级和10KV发电机主机及其磁系统以及继电保护、自动化与通讯等电子设备上的反击系数： Kb= （5—1） 式中Ub为实测反击电压，U为雷击引流点电压。 后来刘继又首次绘出世界上第一个反击系数曲线（图5—1），以后反击系数理论和方法即成为电力系统设计的重要设计理论和方法，并于2000年订入水电站过电压保护设计导则和接地设计导则[28][29]，极大地简化了雷直击工况下设备反击电压的计算，而且使其概念清晰，便于工程使用，本课题即采用反击系数计算法，进行了雷击电流150KA和20KA工况下诸设备上的反击电压。其中，屏蔽系数的确定和各种设备基准冲击绝缘水平（BIL）的确定是按下列原则进行的： 在各回路的屏蔽情况尚不清楚时，在本课题第一版科研报告中，曾按我国电力部门过去的实测结果和作者在水电站的实测数据，分别估算了反击电压[3]。现又根据本课题进行的车箱屏蔽效果实测和车箱内设备的反击系数实测值，对各种情况的反击系数作了调整，再次针对无保护、无屏蔽和有屏蔽且穿入接地铁管布线的情况计算了各回路的反击电压列于表5—1。 表5—1 各回路的反击电压计算结果（U=150×3.3=495KV）*
* 波头：按电力标准τ=2.6μs[1][3]，按其进行输电线路和变电所的雷击故障率计算与按全工况原理和雷电流实际陡度分布计算结果一致，也与实际运行统计事故率一致，而按IEC建筑防雷标准和我国建筑防雷标准的10μs波头计算，则故障率比实际统计值小很多，有些情况差一个数量级。 ** 采用导入线穿入接地铁管和屏蔽线穿入铁管的布线方法，虽然未装专门保护装置SPD，但实际上这已是采用了部分防雷措施——即刘继、解广润1980～1984年提出和逐步完善的D.B.S.G.P理论，即分流—均压—屏蔽—接地—保护理论中的屏蔽（S）、均压（B）和接地（G）措施，其中包括屏蔽线的屏蔽层和铁管（S）与电气设备外壳的均压连接（B）和接地（G），能使由外面线路引入的强大雷电流对地（车箱金属结构）分流，使侵入设备的电流大为降低，而且接地铁管对于特强雷电流还有分流（D）入地，保护设备或减轻损坏程度的作用。 由上述计算结果可知，即使按电力系统的150KA标准计算，多数回路安装保护也是必要的（Ub =4.95≌5，可靠性也难保证）。如按200KA设计或验算，则所有回路都需要装保护装置。 下面再按最常发生的雷电流20KA进行计算，看反击电压达到多高。从计算得出的表5—2中的数值看，个别情况下某些设备也会击坏，安装保护也是必需的。计算还表明，上海的一次不很严重的雷击故障和短时停运，对中等雷电流造成的后果是可以理解的。 安装SPD后雷击时的情况见第11部分。 表5—2 I=20KA时的反击电压（U=20×3.3=66KV）*
在第一版研究报告中，屏蔽系数采用Kb=0.4，是根据过去在雷击高层建筑物对建筑物内外悬挂导线上的电位对比中取值的：以建筑墙外的电位为1，建筑物内的电位为0.45～0.50。考虑车箱壁距导线较近，车箱内空间又比建筑的窄小，所以取内部电位略低些为0.4，即Kb=0.4。当然，那只是作为研究的初步计算依据。经过我们对车箱屏蔽实测和雷击车箱时接地铁管内导线反击电压的测试之后，又加对北京和上海两地近年运行情况（两年来几乎没有雷击事故，或只在上海发生一次轻微雷害故障）等情况的分析，以及对全周期20年车辆可能发生雷害的粗略计算后，对反击系数决定由建筑物空间模型改用管道模型和电缆模型调整反击系数如下： 接地金属管道模型：作者70年代的实测，其屏蔽系数为：Kb=0.01～0.13， 金属皮电缆模型：Kb=0.005～0.01～0.03， 现根据以上数据，表5-1和表5-2中改用了较小值Kb=0.3。 关于BIL的确定，原则上AC220/380V设备，多数是BIL为4～5KV，而且发电厂和变电所在建成验收时，常采用了交流2KV绝缘测定器（麦格表）测试绝缘状况，据此也可得出4.5～5KV的数值。 DC—110V回路的BIL：现场往往用1KV麦格表测试绝缘状况，据此得出：BIL为2KV。 DC750V回路和DC24V回路BIL的确定，其基本理论和方法与以上相似。 至于雷电冲击波具体幅值的计算，详见附录。
6、感应雷对车内电气、电子设备的危害的评价 （1）对人员的影响 对车箱内的人员而言，车箱的钢构如铁皮已有足够的屏蔽作用，不象直击雷那样会引起触电伤亡的危险。 （2）对车内电气、电子设备危害的评估。 在本课题进行之初，基于现代钢混凝土机房对雷击电磁场的一定屏蔽作用（10dB及以上），以为此处只需研究直接雷击。但后来的实测表明，车厢的屏蔽效果很差，只有4.2dB，这才感到感应雷也可能是一个应当加以评估的问题。由于此危害随电流的增大而增大，也随距离的加大而减弱，所以精确计算其危害应当是对雷电流i与到雷击点距离s的积分。考虑到对车辆来说毕竟还是直击雷的危害起决定性作用，而且又是预研究，所以本课题对感应影响只选一两个距离来计算其影响，考察其作用，以决定下一步如何进一步研究这问题。 ①感应电压的影响—按列车两侧地闪通道垂直地面模型计算 由于过去没有先行的研究工作基础，而以前各国对发电厂、变电所、输电线路以及微波站的防雷计算方法又都不能引用，所以只能按基本理论提出一个新的计算方法，此法基本属于绝缘配合中的半统计法。 先假定雷击点距车厢的距离Χ=500m，试计算车厢内l≌20m长导线上的感应电压，车厢底部的导线h1=1m,(如信号线，控制线)，顶部导线高度h2=4m（如顶部空调的导线）。 近似采用长线路的感应电压公式[2][3]： U1=25=25×=5KV (6-1) 我们实测结果，近处地闪，车厢内天线的感应电压与外部自由空间同样距离地闪的感应电压相比，为后者的61%（相当于金属车厢的屏蔽效果为4.2dB）。故1m高信号线上的感应电压为： U1=0.61×(25) (6-2) =061×5 =3.05KV 如以2KV为信号线和设备的损坏电压，则这相当于雷电流： I=×100=65.6KA 超过此电流的概率不能直接用作者绘出的图6—1查出，因为实测表明，雷击地面因散流电阻很高（一般远超过100Ω），使雷电流的概率分布相当于击于良好接地体的输电线路避雷线和避雷针时的2倍电流，即所谓雷击地面时雷电流减半。即此时的100KA即相当于良好接地时的200KA。故应乘2后得出等效电流后再查曲线。例如上述13KA，应按I=2×13=26KA查概率曲线[ ]。 同样算出：h2=4m的相应电压（100KA，s=500m） U2′=0.61×(25×) =12.2KV 220V电路的危险电压取6KV，则相当于于此电压的雷电流为 I2′=×100=49.2KA 查2×49.2=4KA的概率： PI=8.1% 算出s=500m以内列车两侧对地闪击造成的每列车每年过电压及可能发生绝 缘事故的次数以及全市56组列车共发生的次数，不穿铁管、无保护车辆列于表6-1，无保护但穿入铁管车辆的次数列于表6-2。 表6-1，路轨两侧s≤500m距离内地闪，信号线（h=1m）和220V导线（h=4m）上分别达到和超过2KV及6KV所对应的雷电流发生的概率，每年每列车发生的次数以及全市56组列车每年总计次数（导线无屏蔽，不穿入铁管，无保护措施） 设备的种类 感应左列电压对应的闪击电流及概率 KA/% 计算面积内的地闪次数和超过允许电压的次数** 同左，全市56组列车总次数 N n N n h1=1m （允许电压2KV） 65.6/5%* 0.17 0.0083 9.5 0.47 h2=4m （允许电压6KV） 49.2/8.1% 0.17 0.014 9.5 0.76 *此概率是对应其左列电流2倍电流的概率，因为地闪电流为公称雷击于良好接地避雷线或避雷针电流的一半[3]。 **此次数为列车每年实际运行时间内发生的次数，即按每天早5点开始，晚23点停运，共18小时内发生的次数，即为通常公式算出全年次数的18/24=75%。 对导线无屏蔽，但穿入两端接地铁管的情况，因故本次尚未实测反击系数，根据作者以往的测量值，暂取Kb=0.05（见前面图2）, 计算每年超过允许电压的次数如下： 仍按I=100KA， s=500m，计算不穿管的信号回路（h1=1m） 感应的电压： U′=0.61×(25×) =3.05KV 施加于穿管导线上的电压为： Ut =KbU′ （6-3） =0.05×3.05 =0.153KV<2KV（最大允许电压） 可见500m处已无危险。 再计算65m处地闪情况，I=100KA（100KA被认为是感应雷的最大可能电流）。 U′=0.61×(25×) =23.5KV U′=0.05×23.5 =1.2KV<2KV 说明s=65m仍无危险。 再计算s<65m的感应电压，由于过电压标准DL/T 620-1997中的前述公式只适用于s≥65m，故只好使用作者导出的如下新算法和新公式[19]： 该曲线是按I=100KA，h=7.6m绘制的，由曲线可知，I=100KA，h=7.6。不同距离的感应电压，对于不同的I和h值，需按下列关系式推算： U1 =U（）=U （6—7） 算出的不同S值的U1值，并乘以车箱屏蔽系数0.61后，列于下表： 表6—4不同距离S，导线上的感应电压 距离S，m 65 50 40 30 20 12.5* U1，KV（I=100，h=7.6） 260 305 375 550 650 700 U1，KV（100KA，h=1m） 21 24 31 44 52 56 U2，KV（100KA，h2=4m） 84 98 120 176 208 224 *更小的距离，绝大多数的闪击将引到车箱上，而不会击于其近旁的地面，高压输电线路的长期运行经验和自动监测证明了这一点。 以S=20m为例，信号线上感应电压无铁管时为52KV，计入Kb=0.05屏蔽效应，其上电压为U 11=0.05×52=2.6KV，可见在允许电压2KV时，对应的电流为： I′=×100=77KA. 对应2×77=154KA，由曲线得PI=3%. 同样，由表6—4，h2=4m，S=20m，U=208KV，计入Kb=0.05系数，220V导线上的电压为：U 12=0.05×208=10.4＞6KV，可见6KV时对应的电流为： I′=×100=57.7KA. 对应2×57.7=115KA，PI=7%. 由此算出有铁管时超过允许电压的次数（计算方法同前，略）列于表6— 。 计算S=20m，列车受到邻近面积内的年地闪次数： N=2[（20-12.5）×80]×10-6×40×0.07 =2(7.5×80)×10-6×2.8 =0.0034次/年 考虑运行时间系数0.75，则 N′=0.75×0.0034=0.0026次/年 表6—5同前表，但导线穿入接地铁管 导线的种类 KA/% 地闪数N和超过允许电压次数 同左，56组列车总计 N n NΣ nΣ h1=1m，（2KV） 77/3% 0.0026 0.78×10-4 0.15 0.44×10-2 h2=4m，（6KV） 57.7/7% 0.0026 1.8×10-4 (2.2×10-4)* 0.15 1.02×10-2 *（ ）内为按S=50m计算的数值，它比按S=20m计算值约大20%，前者略小于后者的原因之一是，车辆引雷宽度两侧各12.5m，以内不会发生地闪、此面积在总计算面积中所占比重，在S=20m的情况较S=50m的情况大，从而使感应雷超过允许电压的次数相对较少所致，但作为事故率计算，20%的差别对采取防护决策并无影响。 比较表6—1和表6—5可知，导线穿入接地铁管的措施，能将信号系统和220V系统的感应雷事故率降低到约1%（穿铁管使感应电压值降低到5%），因而它是一个简单易行而又经济、有效的防雷措施。 ②感应电压的影响——按地闪与空中闪电模型的Α.И.ΡΑЗИВИГ公式计算 这第二种方法主要是用来对前面计算作一校核（因为前面的方法是作者此次第一次提出，尚未经过工程实用和与运行统计数字对比，该法类似电力系统绝缘配合计算的简易法或半统计法），所用感应电压的这一经典公式因其运算非常复杂，苏联研究者按其绘成了如图6—2的速算曲线[ ]。曲线1是按苏联1KL为 D=20d/a，地闪密度r=0.06和导线平均高度h=10m绘成的。作者1963年在编写“全国防雷设计训练班”讲义时，又补绘了适用于中国的曲线2，是按D=40d/a和作者统计分析大量中国35、110、220K输电线路多年运行中的雷击事故率，推算出适合于中国的地闪密度。它由线下式求出[13]： r=0.07 0.001D (6—8) 对1KL=40d/a中等雷暴地区： r=0.07 0.001×40=0.11次/KM·40雷日。 现在引用曲线2时，需按DL/T620-1997中的地闪密度0.07进行校正，这样，对本课题的情况将感应电压发生次数N作如下校正： N′=·N =0.64N （6—9） 现分别算出h1=1m和h1=4m和允许感应电压2KV和6KV的年发生次数如下，在查曲线之前，还应考虑车箱屏蔽影响，近似按其衰减系数0.61进行换算（0.61是本课题测量结果，近似代表雷电近场的情况）。 对信号线h1=1m，其2KV允许电压相当于车箱外自由空间电压： U1=（·）2 （6—10） =·×2 =33KV 由曲线查得N1=200次/百公里·年 机车内信号线长度约为20m，即近似按该长度计算机车内信号和控制回路出现危险电压的次数（10-3是由m的换算到KM，分母100为100KM）： n1=·N1 =2 N1×10-4次/年 （6—11） =2×200×10-4 =0.04次/年 同样，算出h2=4m，220V导线上出现6KV及以上电压的次数为（计算过程略）： N2=240次/百公里·年 n2=×240=0.048次/年 现将两种计算方法算出的不穿入铁管和无防雷保护的列车感应雷每年超过允许电压的次数对比如下：
作者1993-1995年应邀与北京水电设计研究院共同测量研究西藏某特高海拔地区（4200～4600m）的雷电强度以及高压输电线路和变电所的电晕无线电干扰测试研究，以便作为设计和建设水电站以及35千伏变电所和输电线路以及以后110KV电网设计的依据。在我们进行了一年内电站内10KV避雷器的动作次数并与按上面方法的计算结果对比时发现，算出的动作次数成倍地大于实际记录的次数，当用该方法计算10KV高压配电线路雷击事故率时，计算值也成倍地高于运行统计值。这一结论也与作者多年来利用该方法研究类似问题时的结果一致。总之，对于工程设计工作，它是一个偏于严格的、具有很大安全裕度的计算方法。我们时常利用它去校核一些工程防雷设计计算，一般能起到一定的检验工程设计有无较大错误的作用。在本课题，假如将此法所得值除以2～3，则分别为0.02～0.013和0.024～0.016，这样就与作者这次提出的第一种计算结果较为接近了。经过第二种方法的校核，可以认为，前面第一种方法的计算结果是可信的。 ③感应电压的影响—按室内导线电压实测统计值计算 行进中列车上电路中的感应雷电压无人实测和统计，但室内228/380V架空引入线的电压（主要是感应雷电压，极少数是直击线路电压），美、德学者曾进行大量测量，并绘成“电压一频次曲线”。作者1993～1994年曾研究这些曲线，并考虑中国的雷暴日水平，导出适用于中国的“感应雷电压—频次公式”（直击雷侵入波电压值可根据雷击距离和线路电杆接地电阻另行精确计算）如下：[21] N=K次/年 （6—11） 式中，K—常数，依雷暴强度等条件而变，作者对1KL=40d/a地区取0.8； δ—指数，作者对中国取其为3. 国外的实测研究，是城区架空配电线入户的情况环境是周围的高楼大厦。本课题的车辆行驶在城区和郊区，两侧附近不存在高大建筑物及其屏蔽作用（指钢筋混凝土对电磁场的屏蔽效应，另外，有高建筑物时，雷击房顶，室内感应电压更低。这些因素估计可将电压降低到2/3～1/2），在此环境使用上式，其频次可能成几倍增大，需引入校正系数K′=3.5～8，此处暂取5，即K′=5。故车内220V电路中的感应雷电压U出现的频次： N′=K′K =5×0.8 =4× 次/年 （6—12） U2=6KV的危险电压（即最高允许电压）的年出现次数： N′=4×=0.018 次/年 3种计算方法的结果列于下表： 表6—4 五种计算方法的无屏蔽导线，不穿入铁管、无屏蔽导线上每年出现危险的雷电感应电压次数—3种计算方法的对比 计算方法 每年超过危险电压的次数 24V信号线（≥2KV） 220/380V电源线（≥6KV） ①本文提出的附近地闪模型半统计法 ②地闪—空闪综合模型PA3ΝBΝГ公式 ③220/380V架空线引入室内电压实测统计法—刘继计算公式 0.0083 0.04 — 0.014 0.048 0.018* *此数只是用来粗略对比一下本课题的计算结果，因为严格地讲，两者的电磁环境条件还有很大差别，因为本课题的电源线是架设在沿铁路线的第三轨道上而不是架设在电线杆上。 至此，我们认为，作为一个近似的评估，本课题提出的方法暂时可以应用。当然，将来还有待通过必要的实验进一步使其精确化。 ④远方、超远方地闪对不穿铁管、无屏蔽层导线、信息设备、控制设备和电子计算机等敏感电子系统误动的评估 这是一个国内外尚无人量化研究的课题。以往只是为了高压输电的防雷研究，前苏联曾建设2.5km长架空实验线路，进行了多年两侧10km范围内地闪时，线路上感应电压的实测研究，这是唯一可供引用的实测数据。 前面已对信号和信息设备按2KV以上电压作为危险电压进行了评估（一般新线绝缘冲击击穿电压估计可达3KV，长期运行后可能降低到2KV）。实际上，也可估计为超过该电压电子设备即可能导致严重毁坏。而下面将对造成电子设备运行中断或部分元件损坏（轻度损坏）进行评估。据我们所知，关于远方地闪（几百米到1km）和超远方地闪（1km到5km，以至10km）对电子计算机等敏感电子设备的干扰危险，文献中只限于定性的或可说是科普性的论述，而真正进行科学或工程实用上的定量评估，或则语焉不详，或者可谓厥如。也许有研究者在分析雷害事故的个案中有所触及，而认真的研究和计算远方地闪感应电压者尚未见到。这从下列各国、各学术组织的感应电压公式对闪击距离S毫无限制条件（似乎多远都适用）就可看出。
苏联1954年版，中国1956年版“过电压保护导则”公式（苏联1965年版草案及以后版本似无改变）： U=25 kv （6—13） 上式在前面第6部分中已作介绍。目前我国标准DL/T620-1997中仍在使用。但我国和苏联都分别对公式适用的最短距离作了规定，即分别为65m和50m，再近则不能适用。 IEC推荐了类似公式，但加入了一个系数K： U=K×25 KV （6—14） 式中，K—系数，K=1～1.3 国际电信联盟1TU的公式与（6—13）相似，也与（6—14）接近（当上式中K=1.2时即与下式相同）： U=30× （6—15） 早在1989年9月，作者作为“黄岛油库特大火灾事故专家分析会”国务院特邀4位专家之一、防雷分析组组长时，即已发现对于远方、超远方地闪上列公式均不适用，图6—5是当时按（6—12）式计算的电压与前苏联实测电压曲线所作的对较，结果是比实测值小一个数量级。现在看来，按6—14式和6—15式的算出值也是同样结果，见前面图6—3。下面利用作者导出的远方、超远方（500m—10km）地闪的感应电压公式进行一些基本计算[19]： Ug4=· KV （6—16） 式中，I—雷电流，KA；h—导线平均高度，m；S—地闪距离，km。 当S=1KM，h=7.6m，I=100KA时， Ug4=·KV=191KV 请注意：这是迄今为止的一个世界纪录性的数据—1KM远的地闪感应如此之高的电压（下面10km远地闪的26.3KV更是如此），它接近于苏联实测值200KV（恰好有一个点子是200），而小于其曲线（上包线）值215KV。至于1EC、1TU公式的计算值则为19～25KV，它比实测值小一个数量级。同样，算出S=10KM时： Ug4=26.3KV. 它接近于实侧点子25.4KV和上曲线的25KV。而1EC和1TU公式算出值为1.9～2.5KV，也是小了一个数量级（其他距离的计算值参见图6—2、图6—3）。可见在本课题应当按照作者导出的公式进行计算，其结果列于表6— 。750V电源线的第三轨高半米多，其到枕木底面以下地面估计为h=0.9m。作为信号导线的铁轨，其距轨道枕木底面下面估计h=0.5m，而实际的0电位面还处于地平面以下（土垠电阻率愈高，其0电位面愈往下移），此处对两者的计算高度均近似估计为h=1m，雷电流取地闪最大值100KA和50KA，计算结果列于下表。 表6—5 取I=100KA和50KA，分别按S=1、5、10KM的距离，对h=1m信号线用半统计法计算的结果 两侧计算宽度S（KM） 1 5 10 H=7.6m Ug（KV） 计算值 191 53 26.3 实侧值 200 52 25 100KA（PI=0.2%） Ug，KV 24.8 6.8 3.4 年发生次数n 50KA（PI=8%） Ug，KV 12.4 3.4 1.7 年发生次数n 2.4 表中的年发生次数是我们按新提出的半统计法算出的，其方法举例如下（附下表对比说明）。 表6—6 信号回路、控制回路远方、超远方地闪的雷电感应电压及每年次数的计算过程 被研究电路 线路长度，KM 导线高度（m） 雷电流KA 雷电流概率PI% 1KL，d/a 地闪密度r 接受闪电积，k㎡ 每年出现第（3）栏电压的次数 （1） （2） （3） （4） （5） （6） （7） （8） （9） 实验线路实测 L=2.5km* h=7.6m 25.6kv 100KA ** ≌0.07% 20 0.06 S=10KM A=2×(L×S)=2×(2.5×10)=50k㎡ n=20×0.06×50×0.07%=0.042次，即每1/0.042=24年一遇 本 例 强电流 （100KA） 也按2.5km计算 h=1m 3.4kv 100KA 0.2%（相当于2×100KA） 40 0.07 S=10KM A=50k㎡ n=40×0.07×50×0.2%=0.28次，即每1/0.28=3.6年一遇 电流 （20KA） 同上 0.7KV 20KA 21%（相当于2×20KA） 40 0.07 同上 n=40×0.07×50×21%=28次 *L=2.5KM线路上传播雷电感应电压，因幅值不很高，导线电晕不严重，传播过程中的幅值衰减不大，此处略而不计。 **苏联的雷电流幅概率分布公式为LgP1=-，与我国实测得出的LgP2=-不同，此行按前一公式计算。又2000年俄罗斯专家在北京邮电大学举办的一次电磁兼容学术会议上介绍俄罗斯的雷电流数据及分布规律，作者按其数据推算，约相当于LgPI=-，苏俄的10%概率的电流值为55～60KA，远小于我国的88KA，这可能与其纬度靠北有关。 正如前面所述，本例是车辆行驶在近郊，附近断断续续有些建筑物，这与野外实验线路有所不同，前面曾按稠密建筑物中导线上感应雷电压同稀疏建筑物或无建筑物中导线电压降低到2/3和1/2来推算其发生的频次，相当于减少到了1/3.5～1/8倍，现在也近似按此关系，将野外实测值换算到近郊断续有些建筑物的情况，也按上述系数进行修正。此外，再进行运营时间系数0.75的修正，则修正后的车辆上电路的感应电压及次数如下： 强电流（100KA）下3.4KV电压，每年发生次数为（0.28/5）×0.75=0.042次/年，即24年1次。 弱电流（20KA）下0.7KV电压，每年发生次数为（28/5）×0.75=4.2次/年。 以DC24V回路为例，3.4KV应当是击穿其绝缘的电压，即每列车运行24年击穿绝缘一次。 0.7KV虽不致击穿导线绝缘，但对24V低电压设备，应当是危险的电压，每年发生4.2次。可是，现在北京已运行2年多，尚未了解到击穿24V信号设备的事故，这一点有待进一步仔细调查车辆运营和维修记录，另外，也需对本计算方法再仔细校核或修正。令人不解的是，此半统计法在前面的感应雷计算中似与北京2年多的运营情况无明显不符之处，而且我们过去在电力设备防雷计算中，也常使用类似的方法，与运行事故统计并无大的出入。看来，这是一个有待进一步研究的课题。 ⑤信息回路、控制回路、电子计算机等敏感电子设备在雷暴中的磁感应危害的评估 电子计算机类敏感电子设备（注：美国电力设备接地标准中将测量、控制、信息设备等均归于此类），在雷电的磁场作用下将导致误码或击穿。 美车AD报告根据试验，认为可以分别按0.07GS和2.4GS作为失效和损坏的设计值，我国自作者在1981年指导我国西昌卫星发射基地工程时引入此标准以来，也是都采用这一数值。 为量化研究雷闪磁场对微电子设备的危害，将地闪的主放电电流峰值出现的概率以下式表示[3][26][10]： P（IP）=exp（-） （6—17） 注：美国学者的这一公式是由苏联列宁格勒工学院（лпи）高压实验室的公式LgP1=-导出的 雷电流IP产生的最大磁场强度为 BP= 高斯 （6—18） 式中，R—计算机到地闪点的地面水平距离，km；K—换算系数，将安·匝/米换算成高斯，K=79.3. 由上2式可求出距离为R的磁场大于BP的回击次数概率： P（BP）=exp（） （6—19） 图6—a为不同距离R，磁场强度大于BP的闪击的概率曲线[26][10]。 计算机（或其他集成电路）失效概率Pm（R）和损坏概率PD（R）分别为： Pm（R）=exp（） （6—20） Po（R）=exp（） （6—21） 式中，BD和Bo分别为造成失效的磁场强度和损坏的磁场强度。 上述失效是指误码、死机等短时失去功能的事件，一般在几秒种后仍能恢复正常工作，损坏则是指元部件永久性损坏。计算表明，多数情况下，后者的概率比前者小3个数量级。 图6—b是达到误码阈值的距离与概率PD（R）曲线以及达到损坏阈值的距离与概率PD（R）曲线。后者左边为原美国文献中引用苏联列宁格勒工学院雷电流概公式绘成的曲线，右边一条曲线是作者按当时我国的雷电流概率公式LgP1=-绘出的，中间一条曲线是作者当时认为后一公式与更多的避雷针和杆塔顶上针测得的雷电流误差较大而应修正为LgP1=-，并补充绘出的。1997年修订的现行标准DL/T620—1997即按上述意见作了修改，采用LgP1=-。我们使用中间一条曲线可认为它与现行标准的误差不大（电流只差4.5%），现将几个不同距离地闪的失效和损坏概率列于下表。 表6—5不同距离地闪的失效和损坏概率 地闪距离，km 0.1 0.2 0.5 1 2 失效概率 0.8 0.7 0.6 0.3 0.1 损坏概率 1×10-2 8×10-5 0 0 0 以Nm和ND分别代表年失效次数和年损坏次数，则当设备到闪击点的距离由R减少△R时，失效次数和损坏次数分别增加△Nm、△ND。根据R·D·希尔经验公式，此两个量由下式给出： △Nm =2πR SyPm（R）△R （6—22） △ND =2πR SyPD（R）△R （6—23） 式中，Sy为年地闪次数，Sy=rD，D为年平均雷暴日数，r为每雷暴日每K㎡地闪次数，在中国，按电力标准DL/T620-1997标准，r=0.07。 将Pm（R）和PD（R）代入上式，并对距离R积分，即可求出失效次数和损坏次数： Nm=2πSy∫ ∞0dR = （6—24） Nm=2πSy∫ ∞0dR = （6—25） 按电力标准将r=0.07和Sy=rD=0.07×40=2.8代入上式，得简化公式： Nm= （6—26） ND= （6—27） 在北京，D=40d/a，故由上式算出Nm=9.8次/年和ND=8.3×10-3次/年。 结论：①上述大量分析计算表明，对于车头上的测量、信号和控制以及计算机等微电子设备，当其机柜和导线没有良好的金属屏蔽和接地时，其每年发生几次短时失效（几秒钟后可自行恢复工作）是可能的，其元部件永久性损坏的次数则约小3个数量级，可能是百年一遇的事件。国家气象局引进日本M-120Ⅱ大型计算机（装于其气象大楼上）上世纪70年代末在雷暴时的频繁失效（有时全气象局院内各处的计算机同时频繁失效），以及随后发生的几次元部件永久性损坏导致整个气象系统停止工作的大事故表明，与上述的分析计算结果符合。当时日立除供给大港电厂的计算机其导线为屏蔽线（可能因电厂的恶劣电磁环境而格外设屏蔽层），并按我国电力规程屏蔽层两端接地外，供给气象局的两合M-170Ⅱ和超大型M-170机（法国统筹会特别限制日本出口中国军事部门）均无屏蔽措施，作者应邀分析事故并提出咨询报告[27]。本列车设备如无屏蔽，应改为屏蔽线，并穿入接地铁管）。 ②前述分析是计算机完全处于野外，且附近建筑物等金属结构物。本例位于近郊，参考前面感应电压计算中，建筑物因素可使危险电压发生次数减少到1/3.5到1/8，本例估计为减少到1/5，则前述年失效次数将降低到2次/年，损坏次数降低到1.7×10-3次/年，即每列车电子设备590年损坏一次，全市56组列车，每11年损坏一次。 ③调查过去运行两年多的实际情况，核对是否与本计算结果大体一致。如相差很多，需再进一步研究和改进分析计算方法，使其与运行实际相符。
7．关于耐雷水平标准取值的确定 目前世界上工程防雷的耐雷水平，一般采用150KA，只有对于大型易燃易爆工程设施、国家级大型博物馆、国家和世界文化遗产构建筑物以及航天发射场的防雷才采用200KA。我国发电厂、变电站、电力调度、通信大楼和微波通信站等也采用150KA，这是本课题电气、电子设备防雷标准的重要参考条件。 取I=150KA，或取200KA，则可靠性指标（耐雷指标）变化如何。 PI=10- L gPI =- Lg10=-，此即雷电流概率公式。 由前面已知每列车每年直击：NT =0.27次， N1=NT×10- =0.27×10-1 =0.027 若取150KA，则N1=0.27×10- =0.27×0.03 =0.008次. MTBF===125年。即超过设计耐雷水平150KA的情况，是125年一遇。 若取I=200KA（属特别重要设施或建筑一类防雷，例如我国只在两弹防雷工程设计中，作者作为首席防雷专家，参考美国火箭发射场，取200KA），则按我国电力部门数十年实测，超过200KA的概率约为0.2%（亦可查后面图11- 的曲线）故： N1=0.27×0.002=0.54×10-3， 则MTBF===1850年。 可见作为一般民用工程系统，参照电力标准，取I=150KA是可行的。当然，对于事关人身安全，在雷击车箱时人体安全计算中，也可考虑再按200KA进行核算，对人身雷击事故以防万一。 8.雷电对供电网和自动化与信号系统危害的评价及防护 要确保本交通系统安全运营，不受雷电的危害，电源的可靠供应和信号的不间断工作极为重要，所以电源和信号系统应具有一定的耐雷性能。 （1）10KV高压线路事故率 取对地绝缘90KV和瓷横230KV两种绝缘水平进行计算，相间绝缘分别为2×90=180KV和2×230=460KV，相间工作电压梯度E=29KV/m，建弧率μ=0.42（相一地μ=0.47）。 其直击雷计算采用中国电力行业标准中的传统法（方法及步骤略），感应雷的计算利用前苏联，A·u·PA3UBUrγ法，公式如下[13]： Uin=·exp（） 次/百公里率 （8—1） 式中，γ—地闪密度，按电力行业标准取0.07次/公里. 雷暴日； KO—系数，当主放电速度为光速的1/10，即β=0.1时为0.54； Uin—导线上感应的电压，KV。 图8—1为感应电压超过Uin的次数N的速查曲线。由图查出Uin≥90KV的次数为50次/年，计入建弧率μ=0.47，则n=50×0.47=24次/年。 作者曾算出，1KL=40d/a条件下的雷击次数列于下表。计算表明，对于特别重要的线路，可加强保护，在导线下装设一条耦合地线，使雷击事故率降低50%[13]，两种线路的跳闸率见下表。 表8—1 北京地区10KV线路每年的雷害故障率次/100KM年（1KL=40d/a） 线路结构 直击雷 感应雷 合计 装有自动重合闸后 感应雷故障所占的% ①针式绝缘子 ②瓷横担绝缘子 ③针式绝缘子，下设一条耦合线 16.8 3.0 8.4 24 4.2 12 40.8 7.2 20.4 10.2 1.8 5.1 58% 44% 58% *重合成功率取75% （2）550V架空线事故率 高度h=6m，换算到h=10m来查感应电压次数曲线，则电压Uin=BIL×=40≒70KV。 计算建弧率：电压梯度E=≒3.5KV/m（对地电压=0.32KV，绝缘子高度H=0.09m），建弧率由下式求出： μ=（4.5E0.75-14）×10-2 （8—2） =（4.5×3.50.75-14）×10-2=0.005 故跳闸次数：Uin=95×0.005=0.5次/100KM·年（95为对地闪络次数）。 直接雷击次数 Nd=1.12h （8—3） =1.12×6=6.7次/百公里·年 由于绝缘水平太低，可认为每次雷击都引起对地闪络，且μ=0.01。 故直击雷跳闸率n=Nd·μ=6.7×0.005=0.04次/100KM·年。 总故事故率：nin nd=0.5 0.04=0.54次/100KM·年（感应雷事故率占0.5/0.54=92%）。 （3）10KV变电站事故率 经过到三环内外变电站的现场考察，防雷措施符合过电压保护设计规程，经询问值班员，过去一段时间运行也属正常，未发生雷电事故。 根据电力系统多年运行统计，按一般设备及防雷方式，户外式站包括杆上配电变压器，在1KL=40d/a的北京地区，年雷电故障率为（露天式）： ns=0.01次/年. 即平均无故障工作时间： MTBFs=1/0.01=100年. 而户内式变电站（本站属此），一般可达Ns=0.0033～0.005次/年，对早期缺乏运行经验的情况，我们取 Ns=0.007次/年. 对北京总长L=40km的轻轨铁路，供电系统每年雷电故障次数为： nΣ=约10KM城网供电电缆线路事故 550V铁路供电线路事故 变电站事故 =0.0006 ×0.54 0.007 =0.22次/年（由城网电缆供电，0.0006是10KM电缆线雷击事故率，见下面注） 每5年即发生一次事故，可靠性不高。 若10KV城网用架空线，则NΣ=1.2次/年，事故率更高了。（装有自动重合闸，10KM线路事故率为1.0） 注：本工程是由10KV电缆线路向变电站供电。我国电缆线路的雷击事故极为稀少，尚无统计数据。根据珠海约40个变电站，平均每站20回出线，每回线2KM，1995～2005年未发生一次雷击电缆事故（有一些跳闸事故是用户出线柜维护不良，外物引起短路，以及施工损伤引起电缆损坏，未发现内过电压或雷击过电压事故），即统计L=40×40=1600KM×10年，累计16000KM年无一次过电压事故。即使假设最近的将来发生一次雷击事故，其雷击事故率也只有1/160=0.006次/百公里年，即约为同级架空线事故率40.8次/百公里年的1/7000。这一状况非常重要。 可见提高此系统防雷可靠性的关键是：①城网供电必须用电缆，这一点现在条件已经具备，但将来必须沿铁路线检查，不允许以架空线供电，否则每年可能因它造成一次停车事故；②550V架空线是另一个关键环节，上述计算表明，因为它可能每5年造成一次停车事故，改进的办法是必须在变电站内安装自动重合闸这一传统的但却非常有效的保护装置，将事故率降低到25%（成功率75%）以下，这是电力部门自1951年就开始推广采用的，见拙著《送电线路自动重合闸装置》。安装重合闸后，可做到每5/0.25=20年发生一次雷击引起电源停电和停车事故。 如欲再提高550V电源线路的防雷可靠性，则可①在导线下面架设一条耦合地线；②降低每根电杆的接地电阻；③采用高一级绝缘的绝缘子；这样可以做到NΣ=0.1次/年， 以达到电源系统的可靠性提高10倍。 （4）信号线及设备的雷害事故率 信号使用低电压，例如24V左右，在防雷计算中，其电压值影响不大，只有在开发和安装保护器时需要明确此电压值。 ①信号线感应雷事故率 信号的电流以两个轨道为通路，其地上高度计算到钢筋混凝土枕木底部约为0.4m，考虑0电位面当在地面以下，我们估计导体（轨道）的等效高度为1m，按此计算感应电压。查图中曲线时，需进行高度换算。假定轨道对地击穿冲击电压为4KV（一般低压线和信号线的冲击击穿电压为3～4KV），进行高度校正后相当于图中（h=10m）的 ×4=40KV。查出N=170次（在D=IKL=40 d/а地区）。但该图地闪密度为0.07 0.001×40=0.11，而现行标准为r=0.07。故需再进行校正： N′=×170=108次 适当考虑建弧率μ，但无试验数据，暂估计为0.01（前面550V线路计算出的μ=0.01，此估计值有待试验确定），则 N″=108×0.01=1.1次/百公里·年。 ②信号线直击雷事故率 一般引雷宽度为导线高度的2-3-3.5倍（电力行业标准DL/T620-1997为2h，IEC《建筑雷害风险评估导则》引为3h。[14]，俄罗斯为3.5h），考虑恒长重型铁轨的较大引雷作用，此处按3.5h计算，这样，铁轨的雷击次数： nR=（2×3.5h B）×100×γ×D×10-3 （8—4） =（7h B）×100×0.07×40×10-3 =（7h B）×0.28 =（7×1 1.5）×0.28 = 2.4次/百公里·年. 式中，B为路轨外侧宽度，为1.5m；D为年平均雷暴日数。 导致信号雷击短路的次数： NR′=2.4×0.01=0.024次/百公里·年. ③40KM信号线的总事故率： n=×（1.1 0.024） =0.45次/年 即 MTBF=1/0.45=2.2年发生一次信号线路的雷击事故。 ④信号柜内设备的事故率 一般铁路的信号柜内均有简单的放电器作防雷保护，本系统也当如此。作者考察北京地段铁路的信号柜，一般运行是满意的，其保护器是通流容不到10KA的氧化锌单片。另外，其220V电源侧也安装有10KA左右的氧化锌保护器。我国铁道部门科研机构过去有信号线上的一千个测雷数据表明，其最大一次是1KA[10]。这表明，24V回路使用3～5KA的MOA是合适的。只要220V和24V侧均有合格的保护，估计达到MTBF=300年是有可能的（广东户内配电变压器有300年一遇的记录）。沿线40个柜，做到全线7.5年一遇（MTBF=300/40=7.5）是可能的。 注：信号系统的防雷因缺乏原始数据，又无过去运行统计，所以现在的估算只是粗略的，还有待进一步调查分析，予以精确化 9. 雷击车厢和雷击路旁的模拟试验 一、轨道接地电阻测量 1．轨道地点及状况 轨道为南北向，车间里的轨道长130m，北面厂外部分20m，南面延伸长度1600m以上，总长约1800m。测量工作分别在北面端部和车间南面外部进行，以代表端部位置受到雷击和在中途受到雷击时的轨道对地散流电阻。枕木的结构：车间内和北面车间外部共计150m为钢筋混凝土制，车间以南为木制。车间南的测量处也是木制枕木。 2．测量结果 （a）工频接地电阻测量 用EC8接地电阻测量仪进行工频接地电阻测量。在轨道北端测量（枕木为钢筋混凝土制）。 用直线法布线，40m—20m法： 东轨：0.3Ω 西轨：0.2Ω 两轨并联：0.2Ω 取R=0.3Ω 80m—40m直线法： 西轨：0.3Ω 东轨：0.3Ω 两轨并联：0.25Ω 取R=0.3Ω 在车间南门外测量，轨下枕木为木制（向南延伸的轨道均为木制枕木）。 根据北端测量结果，80m—40m法与40m—20m法的结果基本相同，可见到这种亘长型（类似长管道）的接地电阻测量，采用40m—20m法即可测得真值，亦即其0电位也和小型地网或单独垂直电极的相似，即处于20m处，故在轨道中间测量接地电阻，只用40m—20m一种方法测量即可，不必再对比80m—40m法的测量结果。 西轨：0.2Ω 东轨：0.2Ω 两轨并联：0.2Ω 取R=0.2Ω 测量后发现，两铁轨间，每隔一定距离装有将两轨道连接起来的钢棒，两轨阻值相同，并联后仍为同样阻值就是可以理解的了。至于端部阻值比中间阻值高50%，是因为在中间测量时，向轨道的两侧散流。雷击铁路端部和中间工况下的冲击接地电阻也应该是这种比例关系。 （b）利用EMP-Ⅱ型测量仪的脉冲波发生器近似模拟雷击过程的冲击波，进行冲击接地电阻测量。 测量在轨道的北端进行，测出端部阻值。至于雷击铁路中间车辆时的阻值，则可按上列工频阻值的两者对比关系算出。 表1雷击轨道北端的车辆时，冲击接地电阻的测量结果 电压UO，KV 电流极对轨道的距离L，m 仪器使用的波头长度，us 测得波形的周期（T）和信号电压（U） 算出的冲击接地阻值Ri，Ω 备注 T，ns U，V 3.0 3.2 3.3 3.2 5.11 5.17 20 20 20 20 20 20 2.6 10 10 2.6 2.6 10 50 40 30 50 50 25 2.5 5.1 2.0 4.6 2.8 1.8 2.4 1.3 3.3 1.4 3.6 5.8 ①仪器上的1V为500A（下同） ②因附近车间有电气设备运行，干扰相当严重，但对测量结果影响不大 ③平均值为3.5Ω 5.1（5.8）* 40 2.6 60 1.3 7.8（8.9）* 平均值为5Ω 5.1 40 10 40 6.5 2.3 *因EMP-Ⅱ型测量仪的最高设计电压为5KV，过去和这次试验中最高值只达到5.1和5.17KV，此处5.8KV疑为读数或记录时5.1KV之误，故此处按5.1KV计算。（1）内为原记录表中的数值。分析测量结果：①表中数值有一定的分散性，可能是电磁干扰以及共他原因引起的误差。故在判定测得值时以平均值为主，兼顾其与最大值的差别，以及最大值或偏大值的出现次数；②L=40m和L=20m的测量结果，按平均值考虑，L=40m时的值偏高，这与工频侧量结果一致。此处以L=40m为基础，兼顾L=20m的测量结果；③按上述原则，轨道端部的冲击接地电阻取Ri=5Ω，这样虽比L=20m的平均值3.5Ω大，但他与其最高值5.8Ω接近，故可取Ri=5Ω。 结论：两种方法的测量值都与理论上和过去的经验相符，例如发电厂大尺度地网的工频值0.3—0.6Ω，而冲击值则多为3—5Ω，如作者（刘继）指导的花木桥水电站的冲击值即为3—5Ω（依引流点而定），可见本测量是可信的。 （c）由轨道端部Ri=5Ω和工频测量结果推算，即雷击轨道中间时，其阻值为端部值的2/3，即R’=5×2/3=3.3Ω，此值与本课题研究报告前部的估算值5Ω略低，当无可靠的测量值时，估算值一般是偏于严格和安全侧。 北京轻轨铁路经过地区的土质，多数为粘土和砂质粘土，电阻率为200～300Ω·m，少数地段为回填土和砂土，其电阻率约为450～650Ω·m。在后一地段雷击车辆，向轨道两侧散流时，冲击接地电阻估计约为5Ω。在轻轨铁路车辆的雷击事故率的统计性计算中，采用多数情况下的3.3Ω。 二、车辆对雷击附近地面时电磁波屏蔽效果的测量 （a）在车箱东侧空场上进行自由空间电磁波的衰减测量 使用1m×1m方形接收天线测量距车箱不同距离的感应电压，使用EMP-Ⅱ型仪的波头10us档，接收到的感应电压脉冲周期T=20ns。 距车皮的距离d，m 3.2 6 9 12 15 施加电压，KV 1.4 1.4 1.58 1.5 1.4 感应电压，V 5 2.6 4.4 1.8 1.0 1.47 5.3（d=3m） （b）在车箱内测量 在车箱中间测量，车箱内1m×1m接收天线框的中心线（距天线两边框各0.5m）距放电冲击波三角形发射天线垂直线（置于车箱外的东侧）的距离d=4.5m，用波头10us，测得感应电压的周期T=20ns。 U，KV e，v 1.3 2 1.3 2.6 1.5 2 1.6 3.2 1.6 3.2 1.34 2.1 1.28 2.4 1.28 1.6 采用车内d=4.5ms和1.34KV下的2.1V，代表车内接收到的感应电压计算屏蔽效果。 在车箱的门处西车皮测量 U，KV 1.3KV 1.34 1.33 1.29 e，v 2.6 2.4 1.8 1.7 取U=1.34和1.3KV下测得的平均值，即（2.4 1.8）×0.5=2.1V，进行车箱内西侧靠边处屏蔽效果计算。由于车箱两侧的车门均已卸下，故此感应电压值偏高。 在东车皮处测量 U，KV 1.34 1.29 1.35 1.25 1.33 e，v 2.2 2.5 2.9 3.4 3.6 采用U=1.34，1.35，1.33KV测得的平均值作计算依据：（2.2 2.9 3.6）×0.5=2.9V，此值显著大于在车箱中间的2.1V，这主要是因为车门已被卸掉。无线的一半，即0.5×1㎡完全暴露在车外，这一半接收天线面积已无车皮屏蔽作用所致。 所以车箱内的代表性感应电压为车箱中间测得的2.1V，按此计算屏蔽效果： Ke=20Lg db （9-1） =20Lg=4.2 db 看来轻轨铁路车箱因门窗的面积较大，车皮又相对较薄（比如火车客车的车皮因强度要求而较厚，门窗面积也只占车箱面积的一小部分），所以屏蔽效果只有4.2db。这比本报告前面参考我们对微波站和钢筋混凝土机房的测量结果9—10db小得多。如果不是实际测量，凭印象还以为轻轨车箱的屏蔽效果也能达到9—10db，会造成它对防感应雷相当有效的错误结论。而按实测4.2db考虑，近处地闪对车内某些敏感的电子设备如计算机等，还可能造成一定的损坏。对此，应单独补充一项计算，看其导致的雷电事故率与直击雷相比占有多大比重。  10．对保护装置的初步考虑 如一列车试装保护装置，参数和数量如下： （1）常规保护装置： AC220/380V，电源保护器，可用常规保护器MHVP-SA-70KA（或45KA），启动电压620V，响应时间≤25μs（下同），3相型每台 估价1600元 DC24V回路 MHVP-1S型，20KA（或30KA），启动电压50V， 2台 估价 500元 （2）非常规保护装置： AC550V、68HZ 新设计，60～70KA，启动电压900V， 估价 2500元 DC750V，新设计70KA（或45KA），启动电压1600V，响应时间≤25μs（DC装置下同）。 估价700元 DC110V 新设计 60～70KA 启动电压220V， 估价 1600元 注：非常规装置的费用是按MHVP系列调整设计参数而成的，作为系列产品的派生产品，可不再进行型式试验。若甲方要求进行特别的型式试验（我国无此二级标准电压），按现行收费标准，需每种另加8000元试验费。 —列车共用设备台数及估价见表10-1 表10-1～列车的保护装置 保护器 主要参数 每台估价（元） 总台数 总价（元） 备注 AC220/380V三相 45～70KA 1600 4 6400 4车箱各1台 DC24V 20～30KA 500 2 1000 2台机车各1台 DC110V 60～70KA 700 2 1400 同上 DC750V 45～70KA 3500 2 7000 同上 AC550V 60～70KA 2500 2 5000 同上 合计 12 20800 注：①因对车上电路不够了解，将来具体实施时，还需根据具体情况进行调整。 ②本表是估价，新研制的保护器，根据实际情况其费用可能有一定变化。 11．防雷工程的经济效益和社会效益以及性价比的初步分析 本分析以电力工程设施实际使用时间20年为周期进行计算。由于各种雷害事故的发生频次及平均无故障周期不会恰好是整数，例如是40年发生一次，则损失费用即按其发生数的1/2计算，余类推。由于时间限制，各种设备费未能逐项调研，只能按估计值计算。 分析计算工作包括：①对车上的主要电气、电子设备投资，作粗略估算；②对每次事故损失进行估算；③计算无保护、有部分保护和完善保护条件下，可能发生的一般雷害事故和重大事故的次数；④算出全周期内总的防雷工程投入和收益。其中，在事故损失费计算中，只是逐项计算直接损失，至于间接损失则只能按总的直接损失费的倍数来估算总数。 （1）一次事故的设备损失费和人员伤害补偿费 ①设备费及一次事故损失费（按一列4台车计算） 表11—1 一次雷害事故造成的设备损失费 电气设备 事故情况 损失费用 换流设备 DC750V/AC380V 严重损坏 22万元×40%=9万元** 轻度损坏 4万元 换流设备 DC750/AC550 严重损坏 162万元×40%≌65万元 轻度损坏 30万元 整流设备 AC220/DC110V 严重损坏 29万元×40%=12万元 轻度损坏 5万元 整流设备 AC220/DC24V 严重损坏 2万元×60%=1.2万元 轻度损坏 0.4万元 照明、空调、电热等设备 AC380/220V 严重损坏 5万元×50%=2.5万元 轻度损坏 1万元 测量、信息、控制和其它自动化设备 DC110V设备有其他控制设备 严重损坏 10万元×50%=5万元 轻度损坏 2万元 DC24V设备及其他测量信息设备 严重损坏 10万元×60%=6万元 轻度损坏 3万元 交流驱动电机 AC550V、68HZ* 严重损坏2台 58万元×40%=23万元 轻度损坏 9万元 * 68HZ疑为60HZ无误，因为美国为60HZ，日本部分电网为50HZ，部分电网为60HZ，尚未见到哪个国家用68HZ。 **22万元为设备投资基数，40%为损失费用的百分数，余类推 ②人员伤害补偿费 治疗费与赔偿费： 重大雷击事故 重伤 每人 15万元 死亡 每人 30万元 一般事故 中等伤害 每人 10万元 ③社会损失 雷击事故造成乘坐轻轨铁路不安全的看法，对首都的形象也会产生负面影响。 交通停顿或瘫痪，对外商损资环境造成不良影响，对奥运会会前和会议期间造成人身安全方面的不良影响。同欧洲国家的年均20雷暴日、俄罗期的20雷暴日、以及加拿大和日本的10-15-20雷暴日相比，北京是年均40雷暴日，这在我国虽是中等雷暴地区，而在世界上已属强雷暴区，北京一年打雷次数相当他们的2～3年以上，如无事故，它不是引人注目的问题，而若发生一次国外友人的雷击伤亡事故或在时交通中断事件，就会成为一个具有一定国际影响的大问题。至于对国际贸易和引进资金，其不良影响也是不容忽视的。 （2）．每列车辆20年直接雷击次数及雷害次数的计算 ① 无保护、无屏蔽、不穿铁管： N∑=0.27×20=5.4次. 轻度损坏。查图： Kb=0.2，Ub=99KV＞＞5KV， 即当Ub =BIL=5KV，故I=×150≒7.6KA。 由曲线得（下同），PI=0.54， Kb=0.3，Ub=149KV， 故II=×150≒5KA。 PI=0.72。 由此得出DC750/AC380换流装置事故次数： n1=PIN∑ =0.54×5.4 =2.9次/年。 以上计算的是超过绝缘水平可能导致设备绝缘损坏的一般事故，如果作用电压超过设备BIL很多倍，那就要造成严重损坏和大面积事故。例如2000年广西某海军导航台，一次近区雷击电源线路，雷击点距营区200～300m，结果造成营区大面积范围内的空调、电视、电话、计算机等大量设备毁坏（不可修复性损坏），损失20万元以上。这是一起不可修复性雷击事故的典型案例，以前公用和居民电气设备因无任何防雷措施，这类恶性雷害时有发生。 分析其雷电侵入波（LEMP）电压估计为30～35KV以上（220/380V线路绝缘子±1.2/50us冲击波的闪络电压），即约为220/380V设备BIL5KV的6～7倍以上。这一典型数据可作为我们计算“严重损坏”的参考。例如，即以 Ub=（6～7）×5=30～35KV 作为计算造成“严重损坏”耐雷水平的依据，即 Ub=35KV， I2=×150 =53KA， PI=0.24， n2=0.24×5.4， =1.3次/年。 关于耐雷水平计算中反击系数Kb的取值。上面99KV是Kb=0.2和150KA条件下的反击电压。反击系数取Kb=0.2（而不是空调事故计算用的0.3）是因为由DC750/AC380、DC750/AC550换流器和AC380/DC110、AC380/DC24整流器密集装设，DC750V架空线引入车内后即接入机内，上述各设备金属机壳的屏蔽作用显著。当雷直击近处DC750V线路，LEMP侵入车内，机壳屏蔽作用生效；当雷击车箱顶上，即使是击于远离换流器和整流等设备的邻车突出车顶的空调机气孔，无论车内布线绝缘是否击穿，LEMP进入上述设备时，机壳屏蔽作用仍能生效。（车箱内空调机、加热器、照明设备是由车内较长无屏蔽、未穿入铁管的导线供电，其Kb取较大值0.3）。 表11-3无保护、无屏蔽、不穿铁管情况下的雷击事故与损失费用 电气回路 绝缘导线 事故次数 损坏程度及损失费（万元） 轻重事故费合计（万元） 备 注 设备种类 PI n= PI·N∑ 严重损坏次数 损失费 轻度损坏次数 损失费 DC750/AC380换流（Kb=0.2） PI=0.54 0.54×5.4=2.9 0.24×5.4=1.3* 1.3×9≌12 2.9-1.3=1.6 1.6×4=6.4 18.4 两设备的BIL取同一值5KV DC750/AC550换流（Kb=0.2） P2=0.54 0.54×5.4=2.9 0.24×5.4=1.3 1.3×65=84.5 1.6 1.6×30=48 132.5 AC220/DC110 整流（Kb=0.2） PI=0.83 0.83×5.4=4.5 0.43×5.4=2.3 2.3×12=27.6 4.5-2.3=2.2 2.2×5=11 38.6 BIL 2KV AC220/DC24 整流（Kb=0.2） PI=1.0 1×5.4=5.4 0.49×5.4=2.7 2.3×12=27.6 5.4-2.7=2.7 2.7×0.4=1.1 4.3 BIL 0.5KV AC220/380 空调等 PI=0.54 0.54×5.4=2.9 0.54×5.4=1.3 1.3×2.5=3.3 1.6 1.6×1=1.6 4.9 BIL 5KV DC110 设备（Kb=0.3） PI=0.83 0.83×5.4=4.5 0.43×5.4=2.3 2.3×5=11.5 4.5-2.3=2.2 2.2×2=4.4 15.9 BIL 2KV DC24 设备（Kb=0.2） PI=1.0 1×5.4=5.4 0.49×5.4=2.7 2.7×6=16.2 5.4-2.7=2.7 2.7×3=8.1 24.3 BIL 1KV AC550 电机（Kb=0.3） PI=0.72 0.72×5.4=3.9 0.30×5.4=1.6 1.6×23=36.8 3.9-1.6=2.3 2.3×9=20.7 57.5 BIL 5KV 各项设备 - 32.4 15.5 195.1 16.9 101.3 296.4 *0.24为超过严重损坏事故对应的雷电流概率，左列0.54为超过设备BIL，引发一般性绝缘事故（可修复性事故，包括更换损坏元部件事故）的雷电流概率，余类推。 （3）估算设备费和安装防雷装置所依据的原理性电路图 根据所提供的一些设备的电压等参数初步绘出原理性电路示意图见图11-1，将来进一步研究工作需由车辆所属单位提供更详细的电路图（图11-1）。
注：①各母线是否为双母线暂与本节内容无关，此处暂绘成单母线。在选定SPD安装位置和数量的图中，需调查实际情况，在双母线处应各自安装SPD。同样空调类对雷电波敏感的设备，其电路长度（影响SPD保护范围及安装数量）以及单路或双路供电也需同样处理。 ②换流器和整流器可能有单机、双机两个方案，尚不清楚，本图是按电力系统设计原则对此关健设备采用双机方案，因为驱动电机是6台机，合理的设计可能是选用适度加大容量的机组，在1～2台机发生事故时仍能正常行驶，其单机方案图见附录Ⅱ，将来进一步研究时，将按实际情况只列出一个方案。 表11-4有保护、有屏蔽、穿入铁管布线情况下的雷击事故与损失费用 电气回路 绝缘导线 事故次数 损坏程度及损失费（万元） 轻重事故费合计（万元） 备 注 设备种类 PI n= PI·N∑ 严重损坏次数 损失费 轻度损坏次数 损失费 DC750/AC380换流（Kb=0.2） 0.03×5.4 =0.16 0.002×5.4 =0.011 0.011×9 =0.1 0.161-0.011 =0.15 0.15×4=0.6 0.7 两设备的BIL取同一值5KV DC750/AC550换流（Kb=0.2） 0.03×5.4 =0.16 0.002×5.4 =0.011 0.011×65 =0.72 0.15 0.15×30=4.5 5.2 AC220/DC110 整流（Kb=0.2） 0.04×5.4 =0.22 0.0007×5.4 =0.0038 0.0038×12 =0.056 0.22 0.22×5=1.1 1.2 BIL 2KV AC220/DC24 整流（Kb=0.2） 0.08 BIL 0.5KV AC220/380 空调等 0.03×5.4 =0.16 0.002×5.4 =0.011 0.011×2.5 =0.03 0.15 0.15×1=0.15 0.18 BIL 5KV DC110 设备（Kb=0.3） BIL 2KV DC24 设备（Kb=0.2） BIL 1KV AC550 电机（Kb=0.3） BIL 5KV 各项设备 12.本课题获得的主要成果及今后的工作 通过3个月来的理论分析和论证以及几项较为简单的雷电冲击模拟试验，达到粗略的定量化，从而得出如下成果和初步结论： （1）中等以下的雷直接击于车辆上，其电流在20～30KA以下，一般不会造成电气设备的损坏，更不会造成旅客的人身伤害。但是，对于没有专门防雷保护的车辆，长期运行，随着遭受雷击次数的增多，受到强电流雷击的机率增加。例如220KV南京大跨越线段（塔高146.75m，跨越档长1400米），在用雷电流磁钢记录器测量的一年中，受到4次雷击，第一次电流最小，为20KA，相当于雷电平均电流或中值电流，以后加大，最后一次达70KA，4次平均40KA。如果继续观测，就能出现100～150KA，我们的N&I雷电双参数测量仪以及其他单位的测雷结果也是一般测到20～30KA，个别40KA，很少见到一开始就测到50、70KA及以上的电流。浙江某220KV输电线路几十年来的实测也证明了这一点。因此，几年运营未发生雷击损坏设备和伤人事故不能判断为运营20年及以上也能安全运营。本科研结论证明了这一点。从工程防雷的角度看应以科学的雷击影响评价为依据。本课题的成果表明，对电气设备和人身安全的完善的防护是完全必要的。本研究还表明，虽然发生在轨道边旁的强电流地闪可能造成某些信息和控制设备的损坏，但对交流220V、550V以及直流110V设备则不至造成损坏。此外，它对人身安全也不构成威胁。 （2）初步的车箱屏蔽效果模拟测试表明，车箱金属箱皮的屏蔽效果只有4.2dB，比直观地比照我们在钢筋混凝土机房和微波站机房的实测值9-10dB大不相同。因此实测后推翻了原来估计的近旁地闪的感应电压不会对电气设备造成任何威胁的看法，而是对低压信息和控制系统也构成一定的威胁。这是由于车箱的金属包表较薄，窗孔大，其所占面积比重较大所致。 （3）雷直击车箱的模拟试验表明，反击系数比原来估计的要大很多，这同样是因为车箱的金属皮的屏蔽效果较差所致。此外，我们测量了屏蔽线穿入两端接地铁管（屏蔽线也在两端接地，芯线测试端悬空，另端接地），这种双屏蔽芯线的反击系数高达3.6%，这也与按我们水电站实测结果估计的0.5%以下的数值高很多。这是因为水电站、火力发电厂和变电所因电磁环境过于苛刻，所用继电保护和自动化的屏蔽线其屏蔽层的铜线层相对较厚，而我们试验所用的屏蔽线，其屏蔽层则薄得多。看来将来再做试验应当选用不同结构的屏蔽线，以便确定今后列车应选用合适的信号线和控制线。限于时间，其他试验，如屏蔽线两端悬空，非屏蔽导线穿入接地铁管，以及无接地铁管布线方式（包括用PVC管布线方式）的反击系数尚未测量。不过可以预计，其反击系数也会比我们在测试前估计的数值为高但是。非常清楚的是，列车内的电线应当敷设在接地铁管内这一重要防雷措施是绝对必须的，因为它至少能将反击电压降低到无铁管时的10%以下（即减少10倍），从而大大提高导线及所连设备（其金属机壳亦应就近接地）的耐受雷击的能力。这项措施不需再做任何科研工作，就应当在今后的车箱制造中，或在车箱防雷改进中，以极低的费用提高对耐雷性10倍以上。这是我国电力系统发电厂、变电所电力电子设备和微波通信站的半个世纪的运行经验所证实，并从上世纪60年代以来水电部、电科院、武昌所、高校、刘家峡水电站及随后其他几个水电站的雷电冲击反击试验研究，包括作者指导并参加的刘家峡水电站（1970）、花木桥水电站（1975），以及作者参与组织和指导的邮电部、水电部联合进行的某长话大楼的反击试验（1977—1980），武汉高压研究所和广西电力试验研究所的微波通信站反击试验（电流9KA多，90年代末）所早已证实的。此外，我国建筑防雷图标GB57-83（1983年版）和GB50057-1994也明确规定了这一措施。 （4）轨道的接地电阻过去前苏联有过大约10-20Ω的数据，但那是早期世界各国都用木质枕木的情况，现在是应用钢筋混凝土枕木，阻值会低得多。早在未进行现场测试之前，我们曾用几种方法估算得出5-7.5Ω。现经实测，恒长约1500m的轨道，车间内及北端150m为木质枕木，车间外（南门外）及以南为钢筋混凝土枕木，北端的两轨道工频接地电阻为0.3Ω，厂房南面测得为0.3Ω。冲击电阻端部为5Ω，中间为3.3Ω。当地土垠电阻率为100～200Ω·m。北京轻轨通过地有少数回填土地带，土垠电阻率估计可达400～550Ω·m。这种地带可认为是5Ω。在反击电压计算中采用3.3Ω。 （5）对550V供电线路和信号线及设备的耐雷性分析，虽因过去国内外未见基础工作，也缺乏防雷运行经验的调查和总结，所得结果是粗点和应注意的问题，对确保雷暴情况下的安全运行具有实际意义。此外，还指出了今后在运行观察和总结方面的重要性。 （6）本课题的模拟试验是在相对较低电压（5KV及以下）和较小雷电流（2.5KA及以下）下进行的，限于时间，测试是和测试数据也较少，因此所得数据是粗略的。但是作为预研究和工程可行性研究，由这种定量所得定性的结论还是可信的。以两个多月的时间所做的研究和试验（其中有一个月还是在等待可进行高压通电的试验条件）得出的成果对改进轻轨铁路的耐雷性，以及今后新制车辆的改进，提高人员和设备的防雷安全性意义重大，就铁轨冲击接地电阻、车辆对电磁场由屏蔽效果，以及车辆反击系数的测量都是以前未见的成果，具有一定的开拓性和创新性，在学术上也有一定的意义。防雷的投入产出计算表明，防雷措施和防雷改进是完全必要的。 13.参考文献 [1]《交流电气装置的过电压保护与绝缘配合》，DL/T620-1997，电力工业部，1997年 [2]《交流电气装置的接地》，DL/T621-1997，电力工业部，1997年 [3]刘继，《电气装置的过电压保护》，电力出版社，1982，1986 [4]国家标准《建筑物防雷设计规范》，GB500057-1994 [5]国家标准，《高压试验方法与绝缘配合》GB311—83，（1983年版），GB311—90，（1990年版）。 [6]陈水明，《国际大电网会议70年代关于雷电流参数的数据》，《雷电防护与标准化》，2002年第1期。 [7]王时照、马宏达、陈首焱，建筑物防雷设计，第二版，中国建筑工业出版社，1985。 [8]曾永林，接地技术，水利电力出版社，1999。 [9]（日）《静电感应对人体的危害》，《电力》杂志，和40年（1965）3月，第49卷，第3期。 [10]解广润，《过电压及保护》，电力出版社 [11]李仲虎，《发射场及火箭航天器的闪电保护》，国防科工委工程设计研究所，1984年11月 [12]《安全技术手册》，北京劳动保护研究所编（水电部参加），1989年，水利电力出版社。 [13]水利电力部电力建设科学技术研究所，刘继，《送电线路过电压保护》，“全国防雷设计训练班（第四届全国防雷训练班）讲义”（上、下册），1963年，水利电力部东北电力设计院，长春。 [14]（苏）м.и.мμхАйΛов,С.А.СОΚОΛОΒ,《通信设备上的电磁影响》，高修纲译，人民邮电出版社，1984 [15]刘继、林华咨、曾永林，《110KV地网工频和冲击电流反击试验研究》，《电力技术》，1977年No.10；《花木桥水电站工频和冲击电流的反击试验》，湖南电力试验研究所，1975。 [16]Reference Book for Trans mission Liens, Westinghouse, 1944，1960，U.S.A。 [17]中国网站深圳市安全生产宣传教育网文章《影响电危险的因素》，2003，12，25。 [18]《雷电与静电》，1988年第二期。 [19]刘继，《风力发电的雷电防护—兼评ITU和IEC的雷电感应电压计算公式》，在全国第三届防雷讼坛上的学术报告，深圳，2004年10月。 [20]д.В.РАЗЕВИГ,ГРЗОЗАЩИТА ВЬΙСОΚОВОΛЬТНЬΙΧΛЭП,ГЭЦ.1959。 [21]刘继等，《微波通信站过电压保护柜的研究》，中国通信学会电磁兼容学术会议论文。广州，1994。 [22]35 Years of Lightning Deaths & Injuries, Reports in the united states, 1959—1994，Oct,1997。 [23]Richard Kathie, Annie USA Lightning Costs And Losses, National Lightning Safety Lassitude, 2002。 [24]刘继，《黄岛油库特大火灾事故原因的分析研究》，“全国油库安全研讨会”论文，1989年10月，珠海，又见《雷电与静电》杂志（核心刊物）1990年第1期。 [25]А.И.дОΛГИНОВ,ГРОЗОЗАЩИТА ЭΛΕΚΤРИЧΕСΚИХ УСТАНОВОΚ,ГЭИ.,1954。 王文端、王遵、解广润，刘继译，《电力设备的防雷》，全国防雷训练班补充教材，1954年8月，电力出版社1955年。 [26] 刘继等，《大型电子计算机的防雷与电磁兼容问题》，中国电机工程学会高电压专委会过电压委学术年会，1984年10月，西宁。《电力技术》，1985，第5期。 科研组成员（包括本报告编写及参与测试和方案讨论人员）： 北京市地下铁道设计研究所，王一力工程师，张建平高级工程师 北京市东辰科学技术研究所，刘继教授、刘园园副所长、马宏达高级工程师 |
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