高速列車接地系統對車體電流及過電壓分布的影響分析

孫 寧，陳 爭，巨長磊，靳耀耀，曹 野，王梓靖

(1.中車青島四方機車車輛股份有限公司,青島 266033; 2.西南交通大學電氣工程學院,成都 611756)

引言

隨著高速列車運營時速及載重能力的不斷提高,列車的牽引功率容量也隨之增加,且高速列車的移動接地方式與傳統電力系統中的固定接地方式有所不同,需要保證列車在實際線路中遭遇暫態工況時能有效抑制車體過電壓,這給牽引供電系統安全穩定運行帶來了更嚴峻的挑戰。高速列車接地系統由工作接地和保護接地構成[1]。其中,工作接地為牽引供電系統提供了回流通道,而保護接地與鋼軌相連,為車載設備提供了參考地電位。在高速列車實際運行時,工作與保護接地共用鋼軌泄流,因此,從工作接地流出的牽引電流易通過周圍的保護接地輪對重新竄上車體,同時車上的牽引電流也會通過其他保護接地流入鋼軌,形成“車-軌”環流[2]。

針對高速列車過分相過電壓學者們開展了相關研究,文獻[3]指出車軸處的持續接地電流會導致齒輪箱溫度不斷升高,加速熱傳感器的絕緣老化。文獻[4]通過現場測試并結合數學模型計算,基于列車接地參數搭建仿真模型,分析接地電流隨列車運行工況的改變而變化。文獻[5-6]采用控制變量的方法依次改變接地的位置和電阻值,探究不同的接地方式和接地參數對高速列車接地電流分布的影響。文獻[7-8]指出車體過電壓有兩種來源:一種是接觸網的雷擊感應過電壓,當這部分過電壓超過避雷器所能限制的閾值時,感應雷過電壓會傳到車體造成車體過電壓;另一種是在列車正常運行時,常常由于列車啟停時的升降弓操作和過分相時通斷斷路器引起的電磁耦合過電壓,這種過電壓通常能夠通過高壓電纜傳到車體引起車體過電壓。文獻[9]指出車體過電壓會對車軸輪軸的絕緣物質造成極大危害,當絕緣被擊穿時,電流流過軸承干擾車載傳感器。

此外,高壓牽引系統中的不同設備間相互影響,會造成震蕩過電壓。文獻[10-11]提出電容器串聯SiC電阻器能有效降低車體過電壓,通過車軌耦合模型詳細闡述了列車升降弓時操作過電壓的產生機理。文獻[12-15]提出利用同相供電技術可使各供電臂牽引電流相位統一,消除供電臂與車載VCB之間的中性部分。但此方案由于不再安裝接地電阻,會增大回流電流,而且考慮成本問題,對所有運營線路上進行同相供電改造很難實現。文獻[16]指出列車過分相過電壓實質主要為合閘過電壓與諧振過電壓,且高速列車在駛離電分相時有更高概率產生過電壓。文獻[17-18]對列車過分相進行了系統建模,指出列車過分相時真空負荷開關動作產生的車體過電壓與開關動作時刻的網壓相角密切相關,并提出了一種通過改進高速列車接地布局以抑制過分相時浪涌過電壓的措施。文獻[19-20]將高速鐵路過電分相細分為6個暫態過程,并通過理論分析計算了列車過分相時各個暫態過程的過電壓幅值。針對電流問題,文獻[4]也提出了改變接地阻抗的方式來進行抑制。

目前,對于高速列車過分相過電壓研究主要集中在對過電壓機理剖析以及對過電壓幅值、產生過程分析,對過分相過電壓傳導至車體后所造成的車體電位紊亂等影響研究較少,且缺少具體的優化方案。綜上,亟需對高速列車過分相過電壓的分布規律及優化進行深入研究。基于上述分析,從提升高速列車服役性能著手,以降低過電壓與車體電流為指標,對接地系統的性能優劣進行研究。為以后制定更符合工程實際的接地標準提供參考,對高速列車提速及長期穩定發展和安全運行具有重要意義。

1 高速列車供電回流系統建模方法

1.1 車載牽引供電系統

為使高速列車供電系統和車上回流系統建模更加清晰準確,首先對車載牽引供電回流系統中各關鍵設備的布局及聯結方式進行詳細介紹,如圖1所示。當高速列車動態運行時,列車通過受電弓碳滑板與接觸網實現滑動電接觸,將來自牽引變電所的電能傳遞到動車車頂上的受電弓;然后,牽引電流途經高壓電纜傳輸至車載牽引變壓器,再經牽引變壓器降壓后為車載變流器及牽引電機供給電能。其中,車載牽引變壓器一次繞組輸出端與工作接地輪對直接相連,通過“輪-軌”滾動電接觸將牽引電流導入鋼軌中,最終回饋至地面牽引變電所。

圖1 車輛編組和主電路元件順序Fig.1 The set of train and the component order of main circuit

當列車在正常狀態下運行時,并不會同時升起兩個受電弓。兩受電弓之間連接有高壓電纜線,在列車運行時只需要升起其中一個弓受流即可,另一個受電弓也會從高壓電纜線得到電流。由于動車啟停頻繁,在升降弓與過分相通斷VCB時極易產生電弧并伴隨著過電壓沖擊,易危及車載電氣設備的安全運行。

1.2 高速列車過分相時VCB工作原理

列車在自動過分相過程中,采用4個位置傳感器監測列車與分相區間的相對距離,如圖2所示。其中,位置傳感器1號和2號設置在電分相段的前方(A相供電臂下方的軌道旁),相距約為70 m,傳感器2號與分相段相距約為30 m。位置傳感器3號和4號埋設在分相段的后方(B相供電臂下方的軌道旁),相距約為70 m,傳感器3與分相段末端相距約為30 m。當高速列車經由A相供電臂行駛經過傳感器1號時,傳感器1號向車載的過分相裝置發出預警信號,車載裝置在收到預警信號后就會切除車載變壓器二次側的繞組負載。在高速列車行駛70 m進入傳感器2號區域后,傳感器2號便向高速列車發出切除牽引負荷的信號,車上的VCB會在收到該信號后分閘,高速列車依靠慣性駛入中性段。當高速列車滑行至傳感器3號處,切換至B相供電臂獲取電能,并操作VCB合閘,當列車滑行至傳感器4號處時,恢復對車載變壓器二次側供電。

圖2 車載自動過分相過程(單位:m)Fig.2 The automatic progress of passing through phase-split section (unit: m)

1.3 車體及接地系統阻抗參數采集

為分析列車動態運行過程中接地電流及車體過電壓的分布規律,需要對高速列車的“車-所-網”牽引供電及回流系統進行等效電路的建模。首先,采用RCL阻抗測試儀對車體的阻抗參數進行采集。在采集阻抗之前,需要減去測試所用的線阻抗(測試點與RCL記錄儀之間的阻抗),才能得到準確的車廂阻抗參數。車體測試參數如下:車廂橫向電阻RAB、橫向電感LAB、縱向電阻RCD、縱向電感LCD。測試結果如表1所示。

表1 車廂阻抗參數實測值Tab.1 The experimental resistance value of carriage

將測點與實際測量點對應,并將實際測量的數值導入至模型中,得到車廂等值電路圖。由于車體阻抗之間存在復雜的并聯關系,因此實測得到的車體橫向、縱向阻抗實際上分別為AB、CD測點之間的阻抗,需要進行換算才能得到等值電路模型中在對應方向上的電阻值和電感值。根據電阻并聯公式,實際測量的阻抗參數與等值電路中橫向和縱向的電阻電感參數關系為

(1)

(2)

被測高速列車的動力車廂(TM)保護接地系統由裸黃銅線和有一定阻值的接地電阻器構成,拖動車廂(TR)的保護接地僅包含裸黃銅線。車體下方各接地線的阻抗由RCL記錄儀測量,實際測量接線與電路模型對應關系如圖3所示。

圖3 車載接地系統等效電路Fig.3 The equivalent circuit of grounding system

經過均值處理后,測量多次所得的數據如表2所示。

表2 接地阻抗參數實測值Tab.2 Experimental resistance value of grounding system

2 “車-所-網”供電回流系統等效模型構建過程

2.1 牽引變壓器等效電路構建

被測車的車載牽引變壓器關鍵電氣技術參數如表3所示。

表3 車載單相心式變壓器主要技術參數Tab.3 The main technical parameters of train-mounted single-phase cardioid transformer

高速列車在進行過分相、升降弓等暫態工況操作時,會先將牽引變壓器二次側的輔助繞組切除。此時,變壓器處于空載狀態,得到空載牽引變壓器暫態導納等效公式如下

(5)

(6)

將暫態等效公式中的并聯導納轉換成串聯阻抗ZT形式,則有

(7)

二次側負載在高速列車以額定功率穩態運行時可以等效為

(8)

變壓器二次側的總電阻值等于二次側繞組的電阻值與二次側負載的等效電阻值之和,即Rf=0.608 Ω。

2.2 “車-軌-網”耦合牽引供電系統等效模型

圖4為該高速列車的接地布置。3、6車廂下方設置了3條工作接地線,因此3、6車廂下方僅有1條保護接地線。除3、6車廂外,其他車廂在4個輪軸均設置了保護接地線。

圖4 列車接地系統Fig.4 The grounding system

通過上述對“車-軌-網”系統中各個部分的分析及等效建模,結合實際所得數據,在PSCAD軟件中建立“車-軌-網”耦合接地模型進行仿真,以分析高速列車過分相過電壓分布規律,如圖5所示。

圖5 高速列車過分相暫態仿真模型Fig.5 The simulation model of phase-split transient progress

在仿真模型中,串聯了代表變電所內阻的交流電壓源USA、USB分別為A、B相牽引變電所,電源有效值為27.5 kV,且USA初始相位為0,USB初始相位為120°。針對電阻、電感的計算,牽引變電所與電分相區的距離一般為25～30 km,在模型中選用30 km進行仿真,并分別用LLA、RLA和LLB、RLB來表示A、B兩供電臂的接觸網等效阻抗,經計算得LLA=LLB=42.84 mH,RLA=RLB=5.34 Ω。另外,紅線代表工作接地線。

2.3 過分相時牽引供電系統高壓側過電壓特性分析

針對高速列車過分相的整個過程中形成過電壓的幾個特殊階段分別進行驗證。首先,探究高速列車第一階段的操作過程,在列車準備進入牽引網中性段之前,高速列車行至位置傳感器點位,列車斷開車載VCB,此時車載變壓器會因為出現截流而產生失電過電壓,且該過電壓主要分布在車載牽引變壓器一次側至VCB后端處。高速列車失電過電壓仿真與實測波形如圖6所示。

圖6 高速列車分閘過電壓仿真與實測Fig.6 The simulated and experimental waveform of high-speed railway switching-off overvoltage

由圖6(a)中可以得知,在空載狀態下牽引變壓器所測到的VCB后端與變壓器一次側輸入端之間的VCB失電過電壓波形,從圖中可以看出,此次高速列車過分相約在電壓角度為15°時進行VCB切斷動作。在第48 ms時刻高速列車進行切除車載VCB瞬間產生的截流過電壓幅值可達87.59 kV,約為高速列車接觸網標稱電壓峰值(39 kV)的兩倍以上。隨后,該過電壓波形從87.59 kV的峰值處開始高頻震蕩,同時又急速衰減至接觸網網壓幅值(39 kV)處,此次VCB分閘過程中過電壓持續震蕩時間約為2 ms,然后電壓再緩慢衰減至0 V,整個過程大約持續了20 ms。圖6(b)所示仿真波形中,設定A相供電臂電壓角度為0°時采取VCB切斷操作,此次分閘操作產生的過電壓絕對值最大達到了91.2 kV。由于在實際現場測試中確保VCB分閘時刻為接觸網電壓相位在0°時,因此,特意選取了一個在接觸網電壓角度為15°左右時操作VCB分閘的實測波形進行比對,通過上述波形圖比較可得,該實測過電壓波形的幅值(87.59 kV)符合上文中對過電壓理論推導的范圍,且實測值與仿真模型所得的幅值絕對值最大(91.2 kV)誤差僅為4.24%。

其次,為高速列車過分相操作過程中駛離牽引網中性段階段,也是通過分相區間的最后一階段。當列車通過分相區間駛至傳感器4號點位后,高速列車操作VCB合閘也會產生過電壓,此類過電壓主要集中在受電弓底端至VCB前端電纜處,其實測與仿真波形如圖7所示。

圖7 高速列車合閘過電壓仿真與實測Fig.7 The simulated and experimental waveform of high-speed railway switching-on overvoltage

如圖7(a)所示,為空載狀態下的牽引變壓器所測得VCB與變壓器一次側輸入端之間的合閘過電壓波形。圖7(b)中第2 ms時接通VCB產生過電壓,該過電壓在0.07 ms內從0 V上升到73.16 kV,隨后進入高頻振蕩環節(頻率約5 kHz)并疊加在接觸網電壓上(幅值39 kV,頻率50 Hz),VCB合閘后,整個高頻振蕩過程在系統阻尼的持續消耗下衰減,整個衰減過程持續了2 ms。通過圖7(b)仿真波形可以得知,高速列車在失電滑行至B相供電臂后接通VCB時而產生的過電壓峰值可達77.37 kV,該仿真過電壓波形同樣也在很短的時間內受到系統阻尼的消耗,完成衰減,最后恢復穩定。通過仿真與實測電壓波形的幅值及振蕩特性一致性對比分析,驗證了該模型的正確性。

3 接地參數對接地電流和車體過電壓的影響

3.1 接地電感對接地電流和車體過電壓的影響

對上述內容進行分析可知,接地軸的阻抗參數隨著車廂功能的不同而相差較大。同時,不同車廂之間不同工況時車體電位以及穩態工況時接地回流差異很大,因此,亟需對不同車廂進行對比研究。

探究接地電感不同參數對車體過電壓的影響需要保持接地回路的電阻部分不變。接地電流回路所含元件為接地碳刷、接地電阻器以及連接線等。其中,接地碳刷以及連接線的阻抗值在穩態工況時十分穩定并且阻抗值較小,此時接地軸的阻抗主要是由回路中的接地電阻器決定的。當運行工況為暫態時,由于車頂高壓電纜耦合到車體上的浪涌過電壓為高頻電壓,此時,接地軸的阻抗主要由回路元器件上的高頻電抗值決定。通過維持仿真電路中的電阻參數恒定,改變上述電感的參數來觀測其電壓幅值以解析其對車體過電壓的影響規律。

由于1～8車為對稱結構,因此觀察1～4車得到的結果即可,選取電感參數分別為0.1,1,5,10,20,50 μH。其中,接地電阻器在高頻激勵下呈感性負載,其電感值會達到50 μH左右,因此,在分析高頻過電壓時,應當選取該典型值作為對比分析的對象。將結果繪制成圖可以得到軸端電感對車體過電壓的影響,如圖8所示。

圖8 軸端電感對車體電壓的影響Fig.8 The effect of grounding axles inductance on body voltage

由圖8可知,各車車體的過電壓幅值隨著接地回路中電感參數的增大而升高。當電感參數設置為0.1 μH時,各車車體的過電壓幅值是相對最小的,1～4車的車體過電壓幅值分別為0.53,0.68,2.19,1.83 kV;當電感參數設置為50 μH時,各車車體的過電壓幅值是相對最大的,1～4車的車體過電壓幅值分別為1.41,1.86,5.44,3.15 kV。而1～4車中3車車體過電壓幅值始終為最大值,且隨著電感參數不斷調大,可以得到其電壓幅值增幅分別為24.47%、19.12%、18.37%、23.81%、18.22%。當接地電感值為5 μH左右時,車體過電壓增幅最小。但接地回路中主要的電感來源接地電阻器寄生電感等的電感值一般不超過10 μH,而對電感進行10 μH以下的調節對過電壓幅值影響較小,因此調節電感參數對車體過電壓的影響較為微弱。

3.2 接地電阻對車體過電壓的影響

通過維持接地回路的電感部分恒定,以探究接地電阻對車體接地電流以及過電壓的影響。調節電路仿真模型中的接地電阻阻值參數,選值分別為0.01,0.05,0.1,0.5,1 Ω,得到的仿真結果繪制出軸端電阻對車體電壓的影響如圖9所示。

圖9 接地電阻對車體過電壓的影響Fig.9 The effect of grounding axles resistance on body voltage

由圖9可知,各車車體的過電壓幅值隨著接地回路中電阻參數的增大而升高。當電阻參數設置為0.01 Ω時,各車車體的過電壓幅值是相對最小的,1～4車的車體過電壓幅值分別為0.60,1.09,1.63,1.21 kV;當設置電阻參數為1 Ω時,各車車體的過電壓幅值是相對最大的,1～4車的車體過電壓幅值分別為2.37,4.62,6.86,5.64 kV。而1～4車中3車車體過電壓幅值始終為最大值,且隨著電阻參數不斷調大,可以得到其電壓幅值增幅分別為38.75%、63.15%、52.31%、25.27%。

由于電阻阻值的調節會造成車體接地環流進而對軸承電蝕造成很大影響,故需同時對接地電流進行觀測。在仿真模型中通過調節電阻參數觀察車體電壓幅值的同時測量各軸端接地電流幅值,將結果繪制如圖10所示。

圖10 電阻值對接地軸電流的影響Fig.10 The effect of grounding axles resistance on grounding current

由圖10可知,接地電阻變化明顯影響接地電流的幅值大小,且接地電阻越大車體的接地電流越小。當接地電阻阻值由0.01 Ω調整至0.1 Ω時,8車1軸電流幅值降幅為64.91%,7車接地軸電流降幅為58.72%,6車接地軸電流降幅為63.16%,5車接地軸電流降幅為79.83%,降幅十分明顯。

為驗證改變電阻值能夠有效降低接地軸電流的同時控制車體過電壓這一結論,在運行列車上進行了測試,獲得的3車過電壓波形與8車1軸接地電流波形分別如圖11、圖12所示。

圖11 更換電阻前后車體過電壓波形對比Fig.11 The comparison of overvoltage waveforms of the train body before and after changing resistance

圖12 更換電阻前后8車1軸電流波形對比Fig.12 The comparison of current waveforms of axle 8-1 before and after changing resistance

通過上述分析可得,調節電阻參數可以明顯地改變車體過電壓幅值,對接地電流的抑制也有明顯的效果。當接地電阻設置為0.1 Ω時,車體過電壓相對較小,同時對接地電流的抑制效果也比較優良,可以將其作為參考值。

3.3 接地方式對接地電流和車體過電壓的影響

經過測試發現,工作接地電流存在著分布不均衡的情況,故通過更換接地方式解析其對接地電流以及車體過電壓的影響。按圖13中的接地方式一更改工作接地軸后,發現1車、8車保護接地以及3車1軸與6車1軸保護接地電流幅值出現明顯增加,呈現出遠大于其他保護接地軸的電流幅值。故將按圖11中接地方式二更改接地軸,即將上述1車、8車四個保護接地以及3車1軸與6車1軸保護接地去除。

圖13 不同接地方式下高速列車工作接地分布Fig.13 The layout of working grounding under different grounding schemes

按照上述兩種方案更改接地方式可以得到各接地軸電流幅值,繪制接地方式對軸端電流的影響如圖14所示。

圖14 接地方式對軸端電流的影響Fig.14 The influence of grounding schemes on grounding current

由圖14可以看出,按接地方式一布置工作接地即采用分散式布置工作接地后,各軸接地電流幅值都有減小趨勢,其中8車以及6車各軸接地電流幅值降幅最大。8車各軸接地電流幅值降幅為7.13%、9.81%、29.21%、31.23%,平均降幅為19.34%;6車接地電流幅值平均降幅為35.17%。按接地方式二布置工作接地后,5車和7車下的各接地軸電流幅值有明顯增大趨勢,其中7車各軸接地電流分別增加了38.8,37.9,26.7,25.1 A;5車各軸接地電流分別增加了12.5,10.7,8.3,6 A。同時,如圖15所示,從在實際車輛上獲得的結果也可知,接地方式一降低了接地電流的幅值。

圖15 改變接地方式前后電流波形對比Fig.15 The comparison of current waveforms before and after changing the grounding schemes

通過上節分析,高速列車1車與8車車體過電壓相對最小,然而當動車正常運行時1車與8車的軸端接地電流卻是相對最大的,故考慮將1車、8車保護接地取消。為解析不同接地方式對車體過電壓的影響規律,將2車與7車、3車與4車保護接地取消,可以得到各車車體過電壓幅值如圖16所示。

圖16 不同接地方式對車體過電壓的影響Fig.16 The influence of grounding schemes on train body’s overvoltage

從圖16能夠看出,1車車體的過電壓幅值在去掉1車和8車的接地后,由原先的1.22 kV上升到3.28 kV,增幅達到168.85%,同時2～4車的車體過電壓幅值增加并不明顯,增幅都在10%之內。當去掉2車和7車接地之后,2車的過電壓幅值從2.69 kV上升到4.49 kV,增幅達到66.91%,其他車體的過電壓幅值變化并不明顯。在取消3車和4車接地后,3車的車體過電壓由4.12 kV增大到6.41 kV,增幅為55.58%,4車的車體過電壓由3.04 kV增加到5.51 kV,增幅為81.25%。同時,1、2車的車體過電壓幅值增幅達到95.58%和48.87%,增幅明顯。由此得出,當取消高速列車某車體的保護接地時,對應車廂的車體過電壓在暫態工況下會產生很大的增幅;另外,3車的車頂由于設置了車頂接地點,通過接地點傳入3車的過電壓需要通過3、4車的接地進行泄放。當去掉3車和4車的接地時,這部分電壓無法再通過3、4車接地泄放,就會傳入相鄰車體,導致1、2車的車體過電壓有明顯增加。由此可以得出,為了更好地抑制車體過電壓,最好在每節車都設置保護接地。

4 結論

本文圍繞高速列車移動接地系統開展研究,建立“車-軌-網”牽引供電系統等效電路模型,分析了接地系統參數及接地方式對車體過電壓及車軌環流的影響規律,主要結論如下。

(1)綜合仿真與實測數據可知,3號車廂過電壓幅值超過了4 kV,且距離受電弓越遠的車廂幅值越小。上述現象的原因是3號車為變壓器車廂,車頂接地點連接著受電弓底座端高壓電纜的屏蔽層,并且車體下方只有一個保護接地軸,不利于過電壓的泄放。

(2)暫態車體過電壓幅值與接地系統中串聯的電感值和電阻值均為正相關關系,且當接地電感值為5 μH左右時,車體過電壓增幅最小。由于接地電感多來源于寄生量,且一般在1～10 μH之間,此階段過電壓幅值變化較不明顯且對穩態運行的接地電流影響可忽略不計。但是,接地電阻調整對車體過電壓幅值及接地電流幅值都有明顯影響,且電阻值為0.1 Ω時抑制效果更加顯著。相較于電感,接地電阻更適合用于車體過電壓的調節。

(3)通過改變接地方式及參數能有效改善高速列車的保護接地電流的均勻程度。在采用不同接地參數、接地數量、接地方式組合的優化接地方案后既能更好地降低接地軸的電流幅值,又能使車體暫態過電壓維持在相對低的水平。