高速列车接地系统对车体电流及过电压分布的影响分析

孙 宁，陈 争，巨长磊，靳耀耀，曹 野，王梓靖

(1.中车青岛四方机车车辆股份有限公司,青岛 266033; 2.西南交通大学电气工程学院,成都 611756)

引言

随着高速列车运营时速及载重能力的不断提高,列车的牵引功率容量也随之增加,且高速列车的移动接地方式与传统电力系统中的固定接地方式有所不同,需要保证列车在实际线路中遭遇暂态工况时能有效抑制车体过电压,这给牵引供电系统安全稳定运行带来了更严峻的挑战。高速列车接地系统由工作接地和保护接地构成[1]。其中,工作接地为牵引供电系统提供了回流通道,而保护接地与钢轨相连,为车载设备提供了参考地电位。在高速列车实际运行时,工作与保护接地共用钢轨泄流,因此,从工作接地流出的牵引电流易通过周围的保护接地轮对重新窜上车体,同时车上的牵引电流也会通过其他保护接地流入钢轨,形成“车-轨”环流[2]。

针对高速列车过分相过电压学者们开展了相关研究,文献[3]指出车轴处的持续接地电流会导致齿轮箱温度不断升高,加速热传感器的绝缘老化。文献[4]通过现场测试并结合数学模型计算,基于列车接地参数搭建仿真模型,分析接地电流随列车运行工况的改变而变化。文献[5-6]采用控制变量的方法依次改变接地的位置和电阻值,探究不同的接地方式和接地参数对高速列车接地电流分布的影响。文献[7-8]指出车体过电压有两种来源:一种是接触网的雷击感应过电压,当这部分过电压超过避雷器所能限制的阈值时,感应雷过电压会传到车体造成车体过电压;另一种是在列车正常运行时,常常由于列车启停时的升降弓操作和过分相时通断断路器引起的电磁耦合过电压,这种过电压通常能够通过高压电缆传到车体引起车体过电压。文献[9]指出车体过电压会对车轴轮轴的绝缘物质造成极大危害,当绝缘被击穿时,电流流过轴承干扰车载传感器。

此外,高压牵引系统中的不同设备间相互影响,会造成震荡过电压。文献[10-11]提出电容器串联SiC电阻器能有效降低车体过电压,通过车轨耦合模型详细阐述了列车升降弓时操作过电压的产生机理。文献[12-15]提出利用同相供电技术可使各供电臂牵引电流相位统一,消除供电臂与车载VCB之间的中性部分。但此方案由于不再安装接地电阻,会增大回流电流,而且考虑成本问题,对所有运营线路上进行同相供电改造很难实现。文献[16]指出列车过分相过电压实质主要为合闸过电压与谐振过电压,且高速列车在驶离电分相时有更高概率产生过电压。文献[17-18]对列车过分相进行了系统建模,指出列车过分相时真空负荷开关动作产生的车体过电压与开关动作时刻的网压相角密切相关,并提出了一种通过改进高速列车接地布局以抑制过分相时浪涌过电压的措施。文献[19-20]将高速铁路过电分相细分为6个暂态过程,并通过理论分析计算了列车过分相时各个暂态过程的过电压幅值。针对电流问题,文献[4]也提出了改变接地阻抗的方式来进行抑制。

目前,对于高速列车过分相过电压研究主要集中在对过电压机理剖析以及对过电压幅值、产生过程分析,对过分相过电压传导至车体后所造成的车体电位紊乱等影响研究较少,且缺少具体的优化方案。综上,亟需对高速列车过分相过电压的分布规律及优化进行深入研究。基于上述分析,从提升高速列车服役性能着手,以降低过电压与车体电流为指标,对接地系统的性能优劣进行研究。为以后制定更符合工程实际的接地标准提供参考,对高速列车提速及长期稳定发展和安全运行具有重要意义。

1 高速列车供电回流系统建模方法

1.1 车载牵引供电系统

为使高速列车供电系统和车上回流系统建模更加清晰准确,首先对车载牵引供电回流系统中各关键设备的布局及联结方式进行详细介绍,如图1所示。当高速列车动态运行时,列车通过受电弓碳滑板与接触网实现滑动电接触,将来自牵引变电所的电能传递到动车车顶上的受电弓;然后,牵引电流途经高压电缆传输至车载牵引变压器,再经牵引变压器降压后为车载变流器及牵引电机供给电能。其中,车载牵引变压器一次绕组输出端与工作接地轮对直接相连,通过“轮-轨”滚动电接触将牵引电流导入钢轨中,最终回馈至地面牵引变电所。

图1 车辆编组和主电路元件顺序Fig.1 The set of train and the component order of main circuit

当列车在正常状态下运行时,并不会同时升起两个受电弓。两受电弓之间连接有高压电缆线,在列车运行时只需要升起其中一个弓受流即可,另一个受电弓也会从高压电缆线得到电流。由于动车启停频繁,在升降弓与过分相通断VCB时极易产生电弧并伴随着过电压冲击,易危及车载电气设备的安全运行。

1.2 高速列车过分相时VCB工作原理

列车在自动过分相过程中,采用4个位置传感器监测列车与分相区间的相对距离,如图2所示。其中,位置传感器1号和2号设置在电分相段的前方(A相供电臂下方的轨道旁),相距约为70 m,传感器2号与分相段相距约为30 m。位置传感器3号和4号埋设在分相段的后方(B相供电臂下方的轨道旁),相距约为70 m,传感器3与分相段末端相距约为30 m。当高速列车经由A相供电臂行驶经过传感器1号时,传感器1号向车载的过分相装置发出预警信号,车载装置在收到预警信号后就会切除车载变压器二次侧的绕组负载。在高速列车行驶70 m进入传感器2号区域后,传感器2号便向高速列车发出切除牵引负荷的信号,车上的VCB会在收到该信号后分闸,高速列车依靠惯性驶入中性段。当高速列车滑行至传感器3号处,切换至B相供电臂获取电能,并操作VCB合闸,当列车滑行至传感器4号处时,恢复对车载变压器二次侧供电。

图2 车载自动过分相过程(单位:m)Fig.2 The automatic progress of passing through phase-split section (unit: m)

1.3 车体及接地系统阻抗参数采集

为分析列车动态运行过程中接地电流及车体过电压的分布规律,需要对高速列车的“车-所-网”牵引供电及回流系统进行等效电路的建模。首先,采用RCL阻抗测试仪对车体的阻抗参数进行采集。在采集阻抗之前,需要减去测试所用的线阻抗(测试点与RCL记录仪之间的阻抗),才能得到准确的车厢阻抗参数。车体测试参数如下:车厢横向电阻RAB、横向电感LAB、纵向电阻RCD、纵向电感LCD。测试结果如表1所示。

表1 车厢阻抗参数实测值Tab.1 The experimental resistance value of carriage

将测点与实际测量点对应,并将实际测量的数值导入至模型中,得到车厢等值电路图。由于车体阻抗之间存在复杂的并联关系,因此实测得到的车体横向、纵向阻抗实际上分别为AB、CD测点之间的阻抗,需要进行换算才能得到等值电路模型中在对应方向上的电阻值和电感值。根据电阻并联公式,实际测量的阻抗参数与等值电路中横向和纵向的电阻电感参数关系为

(1)

(2)

被测高速列车的动力车厢(TM)保护接地系统由裸黄铜线和有一定阻值的接地电阻器构成,拖动车厢(TR)的保护接地仅包含裸黄铜线。车体下方各接地线的阻抗由RCL记录仪测量,实际测量接线与电路模型对应关系如图3所示。

图3 车载接地系统等效电路Fig.3 The equivalent circuit of grounding system

经过均值处理后,测量多次所得的数据如表2所示。

表2 接地阻抗参数实测值Tab.2 Experimental resistance value of grounding system

2 “车-所-网”供电回流系统等效模型构建过程

2.1 牵引变压器等效电路构建

被测车的车载牵引变压器关键电气技术参数如表3所示。

表3 车载单相心式变压器主要技术参数Tab.3 The main technical parameters of train-mounted single-phase cardioid transformer

高速列车在进行过分相、升降弓等暂态工况操作时,会先将牵引变压器二次侧的辅助绕组切除。此时,变压器处于空载状态,得到空载牵引变压器暂态导纳等效公式如下

(5)

(6)

将暂态等效公式中的并联导纳转换成串联阻抗ZT形式,则有

(7)

二次侧负载在高速列车以额定功率稳态运行时可以等效为

(8)

变压器二次侧的总电阻值等于二次侧绕组的电阻值与二次侧负载的等效电阻值之和,即Rf=0.608 Ω。

2.2 “车-轨-网”耦合牵引供电系统等效模型

图4为该高速列车的接地布置。3、6车厢下方设置了3条工作接地线,因此3、6车厢下方仅有1条保护接地线。除3、6车厢外,其他车厢在4个轮轴均设置了保护接地线。

图4 列车接地系统Fig.4 The grounding system

通过上述对“车-轨-网”系统中各个部分的分析及等效建模,结合实际所得数据,在PSCAD软件中建立“车-轨-网”耦合接地模型进行仿真,以分析高速列车过分相过电压分布规律,如图5所示。

图5 高速列车过分相暂态仿真模型Fig.5 The simulation model of phase-split transient progress

在仿真模型中,串联了代表变电所内阻的交流电压源USA、USB分别为A、B相牵引变电所,电源有效值为27.5 kV,且USA初始相位为0,USB初始相位为120°。针对电阻、电感的计算,牵引变电所与电分相区的距离一般为25～30 km,在模型中选用30 km进行仿真,并分别用LLA、RLA和LLB、RLB来表示A、B两供电臂的接触网等效阻抗,经计算得LLA=LLB=42.84 mH,RLA=RLB=5.34 Ω。另外,红线代表工作接地线。

2.3 过分相时牵引供电系统高压侧过电压特性分析

针对高速列车过分相的整个过程中形成过电压的几个特殊阶段分别进行验证。首先,探究高速列车第一阶段的操作过程,在列车准备进入牵引网中性段之前,高速列车行至位置传感器点位,列车断开车载VCB,此时车载变压器会因为出现截流而产生失电过电压,且该过电压主要分布在车载牵引变压器一次侧至VCB后端处。高速列车失电过电压仿真与实测波形如图6所示。

图6 高速列车分闸过电压仿真与实测Fig.6 The simulated and experimental waveform of high-speed railway switching-off overvoltage

由图6(a)中可以得知,在空载状态下牵引变压器所测到的VCB后端与变压器一次侧输入端之间的VCB失电过电压波形,从图中可以看出,此次高速列车过分相约在电压角度为15°时进行VCB切断动作。在第48 ms时刻高速列车进行切除车载VCB瞬间产生的截流过电压幅值可达87.59 kV,约为高速列车接触网标称电压峰值(39 kV)的两倍以上。随后,该过电压波形从87.59 kV的峰值处开始高频震荡,同时又急速衰减至接触网网压幅值(39 kV)处,此次VCB分闸过程中过电压持续震荡时间约为2 ms,然后电压再缓慢衰减至0 V,整个过程大约持续了20 ms。图6(b)所示仿真波形中,设定A相供电臂电压角度为0°时采取VCB切断操作,此次分闸操作产生的过电压绝对值最大达到了91.2 kV。由于在实际现场测试中确保VCB分闸时刻为接触网电压相位在0°时,因此,特意选取了一个在接触网电压角度为15°左右时操作VCB分闸的实测波形进行比对,通过上述波形图比较可得,该实测过电压波形的幅值(87.59 kV)符合上文中对过电压理论推导的范围,且实测值与仿真模型所得的幅值绝对值最大(91.2 kV)误差仅为4.24%。

其次,为高速列车过分相操作过程中驶离牵引网中性段阶段,也是通过分相区间的最后一阶段。当列车通过分相区间驶至传感器4号点位后,高速列车操作VCB合闸也会产生过电压,此类过电压主要集中在受电弓底端至VCB前端电缆处,其实测与仿真波形如图7所示。

图7 高速列车合闸过电压仿真与实测Fig.7 The simulated and experimental waveform of high-speed railway switching-on overvoltage

如图7(a)所示,为空载状态下的牵引变压器所测得VCB与变压器一次侧输入端之间的合闸过电压波形。图7(b)中第2 ms时接通VCB产生过电压,该过电压在0.07 ms内从0 V上升到73.16 kV,随后进入高频振荡环节(频率约5 kHz)并叠加在接触网电压上(幅值39 kV,频率50 Hz),VCB合闸后,整个高频振荡过程在系统阻尼的持续消耗下衰减,整个衰减过程持续了2 ms。通过图7(b)仿真波形可以得知,高速列车在失电滑行至B相供电臂后接通VCB时而产生的过电压峰值可达77.37 kV,该仿真过电压波形同样也在很短的时间内受到系统阻尼的消耗,完成衰减,最后恢复稳定。通过仿真与实测电压波形的幅值及振荡特性一致性对比分析,验证了该模型的正确性。

3 接地参数对接地电流和车体过电压的影响

3.1 接地电感对接地电流和车体过电压的影响

对上述内容进行分析可知,接地轴的阻抗参数随着车厢功能的不同而相差较大。同时,不同车厢之间不同工况时车体电位以及稳态工况时接地回流差异很大,因此,亟需对不同车厢进行对比研究。

探究接地电感不同参数对车体过电压的影响需要保持接地回路的电阻部分不变。接地电流回路所含元件为接地碳刷、接地电阻器以及连接线等。其中,接地碳刷以及连接线的阻抗值在稳态工况时十分稳定并且阻抗值较小,此时接地轴的阻抗主要是由回路中的接地电阻器决定的。当运行工况为暂态时,由于车顶高压电缆耦合到车体上的浪涌过电压为高频电压,此时,接地轴的阻抗主要由回路元器件上的高频电抗值决定。通过维持仿真电路中的电阻参数恒定,改变上述电感的参数来观测其电压幅值以解析其对车体过电压的影响规律。

由于1～8车为对称结构,因此观察1～4车得到的结果即可,选取电感参数分别为0.1,1,5,10,20,50 μH。其中,接地电阻器在高频激励下呈感性负载,其电感值会达到50 μH左右,因此,在分析高频过电压时,应当选取该典型值作为对比分析的对象。将结果绘制成图可以得到轴端电感对车体过电压的影响,如图8所示。

图8 轴端电感对车体电压的影响Fig.8 The effect of grounding axles inductance on body voltage

由图8可知,各车车体的过电压幅值随着接地回路中电感参数的增大而升高。当电感参数设置为0.1 μH时,各车车体的过电压幅值是相对最小的,1～4车的车体过电压幅值分别为0.53,0.68,2.19,1.83 kV;当电感参数设置为50 μH时,各车车体的过电压幅值是相对最大的,1～4车的车体过电压幅值分别为1.41,1.86,5.44,3.15 kV。而1～4车中3车车体过电压幅值始终为最大值,且随着电感参数不断调大,可以得到其电压幅值增幅分别为24.47%、19.12%、18.37%、23.81%、18.22%。当接地电感值为5 μH左右时,车体过电压增幅最小。但接地回路中主要的电感来源接地电阻器寄生电感等的电感值一般不超过10 μH,而对电感进行10 μH以下的调节对过电压幅值影响较小,因此调节电感参数对车体过电压的影响较为微弱。

3.2 接地电阻对车体过电压的影响

通过维持接地回路的电感部分恒定,以探究接地电阻对车体接地电流以及过电压的影响。调节电路仿真模型中的接地电阻阻值参数,选值分别为0.01,0.05,0.1,0.5,1 Ω,得到的仿真结果绘制出轴端电阻对车体电压的影响如图9所示。

图9 接地电阻对车体过电压的影响Fig.9 The effect of grounding axles resistance on body voltage

由图9可知,各车车体的过电压幅值随着接地回路中电阻参数的增大而升高。当电阻参数设置为0.01 Ω时,各车车体的过电压幅值是相对最小的,1～4车的车体过电压幅值分别为0.60,1.09,1.63,1.21 kV;当设置电阻参数为1 Ω时,各车车体的过电压幅值是相对最大的,1～4车的车体过电压幅值分别为2.37,4.62,6.86,5.64 kV。而1～4车中3车车体过电压幅值始终为最大值,且随着电阻参数不断调大,可以得到其电压幅值增幅分别为38.75%、63.15%、52.31%、25.27%。

由于电阻阻值的调节会造成车体接地环流进而对轴承电蚀造成很大影响,故需同时对接地电流进行观测。在仿真模型中通过调节电阻参数观察车体电压幅值的同时测量各轴端接地电流幅值,将结果绘制如图10所示。

图10 电阻值对接地轴电流的影响Fig.10 The effect of grounding axles resistance on grounding current

由图10可知,接地电阻变化明显影响接地电流的幅值大小,且接地电阻越大车体的接地电流越小。当接地电阻阻值由0.01 Ω调整至0.1 Ω时,8车1轴电流幅值降幅为64.91%,7车接地轴电流降幅为58.72%,6车接地轴电流降幅为63.16%,5车接地轴电流降幅为79.83%,降幅十分明显。

为验证改变电阻值能够有效降低接地轴电流的同时控制车体过电压这一结论,在运行列车上进行了测试,获得的3车过电压波形与8车1轴接地电流波形分别如图11、图12所示。

图11 更换电阻前后车体过电压波形对比Fig.11 The comparison of overvoltage waveforms of the train body before and after changing resistance

图12 更换电阻前后8车1轴电流波形对比Fig.12 The comparison of current waveforms of axle 8-1 before and after changing resistance

通过上述分析可得,调节电阻参数可以明显地改变车体过电压幅值,对接地电流的抑制也有明显的效果。当接地电阻设置为0.1 Ω时,车体过电压相对较小,同时对接地电流的抑制效果也比较优良,可以将其作为参考值。

3.3 接地方式对接地电流和车体过电压的影响

经过测试发现,工作接地电流存在着分布不均衡的情况,故通过更换接地方式解析其对接地电流以及车体过电压的影响。按图13中的接地方式一更改工作接地轴后,发现1车、8车保护接地以及3车1轴与6车1轴保护接地电流幅值出现明显增加,呈现出远大于其他保护接地轴的电流幅值。故将按图11中接地方式二更改接地轴,即将上述1车、8车四个保护接地以及3车1轴与6车1轴保护接地去除。

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

按照上述两种方案更改接地方式可以得到各接地轴电流幅值,绘制接地方式对轴端电流的影响如图14所示。

图14 接地方式对轴端电流的影响Fig.14 The influence of grounding schemes on grounding current

由图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,各轴接地电流幅值都有减小趋势,其中8车以及6车各轴接地电流幅值降幅最大。8车各轴接地电流幅值降幅为7.13%、9.81%、29.21%、31.23%,平均降幅为19.34%;6车接地电流幅值平均降幅为35.17%。按接地方式二布置工作接地后,5车和7车下的各接地轴电流幅值有明显增大趋势,其中7车各轴接地电流分别增加了38.8,37.9,26.7,25.1 A;5车各轴接地电流分别增加了12.5,10.7,8.3,6 A。同时,如图15所示,从在实际车辆上获得的结果也可知,接地方式一降低了接地电流的幅值。

图15 改变接地方式前后电流波形对比Fig.15 The comparison of current waveforms before and after changing the grounding schemes

通过上节分析,高速列车1车与8车车体过电压相对最小,然而当动车正常运行时1车与8车的轴端接地电流却是相对最大的,故考虑将1车、8车保护接地取消。为解析不同接地方式对车体过电压的影响规律,将2车与7车、3车与4车保护接地取消,可以得到各车车体过电压幅值如图16所示。

图16 不同接地方式对车体过电压的影响Fig.16 The influence of grounding schemes on train body’s overvoltage

从图16能够看出,1车车体的过电压幅值在去掉1车和8车的接地后,由原先的1.22 kV上升到3.28 kV,增幅达到168.85%,同时2～4车的车体过电压幅值增加并不明显,增幅都在10%之内。当去掉2车和7车接地之后,2车的过电压幅值从2.69 kV上升到4.49 kV,增幅达到66.91%,其他车体的过电压幅值变化并不明显。在取消3车和4车接地后,3车的车体过电压由4.12 kV增大到6.41 kV,增幅为55.58%,4车的车体过电压由3.04 kV增加到5.51 kV,增幅为81.25%。同时,1、2车的车体过电压幅值增幅达到95.58%和48.87%,增幅明显。由此得出,当取消高速列车某车体的保护接地时,对应车厢的车体过电压在暂态工况下会产生很大的增幅;另外,3车的车顶由于设置了车顶接地点,通过接地点传入3车的过电压需要通过3、4车的接地进行泄放。当去掉3车和4车的接地时,这部分电压无法再通过3、4车接地泄放,就会传入相邻车体,导致1、2车的车体过电压有明显增加。由此可以得出,为了更好地抑制车体过电压,最好在每节车都设置保护接地。

4 结论

本文围绕高速列车移动接地系统开展研究,建立“车-轨-网”牵引供电系统等效电路模型,分析了接地系统参数及接地方式对车体过电压及车轨环流的影响规律,主要结论如下。

(1)综合仿真与实测数据可知,3号车厢过电压幅值超过了4 kV,且距离受电弓越远的车厢幅值越小。上述现象的原因是3号车为变压器车厢,车顶接地点连接着受电弓底座端高压电缆的屏蔽层,并且车体下方只有一个保护接地轴,不利于过电压的泄放。

(2)暂态车体过电压幅值与接地系统中串联的电感值和电阻值均为正相关关系,且当接地电感值为5 μH左右时,车体过电压增幅最小。由于接地电感多来源于寄生量,且一般在1～10 μH之间,此阶段过电压幅值变化较不明显且对稳态运行的接地电流影响可忽略不计。但是,接地电阻调整对车体过电压幅值及接地电流幅值都有明显影响,且电阻值为0.1 Ω时抑制效果更加显著。相较于电感,接地电阻更适合用于车体过电压的调节。

(3)通过改变接地方式及参数能有效改善高速列车的保护接地电流的均匀程度。在采用不同接地参数、接地数量、接地方式组合的优化接地方案后既能更好地降低接地轴的电流幅值,又能使车体暂态过电压维持在相对低的水平。