江東杰，金 鈞

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基于柱上開關(guān)式電分相的接觸網(wǎng)異相短路研究

江東杰，金 鈞

針對基于柱上開關(guān)式電分相的接觸網(wǎng)異相短路的不同故障過程進(jìn)行理論分析、數(shù)學(xué)建模及機(jī)理探討，使用Matlab/Simulink軟件進(jìn)行仿真分析，得到了AT側(cè)與DN側(cè)牽引電壓、接觸線相間電壓、短路電流、諧波含量等電氣指標(biāo)；仿真結(jié)果表明AT牽引供電系統(tǒng)與DN牽引供電系統(tǒng)之間發(fā)生異相短路時(shí)，AT側(cè)與DN側(cè)牽引電壓及供電臂相間電壓均會(huì)降低，其中供電臂相間電壓降落最大，同時(shí)短路電流中諧波含量較高，為異相短路專屬保護(hù)整定計(jì)算提供參考。

牽引供電系統(tǒng)；異相短路；Matlab/Simulink仿真；柱上開關(guān)式電分相

0 引言

牽引供電系統(tǒng)異相短路故障是一種破壞性極大的近區(qū)故障[1]。為了防止?fàn)恳╇娤到y(tǒng)發(fā)生異相短路，需要在變電所出口處及相鄰變電所供電臂之間設(shè)置電分相將兩相分開[2，3]。目前，造成異相短路的主要原因是受電弓過電分相時(shí)產(chǎn)生電弧，由于電弧電阻具有非線性、時(shí)變、高阻等特點(diǎn)，常規(guī)的饋線保護(hù)不能正確地反應(yīng)和動(dòng)作[4]。文獻(xiàn)[5～7]進(jìn)行了相關(guān)研究并提出了專門設(shè)置牽引網(wǎng)異相短路保護(hù)的方案，但都存在敏感度低、難于整定的缺陷；文獻(xiàn)[8]提出，發(fā)生電弧異相短路時(shí)，故障相電壓bc降低幅度較大，同時(shí)兩供電臂電壓也會(huì)發(fā)生改變，引起超前相電壓ba升高，滯后相電壓ca降低，ba/ca＞1.2；文獻(xiàn)[9]提出，故障相電壓bc中3次諧波與基波有效值比值在30%以上。

目前大部分文獻(xiàn)均是針對AT供電方式在牽引變電所出口處發(fā)生電弧式異相短路進(jìn)行分析，不同供電方式之間供電臂末端異相短路方面的分析相對較少。為了從根本上消除高阻電弧故障對異相短路繼電保護(hù)帶來的影響，解決動(dòng)車組在不降弓通過電分相時(shí)產(chǎn)生飛弧的問題，本文提出一種新型柱上開關(guān)式電分相，并對供電臂末端發(fā)生異相短路進(jìn)行仿真分析，總結(jié)柱上開關(guān)式電分相發(fā)生異相短路時(shí)的特征，為該情況下的牽引網(wǎng)異相短路專屬保護(hù)定值計(jì)算提供理論依據(jù)。

1 牽引供電系統(tǒng)組成

牽引供電系統(tǒng)主要由牽引變電所（AT所）、分區(qū)所、牽引負(fù)荷及牽引網(wǎng)組成，如圖1所示。

圖1 高速鐵路牽引供電系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

由于仿真模型主要用于分析電氣特性，因此在組建牽引變電所仿真模型時(shí)，變電所中的設(shè)備只需考慮牽引變壓器以及牽引變電所220 kV進(jìn)線[10]。基于Matlab/ Simulink依照CRH380BG型動(dòng)車組的各項(xiàng)技術(shù)參數(shù)進(jìn)行牽引負(fù)荷建模，仿真分析不同數(shù)量的處于額定功率牽引工況下的動(dòng)車組通過對牽引供電系統(tǒng)異相短路故障造成的影響[11]。

牽引網(wǎng)是牽引供電系統(tǒng)中由接觸線（T）、正饋線（F）、鋼軌（R）、大地、回流線構(gòu)成的電能供應(yīng)線路網(wǎng)的總稱[12]。不同的牽引供電方式?jīng)Q定了不同的線路組合，本文所討論的AT供電方式和DN供電方式均能滿足高速鐵路的供電要求[13]。在對牽引供電系統(tǒng)建立仿真模型的過程中需要對供電牽引網(wǎng)進(jìn)行適當(dāng)簡化，由于本文單個(gè)供電臂的供電范圍在大多數(shù)情況下為30 km左右，所以對供電牽引網(wǎng)的仿真可以采用由串接阻抗矩陣與并接導(dǎo)納矩陣組成的集中參數(shù)的簡單Π型電路模型進(jìn)行等值代替。串聯(lián)阻抗矩陣包含導(dǎo)線的自阻抗和導(dǎo)線之間的互阻抗；并聯(lián)導(dǎo)納矩陣包含導(dǎo)線之間或?qū)Ь€對地電容和漏電抗[14]。本文采用京哈高鐵秦沈段牽引網(wǎng)的導(dǎo)線參數(shù)作為基礎(chǔ)參數(shù)進(jìn)行簡化計(jì)算，如表1所示。

表1 京哈高鐵牽引網(wǎng)導(dǎo)線型號(hào)及參數(shù)

經(jīng)過對初始數(shù)據(jù)的計(jì)算和對串聯(lián)阻抗矩陣的降階，可以得出一個(gè)AT網(wǎng)8×8的串聯(lián)阻抗矩陣，其中串聯(lián)阻抗矩陣自阻抗、互阻抗計(jì)算式為

上下行線路之間的互阻抗只需要將式（3）中值改為相應(yīng)線路的距離即可計(jì)算得出。由于本文采用了AT和DN兩種牽引供電方式，而DN牽引供電方式不含正饋線（F），可將DN牽引網(wǎng)簡化為6×6矩陣，限于篇幅計(jì)算結(jié)果不再展示。

2 柱上開關(guān)式電分相異相短路機(jī)理

為了避免動(dòng)車組通過電分相時(shí)產(chǎn)生高阻電弧導(dǎo)致異相短路，同時(shí)改善分區(qū)所工作狀況并實(shí)現(xiàn)分區(qū)所的無人值守，牽引供電系統(tǒng)電分相可以采用一種新型柱上開關(guān)式電分相，將車載主斷路器的功能轉(zhuǎn)移到柱上開關(guān)式電分相，進(jìn)而減輕機(jī)車工作壓力。首先，新型柱上開關(guān)式電分相必須保持傳統(tǒng)柱上開關(guān)式電分相的功能，即供電臂末端上下行并聯(lián)和越區(qū)供電的功能。同時(shí)，新型柱上開關(guān)式電分相在中性段處未設(shè)置相間主絕緣，使得動(dòng)車組得電時(shí)間最長，失電時(shí)間最短。

2.1 動(dòng)車組通過柱上開關(guān)式電分相過程分析

圖2為柱上開關(guān)式電分相示意圖，當(dāng)動(dòng)車組由α相接觸網(wǎng)向β相接觸網(wǎng)行駛，且動(dòng)車組駛過α相接觸網(wǎng)位置1時(shí)，斷路器QF1合閘，此時(shí)中性段由α相接觸網(wǎng)提供電能；當(dāng)動(dòng)車組駛過中性段位置3時(shí)，斷路器QF1分閘，此時(shí)中性段為電中性；當(dāng)動(dòng)車組駛過中性段位置4時(shí)，斷路器QF2合閘，此時(shí)中性段由β相接觸網(wǎng)提供電能；當(dāng)動(dòng)車組駛過β相接觸網(wǎng)位置6時(shí)，斷路器QF2分閘，此時(shí)中性段恢復(fù)電中性。動(dòng)車組由β相接觸網(wǎng)向α相接觸網(wǎng)行駛時(shí)斷路器分合閘順序則與上述過程相反。

圖2 柱上開關(guān)式電分相示意圖

2.2 發(fā)生金屬性異相短路的幾種可能性

（1）斷路器QF1、QF2同時(shí)誤合閘導(dǎo)致α相、β相接觸網(wǎng)異相短路（該情況下，中性段區(qū)域可以有動(dòng)車組通過也可以沒有動(dòng)車組通過）；

（2）當(dāng)動(dòng)車組位于α相接觸網(wǎng)與中性段交點(diǎn)處即位置2時(shí)，斷路器QF2誤合閘，導(dǎo)致接觸網(wǎng)在位置2處發(fā)生異相短路；

（3）當(dāng)動(dòng)車組位于β相接觸網(wǎng)與中性段交點(diǎn)處即位置5時(shí)，斷路器QF2誤合閘，導(dǎo)致接觸網(wǎng)在位置5處發(fā)生異相短路。

3 牽引網(wǎng)異相短路仿真分析

根據(jù)第1節(jié)的計(jì)算結(jié)果搭建牽引供電系統(tǒng)仿真模型。經(jīng)仿真驗(yàn)證，AT側(cè)牽引變電所出口處正饋線電流與接觸線電流相等，DN側(cè)牽引變電所進(jìn)出線電流相等，自耦變壓器上下兩部分繞組電流均相等。因此，所建模型電流分布符合AT與DN方式的供電原理，且空載情況下，AT側(cè)牽引網(wǎng)電壓峰值為38.87 kV，DN側(cè)牽引網(wǎng)電壓峰值為 38.91 kV，能夠反映牽引網(wǎng)的實(shí)際電壓水平，證明了該仿真模型的合理性。

由于2種供電方式上下行均采用全并聯(lián)，所以上行和下行發(fā)生異相短路時(shí)情況相同，故本文只對上行電分相處發(fā)生異相短路的情況進(jìn)行討論。表2為正常情況下AT側(cè)與DN側(cè)牽引網(wǎng)電壓以及相間電壓數(shù)據(jù)。

表2 牽引網(wǎng)正常電壓關(guān)系

3.1 供電臂內(nèi)無動(dòng)車組時(shí)的異相短路

由于牽引供電系統(tǒng)采用工頻交流供電，頻率為50 Hz，即周期為0.02 s。當(dāng)短路故障發(fā)生在一個(gè)周期時(shí)間內(nèi)（即0.02 s內(nèi)）的不同時(shí)間點(diǎn)時(shí)，可能會(huì)對電壓電流造成不同程度影響，且如果以一個(gè)確定的時(shí)間點(diǎn)為基準(zhǔn)（本文是0.1 s），在每0.02 s內(nèi)的各時(shí)間點(diǎn)短路時(shí)的電壓電流應(yīng)完全相同。而短路電流準(zhǔn)確的最大值和最小值對相關(guān)的繼電保護(hù)整定計(jì)算意義重大。所以針對供電臂內(nèi)無動(dòng)車組通過時(shí)，比較0.1，0.101 7，0.102 5，0.103 3，0.105 s發(fā)生異相短路時(shí)的電壓電流關(guān)系，如表3所示?？梢缘弥瑺恳W(wǎng)在0.105 s時(shí)發(fā)生異相短路造成的短路電流最大，為894.8 A，

表3 供電臂無動(dòng)車組時(shí)異相短路仿真計(jì)算結(jié)果

3.2 供電臂內(nèi)有動(dòng)車組時(shí)的異相短路

為了分析不同數(shù)量的動(dòng)車組對異相短路造成的影響，對表格進(jìn)行簡化，使對比重點(diǎn)更清晰，仿真過程中統(tǒng)一將電分相處異相短路時(shí)間點(diǎn)設(shè)置為0.105 s，其他時(shí)間點(diǎn)造成的影響不再贅述。

當(dāng)供電臂長度為30 km，列車速度達(dá)到 300 km/h，列車追蹤時(shí)間間隔為3 min時(shí)，牽引網(wǎng)最多有四車運(yùn)行，即上下行供電臂各有一對車運(yùn)行。在電分相處有無動(dòng)車組的情況下分別對比電分相左右2個(gè)供電臂在單車，雙車和四車運(yùn)行情況下的相關(guān)數(shù)據(jù)，如表4所示。

表4 異相短路仿真計(jì)算結(jié)果

3.3 仿真數(shù)據(jù)結(jié)果分析

（1）一個(gè)周期內(nèi)不同的短路起始時(shí)間點(diǎn)對電分相處各電壓和短路電流的有效值和相位角均會(huì)產(chǎn)生不同程度的影響。

（2）DN側(cè)的牽引電壓降低受異相短路影響最小，AT側(cè)牽引電壓降低次之，供電臂相間電壓降低最為明顯，其有效值最大降低近7 kV。AT側(cè)牽引電壓相位移動(dòng)最小，約2°，供電臂相間電壓相位移動(dòng)約7.7°，DN側(cè)牽引電壓相位移動(dòng)約10°。

（3）每個(gè)供電臂內(nèi)的動(dòng)車組數(shù)量以及電分相處有無動(dòng)車組對電壓電流值和相位角的影響很小，遠(yuǎn)低于異相短路造成的影響，且電壓電流數(shù)值都將隨動(dòng)車組數(shù)量的增加而減小。

（4）綜合比較所有數(shù)據(jù)，AT側(cè)牽引電壓最低可降至24.82 kV，降落了2.67 kV；DN側(cè)牽引電壓最低可降至24.50 kV，降落了3.01 kV；供電臂相間電壓最低可降至20.42 kV，降落了7.09 kV；短路電流最低900.7 A，最高1 020 A。

（5）諧波畸變率（THD）與供電臂內(nèi)動(dòng)車組的數(shù)量以及電分相處是否有動(dòng)車組通過并未顯示明顯的關(guān)聯(lián)。但比較所有數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，在每種異相短路情況中，總諧波畸變率由小到大依次為：AT側(cè)牽引電壓、DN側(cè)牽引電壓、供電臂相間電壓、短路電流。其中，短路電流的諧波畸變率最高且比較穩(wěn)定，集中分布在16.71～21.35%之間，AT側(cè)牽引電壓諧波畸變率在2.38～3.78%之間，DN側(cè)牽引電壓諧波畸變率在3.77～7.92%之間，相間電壓諧波畸變率在6.34～9.32%之間，而各特征值中3、5次諧波含量并不特別明顯。

4 結(jié)語

本文針對基于柱上開關(guān)式電分相的接觸網(wǎng)異相短路的不同故障進(jìn)行了理論分析，并對其進(jìn)行數(shù)學(xué)建模及機(jī)理探討，最后采用Matlab/ Simulink軟件進(jìn)行仿真分析，得到了AT側(cè)與DN側(cè)牽引電壓、接觸線相間電壓、短路電流、諧波含量等電氣指標(biāo)仿真結(jié)果。結(jié)果表明，AT牽引供電系統(tǒng)與DN牽引供電系統(tǒng)之間發(fā)生異相短路時(shí)，AT側(cè)與DN側(cè)牽引電壓以及供電臂相間電壓均會(huì)降低，其中供電臂相間電壓降落最大；短路電流最低為900.7 A，最高為1 020 A，且短路電流中諧波含量較高，為20%左右。該結(jié)論可為異相短路專屬保護(hù)整定值計(jì)算提供參考。

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Theoretical analysis, mathematical modeling and mechanism researches are performed for different processes for short circuit between different phases of OCS with mast mounted switch type phase break, electrical parameters of traction voltages at AT side and DN side, voltages between phases of contact wire, short circuit current, content of harmonics are obtained after simulation and analysis by application of Matlab/simulink software; the simulation results show that the voltage between phases of power supply section will be dropped at AT side, DN side and power supply section when there is short circuit between different phases of AT traction power supply system and DN traction power supply system, with maximum voltage drop between phases of power supply section, maximum content of harmonics in the short circuit current. These will provide references for dedicated calculation of protection setting values.

Traction power supply system; short circuit between different phases; Matlab/Simulink simulation; mast mounted switch type phase break

U226.5

B

1007-936X(2018)02-0034-05

2017-07-11

10.19587/j.cnki.1007-936x.2018.02.008

江東杰.大連交通大學(xué)電氣信息學(xué)院，碩士研究生，研究方向?yàn)闋恳╇娂夹g(shù)；金 鈞.大連交通大學(xué)電氣信息學(xué)院，副教授。