孫 寧，陳 爭，巨長磊，靳耀耀，曹 野，王梓靖

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

引言

隨著高速列車運(yùn)營時(shí)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(dòng)接地方式與傳統(tǒng)電力系統(tǒng)中的固定接地方式有所不同,需要保證列車在實(shí)際線路中遭遇暫態(tài)工況時(shí)能有效抑制車體過電壓,這給牽引供電系統(tǒng)安全穩(wěn)定運(yùn)行帶來了更嚴(yán)峻的挑戰(zhàn)。高速列車接地系統(tǒng)由工作接地和保護(hù)接地構(gòu)成[1]。其中,工作接地為牽引供電系統(tǒng)提供了回流通道,而保護(hù)接地與鋼軌相連,為車載設(shè)備提供了參考地電位。在高速列車實(shí)際運(yùn)行時(shí),工作與保護(hù)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(hù)接地輪對(duì)重新竄上車體,同時(shí)車上的牽引電流也會(huì)通過其他保護(hù)接地流入鋼軌,形成“車-軌”環(huán)流[2]。

針對(duì)高速列車過分相過電壓學(xué)者們開展了相關(guān)研究,文獻(xiàn)[3]指出車軸處的持續(xù)接地電流會(huì)導(dǎo)致齒輪箱溫度不斷升高,加速熱傳感器的絕緣老化。文獻(xiàn)[4]通過現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試并結(jié)合數(shù)學(xué)模型計(jì)算,基于列車接地參數(shù)搭建仿真模型,分析接地電流隨列車運(yùn)行工況的改變而變化。文獻(xiàn)[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(shù)對(duì)高速列車接地電流分布的影響。文獻(xiàn)[7-8]指出車體過電壓有兩種來源:一種是接觸網(wǎng)的雷擊感應(yīng)過電壓,當(dāng)這部分過電壓超過避雷器所能限制的閾值時(shí),感應(yīng)雷過電壓會(huì)傳到車體造成車體過電壓;另一種是在列車正常運(yùn)行時(shí),常常由于列車啟停時(shí)的升降弓操作和過分相時(shí)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(xiàn)[9]指出車體過電壓會(huì)對(duì)車軸輪軸的絕緣物質(zhì)造成極大危害,當(dāng)絕緣被擊穿時(shí),電流流過軸承干擾車載傳感器。

此外,高壓牽引系統(tǒng)中的不同設(shè)備間相互影響,會(huì)造成震蕩過電壓。文獻(xiàn)[10-11]提出電容器串聯(lián)SiC電阻器能有效降低車體過電壓,通過車軌耦合模型詳細(xì)闡述了列車升降弓時(shí)操作過電壓的產(chǎn)生機(jī)理。文獻(xiàn)[12-15]提出利用同相供電技術(shù)可使各供電臂牽引電流相位統(tǒng)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(huì)增大回流電流,而且考慮成本問題,對(duì)所有運(yùn)營線路上進(jìn)行同相供電改造很難實(shí)現(xiàn)。文獻(xiàn)[16]指出列車過分相過電壓實(shí)質(zhì)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(shí)有更高概率產(chǎn)生過電壓。文獻(xiàn)[17-18]對(duì)列車過分相進(jìn)行了系統(tǒng)建模,指出列車過分相時(shí)真空負(fù)荷開關(guān)動(dòng)作產(chǎn)生的車體過電壓與開關(guān)動(dòng)作時(shí)刻的網(wǎng)壓相角密切相關(guān),并提出了一種通過改進(jìn)高速列車接地布局以抑制過分相時(shí)浪涌過電壓的措施。文獻(xiàn)[19-20]將高速鐵路過電分相細(xì)分為6個(gè)暫態(tài)過程,并通過理論分析計(jì)算了列車過分相時(shí)各個(gè)暫態(tài)過程的過電壓幅值。針對(duì)電流問題,文獻(xiàn)[4]也提出了改變接地阻抗的方式來進(jìn)行抑制。

目前,對(duì)于高速列車過分相過電壓研究主要集中在對(duì)過電壓機(jī)理剖析以及對(duì)過電壓幅值、產(chǎn)生過程分析,對(duì)過分相過電壓傳導(dǎo)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(yōu)化方案。綜上,亟需對(duì)高速列車過分相過電壓的分布規(guī)律及優(yōu)化進(jìn)行深入研究?；谏鲜龇治?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(biāo),對(duì)接地系統(tǒng)的性能優(yōu)劣進(jìn)行研究。為以后制定更符合工程實(shí)際的接地標(biāo)準(zhǔn)提供參考,對(duì)高速列車提速及長期穩(wěn)定發(fā)展和安全運(yùn)行具有重要意義。

1 高速列車供電回流系統(tǒng)建模方法

1.1 車載牽引供電系統(tǒng)

為使高速列車供電系統(tǒng)和車上回流系統(tǒng)建模更加清晰準(zhǔn)確,首先對(duì)車載牽引供電回流系統(tǒng)中各關(guān)鍵設(shè)備的布局及聯(lián)結(jié)方式進(jìn)行詳細(xì)介紹,如圖1所示。當(dāng)高速列車動(dòng)態(tài)運(yùn)行時(shí),列車通過受電弓碳滑板與接觸網(wǎng)實(shí)現(xiàn)滑動(dòng)電接觸,將來自牽引變電所的電能傳遞到動(dòng)車車頂上的受電弓;然后,牽引電流途經(jīng)高壓電纜傳輸至車載牽引變壓器,再經(jīng)牽引變壓器降壓后為車載變流器及牽引電機(jī)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(duì)直接相連,通過“輪-軌”滾動(dòng)電接觸將牽引電流導(dǎo)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(dāng)列車在正常狀態(tài)下運(yùn)行時(shí),并不會(huì)同時(shí)升起兩個(gè)受電弓。兩受電弓之間連接有高壓電纜線,在列車運(yùn)行時(shí)只需要升起其中一個(gè)弓受流即可,另一個(gè)受電弓也會(huì)從高壓電纜線得到電流。由于動(dòng)車啟停頻繁,在升降弓與過分相通斷VCB時(shí)極易產(chǎn)生電弧并伴隨著過電壓沖擊,易危及車載電氣設(shè)備的安全運(yùn)行。

1.2 高速列車過分相時(shí)VCB工作原理

列車在自動(dòng)過分相過程中,采用4個(gè)位置傳感器監(jiān)測(cè)列車與分相區(qū)間的相對(duì)距離,如圖2所示。其中,位置傳感器1號(hào)和2號(hào)設(shè)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(hào)與分相段相距約為30 m。位置傳感器3號(hào)和4號(hào)埋設(shè)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(dāng)高速列車經(jīng)由A相供電臂行駛經(jīng)過傳感器1號(hào)時(shí),傳感器1號(hào)向車載的過分相裝置發(fā)出預(yù)警信號(hào),車載裝置在收到預(yù)警信號(hào)后就會(huì)切除車載變壓器二次側(cè)的繞組負(fù)載。在高速列車行駛70 m進(jìn)入傳感器2號(hào)區(qū)域后,傳感器2號(hào)便向高速列車發(fā)出切除牽引負(fù)荷的信號(hào),車上的VCB會(huì)在收到該信號(hào)后分閘,高速列車依靠慣性駛?cè)胫行远?。?dāng)高速列車滑行至傳感器3號(hào)處,切換至B相供電臂獲取電能,并操作VCB合閘,當(dāng)列車滑行至傳感器4號(hào)處時(shí),恢復(fù)對(duì)車載變壓器二次側(cè)供電。

圖2 車載自動(dòng)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(tǒng)阻抗參數(shù)采集

為分析列車動(dòng)態(tài)運(yùn)行過程中接地電流及車體過電壓的分布規(guī)律,需要對(duì)高速列車的“車-所-網(wǎng)”牽引供電及回流系統(tǒng)進(jìn)行等效電路的建模。首先,采用RCL阻抗測(cè)試儀對(duì)車體的阻抗參數(shù)進(jìn)行采集。在采集阻抗之前,需要減去測(cè)試所用的線阻抗(測(cè)試點(diǎn)與RCL記錄儀之間的阻抗),才能得到準(zhǔn)確的車廂阻抗參數(shù)。車體測(cè)試參數(shù)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(cè)試結(jié)果如表1所示。

表1 車廂阻抗參數(shù)實(shí)測(cè)值Tab.1 The experimental resistance value of carriage

將測(cè)點(diǎn)與實(shí)際測(cè)量點(diǎn)對(duì)應(yīng),并將實(shí)際測(cè)量的數(shù)值導(dǎo)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(fù)雜的并聯(lián)關(guān)系,因此實(shí)測(cè)得到的車體橫向、縱向阻抗實(shí)際上分別為AB、CD測(cè)點(diǎn)之間的阻抗,需要進(jìn)行換算才能得到等值電路模型中在對(duì)應(yīng)方向上的電阻值和電感值。根據(jù)電阻并聯(lián)公式,實(shí)際測(cè)量的阻抗參數(shù)與等值電路中橫向和縱向的電阻電感參數(shù)關(guān)系為

(1)

(2)

被測(cè)高速列車的動(dòng)力車廂(TM)保護(hù)接地系統(tǒng)由裸黃銅線和有一定阻值的接地電阻器構(gòu)成,拖動(dòng)車廂(TR)的保護(hù)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(cè)量,實(shí)際測(cè)量接線與電路模型對(duì)應(yīng)關(guān)系如圖3所示。

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

經(jīng)過均值處理后,測(cè)量多次所得的數(shù)據(jù)如表2所示。

表2 接地阻抗參數(shù)實(shí)測(cè)值Tab.2 Experimental resistance value of grounding system

2 “車-所-網(wǎng)”供電回流系統(tǒng)等效模型構(gòu)建過程

2.1 牽引變壓器等效電路構(gòu)建

被測(cè)車的車載牽引變壓器關(guān)鍵電氣技術(shù)參數(shù)如表3所示。

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

高速列車在進(jìn)行過分相、升降弓等暫態(tài)工況操作時(shí),會(huì)先將牽引變壓器二次側(cè)的輔助繞組切除。此時(shí),變壓器處于空載狀態(tài),得到空載牽引變壓器暫態(tài)導(dǎo)納等效公式如下

(5)

(6)

將暫態(tài)等效公式中的并聯(lián)導(dǎo)納轉(zhuǎn)換成串聯(lián)阻抗ZT形式,則有

(7)

二次側(cè)負(fù)載在高速列車以額定功率穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)可以等效為

(8)

變壓器二次側(cè)的總電阻值等于二次側(cè)繞組的電阻值與二次側(cè)負(fù)載的等效電阻值之和,即Rf=0.608 Ω。

2.2 “車-軌-網(wǎng)”耦合牽引供電系統(tǒng)等效模型

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

圖4 列車接地系統(tǒng)Fig.4 The grounding system

通過上述對(duì)“車-軌-網(wǎng)”系統(tǒng)中各個(gè)部分的分析及等效建模,結(jié)合實(shí)際所得數(shù)據(jù),在PSCAD軟件中建立“車-軌-網(wǎng)”耦合接地模型進(jìn)行仿真,以分析高速列車過分相過電壓分布規(guī)律,如圖5所示。

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

在仿真模型中,串聯(lián)了代表變電所內(nèi)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(duì)電阻、電感的計(jì)算,牽引變電所與電分相區(qū)的距離一般為25～30 km,在模型中選用30 km進(jìn)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(wǎng)等效阻抗,經(jīng)計(jì)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(shí)牽引供電系統(tǒng)高壓側(cè)過電壓特性分析

針對(duì)高速列車過分相的整個(gè)過程中形成過電壓的幾個(gè)特殊階段分別進(jìn)行驗(yàn)證。首先,探究高速列車第一階段的操作過程,在列車準(zhǔn)備進(jìn)入牽引網(wǎng)中性段之前,高速列車行至位置傳感器點(diǎn)位,列車斷開車載VCB,此時(shí)車載變壓器會(huì)因?yàn)槌霈F(xiàn)截流而產(chǎn)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(cè)至VCB后端處。高速列車失電過電壓仿真與實(shí)測(cè)波形如圖6所示。

圖6 高速列車分閘過電壓仿真與實(shí)測(cè)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(tài)下牽引變壓器所測(cè)到的VCB后端與變壓器一次側(cè)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(shí)進(jìn)行VCB切斷動(dòng)作。在第48 ms時(shí)刻高速列車進(jìn)行切除車載VCB瞬間產(chǎn)生的截流過電壓幅值可達(dá)87.59 kV,約為高速列車接觸網(wǎng)標(biāo)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(shí)又急速衰減至接觸網(wǎng)網(wǎng)壓幅值(39 kV)處,此次VCB分閘過程中過電壓持續(xù)震蕩時(shí)間約為2 ms,然后電壓再緩慢衰減至0 V,整個(gè)過程大約持續(xù)了20 ms。圖6(b)所示仿真波形中,設(shè)定A相供電臂電壓角度為0°時(shí)采取VCB切斷操作,此次分閘操作產(chǎn)生的過電壓絕對(duì)值最大達(dá)到了91.2 kV。由于在實(shí)際現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試中確保VCB分閘時(shí)刻為接觸網(wǎng)電壓相位在0°時(shí),因此,特意選取了一個(gè)在接觸網(wǎng)電壓角度為15°左右時(shí)操作VCB分閘的實(shí)測(cè)波形進(jìn)行比對(duì),通過上述波形圖比較可得,該實(shí)測(cè)過電壓波形的幅值(87.59 kV)符合上文中對(duì)過電壓理論推導(dǎo)的范圍,且實(shí)測(cè)值與仿真模型所得的幅值絕對(duì)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(wǎng)中性段階段,也是通過分相區(qū)間的最后一階段。當(dāng)列車通過分相區(qū)間駛至傳感器4號(hào)點(diǎn)位后,高速列車操作VCB合閘也會(huì)產(chǎn)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(shí)測(cè)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(shí)測(cè)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(tài)下的牽引變壓器所測(cè)得VCB與變壓器一次側(cè)輸入端之間的合閘過電壓波形。圖7(b)中第2 ms時(shí)接通VCB產(chǎn)生過電壓,該過電壓在0.07 ms內(nèi)從0 V上升到73.16 kV,隨后進(jìn)入高頻振蕩環(huán)節(jié)(頻率約5 kHz)并疊加在接觸網(wǎng)電壓上(幅值39 kV,頻率50 Hz),VCB合閘后,整個(gè)高頻振蕩過程在系統(tǒng)阻尼的持續(xù)消耗下衰減,整個(gè)衰減過程持續(xù)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(shí)而產(chǎn)生的過電壓峰值可達(dá)77.37 kV,該仿真過電壓波形同樣也在很短的時(shí)間內(nèi)受到系統(tǒng)阻尼的消耗,完成衰減,最后恢復(fù)穩(wěn)定。通過仿真與實(shí)測(cè)電壓波形的幅值及振蕩特性一致性對(duì)比分析,驗(yàn)證了該模型的正確性。

3 接地參數(shù)對(duì)接地電流和車體過電壓的影響

3.1 接地電感對(duì)接地電流和車體過電壓的影響

對(duì)上述內(nèi)容進(jìn)行分析可知,接地軸的阻抗參數(shù)隨著車廂功能的不同而相差較大。同時(shí),不同車廂之間不同工況時(shí)車體電位以及穩(wěn)態(tài)工況時(shí)接地回流差異很大,因此,亟需對(duì)不同車廂進(jìn)行對(duì)比研究。

探究接地電感不同參數(shù)對(duì)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(wěn)態(tài)工況時(shí)十分穩(wěn)定并且阻抗值較小,此時(shí)接地軸的阻抗主要是由回路中的接地電阻器決定的。當(dāng)運(yùn)行工況為暫態(tài)時(shí),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(shí),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(shù)恒定,改變上述電感的參數(shù)來觀測(cè)其電壓幅值以解析其對(duì)車體過電壓的影響規(guī)律。

由于1～8車為對(duì)稱結(jié)構(gòu),因此觀察1～4車得到的結(jié)果即可,選取電感參數(shù)分別為0.1,1,5,10,20,50 μH。其中,接地電阻器在高頻激勵(lì)下呈感性負(fù)載,其電感值會(huì)達(dá)到50 μH左右,因此,在分析高頻過電壓時(shí),應(yīng)當(dāng)選取該典型值作為對(duì)比分析的對(duì)象。將結(jié)果繪制成圖可以得到軸端電感對(duì)車體過電壓的影響,如圖8所示。

圖8 軸端電感對(duì)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(shù)的增大而升高。當(dāng)電感參數(shù)設(shè)置為0.1 μH時(shí),各車車體的過電壓幅值是相對(duì)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(dāng)電感參數(shù)設(shè)置為50 μH時(shí),各車車體的過電壓幅值是相對(duì)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(shù)不斷調(diào)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(dāng)接地電感值為5 μH左右時(shí),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(duì)電感進(jìn)行10 μH以下的調(diào)節(jié)對(duì)過電壓幅值影響較小,因此調(diào)節(jié)電感參數(shù)對(duì)車體過電壓的影響較為微弱。

3.2 接地電阻對(duì)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(duì)車體接地電流以及過電壓的影響。調(diào)節(jié)電路仿真模型中的接地電阻阻值參數(shù),選值分別為0.01,0.05,0.1,0.5,1 Ω,得到的仿真結(jié)果繪制出軸端電阻對(duì)車體電壓的影響如圖9所示。

圖9 接地電阻對(duì)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(shù)的增大而升高。當(dāng)電阻參數(shù)設(shè)置為0.01 Ω時(shí),各車車體的過電壓幅值是相對(duì)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(dāng)設(shè)置電阻參數(shù)為1 Ω時(shí),各車車體的過電壓幅值是相對(duì)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(shù)不斷調(diào)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(diào)節(jié)會(huì)造成車體接地環(huán)流進(jìn)而對(duì)軸承電蝕造成很大影響,故需同時(shí)對(duì)接地電流進(jìn)行觀測(cè)。在仿真模型中通過調(diào)節(jié)電阻參數(shù)觀察車體電壓幅值的同時(shí)測(cè)量各軸端接地電流幅值,將結(jié)果繪制如圖10所示。

圖10 電阻值對(duì)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(dāng)接地電阻阻值由0.01 Ω調(diào)整至0.1 Ω時(shí),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(yàn)證改變電阻值能夠有效降低接地軸電流的同時(shí)控制車體過電壓這一結(jié)論,在運(yùn)行列車上進(jìn)行了測(cè)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(duì)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(duì)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(diào)節(jié)電阻參數(shù)可以明顯地改變車體過電壓幅值,對(duì)接地電流的抑制也有明顯的效果。當(dāng)接地電阻設(shè)置為0.1 Ω時(shí),車體過電壓相對(duì)較小,同時(shí)對(duì)接地電流的抑制效果也比較優(yōu)良,可以將其作為參考值。

3.3 接地方式對(duì)接地電流和車體過電壓的影響

經(jīng)過測(cè)試發(fā)現(xiàn),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(duì)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(fā)現(xiàn)1車、8車保護(hù)接地以及3車1軸與6車1軸保護(hù)接地電流幅值出現(xiàn)明顯增加,呈現(xiàn)出遠(yuǎn)大于其他保護(hù)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(gè)保護(hù)接地以及3車1軸與6車1軸保護(hù)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(duì)軸端電流的影響如圖14所示。

圖14 接地方式對(duì)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(shì),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(shì),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(shí),如圖15所示,從在實(shí)際車輛上獲得的結(jié)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(duì)比Fig.15 The comparison of current waveforms before and after changing the grounding schemes

通過上節(jié)分析,高速列車1車與8車車體過電壓相對(duì)最小,然而當(dāng)動(dòng)車正常運(yùn)行時(shí)1車與8車的軸端接地電流卻是相對(duì)最大的,故考慮將1車、8車保護(hù)接地取消。為解析不同接地方式對(duì)車體過電壓的影響規(guī)律,將2車與7車、3車與4車保護(hù)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(duì)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(dá)到168.85%,同時(shí)2～4車的車體過電壓幅值增加并不明顯,增幅都在10%之內(nèi)。當(dāng)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(dá)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(shí),1、2車的車體過電壓幅值增幅達(dá)到95.58%和48.87%,增幅明顯。由此得出,當(dāng)取消高速列車某車體的保護(hù)接地時(shí),對(duì)應(yīng)車廂的車體過電壓在暫態(tài)工況下會(huì)產(chǎn)生很大的增幅;另外,3車的車頂由于設(shè)置了車頂接地點(diǎn),通過接地點(diǎn)傳入3車的過電壓需要通過3、4車的接地進(jìn)行泄放。當(dāng)去掉3車和4車的接地時(shí),這部分電壓無法再通過3、4車接地泄放,就會(huì)傳入相鄰車體,導(dǎo)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(jié)車都設(shè)置保護(hù)接地。

4 結(jié)論

本文圍繞高速列車移動(dòng)接地系統(tǒng)開展研究,建立“車-軌-網(wǎng)”牽引供電系統(tǒng)等效電路模型,分析了接地系統(tǒng)參數(shù)及接地方式對(duì)車體過電壓及車軌環(huán)流的影響規(guī)律,主要結(jié)論如下。

(1)綜合仿真與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)可知,3號(hào)車廂過電壓幅值超過了4 kV,且距離受電弓越遠(yuǎn)的車廂幅值越小。上述現(xiàn)象的原因是3號(hào)車為變壓器車廂,車頂接地點(diǎn)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(gè)保護(hù)接地軸,不利于過電壓的泄放。

(2)暫態(tài)車體過電壓幅值與接地系統(tǒng)中串聯(lián)的電感值和電阻值均為正相關(guān)關(guān)系,且當(dāng)接地電感值為5 μH左右時(shí),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(duì)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行的接地電流影響可忽略不計(jì)。但是,接地電阻調(diào)整對(duì)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(shí)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(diào)節(jié)。

(3)通過改變接地方式及參數(shù)能有效改善高速列車的保護(hù)接地電流的均勻程度。在采用不同接地參數(shù)、接地?cái)?shù)量、接地方式組合的優(yōu)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(tài)過電壓維持在相對(duì)低的水平。