动车组分相过电压特性与断路器相控合闸方案

DOI ：10.19587/ki.1007-936x.2020z2.008
动车组分相过电压特性与断路器相控合闸方案
李茜钰，孙继星，郭昌旺，支青云，任佳艺，丁 璠
摘 要：高铁动车组在运行中频繁经过分相区，通过车载断路器分合闸操作实现换相，动车组主断合闸产生的
过电压会对牵引供电系统接触网造成冲击。

本文介绍了高铁动车组整体牵引供电系统仿真模型的搭建，以及对单车负荷和多车负荷两种实际运行情况进行的仿真，探究合闸过电压影响因素，并给出断路器相控合闸方案。

关键词：牵引供电系统；合闸过电压；相控合闸；Matlab/Simulink
Abstract: The high-speed railway electrical multiple units will pass through frequently the neutral section zone during
the operation, and the phase transfer is realized through the on-board circuit breaker opening and closing operation. The overvoltage generated by the closing of the circuit breaker on EMU will lead to the impact to the OCL of the traction power supply system. This paper introduces the establishment of the simulation model for the whole traction power supply system for the high-speed railway EMU, and the simulation of two actual operation conditions of single vehicle load and multi vehicle load, investigates the influencing factors of closing overvoltage, and prersents the scheme of phase controlled closing of the circuit breaker.
Key words: traction power supply system; closing overvoltage; phase-controlled closing; Matlab/Simulink
中图分类号：
U264.5 文献标识码：B 文章编号：1007-936X (2020)z2-0037-05
0 引言
高铁动车组时速高达250 km ，机车每6～10 min 经过一次分相区。

车载断路器作为连接牵引供电系统和动车组的关键元件，通过分合闸操作保证动车组平稳通过中性区，实现换相过程。

目前，我国动车组断路器的合闸均属于随机合闸，主断合闸时，线路中的感性元件和容性元件能量交替变化，引起电磁能量振荡进而产生过电压[1
～3]。

合闸过电
压以及其伴随产生的电弧放电会造成受电弓和接触网烧伤，引起牵引变电所跳闸，影响牵引供电系统稳定运行。

电力机车自身产生的过电压可成为影响牵引系统故障的常见因素[4]。

2012年京广线高铁卫辉变电所由于3个单相断路器合闸引起电力系统继电保护跳闸，合闸失败[5]。

2008年SS4型机车换端升弓过程中机车放电间隙铜棒烧毁，同时受电弓与导线间电弧光将接触网设备烧损[7
，8]。

文献
[10～14]提出机车过分相合闸过电压与车载主断闭合时牵引系统电压相位角关系极大，可通过相位控制来抑制过电压。

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针对动车组过分相时车载断路器合闸产生过电压的问题，本文利用Matlab/Simulink 搭建牵引
作者简介：李茜钰，郭昌旺，支青云，任佳艺，丁 璠.北京交通大学电气工程学院，硕士研究生；
孙继星.北京交通大学电气工程学院，副教授。

供电系统及“复兴号”动车组仿真模型，对单车负荷和多车负荷两种实际运行情况分别进行仿真，探究负载阻抗角度、动车组速度及负载距离对合闸过电压的影响，并给出断路器相控合闸方案。

1 动车组过分相过电压仿真
机车过分相，电力机车进入B 相供电臂，车载断路器闭合瞬间，储能元件在电路中引发振荡，产生合闸过电压，等效电路如图1所示。

图1 断路器合闸等效电路
对等效电阻、电感和电容合并为一个RLC 电路进行简化分析，根据基尔霍夫电压定律可得：
b c c 2c 2d d d d u u t
u
RC t u LC =++ （1）
分为零输入响应和零状态响应分别计算得： )sin(e )e e ( 0012120c 21βωω
ωδ+=−−=−t U p p p p U u t t p t p
Z12
b
（2）
)]
sin(sin sin cos [e )sin(01 m
1m c θωθωωθωω
θωδ++⋅
−
+=−t t U t U u t （3） 式（2）、式（3）相加可求解出全响应电压u c 。

式中，L 、C 、R 为等效电路电感、电容、电阻值，u c 为电容电压，u b 为电源电压，U m 为电源电压最大值，U 0为合闸时系统电压，特征根p 1和p 2为一对共轭复根，ω0为合闸初始频率，β为合闸相角，
ω = ω0sin β，ω1为电源角频率，θ为初始相角，δ = ω0cos β。

根据计算式可以看出，合闸时刻的电压与牵引变电所提供电压的幅值与合闸时刻电源电压相位角有关，合闸的随机性使得动车组在过分相时产生不同程度的过电压，电压经过一定时间的振荡衰减后最终会趋于稳定。

1.1 车-网-所模型
动车组过分相电气模型主要包括动车组、接触网、牵引变电所三部分。

过分相主断分闸后，车载变压器低压侧整流装置闭锁，合闸瞬间相当于变压器空载合闸。

牵引变压器是牵引变电所中最重要的设备，采用Scott 接线单台最高容量为75 MV·A [9]，一次侧输入220 kV 三相交流电，二次侧输出两相55 kV 交流电。

接触网使用π型等值电路建立2T-R-2F 五线模型，AT 所模型采用单相双绕组变压器代替，动车组分别对车载断路器、车顶高压电缆、高压互感器、牵引主变压器以及牵引变流器进行仿真模型的搭建。

车-网-所整体仿真模型如图2所示。

图2 车-网-所仿真模型
1.2 分相过电压特性 1.
2.1 单车运行工况
单车运行动车组在过分相时，断路器的合分闸具有很大的随机性，合闸相位的随机性表现在合闸时间的随机性，合闸过电压仿真波形如图3所示。

由仿真波形可以看出，T = 0.007 s 时合闸过电压幅值最大，过电压幅值为47 654 V ，高出正常运行电压幅值的1.22倍。

图3 合闸仿真波形
针对仿真进行实验验证，测试设备主要采用北京交通大学自主开发的EMAP 电气综合测试装置和德国IMC 数据采集装置。

电压信号取自动车组牵引变压器原边高压互感器的二次侧，记录动车组过分相的时间和对应的波形，如图4所示。

断路器合闸时，出现不同程度的过电压，最大可达65 kV 。

图4 实测电压、电流波形
1.2.1 两车运行工况
电气化铁路在正常运行过程中，一条供电臂上不止一辆动车组运行。

运行的动车组相当于一个单相大电流负载，在多车运行的情况下，线路负荷不断变化。

本文对供电臂上已存在一辆正常行驶的动车组时又进一辆动车组（以下简称本线列车）、供电臂上存在一辆正常行驶的动车组时同一区段另一行别又进一辆动车组（以下简称邻线列车）的情
况进行仿真与对比，分析动车组运行速度、负载阻抗角、负载距离对断路器合闸过电压的影响。

车载断路器合闸时间T = 0.007 s 、动车组289 km/h 速度时合闸，本线列车与邻线列车不同负载阻抗角下的过电压幅值如图5（a ）所示。

可以看出，本线行车时随着负载阻抗角度的增加，合闸过电压下降速度变快，过电压幅值在47.8～48.5 kV 之间，过电压较大，易造成较大危害；邻线行车时整体过电压变化幅度较小，负载阻抗角的变化对合
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闸过电压的影响较小。

车载断路器合闸时间T = 0.007 s 、负载阻抗角为4°时合闸，本线列车与邻线列车不同车速下的过电压幅值如图5（b ）所示。

可以看出，本线列车随着速度的增加，断路器合闸过电压随之下降，合闸过电压较大；邻线列车过电压变动幅度较小，行车速度对合闸过电压的影响较小。

车载断路器合闸时间T = 0.007 s 、负载阻抗角为4°、动车组289 km/h 速度时合闸，本线行车与邻线行车时两辆动车组不同距离下的过电压幅值如图5（c ）所示。

可以看出，本线行车两车距离越远，其合闸过电压越小，对合闸过电压的影响越小；邻线行车随着两车距离的增加，合闸过电压增幅不大，负载距离对合闸过电压影响较小。

39
（a ）负载阻抗角和过电压的关系
（b ）动车组速度和过电压的关系
（c ）负载距离和过电压的关系
图5 负载阻抗角、动车组速度、负载距离对过电压的影响
2 断路器合闸特性
2.1 试验过程
试验设备主要包括电源、永磁真空断路器、分压器和保护电阻，永磁真空断路器电压等级为35 kV ，断口间距100 mm ，与车载断路器电压等级相同。

断路器预击穿特性试验电路如图6所示。

试验方法按照GB/T 16927.1-2011（第二类试验）的规定程序完成，直流高压发生器产生直流电供给试验电路，通过调节分压器改变触头间隙电压，在保证断路器正常关合的基础上增加断口间电压，采用升压法得到放电电压（参照GB/T 11022-2011），通过位置传感器对动静触头行程进行监测，采用电压测量装置对触头间隙电压进行测量，测量动触头关合过程的放电间隙电压及预击穿时间（0～40 kV 电压下），有效试验次数为10～20次。

试验测得断路器端口电压及位移信息，可以根据断路器断口电压信号和动触头行程信号确定预击穿时间。

保护电阻
触
头 间 隙
图6
预击穿试验电路
2.2
断路器预击穿特性
0～
40 kV 电压下断路器关合过程的预击穿特性如图7所示。

图7 不同施加电压下预击穿特性测量波形
将数据拟合得到图8所示关系曲线。

可以看
出，随着施加电压的增大，预击穿时间减小。

图8 施加电压与预击穿时间的关系
通过对拟合曲线的分析，得到永磁真空断路器断口间施加电压与预击穿时间的关系：
2.4e 97.115
1
+=−u t （4） 式中：u 为施加电压值，kV ；t 为预击穿时间，ms 。

将27.5 kV 电压值代入式（4），得预击穿时间t = 4.51 ms ，能够快速合闸。

3 断路器相控合闸方案
通过对断路器击穿特性的分析，得到断路器合闸过程时序图，选相合闸方案如图9所示。

图9 选相合闸方案
图9中，T Z1为合闸命令时间，T c1为控制器计算时间，T d1为最佳目标相位处所需要的延时时间，
T cls 为断路器动作时间，
α为目标合闸相角（考虑到动车组负载特性，本文取值为0°）。

采用PCS-350选相控制装置进行相控合闸试验分析，选定参数T Z1 = 80 ms ，T c1 = 20 ms ，T d1 = 40 ms ，装置控制永磁断路器在不同的相位合闸，得到不同合闸相角下的预击穿时间和电压，如图10所示。

对于电气化铁路，断路器两端电压为27.5 kV 时，其预击穿时间为4.51 ms ，断路器合闸相角在-8°～15°范围时，预击穿电压在0～8.54 kV 范围内变化，预击穿电压较小，能够达到降低系统过电压的目的。

（a ）合闸相角与预击穿时间的关系
（b ）合闸相角与预击穿电压的关系 图10 合闸相角与预击穿时间、电压的关系
4 结论
通过搭建车-网-所Matlab/Simulink 模型，分析动车组过分相时过电压特性。

对单车负荷仿真，得出车载断路器T = 0.007 s 合闸时过电压达到最大，过电压幅值为47 654 V 。

对多车负荷本线行车和邻线行车分别仿真得到：在本线行车时，合闸过电压随着负载阻抗角度、动车组速度以及负载距离的增加均呈下降趋势，且对合闸过电压的影响较大；在
邻线行车时，随着负载阻抗角度、负载距离的增加，合闸过电压不断升高，动车组速度增加，其合闸过电压逐渐减小，但影响均较小。

对断路器进行预击穿试验，得出随着断路器施加电压的增加，预击穿时间逐渐减小的结论。

制定断路器相控合闸方案并进行相控试验，考虑断路器关合过程的预击穿时间，合闸时间提前过零点0.5～1个预击穿时间。

通过相控试验得出，断路器合闸相角在-8°～15°合闸时，产生预击穿，预击穿电压较小，能够有效降低系统过电压。

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