52.市域动车组接地回流特性分析及保护接地系统优化 24.10.25

周利军¹,李沃阳 ¹,周 猛¹,陈田东¹,谢立军²,王东阳¹
(1. 西南交通大学电气工程学院，四川成都 611756;
2. 中车青岛四方机车车辆股份有限公司，山东青岛 266109)
 

摘 要：以供电条件类比于高铁动车组的成都地铁18号线市域动车组为研究对象，考虑钢轨渗透深度和截 面尺寸的影响，采用Multisim软件建立市域动车组接地回流系统电路模型，并验证有效性；分析市域动车组在现 有接地方案即在直接接地和分散保护接地方式下正常和半列动力运行时的接地回流特性；综合考虑直接接地与经 电阻接地、集中保护接地与分散保护接地的不同优点，提出首先将轴端经0.05Q 电阻接地、然后去除2车1轴和 7车2轴接地保护线、最后将1车2轴和8车1轴直接接地的递进优化方案，并与现有接地方案进行对比。结果表 明：保护接地电流主要从头车泄往钢轨；动车组半列动力运行时保护接地电流分布与正常运行时基本一致，正常 运行时的保护接地系统优化方案对其半列动力运行同样有效；基于提出的最终优化方案，最大保护接地电流幅值 下降至原来的48.4%,车体环流被消除，各轴保护接地电流分配不均情况得到改善，同一车体2个车轴电流的最 大幅值差下降至原来的5.2%。

关键词：动车组；接地回流；电路模型；递进优化；保护接地电流；车体环流

　　动车组具有运行速度高、载客量大、安全性高  及舒适环保等优点，在我国得到了迅速发展1。 随着动车组行车密度的增加与运行速度的提高，需 要的牵引电流也增大，由此产生动车组对钢轨间接  地电流增大、钢轨对地电位升高等现象，将造成轴  承电腐蚀等问题，对铁路系统设备的正常工作与沿  线工作人员的安全产生威胁15-8。此外，由于车轴  与接地碳刷间接触电阻分布具有明显分散性，不同  接地点间产生电位差，在动车组车体内形成局部环  流并导致电流分配不均，造成动车组电磁兼容状况  劣化并给检修带来困难。因此，为提高动车组  安全运行的可靠性，针对动车组某一车轴保护接地  电流幅值过大、车体环流与各轴保护接地电流分配  不均等接地回流问题进行研究是必要的。
　　最早针对动车组接地回流的研究，源于对轴承  电腐蚀和钢轨对地电位过高等问题的关注[10-4。 针对接地回流对轴承带来的影响，标准TB/T   2947— 1999《列车干线供电技术条件》规定，为  防止电流通过轴承造成其损害，应在客车轴箱增设  绝缘5。中车长客厂技术专家通过现场测试、对比分析等方法，针对CRH380B  型动车组轴承电腐 蚀问题提出在转向架上加装保护接地装置的优化方 案。随着对接地回流研究的深入，为进一步分 析动车组接地回流特性，国内外学者通过搭建接地 回流系统电路模型对接地回流分配进行研究。兰州 交通大学学者针对电气化铁路牵引供电系统中常见 的AT 供电方式，通过对接地回流系统电路的仿真 建模与计算，研究接地回流的分布规律[]。北京 铁路局供电段技术专家基于多导体传输线模型，研 究接触网电气参数的矩阵化计算方法[8。意大利 学者建立牵引系统分布式模型，结合理论推导研究 几种常用的牵引变电站配置下的牵引线阻抗参 数。西南交通大学学者针对动车组正常运行工 况与过吸上线等特殊工况建立了接地回流系统电路 模型，从改善工作接地方式和保护接地方式等多角 度提出了对接地回流分配的优化方案120-2。上述 针对动车组接地回流的研究工作虽然得到了不同的 优化方案，但是这些方案基本侧重于接地电流幅值 的降低，对于车体环流和各轴保护接地电流分配不 均问题的改善不够明显。并且，北京交通大学学者的研究表明，在钢轨参数计算中应考虑钢轨的渗透 深度和截面尺寸的影响，才能保证取值的准确 性[2,然而在动车组接地回流优化的参数计算时 很少考虑到这点。因此，需要综合考虑上述3个方 面问题和钢轨参数对动车组接地回流特性的影响， 以便进一步研究动车组接地系统的优化。
　　本文以供电条件类比于高铁动车组的成都地铁  18号线市域动车组为研究对象，考虑钢轨渗透深  度和截面尺寸的影响，采用Multisim软件建立市域  动车组接地回流系统电路模型，并依据整车试验规  范搭建现场试验平台验证其有效性；分析市域动车  组在现有接地方式即直接接地和分散保护接地方式  下正常和半列动力运行时的接地回流特性；综合考  虑直接接地与经电阻接地、集中保护接地与分散保  护接地的不同优点，提出首先将轴端经0.05Q 电  阻接地、然后去除2车1轴和7车2轴接地保护线、 最后将1车2轴和8车1轴直接接地的递进优化方  案，并与现有接地方式进行对比。

1  市域动车组接地回流系统电路模型 构建与验证

1.1  模型构建
　　成都地铁18号线市域动车组的供电方式，区别于一般城轨车辆常见的直流750V 第三轨供电方 式和直流1500V 接触网供电方式。由于需保证 160  km ·h⁻¹速度下的高速运行，成都地铁18号线 市域动车组采用了交流25kV 柔性接触网供电、走 行轨回流方式，供电条件类比于高铁动车组 。 该市域动车组应用动力分散的8辆编组形式，动力 配置方式为六动二拖，具体编组为M-M-T-M-M-T-M-M  (其中M 为动车， T 为拖车)。该市域动车 组正常运行时采用单弓受流方式，3车、6车上的 受电弓从接触网得电后，牵引电流依次经过车顶高 压电缆、接地开关、车顶隔离开关、避雷器、电压 互感器和电流互感器等车顶高压设备后输入牵引变 压器中，经整流和逆变后为动车组上的牵引电动机 供电。
　　该市域动车组的接地系统包括工作接地与保护 接地。工作接地端口设置在3车和6车牵引变压器 的一次侧末端，牵引电流通过该端口经车轮流进钢 轨，并最终从吸上线回流到牵引变电所。保护接地 则是将1车—8车的车体与钢轨耦合形成多支路的 并联结构，有利于释放故障电流和预防过电压冲 击。成都地铁18号线市域动车组接地系统如图1所 示。由图1可知：该市域动车组采用了直接接地和 分散保护接地方式，工作接地与保护接地互相独 立，各车厢通过等电位车体连接线构成等势体。

　　车体等效模型如图2所示。

　　为方便分析，将同一车轴的2个接地通道等效 在一起，采用Multisim软件建立市域动车组接地回 流系统电路模型如图3所示。图中： L,R,  和 U 为接触网等效电感、电阻和电压； L 和R. 为同一车 体2个车轴间等效电感和电阻； L,和R 为前车体2 轴至后车体1轴间等效电感和电阻； Lg 和Ru 为同 一车体2个车轴间对应钢轨的等效电感和电阻； L  和R, 为前车体2轴至后车体1轴间对应钢轨的等效 电感和电阻； L 和R 为1车1轴至左侧吸上线间对 应钢轨的等效电感和电阻； L,和R.为8车2轴至右 侧吸上线间的对应钢轨等效电感和电阻； R, 为保护接地等效电阻； R₂  为工作接地等效电阻； Lm, Rm和C 为牵引变压器等效电感、电阻和电容。

　　成都地铁18号线市域动车组供电条件类比于 高铁动车组，因此接触网仿真参数依照我国高铁牵引网架设典型参数选取：简单链型悬挂供电臂长度 为25km,   按集中参数模型等效接触网，其电压U,  为27.5 kV,    电 阻R, 为4 . 45Ω,电感L, 为35.7 mH 。经实际测量，每节车体等效电阻约为0.05 Q,  等效电感约为0.5H,   保护接地等效电阻R  约 为0.01Q,   工作接地等效电阻R₂ 约为0.01Q 。依 据图2比例归算车体等效电阻和电感，取R. 为 0.03Q,L,     为0.3H;R    为0 .022,L 为0.2H。

　　由于钢轨在工频下具有集肤效应，考虑钢轨渗 透深度和截面尺寸的影响，采用聂曼公式计算钢轨单位长度电感L 和电阻R 分别为

式中： Ra 为钢轨直流电阻， Q ·m⁻';f        为电流频率，Hz;S    为钢轨横截面积， m²;P    为钢轨横截面 周长， m;μ    为钢轨相对磁导率； p 为钢轨电阻率， Q ·m;β      为参数，β形式上将钢轨渗透深度和横截  面积联系在一起，反映了钢轨集肤效应的影响。
　　按照我国钢轨典型参数12,取R=3.2×
10⁻⁵Q ·m⁻',f=50     Hz,S=6.57×10-³m²,P= 0.62m,μ=521,p=2. 1×10-⁷Ω ·m,  代入上式 得钢轨单位长度电阻和电感分别为R=3.4×10-+
Q ·m⁻¹,L=6.6×10-⁷H ·m⁻¹ 。
　　依据车体等效模 型长度归算，有Ru=5. 1mQ,L=10μH,R₂=3.4mQ,Le=6.6μH 。
　　由于该市域动车组的车体 和接地方式均完全对称，可只对4节车厢的接地回流状况和保护接地系统优化进行分析。

1.2  模型验证
　　为验证市域动车组接地回流系统电路模型的有  效合理性，对接地回流分布情况进行现场实测。根  据标准IEC61133—2006    《铁道设施 .铁道车辆组  装后和运行前的整车试验》的规定，对接地电流的  测量采用动态离线数据采集的方法，主要仪器设备  有福禄克i400s 高精度电流钳(400 A 量程内误差  仅为2%)、同轴电缆线、日本横河DL850 示波器、 PC 机等。测试时将电流钳夹在各轴接地测量点上， 测量数据被采集储存于放置在车厢内的示波器中， 试验结束后通过PC 机上的上位机系统对测量数据  进行处理。保护接地电流的试验测试点与测试时示  波器波形分别如图4和图5所示。

动车组运行时的起停和升降弓过程会导致测试 的整体波形波动增大，故选取一段平稳的波形经简 单滤波后作为正常运行时的波形，由于试验时吸上 线靠左， L 和R, 远小于L, 和R,,   保护接地电流主要 从前4节车厢流过，故仅对前4车厢回流状况进行 分析。
　　吸上线靠左时市域动车组正常运行时各车保护接地电流和3车工作接地电流实测波形如图6所 示。图6中，市域动车组除3车外的每个车轴有2 个并联接地通道，将同一车轴2个并联通道的电流 相加后，并将其与基于Multisim软件和接地回流系 统电路模型得到的仿真数据进行对比，结果 见表1。

　　由表1可知：仿真得到的各轴保护接地电流在 幅值和相位上基本反映了实测情况，同样体现出幅 值较大，2车环流明显和各轴保护接地电流分配不 均的问题。

　　实测与仿真保护接地电流趋势对比如图7所 示。由图7可知：仿真数据与实测结果对比存在少量误差。原因主要有三： 一是建立电路模型时存在 一定的近似等效；二是市域动车组实际运行中牵引 电流存在一定畸变；三是因为实测电流的测量原理 是利用电流钳通过自身闭合磁路感应被测处电流产 生的磁场，而在动车组运行进程中，电磁环境较为 复杂，其他磁通量通过电流钳闭合磁路会对实测电 流值产生影响。以上分析表明，建立的市域动车组 接地回流系统电路模型的有效性得到了验证。

2  接地回流特性分析及保护接地 系统优化
2.1  现有接地方式下接地回流特性分析
　　由图6和表1可知，当吸上线靠左时1车1轴保 护接地电流的幅值较大，且其相位与工作接地电流 的相位接近，说明此时市域动车组保护接地电流主 要从1车1轴保护接地端流向钢轨，头车的保护接 地电流幅值较大是由回流系统拓扑及车体和钢轨阻 抗等因素共同造成的。
　　结合表1中保护接地电流的相位信息可知：各  车各轴保护接地电流幅值、相位虽有区别，但波形 变化形式基本一致；同一车体的不同车轴的保护接  地电流在相位上存在差异，尤其2车1轴与2车2 轴保护接地电流的相位差超过90°,表明出现明显 的环流现象。出现这种现象的原因有二： 一是动车  组车体、车轴、钢轨均有电感的存在，阻抗角的不 同反映在保护接地电流上；二是由于保护接地线的  存在，钢轨和动车组车体形成并联耦合体，而动车  组车体的阻抗不大，故工作接地电流流经钢轨时， 会经过车轴上的保护接地线回流至动车组车体，在  2个车轴间形成环流，造成动车组电磁兼容的 恶化。
　　为解决保护接地电流幅值较大，2车环流明显 和各轴保护接地电流分配不均的问题，对保护接地系统进行优化时，考虑到动车组运行中可能出现动  力损失，即存在仅1台牵引变压器为电动机供电、 半列动力运行的情况，有必要对半列运行工况下保  护接地电流分布进行研究。市域动车组正常运行和  半列动力工况下各轴保护接地电流分布见表2,电  流趋势对比如图8所示。由表2和图8可知：半列动力故障时各轴电流变化趋势基本不变，仅1车1 轴泄流大幅度减小，出现这种情况是由半列动力时 牵引电流减少以及吸上线靠左时接地回流主要集中 在前4车等因素共同造成的。因此，对保护接地系 统进行优化过程中，同时改善正常运行与半列动力 工况下保护接地电流分布是可行的。

2.2  保护接地系统优化
　　在接地类型方面，动车组通常有直接接地与轴 端经电阻接地2种[2。其中，直接接地方式下动 车组车体环流较大，易导致轴承电腐蚀并使动车组 内部电磁环境复杂，干扰通讯设备的正常通信；轴 端经合适阻值电阻接地的方案能使接地电流分布均 匀并令动车组车体环流减小，有利于动车组安全可 靠运行。按照接地方式的不同，可以将动车组保护接地分为集中保护接地和分散保护接地[。相较 于分散保护接地方式，集中保护接地情况下的接地 回流不会形成动车组车体环流，但相较于分散保护 接地存在电流幅值较大、易导致轴承异常电腐蚀等 问题。成都地铁18号线市域动车组现有接地系统 采取直接接地和分散保护接地方式，在这种接地方 式下存在保护接地电流幅值较大、车体存在环流等 问题，因此有必要综合多种接地方式的优点对其进 行优化。

　　根据标准TB/T   2977—2000 《铁道车辆金属 部件的接地保护》规定127,客车金属部件最多经 0.05Q 电阻接地。为减轻电流幅值较大导致的轴承 及接地碳刷异常磨损问题，首先采用优化方案1进 行保护接地系统优化，即将直接接地方式修改为各 轴经0.05Ω电阻接地。优化方案1下正常运行和半 列动力时各轴保护接地电流分布见表3。对比表2 和表3可知：正常运行时保护接地电流最大幅值由58.7A 下降至33 . 7A,  降至现有接地方式下的 57%;半列动力工况下保护接地电流幅值较大问题 也同样得到了优化。

　　优化方案1下回流分布如图9所示。由表3和 图9可知：2车1轴与2轴的接地电流相位差大于 90°,保护接地电流从2车的一轴流进从另一轴流 出，在2个转向架之间形成了环流，加剧轴承与轴 箱电腐蚀且使得动车组电磁兼容情况劣化；表明优 化方案1下电流幅值获得改善，但车体环流问题并 未得到解决。

　　进而，考虑集中保护接地在去除环流方面的优 势，依照动车组对称结构，在优化方案1的基础上 采用优化方案2,即去除2车1轴和7车2轴的保护 接地线，消除电流流出支路，使得原本从2车2轴流向2车1轴的电流由1车泄往钢轨。优化方案2 下正常运行和半列动力工况各轴保护接地电流分布 见表4。对比表3和表4可知：1车1轴和1车2轴 电流小幅度增加，即原本在2车2轴和2车1轴间 形成的环流，由2车2轴流向1车；同理，半列动 力工况下1车电流也有小幅度增加。优化方案2回 流分布如图10所示。由图10可知：保护接地电流 由2车、3车和4车流入，1车流出。

　　由表4还可知：经2次优化后的各轴保护接地 电流分布相较原接地方式下的各轴保护接地电流分 布已经较为均匀，但同车2个轴的电流幅值依旧存 在相差悬殊的情况，1车1轴保护接地电流在正常 运行时为1车2轴的2.47倍，在半列动力时为1车 2轴的2.74倍。保护接地电流幅值是影响轴承腐蚀 速度的重要因素，同车2个车轴保护接地电流幅值 相差过大，会给检修作业带来困难。
　　由图10回流分布可知，1车2个车轴流出的保 护接地电流总和等于2车、3车和4车流入的总和； 为减小1车2个车轴保护接地电流的幅值差，可增  大1车2轴流出的保护接地电流、相应减小1车1 轴流出的保护接地电流。故优化方案3在优化方案 2的基础上将1车2轴、8车1轴由经0.05Q 电阻接地修改为直接接地。优化方案3下正常运行和半列 动力工况时各轴保护接地电流分布见表5。
　　对比表4和表5可知：优化方案3下各车2个 车轴间保护接地电流分配已较为均匀，1车1轴与1 车2轴保护接地电流幅值比由原本的2.47倍下降 至1.05倍，同一车体2个车轴保护接地电流幅值  比最大的3车的2个车轴电流差仅为2.8A; 同理， 半列动力工况下的保护接地电流分配不均情况也得  到了优化。
　　对比表2和表5可知：经3次优化后，接地回 流原本存在的保护接地电流幅值较大、动车组车体 环流明显、各轴保护接地电流分配不均等问题得到 了明显改善；经优化后正常运行时各轴保护接地电 流最大幅值由58.7A 下降至28.4 A, 仅为原最大 幅值的48.4%;车体环流被消除；各轴保护接地 电流分配不均情况改善，同车2个车轴保护接地电 流幅值最大差值由54.8A 下降至2.8A, 仅为原幅 值最大差值的5.2%。半列运行时各项指标也到了 全方面优化。

3  结  论

　　(1)建立考虑钢轨渗透深度和截面尺寸影响的 市域动车组接地回流系统电路模型，并通过试验验 证了其有效性。
　　(2)保护接地电流主要通过头车泄向钢轨， 流回牵引变电所完成回流过程，动车组半列动力运 行时保护接地电流分布与正常运行时基本一致，正 常运行时的保护接地系统优化方案对半列动力运行 同样有效。
　　(3)轴端经电阻接地方式相较于直接接地具有能使保护接地电流幅值较低且分配较均匀的优点； 集中保护接地在去除环流方面比分散保护接地更具 优势。结合不同接地方式优点提出的保护接地系统 优化方案3对正常运行、半列动力时的回流特性各 项指标均有优化。正常运行时各轴保护接地电流最 大幅值由58.7A 下降至28.4 A, 仅为原最大幅值 的48.4%;车体环流被消除；各轴保护接地电流 分配不均情况改善，同车2个车轴保护接地电流幅  值最大差值由54.8A 下降至2.8A, 仅为原幅值最 大差值的5.2%。