高速動車組雷電波侵入特性及傳播規律研究

曹保江,宋勇葆,魏文賦,高國強,吳廣寧

(西南交通大學 電氣工程學院,成都 610031)

接觸網是高速鐵路牽引供電系統的重要組成部分,其所鋪設的地方多包含山區、丘陵等地區,長大隧道和高架橋占全線比重大,接觸網遭受雷擊的概率較高[1-3]。以京廣高速鐵路廣東段接觸網跳閘數據為例,從2009年至2013年4年間,共發生361件跳閘事件,發生絕緣子閃絡或破損事件共140件。國內外對接觸網雷擊過電壓的防護措施不盡相同,日本將高速鐵路劃分為A、B和C三個等級,對個別等級線路采取全線架設避雷線的防護措施。德國采用避雷器來限制接觸網雷擊過電壓。國內學者提出將架空地線(PW線)抬高至饋線(F線)以上兼做避雷線以及在F線絕緣子安裝帶串聯間隙避雷器的方法。通過對比分析升高保護線或回流線以及單獨架設避雷線均能提高接觸網耐雷水平,在落雷密度大且雷害事故嚴重的地區采取單獨架設避雷線的方式效果更好[4]。我國京廣、京津、京滬高速鐵路在雷害多發地區正線錨段關節處、電分相關節處、長度2 000 m及以上隧道等重點位置設置帶脫離器的氧化鋅避雷器。研究表明,接觸網遭受直擊雷,并造成雷擊跳閘占總跳閘事件的95%～98%,絕緣子閃絡、接觸網跳閘的主要原因為直擊雷,因此高速鐵路接觸網的防雷應主要考慮防護直擊雷,而不是感應雷[5]。當接觸網遭受雷擊時,雷擊點臨近支柱絕緣子先閃絡放電,雷電流通過支撐絕緣子泄放到大地中,形成的雷電沖擊過電壓沿接觸網傳播到動車組高壓系統[9]。

高速動車組通過在車頂高壓系統中安裝氧化鋅避雷器來防護雷電過電壓侵入動車組高壓系統對電氣設備造成的威脅。目前針對牽引供電系統接觸網耐雷水平及防雷措施的研究較多[6-8],現有設計規程主要根據絕緣配合的確定性法,通過將車載避雷器的保護水平乘以一定的配合系數來選擇動車組高壓系統被保護設備上的絕緣水平[9-10],缺少將接觸網和動車組作為整體綜合考慮傳播至動車組高壓系統的實際雷電沖擊電壓特性。另一方面,在確定動車組設備的雷電沖擊絕緣水平時,準確預測高壓系統雷電過電壓水平,對于合理選擇高壓設備絕緣配合關系至關重要[11]。

針對上述問題,本文根據牽引網和動車組主要結構參數建立仿真模型,計算雷擊T線(承力索/接觸線)和F線不同位置時傳播至動車組受電弓位置的雷電波波形特征,以及車載變壓器雷電過電壓波形特征及幅值范圍。

1 模型建立

1.1 牽引供電系統模型

牽引網是由饋線、接觸線、承力索、鋼軌、回流線、變電所等組成的牽引供電回路。牽引網的幾何結構如圖1所示,本文采用頻變參數模型作為懸掛導線的模型。為防止在所研究的時間范圍內,傳到兩側線路末端的反射波沿線路返回后對雷擊點處過電壓的影響,在線路末端分別連接一條長的、與所研究線路具有相同特性的線路。由于接觸網支柱高度一般低于30 m,仿真采用集中電感模型來模擬支柱模型,該模型將支柱作為集中參數電感和接地電阻相串聯[12]。

圖1 牽引網懸掛系統幾何結構(單位：m)

1.2 絕緣子閃絡模型

絕緣子閃絡過程的準確模擬無論是對反擊還是繞擊侵入波的計算都非常重要。本文采用電壓控制開關的方法來模擬絕緣子的閃絡過程,采用將絕緣子沖擊放電的50%(記為U50%)與絕緣子伏-秒特性模型相結合的方式作為絕緣子的閃絡判據,當絕緣子兩端電壓與其伏-秒特性曲線相交或兩者不相交但是超過U50%時開關導通,絕緣子發生閃絡放電[13]。在標準雷電波下絕緣子伏-秒特性為

(1)

式中：Vs-t為閃絡電壓,kV；L為絕緣子長度,m；t為從雷擊開始到閃絡所經歷的時間,μs。

U50%采用文獻 [10]中絕緣子雷電沖擊放電試驗獲得的參數,見表1。考慮到大多數雷電為負極性,仿真中采用460 kV和315 kV分別作為T線和F線U50%判斷值。

表1 接觸網絕緣子雷電沖擊50%放電電壓 kV

1.3 車載氧化鋅避雷器模型

避雷器模型主要在于模擬其非線性的伏-安特性曲線,僅用一個非線性元件不能完全模擬避雷器的動作過程[14]。文中采用IEEE工作組3.4.11提出的模型[15-17],見圖2。已知動車組氧化鋅避雷器的標稱放電電流為10 kA,動作電壓為60.5 kV,標準雷電沖擊殘壓最大值為94 kV。

圖2 避雷器模型

非線性電阻A0和A1可根據避雷器標準雷電沖擊試驗確定,其他參數均取決于該避雷器的幾何尺寸,計算公式為

(2)

式中：d為避雷器元件的全長，m；n為并聯柱數。計算可得L0=6.0 μH,C=250 pF,R0=40 Ω,L1=6.0 μH,R1=26 Ω。

1.4 沖擊電暈模型

導線上雷擊過電壓大于導線的起暈電壓時,在導線周圍就會產生沖擊電暈,電暈的產生引起導線對地電容和電導的增大。圖3 為沖擊電暈模型[18-19],K閉合時產生沖擊電暈采用動態電導Gc和動態電容Cc來擬合沖擊電暈的伏-庫特性[20-21],動態電導用以表征沖擊電暈引起的能量損耗,動態電容表征起暈后伏庫特性曲線上升段非線性特點,兩者均隨導線電壓變化。

圖3 沖擊電暈模型

(3)

式中：C0為導線的幾何電容；U和U0分別為導線電壓和起暈電壓；r和h分別為導線半徑和對地高度；δG為電暈損耗常數。經計算,饋線的幾何電容為6.827 pF/m,接觸線和承力索的幾何電容為14.252 pF/m。

2 牽引網-動車組仿真模型

現行規程中推薦的交流線路耐雷水平計算方法不考慮工作電壓的影響,而且接觸網電壓等級較低,因此在模型中忽略接觸網電壓的作用。文中雷電流采用波形為2.6/50 μs的雙指數波,對于雷電流的波過程,在大電流30～200 kA范圍內波阻抗比較穩定,為600～300 Ω,取仿真中雷電通道波阻抗ZR=300 Ω,土壤電阻率為100 Ω·m。

由于雷電流為μs級別,等值頻率約為1 MHz,此時變壓器繞組為高阻性,雜散電容為低阻性,雷電壓以電容分壓的形式傳遞,變壓器可用入口電容來等值[22]。仿真計算中,車載牽引變壓器的入口電容設為500 pF,電壓互感器的雜散電容設為100 pF[23]。

動車組主電路如圖4所示,圖中1號車(TC01)和8號車(TC08)為拖車,2號車(M02)和4號車(MH04)、5號車(MB05)和7號車(MB07)為動車,3號車(TP03)和6號車(TP06)為受電弓所在車。受電弓設在3號和6號車車頂,受電弓與車頂高壓箱內設備通過高壓電纜連接,斷路器放置在車頂的高壓設備箱內,車載變壓器位于3號和6號車車底。受電弓端及斷路器輸出端分別設置一個避雷器。車頂高壓電纜總長103 m,分布在3號車到6號車的4輛車車頂,電纜跨越車輛時,采用電纜終端連接,每段高壓電纜的屏蔽層采用單端接地,變壓器一次側和主斷路器也通過高壓電纜連接。

仿真電路圖及模型參數數值如圖5和表2所示,模型中Rj為車體連接線電阻；Rd和Ld分別為接地電阻器電阻及其寄生電感；Rt為接地碳刷電阻；Rr和Lr為每節車體對應鋼軌的電阻和電感值,單位長度鋼軌電阻R=0.073 4 Ω/m,電感L=0.143 μH/m,已知首車車廂長度為25.86 m,其他車廂為24.83 m,將所有車廂均近似為25 m。

圖5 雷擊接觸網時動車組過電壓仿真模型

表2 仿真模型參數值

3 雷擊T線(承力索/接觸線)

由于接觸線和承力索在每個跨距內都通過若干條吊弦相連接,在牽引網建模過程中,將承力索和接觸線合并為二分裂導線。模型中考慮雷擊T線絕緣子附近導線。圖6為雷擊接觸網不同位置示意圖,仿真過程中將不同幅值雷電流分別加載在和動車組不同距離的支柱附近,觀察傳播至動車組受電弓處的雷電流和變壓器雷電過電壓波形特征。

根據文獻[24-25]推薦的雷電流幅值分布概率公式及觀測數據,表3為幅值分別為60、80、100 kA雷電流雷擊T線不同位置,經接觸網傳播至動車組受電弓位置的雷電流幅值大小。雷擊T線后,由于雷電流較大,靠近雷擊點的絕緣子發生閃絡,大部分雷電流經由支柱流入大地,引起支柱電位的大幅度升高,并且由于支柱等值電感及接地電阻對雷電波的折、反射作用,支柱上的雷電過電壓波形發生了振蕩,振蕩電壓波作用在下一級T線絕緣子上,引起絕緣子的閃絡放電。從表中可得,隨著雷擊點與動車組距離的增加,流經受電弓的雷電流幅值逐漸減小,在經過2～3級支柱后,傳播至動車組受電弓處的雷電流幅值已經減小至10 kA以下,大約70%的雷電流在經過第一級支柱時流入大地。

圖6 雷擊接觸網位置示意圖(單位：m)

表3 流經支柱的雷電流幅值 kA

近年來對變電站實際雷電侵入波的研究已經引起了關注,某變電站實測雷電侵入波具有50%統計概率的波前時間和波尾時間分別為20μs和198 μs,與目前用于測試變壓器絕緣水平和試驗研究的1.2/50 μs的標準雷電沖擊波形區別較大[26-27]。研究結果表明,變壓器油紙絕緣在實測雷電波和標準雷電波下的擊穿特性存在明顯差異,變壓器絕緣配合方式還需考慮實測雷電數據[26]。為說明雷擊接觸網時傳播至動車組高壓系統的雷電侵入波特征,圖7給出雷電流幅值為60 kA,雷擊點與動車組不同距離時,流經受電弓的雷電流波形。可見動車組雷電侵入波與標準雷電流波形相比發生了衰減變形,其波前時間在10～20 μs,波尾時間在30～50 μs,這與雷電波在線路的傳輸過程、導線沖擊電暈及避雷器等因素的影響有關。隨著雷擊點距離的增加,雷電流在傳播過程中,幅值逐漸降低,波前時間逐漸增加,波尾時間逐漸減小。

圖7 雷擊點距離對受電弓處雷電流波形的影響

雷電沖擊電壓在沿接觸網流向車頂高壓設備時會觸發避雷器動作,避雷器動作后,施加在距離避雷器較近的高壓設備上的電壓就成了避雷器動作后的殘壓。由于避雷器一般放置在車頂,其與車底變壓器相距一定的距離,變壓器入口電容和線路電感構成的LC回路引起侵入波的波前過程形成振蕩[28],避雷器動作過后產生的電壓波在變壓器與避雷器之間發生多次折反射,變壓器過電壓值比避雷器的殘壓值要大。

圖8為雷電流幅值為60 kA,雷擊點在2#支柱和3#支柱之間時,車載避雷器動作后動車組避雷器和3號車及6號車變壓器一次側過電壓波形圖。可見,由于過電壓折反射、避雷器電阻的衰減作用等,變壓器波形相當于在避雷器殘壓上疊加一個衰減的振蕩波,波前時間達到4.2 μs,大約在51 μs時過電壓開始迅速衰減,經過50～60 μs減小至穩定值。3號車變壓器一次側過電壓幅值為121.2 kV,6號車變壓器一次側過電壓幅值為118.3 kV,過電壓幅值大約為避雷器標稱電流下殘壓值的1.3倍。

圖8 動車組避雷器和3號車及6號車變壓器一次側過電壓波形圖

圖9為避雷器標稱放電電流下殘壓的比值范圍。考慮到避雷器的正常工作范圍,只給出雷擊2#、3#和4#支柱附近時的比值大小,可以發現其值不大于1.34。

圖9 車載變壓器雷電過電壓與避雷器保護水平比值

4 雷擊F線(饋線)

雷擊F線時,當饋線電壓大于起暈電壓時,起暈導線周圍的空間電荷使導線間耦合電容增大,由于導線間的電磁耦合作用,在導線上將出現耦合電壓。電暈引起的耦合電容Cij與電暈引起的導線對地電容Cc的比值為[29]

(4)

式中:

根據以上計算參數,可得接觸網T線及F線電暈特性的非線性電路，見圖10,其中C12為兩線間耦合電容,K閉合時發生電暈。

圖10 導線間電暈耦合電容

雷擊F線時,F線絕緣子發生閃絡,T線絕緣子未發生閃絡。仿真過程中將不同幅值雷電流分別加載在饋線靠近支柱的位置,觀察T線上感應電壓波形和變壓器雷電過電壓波形特征。圖11為T線上感應電壓波形,其主要是由F線上的電位感應而來,波尾時間相較于標準雷電沖擊波形有所減小,這主要是由于F線絕緣子閃絡后,線路上雷電流迅速減小,T線上感應電壓隨之迅速衰減。T線上的感應電壓形成后,將沿線路傳播至動車組,受線路沖擊電暈、電阻、電導等因素的影響,雷電感應電壓波形在傳輸過程中發生衰減變形。分別計算雷擊F線不同位置時沿接觸線傳播至受電弓處的電流幅值,如表4所示。可以發現,雷擊F線后入侵動車組電流幅值在100 kA左右,隨著雷擊點距離的增加,受電弓處電流幅值逐漸減小。

圖11 T線感應電壓

表4 流經支柱的電流幅值 kA

圖12為雷電流幅值為80 kA,雷擊點在1#支柱附近時,動車組避雷器和3號車及6號車變壓器一次側過電壓波形圖。可見3號車變壓器一次側過電壓幅值為79.1 kV,6號車變壓器一次側過電壓幅值為77.2 kV。由于避雷器對過電壓的抑制作用,傳播至動車組高壓系統的感應雷電過電壓將受到抑制,變壓器過電壓波形近似為平頂波,在波前位置形成振蕩,波前時間達到6.3 μs,波尾時間相較于T線感應電壓波尾時間有所減少,大約在28 μs時,過電壓開始逐漸衰減至穩態值。

圖12 動車組避雷器和3號車及6號車變壓器一次側過電壓波形圖

5 結論

(1)雷擊T線(承力索/接觸線)時,T線絕緣子發生閃絡放電,動車組雷電侵入波波前時間在10～20 μs,波尾時間在30～50 μs。隨著雷擊點和動車組距離的增加,雷電波幅值逐漸降低,波前時間逐漸增加,波尾時間逐漸減小。

(2)不同幅值雷電流雷擊T線不同位置時,車載變壓器雷電過電壓與避雷器保護水平的比值不大于1.34。變壓器過電壓波形相當于在避雷器殘壓上疊加一個衰減的振蕩波,波前時間大于標準雷電沖擊波前時間,波尾時間小于標準雷電沖擊波尾時間。

(3)雷擊F線時,饋線絕緣子閃絡放電,線路上雷電流迅速減小,T線感應電壓波尾時間小于標準雷電沖擊波尾時間。受避雷器的工作特性的影響,車載變壓器過電壓波形近似為平頂波,波前位置出現振蕩,波前時間大于標準雷電沖擊波前時間,波尾時間相較于T線感應電壓波尾時間有所減少。