高速鐵路牽引供電系統短路試驗及試驗數據分析

汪國林

0 引言

高速鐵路接觸網采用帶PW線的全并聯AT供電方式，該供電方式的網絡結構復雜，故障類型多，各種故障特性不盡相同。為全面掌握牽引供電系統特征，在聯調聯試期間選取合適的接觸網短路故障類型進行試驗，獲取具有代表性的試驗數據，對牽引供電系統綜合自動化保護裝置以及接觸網故障測距評估具有十分重要的意義。

1 全并聯AT供電方式故障類型

全并聯AT供電方式為在牽引變電所、AT所和分區所等處將上、下行線路的接觸網T線和F線分別進行并聯，當不考慮AT變壓器漏抗及勵磁電流時，簡化后全并聯AT網絡當量圖見圖1。

圖1 全并聯AT供電網絡當量圖

從當量圖中可見，接觸網發生故障時有T-R、F-T和F-R以及T-R-F等短路形式，本節對各種短路形式特性進行分析。

1.1 T-R短路

接觸網任何一個網孔發生T-R短路時，依據AT網絡當量電路，將全并聯供電方式的當量電路轉換為圖2所示的電路。其中，Z1、Z2和Z3分別 為接觸網、鋼軌和正饋線當量阻抗，L為短路點至牽引變電所的距離，x為故障點至網孔起點距離，D為列車所在AT段的長度，I為故障點的短路電流。

圖2 T-R短路時電路

由圖2可得

解得

式中：I∑R1、I∑R2分別為故障點前后AT變吸上總電流。

根據上式可求得T-R短路故障時牽引變電所出口的牽引網總阻抗如式（4）所示。可以看出，全并聯AT供電方式的長回路阻抗是AT供電方式的長回路阻抗的一半，而段中阻抗有其自身特點。

1.2 F-R短路

當發生接觸網F-R短路故障時，將當量電路圖中的接觸網和正饋線當量阻抗互換，即將Z1和Z3互換，代入式（4）可得F-R短路阻抗為

1.3 T-R-F短路

當發生T-R-F短路故障時，在圖1中增加虛線r、f連線，將圖2中的xZ2、（D-x）Z2及0.5DZ3分別換成和DZ3，求得T-R短路阻抗如下：

而求F-R短路阻抗時將接觸網當量阻抗和正饋線當量阻抗互換即可。由式（6）可知，全并聯AT供電方式T-R-F短路故障的長回路阻抗、段中阻抗分別為AT供電方式長回路阻抗的一半。

1.4 T-F短路

發生接觸網T-F短路故障時，圖3為其網孔電路電流分布圖。在第2個AT位置，忽略AT勵磁電流及鋼軌電流，可得IT=I2，IF=I4，根據網孔電流分布可得式（7），求解式（7）可得式（8）。

圖3 T-F短路時網孔電流分布

根據上式可求得T-F短路故障時牽引變電所出口牽引網總阻抗如式（9）所示。可以看出，全并聯AT供電方式T-F短路的長回路阻抗、段中阻抗為AT供電方式阻抗的一半。

1.5 各種故障類型的牽引網阻抗

依據短路試驗的接觸網結構參數及前文的推導計算可計算全并聯AT供電方式下各故障類型工況下的接觸網單位阻抗，見表1。牽引變電所供電線單位阻抗0.11 + j0.62，AT所、分區所供電線單位阻抗0.165 3 + j0.72，直供方式接觸網單位阻抗0.109 3 + j0.331，直供方式正饋線單位阻抗0.113 3 + j0.48，直供T-R-F短路的T對地回路與F對地回路的單位互阻抗0.021 6 + j0.102。

表1 AT供電方式各故障類型下的接觸網單位阻抗 Ω

2 牽引變壓器阻抗分析

全并聯AT供電方式同一側上、下行線路的供電系統接線如圖4所示，根據變壓器（容量20 000/ 16 000/16 000 kV·A）的試驗報告可計算阻抗X1、X2和X3，其中X12、X13、X23為變壓器線圈阻抗，則有

圖4 同側上下行供電系統接線

3 短路電流

針對圖4所示的單相電力系統，根據文獻[1]可計算各種故障情況下的短路電流：

式中：X1∑、X2∑、Xb和Xq分別為供電系統的正序、負序、變壓器以及接觸網的阻抗。本次試驗的牽引變電所接入電力系統大方式阻抗為0.052 Ω，小方式阻抗為0.07 Ω，短路試驗時為計算方便按照小方式選擇系統阻抗進行計算。

4 全并聯AT供電方式運行安全

4.1 保護裝置

為確保鐵路運行安全，在牽引變電所設置保護裝置，當接觸網發生故障時能夠快速切斷故障點電源，牽引變電所饋線設過流、電流增量和阻抗保護等保護類型。

（1）距離保護。圖5所示為饋線保護的多邊形動作特性，按照前文討論供電范圍內各種故障最大電抗整定Xdz，原點到C點直線的相位角通常由接觸網的短路阻抗角確定。

圖5 饋線保護的多邊形動作特性

（2）電流保護整定值按照躲過最大負荷或分區所處最大短路電流整定。

（3）電流增量保護整定值按躲過線路負荷電流一個周期內最大增量整定。

4.2 故障測距

當發生接觸網故障時，應迅速組織人員對故障接觸網進行修復，及時、準確判定故障點對高速鐵路運行尤其重要。

（1）全并聯AT供電方式測距。由式（4）～式（6）、式（9）可知，全并聯AT供電方式的阻抗中含有x阻抗部分，饋線阻抗呈非線性；依據式（3），全并聯AT供電方式的T-R、F-R故障仍可采用吸上電流比測距，但通常誤差稍大；當發生全并聯AT供電方式的T-F故障或全并聯AT供電方式解列時，吸上電流比測距就不再適用。

（2）根據文獻[2]可采用橫連線電流比方式測量全并聯供電方式下T-R、F-R和T-F的故障距離。

（3）當全并聯AT供電方式解列時，接觸網電抗與距離呈線性關系，可采用線性電抗法進行故障測距。

因此，在故障測距裝置中，通常上述3種測距方式并存。

5 短路試驗

在聯調聯試期間對接觸網開展金屬性短路試驗，試驗參數和測試結果見表2。表中斜杠左側為T線電流，斜杠右側為F線電流。由于受現場試驗條件限制，測試期間未啟用重合閘功能。根據以往故障精度測試經驗，本次對全并聯故障測距采用橫連線電流比測距法，AT解列后采用電抗法測距。

表2 金屬性短路試驗參數及測試結果

本次共進行了20次接觸網短路試驗，測試數據涵蓋了實際運行中可能發生的全部故障類型，通過理論分析和實際試驗數據比較，對掌握供電系統特性十分有益。

保護裝置：饋線保護裝置的過流、阻抗Ⅰ段及電流增量保護動作時限均為0.1 s，表2記錄了保護動作出口情況。依據保護整定數據，在上述故障情況下，保護均正常啟動，僅在保護出口的動作時限方面稍有差別，出口記錄不盡相同。

短路電流：根據式（11）反映故障短路電流比較直觀，在試驗數據表中僅計算了各種故障情況下的短路電流。從試驗數據來看，實際短路電流和理論計算值基本相符。在第1次和第9次全并聯AT供電方式下試驗時，第1次試驗故障點距牽引變電所距離較第9次遠，但其短路試驗測試電流和計算電流均比第9次大，這是段中阻抗起了作用；而第2次試驗直供方式下短路電流和計算電流比第10次試驗短路電流和計算電流小，這是阻抗按照線性分布所致；從表1及直供阻抗來看，其阻抗角在73°左右，與表2實際測量阻抗角相差不大。

故障測距：本次短路試驗涵蓋了實際運行可能發生的接觸網短路故障類型，從實際數據分析來看，基本滿足運營需求。

（1）全并聯AT供電方式下采用饋線電流比測試金屬性短路故障的測距最大誤差為474 m；直供F-R故障測距最大誤差為189 m，測量誤差均滿足規范要求（不超過±500 m）。

（2）直供T-R-F故障：第8、16次試驗故障測距顯示故障點公里標為K288.822（牽引變電所供電線上網點公里標），由于同時存在T-R、F-R兩種故障類型，測距裝置本身無法測量。

（3）直供T-R故障：第2次試驗故標測量誤差為1 483 m，電壓采樣數據是16 373 V；同期保護裝置本體測距顯示故障點公里標為K314.469，誤差僅144 m，電壓采樣數據是17 860 V。繼續試驗發現第10、18次試驗結果滿足要求，第2、10次試驗短路點間距離為3.865 km，而測量誤差近1.5 km，實際接觸網結構沒有變化，初步推斷第2次故障測距誤差大是測距裝置本體電壓采樣不穩定所致，因此不對測距定值進行修正。

（4）直供T-F故障：對T-F故障測距定值進行整定（第2點定值0.208 Ω，0.578 km；第3點定值3.774 Ω，12.465 km；第4點定值7.969 Ω，26.447 km），接觸網T-F間單位阻抗經驗值為0.3 Ω左右。第6次短路試驗測距誤差474 m；第14次短路試驗誤差9 105 m。經查，故障測距裝置已經判定為T-F短路，但誤差卻大大超出允許范圍，在試驗過程中未能找出原因，鑒于實際運營中單純發生接觸網T-F短路概率較小，故對定值未做修改，后續對裝置加強觀察。

在第5、13次的全并聯T-F短路試驗中，實際測試的IT、IF并不相等，而牽引變電所、AT所和分區所處吸上電流分別為I5g= 292 A、I5g1= 17 A、I5g2= 274 A、I13g= 247 A、I13g1= 270 A、I13g2= 41 A，說明在全并聯AT供電方式下發生T-F故障時鋼軌電流仍然存在，但其與短路電流相比較小，工程計算的短路電流和測量值差別不大。

6 結語

本文對全并聯AT供電方式的接觸網進行理論分析，按照實際運營中可能發生的接觸網故障類型開展短路試驗，收集牽引供電系統試驗數據，結合理論計算結果和試驗數據比較研判牽引供電系統的保護裝置配置及故障測距參數選取是否合理，探索提高牽引供電系統保護可靠性及故障測距精度的途徑，為牽引供電系統運行安全及接觸網故障處置提供參考借鑒。