牵引供电系统对架空电力贯通线感应电耦合特性及安全防护技术研究

陈民武，谢崇豪，赵 鑫，王 颢，靳忠福

(1.西南交通大学 电气工程学院，四川 成都 610031；2.中铁第一勘察设计院集团有限公司 电气化处，陕西 西安 710043)

电气化铁路沿线通常架设架空电力贯通线，不可避免地与牵引供电系统工作在同一电磁环境中[1]。由于牵引供电回路与架空电力贯通线平行架设距离长、水平间距近，导致架空电力贯通线上产生较强的感应电压和感应电流，对铁路人员的作业安全以及电力设施的正常运行造成威胁[2]。因此，研究工频单相牵引供电系统对架空电力贯通线感应电耦合特性、优化工程防护技术具有重要意义。

牵引供电系统对架空电力贯通线的电磁耦合途径可以分为3类：容性耦合影响、阻性耦合影响、感性耦合影响[3-6]。文献[7]分别分析了容性耦合和感性耦合作用下2根导线之间静电感应和电磁感应产生的原理，并计算了导线的静电感应电压和电磁感应电压。文献[8]在两线一轨制的基础上提出静电和电磁感应电压的计算方法。2种计算方法均仅适用于简单电磁环境，无法计算当前牵引供电系统对沿线架空电力贯通线产生的电磁耦合影响。在仿真研究方面，文献[9]使用EMTP仿真软件分别计算了超/特高压交、直流输电工程线路下方平行架设的380 V低压配电线路上的感应电压和感应电流，并对线路运行状况、平行架设长度等因素进行了分析。文献[10]计算了同塔双回输电线路在1回运行、1回检修时检修回路及地线中产生的感应电压和感应电流。文献[11]优化了电力电缆与通信信号电缆之间的平行间距，分析了电力电缆发生接地故障时的短路电流对通信信号电缆的电磁影响。前期研究成果主要集中在三相输电网络对周围导体的电磁感应特性，而工频单相牵引供电系统对沿线架空电力贯通线电磁耦合机理及敏感度分析尚不多见[12]。

考虑牵引网架构的特殊性、供电方式的多样性和牵引回流的复杂性，本文分别建立直供带回流线供电方式(简称直供方式)和自耦变压器(AT)供电方式下牵引供电系统对架空电力贯通线感应电耦合特性的计算模型，研究导线间互感系数和钢轨屏蔽效应等对感应电耦合特性的影响规律及其敏感度。给出架空电力贯通线接地封线设置距离及修正系数，以满足不同供电方式下感应电防护的技术要求。

1 计算模型

建立直供带回流线供电方式和AT供电方式下牵引供电系统对架空电力贯通线感应电耦合特性的计算模型，供电示意图分别如图1和图2所示。

图1 直供带回流线供电方式示意图

图2 AT供电方式示意图

2种供电方式牵引供电系统对架空电力贯通线感应电耦合特性计算模型中导线具体电气参数见表1。

表1 直供带回流线方式计算模型各导线电气参数

采用CDEGS软件的HIFREQ模块，建立2种供电方式下牵引供电系统对架空电力贯通线感应电耦合特性的计算模型分别如图3和图4所示[13]。

图3 直供方式牵引供电系统对架空电力贯通线感应电耦合特性计算模型

图4 AT供电方式牵引供电系统对架空电力贯通线感应电耦合特性计算模型

将直供方式模型计算结果与国内某电气化铁路实测结果对比，如图5和图6所示。由图5和图6可见，综合考虑现场测试条件的复杂性，可得仿真结果与实测结果基本吻合，验证了模型的正确性和有效性。

图5 电磁感应电压计算与测试结果对比

图6 电磁感应电流计算与测试结果对比

2 感应电耦合特性计算

2.1 容性耦合计算

由静电感应原理可知，带电导线1的影响下，导线2上的静电感应电压U2为

(1)

式中：U1为带电导线1的电压；C12为导线1与导线2之间的电容；C22为导线2与大地之间的电容；D为导线2与导线1镜像的距离；d为导线1与导线2的距离；h1为导线1的对地距离；R1为导线1的半径。

在单线直供方式模型中设置供电臂长度为20 km，牵引变电所母线电压为27.5 kV，10 kV架空电力贯通线处于停电状态，计算得到静电感应电压分布见表2。由表2可见，与理论计算结果对比，各项误差均小于5%，从另一方面验证了模型的有效性和正确性。

将单线直供方式模型中的电力贯通线停电并单端接地，计算得到距牵引供电系统不同水平间距、不同平行长度线路产生的静电感应电流如图7所示。

图7 直供方式下的静电感应电流计算结果

根据TB 10009—2016《铁路电力设计规范》[14]，在AT供电方式牵引供电系统模型中，设置架空电力贯通线距地高度为6m。将AT供电模型中架空电力贯通线停电并单端接地，改变与牵引供电系统回路之间的水平间距和平行长度，计算得到静电感应电流如图8所示。

由图7和图8可见：架空电力贯通线2端悬空时会产生静电感应电压，其幅值与水平间距成反比；若单端接地则接地端会有静电感应电流流过，产生的静电感应电流与平行长度成正比，与水平间距成反比；AT供电方式静电感应电流较同等条件直供方式静电感应电流可减小60%～95%，该值与水平间距和平行长度有关。

图8 AT供电方式下的静电感应电流计算结果

2.2 阻性耦合计算

若某点电极泄漏电流I至大地中时，以该点电极为圆心，半径为r的边界处P会产生地电位，该地电位由以下步骤计算。

步骤1：P处的电流密度δ为

(2)

步骤2：P处的电场强度E为

(3)

步骤3：P处的电位φP为

(4)

式中：I为点电极流入大地的电流；σ为大地电导率；r为点P至点电极的距离。

在前述所建直供方式模型中，建立的22 500 m2牵引变电所接地网模型于地下1 m处，测量得到在50 Ω·m土壤电阻率下接地网的接地电阻为0.37 Ω。同时建立接地封线和接地极模型，接地棒埋地1.5 m。模型中接地封线采用横截面积为35 mm2的铜绞线；接地极采用横截面积为150 mm2的钢制圆棒，埋地深度为1.5 m。不同土壤电阻率下接地极的接地电阻仿真和理论计算结果见表3。由表3可见，所建接地极电阻值符合工程要求。

表3 不同土壤电阻率下接地极的接地电阻仿真与计算结果

牵引变电所和机车分别处于10和25 km处，地电位观测线与牵引供电系统的距离为5 m，埋深为0.75 m，土壤电阻率设置为100 Ω·m，牵引变电所处不设置接地网时和设置接地网时地电位计算值如图9所示。

图9 有无设置接地网时铁路沿线地电位计算值

由图9可知：牵引变电所处和机车处地电位均较高，且不设接地网时，其地电位幅值相近，可得该情况下钢轨泄漏电流在牵引变电所周围均匀流回钢轨；而设置接地网时，会对地中回流起到收集的作用，从而使牵引变电所附近的地电位幅值有明显的抬升，最高可达31 V。

可见，架空电力贯通线双端接地时有电流流过的主要原因是其接地2端存在地电位差。研究表明，地电位在机车运行处和牵引变电所处幅值最大，且其周围地电位梯度较大。因此，研究架空电力贯通线双端接地阻性耦合时，选择机车位置或牵引变电所作为接地端之一，分析不同接地长度时架空电力贯通线中的阻性耦合电流，结果见表4。由表4可见，牵引变电所附近由于接地网的存在，地电位梯度大，导致架空电力贯通线中阻性耦合电流较为显著。

表4 双端接地时架空电力贯通线阻性耦合电流

2.3 感性耦合计算

牵引供电系统由承力索、接触线、钢轨、回流线等多条导线构成。架空电力贯通线受上述多导体传输线共同作用产生的电磁感应电压UE为

UE=-∑IiMEiln-∑(-Ij)ωMEjln

(6)

式中：MEi和MEj分别为与接触线电流流向相同和相反的各条导线与接触线之间的互感系数，H·km-1；Ii和Ij分别为与接触线电流流向相同和相反的各导线电流，A，其中以接触线电流方向为正方向；ω为交流电角频率，rad·s-1；ln为架空电力贯通线与电气化铁路的平行架设长度，km。

由于电磁感应电压与互感系数有关，受架空电力贯通线和牵引供电系统之间水平间距影响。此外，考虑到钢轨电流对架空电力贯通线的电磁感应起到一定的屏蔽作用，需要计算钢轨屏蔽系数。以直供方式的计算模型为例，取土壤电阻率为50 Ω·m，设置变电所和机车分别在10和25 km处，同时在此区间内将1 km的架空电力贯通线路单端接地，计算不同水平间距下架空电力贯通线的非接地端感应电压，结果见表5。表中：钢轨屏蔽系数定义为总感应电压U总(U总为含钢轨在内牵引供电系统所有导线产生的感应电压)与移除钢轨电流产生的电磁感应电压U钢轨后接触网产生感应电压之比，即

(7)

表5 不同水平间距互感系数和感应电压

由表5可见：钢轨对电磁感应电压的屏蔽效果明显，且基本不受牵引网与架空电力贯通线之间水平间距的影响；导线间互感系数的大小则与水平间距成反比，从而导致电磁感应电压随水平间距增大而减少。

停电检修时架空电力贯通线上产生的电磁感应电压与线路平行长度有关。设置架空电力贯通线与牵引供电系统水平间距为10 m，一端在电力机车附近接地，另一端在电力机车至牵引变电所区间内接地，对不同平行架设长度的架空电力贯通线进行计算，感应电压和感应电流见表6。

表6 不同长度架空电力贯通线的电磁感应电压和电流

由表6可知，架空电力贯通线的电磁感应电压和电磁感应电流与其平行架设长度成正比，因此在对停电的架空线进行检修时应合理设置接地距离，以减少电磁感应电压对操作人员的危害。

3 电力贯通线安全防护技术优化

停电检修线路时，为保障作业人员的安全，防止变配电所误送电，通常会在被检修线路2端设置接地封线，此接地封线也为产生的感应电流提供通路。《铁路电力安全工作规程》及《铁路电力安全工作规程补充规定》中均明确要求受感应电影响的停电电力贯通线路在检修作业时需设置接地封线，并规定要在线路上装设接地封线所用的接地极应打入深度不得少于0.6 m的地下，但对2个接地封线设置的间距尚没有明确规定[15-16]。

如果线路2端设置的接地封线间距不合理，由于接地极电阻和电磁感应电流的存在，即使在双端设置接地封线和接地极时架空电力贯通线中仍会产生较高的感应电压，一旦高于安全电压值，将对作业人员的安全造成威胁。

在单复线直供方式计算模型中将2 km架空电力贯通线双端接地，土壤电阻率为50 Ω·m，在不同水平间距下双端接地时架空电力贯通线线中最大感应电压计算结果见表7。

由表7可知，检修直供方式牵引供电系统电力架空线时，在其2端设置接地封线和接地极后，若2端接地间距过长，线上感应电压仍超过人体所能承受的36 V安全电压限值。因此，以人体安全电压为约束，给出接地封线安全设置间距限值见表8。

同理，对AT供电方式下架空电力贯通线双端接地时的接地封线安全设置间距进行了分析，在不同水平间距下接地封线安全设置间距限值见表9。

表7 直供方式下不同水平间距时架空电力贯通线双端接地的最大感应电压

水平间距/m单复线直供方式下的最大感应电压/V单线复线552.466.41043.856.01540.051.32037.347.82535.245.13033.442.83532.041.04030.739.34529.537.85028.536.5

表8 单复线直供方式下不同水平间距时的接地封线安全设置间距

水平间距/m单复线直供方式下的安全设置间距/m单线复线51 3701 080101 6401 280151 8001 400201 9301 500252 0401 590302 1501 680352 2501 750402 3401 830452 4401 900502 5201 970

表9 单复线AT供电方式下不同水平间距时的接地封线安全设置间距

水平间距/m单复线AT供电方式下的接地封线安全设计距离/m单线复线51 8501 180101 9801 370152 0801 380202 1601 450252 2601 530302 3601 610352 4601 680402 5501 740452 6401 810502 7401 880

此外，由土壤电阻率对互感系数的影响分析可知，土壤电阻率越大，互感系数越大，对应的2个接地封线设置间距应适当减小。不同土壤电阻率时接地封线的安全的距应按照土壤电阻率为50 Ω·m时的安全距为基准，乘以表10中所示系数进行修正。

表10 接地封线安全间距系数

4 结 论

(1)建立了牵引供电系统对沿线架空电力贯通线感应电耦合特性计算模型，并将仿真值与理论计算值和测试值进行比较，验证了模型的正确性和有效性。

(2)停电检修时架空电力贯通线路上的静电感应电压、电磁感应电压和感应电流与水平间距成反比；静电感应电流、电磁感应电压和感应电流与平行架设长度成正比。在水平间距小于5 m或平行架设长度大于2 km时存在较大安全隐患。

(3)牵引变电所设置接地网可使其附近地电位抬升，电位梯度增大，从而导致架空电力贯通线阻性耦合电流增大。此外，钢轨屏蔽效应可明显减小电磁感应电压幅值，屏蔽系数在0.34左右且与水平间距关系不大，考虑多导体间互感系数受水平间距的影响，电力贯通线电磁感应电压与水平间距成反比。

(4)优化了接地封线安全设置距离，给出了接地封线安全距离系数，为架空电力贯通线防护技术设计提供了依据。