市域动车组接地回流特性分析及保护接地系统优化

周利军，李沃阳，周 猛，陈田东，谢立军，王东阳

（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）

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［1-4］。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［5-8］。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［9］。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［10-14］。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［15］。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［16］。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［17］。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［18］。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［19］。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［20-23］。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［24］，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0.05 Ω 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750 V 第三轨供电方式和直流1 500 V 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25 kV 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［25］。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-MT-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。

图1 市域动车组接地系统

车体等效模型如图2所示。

图2 车体等效模型（单位：cm）

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：Ls，Rs和Us为接触网等效电感、电阻和电压；Lc和Rc为同一车体2 个车轴间等效电感和电阻；Lj和Rj为前车体2轴至后车体1 轴间等效电感和电阻；Lg1和Rg1为同一车体2个车轴间对应钢轨的等效电感和电阻；Lg2和Rg2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；Ll和Rl为1 车1 轴至左侧吸上线间对应钢轨的等效电感和电阻；Lr和Rr为8 车2 轴至右侧吸上线间的对应钢轨等效电感和电阻；Rt1为保护接地等效电阻；Rt2为工作接地等效电阻；Lm，Rm和Ci为牵引变压器等效电感、电阻和电容。

图3 市域动车组接地回流系统电路模型

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25 km，按集中参数模型等效接触网，其电压Us为27.5 kV，电阻Rs为4.45 Ω，电感Ls为35.7 mH。经实际测量，每节车体等效电阻约为0.05 Ω，等效电感约为0.5 H，保护接地等效电阻Rt1约为0.01 Ω，工作接地等效电阻Rt2约为0.01 Ω。依据图2 比例归算车体等效电阻和电感，取Rc为0.03 Ω，Lc为0.3 H；Rj为0.02 Ω，Lj为0.2 H。

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

其中，

式中：Rdc为钢轨直流电阻，Ω·m-1；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；μr为钢轨相对磁导率；ρ为钢轨电阻率，Ω·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［24］，取Rdc=3.2×10-5Ω·m-1，f=50 Hz，S=6.57×10-3m2，P=0.62 m，μr=521，ρ=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=3.4×10-4Ω·m-1，L=6.6×10-7H·m-1。依据车体等效模型长度归算，有Rg1=5.1 mΩ，Lg1=10 μΗ，Rg2=3.4 mΩ，Lg2=6.6 μΗ。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IEC 61133—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。

图4 保护接地电流试验测试点

图5 测试时示波器波形

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，Ll和Rl远小于Lr和Rr，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。

图6 各车保护接地电流和3车工作接地电流实测波形

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。

表1 市域动车组保护接地电流仿真与实测对比

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。

图7 实测与仿真保护接地电流趋势对比

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。

表2 市域动车组正常运行和半列动力工况下保护接地电流分布

图8 正常运行和半列动力工况下保护接地电流趋势对比

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［26］。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［26］。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［27］，客车金属部件最多经0.05 Ω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0.05 Ω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58.7 A 下降至33.7 A，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。

表3 优化方案1下正常运行和半列动力工况下保护接地电流分布

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。

图9 优化方案1回流分布

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。

表4 优化方案2下正常运行和半列动力工况下保护接地电流分布

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0.05 Ω 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。

图10 优化方案2回流分布

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2.8 A；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58.7 A 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54.8 A下降至2.8 A，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。

表5 优化方案3下正常运行和半列动力工况下保护接地电流分布

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58.7 A 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54.8 A下降至2.8 A，仅为原幅值最大差值的5.2%。