高速铁路运行牵引变电站接地安全测量计算分析

高速铁路运行牵引变电站接地安全测量计算分析

王建国1,郭 星1,樊亚东1,陈 文1,温建民2,张华志2

(1.武汉大学电气工程学院,武汉 430072； 2.中铁第四勘察设计院集团有限公司,武汉 430063)

摘 要：高速铁路牵引变电站投运之后其接地网与综合接地系统以及电力系统进线避雷线连接,变电站接地拓扑结构发生巨大变化,此时对牵引变电站的接地安全校验不应仅局限于变电站本身。为研究运行牵引变电站接地安全性,现场测试运行牵引变电站分流特性和站址土壤结构,并运用数值仿真计算手段,结合现场实测数据和计算结果对运行牵引变电站开展接地安全分析,同时对比分析牵引变电站接地网连接和不连接进线避雷线时的测量和计算结果。结果表明：高速铁路牵引变电站接地安全校验应结合工程具体情况整体考虑,避免只简单注重接地阻抗值是否低于0.5 Ω；牵引变电站接地网连接电力系统电源进线避雷线后,接触电压、跨步电压和地电位升均有较大幅度的下降。研究成果已在深茂高铁沿线牵引变电站接地安全校验中成功应用,通车后牵引变电站安全稳定运行。

关键词：高速铁路；牵引变电站；接地阻抗；分流系数；接触电压；跨步电压；地电位升；安全校验

引言

高速铁路沿线牵引变电站接地网是动车组列车安全运行、电气设备安全正常工作和人员人身安全的重要设施，研究牵引变电站接地网安全校验技术具有重要意义。我国铁路行业相关标准规定，牵引变电站施工完成后须测量变电站接地网的工频接地阻抗，并规定接地阻抗须低于0.5 Ω[1-2]，沿用于电力系统对变电站接地阻抗的安全限值[3]。

我国高速铁路在投入运行时会构建综合接地系统，将高铁沿线牵引供电回流系统、电力供电系统、信号系统、通信及其他电子信息系统、建筑物、道床、站台、桥梁、隧道、声屏障等需要接地的装置通过贯通地线连成一体，并规定综合接地系统接地阻抗不大于1 Ω[1]。因此，牵引变电站投入运行后，其接地阻抗低于1 Ω。

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高铁牵引变电站接地网与电力系统变电站接地网有很大不同，首先由于牵引变电站设备数量的局限性，场坪面积规模要小很多，当土壤电阻率偏高时其接地阻抗便很难低于0.5 Ω，只有采用非常规降阻手段，但需花费巨大的经济和工程代价。其次，高铁沿线变电站在投入运行时会接入综合接地系统，是否还有必要继续沿用对变电站接地阻抗的0.5 Ω限值，有待商榷。

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近年来不少文献致力于研究降低高土壤电阻率地区和高寒冻土地区牵引变电站的接地阻抗。谢晖提出在牵引变电站敷设双层复合接地网，以解决变电站接地阻抗和地表电位分布等问题[4]。郝帅采用更换土壤并在变电站场坪外敷设相同面积的水平接地网等措施，使接地阻抗达到规范要求[5]。侯峰等提出先校验牵引变电站的接触电势和跨步电势，反推出满足规范要求的接地阻抗值，然后在此条件下进行接地网设计[6]。丁峰认为对牵引变电站接地系统的设计，应避免只简单注重接地电阻值，而忽视对地电位分布的分析[7]。罗欣提出对土壤电阻率偏高地区的牵引变电站，应重点分析计算站内接触电位差、跨步电位差和转移电势，当这些参数均满足要求时可稍微放宽接地阻抗的限值[8-11]。

我国高速铁路沿线牵引变电站投入运行时其接地网接入综合接地系统，变电站的接地拓扑结构实际已发生巨大变化，对牵引变电站的接地安全校验应结合工程具体情况整体考虑，避免只简单注重接地阻抗值。总结归纳一套系统合理且切实可行的高铁牵引变电站接地安全性评估校验方法，显得势在必行[12-15]。

同时我国高速铁路行业设计规范未给予牵引变电站电力系统电源进线避雷线足够重视，至今未有标准明确要求牵引变电站电源进线避雷线是否应该与变电站接地网连接，造成高铁沿线部分牵引变电站接地网连接电源进线避雷线，而部分牵引变电站接地网不连接电源进线避雷线。

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当牵引变电站发生接地故障时，入地电流主要通过牵引变电站接地网、综合接地系统和电力系统电源进线避雷线向大地散流，经变电站接地网向大地散流的电流将在变电站内引起地电位升、接触电压和跨步电压。因此，准确测量得到牵引变电站分流系数对评估变电站的接地安全性至关重要[15-17]。

以上试样的基材必须要有一定厚度，以防用力切割时底材变形造成漆膜的损坏，一般要求软底材（木材）最小厚度为10 mm，硬底材（金属）最小厚度为0.25 mm。[2]

本文对深茂高铁江茂段沿线马踏和合山牵引变电站开展接地安全性现场测量与数值仿真计算分析，以归纳总结一套系统的牵引变电站安全性评估校验方法，为相关设计标准制定提供参考[20]。其中，马踏牵引变电站接地网与两路电源进线避雷线不连接，合山牵引变电站接地网与两路电源进线避雷线连接。

1 测量与计算方法

马踏牵引变电站和合山牵引变电站位于广东深茂高铁沿线，两牵引变电所接地网采用相同设计，如图1所示。地网长74 m、宽60 m，埋深0.8 m，总面积4 440 m2。水平接地体为横截面150 mm2铜绞线，总长1 170 m。垂直接地极采用φ17.2 mm、长2.5 m纯铜棒，共计44根。

在马踏和合山牵引变电站站址处，采用DET2/2全自动数字式接地电阻测试仪，依据等距Wenner四极法测量变电站站址处土壤结构数据，并在CDEGS中分析实测数据以确定等效水平分层土壤结构。

采用8000型接地装置特性参数测量系统，在牵引变电站综合接地箱处注入类工频电流，采用夹角法布线测量两牵引变电站的接地阻抗。在CDEGS中搭建牵引变电站接地装置数值计算模型，结合测量分析的站址土壤分层结构数据，仿真计算两牵引变电站接地阻抗、接触电压、跨步电压和地电位升等。

σ2(G)表示G中两个不相邻的点的最小度和。2016年,文献[9]中给出,若树T满足n2(T)≤n1(T),且树的直径为3或任意两树之一的直径为4时,那么它的点可区别边色数为n1(T)+1,否则它的点可区别边色数为n1(T)。

在牵引变电站内综合接地箱处，通过电缆将牵引变电站接地网与贯通地线、架空回流线、钢轨回流线连接。马踏牵引变电站接地网与两路110 kV电源进线避雷线不连接，通过绝缘子串隔离，如图2所示。合山牵引变电站接地网与两路110 kV电源进线避雷线通过电缆连接，如图3所示。当牵引变电站发生接地故障时，入地电流主要通过牵引变电站接地网、综合接地系统和电力系统电源进线避雷线向大地散流，其中综合接地系统主要包括贯通地线、架空回流线、钢轨回流线等[18-19]。

测量变电站分流系数时，仍采用8000型接地装置特性参数测量系统，并结合4023耦合变压器、4024大功率信号源、可调频率万用表和柔性ROGOWSKI线圈等，测量变电站接地网、铁路贯通地线、钢轨回流线、架空回流线以及电力系统电源进线避雷线对应的电流分流，计算分析得到各部分对应的分流系数。

图1 马踏和合山牵引变电站接地网设置(单位：m)

图2 马踏牵引变电站接地网
不连接电源进线避雷线

图3 合山牵引变电站接地网
连接电源进线避雷线

2 测量与计算结果

马踏和合山牵引变电站站址处土壤结构测量及分析结果见表1，马踏牵引变电站处土壤结构等效为水平五层分层结构，合山牵引变电站处土壤结构等效为水平三层分层结构。

表1 牵引变电站土壤结构测量分析结果

分层马踏牵引所合山牵引所土壤电阻率/(Ω·m)厚度/m土壤电阻率/(Ω·m)厚度/m顶层624.191.751017.650.464中层1335.274.89598.445.907中层2155.4115.36中层3512.1047.30底层21.04Infinite143.29Infinite

马踏和合山牵引变电站接地阻抗测量和仿真数值计算结果见表2。马踏牵引变电站接地阻抗的测量值和数值计算值分别为1.885 Ω和1.903 Ω，合山牵引变电站接地阻抗的测量值和数值计算值分别为1.835 Ω和1.845 Ω。牵引变电站工频接地阻抗均远大于0.5 Ω，不满足标准限值。同时由测量计算可知，马踏和合山牵引变电站接地阻抗非常相近，分别为1.885 Ω和1.835 Ω。

表2 马踏和合山牵引变电站接地阻抗测量和计算结果

牵引变电站马踏合山接地阻抗/Ω测量值1.8851.835计算值1.9031.845

两牵引变电站选址和施工非常相近，均位于两个被削平的山头上方，站址处以沙土砾石为主，变电站站址处土壤电阻率明显偏高，同时两变电站接地网未采用额外降阻措施，导致两变电站接地阻抗显著高于标准限值。

马踏和合山牵引变电站分流系数现场测量结果见表3。马踏牵引变电站接地网分流系数为32.33%，综合接地系统分流系数为70.08%，其中贯通地线、架空回流线和钢轨回流线分别为21.18%、22.88%和26.02%。合山牵引变电站接地网分流系数为14.33%，综合接地系统为66.24%，电力系统电源进线避雷线为21.56%，电源进线避雷线分流系数高于变电站接地网分流系数。

表3 马踏和合山牵引变电站分流系数测量结果

牵引变电站牵引所接地网高速铁路综合接地系统贯通地线架空回流线钢轨回流线电源进线避雷线马踏32.33%21.18%22.88%26.02%—合山14.33%11.75%16.65%37.84%21.56%

马踏和合山两牵引变电站接地阻抗非常相近，分析比较分流系数测量结果可知：牵引变电站接地网与电源进线避雷线连接与否对变电站接地网分流系数影响巨大，对综合接地系统分流系数影响比较小。变电站接地网连接电源进线避雷线后，变电站接地网分流系数显著下降，马踏和合山牵引变电站接地网分流系数分别为32.33%和14.33%，相差18.00%。

3 牵引变电站接地安全分析校验

马踏和合山牵引变电站接地网分流系数分别为32.33%和14.33%，当牵引变电站内入地短路为7 000 A时，经变电站接地网向大地散流的电流分别为2 263.1 A和1 003.1 A。在CDEGS中建立牵引变电站接地网数值计算模型，仿真计算牵引变电站发生接地故障时，变电站内陆电位升、接触电压和跨步电压分布分别如图4、图5和图6所示。

图4 马踏和合山牵引变电站地电位升分布

图5 马踏和合山牵引变电站接触电压分布

图6 马踏和合山牵引变电站跨步电压分布

牵引变电站内最大地电位升和网内电势差统计见表4。合山牵引变电站最大地电位升为1 840.1 V，低于2 000 V。马踏牵引变电站最大地电位升为4 245.2 V，高于2 000 V但低于5 000 V：根据GB 50065—2011《交流电气装置的接地设计规范》，当变电站接地网电位升高于2 kV但低于5 kV时，应进一步校验变电站内接触电压和跨步电压，确保低于安全限值，以保证人身和设备安全[3]。此外，马踏和合山牵引变电站接地网内最大电势差分别为1.81 V和0.78 V。因此，牵引变电站接地网连接电源进线避雷线后，站内最大地电位升和接地网内最大电势差均显著下降，降幅分别高达56.65%和56.91%。

表4 牵引变电站接地网地电位升仿真计算结果

牵引变电站地电位升GPR/V最大值最小值最大网内电势差/V马踏4245.21463.91.81合山1840.1489.80.78

在马踏和合山牵引变电站院内，设置沥青高阻层，厚20 cm，电阻率为5 000 Ω·m。两牵引变电站发生接地短路故障时，短路电流最大持续时间为0.1 s。由以上可计算得到马踏和合山牵引变电站接触电压和跨步电压的安全限值，见表5[2，21]。变电站接地网边角处和短路电流入地处附近最大接触电压和最大跨步电压统计值见表6。

马踏牵引变电站内接触电压最大值和跨步电压最大值分别为2 826.5 V和602.4 V，合山牵引变电站内接触电压最大值和跨步电压最大值分别为1 375.9 V和316.7 V。马踏和合山站内接触电压和跨步电压均低于标准安全限值。比较可知，牵引变电站接地网连接电源进线避雷线可显著降低站内最大接触电压和最大跨步电压，降幅分别为51.32%和47.43%。

从单因子污染指数法评价结果可以看出，28份荸荠土壤中锌、铜和铬的污染指数均小于1，表明研究区荸荠土壤目前未受到锌、铜和铬元素的污染。从潜在生态风险评价结果来看，锌、铜和铬3种重金属均处于轻微的潜在生态风险水平，其潜在生态危害指数平均值分别为 1.11、2.25 和 0.28，潜在生态危害由强至弱为Cu＞Zn＞Cr。总体上看锌、铜和铬还处于一个较低含量水平，污染风险程度较低，基本符合荸荠安全种植的要求。

由以上分析可知，马踏和合山牵引变电站内的接触电压、跨步电压和地电位升等接地安全指标均满足设计标准要求。在完成以上接地安全性校验之后两变电站已经投入运行，深茂高铁江茂段现已通车运营。

表5 牵引变电站接触电压和跨步电压安全限值 V

马踏牵引所合山牵引所TB 10009IEEE Std8050kg70kgTB 10009IEEE Std8050kg70kg接触电压4743.42650.33587.14743.42650.33587.1跨步电压16602.09500.712858.816602.09500.712858.8

表6 牵引变电站不同位置接触电压和跨步电压最大值

牵引变电站接触电压最大值/V跨步电压最大值/V边角短路点边角短路点马踏2826.5895.1602.4279.0合山1375.9427.4316.7138.1

4 结论

(1)高速铁路牵引变电站接地安全校验应结合工程具体情况整体考虑，避免只简单注重接地阻抗值是否低于0.5 Ω。

2.交通优势。吉林省地理位置优越，地处东北亚经济圈的几何中心，毗邻俄罗斯、朝鲜、日本、韩国等国家，具有国际合作的地缘优势。目前，长白山、查干湖等重要冰雪产业聚集区都已经有飞机通航；多条高速列车路线经过长春或吉林，城际铁路将长春市、龙嘉国际机场和吉林市紧密联系在一起。以省会城市长春为中心，吉林省的航空、铁路和高速公路形成了较为完善的立体交通网络，为冰雪产业的发展提供了便利的交通条件。

(2)高速铁路牵引变电站接地网应与电力系统电源进线避雷线连接，此举将显著降低变电站接地网分流系数以及站内接触电压、跨步电压和地电位升，降幅分别为51.32%，47.43%和56.65%。

(3)高速铁路牵引变电站接地安全校验，建议遵循以下步骤方法：在准确测量变电站场址土壤结构和变电站分流系数的基础上，借助数值仿真分析软件，来评估校验变电站接地安全性。

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Grounding Safety Measurement, Calculation and Analysis of High-speed Railway Traction Substation in Operation

WANG Jianguo1, GUO Xing1, FAN Yadong1, CHEN Wen1, WEN Jianmin2, ZHANG Huazhi2

(1.School of Electrical Engineering, Wuhan University, Wuhan 430072, China; 2.China Railway Siyuan Survey and Design Group Co., Ltd., Wuhan 430063, China)

Abstract： After the high-speed railway traction substation is put into operation, its grounding grid is connected with the integrated grounding system and the incoming lightning arrester of the power system. Great changes have taken place in grounding topology of the traction substation and the grounding safety verification of the traction substation should not be limited to the substation itself. In order to study the grounding safety of the traction substation in operation, shunt characteristics and soil structure are tested on site. Numerical simulation method is also used to analyze grounding safety of the traction substation based on field measured data and calculation results. Meanwhile, the measurement and calculation results of grounding grid connection and disconnection of incoming lightning arrester in traction substation are compared and analyzed. The results of measurement and calculation show that: The grounding safety checking of high-speed railway traction substation should be considered as a whole according to the specific conditions of the project, so as to avoid focusing only on whether the grounding impedance value is lower than 0.5 Ω. After traction substation grounding grid is connected with the incoming lightning arrester of the power system, the contact voltage, step voltage and ground potential rise of traction substation grounding grid are all reduced greatly. The research results have been successfully applied in grounding safety verification of traction substation on Shenzhen-Maoming high-speed railway, and the traction substation operates safely and steadily after the high-speed railway is opened to traffic.

Key words： high-speed railway; traction substation; grounding impedance; shunt coefficient; contact voltage; step voltage; ground potential rise; safety verification

收稿日期：2019-02-25;修回日期：2019-03-27

作者简介：

王建国(1968—)，男，教授，博士，研究方向为雷电防护与接地技术、高电压绝缘与测试技术，E-mail：[e-mail]。

文章编号：1004-2954(2019)12-0161-04

中图分类号：U224.2+5； U221

文献标识码：A

DOI:10.13238/j.issn.1004-2954.201902250001