图1 地面式自动过分相
Fig.1 Grounding auto-passing neutral section device
摘要 列车不停电过分相时，存在过电压和过电流现象，给电气化铁路带来不利影响。该文结合仿真数据研究了不同暂态过程中的过电压水平特性，分析了开关操作相角对过电压幅值的影响，研究了合闸角度、分相位置、剩磁大小等因素对过分相时的励磁涌流的影响程度。最后，针对不停电过分相过程，提出了三种过分相的优化策略及抑制措施，从控制难度、投资成本、抑制效果方面进行比较后确定了晶闸管与阻容吸收装置搭配是最适合不停电过分相的优化策略。
关键词：过分相 过电压 励磁涌流 抑制措施
现行电气化铁路中，为使单相的牵引负荷在三相电力系统中尽可能均匀分配，牵引网采用了轮换相序、分相分区供电的方案[1-2]。为避免在换相时列车发生相间短路，分相分区处用绝缘器件或绝缘锚段关节分割相邻供电区，形成电分相，称作中性段（即为电分相）。过分相即为列车行驶过中性段的过程，目前最常见的过分相方式是车载式自动过分相，该方式需要多次列车主断路器动作，并存在过中性段时列车无牵引电流导致列车降速和无法达到运载量期望值的问题。机车过分相时保持持续供电的地面式不停电过分相技术是未来发展的趋势[3]。以三菱公司为代表的基于高压晶闸管阀组的带电过分相系统和以日本“明电舍”为代表的使用机械开关带电过分相系统[4]是目前比较常见的不停电过分相装置，但是它们仍存在短时失电，实际运行效果并不理想[5]。2017年，由中国中车承担的“先进轨道交通”国家重点研发计划项目对“虚拟同相柔性供电技术”开展了技术研究与示范，提出了一种柔性不断电过分相装置，具有较好的先进性，但是尚未规模化应用。
在带电过分相的整个过程中，列车从一个稳定状态切换到另一个稳定状态，电气量不断变化，锚段关节处往往伴随过电压、过电流的暂态过程，可能引发烧毁车顶设备等安全问题[6-8]。所以列车过分相的暂态过程分析及其抑制措施研究十分重要。
地面式自动过分相采用锚段关节式的电分相结构，在图1中，Q1、Q2是在绝缘锚段关节侧起连接作用的真空开关，用于接通与断开中性段和其两侧的接触网，CG1~CG4是在地上安装的传感器，用于监测机车的位置信息然后向开关发送控制信号，JY1、JY2代表分相区。通常Q1和Q2都保持断开，中性段处于不带电状态。机车从左向右行驶，当接近传感器CG1时，传感器向开关Q1发送控制信号使其连通，这时A相供电臂向中性段提供牵引电流，当传感器CG2周围监测到机车接近时，传感器立即向开关Q1发送控制信号使其断开，并在较短时间后向开关Q2发送控制信号使其闭合，这时B相供电臂给中性段提供牵引电流。机车过分相时保持持续受流，并且没有增加对于机车的控制[9-10]，所以这也被叫作机车不停电过分相。
图1 地面式自动过分相
Fig.1 Grounding auto-passing neutral section device
不停电过分相方式无需对机车操作，列车失电时间短，速度损失小，适用于我国多车型的复杂铁路系统。其缺点是整个过程比较依赖开关的带负荷切换，对开关的机械和电气寿命要求较高，所以要考虑开关的在线备份和检修，投资较大；另外开关切换时可能出现较高过电压和过电流，对车网的运行形成严重威胁。
不间断过分相方式通过控制开关切换时间，可减少电弧产生，减少对弓网的冲击[11]。文献[12]对于机车经过锚段节点的动态过程进行了详尽的分析。文献[13]搭建了受电弓、牵引网和机车高压互感器等效模型；文献[14]仿真分析了过分相的分合闸过程，并对各个过程中的过电压大小进行了分析。文献[15]主要分析了分闸时电流突变引起的截断过电压和合闸产生的合闸过电压的产生原理。文献[16]提出一种新型柔性不断电过分相方案，使中性段电压可在两个供电臂之间柔性过渡，消除机车的供电死区。文献[17]通过改变HXD3型机车系统的电路参数，改善系统阻尼比，抑制过电压的出现。整体上，上述研究缺少励磁涌流对过分相系统影响的分析，对不同抑制装置的横向分析比较也显得不足。
本文基于地面式不停电过分相方式，研究了过分相的暂态过程，分析过电压的相关影响因素与产生机理，并且优化列车过分相过程，使列车能够可靠、安全、稳定地通过分相区。
在开关动作过程中，列车不停电过分相系统可能产生高幅值、大能量、短时持续的过电压及过电流，并且可能伴随幅值振荡现象[18]。根据实际中机车不停电过分相的开关动作情况和原理[19]，构建列车不停电过分相的结构，其等效电路如图2所示。
图2 列车不停电过分相的等效电路
Fig.2 Equivalent diagram of train passing neutral section
图2中，S1、S2、S3是为了改变列车位置而设置的开关，Q1、Q2为连接中性段和供电臂的开关。Ua、Ub为两侧供电臂的牵引电源，Rla、Rlb、Lla、Llb分别为两侧供电臂的等效电阻和电感，Rsa、Rsb、Lsa、Lsb分别为两侧牵引变压器的等效电阻与电感，Can、Cbn为中性段和供电臂之间的线间电容，Cla、Clb为供电臂的等效电容，Rn、Ln、Cn分别为中性段的等效电阻、电感和对地电容，中性段使用“T”形电路等效。
对列车过分相的暂态过程作如下划分。暂态过程一：闭合开关Q1，供电臂a和中性段相连，列车在供电臂a上运行；暂态过程二：断开开关Q1，供电臂a和中性段分离，列车在中性段上运行；暂态过程三：闭合开关Q2，供电臂b和中性段连接，列车在中性段上运行；暂态过程四：断开开关Q2，供电臂b和中性段分离，列车在供电臂b上运行。
在带载分闸暂态过程中，截流过电压与开关分闸时的电流相位及设置的系统参数有关。当变压器的励磁电流在相位90°时断开开关，过电压达到最大值；当在相位0°时断开，并无过电压。
带载合闸暂态过程中，根据二阶常系数微分方程解法，将零输入响应和零状态响应叠加可得中性段电压的全响应表达式为
式中，uc(0)、ucm、f分别为中性段残压、电容电压幅值和初相位；
，R为所有电阻值和，L为所有电感值和；
为电容电压的角频率；
为电源
的角频率。从式（1）可见，合闸时过电压最大值主要受暂态幅值影响，并且受到合闸时电压相位和系统结构参数等影响。
对于两端供电臂电压相位差不同的四种典型情况，文献[20]分别给出合理的合闸时间和最佳合闸时刻。在合理合闸时间，因为铁心磁通密度设计存在冗余，所以虽然合闸磁通和剩磁通不相同却没有励磁涌流现象；在最佳合闸时刻，因为合闸后的磁通和分闸时剩磁通一样，所以也没有发生励磁涌流的现象[21]。
表1 最佳和合理合闸时间
Tab.1 Best and reasonable switching time
两侧供电臂的电压相位差/（°）最佳合闸时间/ms合理合闸时间/ms 603.30.1~8.3 9050.1~10 270—0.1 300—0.1~3.3
机车不停电过分相整体模型由牵引网模型、电力机车模型以及分相区模型构成。
用π型等效电路建立子网模型，每个模块代表1km，模块如图3所示，将模块级联组成所需长度的牵引网，本文将牵引网设为15km，线路参数见附表1。牵引变电所主要对牵引变压器建模，仿真采用VX联结方式。在仿真中用两台单相Vv变压器构成VX联结方式，变压器的参数见附表2。
图3 牵引网的链式等效模型
Fig.3 Equivalent model founding of traction network
以CRH3型交-直-交型机车传动系统为例对列车建模[22-23]，牵引传动系统原理如图4所示。
图4 牵引传动系统
Fig.4 Train’s traction drive system
CRH3 型机车由两个相同且并联运行的动力单元构成，机车传动系统相关参数见附表3，其中直流环节后的牵引逆变器和牵引电机使用电阻负载模拟。
牵引传动系统主要工作器件是机车的四象限变流器，变流器主要由PWM斩波控制调控从网侧输入的电流相位。PWM整流器采用电压外环和电流内环双闭环控制的直接电流控制方法[24]，电压外环将采样得到的直流电压实际值与直流电压给定参考值对比后，通过PI控制器处理差值，最后输出直流电流信号。为了增强系统的动态响应，直流电压与负载电流在处理后相加作为电流的参考值，然后和电流内环交流电流输出相比较，最终确定整流桥的控制状态。其控制策略框图如图5所示。
图5 PWM控制策略图
Fig.5 Control policy diagram of PWM
由图5可得数学模型为
（2）式中，KVP、KVI分别为电压环的PI控制器的比例系数和积分系数；
为直流侧电压给定参考值；Ud为直流侧负载采样电压；Id为直流侧负载电流；UN为交流侧采样电压有效值；uab(t)、uN(t)、iN(t)分别为输出控制信号、交流侧采样电压和交流侧采样电流；RN为变压器的漏电阻；LN为变压器的漏电感；KIP为电流内环的比例系数；w为网侧角频率。
以七跨关节式电分相的分相区为例，每跨取50m，总共长度为350m，包含两段100m的过渡区，以及中间150m长度的无电区。因为中性段为锚段关节之间两个转换柱中的独立网路，所以可将中性段作T型等效。电分相区具体参数设置见附表3。
为建立机车不停电过分相一体化动态模型，对Q1、Q2、S1、S2、S3五个开关选择开合时间。以机车从左至右经过分相区为例，控制逻辑如下：t1时刻：地面传感器CG1感知机车经过，闭合开关Q1，接通中性段和a供电臂；t2时刻：机车进入过渡区，闭合开关S2，机车通过中性段与a供电臂取电；t3时刻：机车离开过渡区，断开开关S1，受电弓只连接中性段；t4时刻：地面传感器CG2感知机车经过，断开开关Q1，a供电臂不再对中性段供电；t5时刻：短暂延时后闭合开关Q2，中性段和b供电臂处于等电位；t6时刻：机车进入过渡区，闭合开关S3，受电弓连接中性段与b供电臂；t7时刻：机车离开过渡区，断开开关S2，受电弓只连接b供电臂；t8时刻：机车经过分相区，断开开关Q2，过分相结束。
以牵引变压器为VX接线在牵引变电所出口处过分相，利用搭建的机车不停电过分相仿真模型对列车过分相的四个过程分别进行仿真分析，通过设置开关开闭时间控制电压相位。
开关Q1、Q2以及机车受流处电压电流全过程波形如图6所示，以下对各阶段过程的不同情况分别进行仿真分析。
图6 开关Q1、Q2及机车受流处电压电流全过程波形
Fig.6 Switch Q1,Q2 and train current voltage and current process waveforms
3.1.1 中性段与供电臂接通过程仿真分析
分别让开关Q1在0°、45°、90°、270°角度闭合，仿真不同电压合闸相位下的中性段和受电弓交接处的电压状况，电压波形如图7所示。
图7 开关Q1在不同合闸相位的中性段电压波形
Fig.7 Neural circuit section voltage waveform when switch Q1 closing at different voltage angles
由图7可知，过电压最大值出现在电压峰值合闸时，幅值为49.41kV，是额定电压的1.27倍。一般车顶的放电间隙工频耐压为60kV，所以在接通中性段和供电臂时造成的过电压不会对运行产生严重的危害。
3.1.2 带载分闸过程仿真分析
由理论推导可知，开关Q1带载分闸中性段上的电压最大值表达式为
（3）式中，
为机车分闸时的电流；
为分闸时中性段感应电压。因为电子开关会过零关断，所以不存在该暂态过程，因此使用机械开关对分闸时的过程进行仿真分析。分别在电流过零时和峰值时分闸，波形如图8所示。
图8 开关Q1分闸的中性段电压波形
Fig.8 Neural circuit segment voltage waveform when switch Q1 opening
为得到具体的分闸过电压情况，以9°为间隔进行开关Q1分闸仿真，用所得数据绘制出电压-相位散点图，拟合成平滑的曲线，如图9所示。
图9 开关Q1不同分闸时间电压相位曲线
Fig.9 Voltage-phase angle diagram when switch Q1 opening at different angle
从图9曲线可知，在90°和270°时出现电压最值，分别为-156.12kV和160.17kV，仿真结果与理论公式一致，均远超车网安全运行电压。因为传统机械开关分闸时刻不可控，所以利用拟合曲线预测出现过电压的概率，随机角度下分闸过电压超过耐压值60kV的概率达到73.46%，所以需要对此加强防护。
3.1.3 带载合闸过程仿真分析
为得到具体的合闸过电压情况，以9°为间隔进行开关Q2合闸仿真，得到电压和相位的关系，绘出电压-相位散点图，并进行拟合，如图10所示。
图10 开关Q2不同合闸时间电压相位曲线
Fig.10 Voltage-phase angle diagram when switch Q2 closing at different angle
根据图10的曲线可知，合闸时最大电压也发生在90°和270°，分别为64.73kV和-63.11kV。Q2合闸时的过电压值明显低于Q1分闸时。但当合闸角度选择不合理时，也会产生超过安全限制的过电压，所以也需要进行重点防护。
3.1.4 中性段与供电臂分离过程仿真分析
当开关Q2分闸时，因为列车已经通过 b 相供电臂供电，并且供电臂远长于中性段，所以没有出现明显过电压。当 b 相电压相位为0°和 90°时开关Q2分闸，得到此时中性段电压波形如图11所示。由图11可见，两个角度都不会产生过电压。
图11 Q2分闸时的中性段电压波形
Fig.11 Neural circuit section voltage waveforms when Q2 opening
因为变压器饱和以及铁心的非线性等特征，机车过分相时，开关Q2合闸后可能造成较大的励磁涌流。根据参考文献[25]，合闸时励磁涌流的磁链表达式为
式中，
、
、
分别为稳态磁通、暂态磁通和剩磁通；t为时间常数，
；
为合闸相位；Um为接触网峰值电压。从式（14）可见，励磁涌流主要受合闸相位的影响，并且与剩磁大小、列车参数等因素有关，以下对这几种因素进行仿真分析。
3.2.1 合闸相位
将变压器在不同相角合闸的励磁涌流情况绘制拟合曲线，如图12所示，励磁涌流现象最严重为0°和180°相位处，而在相位为90°时励磁涌流为0。
图12 开关Q2合闸时不同相角的励磁涌流曲线
Fig.12 Fitting diagram of inrush current-angle when switch Q2 closing
3.2.2 电分相位置
仿真按最严重情况进行设置，开关在0°时合闸。当为分区所过分相时，因为牵引网存在阻抗，励磁涌流降低至313.09A；当在牵引变电所出口过分相，可以将牵引变电所和分相区之间等效为零阻抗，励磁涌流大小为401.21A。
3.2.3 剩磁大小
剩磁分别设为0(pu)、0.2(pu)、0.5(pu)和0.9(pu)，仿真设开关在0°时合闸，并在牵引变电所出口处过分相。
仿真得到剩磁通为0(pu)、0.2(pu)、0.5(pu)、0.9(pu)对应的励磁涌流幅值分别为401.21A、514.53A 、612.53A 、 742.91 A。可见剩磁通对于合闸励磁涌流影响较大，剩磁通越大电流幅值越大。
3.2.4 列车主变压器参数影响
机车的不同会导致车载变压器参数也不同，而变压器的主要参数为变压器容量。仿真时将相角设为0°时合闸，不考虑剩磁通，并依据实际机车变压器值选择主变容量参数，分别为2 100kV·A、3 060kV·A、11 622kV·A等值，结果见表2。
表2 不同容量的变压器励磁涌流大小
Tab.2 Inrush current of different transformer capacity
参数车型 CRH1CRH2CRH3CRH5HXD3BHXD3 变压器容量/(kV·A)2 1003 0606 1445 26211 6229 006 励磁涌流/A124.87181.96401.21312.90691.06538.53
由表2可知，变压器容量与励磁涌流大致为正比关系，所以在合闸时大容量的变压器较易造成较大的励磁涌流。
3.2.5 供电臂的电压大小
依据铁路规范准则，供电臂的电压波动范围在17.5~31.5kV。仿真设在电压过零时合闸，无剩磁通，网压设置为17.5kV和31kV，不同供电臂电压的励磁涌流波形如图13所示。
图13 不同供电臂电压的励磁涌流波形
Fig.13 Inrush current waveform of different traction voltage
从图13波形可见，励磁涌流分别为143.96A和442.58A，变压器励磁涌流和网压大小为正比关系。
本文给出抑制装置和控制开关动作时间结合的控制策略，即在列车或中性段上设置附加装置抑制过电压，并且控制开关合闸时间以防止励磁涌流出现，提高列车过分相的稳定性和安全性。
因为感性负载电感上的电流无法突变所以造成较高的过电压，即为截流过电压，而开关Q1分闸时刻是影响截流过电压产生的关键，如果控制在电流过零时分闸，将不会出现截流过电压。
用双向反并联晶闸管替换真空开关，并且当开关断开时将晶闸管触发输入置零，晶闸管会在下一零电流时刻阻断。晶闸管逻辑仿真模型如图14所示。
图14 晶闸管仿真模型
Fig.14 Simulation of thyristor switching
在仿真模型中置入晶闸管，在电流峰值时分闸，得到仿真波形如图15所示。
图15 置入晶闸管后的分闸过程电压波形
Fig.15 Voltage waveform of separating switch process when putting in thyristor
由图15可知，即使在电流峰值时将晶闸管触发输入置零，晶闸管在四分之一周期后零电流时刻会立即关断，中性段无过电压。通过仿真分析证明了以晶闸管代替开关对截流过电压的抑制效果。
由之前仿真分析可知，合闸角决定是否出现过电压，在0°时合闸，不会产生过电压，在90°时合闸，会产生较高过电压。所以前述电力电子开关控制分闸相位的方案也能够防止合闸过电压，但如果在过0°时合闸，机车变压器上必会出现较大的励磁涌流，所以考虑加装装置应对过电压的发生。
现主要有加装合闸电阻在开关上、加装金属氧化锌避雷器（Metal ZnO Arrester, MOA）在车载主断路器前、加装阻容吸收装置在中性段等应对合闸过电压的抑制方法。
4.2.1 阻容吸收装置
1）作用原理
阻容吸收装置安装在变电所里，主要是将电容和电阻串联后与电分相区的中性段并联达到为中性段上分压的效果[26]，等效电路如图16所示。其作用包括：提高回路上的电容值，降低电路上的谐振频率，易于吸收出现的过电压；通过电阻减少回路上的能量，使回路从临界阻尼变为过阻尼情况；并且减小中性段上的感应电压[27]。
图16 阻容吸收装置等效电路
Fig.16 Equivalent diagram of resistance-capacitance absorption device
2）参数设置及仿真
阻容吸收装置选择足够大的电容才能降低振荡频率到零，但太大的电容又会提升非必要的成本；选择太小的电阻将不能达到预期的抑制效果，太大也可能造成保护效果降低。
依据图16分析，闭合开关后，因为Cn=Cd，此时可以将电容Cn对中性段的影响忽略不计，中性段将形成RLC串联振荡回路。假设串联谐振角频率为w0，电路的振荡角频率为wL，可以得到
（5）其中
从式（5）得
当回路处于临界时，有
，通过系统模型参数进行计算，取L=0.036H。对于电容电阻，从实际经验可知，电容应该在μF数量级大小，加装的电阻应该在百欧区段。
根据实际经验，选阻值为50~1 000W，电容为0.1~5μF。以合闸时最严重过电压的状况对阻容吸收装置进行仿真分析。仿真设置在电压90°时合闸，电容值为0.5μF的情况下，不同阻值的仿真结果见表3。设置阻值为300W的情况下，不同电容值的仿真结果见表4。
表3 不同电阻情况下的过电压值
Tab.3 Overvoltage results at different resistance values
电阻/Ω501001501752002252503005001 000 电压/kV59.7451.3747.4246.3545.4744.7244.1043.1245.0449.30
表4 不同容值情况下的过电压值
Tab.4 Overvoltage results at different capacitance values
电容/μF0.10.511.52345 电压/kV51.7543.1241.6240.9740.6140.2240.0239.89
由表3可知，当阻值增加时中性段过电压随之降低，但阻值超过300W左右后，抑制过电压的效果减弱。由表4可知，当电容增加时中性段上过电压随之降低，电容为5μF时能完全抑制过电压。因为阻容装置的电流不能太大，所以最终容值取3μF。综上，阻容装置电阻设为300W，电容设为3μF，加装阻容吸收装置Q2合闸时段的对比波形如图17所示。
图17 开关Q2合闸的效果对比
Fig.17 Contrast diagram of effect when switch Q2 closing
未加装阻容吸收装置的中性段合闸时过电压为62.26kV，装设装置后没有出现过电压，并且平稳过渡，同时降低了缺电时间内中性段上的谐波。仿真结果证明了装设阻容吸收装置的过电压抑制效果。
4.2.2 金属氧化物避雷器
1）作用原理
MOA是一个具有良好性能的无间隙结构非线性电阻器件，通常并联在保护设备端。一旦避雷器两端的电压超过其放电电压，避雷器会发生放电限制过电压大小以保护接触网。MOA是由多组柱金属氧化物绝缘阀片并联构成，其中每柱的非线性伏安特性为
（6）式中，Iref和Uref分别为参考电流和参考电压；Ti和ki均为第i段特性曲线系数，i=1,2,3，分别代表饱和区、非线性区和小电流区。
2）参数设置及仿真验证
在主断路器与受电弓间装设MOA模型，并设参数为：阀片柱数为2，单段参考电流Iref =500A；引起保护的启动电压Uref =60kV；避雷器非线性伏安特性的第1、2、3段系数分别为k1=0.99，k2=1.0，k3=0.96，T1=16.5，T2=25，T3=50。以合闸最严重过电压状况对MOA避雷器的有效性进行仿真验证，装设前后对照如图18所示。
图18 开关Q2合闸的装设MOA避雷器效果对比
Fig.18 Comparison diagram of effect of MOA arrester installed when switch Q2 closing
在未加装MOA避雷器的情况下，机车受电弓处最大过电压为62.26kV；在加装了金属氧化锌避雷器的情况下，机车受电弓处最大过电压为50.55kV。所以MOA能够降低过电压值，但是没有完全抑制过电压。
4.2.3 合闸电阻
1）作用原理
抑制合闸过电压最常见的做法是设置并联合闸电阻，并联合闸电阻的阻尼特性可以防止过电压损坏中性段接触网之间的设备与牵引网[28-31]。长时间将电阻串联在锚段关节，可能造成中性段和供电臂之间出现较大环流，会造成多余的功耗，并且也会引起设备发热，甚至会使过电流保护跳闸。增设开关在合闸电阻处，控制电阻投入使用的时段，可以避免长时间投入电阻产生的功耗及发热。合闸电阻装设接线原理如图19所示，加装电阻R1、R2和开关S1、S2，控制逻辑为在动作S1及S2短暂时刻后动作分相开关Q1和Q2。当地面传感器CG1感应机车经过时，闭合S1；断开Q1时闭合Q2。
图19 合闸电阻装设原理图
Fig.19 Diagram for installation of closing resistance
2）参数设置及仿真
以最严重过电压的状况进行仿真分析，选择10~1 000W的阻值进行仿真，得到不同电阻值的中性段电压值如图20所示。
图20 不同电阻值的中性段电压值
Fig.20 Neural section voltage values of different resistance values
未加装合闸电阻的中性段上的过电压为62.26kV，初期设置合闸电阻越大，电压越小，在300Ω附近抑制效果最佳，过电压降为47.50kV，但当阻值继续增加，过电压抑制效果变差。所以选择装设300Ω的合闸电阻，装设前后对比波形如图21所示。
图21 开关Q2合闸的装设合闸电阻效果对比
Fig.21 Comparison of effect of installed closing resistance when switch Q2 closing
由图21b可见，设置了合闸电阻后，过电压明显降低，但是因为切入电阻而新增了暂态过程，所以该动作的出现可能引发其他电气问题。
针对各个方面对比上述三种铁路过分相过电压抑制的装置，得到最佳不停电过分相过电压抑制方法。
（1）控制难度。阻容吸收装置和金属氧化锌避雷器不需要附加控制措施，而合闸电阻需要增加额外设备控制其开关，其开关分合时间会影响对过电压的抑制效果。所以装设合闸电阻的方案控制难于另外两种，并且会引起额外的暂态过程。
（2）投资成本。对于阻容吸收装置，仅需装设一组装置在中性段，因为电阻和电容决定其抑制效果，所以要求电阻电容具有较高的性能和质量。另外长时间运行可能产生额外的损耗，对装置寿命有所减少，使得后期所需的维护费用升高；对于MOA，不需要安装在每个分相区，只要装设在车上，另外该装置具有无工频续流、通流能力强的优点，并能够多次放电释压，前期成本较少。但本体的封装、装置上电阻片都可能产生故障，后期的MOA预防性试验也会提高成本；对于合闸电阻，需装设控制开关，提高了成本，另外频繁地动作开关也增加了对于开关的后期检修和维护成本。
（3）抑制效果。对于阻容吸收装置，设定电阻为300W、电容为3μF，中性段上过电压降低了37.35%，合闸过程电压过渡平稳，并且很大程度地减少了中性段上的谐波含量和感应电压。但不足之处在于参数影响抑制效果较大，所以实际中需要通过多组试验取得最合适的参数。
对于金属氧化锌避雷器装置，设定起始电压后，中性段上过电压降低了18.81%，并且该装置也能够防护雷电过电压。但因为其具有非线性伏安特性，不能够将起始动作电压设定得过低，所以无法抑制低值过电压。
对于合闸电阻装置，设定电阻为300Ω，合闸后中性段上过电压降低了23.71%。
综上所述，对比抑制效果，阻容吸收装置最好，而MOA避雷器只能够应对高值过电压。
本文对于列车不停电过分相进行了分析研究，总结如下：
1）开关带载合闸时可能造成较大励磁涌流，通过仿真分析了合闸励磁涌流与电压相位、剩磁通大小等多种因素之间的关系。
2）通过列车模型的仿真分析，探究了列车过分相四个不同的暂态过程中过电压幅值与操作相角之间的关系。对进一步研究过分相抑制提供有益指导。
3）针对不停电过分相中的分合闸暂态过程，提出了改善的方案，对方案优化效果进行比较，得出阻容吸收装置对不停电过分相具有最好优化效果的结论。
附表1 线路参数
App.Fig.1 Line parameters
牵引网自阻抗/ (Ω/km)中性段等值电感/mH中性段等值电阻/Ω中性段对地电容/nF中性段与接触线间电容/nF 0.31+j0.760.20.063 4.02 10.11
附表2 变电所变压器参数[32]
App.Fig.2 Parameters of transformer in substation[32]
联结形式额定容量/ (MV∙A)电压值/kV阻抗电压值(%)空载电流值(%)空载损耗量/kW负载损耗量/kW Scott5022010.51.055216 VX31.5+20 22010.52 0.2442.55 201.41
附表3 传动系统的技术参数
App.Fig.3 Basic technical parameters of transmission system
项目CRH3 主变压器电路结构两电平 频率/Hz50 容量/(kV·A)6 144 四象限脉冲整流器电压比27.5 kV∶1.5 kV 输入AC 1 550V,910 A 输出/VDC 3 000 电压/V2 700/2 800-3 600 中间直流环节开关频率/Hz350 L2 /mH C2 /mF4.420.60 支撑电容/mF3.0
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Research on Electromagnetic Transient and Suppression Measures for Passing Neutral Section without Power Interruption of Electrified Railway
Abstract There will be overvoltage and overcurrent when the train passes through the neutral section with the uninterrupted phase-separation passing system, which will have a negative impact on the electrical railway power supply system and the train. In this paper, based on the simulation data, the property of the over-voltage phenomena during different transient periods are studied and the impact of phase angle for the switching operation on the amplitude of the over-voltage is analyzed. This work also researched the impacts of the angle of the closing operation, the position of the phase separation, and the volume of the residual magnetic on the inrush current of the neutral section passing. Lastly, three optimization strategies and restraining measures for neutral section passing are proposed. After comparison, the suitable strategy is selected.
Keywords: Passing neutral section without interruption, overvoltage, magnetizing inrush current, suppression measures
中图分类号：TM712
DOI：10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.191640
先进轨道交通国家重点研发计划资助项目（2017YFB1200802）。
收稿日期 2020-01-19
改稿日期2020-06-03
王小君 男，1978年生，副教授，博士生导师，研究方向为电力系统分析与控制、主动配电网等。E-mail：xjwang1@bjtu.edu.cn（通信作者）
毕成杰 女，1995年生，硕士研究生，研究方向为电气化铁路车网过分相电磁暂态等。E-mail：17125972@bjtu.edu.cn
（编辑 郭丽军）