大秦线两亿吨改造工程中牵引供电系统扩能改造措施研究.doc

第一章 概述大秦线全长653KM，其间分布着52座隧道（全长67.247Km）、146座大小桥梁（全长11.633Km），沿线共有接触网2316.54条公里、牵引变电和企业配电合建的变配电所9座、合建的分区亭配电所5座、合建的开闭所配电所4座、单独配电所1座、AT所12座。桥梁多、隧道长是线路的地理特征，风季长、风力大、冰期长是沿线大部分区段的气候特点；大秦线采用的是AT供电方式， 且接触网与电力线同杆合架同步检修，牵引变电所与配电所合建集中管理，原设计年运输能力为一亿吨，从1988年底正式开始运营以来，运量逐年增长，2002年运量已超过原设计能力，完成货运量10340万吨，对缓解我国北部铁路煤炭运输运力不足的紧张状况，加速山西、陕西、内蒙西部地区煤炭基地的开发，畅通煤运通道，满足华东沿海地区经济发展对煤炭的需求，促进煤炭外贸出口和国民经济建设的需求，发挥了重要作用。在当今经济发展迅速，能源日趋紧张的新形势下，大秦铁路作为我国第一条开行重载单元式列车的运煤干线,在整个路网煤运通道中占有举足轻重的地位，原设计年运输能力一亿吨已经明显不足。为了适应国民经济发展的需要，铁道部审时度势，及时制定了铁路跨越式发展的宏伟目标，确定大秦线2004年运量为1.5亿吨，2005年运量达到2亿吨，远景规划运输目标为4亿吨，随着运量的逐步增加和万吨列车、组合列车的正式开行，牵引供电负荷大幅度增长，牵引供电设备现有的供电能力也明显不足，大部分供电设备处于已满负荷或超负荷运行状态，出现了一系列不适应的情况，所以，对大秦线进行供电扩能改造势在必行。铁道部决定用2004年、2005年两年对大秦线进行2亿吨扩能改造，作为铁路跨越式发展的重点工程和起步工程之一，为了将大秦线扩能改造工程建设成标志性、示范性、样板性的三性工程，实现资源配置的最佳组合和整体效益最大化的具体体现。在施工的前期我们牵引供电设备管理单位的技术人员根据供电设备的历年故障情况和对设备的监测、维修掌握的情况，对存在的问题进行了深入的调查分析并积累了宝贵的第一手资料。围绕实现设备检测维修现代化和少花钱多办事、经济实用的原则，我们反复对大秦线牵引供电设备改造方案进行了深入的调研和探讨，向上级主管部门和设计部门提出了许多建设性意见和建议，而且绝大部分的建议得到了采纳与实施。本文根据大秦线牵引供电设备在改造前存在的问题进行重点分析，对扩能改造采取的措施进行探讨和研究。第二章 扩能改造前大秦线牵引供电系统存在的问题第一节 变电设备存在的问题第一条 设备容量问题 第一款 主变压器的容量问题：大秦线各牵引变电所变压器结线型式有三种：斯科特结线、三相三绕组十字交叉结线、单相结线。主变压器容量为绝大部分为63000KVA、50000KVA两种类型均采用斯科特接线（接线方式如图），一次侧额定电流值分别为330 A和262. 4A，二次侧额定电流值分别为572.7 A、和454.5A，而按1.5亿吨列车运行图，在正常周期性负荷时实际检测到的一次侧的最大电流值和二次侧的最大电流值经常超过主变压器一、二次额定电流值，引起馈线、主变压器频繁过负荷跳闸，说明变压器的容量明显不足，且出现了多起套管发热故障，经红外线测温发现涿鹿2#主变压器二次低压套管发热，其引出线的导电杆烧坏，迁西变电所主变绕主烧损，原因就是主变容量小，过负荷引起，个别主变的绕组绝缘降低超出规定。图21 斯科特结线BCA1234TRF 如图21所示，1为三相送电线路；2为斯科特结线牵引变压器；3为自耦变压器；4为AT供电方式牵引网；T为接触网；R为轨道；F为正馈线。 C B T O N a1 b1 c1 a2 b2 c2 R F F R T A 图22十字交叉变压器原理接线如图22所示。该变压器有一个YN结线原边绕组；有两个容量相同、电压相等、分别为d11和d1结线的副边绕组。两个副边绕组对顶（c1、a2）接成十字交叉方式；副边端子b2、a1和b1、c2分别接到两组55KV牵引母线上；副边对顶端子c1、a2（十字交叉点）接到N母线上。图2单相结线BAaaaaxxTRFox第二款 各所亭AT变压器的容量问题，在大秦线管内AT变容量为6300KVA、5000KVA两种其额定电流为364A，而在正常周期性负荷下实际检测的最大电流值已超过AT变额定电流值，AT变容量不足。第三款 各变电所的馈线流互变比均为800/5、600/5两种，通过对万吨列车运行馈线负荷的测试情况来看，馈线负荷电流值频繁超过800A、600A，说明馈线电流互感器已过负荷。第四款 变电所的母线均为LGJ240（载流能力600A）,馈线均为LGJ185（载流能力510A）,通过测试的负荷电流值来看，母线负荷电流值最大时可达到800A以上，馈线电流基本值经常达到600A以上，母线和馈线载流能力均已处于短时过负荷和长期满负荷运行状态，多处发现有母线T型线夹、过度线夹发热，母线断股问题。第二条 电压的问题第一款 进线电压问题：铁路技术管理规程第148条规定用户受电端供电电压允许偏差为：35KV及以上高压供电线路时，其电压正负偏差的绝对值之和不超过额定值的10（5%）；110KV母线相间电压额定值为63.5KV，而我们实际检测的结果如下：110KV母线相间电压最低时值为58.6KV，低于额定值63.5KV 7.7，同时测得110KV母线相间电压最高时值为70KV，最低电压58.6KV，电压正负偏差绝对值之和达额定值17.9，大大超过技规规定值。第二款 55KV母线和27.5KV末端电压的电压问题，设计说明书对55KV母线电压值要求不低于50KV，在铁路技术管理规程第142条规定，接触网最高工作电压为27.5KV，瞬时最大值不超过29KV，最低工作电压为20KV,非正常情况下不得低于19KV，同样我们实际检测得结果为55KV母线最低电压值为41KV，27.5KV最低电压值为18.37KV，从测试数据可以看出各所首端电压和线路末端电压已不能满足要求。第三条 各所力率的问题管内各变电所采用的电容补偿装置均为固定补偿，不能随负荷的变化而随时调节无功补偿功率，改造前欠补偿问题非常严重，各所主变压器的力率不断下降，不能保证功率因数达到90%以上。如湖东变电所力率已经下降到0.84，东城乡变电所的力率已经下降到0.77。第四条 电磁型继电器老化问题电磁型继电器接点粘连、压力不够、脱落、损坏，二极管击穿问题较多，继电保护经常出现拒动、误动时有发生。第五条 自偶变压器所保护存在缺陷问题 自偶变压器所的AT变压器由于重瓦斯保护动作、二次回路故障及其他外部原因造成AT地刀闭合线路接地，无法自动切除，故障处理延时太长。第六条 55KV/10KV动力变器供出的10KV电力电源的谐波含量大,电能质量差,电压波动大影响正常使用.第二节 接触网方面存在的问题第一条 风口地段接触网设备抗风能力差，在大风的情况下容易发生弓网故障。第二条 万吨列车和重载式组合列车后面的机车受前面列车影响且速度较快了望不便，过分相时不能及时发现“禁止双弓”、“断”、“合”标志，容易发生后面的机车过分相不断电烧坏分相的设备故障。第三条 铜接触线强度和导流能力不足，接触线断线故障较多。第四条 线岔处弓网故障率较高。第五条 大秦线LGJ-185型正馈线的允许持续载流能力为515A，TCG-110型接触线的允许持续载流能力为530A，目前已处于长期满负荷或过负荷运行状态下。在部分线条接头线夹、上网点、电连接等薄弱环节出现过热的现象，接触网传输能力已不能满足需要。第六条 隧道内的补偿装置由于转折点多，滑轮半径小，转动摩擦力大，转动不灵活，补偿性能差。第七条 吊弦是采用4.0镀锌铁线制成的环节吊弦，其环节绝大部分磨损严重，超过4.0铁线截面积的二分之一，吊弦环节处断开脱落经常发生，给正常的行车秩序带来了一定的干扰了。第八条 部分中锚绳松弛低于接触线的引发弓网故障。第九条 支持装置“V”型拉线滑移，反定位管低头，造成定位坡度不够长定位环打弓。第十条 跳线脱落，跳线针瓶脱落，与AF线距离不够放电（200MM）引起的跳闸故障；个别地段正馈线弛度、保护线弛度大，瞬间大风摆动时造成正馈线与地锚拉线的距离不够，AF线与PW线动态距离不够，引起断续性跳闸情况较多。第十一条 遂道正馈线与水平拉杆距离不够引起的跳闸；隧道内跳线弯卡膨胀螺栓预埋深度不够正馈线断线，跳线弯卡从洞顶脱落，跳线与正馈线搭在一起放电将正馈线烧断。第十二条 冬季因隧道的拱顶在接触网正上方结冰，与承力索、正馈线绝缘距离不够造成放电烧断线故障。第十三条 补偿装置及锚段关节处由于各类卡滞引发的弓网故障较多。第十四条 原接触网补偿的张力为3T系，且接触线的张力仅有1T。开行万吨列车后由于双机连挂并同时升弓且速度较快，接触线被抬升量加大，接触网的定位坡度接近1/7的临界状态时容易发生打弓故障（检修规程规定定位器坡度应在1/51/7的范围内），所以对接触线的弹性和定位坡度提出了更高的要求。线岔处的刮弓故障第三章、对大秦线牵引供电系统存在的几项主要问题的分析第一节 对接触网抗风能力差的原因分析由于近年来出现的沙尘暴，风口地段接触网的抗风能力明显不足，在狂风天气下线索摆动大，容易发生弓网故障。分析历年因风发生的弓网故障，发现绝大部分发生在中心锚节附近，和65m的大跨距内。可见缩小风口地段60m以上的大跨距以及对张力、接触网的稳定性进行改造是很有必要的。在大秦线一期部分区段，因狂风恶劣气候引发了多起接触网弓网故障，占全部弓网故障的绝大部分，特别是重车线的直线区段尤为突出，给运输生产带来了很大影响。2003年之前，虽然我们已对既有重车线的接触网设备采取了 “反定位支持装置加装防风角钢、部分反定位改为组合定位、将单拉线改为V型拉线”的防风改造措施，并取得了一定的效果，但仍不够完善。对于风负载大，跨距内接触线对受电弓中心线的受风偏移值，超过规定的最大许可水平偏移值的情况没有得到彻底遏制。如何进一步有效提高既有线路接触网设备的抗风能力，确保其在大风环境下安全可靠的运行，减少对运输的干扰，是对接触网进行设备改造中的一个重要课题，经过反复研究与探索我们发现了大秦一期管内接触网因风弓网故障几乎全部发生在65m大跨距和中心锚结前后的规律。本节根据原湖东供电段管内历年来弓网故障的特点，分析因风弓网故障规律及原因，探讨论述扩能改造中进一步完善接触网防风改造方案。1 原湖东供电段历年来因风引发的弓网故障统计及故障的特点日 期故 障 区 段设备特点1998年2 月28日大南魏辛庄堡重车线114118#刮弓跨距为65M3月4 日大南魏辛庄重车线102118#刮弓跨距为65M1999年7月30日沙城东北辛堡重车线194#204#刮弓中锚前一个跨距2000年2月6日阳原东城乡重车线890#892#刮弓跨距为65M4月4日东城乡化稍营重车线114#118#刮弓跨距为65M4月9日东城乡化稍营重车线60#62#刮弓跨距为65M2001年1月1日沙城东北辛堡重车线456#458#刮弓中锚后一个跨距3月14日东城乡化稍营重车线68#70#刮弓跨距为65M2002年2月7日阳原东城乡重车线468#470#刮弓中锚前一个跨距4月7日沙城东北辛堡重车线452#454#刮弓中锚前一个跨距6月2日阳原东城乡重车线418#420#刮弓中锚前一个跨距6月3日阳原东城乡重车线394#396#刮弓锚段关节6月5日阳原东城乡重车线618#6620#刮弓中锚前一个跨距1.1 以上弓网故障有三方面的特点（1）、当时均为大风天气。（2）、发生故障的区间均在重车线，且集中于四个区间的风口直线区段。其中阳原东城乡区间5件，东城乡化稍营区间3件，沙城东北辛堡区间3件，大南魏辛庄区间2件。管内其他风力较小的九个区段未因风发生过弓网故障。（3）、钻弓的位置靠近反定位前后，基本上都发生在中锚前后的一个跨距内和跨距为65M的大跨距内。1.2 从1998年以来到2002年各类型弓网故障所占的比例（1）、中心锚结前后一个跨距的地段发生弓网故障6件占46.16%，（2）、在跨距为65M的地段发生弓网故障6件占46.16%，（3）、其他地段发生2件占7.68%。1.3 2003年4月5日在沙城东涿鹿空车线#65M的跨距内发生一起因风刮弓故障。2 大风的环境下风口地段的接触网发生以下变化；2.1、 大秦线为东西走向，风季时风向为北风，即由重车线的田野侧向线路吹来，特别是由于路肩较高，沿地面吹来的狂风会沿路基斜坡向上吹，与上空吹来的风形成一定的涡流，进一步加大了风偏的位移，对重车线的影响较大。狂风时风力大，在风负载的作用下推动跨距内接触线对机车受电弓中心线的受风偏移值加大，严重时超过规定的偏移值500mm。2.2 由于反定位装置原来为单拉线，遇定位器有偏移时，接触线在风力的作用下推动定位器将定位管顶偏并上扬，接触线反定位拉出值增大，加剧跨距内接触线对受电弓中心线的偏移。2.3 由于受腕臂底座、水平拉杆底座的转动磨擦力的影响和腕臂偏移产生顺线路方向的分力的影响，使中心锚结附近张力下降弛度加大以及大跨距也是加剧风偏增大的重要原因。 2.4 大风情况下以上设备变化遇有电力机车通过时可能发生钻弓。目前我国所用受电弓最大允许的横向摆动为100mm,受电弓的总长度为1250 mm。当受电弓的摆向与接触线的摆向相反时更容易发生钻弓。 3 综合原因分析3.1 接触线偏移综合因素分析（1） 关于风偏的分析接触线的风偏取决于悬挂结构形式、线材参数、接触线的受力状态、风负载及拉出值等诸多因素。 大秦线接触网为全补偿简单链形悬挂，在风力的作用下接触线的风偏为 式中bj为风偏，；Pj为接触线单位长度风负载，N /m；Tj为接触线张力，取9.8N；l为跨距长度按大跨距,取65m；a为“之”字值，大秦线取200。由上式可知，接触线张力下降、风负载增加、拉出值增加、跨距加大，均可导致接触悬挂的对线路中心线的偏移值加大。当时，风偏最大，见附图1，则 图1 接触线风偏示意图 式中bjmax为跨距内最大风偏，；m为铜接触线当量系数为0.9；rj接触线水平面内的支柱挠度，一般取20。在计算最大风偏必须计算出接触线的风负载1，设计取风速v 35m/S ，但是由于近几年的沙尘暴实测风速可达40m/S； ar 为风速不均匀系数，取0.7；k 为风载体形系数，取1.25；d 为1102铜接触线直径，取12.34。 代入数据经计算Pj10.58 N/ m，bjmax552。从这一结果来看，由于沙尘暴产生的风速达40m/S，跨距内最大风偏已经超过设计规范500的规定，仅仅未超出机车受电弓的最大工作范围625的规定。 由式可知，当张力、跨距、风负载一定时，x 一定，且x 小于/2，按以上取值计算得x25.5 m，也就是说最大风偏发生在跨中与反定位之间。（2） 接触悬挂的张力误差造成偏移超限分析设计中接触线和承力索的最大张力差控制在10%的范围内，计算最大风偏时应考虑锚段中部接触线张力差的影响。由于气温变化时接触线的伸长和缩短，吊弦和定位器、支持装置会顺线路方向产生偏斜，因而造成各跨距的接触线张力不相等。特别是在中心锚结附近接触线的张力明显减小。当中心锚结处接触线的张力只有额定张力的90，这样就造成设计与实际最大风偏值的偏差。若中心锚界结两侧跨距按60m，则经计算中心锚界结两侧跨中实际最大风偏值bmax可达527mm。（3） 接触线拉出值的误差接触线在直线区段拉出值设计一般为200mm，允许误差30mm，当跨距内的两个定位点的拉出值都顺着风向出现了偏移误差，虽然都在允许误差范围之内，但是 30mm误差值再加上最大风偏值在65m大跨距已达582mm，在中锚附近可达557mm。3.2 机车偏移综合因素分析（1）、 机车受电弓横向位移因机车受电弓主要由底架、下臂杆、上框架、弓头滑板和传动风缸组成，其结构有多个关节存在，并非刚性连接，在一定的压力下特别是在高速行驶时，必将产生横向位移，按照机车的检修规定，弓头滑板横向摆动幅度最大不超过100mm，偏差一般取50mm。（2） 机车车体倾斜造成的偏位机车车体以前、后走行部上中心销所确定的连线为轴，相对于走行部产生偏转，主要由机车两侧橡胶弹簧变形量和液压减震系统工作情况等因素确定。如果接触线的导高为6000mm，以车体构架侧梁上平面(以韶山4型电力机车为例)距轨面高度为1180mm计算，则该平面距接触线高度为4820mm，当车体倾斜1时，其相对偏移量为 4820 tg 1*=84mm。由此可见机车车体的倾斜也将影响其受电弓与接触线之间的相对位置。（3） 车体与转向架之间的横动量一般机车车体相对于转向架的最大横动量为2030mm，高速机车为4070mm之间，在此按20mm考虑。综合上述，在大风下的情况下由于接触悬挂张力减小、拉出值顺风方向的误差、机车综合偏移等某几种情况叠加在一起，在65m大跨距和中心锚结附近接触网跨中接触线相对于机车受电弓中心线的偏移总量超过机车受电弓最大工作范围625 mm的情况极易发生， 必然会造成弓网故障，与大秦线接触网实际运营中发生弓网故障的情形相符合。除了自然因素和机车因素外，接触线拉出值的误差，张力误差等原因起了决定性的作用，因此在日常设备维修中，绝不能认为无关紧要，要加以重视。4 电力机车通过时接触线的抬高位移及振动分析4.1当受电弓抬升力作用在接触线时，接触线的抬高量式中的，h为接触线着力点处的升高，m;p为受电弓的抬升力,KN;为跨距长度，m;TC为承力索张力KN；TJ为接触线张力，KN.式中右边的第一项为受电弓上部吊弦受拉或受压状态下的抬高量h，第二项为在力p的作用范围内，由于吊弦松弛而产生的附加抬高增量 h，如图2。图2 承力索与接触线抬高量示意图接触线在受电弓抬升力和风偏的作用下，发生位移 实际上，由于反定位管与腕臂、定位器与反定位管之间的连接是活动的，在抬升力和风负载的作用下，将向上转动，发生的位移远大于D。4.2、由于接触网悬挂的导线高度的误差，导线存在起伏，受电弓弹簧系统的振动、机车车体的振动，以及风力等因素的作用，当电力机车以较高的速度受流时，接触悬挂产生振动，接触网的基频振动、低次谐波的振动大多发生在环境温度为-50，风速在5m/以上的情况，严重时振幅较大，上下的振动最大可达到1 m，容易造成导线断线、金具断裂、钻弓故障。同时当接触线坡度超限，存在起伏，受电弓以较高的速度从高到低过渡时，一方面使受电弓对接触线的抬升力加大，另一方面使接触线对受电弓反压力也加大，由于接触线“之”字形布置，所以接触线对受电弓反压力存在垂直线路方向的水平分力，加剧受电弓和接触线的横向晃动，容易造成受电弓支架的损坏，发生弓网故障。5 建议扩能改造采取的措施（1）、风口地段65m大跨距减少到50m，减小风偏。（2）、缩短锚段的长度，加大张力补偿，减小锚段的中部的张力差。（3）、采用平腕臂的支持装置结构，增强接触网的稳定性。（4)、在反定位处增设防风支撑。第二节 对分相绝缘器故障多发的原因分析分相绝缘器是电气化铁路设备中关键部件，且种类较多，其运行的优劣涉及到厂家、施工单位、运营管理单位等，众所周知，分相绝缘器在运行中有三个关键：一是绝缘水平；二是机械强度；三是满足受电弓平滑过渡。 运营实践证实，上述运用中的分相绝缘器的前两项机电性已逐步趋于完善，而第三项仍然存在问题，尚待进一步改进，分别简述如下。部颁接触网运营规程第89条规定：接触网绝缘部件的泄露距离一般地区不少于920mm，污秽地区不少于1200MM。由于分相绝缘器的主绝缘长度为1800MM，因此绝缘水平是满足要求的，由于受电弓通过分相接头时往往有不同程度的撞击，如果偶然忘记断开机车主断路器，对分相绝缘器主绝缘的端部会造成烧痕，但主绝缘发生闪络、击穿的现象从运行史来看很罕见。只有在高坡重载去段，电力机车通过时未断开主断路器，随后产生强大的电弧，将主绝缘器或上方的承力索瓷瓶烧毁，中断供电时间较长，酿成的后果较为严重，随着运量的上涨最大牵引电流逐步增大最高能达到上千安培，如分相处在弯道司机在了望信号的同时，尚需适时做断电操作，尤其夜间运行时，一旦忽略断电程序往往造成事故。所以分相位置的设置与安全运营休戚相关，原则上应符合下列几项规定（1） 满足供电计算，确保接触网末端电压水平，便于越区供电；（2） 闭开高坡地段，避免产生大的机车牵引电流；（3） 避免分相设置在弯道和进站信号机前面200m处以免机车停车时受电弓正好处于分相中性区内或操作不当带电过分相发生故障。 从分相绝缘器数十年的运营史看，分相绝缘器打碰受电弓已成为惯性故障，受电弓多次受到撞击，不但影响到滑板与几何形状，久而久之，往往导致更为严重的后果。分相处所造成打碰受电弓频繁，原因归终以下几点；（1） 由于分相绝缘器一般安装在距支柱7M处左右，三组分相绝缘器各种型号的自身重量大约在5.511Kg之间，加之正上方对应的瓷绝缘子一般采用四片防污形总重量达数十千克，这一较大的集中负荷往往使接触网的弹性变差。（2） 由于分相绝缘器安设于正线，承受较大的张力，与导线相连的接头结构较为复杂，尤其线索弯曲后要达到绝对的平滑有一定的难度。尤其在检调过程中工艺不过关较容易发生问题。在扩能改造施工调整中要采取以下措施1 在作业车或平台上要目测整段线路是否趋于平直三组分相绝缘器占据的30米的范围内有无下垂现象，然后调节吊弦长度进行调整，在接头线夹处用吊弦将该地点调节为略带微量的负弛度状态，可缓解打弓现象。2 将分相处的拉出值在保障行车安全的前提下适量放小，便于分相绝缘器的地面调整至与轨面连线相平行的状态，3 也可以用光棒或硅橡胶绝缘子代替瓷绝缘子，减轻重量改善接触网的弹性。 4 对于带消弧角的BF-1分相消弧角安装应平整，消弧角主要用于消除电力机车受电弓引发的电弧，通常消弧元件作为零配件单独进行组装，其4个消弧组件由于分别安装固定在绝缘器侧面的4个边角，根据绝缘器的安装要求“各绝消弧角在空间必须组成一个平面与线路平行”不能出现翘起和低头。 5 吊弦安装受力均匀，接触网在直线区段内承力索与接触线往往不在同一个垂面内，通常呈斜链形状，因此悬挂绝缘器的吊弦在绝缘器的左右两侧不等长，所以要受力均匀才能保证分相底平面与线路平行。 6 绝缘器安装高度要适当，接头要平顺，负驰度度适中。7 日常巡视检查的过程中要用望远镜观察过车情况，观察零部件的紧固状态，用绝缘清扫工具进行清扫，保证分相的绝缘性能。8 要使用消弧性能好，耐污能力强的新型分相。第三节 对机车烧断铜导线故障多发原因的分析 铜导线的物理性能简介：纯铜导线是传统的接触线产品，70、80年代在日本、苏联曾广泛应用。大秦线设计采用铜导线是由直径为1921mm的热扎铜杆或直径为25mm的铜杆冷加工制造。金属压力加工理论证明，冷加工使金属的晶粒被破碎拉长，晶界增多位错密度增高。金属冷加工后的组织处于热力学的亚稳定状态，因而具有一种向稳定状态转变软化的自发趋势，温度升高是促进这种转变的动力。接触线在使用过程中不可避免地要发热，因而会发生软化。这种软化使接触线的强韧性和耐磨性明显下降，因而抗事故能力和使用的寿命下降。TCG110铜接触线的短时高温拉断力特性曲线、软化后的拉断曲线及接触线通电电流与温度的关系如图1和图2表1，从图表中可以看出，TCG100铜导线综合拉断力为35.80KN，TCG110W为38.25 KN；当短时温度为25，拉断力为36.48KN，短时温度为400时拉断力为19.70KN，为25时的54%；当短时温度为500时，拉断力仅为12.10KN，为25时的33%。110及85型铜导线熔化点为1083，接触线的补偿张力分别为10.0KN、8.5KN。图1：短时高温拉断力特性线 型 接触线温度（ ） 通电电流200A、60min 随后通电电流1000A、5min TCJ100 36.5 150.0 表一 接触线温度与通电电流的关系图2：软化后拉断力特性弧光短路和导线断线物理过程剖析综合以往铜导线断线特征和铜线的物理性能，大秦线的断线故障大部分为弓网间弧光短路造成，那么弧光短路是由于什么原因引起的，发生弧光短路又为何能使接触线断线？（1） 弧光放电是一种气体放电现象，弧区能量集中、亮度大、温度高，通常可达到几千度到一万度以上，而且弧光自持放电功能很强，只要很低的电压就能维持弧光稳定燃烧而不熄灭。试验结果表面大气中的电弧场强只要1530V/cm就可以了，所以，在高场强作用下或带电体距地绝缘距离不足时（中国为300mm，IEC标准为220mm）空气将被击穿，形成弧光放电。电弧一旦形成，将对载流导体形成巨大危害。（2） 弓网间拉弧构成的非金属性接地短路与导线断线物理过程。电弧理论指出，弧光放电是一个相当复杂的暂态过程，即使是在实验室中，当电弧稳定燃烧时，弧区介质状态、电弧电位梯度、电流大小都在瞬息变化着，完全处在一个动态的过度过程之中。分析和试验表明，电弧阻抗主要是电阻性的，因此常称为过度电阻在电弧理论中由简化模型推出的电弧动态方程为： 式中Rh为电弧电阻，t为时间，Q为弧柱内积存的热量，P为电弧功率，N为电弧散热功率。从上式可以看出电弧电阻随时间变化呈动态变化，它与Q、P、N有关而Q、P、N又随弧光放电的电流、温度、弧区截面积的变化而变化。弧光短路点的过渡电阻Rh将影响电流值、电压值以及电流和电压的相位值。由于过渡电阻的存在，弓网间弧光放电构成非金属性短路，其短路电流为：Zd由接触网阻抗、接地电阻、过渡电阻决定，Zd越大，Id越小。现以1994年11月24日茶坞站5道7375#断线故障为例做假定计算：假设茶坞开闭所值班员当时观察到到的500A馈线电流全部向故障点供给，那么，Rh50*=27.5。依此电弧电阻值Rh和电力系统、设计给定值进行短路计算，等值回路如图3所示：27.5KVR+jXRb图3：等值回路图短路回路总阻抗Zd=Z+ Rh+r为地电阻及受电弓弓板电阻之和。 经计算，其短路电流数值在700-990A之间，与瞬时最大负荷电流的设计值相接近。 鉴于目前的技术现状，很难对运行中的电力设备的全部接地故障（金属或非金属）给予定量分析，但通过上述定性分析和假定计算，大秦线接触线断线故障的直接诱因是弓网间的非金属性弧光短路。该现象由下述原因所引发： （1） 机车自身存在先天性设计和制造缺陷，造成运行中受电弓与接触线若接若离（见1995年7月21日大同铁道报第四版关于改进SS3机车车顶门及行程开关的建议）； （2） 由于机车操作系统连锁失控，运行中带负荷升降受电弓： （3） 受电弓传动风缸压力低于规定值（37.5N/cm），在运行状态下造成受电弓离线： （4） 机车车顶在接地情况下升弓； （5） 接触网导线高度严重超标（6580mm）；基于上述原因，由于国产SS1、SS3、SS4机车受电弓跟随特性较差，当车顶发生接地故障或司机在车顶接地的情况下升弓以及带负荷升弓时，空气间隙达到一定数值后（实验室试验数据：当室温20、湿度为标准湿度时，空气间隙为150mm，该数值与空气温度、湿度、污染程度等外界因素有关），接触线开始对受电弓放电，在期间形成电弧，构成非金属性接地。由于站场及机务段内运行的机车车速相对较慢，处于启动状态（静止）的机车又相对集中，当弧光短路发生时，接触线表面产生温度积累，表面温度骤然升高（电弧温度达300010000）由前述原因，弧光短路电流接近设计瞬时最大负荷电流，未达到保护动作值，因此，变电所或开闭所不能立即跳闸。当导线局部温度达到或超过其软化温度时（190）时抗拉强度显著降低，在10.0kn（110型导线）或（100型导线）补偿张力的作用下，迅速伸长、缩颈、断列，从而导致接触线断线故障的发生。 从历年接触线断线现场了解到的情况，大秦线铜接触线断线故障的直接诱因是机车车况不良（如绝缘状态不良或受电弓状态不良）或司机操作不当，作为防止事故范围扩大手段的继电保护存在设计缺陷为间接原因，而铜导线自身存在机械强度低软化性能差是其间接原因。实践证明弓网间的弧光短路极易发生在机务段和到发场内，一旦发生影响较大。为了防止该类故障发生应采取以下措施（1） 增强导线的机械强度。（2） 导线平顺无硬点，减少磨耗。（3） 机务部门应在改善受电弓特性强化检修，提高车顶绝缘水平及减少误操作加大投入力度，车况不良禁止上线。（4） 纯铜接触线断线故障的发生，其主要原因该种线材机械强度低，尤其是高温及软化后的强度显著下降，大电流过负荷能力差，在扩能改造应用高强度大截面的合金铜代替。第四节 接触网线岔处故障多发的原因分析 线岔是接触网的一个重要组成部分，被供电部门列为关键设备，其主要原因是因为那里发生的事故较多，所以主管供电的各级部门都对其质量要求极严，但是在线岔处发生弓网故障时，有关部门往往不做深入研究，而仅仅局限于测量线岔的几个几何尺寸是否超过标准及其允许的误差，用以判定事故的责任。从而显示了线岔标准的神圣性，然而实际上有时线岔的几何尺寸都符合标准，却发生了弓网故障，当然更多的时候是线岔的有关数据出现超标却末发生弓网事故，这就不得不令人思考制定线岔标准的依据是什么?这些标准是否合理?要了解这些问题，还得从线岔的通车条件说起。1 通车条件的概念 所谓线岔的通车条件，就是指能确保列车顺利地通过线岔所必须满足的最低条件。而标准条件是指在满足通车条件的基础上给予一定的裕度或者说安全系数)并同时考虑美观、对称、便于测量等因素而规定的一个人为标准。所以在制定这些标准及接触网事故枪修时就必须掌握通车条件。只有深刻理解了通车条件的含义后，才能很好地制定、修改有关技术标准，很好地制定事故抢修方案，尽量避免事故的发生，尽量减少事故停时。2 线岔的通车条件与技术标准2.1 线岔始触区域内不得有任何线夹 所谓始触点是指受电弓在进入线岔时刚好同时接触两接触线时的点。根据这个定义，受电弓分别从两股道进入线岔时的始触点是不一样的。当受电弓从某股道进入线岔时，由于受电弓在运行时允许有一定的横向摆动，因此始触点不可能为一个点，而是一个区域。同理，当受电弓从另一股道进入线岔时将同样存在另一个区域。这两个区域内的任何一个点，都可能是始触点。因此称这两个区域的和区域(或者叫“或区域”)为始触区域。为了确保在始触点处不因接触网线夹与受电弓倒角发生碰撞而发生弓网事故，因此要求始触区域内不得有任何线夹。 目前我国所用受电弓最大允许的横向摆动为100mm，受电弓的总工作长度为1.25m(图1)。 当受电弓从A股道进入线岔时，假设受电弓向B股道摆动达到最大值时的始触点为D，则D点相对于A股道来说，其偏移值(或拉出值)应为725mm。同理，受电弓向A股道左侧摆动达到最大值时的始触点为C，则该点相对于A股道的偏移值(拉出值)应为525mm。很明显，从C点到D点所形成的区域就是A股道进车时的始触区域。同理，从E点到F点所形成的区域就是B股道进车时所形成的始触区域。从C点到F点就是这两个区域的和区域，这个区域内不应有任何线夹。 为满足这一条件，较早执行的技术标准为两接触线交叉后相距500mm以内不得有任何线夹。在执行过程中由于该区域并没有包含整个始触区域，所以常常发生事故。后来，某些分局自行规定：要求两接触线交叉后相距800mm以内不得有任何线夹，初看起来似乎覆盖了整个始触区域。实际上如前面分析，用两接触线的距离去确定始触区是不恰当的。而郑州铁路局全面实行状态修后制定了专门的执行细则，细则规定两工作支中任一工作支的垂直投影距另一股道线路中心500800mm的范围内不得有任何线夹，显然这个规定更切合实际。2.2 始触点处接触线的位置 由于始触区域的每个点都可能是始触点，为了便于受电弓平滑过渡，因此该区域内两接触线应该水平。而岔心处两接触线必须有高差(一条接触线在另一条接触线上面)。所以必须在始触区域以外完成从有高差到无高差的过渡。对于图1而言，从C点到F点的这个区域，两接触线都应该水平。而881部令规定，两接触线交叉相距500mm处，其距轨面的高度应保持相等，高差不得超过10 mm；郑州铁路局的新规定是两接触线相距500mm处，当两支均为工作支时，正线线岔侧线接触线比正线接触线高20mm，侧线线岔两接触线等高。可见均是针对两接触线相距500mm处而规定的。在图1中，如果某一股道的接触线与受电弓中心重合时，这规定无疑是正确的。因为这时的始触区域大致为两接触线相距525725 mm的区域。然而对于标准线岔而言，某一股道的接触线与受电弓中心重合的可能性几乎汉有。这样两接触线相距500mm的处所是否在始触区域内，是较难确定的。所以这一规定是否合适，就值得考虑。 关于非工作支抬高问题，主要考虑在始触区域内不得有任何线夹时，而线岔处又必须安装的一些线夹(如：电气连接线夹)就可能安装在非工作区内。所以此时要求非工作支应有抬高。 881部令规定两接触线交叉为500mm处，非工作支应抬高50mm。按这个规定，很多站段都将电连接线夹装在500mm附近。而由于是非工作支，加之又有抬高，该接触线不可能碰到受电弓，所以线夹总是装得东倒西歪。结果常常发生由于受电弓碰到非工作支上的线夹而造成弓网事故。这是因为受电弓的最大允许抬升量也是50mm。所以当受电弓抬升量较大时，是完全可能碰到非工作支的。后来某些站段自行规定在两接触线交叉500mm处非工作支抬高80100mm。而郑州铁路局的执行细则中也改成抬高为80mm。2.3 任何处所的拉出值及偏移值不得超过规定 对于这一要求而言，除线岔定位点处以外，最主要的就是要考虑岔心的位置。即必须保证任意股道进车时，其接触线的偏移值(拉出值)不得超过规定。了解这一点对事故抢修特别重要，因为根据“先通后复，先通一线”的事故抢修原则，发生事故时只要满足通车条件就可以先送电通车，而不必急于将岔心调整到标准条件。 假设某线岔岔心投影在道岔导曲线两内轨相距880mm且距某轨为350mm(见图2)，首先看A股道进车时岔心C点的拉出值。如果A股道没有超高的话(如果有超高就必须考虑超高的影响)，拉出值应为720-350=370mm，显然满足要求，同理，当B股道进车时，C点对于B股道，其拉出值就应为720(880350)=190mm，也满足要求。说明这个岔心位置完全可以满足通车条件。而该线岔绝对不符合线岔的技术标准的，因为881部令规定单开道岔岔心应在道岔导曲线两内轨相距630760mm的横向中间位置处，误差不得超过20mm。有的供电部门细则也规定为单开道岔岔心应在道岔导曲线两内轨相距630800mm的横向中间位置，横向允许偏差为50mm。所以在事故抢修时不要一味地强调标准，而更应该多考虑通车条件。同时在制定标准时也应多考虑通车条件。 2.4 限制管不得出现卡滞现象 关于这一项要求，主要是要确保限制管内两接触线应能自由伸缩。可分为三个方面理解：(1)两接触线在限制管内应有一定的间隙；(2)限制管应装在距中心锚结最近的那条接触线上，以便使限制管的移动量达到最小；(3)不同温度时限制管内接触线交叉点的位置应该有所不同，并且应保证在任意温度时，接触线的交叉点都不得在限制管的边缘。 规章对这一要求的规定与上述条件几乎相同，只不过更加数字化，如：间隙规定为13mm。 通过对线岔的通车条件与技术标准的详细叙述，在日常的设备管理过程中在注重技术标准的同时，还应尽可能地多了解一些有关通车条件的知识，因为通车条件是制定技术标准的基础。同时也是事故抢修时送电通车的主要依据。B股道貌岸然A股道880B道接触线A道接触线350C图2 岔心相对于的股道钢轨位置图 第四章、扩能改造的总体设计方案扩能改造前设计部门与多次我们设备管理单位进行沟通,调查摸底，广泛征求意见，我们针对牵引供电系统变电所、接触网方面存在的问题提出了相应改造建议，绝大部分的到了采纳实施。第一节 牵引变电所改造方案湖东东井集东城乡涿鹿沙城东75MVA63MVA75MVA63MVA50MVA6.117.2韩家岭大同南15.0大同县分区亭14.218.8养老洼AT所10.516.9阳原AT所井儿沟分区亭14.211.025.1化稍营AT所下沙沟AT所王家湾分区亭1517站庄AT所1817.316.3温泉屯分区亭北辛堡分区亭延庆下庄木林翠屏山夏庄子75MVA63MVA75MVA75MVA63MVA25.4北辛堡分区亭22.5铁炉分区亭24.821.2茶坞分区亭22.019.018.8AT所大石庄分区亭30.422.924.725.7温泉屯分区亭粳子峪迁西迁安北抚宁北秦皇岛63MVA50MVA63MVA40MVA16.7粳子峪分区亭21.9罗家屯分区亭21.817.1卢龙分区亭29.514.015.0AT所西张庄分区亭9.615.5秦港分区亭新增变电所1 牵引网供电方式仍然采用AT供电方式。第一条 设计改造原则1、牵引网供电方式仍然采用AT供电方式。2 接触网上下行同相单边供电。正常情况下，上下行接触网在牵引变电所、开闭所、AT所、分区所处并联。3 既有变电所无功电容补偿装置设施不变，新增牵引变电所无功电容补偿装置容量适当设置。第二条 牵引变电所、开闭所、分区所分布方案全线新建5座牵引变电所,改造9个既有牵引变电所。全线改建10个分区所,改造5个既有分区所。全线新建5个AT所,改建2个AT所,改造7个既有AT所。第三条 主接线方式及主变容量1、主接线（1）新建牵引变电所主接线牵引变电所主变压器采用固定备用方式，主变压器采用斯柯特接线。改变运行方式的隔离开关均采用电动操动机构，其他隔离开关采用手动操动机构。牵引变电所55KV母线上设置55/0.4KV，容量63KVA逆斯柯特自用电变压器一台。在牵引变电所内设三相10/0.4KV，容量63KVA所用变一台。（2）既有牵引变电所改造主接线湖东变电所增加2条直馈线，（供新建空、重车场）。涿鹿变电所主变压器由原十字交叉接线改为斯柯特接线。增加4台自耦变压器。（3）AT所主接线在自耦变压器和三级电动隔离开关（原为手动）之间的T线上设单级快速接地开关一台。(4)为在AT所实现上下行并联供电，在两回进线间设断路器和电流互感器。第四条 继电保护及自动装置原则变电所按无人值班有人值守设计（按4人值守考虑）；分区亭、开闭所、AT所按造无人值班无人值守设计。在变电所、分区亭、开闭所、AT所内设置全所综合自动化系统。牵引变电所设置所内集中监控设备，实现对综合自动化系统设备的调试、维护、集中监控等功能。通过变电所、分区亭、开闭所、AT所综合自动化系统间通信实现AT变压器故障自解列。段部设置复示终端。第五条 设备选择（1）牵引变压器采用斯柯特变压器（新建变电所）。（2）自耦变压器采用油浸自冷式自耦变压器。（3）电容补偿装置采用密集式电容器组空芯式电抗器。感抗等于容抗的12%，M、T座各设一组电容补偿装置。（4）110kv断路器采用性能可靠的柱式SF6断路器，弹簧储能操动机构。额定电压110kv，额定电流1250A。（5）55/27.5kv断路器采用性能可靠的柱式双极真空断路器，弹簧储能操动机构。额定电压55kv，额定电流1600A。（6）隔离开关，改变运行方式的的隔离开关采用性能可靠的隔离开关。（7）电压互感器每段55kv母线上各设一台电压互感器，采用绕线式互感器。（8）电流互感器采用油浸式电流互感器。（9）自用变压器采用一台三相10/0.4KV，容量63KVA和一台55/0.4KV，容量63KVA油浸式变压器。（10）避雷器采用氧化锌避雷器。第二节 接触网方面改造方案第一条 为了适应重载2万吨的运输能力，提高接触网运行稳定性，建议将现有60-65米的大跨距缩短为不超过55米的小跨距，风口地段可再适当缩短跨距，若增加支柱一定增加93支柱，可用于任何类型支柱使用。第二条 为了提高导电性能和机械强度，建议将现有接触线全部更换为铜镁合金导线。第三条 为了改变现有隧道内外补偿张力不平衡的状况， 建议隧道内外锚段分开设置，如长大隧道不能设置