大连地铁投运对电网侧电能质量的影响

王 晛

(福州大学电气工程及其自动化学院，福建 福州 350108)

1 谐波分析与治理措施

1.1 谐波来源

地铁供电系统中的波形畸变主要来源于车辆牵引供电的整流逆变装置和车站辅助供电系统的变频装置［1］。采用IGBT元件构成的主逆变器、三相鼠笼式异步电机、用于驱动电机的调频调压控制器都会产生谐波，机车的辅助电机、空调和通风系统、照明、控制监视诊断系统、蓄电池等用电电源，都由机车的辅助静止逆变器提供，辅助逆变器是典型的非线性器件，通过接触网和降压站换流器向电网反馈谐波。但因列车装有车载滤波装置，能有效滤除逆变过程及牵引电机产生的谐波，因此，整流过程产生的谐波是主要因素。但降压变向非线性用电设备供电产生的谐波不能忽视。

1.2 主要谐波特征

地铁采用24脉波整流。理论上讲，整流机组直流侧主要含24次脉动电压，交流35 kV侧主要含23次、25次谐波电流，低次谐波电流如5次、7次大幅度降低。2台整流机组产生的11次、13次谐波因大小相等方向相反，互相抵消，因此，35 kV侧11次、13次谐波也将被削弱。根据上海地铁统计数据及实测值，5次、7次谐波电流占基波电流的2.6%、1.6%，11次、13次谐波也比12脉波整流减少80%以上，这就从源头减少了谐波含量。但实际上由于电网电压不对称和整流变压器三相阻抗不对称等非理想因素，不可避免产生非特征次谐波，在交流35 kV侧也将产生5次、7次、11次、13次谐波。杭州地铁采用12相24脉波整流，但交流侧的5次、7次、11次谐波仍很大，正常运行方式下5次谐波电流达到3%，检修方式下达到6.5%，24脉波整流依然存在问题，地铁轻负荷与重负荷下的谐波有差异，近期负荷与远期负荷相差也很大，在远期客流量很大的时候，谐波仍较严重，仍有造成公共电网电能质量劣化的可能。

1.3 注入电网的谐波电流估算

整流机组产生的23次、25次谐波主要与整流机组制造技术有关，根据该机组供应方提供的数据，1个2×3 300 kVA牵引换流组合最大有功功率平均为7 MW，变压器负荷率约77%，其电网侧23次谐波电流含量最大，占基波电流的2.3%，25次谐波电流占基波电流的2.1%，其他各次谐波含量由大到小依次为5次、7次、11次、13次。低压用电设备中，照明系统、荧光灯 (使用电子整流器)主要产生3次谐波;EPS电源屏、通风空调、电扶梯主要产生5次、7次谐波［2］。因为降压变采用YND11接线，负荷侧采用角形接线，避免了负荷侧产生的3及其整数倍谐波进入电力系统。而5次、7次谐波通过主变电站进入电力系统。因此，应考虑非特征谐波电流和动力照明负荷产生的5次、7次谐波电流造成的影响，5次、7次谐波电流分别占基波电流的2.6%、1.6%［3］。

1.4 仿真模型

在远期高峰小时负荷及系统最大运行方式下，进行谐波电流计算。

大连地铁1号、2号线工程搭建的整流变压器谐波模块及降压变负荷模块如图1、图2所示。

分别对正常运行方式、单台线变组解列、整座变电站解列3种运行方式进行仿真分析。仿真时假设远期1号线东港广场牵引站故障退出运行，由东海公园牵引站和胜利广场牵引站越区供电，分别取最大负荷的25%、50%、75%、100%进行仿真，由仿真结果可以看出，随牵引负荷的增大，66 kV侧等效干扰电流相应增大，负荷变化对66 kV侧电压总谐波畸变率影响基本呈线性关系。因此，在远期高峰小时下，地铁产生谐波含量可能达到最大值，经计算66 kV侧电压总谐波畸变率最大值略超出国标允许值3.0%［4］，因此，建议初期在主变电站低压侧35 kV母线预留滤波装置位置，远期安装滤波装置。

1.5 谐波治理方案

a． 方案一

远期在35 kV侧装1.5 Mvar、35 kV、240 Hz，1.5 Mvar、35 kV、600 Hz调谐滤波电路，所设的5次、11次滤波装置能有效抑制7次、13次等邻近谐波。

b． 方案二

每套滤波装置由4组单调谐滤波器组成［5］:1组5次单调谐滤波器、1组7次单调谐滤波器、1组11/13次单调谐滤波器 (仿真结果显示没有超标，但考虑到11次、13次谐波经电缆放大程度较大，建议根据实际情况选择是否安装)，1组23/25次单调谐滤波器。每组单调谐滤波器用于吸收单一次数谐波。

2 无功补偿

2.1 66 kV侧功率因数计算

通过ETAP软件仿真预测66 kV侧功率因数。仿真时，动力负荷功率因数设为0.75，照明负荷功率因数为0.83左右，牵引负荷设为0.95。仿真结果 (初期)显示泉水路主所66 kV侧功率因数为0.93，张前路主所为0.93，学苑广场主所为0.92。为证明仿真结论具有可参照性，进行验证。

运行初期，根据地铁供电系统需要供电部门提供的日有功电度p∑与日无功电度q∑，计算出1号、2号线主变电站66 kV侧初期日平均功率因数为

式中 PT——全线牵引负荷;

cosφT——牵引负荷平均功率因数;

PD——全线动力照明负荷;

cosφD——动力照明负荷功率因数;

PS——供电网络负载损耗;

PS0——供电网络空载损耗;

QL——电力电缆充电功率。

近期牵引负荷为初期牵引负荷的1.1～1.2倍，远期牵引负荷为近期牵引负荷的1.2～1.5倍［5］。由铁三院提供的负荷数据代入式 (1)进行计算，得出初期、近期、远期主变66 kV侧功率因数都在0.9以上，与仿真结果吻合。

降压变压器的实际负荷率低于设计值。牵引负荷的增长与预期客流的增长密切相关，目前广州地铁1号、2号线的客流增长低于预测值［6］。假设大连地铁运营情况与广州地铁相同，由于PT、PD比预测值小，由式 (1)得出实际功率因数大于预测值。实际上，若用电负荷低于预测值10%以上，则66 kV侧的功率因数将大于0.97～0.98;若用电负荷低于预测值50%以上，则66 kV侧功率因数接近1［7］，若此时再进行无功补偿，供电网络66 kV侧功率因数可能变为超前的功率因数，降到0.4左右，将受到供电部门处罚。根据现行电费收费方案，提高功率因数可减少电费开支，由此产生的经济效益很显著。功率因数不能过补，不补又不经济，因此有必要在不发生过补偿的前提下，提高动力照明负荷低压侧功率因数。假设牵引负荷的功率因数保持稳定 (为0.95)，则低压侧动力照明负荷的功率因数存在一个临界功率因数cosφDL，使地铁供电网络110 kV侧的功率因数为1。

以1号、2号线初步设计的用电负荷量为参考，分析动力照明负荷临界功率因数cosφDL随用电量变化规律，得出用电量越低 (牵引负荷越小)，动力照明负荷的临界功率因数越低。根据电缆供应方和铁三院提供的数据计算得出，高压电缆充电功率约为24 779 kvar，动力照明负荷日平均需用功率约为47 269 kW，当牵引负荷PT取0时，可得出cosφDL最小计算值为0.88，若此时将动力照明负荷功率因数补偿至0.9以上，则高压66 kV则将出现过补偿。

从技术经济角度出发，兼顾设备投资与投资回报 (少缴纳电费)，设计无功补偿方案，使低压侧动力照明负荷功率因数处在一个较合理的水平(平均功率因数控制在0.8以上)。

2.2 补偿方案

2.2.1 无源滤波器滤波与静态无功补偿结合

远期负荷下，在3个主变电站的35 kV母线处集中使用调谐滤波电路，用于滤除谐波。在每个牵引降压混合变电站和降压变电站的0.4 kV母线处使用失谐设定的滤波电路，用于补偿无功功率［8］。失谐的滤波电路对含有高次谐波的35 kV电网起阻隔作用，避免35 kV电网高次谐波侵入0.4 kV母线，影响各车站电气设备与补偿设备的安全经济运行。在补偿电容器前串接扼流线圈 (扼流作用率P取7%)，构成LC串联谐振电路，使谐振频率低于第5次谐波。

采用传统的改善方案具有投资少、效率高、结构简单、维护方便等优点，但补偿功率不可调。当多列车同时启动运行时及在2个整流变空隙间滑过时会产生有功冲击，使66 kV侧功率因数产生一定的波动，波动范围为0.8～1［9］，补偿无功不能随功率因数变化实时调节。

2.2.2 静止无功功率发生器SVG

SVG具有动态连续平滑补偿功能，更快响应速度抑制电压波动、闪变列车启动及在2个整流变空隙间滑过时产生有功冲击;可以补偿冲击性负荷;具有有源滤波功能;抑制三相不平衡功能。

电力机车牵引负荷是三相不平衡负荷，高压电缆、变压器等输配电设备三相阻抗不可能做到三相完全平衡，这将导致电网电压不平衡。SVG能快速补偿由于三相不平衡引起的负序电流，保证输入电网三相电流平衡，但SVG造价高。

目前我国地铁变电站绝大部分采用固定并联电容补偿模式，但存在投切不及时、无功补偿效果不好、投切时易出现很高的过电压，导致严重的供电故障［10］。要从根本上解决问题，最好的方法是采用性能优良的动态无功补偿装置。

2.3 新的补偿方案

从补偿效果和经济性考虑，采取动态无功补偿(SVG或SVC)与静态补偿 (并联电容补偿、并联电抗补偿)相结合，分区集中补偿与集中补偿相结合的补偿方式。

分区集中补偿用并联电抗器来补偿35 kV电缆的充电无功功率，在主变电站35 kV母线安装SVG与并联电容器补偿66 kV电缆充电无功功率和变压器无功功率。

2.3.1 分区集中补偿

分区集中补偿电抗器容量应满足:

QL=QC12－QS12－Qd

式中 QL——并联电抗器总补偿容量;

QC12——35 kV电缆充电功率;

QS12——35 kV电缆无功损耗;

Qd——末端无功负荷 (一般为感性负荷)［11］。

大连地铁2号线分区1并联电抗器补偿容量:

由此可见，末端负荷是决定补偿容量的关键。负荷越小，需要补偿的感性无功越多，因此，总补偿容量应根据夜间休车时段低谷负荷决定。休车时段，QS12可忽略不计，牵引功率Pd1为0，动力照明负荷Sd2按15%正常负荷计算Sd2=419.5 kvar，则QL=Qc12－Qs12min－Qdmin=499.8－419.5=80.2 kvar。建议在分区1设补偿容量为80.2 kvar的并联电抗器。其他分区补偿容量计算方法相同。

2.3.2 集中补偿

动态无功补偿装置容量应满足:

式中 QC34——66 kV电缆充电无功功率，可视为定值;

QS34——66 kV电缆无功损耗，很小可以忽略;

QT——主变压器的无功损耗。

QT随负荷量变化而变化，因此，补偿装置容量范围为

Qc34－Qs34max－QTmax＜QB＜Qc34－Qs34min－QT34min

按70%正常负荷率，主变损耗为

QTmax=(Ukβ2+I0) ×Se=(10.5% ×0.72+0.7%)×100×103=5 845 kvar

QTmin=I0×Se=0.7%×100×103=700 kvar

则－3 629 kvar≤QB≤1 516 kvar，即2号线泉水路主变电站35 kV侧日间需补偿3 629 kvar容性无功功率，夜间休车时段需补偿1 516 kvar感性无功功率。为节约成本，建议集中补偿采用并联补偿电容器+SVG方式，其中并联补偿电容器安装容量为2 100 kvar，SVG安装容量为1 600 kvar。

3 结束语

运营初期，大连地铁1号、2号线供电系统66 kV侧的自然功率因数大于0.9，处于比较合理水平。考虑到地铁用电负荷增长的滞后性及无功补偿装置投入对供电系统运行的负面影响、补偿装置使用寿命 (8～10年)等因素，1号、2号线供电系统低压侧在运营初期可不进行无功补偿，但应在车站变电站预留无功补偿装置的安装位置，以备在负荷增长和供电部门电费政策变化，从技术经济角度全面权衡，决定是否需要无功补偿［3］。

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