一种混合型电气化铁道电能质量综合治理系统及其容量分析

2014-09-26张志文胡斯佳罗隆福陈明飞

电力自动化设备 2014年12期

张志文，王丹，胡斯佳，罗隆福，陈明飞

（湖南大学电气与信息工程学院，湖南长沙 410082）

0 引言

随着我国电力机车不断朝高速、重载方向发展，由牵引网造成的公共电力系统的负序、无功和谐波显著增加，严重威胁电网的安全稳定运行，引起了铁路及电力运营商的广泛关注。考虑到经济性，我国牵引变电所三相进线普遍采用相序轮换技术，但对于山区等电网相对薄弱地区的牵引变电所，该方法仍难以满足国家标准对电能质量所提出的要求[1-3]。平衡牵引变压器以其较好的负序抑制能力在我国牵引供电系统中得到了广泛应用，但该优异特性受负载影响较大，两相负荷越不平衡其抑制负序的能力越差[4-5]。在两相牵引馈线安装SVC能对无功和谐波进行补偿，但对负序的抑制效果有限，而且在占用较大安装空间的同时，易与系统阻抗产生谐振[6-8]。

针对上述方法的不足，国内外同行提出了多种基于大功率全控型功率器件的有源解决方案[9-18]。其中，日本学者Mochinaga Y所提出的铁路功率调节器RPC（Railway static Power Conditioner）以其优异治理效果和通用性受到了大家的广泛关注，但较高的补偿容量和投资成本限制了它的进一步推广，自1993年提出至今，仅在国内外少数牵引变电所投入了实际应用[15-17]。鉴于此，提出一种适用于我国国情且具有较高性价比的电气化铁道电能质量综合治理系统成为了目前亟需解决的重要课题。

基于上述背景，针对目前在我国广泛使用的以平衡变压器作为主变的牵引变电所，本文提出了一种混合型电气化铁道电能质量综合治理系统H-RPQIS（Hybrid Railway Power Quality Improvement System）。该系统将RPC中与牵引网相连的纯耦合电感，替换成了电感、电容相串联的LC耦合支路。在不改变原有检测、控制方法的前提下获得了大幅降低系统中逆变器补偿容量的优越性能。本文将对系统的补偿原理和逆变器的端口电压特性进行详细分析，给出LC耦合支路最优阻抗的设计方法，并基于某牵引变电站的实测数据进行仿真研究，以验证本系统补偿和节容效果的有效性。

1 H-RPQIS的拓扑结构

H-RPQIS的拓扑结构如图1所示。其中，主变为目前我国牵引变电所应用十分广泛的阻抗匹配平衡变，背靠背单相逆变器经LC耦合电抗和降压变压器与牵引网相连（若逆变器采用多个小功率H桥级联的多电平结构，可省去降压变压器）。通过控制逆变器各自端口的输出电压，能对两相馈线的有功进行重新分配，并独立补偿各相的无功和谐波，故该系统能有效应对牵引变电所的各种电能质量问题。

2 H-RPQIS的补偿原理

补偿原理如图2所示。其核心是通过H-RPQIS将α、β相负载有功电流之差的一半（即图中的）从重载相（β相）转移至轻载相（α相），并补偿各相的无功和谐波，最终将主变两相出口的馈线电流从IαL、IβL校正为 Iα、Iβ。其检测和控制方法和RPC完全相同[18]，此处不再赘述。

图1 H-RPQIS的拓扑结构Fig.1 Topology of H-RPQIS

图2 H-RPQIS的补偿原理Fig.2 Compensation principle of H-RPQIS

3 容量分析

本节将对H-RPQIS与RPC的补偿容量进行分析，以此说明本系统的优势。为方便讨论，作如下假设：由于α、β相的分析相同，下面以α相作为研究对象；不考虑变压器变比的影响。

图3 等效电路Fig.3 Equivalent circuit

图3为两系统α相的等效电路图。其中，Uα为主变α相端口电压；Iα为α相供电臂电流；IαL为α相负载电流；Iαc为综合补偿电流。在图3（a）的H-RPQIS等效电路中，ULCα为 LC 耦合支路的电压降，ULCαc为α相逆变器端口电压，XLCα为LC耦合电抗；在图3（b）的RPC等效电路中，ULα为L耦合支路的电压降，ULαc为其α相逆变器端口电压，XLα为L耦合电抗。

由图3及补偿原理易得如图4所示的相量图。

图4 相量图Fig.4 Phasor diagram

令α相和β相负载的功率因数分别为λ1=cosθ1、λ2=cos θ2，并假设，由图 4易得逆变器端口电压：

将式（1）、（2）转化为标幺值，可得：

其中，基值为 UB=Uα、IB=Iαc。

在ε=1.2的情况下（ε可取两相负载电流的平均值之比），可以绘制出如图5所示的端口电压三维曲面。

从图5（a）可知，无论λ1取何值，都有一个最优阻抗值使得H-RPQIS的α相逆变器的端口电压 ULCαc*达到最小，且都小于 1。从图 5（b）可观察到，当 λ1一定时，随着阻抗值的增大，RPC 的α相逆变器的端口电压ULαc*亦线性增大，且都大于1。

图5 电压三维坐标图Fig.5 3-D plots of port voltage

由式（1）、（2）容易计算得到两系统α相逆变器的补偿容量为：

其中，SLCαc为H-RPQIS的α相逆变器的补偿容量；SLαc为RPC的α相逆变器的补偿容量。

图6 的计算示意图Fig.6 Schematic diagram ofcalculation

由于电力机车的功率因数一般在0.7～0.85，且变化不大[1]，此处取 λ1=λ2=0.75（这也是大多数中高速混跑牵引馈线的平均功率因数）；ε取两相馈线的平均负荷电流之比，即 ε=Iβav/Iαav（Ikav为 k 相馈线电流有效值的均值，k取α、β）；此处以某牵引变电所实测数据为例加以说明，即：Iαav=192 A，Iβav=438 A，ε=2.281。将上述 λ1、λ2和ε的数据代入式（7）可得：

按现有设计经验，当RPC的单边补偿容量为5～15 MV·A 时，其耦合电抗值一般取 15～25 Ω［10］。这里取 XLα=18 Ω，在取与 H-RPQIS相同的基值（SB=8.66 MV·A，UB=27.5 kV）下其标幺值为。另外，令，在相同工况下（此时两者的补偿电流均为Iαc=315 A），将其分别代入式（8）和（9），可得：

其中选取Uα=27.5 kV。

由此可见，在此种工况下，与传统补偿系统相比，H-RPQIS具有更强的节容能力。β相的分析及设计原理完全相同，此处不再赘述。

由上述分析可知：H-RPQIS有源部分的补偿容量比RPC小，其原因是LC耦合电抗在采用最优阻抗设计后能最大限度地分担牵引馈线的基波电压，从而有利于降低H-RPQIS主电路的成本，提高其可靠性。

4 仿真研究

4.1 参数设计

为验证本系统的补偿效果及容量分析的正确性，本节结合广铁集团某牵引变电所的实测数据对H-RPQIS进行仿真研究。该牵引变电所高压进线为110 kV，三相进线短路容量为2082 MV·A；主变为阻抗匹配平衡变压器，容量为40 MV·A，短路阻抗为8.14%。测试所用仪器为HIOKI-PW3198电能质量分析仪，每隔3 s保存一组数据，测试时间为26 h。

由实测数据可知，α、β相馈线电压的平均有效值分别为 29.37 kV 和 28.87 kV；另外，ε=1.5933，λ1=0.7391，λ2=0.812（λ1、λ2所取值为仿真负荷的实际功率因数），根据前2节所述方法，α、β相LC参数如表1所示。

表1 LC参数Table 1 LC parameters

另外，两系统降压变压器的变比设为10∶1，电压控制环的PI参数设置为kp=0.1、ki=0.02。RPC的耦合电抗按照标幺值为0.206进行设计，分别为Lα-RPC=0.6587 mH，Lβ-RPC=0.5253 mH。

4.2 仿真验证

该牵引变电站实测的主变一次和二次侧电流波形如图7（a）所示。按变电站实际参数和实测数据建立仿真模型，其仿真的主变一次和二次侧电流波形如图7（b）所示。实测和仿真数据对比如表2所示，表中εUunb和εIunb分别为主变一次侧电压、电流不平衡度。图7和表2说明两者的波形和电能质量指标接近，证明所建立的仿真模型是正确的。同时也说明，该系统补偿前一次侧的电流畸变超过16%，不平衡度约23%，功率因数低于0.7。

图7 实测与仿真波形Fig.7 Measured and simulative waveforms

表2 实测与仿真电能质量数据对比Table 2 Comparison of power quality data between test and simulation

两补偿系统在t=0.8 s投入前后的仿真波形如图8、图9所示。当两系统投入后，主变一次侧的各项电能质量均得到了明显提高。另外，由图8可知，H-RPQIS的直流侧电压比RPC系统更早进入稳态，同时，在达到相同补偿效果的前提下H-RPQIS的直流侧电压约为RPC的1/5，故H-RPQIS的设计容量更低，且可靠性更高。

在前述的负荷条件下，H-RPQIS与RPC有源系统补偿容量的曲线如图10所示。图中，测量曲线表示直接从仿真模型中测量出逆变器的端口电压和电流有效值（随时间变化），然后将两者乘积得出视在功率（即补偿容量）随时间的变化曲线；计算曲线指从仿真模型中得出补偿电流波形有效值之后，再由式（8）、（9）计算得到视在功率的曲线（馈线电压取额定值27.5 kV不变）。图10中稳态后（t＞0.4 s）的数据如表3所示。