高速铁路牵引供电系统双边供电循环功率降低措施

2020-10-17

中国铁道科学 2020年5期

（西南交通大学电气工程学院，四川成都 610031）

我国电力系统的管理模式决定了目前高速铁路牵引供电系统只能采用单边供电方式［1］，但随着高速铁路发展的需求，特别是在“一带一路”俄罗斯高铁项目推动下，高速铁路牵引供电系统双边供电方式引起了我国铁路研究人员和设计人员的重视。双边供电方式不仅可以提高牵引网电压、减小牵引网损耗、提升牵引网供电能力，还可以解决目前我国高速铁路牵引网供电臂末端存在电分相的供电“瓶颈”［2-4］，但2 个牵引变电所间电压差引起的均衡电流致使大量循环功率注入电力系统，阻碍了该供电方式的广泛应用。

目前，以俄罗斯为代表的许多国家电气化铁路牵引供电系统采用双边供电方式，并在双边供电可行性及运行指标上做了大量研究［5-6］，而我国的研究主要集中在双边供电方式下均衡电流的分析和计算［7-9］。牵引供电系统采用双边供电方式的必要条件是将均衡电流减小到电力系统允许的程度。文献［10］提出在牵引变电所出口处串联电抗器减小均衡电流，但会增大牵引变电所内的电压损失。文献［11］提出一种用于交流电气化铁路牵引供电系统双边供电的移相器，该移相器通过注入1 个与Scott 接线牵引变压器T 座正交的电压调节本所馈线电压相位，以减小与相邻牵引变电所馈线电压的相位差，该方式虽然可以减小均衡电流，但是变压器接线方式限制为Scott 接线，且相位差只能控制在3°，6°和9°这3 个水平上调节，不能任意调节。因此，找到一种可以有效灵活降低均衡电流的方法是必不可少的。

近年来我国学者对可应用在三相电力系统中移相器的基本原理、设计及系统应用仿真分析方面展开了大量研究工作［12-14］，但在高速铁路牵引供电系统中的应用尚未有探讨。

本文在分析牵引供电系统双边供电后相邻2 个牵引变电所间电压差与变电所输出功率之间关系的基础上，提出一种适用于牵引供电系统的电压移相器。以某相邻牵引变电所实测电压数据为基础，搭建包含电压移相器在内的双边供电牵引供电系统仿真模型，验证采用电压移相器的有效性，并在空载、单车负载工况下对循环功率的降低措施进行分析。

1 高速铁路双边供电系统

牵引供电系统中的牵引变压器可以采用纯单相、Vv 等接线形式，为了取消牵引变电所出口处的电分相，采用纯单相接线牵引变压器是最佳的，这也是牵引变电所设计时首选接线方式。基于单相变压器的高速铁路双边供电方式下牵引供电系统（简称双边供电系统）如图1所示。该系统由牵引变电所SSk和相邻牵引变电所SSk+1及其间的牵引网OCS、分区所SPk组成，2 个牵引变电所的牵引变压器TTk和TTk+1均为单相变压器，分区所位于2 个牵引变电所之间，分区所中的断路器闭合时将2侧的牵引网联通，构成双边供电。

图1 基于单相变压器的双边供电系统

目前，我国电力系统供电方式为高压环网、低压解网［15-16］，实施双边供电后带来的循环功率（均衡电流）会对电力系统的继电保护以及运行带来影响，因此减小循环功率并使其达到电力系统允许的程度是实施双边供电的关键［7，9］。实现双边供电最基本的条件是2 个相邻牵引变电所的电压同幅值、同频率，但由于输电线路及牵引变压器内部的损耗，这2 个牵引变电所的馈线电压在相位和幅值上都有一定的偏差，致使在牵引供电系统和电网中产生循环功率。因此，如果能够降低相邻2 个牵引变电所馈线电压的相位差和幅值差，那么就可以抑制循环功率，实现双边供电。

2 循环功率

2.1 空载时的循环功率

当相邻2 个牵引变电所之间的牵引网上没有负荷、处于空载状态时，双边供电系统的等效电路如图2所示。图中：U1∠δ1为牵引变电所SSk的馈线电压，可表示为U1；U2∠δ2为牵引变电所SSk+1的馈线电压，可表示为U2；P1+jQ1为牵引所SSk输出的功率；P2+jQ2为牵引所SSk+1输出的功率；Zq为相邻2个牵引所之间牵引网的等值阻抗，可表示为电阻Rq与电抗Xq之和，即Zq=Rq+jXq。

图2 空载时双边供电系统等效电路

假设相位超前于，则2 所的馈线电压间存在相位差Δδ=δ1-δ2＞0，根据电力线路的电压降落公式可知为

式中：为的共轭。

式（1）2 端同时乘，并对实部、虚部分离可得

式中：U1和U2分别为和的实数表示，计算时取其对应向量的绝对值。

设Zq=|Zq|∠θ（|Zq|为阻抗模，θ为阻抗角），U1=kU2（k为电压系数），将其带入式（2），可得

一般情况下，牵引网的电阻相比于其电抗要小得多［1］，所以可以认为θ=arctanXq/Rq≈90°。则式（3）可近似表示为

因P2为牵引变电所SSk+1输出的有功功率，若P2为负，则表示有功功率流入相位滞后的变电所，其绝对值即为流过牵引网上的循环功率。设电压U2和牵引网阻抗Zq为定值，则P2的等效有功功率为

空载时牵引变电所SSk+1输出的等效有功功率如图3所示。由图3可知，等效有功功率与电压系数k和相位差Δδ之间几乎呈线性关系，随着相位差Δδ和系数k的增大，循环功率也会随之增大。

图3 空载时牵引变电所SSk+1输出等效有功功率

2.2 单车负载时的循环功率

当牵引网上有1 台机车时，双边供电系统等效电路如图4所示。图中：Z1和Z2分别为牵引变电所SSk至机车间牵引网的等效阻抗和机车至牵引变电所SSk+1间牵引网的等效阻抗；和分别为牵引变电所SSk和SSk+1输出的电流；ZT为功率因数是cosφ的机车负载，可表示为电阻RT和电抗XT之和，即ZT=RT+jXT。

图4 单车负载时双边供电系统等效电路

由回路电流法可得

一般情况下，牵引网的电阻相比于其电抗要小得多，因此Z1和Z2近似为jX1和jX2，而目前机车的功率因数也近似等于1，故ZT可近似等于RT，则牵引变电所SSk+1提供的功率为

其中，

设x1为SSk牵引变电所至机车的距离，牵引网单位等效电抗为jxL，则X1=x1xL。牵引变电所SSk+1输出有功功率P2与相位差Δδ和机车位置x1的三维关系如图5所示。

图5 单车负载时相位滞后牵引变电所输出有功功率

通常认为负载情况不存在循环功率，但由图5可知，当相位差Δδ分别为5°，10°和15°，且机车至牵引变电所SSk距离x1分别小于7.52，14.92 和22.27 km 时，就会有循环功率注入滞后牵引变电所SSk+1。而当机车位置固定时，随着相位差的增大，机车从牵引变电所SSk+1的取流逐渐减小，相应地从另一个牵引变电所的取流逐渐增大，造成负载不平衡。

2.3 多车负载时的循环功率

图6 多车负载时双边供电系统等效电路

由于牵引供电系统实现双边供电，供电臂长度延长1倍，线路上可同时多机车运行，以2台机车同时运行为例，等效电路如图6所示。图中：ZT1和ZT2分别为2 台机车的等效阻抗；Z1为牵引变电所SSk至机车1间牵引网的等效阻抗；Z2为牵引变电所SSk+1至机车2间牵引网的等效阻抗；Z3为2台机车间牵引网的等效阻抗；为流过等效阻抗Z3的电流。由回路电流法可得

其中，

依旧将Z1，Z2和Z3分别近似为jx1，jx2和jx3，ZT1和ZT2分别近似为RT1和RT2，则牵引变电所SSk+1提供的功率为

其中，

根据机车时速和安全间隔，假设2 台机车间的最小间距为8 km，则牵引变电所SSk+1输出有功功率P2与相位差Δδ和第1 台机车位置x1的关系如图7所示。

图7 多车负载时相位滞后牵引变电所输出有功功率

由图7可知：尽管牵引网上有2 台机车满载运行，但当相位差Δδ分别为10°和15°，且机车距牵引变电所SSk的距离x1分别小于3.58 和7.39 km时，还是会有循环功率注入滞后牵引变电所SSk+1；但与单机车相比，同等相位差下，多车负载时的临界距离x1明显大幅减小。因此，当牵引负荷达到一定数值后，就不会存在循环功率。

3 电压移相器补偿原理及基本结构

3.1 补偿原理

牵引变电所24 h 的实测数据显示，2 个相邻牵引变电所电压的幅值差较小，相位差较大。2 所电压幅值差和相位差的负荷过程曲线如图8所示。

图8 相邻牵引变电所电压幅值差、相位差的负荷过程曲线

由图8可知，幅值差曲线波动较为平缓，电压有效值平均差值约为330 V；相位差曲线波动较为剧烈，相位差最大可达到10.68°。可见，实现双边供电的主要任务是减小相邻牵引变电所之间的馈线电压相位差。

相位补偿原理如图9所示。由图9可知，和存在相位差，若在的基础上施加1 个正交电压，则可使与间相位差减小δ。

图9 相位补偿原理

正交电压的幅值为

由式（10）可见，为了减小循环功率可以找到1 个与牵引变电所馈线电压正交的电压，用以调节相邻2个牵引变电所之间的馈线电压相位差。

为此，采用1 种基于单相变压器的电压移相器，以牵引变压器接线方式中最简捷、最经济的单相牵引变压器为基础，配以单相高压匹配变压器产生1个与单相牵引变压器相垂直的电压，在补偿电压相角之差的同时取消牵引变电所出口处的电分相，实现牵引变电所接线方式和电压移相器的最佳匹配。单相牵引变压器（TT）和单相高压匹配变压器（HMT）的接线结构等效模型以及构成的相量关系如图10所示。

图10 牵引变电所变压器接线结构及相量图

3.2 基于单相变压器的电压移相器基本结构

电压移相器由单相高压匹配变压器（HMT）、晶闸管阀组、控制器（CD）、串联变压器（TR）、断路器（QF）5部分组成，其基本结构如图11所示。

图11 安装电压移相器的新型双边供电系统

以牵引变压器TTk接入BC 相为例，单相高压匹配变压器HMTk原边一端连接三相高压电网A相，另一端连接牵引变压器原边绕组中点，高压匹配变压器与牵引变压器构成平衡接线，形成90°电压相位差，高压匹配变压器二次侧采用匝数比为1∶3∶9 的绕组结构，每个绕组均与4 组反并联晶闸管构成桥式连接，各级绕组所连接的晶闸管数量之比也为1∶3∶9。串联变压器TRk原边侧连接晶闸管阀组的输出端，次边串入馈线以调节电压。断路器QFk与串联变压器次边并联，当不投运电压移相器时，闭合断路器即可。

如图11所示，高压匹配变压器二次侧有3个绕组E1，E2，E3，通过控制器CDk控制晶闸管阀组的导通、关断，可实现27 个级差的分级相位调节。以绕组E1 为例，与其相连的晶闸管编号依次为D1，D2，D3，D4，控制方法如下：当D1与D4导通，D2 与D3 截止时，绕组正向串联；当D2 与D3导通，D1 与D4 截止时，绕组反向串联；当D1 与D2 导通，D3 与D4 截止（或D3 与D4 导通，D1 与D2 截止），绕组不串入；根据式（10），可得各个挡位调节时串入正交电压的幅值大小。

根据上述控制方法，表1给出了电压移相器可实现的-13°～13°相位调节的工作状态。表中：+表示绕组正向串联；-表示绕组反向串联；×表示绕组不接入。

表1 电压移相器的工作状态

4 仿真分析

4.1 仿真模型搭建

根据第2 节的理论分析，推导得出空载时循环功率与电压相位差之间的关系和负载时滞后变电所输出功率与电压相位差之间的关系，使用Matlab/simulink 软件搭建27.5 kV 直供带回流线的双边供电系统仿真模型，进行仿真分析。仿真模型中牵引变压器为中间带有抽头的单相变压器，2 个牵引变电所间的距离设定为50 km［7］，高速机车设为恒功率源负载，最大载荷和功率因数分别为20 MV·A和0.98。牵引变电所变压器和牵引网的详细参数分别见表2和表3［17］。表中：T=±1，±2，…，±13。

表2 变压器仿真模块参数

表3 牵引网导线主要参数

4.2 空载时均衡电流仿真

抽取相邻2 个牵引变电所的实测馈线电压数据作为仿真数据，当2 所之间的牵引网处于空载时，部分实测馈线电压数据以及补偿前的均衡电流数据见表4。

表4 相邻牵引变电所的电压数据及均衡电流

由表4可知，2 所馈线电压相位偏差越大，均衡电流越大。

若此时加设电压移相器对牵引变电所馈线电压进行相位补偿，则补偿后的馈线电压数据以及均衡电流数据见表5。

补偿前后不同相位差下均衡电流的变化曲线如图12所示。由图12可知，补偿后的均衡电流明显大幅减小，说明电压移相器通过补偿电压相位可以有效地降低均衡电流。

4.3 负载时循环功率仿真

当2 个牵引变电所间有1 台机车时，2 所的电压相位差和机车位置对2 所各自提供的有功功率都有很大影响。机车位于2 所中间位置时，电压相位差与2 所有功功率、线路传输损耗之间的关系如图13所示。

由图13可知，随着电压相位差的增大，电压相位滞后的牵引变电所提供的有功功率呈线性减少，当相位差为17.4°时，就会有循环功率在牵引网上流动，且由于相位差造成的负载不平衡，传输损耗也随着相位差的增大而增大。

当电压相位差为5°时，机车所处位置与2 所有功功率、线路传输损耗之间的关系如图14所示。由图14可知，当机车距SSk所33 km 处时，2 所提供的有功功率才相等，而当距离小于8 km 时，就会有循环功率在牵引网上流动，这与前文理论分析中所推导出的距离只有6.4%的误差；当机车位于2所中间位置时，传输损耗最大。

表5 补偿后相邻牵引变电所的电压数据及均衡电流

图12 补偿前后均衡电流的变化曲线

图13 电压相位差与2所有功功率、线路传输损耗的关系

图14 机车位置变化与2所有功功率、线路传输损耗的关系

机车位于2 所中间位置时，安装电压移相器后2 所有功功率、线路传输损耗变化曲线如图15所示。由图15可知，由于2 所电压相位差的减小，相位滞后所提供的有功功率接近相位超前所提供的有功功率；由于负载不平衡度的降低，传输损耗也会降低，相位差为13°时的传输损耗降至1 MW，而安装电压移相器前为1.59 MW。