地铁供电系统中双向变流装置设计方案对比研究

史 丹

（北京城建设计发展集团股份有限公司，北京 100037）

地铁供电系统通常采用24脉波二极管整流机组将交流转换成直流，给列车供电。在列车启动和加速时电能由电网传输给列车，但在列车制动时，无法进行能量的反向传递，只能采用车载或地面制动电阻消耗制动能量，造成较大的能源浪费。

近年来，新建地铁线路开始采用增加再生制动能量吸收装置的方案，如设置中压能馈装置、超级电容、飞轮储能等，将列车制动能量返回中压电网或者再次提供给直流牵引供电，节能效果明显。目前中压能馈装置已经在中国许多地铁线路应用实施。

随着电力电子技术的发展，用于中压能馈装置的双向变流器具备四象限工作能力，能量可双向流动，从原理上具备替代二极管整流机组的条件。张钢等[1]在分析双向变流装置工作原理的同时给出在北京地铁10号线的挂网试验数据，证明其具有显著的节能效果。徐金平等[2]对宁波地铁 2号线挂网试验的双向变流装置运行数据进行分析，证明其具有较强的稳压性能，可以实现能量的就近传输，且日回馈电能占牵引电能的14.69%。叶宏等[3]介绍了双向变流装置的均流度控制、环流抑制，通过仿真分析和实际某线路的挂网试验，说明双向变流装置与整流机组可以有效协同供电。

双向变流装置相对传统的二极管整流机组具有以下优势：牵引和制动工况下全功率稳定网压；就近站牵引或者回馈电能，避免能量越区传输，减少损耗；优化潮流，限制轨电位，降低杂散电流。

因此，利用双向变流装置可实现新一代地铁牵引供电系统双向变流功能，显著改善节能指标，优化供电环境。

目前双向变流装置已在北京地铁10号线、宁波地铁2号线，宁波地铁3号线部分站点完成挂网实验，实验效果良好。在建线路中已有全线应用双向变流装置的线路，但均未开通运营。当前由于缺少运营经验和数据，在工程设计阶段双向变流装置的配置方案对于设计工作来说是重难点。本文从双向变流装置功率选择、谐波影响、保护配置等方面进行分析，针对工程设计提供一定参考借鉴。

1 双向变流装置与整流机组的配置方案

双向变流装置的应用尚在起步阶段，部分线路在建设时考虑双向变流装置的可靠性，选择与常规的整流机组配合设置，目前主要有以下3种设计方案。

方案1：每座牵引变电所设置2套二极管整流机组和1套双向变流装置，如图1所示。方案2：每座牵引变电所设置1套二极管整流机组和1套双向变流装置，如图2所示。方案3：每座牵引变电所设置2套双向变流装置，如图3所示。

图1 2套整流机组+1套双向变流装置方案Figure 1 The first scheme based on two rectifier units and one bidirectional converter unit

图2 1套整流机组+1套双向变流装置方案Figure 2 The second scheme based on one rectifier unit and one bidirectional converter unit

图3 2套双向变流装置方案Figure 3 The third scheme based on two bidirectional converter units

方案1现阶段已在杭州、绍兴、徐州等在建地铁线路应用，方案2目前在德清在建线路中有应用，方案3在无锡在建地铁线路有应用，线路均未开通运营。

2 与整流机组协同控制策略及功率选择

双向变流装置作为功率全控型装置，与整流机组的协同控制策略可以根据设计需求、经济性来确定。不同控制策略对应不同的容量选择方案。

目前双向变流装置和整流机组的协同控制策略主要有2种[4]：

1) 双向变流装置优先工作。设置双向变流装置的牵引阈值U1＞整流机组空载电压U0，在双向变流装置的功率限值内，保持稳压输出，超过功率限值后，双向变流装置转为下垂特性，网压下降至U0后，整流机组介入工作。

2) 整流机组优先工作。设置双向变流装置的牵引阈值U1＜整流机组空载电压U0，整流机组优先工作，整流机组外特性为下垂特性，当网压下降至U1时，双向变流装置开始工作，在其功率限值范围内稳定网压。

通过控制双向变流装置的牵引阈值U1，可以调节整流机组和双向变流装置的功率分配比例[5](见图4)。

图4 双向变流装置和整流机组工作特性曲线Figure 4 Working characteristics of bidirectional converters and rectifiers

若按方案1，每座牵引变电所设置2套整流机组+1套双向变流装置，系统冗余配置。此方案下，考虑经济合理性，推荐双向变流装置和整流机组容量选择的原则如下：按制动功率选择双向变流装置容量；考虑双向变流装置的牵引出力，降低整流机组的容量；按大双边运行方式对容量进行校验。

本文以某具体工程为实例，分析3种方案对应双向变流装置和整流机组容量的选择方法。该工程仿真计算得到的远期高峰小时牵引功率和制动功率的平均值和最大值如表1所示。

表1 某牵引所远期高峰小时牵引和制动功率Table 1 Long term traction and braking power of peak hours in one substation kW

依据上述原则，双向变流装置额定功率选择1.5 MW，整流机组额定功率选择2×1.5 MW，均需要满足VI类过负荷要求。

双向变流装置牵引阈值的确定需要根据设计方案及整流机组的下垂特性来确定。某整流机组的下垂特性如图5所示，整流机组空载电压U0为1 650 V。

当整流机组优先工作时，如设置双向变流装置牵引阈值U1为1 575 V，可近似计算出整流机组单独牵引时的功率P1，即图5中阴影部分面积，P1=0.5×752×(1 650-1 575)+752×1 575=1 212.6 kW，两套整流机组功率则为2 425.2 kW。以千秋广场站为例，此时整流机组平均出力占比70%，双向变流装置平均出力占比30%。不同牵引阈值对应的出力占比如表2所示。从表中可以看出，双向变流装置的牵引阈值设置在1 575～1 600 V区间较为合理。

图5 某整流机组V-I特性曲线Figure 5 V-I characteristics of one rectifier

表2 千秋广场站不同牵引阈值对应的功率分配Table 2 Power ratios under different traction thresholds at Qianqiu Square Station

当双向变流装置优先工作时，如设置双向变流装置牵引阈值U1为1 670 V，额定功率1.5 MW的双向变流装置2 h内可持续输出的最大功率为3 MW，此时大部分车站的平均功率均可以由双向变流装置完成，仅少部分车站及短时(不超过1 min)峰值功率情况下，需要整流机组介入参与牵引出力。

若按方案2，每座牵引变电所设置1套整流机组+1套双向变流装置。此时双向变流装置必须参与牵引出力，推荐双向变流装置和整流机组容量选择的原则如下：确定双向变流装置和整流机组的协同控制策略；依据牵引功率及控制策略选择双向变流装置和整流机组的容量；按大双边运行方式对容量进行校验。

在该方案下，本文建议采用双向变流装置组优先工作的控制策略。12脉波整流机组主要产生11次和13次的低次谐波，双向变流装置产生开关频率附近的高次谐波，双向变流装置无法对12脉波整流机组产生的低次谐波进行滤除。当一座主变电所支援供电时，供电分区内牵引变电所数量多，主所35 kV侧母线谐波含量可能超标。因此，该方案下，为了让双向变流装置尽量满足牵引功率需求，可适当放大其额定功率。以上述工程为例，可选择额定功率3 MW的双向变流装置，同时满足V类过负荷要求，整流机组额定功率选择2 MW，满足VI类过负荷要求。设置双向变流装置牵引阈值U1为1 670 V，额定功率3 MW的双向变流装置可在2 h内持续输出的最大功率为4.5 MW，此时所有车站的平均功率均可以由双向变流装置完成，仅在短时(不超过1min)峰值功率情况下，需要整流机组介入参与牵引出力。

若按方案3，每座牵引变电所设置2套双向变流装置。该方案只需要依据牵引功率选择双向变流装置功率即可，以上述工程为例，选择2套额定功率为2 MW的双向变流装置即可。

3 对主变电所注入点谐波的影响

传统的24脉波二极管整流谐波含量较低，主要为23次以上的高次谐波，一般不会对电网产生较为严重的影响，这也是目前国内地铁线路多采用24脉波整流的主要原因之一。双向变流装置由于产生的谐波均为开关频率附近的高次谐波，且谐波含量低，满足接入电网的谐波限值。因此，针对方案1和方案3，主变电所注入点的谐波是符合要求的。

方案2需要着重关注主所注入点谐波的影响。整流电路特征谐波次数为nc=kp±1，k取整数，p为脉动数[6]，12脉波整流电路特征谐波为 11、13、23、25次谐波。

理想状态下，第h次谐波的理论值Ih=I1/h，I1为基波值，实际上由于各种非理想因素，不可避免产生非特征谐波。由于换相重叠角的存在，实际的谐波值与理论值有所不同，重叠角使得谐波含量相对理论值有所降低。12脉波的谐波计算可以参考GB10236-2006《半导体变流器与供电系统的兼容及干扰防护导则》。

以上述工程为例，该线路设置有2座主变电所，在正常运行方式下，某座主变电所35 kV母线处谐波含量如表3所示。当另一座主变电所解列，由其支援供电时，35kV母线处谐波含量如表4所示(已折算到短路基准容量250 MVA)。

表3 某主变电所正常运行时35 kV母线谐波含量Table 3 Harmonic content of one 35 kV bus under the normal operation mode in one main substation A

表4 某主变电所支援供电时35 kV母线处谐波含量Table 4 Harmonic content of one 35 kV bus under the support operation mode in one main substation A

从表3和表4中可以看出，正常运行方式及支援供电时，虽然各次谐波含量均可以满足规范要求，但在支援供电时，11次谐波含量5.34 A已接近规范要求的5.6 A[7]。如果该主变电所还有其他共享线路时，多条线路谐波含量叠加后，则很有可能会超过规范要求。

因此，对于方案 2，建议采用双向变流装置优先工作的控制策略，整流机组作为热备用，减少其出力占比，降低11次和13次的谐波含量，或者在主变电所侧考虑设置滤波功能的电抗器，以防止谐波含量超标。

4 保护方案配置

4.1 交流侧短路配置

双向变流装置一般使用高阻抗变压器，阻抗电压百分比相比二极管整流机组用的牵引变压器要高，约为 18%[5]。当该变压器低压侧发生短路时，短路电流可能会较小，不能满足灵敏度要求。此时可在变压器高压侧增设带低电压闭锁的过电流保护，提高保护的灵敏性[8]。

4.2 直流侧短路配置

双向变流装置采用的IGBT其短路耐受电流远不及传统的二极管整流机组。目前主流厂家采用在IGBT回路中并联晶闸管整流桥支路，当直流侧发生短路，大部分短路电流从晶闸管整流桥流过，少部分经过IGBT，从而满足短时耐受的要求。

双向变流装置和整流机组的内阻主要来自变压器阻抗，IGBT、晶闸管以及二极管产生的阻抗相对于变压器来说较小，可忽略不计[9]。牵引网直流侧短路时的等效模型如图 6所示。Ik1和Ik2均为等效至交流侧的短路电流，对于三相桥式变流器回路，直流侧空载电压Udo和变压器低压侧相电压Un之间的关系为：

图6 短路等效模型Figure 6 Short-circuit equivalent model

假设交流侧和直流侧功率不变，则可得直流侧短路电流Id和交流侧短路电流Ik间的换算关系，其中Us为变压器低压侧线电压值：

距离变电所出口100 m位置处的短路阻抗参数及短路电流计算如表5所示。

表5 短路阻抗参数及短路电流计算Table 5 Parameters of short-circuit impedance and calculation of the short-circuit current

由上述计算可知，双向变流装置的直流短路电流稳态值相比传统的整流机组显著减小。因此，针对不同项目采用不同的双向变流装置和整流机组配置方案时，需要对不同运行工况下的直流侧短路电流值进行校验，以确保各种工况下短路故障时保护装置可以正常动作。直流的短路保护可以采取常规的保护方案，即设置大电流脱扣保护、di/dt+ΔI保护、逆流保护等。但在采用双向变流器后，由于功率的双向流动，传统的逆流保护需要引入双向变流装置的工作模式，作为逆流动作的判别条件。同时，大电流脱扣保护也应相应调整为双向保护。

5 方案对比

综合上述技术分析，同时考虑经济性，3种方案的综合对比如表6所示。方案1设置较为冗余，全线设置该方案的经济性较差，且需要单独设置双向变流装置房间，增加土建面积；方案2土建面积和投资都较少，经济性好，但需要着重考虑二极管整流机组谐波对主变电所的影响，该方案下建议采用双向变流装置优先工作的控制策略；方案3则是完全由双向变流装置取代传统二极管整流机组，技术性能方面最优，但投资造价最高。此外，IGBT等电力电子元件的可靠性及使用寿命相较传统二极管也稍差，但随着电力电子技术的发展，该方案是未来主流研究和发展方向。

表6 3种方案对比Table 6 Comparison of the three schemes

6 结论

本文对地铁供电系统中双向变流装置的设置方案进行分析，提出3种双向变流装置和二极管整流机组组合设计方案，针对3种方案的设备功率、协同控制策略、谐波影响和保护配置方案均作了分析，并结合经济性和土建面积进行综合对比，可得出如下结论：

1) 3种方案均可以满足地铁供电系统中对牵引和制动能量反馈的要求，方案的选择应结合投资、可靠性以及当地业主的需求综合考虑。

2) 整流机组和双向变流装置的控制策略选择应结合设备容量、牵引网稳压、谐波含量等技术需求进行综合分析确定。针对方案 2，推荐采用双向变流装置优先工作的控制策略。

3) 采用双向变流装置后，由于变压器的阻抗电压百分比增大，中压交流侧可设置低电压闭锁的过电流保护，提高保护的灵敏度。直流侧的短路保护可沿用传统方案，但需要针对不同工况下的短路电流值进行校验，同时需要注意功率双向流动的影响。