一種適用于高速電氣化鐵路的混合型功率調節系統及其容量分析

許加柱　李平　胡斯佳　董欣曉　周冠東　陳躍輝

摘要：隨著交流電力機車的廣泛使用，牽引網負序和過分相問題日益突出，采用配置鐵路功率調節器（railwaypowerconditioner，RPC）的同相供電系統是一種可行方案。為了提高該方案中功率調節系統的性價比，本文提出了一種適用于同相供電系統的新型混合鐵路功率調節器（hybrid RPC，HRPC）。與傳統RPC相比，該系統變流器的端口電壓更低，從而大幅降低了有源部分的容量。文章詳細描述了系統的拓撲結構、補償原理，給出了關鍵參數的設計方法，并對HRPC的容量進行了系統分析。研究結果表明，在完成相同補償任務的前提下，所提HRPC變流系統的容量將比傳統RPC降低46%～50%。所得結論通過仿真得到了驗證。

關鍵詞：高速電氣化鐵道；負序；混合式補償；鐵路功率調節器

中圖分類號：TM401 文獻標識碼：A

隨著我國高鐵技術的成熟，直流電力機車正逐步被交流電力機車所取代。由于交流機車整流級普遍采用PWM調制技術，網側功率因素一般較高（接近1）；然而與機車牽引能力（功率）和運行速度大幅提高相伴隨是日益嚴峻的負序和牽引網過分相問題。采用相序輪換可使上述矛盾得到一定緩解，但在電網相對薄弱的地區，仍難以滿足相關國家標準。

為了綜合解決上述問題，采用對稱補償技術的同相供電系統是一種可行的方案。當補償系統為TCR或TSC時，雖能起到一定補償作用，但該方案易與電網發生諧振，且TCR需要額外濾波裝置才能投入運行，更為重要的是該系統體積龐大、集成度低，不利于在面積極為有限的牽引供電所中大規模安裝。與此相比，RPC具有更高的控制靈活性和系統集成度，在獲得較好補償效果的前提下，不會占用太多安裝空間（尤其在采用級聯模塊的集裝箱型系統時），具有較好的應用前景。但較大的補償容量限制了它的大范圍推廣。

為了降低有源部分的容量，混合有源濾波器已在常規三相電力系統的工業應用中得到了廣泛認可，然而，該系統難以解決負序問題，尤其在采用單相供電系統的牽引網中。基于此，本文提出了一種適用于同相供電系統的新型混合RPC（即：HRPC）。與傳統RPC相比，HRPC通過精心設計耦合支路的參數和對主變輸出端口的選擇，其有源部分的端口電壓（或直流側電壓）將大幅降低，從而有效降低了補償系統的容量，對提高系統的性價比具有較大益處。

1 拓撲結構及補償原理

HRPC和RPC的拓撲結構如圖1所示，110kV（或220kV）電網電壓經V/v牽引變降為27.5kV為機車供電。

二者最顯著的區別主要表現在：

1）HRPC為牽引饋線供電的電壓為V/v變壓器兩副邊繞組端口電壓之和（即圖1（a）中的FH端口），且主變二次側DE相連，這使得α，β相負荷電流滿足i_αL=-i_βL=i_L（圖1（a））；RPC采用T₁副邊電壓為機車供電（圖1（b）中端口ED），T₁，T₂二次側分離，故主變α、β相負荷互相獨立。

2）HRPC的β相采用LC耦合支路與變流器相連；RPC則為L耦合支路（注：HRPC中α，β相的耦合支路均需通過精心設計，具體見后文）。

另外，在圖1中還需說明的是，若變流器采用多個小功率背靠背單元并聯的方案時（工業應用方案），主變與變流器之間應加入隔離變壓器，以防止主變二次側因變流器開關動作而短路。

HRPC的補償原理如圖2所示。該圖有三點需要注意：首先，牽引饋線的端口電壓既非V_α也非V_β，而是兩者之差V_ab。由于V/v變壓器二次側端口電壓相位差為60°，所以由圖2可知V_ab=V_α=V_β27.5kV，故該種接線并未改變牽引饋線的電壓等級。其次，由于T₁，T₂二次側繞組串聯，所以圖2中有I_αL=-I_βL=I_L。此外，還需注意的是，圖2中直線Г₁//V_ab，故θ為負荷電流的功率因數角，由于交流機車功率因數接近于1，所以可近似認為I_αL，I_βL與Г₁共線。顯然，為將I_αL，I_βL分別校正為I_α^*和I_β^*，補償電流I_CαH，I_CβH中無功分量占主要部分（即：I_CαHp<CαHq，I_CβHP<CβHq），特別地，當負荷功率因數為1時，I_CαHp=I_CβHp=0（圖3），變流器只需補償無功功率；而傳統RPC除需補償兩相無功之外，還需必須補償0.5倍兩相有功之差（圖2中△L_p，具體可見文獻）。相同負荷電流I_L下，HRPC和RPC需補償的有功電流△I_p如圖3所示（圖中λ為負荷功率因數）。

由圖3可以看出，負荷功率因數越高，HRPC轉移的有功電流越小，故無功電流占補償電流的比例隨λ的增大不斷增大，這些無功中的大部可由L或LC耦合支路承擔（注：圖2顯示HRPC中α相補償感性無功，β相補償容性無功），這是HRPC有源部分的容量能大幅低于傳統RPC的主要原因。

2 端口電壓特性分析

參照圖1～2可得HRPC和RPC的端口電壓相量圖如圖4所示（RPC的端口電壓相量圖可參閱）。從圖4可以觀察到，HRPC變流器的端口電壓V_CαH，V_CβH均低于饋線電壓，而傳統RPCα相變流器端口電壓V_Cα高于饋線電壓V_α（RPC_α相需補償容性無功）。

產生這一現象的物理本質是，HRPC的α，β相需分別補償感性和容性無功，而設置在α，β相的L耦合支路和LC耦合支路（基波下呈容性）能代替變流器分擔部分補償任務。對于RPC，α，β相需分別補償容性和感性無功，其β相的L耦合支路能分擔部分補償任務（故V_Cββ），但α相的L耦合支路非但不能補償容性無功還要發出感性無功，變流器需首先抵消該支路的感性無功，才能發出系統所需要的容性無功，故V_CαH>Vo。

由圖4并結合圖1～2容易得到HRPC和RPC變流器端口電壓V_CαH，V_CβH，V_Cα，V_Cβ可分別表示為：

如圖5（a）所示，對于α相，RPC中V_Cα隨耦合支路電抗線性增大，且其值大于1；而HRPC在不同功率因數下均存在一個最優阻抗使V_CαH小于1（圖5中圓點），其在λ=0.95，λ=0.98時僅是V_α的0.57和0.35倍。圖5（b）顯示HRPC和RPC的β相在不同功率因數下均存在最優耦合電抗使β相變流器端口電壓最低，但當λ=0.95和0.98時，HRPC的最低變流器端口電壓僅分別為V_β的0.26和0.36倍，其值大幅低于RPC的變流器端口電壓。

綜上所述，通過精心設計HRPCLC和L耦合支路的電抗，可使其變流器兩相端口電壓（或直流側電壓）大幅低于RPC，這樣變流器的開關損耗、輸出電流質量、及容量（或成本）都會低于RPC，而系統的可靠性則相應提高。耦合支路的具體設計方法及變流器容量分析將在下一節詳細論述。

3 HRPC參數設計及容量分析

3.1 參數設計

由于α，β相的設計類似，本文只對α相進行討論。

當λ∈[0.95，1]時，二者均隨λ增大而增大。

由式（3）～（5）可知，X_LαH與負載電流的幅值和功率因數有關，由于機車負載I_L具有波動性，需綜合考慮I_Cα，φ_α的選擇。具體可通過圖6加以說明。

綜上所述，只要變流器端口電壓能滿足負載電流在最低功率因數BD段的波動，則系統在其他功率因數和負載電流情況下均能滿足補償要求。故考慮負荷波動情況下，式（3）應進一步修正為：

式（12）中電感和電容可通過圖8靈活選擇（注：圖8是以k=0.4，λ_min=0.95，I_Lmax=600A所繪制的）。從圖6可以看出，a相變流器端口電壓大于β相，由于a相和β相共用直流側電容，故直流側電壓V_dcH應由端口電壓較高的a相變流器來決定，參照式（11）有：

當RPC的單邊補償容量達5～17MW時，其耦合電感一般在15～25Ω間取值，若取17.27Ω，將其代入式（16）～（18）可得RPC的直流側電壓為1.75V_α。顯然HRPC直壓相比RPC降低了47。3%，變流器的容量大為降低。

3.2 容量分析

由式（3）～（18）并結合圖2和圖4可得HRPC和RPC變流器的設計容量S_HRPC，S_PRC分別為：

從圖9可以看出，HRPC的變流器設計容量大幅低于RPC。具體而言，當λ=0.95時，HRPC的容量為RPC容量的50.7%；當λ=0.99時，HRPC容量為RPC的51.2%，λ=1時，HRPC的容量較RPC也降低了46.4%。故HRPC的節容效果明顯。

4 仿真分析

為了驗證所提HRPC的正確性，參照圖1，搭建了HRPC和RPC的仿真模型。T₁，T₂的變比為110kV/27.5kV，機車負荷的視在功率為16.5MVA（最大值），k=0.4，λ=0.95（最小值），RPC耦合支路阻抗設定為17.27Ω。HRPC和RPC的其他參數如表1所示。

圖10是機車負載功率為16.5MVA（最大值）功率因數為0.95（最小值）時，HRPC和RPC投入前后網側三相電流、主變二次側電流和直流側電壓波形圖。圖11為與之對應的網側電流不平衡度和功率因數曲線。從圖10～11可以看出，投入HRPC和RPC后，電流不平衡度均由100%降到了1%以下，三相功率因數接近1，電能質量均得到了明顯的提高，直流側電壓V_dcH，V_dc均穩定在給定值26kV和48kV附近。HRPC和RPC在相同負荷條件下具有滿意的補償效果。另外，從圖11可知，穩定后HRPC直流側電壓僅為RPC的54%，這與理論分析值基本吻合，也驗證了本文所提參數設計方法的正確性。另外，直流側電壓的降低減少了有源部分的容量，有利于降低系統成本。圖12是在上述條件下，HRPC和RPC變流系統的容量曲線，其中實線為理論計算值，虛線為仿真測量值。由圖12可知，穩定后HRPC變流系統的仿真測量容量為27.401MVA，理論計算值為27.311MVA；RPC的仿真測量容量為54.145MVA，理論計算值為54.149MVA。由此可見HRPC有源部分的容量僅為RPC有源部分容量的50.6%，同時，理論計算值和仿真實測值曲線基本吻合（誤差小于5%），這進一步驗證了本文容量分析的正確性。

為了驗證負荷變化時HRPC的動態性能，選取輕載為6.6MVA（λ=0.95），重載為16.5MVA（λ=1）機車負荷進行仿真。圖13顯示的是HRPC和RPC在0.4s負荷由輕載突變為重載時網側三相電流與直流側電壓的波形。網側電流經短暫暫態過程又回到了三相對稱，過渡過程較為平滑，直流側電壓經短暫的降落后重新回到給定值，這說明HRPC和RPC具有較好的動態性能。但仔細觀察會發現，暫態時HRPC直流壓的跌落百分比約為0.4%，而RPC卻有1%，這說明相同負荷條件下HRPC具有比傳統RPC更平滑的動態性能。

圖14為HRPC和RPC的直流側電壓減少18%，負荷在0.4s由9.9MVA（λ=0.95）變為16.5MVA（λ=1）時的網側三相電流波形。從圖14中可以看出，HRPC在中、重載工況下，補償性能依然保持良好，而RPC電流已經表現出了一定畸變。這說明當直流壓進一步降低時，HRPC仍能獲得較好的補償能力，但此時的RPC卻已接近其補償能力的邊緣。這進一步驗證了HRPC在低直流電壓下的良好補償性能，同時，也驗證了參數設計的合理性。

5 結論

針對高速電氣化鐵路，本文提出了一種新型混合型功率調節系統，該系統充分挖掘了V/v牽引主變和混合型補償支路的潛能，使得HRPC較傳統的RPC在治理負序時，具有更低的端口電壓和補償容量。文章系統分析了HRPC的拓撲結構和補償原理，給出了耦合支路關鍵參數的設計方法，并與RPC在端口電壓和補償容量進行了詳細的對比分析。分析表明，在高速電氣化鐵路中，HRPC有源部分的容量比RPC降低了46%～50%。