地鐵供電系統中雙向變流裝置設計方案對比研究

史 丹

（北京城建設計發展集團股份有限公司，北京 100037）

地鐵供電系統通常采用24脈波二極管整流機組將交流轉換成直流，給列車供電。在列車啟動和加速時電能由電網傳輸給列車，但在列車制動時，無法進行能量的反向傳遞，只能采用車載或地面制動電阻消耗制動能量，造成較大的能源浪費。

近年來，新建地鐵線路開始采用增加再生制動能量吸收裝置的方案，如設置中壓能饋裝置、超級電容、飛輪儲能等，將列車制動能量返回中壓電網或者再次提供給直流牽引供電，節能效果明顯。目前中壓能饋裝置已經在中國許多地鐵線路應用實施。

隨著電力電子技術的發展，用于中壓能饋裝置的雙向變流器具備四象限工作能力，能量可雙向流動，從原理上具備替代二極管整流機組的條件。張鋼等[1]在分析雙向變流裝置工作原理的同時給出在北京地鐵10號線的掛網試驗數據，證明其具有顯著的節能效果。徐金平等[2]對寧波地鐵 2號線掛網試驗的雙向變流裝置運行數據進行分析，證明其具有較強的穩壓性能，可以實現能量的就近傳輸，且日回饋電能占牽引電能的14.69%。葉宏等[3]介紹了雙向變流裝置的均流度控制、環流抑制，通過仿真分析和實際某線路的掛網試驗，說明雙向變流裝置與整流機組可以有效協同供電。

雙向變流裝置相對傳統的二極管整流機組具有以下優勢：牽引和制動工況下全功率穩定網壓；就近站牽引或者回饋電能，避免能量越區傳輸，減少損耗；優化潮流，限制軌電位，降低雜散電流。

因此，利用雙向變流裝置可實現新一代地鐵牽引供電系統雙向變流功能，顯著改善節能指標，優化供電環境。

目前雙向變流裝置已在北京地鐵10號線、寧波地鐵2號線，寧波地鐵3號線部分站點完成掛網實驗，實驗效果良好。在建線路中已有全線應用雙向變流裝置的線路，但均未開通運營。當前由于缺少運營經驗和數據，在工程設計階段雙向變流裝置的配置方案對于設計工作來說是重難點。本文從雙向變流裝置功率選擇、諧波影響、保護配置等方面進行分析，針對工程設計提供一定參考借鑒。

1 雙向變流裝置與整流機組的配置方案

雙向變流裝置的應用尚在起步階段，部分線路在建設時考慮雙向變流裝置的可靠性，選擇與常規的整流機組配合設置，目前主要有以下3種設計方案。

方案1：每座牽引變電所設置2套二極管整流機組和1套雙向變流裝置，如圖1所示。方案2：每座牽引變電所設置1套二極管整流機組和1套雙向變流裝置，如圖2所示。方案3：每座牽引變電所設置2套雙向變流裝置，如圖3所示。

圖1 2套整流機組+1套雙向變流裝置方案Figure 1 The first scheme based on two rectifier units and one bidirectional converter unit

圖2 1套整流機組+1套雙向變流裝置方案Figure 2 The second scheme based on one rectifier unit and one bidirectional converter unit

圖3 2套雙向變流裝置方案Figure 3 The third scheme based on two bidirectional converter units

方案1現階段已在杭州、紹興、徐州等在建地鐵線路應用，方案2目前在德清在建線路中有應用，方案3在無錫在建地鐵線路有應用，線路均未開通運營。

2 與整流機組協同控制策略及功率選擇

雙向變流裝置作為功率全控型裝置，與整流機組的協同控制策略可以根據設計需求、經濟性來確定。不同控制策略對應不同的容量選擇方案。

目前雙向變流裝置和整流機組的協同控制策略主要有2種[4]：

1) 雙向變流裝置優先工作。設置雙向變流裝置的牽引閾值U1＞整流機組空載電壓U0，在雙向變流裝置的功率限值內，保持穩壓輸出，超過功率限值后，雙向變流裝置轉為下垂特性，網壓下降至U0后，整流機組介入工作。

2) 整流機組優先工作。設置雙向變流裝置的牽引閾值U1＜整流機組空載電壓U0，整流機組優先工作，整流機組外特性為下垂特性，當網壓下降至U1時，雙向變流裝置開始工作，在其功率限值范圍內穩定網壓。

通過控制雙向變流裝置的牽引閾值U1，可以調節整流機組和雙向變流裝置的功率分配比例[5](見圖4)。

圖4 雙向變流裝置和整流機組工作特性曲線Figure 4 Working characteristics of bidirectional converters and rectifiers

若按方案1，每座牽引變電所設置2套整流機組+1套雙向變流裝置，系統冗余配置。此方案下，考慮經濟合理性，推薦雙向變流裝置和整流機組容量選擇的原則如下：按制動功率選擇雙向變流裝置容量；考慮雙向變流裝置的牽引出力，降低整流機組的容量；按大雙邊運行方式對容量進行校驗。

本文以某具體工程為實例，分析3種方案對應雙向變流裝置和整流機組容量的選擇方法。該工程仿真計算得到的遠期高峰小時牽引功率和制動功率的平均值和最大值如表1所示。

表1 某牽引所遠期高峰小時牽引和制動功率Table 1 Long term traction and braking power of peak hours in one substation kW

依據上述原則，雙向變流裝置額定功率選擇1.5 MW，整流機組額定功率選擇2×1.5 MW，均需要滿足VI類過負荷要求。

雙向變流裝置牽引閾值的確定需要根據設計方案及整流機組的下垂特性來確定。某整流機組的下垂特性如圖5所示，整流機組空載電壓U0為1 650 V。

當整流機組優先工作時，如設置雙向變流裝置牽引閾值U1為1 575 V，可近似計算出整流機組單獨牽引時的功率P1，即圖5中陰影部分面積，P1=0.5×752×(1 650-1 575)+752×1 575=1 212.6 kW，兩套整流機組功率則為2 425.2 kW。以千秋廣場站為例，此時整流機組平均出力占比70%，雙向變流裝置平均出力占比30%。不同牽引閾值對應的出力占比如表2所示。從表中可以看出，雙向變流裝置的牽引閾值設置在1 575～1 600 V區間較為合理。

圖5 某整流機組V-I特性曲線Figure 5 V-I characteristics of one rectifier

表2 千秋廣場站不同牽引閾值對應的功率分配Table 2 Power ratios under different traction thresholds at Qianqiu Square Station

當雙向變流裝置優先工作時，如設置雙向變流裝置牽引閾值U1為1 670 V，額定功率1.5 MW的雙向變流裝置2 h內可持續輸出的最大功率為3 MW，此時大部分車站的平均功率均可以由雙向變流裝置完成，僅少部分車站及短時(不超過1 min)峰值功率情況下，需要整流機組介入參與牽引出力。

若按方案2，每座牽引變電所設置1套整流機組+1套雙向變流裝置。此時雙向變流裝置必須參與牽引出力，推薦雙向變流裝置和整流機組容量選擇的原則如下：確定雙向變流裝置和整流機組的協同控制策略；依據牽引功率及控制策略選擇雙向變流裝置和整流機組的容量；按大雙邊運行方式對容量進行校驗。

在該方案下，本文建議采用雙向變流裝置組優先工作的控制策略。12脈波整流機組主要產生11次和13次的低次諧波，雙向變流裝置產生開關頻率附近的高次諧波，雙向變流裝置無法對12脈波整流機組產生的低次諧波進行濾除。當一座主變電所支援供電時，供電分區內牽引變電所數量多，主所35 kV側母線諧波含量可能超標。因此，該方案下，為了讓雙向變流裝置盡量滿足牽引功率需求，可適當放大其額定功率。以上述工程為例，可選擇額定功率3 MW的雙向變流裝置，同時滿足V類過負荷要求，整流機組額定功率選擇2 MW，滿足VI類過負荷要求。設置雙向變流裝置牽引閾值U1為1 670 V，額定功率3 MW的雙向變流裝置可在2 h內持續輸出的最大功率為4.5 MW，此時所有車站的平均功率均可以由雙向變流裝置完成，僅在短時(不超過1min)峰值功率情況下，需要整流機組介入參與牽引出力。

若按方案3，每座牽引變電所設置2套雙向變流裝置。該方案只需要依據牽引功率選擇雙向變流裝置功率即可，以上述工程為例，選擇2套額定功率為2 MW的雙向變流裝置即可。

3 對主變電所注入點諧波的影響

傳統的24脈波二極管整流諧波含量較低，主要為23次以上的高次諧波，一般不會對電網產生較為嚴重的影響，這也是目前國內地鐵線路多采用24脈波整流的主要原因之一。雙向變流裝置由于產生的諧波均為開關頻率附近的高次諧波，且諧波含量低，滿足接入電網的諧波限值。因此，針對方案1和方案3，主變電所注入點的諧波是符合要求的。

方案2需要著重關注主所注入點諧波的影響。整流電路特征諧波次數為nc=kp±1，k取整數，p為脈動數[6]，12脈波整流電路特征諧波為 11、13、23、25次諧波。

理想狀態下，第h次諧波的理論值Ih=I1/h，I1為基波值，實際上由于各種非理想因素，不可避免產生非特征諧波。由于換相重疊角的存在，實際的諧波值與理論值有所不同，重疊角使得諧波含量相對理論值有所降低。12脈波的諧波計算可以參考GB10236-2006《半導體變流器與供電系統的兼容及干擾防護導則》。

以上述工程為例，該線路設置有2座主變電所，在正常運行方式下，某座主變電所35 kV母線處諧波含量如表3所示。當另一座主變電所解列，由其支援供電時，35kV母線處諧波含量如表4所示(已折算到短路基準容量250 MVA)。

表3 某主變電所正常運行時35 kV母線諧波含量Table 3 Harmonic content of one 35 kV bus under the normal operation mode in one main substation A

表4 某主變電所支援供電時35 kV母線處諧波含量Table 4 Harmonic content of one 35 kV bus under the support operation mode in one main substation A

從表3和表4中可以看出，正常運行方式及支援供電時，雖然各次諧波含量均可以滿足規范要求，但在支援供電時，11次諧波含量5.34 A已接近規范要求的5.6 A[7]。如果該主變電所還有其他共享線路時，多條線路諧波含量疊加后，則很有可能會超過規范要求。

因此，對于方案 2，建議采用雙向變流裝置優先工作的控制策略，整流機組作為熱備用，減少其出力占比，降低11次和13次的諧波含量，或者在主變電所側考慮設置濾波功能的電抗器，以防止諧波含量超標。

4 保護方案配置

4.1 交流側短路配置

雙向變流裝置一般使用高阻抗變壓器，阻抗電壓百分比相比二極管整流機組用的牽引變壓器要高，約為 18%[5]。當該變壓器低壓側發生短路時，短路電流可能會較小，不能滿足靈敏度要求。此時可在變壓器高壓側增設帶低電壓閉鎖的過電流保護，提高保護的靈敏性[8]。

4.2 直流側短路配置

雙向變流裝置采用的IGBT其短路耐受電流遠不及傳統的二極管整流機組。目前主流廠家采用在IGBT回路中并聯晶閘管整流橋支路，當直流側發生短路，大部分短路電流從晶閘管整流橋流過，少部分經過IGBT，從而滿足短時耐受的要求。

雙向變流裝置和整流機組的內阻主要來自變壓器阻抗，IGBT、晶閘管以及二極管產生的阻抗相對于變壓器來說較小，可忽略不計[9]。牽引網直流側短路時的等效模型如圖 6所示。Ik1和Ik2均為等效至交流側的短路電流，對于三相橋式變流器回路，直流側空載電壓Udo和變壓器低壓側相電壓Un之間的關系為：

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

假設交流側和直流側功率不變，則可得直流側短路電流Id和交流側短路電流Ik間的換算關系，其中Us為變壓器低壓側線電壓值：

距離變電所出口100 m位置處的短路阻抗參數及短路電流計算如表5所示。

表5 短路阻抗參數及短路電流計算Table 5 Parameters of short-circuit impedance and calculation of the short-circuit current

由上述計算可知，雙向變流裝置的直流短路電流穩態值相比傳統的整流機組顯著減小。因此，針對不同項目采用不同的雙向變流裝置和整流機組配置方案時，需要對不同運行工況下的直流側短路電流值進行校驗，以確保各種工況下短路故障時保護裝置可以正常動作。直流的短路保護可以采取常規的保護方案，即設置大電流脫扣保護、di/dt+ΔI保護、逆流保護等。但在采用雙向變流器后，由于功率的雙向流動，傳統的逆流保護需要引入雙向變流裝置的工作模式，作為逆流動作的判別條件。同時，大電流脫扣保護也應相應調整為雙向保護。

5 方案對比

綜合上述技術分析，同時考慮經濟性，3種方案的綜合對比如表6所示。方案1設置較為冗余，全線設置該方案的經濟性較差，且需要單獨設置雙向變流裝置房間，增加土建面積；方案2土建面積和投資都較少，經濟性好，但需要著重考慮二極管整流機組諧波對主變電所的影響，該方案下建議采用雙向變流裝置優先工作的控制策略；方案3則是完全由雙向變流裝置取代傳統二極管整流機組，技術性能方面最優，但投資造價最高。此外，IGBT等電力電子元件的可靠性及使用壽命相較傳統二極管也稍差，但隨著電力電子技術的發展，該方案是未來主流研究和發展方向。

表6 3種方案對比Table 6 Comparison of the three schemes

6 結論

本文對地鐵供電系統中雙向變流裝置的設置方案進行分析，提出3種雙向變流裝置和二極管整流機組組合設計方案，針對3種方案的設備功率、協同控制策略、諧波影響和保護配置方案均作了分析，并結合經濟性和土建面積進行綜合對比，可得出如下結論：

1) 3種方案均可以滿足地鐵供電系統中對牽引和制動能量反饋的要求，方案的選擇應結合投資、可靠性以及當地業主的需求綜合考慮。

2) 整流機組和雙向變流裝置的控制策略選擇應結合設備容量、牽引網穩壓、諧波含量等技術需求進行綜合分析確定。針對方案 2，推薦采用雙向變流裝置優先工作的控制策略。

3) 采用雙向變流裝置后，由于變壓器的阻抗電壓百分比增大，中壓交流側可設置低電壓閉鎖的過電流保護，提高保護的靈敏度。直流側的短路保護可沿用傳統方案，但需要針對不同工況下的短路電流值進行校驗，同時需要注意功率雙向流動的影響。