铁路电力贯通线长距离输电补偿方案研究

郭红卫

(中铁第一勘察设计院集团有限公司,西安 710043)

铁路电力贯通线长距离输电补偿方案研究

郭红卫

(中铁第一勘察设计院集团有限公司,西安 710043)

铁路电力贯通线长距离输电存在一系列问题,如在线路轻载时末端电压升高,重载时末端电压下降,严重情况下末端电压将超出允许范围,严重影响供电的可靠性和安全性,影响行车安全。对临河至策克铁路互做布其35kV变电所与额济纳35kV变电所间超长距离贯通线进行分析,提出并联电抗和串联电容相结合的补偿方案,建立仿真模型,分别对集中补偿方案和分散补偿方案的有效性进行验证。结果表明：提出的补偿方案能够很好地解决铁路电力贯通线长距离输电时存在的问题。

铁路；电力贯通线；长距离输电；补偿装置；仿真

1 概述

铁路电力贯通线为铁路沿线通信、信号及其他负荷提供电能[1-2]，其供电可靠性及电能质量直接影响行车安全及生产生活[3]。在电网薄弱地区由于地方电源的限制，有时电力贯通线不得已采用长距离输电，这就使其供电可靠性及电能质量下降[4]，影响行车安全及生产生活。

长距离输电在国家电网已有相关理论研究，文献[5]提出了一种基于传输线理论的特高压长距离输电串补算法，文献[6]提出了一种可控串补补偿技术，文献[7]提出了一种带谐波补偿绕组的变压器式可控电抗器容性无功补偿技术。目前长距离输电补偿技术在铁路行业的理论研究较少，由于铁路电力贯通线负荷点多、负荷不均匀、线路构成复杂以及要求正反向均能送电等特点，其补偿方案需要进行有针对性的研究[8]。

呼和浩特铁路局管辖范围内的临河至策克铁路互做布其变电所(简称“所A”)与额济纳变电所(简称“所B”)之间的供电臂长345 km，采用35 kV架空线路供电，属于超长距离输电。由于供电臂太长，目前该供电臂采用中间开口分断运行方式，无法实现正反向相互供电。

2 长距离输电存在的问题

长距离输电需解决的问题主要有两个：一是线路轻载时，由输电线路分布电容引起的电压上翘，使输电线路整体电压水平偏高，严重时超过最高电压允许值；二是线路重载时，由线路阻抗引起的末端电压下降，使输电线路整体电压水平偏低，不满足运行要求[9]。

轻载时由于线路分布电容的影响[10-11]，输电线路的电压被抬升。分布电容引起的电压升可由下式计算

式中，Δu%为负荷引起的电压升；B为线路每千米电纳，S；Un为标称线电压，kV；Z为线路每千米阻抗值，Ω；L为线路长度，km。

其中单回路线路每千米电纳B可由下式计算

式中，Dcp为导线间的几何均距；r为导线的外半径，cm。

分布电容引起的线路始端充电功率为

式中，UH为线路的额定线电压，V。

重载时由于线路阻抗的影响，输电线路的电压被拉低。负荷引起的电压降可由下式计算

式中,Δu%为负荷引起的电压降；Un为标称线电压，kV；R0为线路每千米电阻值，Ω；XL为线路每千米电抗值，Ω；Pi为有功负荷，kW；Li为线路长度，km。

3 仿真模型的建立

利用Matlab中的Simulink模块搭建仿真模型。电源模块选用3-Phase-Source模块，Yg接法，参数设置如下：电压等级35 kV，频率50 Hz，短路容量100MVA。负荷模块选用3-Phase-Parallel-RLC-Load，负荷分散且无规律，应分别对有功和无功进行设置[12]。配电线路模块选用Distributed-Parameters-Line模块，架空线路杆顶组装为上字形，无地线，平均线间距为3.018 m，故取几何均距为3 m。线路电阻可由式(5)计算，R=0.33 Ω/km，电抗可由式(7)计算，Xl=0.397 Ω/km，线路电纳可由式(2)计算，B=2.87 S/km×10-6。计算得该段线路总电阻为113.85 Ω，总电感为0.436 H，总电容为3.153 μF。

式中，Rθ为导体实际工作温度时的交流电阻值；Kjf为集肤效应系数；Klj为临近效应系数；ρθ为导体温度为θ时的电阻率，10-6Ω·cm；cj为绞入系数；L为线路长度，m；S为导线截面，mm2；ρ20为导线温度为20 ℃时的电阻率；a为电阻温度系数。

单个负荷点仿真基本拓扑模型如图1所示。

图1 单负荷点仿真模型

由于负载功率变化范围较大，采用恒功率模型，对不同功率情况下的运行情况分别进行仿真，比采用恒阻抗模型更接近实际情况。逐一设定各负荷点，分别对每个负荷点的功率进行设置，组成供电系统网络拓扑图，如图2所示。正向供电时由Es1供电，Es2不接入；反向供电时由Es2供电，Es1不接入。图中Z为线路参数，P为负载功率。

图2 供电网络理论拓扑图

实际上由于负荷点沿线路分布很多，而且没有规律，为了便于模型的建立，对沿线负荷进行合理的归并。归并后负荷分布如表1所示。

表1 沿线负荷分布

由表1可绘制出沿线供电负荷曲线，如图3所示。

图3 供电负荷曲线

4 不带补偿时的情况

4.1 不带补偿时实际采集数据

在中间分断开关不闭合的情况下，测得的实际运行数据见表2，可以看出，在不闭合中间分段开关的情况下供电电压基本满足要求；但是在这种情况下无法实现互供，另外，因为容性无功的影响使得系统的功率因数很低。另外，首端、末端是相对的，由哪端的电源供电，该端即为首端。

表2 所A至所B不带补偿时不闭合中间分断开关实际采集数据

运营单位将该段线路中间分断开关闭合后，在不带补偿的情况下进行过测试，测得线路整体上运行于高电压状态，超过允许值，为防止发生事故随即断开分段开关，恢复分断运行模式。测得的数据见表3。

表3 所A至所B不带补偿时闭合中间分断开关实际采集数据

4.2 不带补偿时仿真计算

中间分断开关闭合后，对电压上升最为严重的空载情况进行仿真，结果如图4所示。

图4 不带补偿时沿线电压分布情况

从图4(a)可以看出，由于分布电容的影响，贯通后空载时电压整体运行在较高水平，正向供电时首端电压被抬升到39.21 kV，最高电压出现在末端，为42.09 kV；反向供电时首端电压被抬升到36.58 kV，最高电压也出现在末端，为39.11 kV。正反向供电时电压分布的差别主要由电源线路的长度，变压器的短路阻抗等因素造成。

对电压下降最为严重的满载情况进行仿真，结果如图4(b)所示。从图可以看出，由于线路阻抗的影响，贯通后满载时电压整体运行在较低水平，正向供电时首端电压被拉低到33.95 kV，最低电压出现在末端，为32.06 kV；反向供电时首端电压被拉低到34.85 kV，最低电压也出现在末端，为31.88 kV。

对不同负载率的情况分别进行仿真计算，得出了不同负载率下首端、末端、最高以及最低电压。图5(a)为正向供电时的情况，图5(b)为反向供电时的情况。

图5 不带补偿不同负载率情况下电压分布情况

由图5可以看出，轻载时最高电压与末端电压相同，随着负载的增加，最高电压逐步接近首端电压；末端电压变化幅度较大，在42.09～31.88 kV之间波动；由于负荷分布的不均匀性，供电方向的变化会影响线路的电压水平。

主要有以下几个影响因素：(1)线路越长，对整个线路的电压水平影响越大；(2)变压器短路阻抗越大，对线路电压水平影响越大；(3)负荷大小及其安装地点对电压水平影响较大；(4)实际负载率约为17%，仿真结果与实测数据基本一致。

由以上数据可以看出，电压波动严重超出了允许范围，会给用电设备带来极大的危害，因此需要采取补偿措施将电压波动限制在允许范围内。

5 补偿方案

5.1 补偿方案的选择

为满足相邻两所正反向相互供电的要求，同时采用并联电抗和串联电容相补偿的方案。采用并联电抗补偿线路分布电容的影响；采用串联电容补偿长距离输电的线路电感的影响[13-14]。

并联电抗可以限制接入点的电压值，相当于增大了等效波阻抗。其原理可以用图6来说明。

图6 并联电抗电压分布

受电端的电压由下式决定

并联电抗的容量可采用下式计算

式中,QL为需要补偿的电抗容量，kVar；k为补偿度；C为线路每千米电容值，F；U为线路电压等级，kV；L为线路长度，单位km；B为线路每千米电纳，S。

串联补偿的主要作用是用串联电容来抵消部分线路电抗，这就在一定的功率传送水平下减小了传输角、增大了等效自然功率[15]。原理如图7所示。

图7 串联电容等效原理

最大传输功率可由下式求得

串联电容的大小可采用下式计算

式中,C为需要补偿的电容值，F；k为补偿度；XL为线路每千米感抗值，Ω；L为线路长度，km。

实践中串联补偿度的上限约为0.8，若取为1.0则存在一系列问题：(1)线路有效电抗将是零，因此两端同步发电机的相对转子角的极微小变化都会导致很大的电流；(2)电路在工频时可能发生串联谐振；(3)当系统发生干扰时，很难控制暂态电压和电流。

5.2 集中补偿有效性验证

在线路中间位置增加补偿装置，供电示意见图8。

图8 集中补偿方案示意

补偿度取0.8，并联电抗容量为1 000 kVar，串联电容补偿容量为29.065 μF。

增加集中补偿装置后，对线路空载情况进行了计算，结果如图9(a)所示。从图中可以看出，由于并联电抗的影响，在补偿装置接入点有感性无功注入到系统中，抵消掉了部分容性无功，使得接入点的电压明显被拉低，空载时电压上翘的问题得到了一定的限制。

满载时的仿真结果如图9(b)所示。从图中可以看出，满载时由于线路负荷较大，长距离输电的主要问题是电压下降得很厉害，在补偿装置接入点，由于串联电容的作用，相当于在线路中增加了一个负阻抗，使得接入点之后的电压得到了明显的提升，满载时电压下降的问题得到了一定的限制。

增加补偿装置后，得出不同负载率下首端、末端、最高以及最低电压。图10(a)为正向供电时的情况，图10(b)为反向供电时的情况。

图9 集中补偿沿线电压分布情况

图10 集中补偿不同负载率情况下电压情况

由结果可以看出，增加集中补偿装置后最高电压变化范围为37.9～33.1 kV，最低电压变化范围为37～33 kV，轻载时的电压上升和重载时的电压下降都被限制在一定范围内，电压稳定性得以极大改善。但是空载时的最高电压和满载时的最低电压仍然超出了±5%的允许范围。

5.3 分散补偿有效性验证

集中补偿方案虽然起到了一定的作用，但是仍然不能满足国家标准的要求，为此提出分散补偿方案。

考虑到补偿效果以及实际运营维护的需要，分别在线路两端及中间位置增加补偿装置，供电示意见图11。

图11 分散补偿方案示意

增加分散补偿装置后，线路空载情况仿真结果如图12(a)所示，线路满载情况计算结果如图12(b)所示。

图12 分散补偿沿线电压分布情况

增加分散补偿装置后，得出不同负载率下首端、末端、最高以及最低电压。图13(a)为正向供电时的情况，图13(b)为反向供电时的情况。

图13 分散补偿不同负载率下电压情况

由计算结果可以看出，由于分散补偿装置的影响，最高、最低电压并不完全和首末端电压重合。增加分散补偿装置后最高电压变化范围为35～36.7 kV，最低电压变化范围为37～33 kV。

增加集中补偿装置后最高电压变化范围为37.9～33.1 kV，最低电压变化范围为33.2～34.9 kV。

5.4 补偿效果分析

无补偿、集中补偿、分散补偿最终补偿效果见表4。由结果可以看出，分散补偿方案能将电压限制在允许范围内，较集中补偿方案效果好。

表4 补偿效果分析

6 结论

本文分析了铁路电力贯通线长距离输电存在的问题，提出了串联电容和并联电抗相结合的补偿方案，并结合临河至策克铁路实际运行情况建立了仿真模型，通过对无补偿时仿真结果与实际测量数值的对比，验证了仿真模型的正确性与合理性。在此基础上分别对该段线路增加集中补偿装置和分散补偿装置进行了计算验证，得出了不同负载率情况下线路最高、最低电压值及首末端电压值。结果表明，本文所采取的补偿措施能够满足对电能质量的要求。

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Research on Long-distance Transmission Compensation Scheme for High-voltage Power Line along the Railway

GUO Hong-wei

(China Railway First Survey and Design Institute Group Ltd., Xi’an 710043, China)

There are a series of problems in the long-distance transmission of power transmission lines. For example, the terminal voltage increases when the load is low, while the terminal voltage drops when the load is high. This seriously affects the reliability and security of the power supply and traffic safety. This paper analyzes the super long-distance high-voltage power line along the railway of Linhe-Ceke between Huzuobuqi 35kV transformer substation and Ejina 35kV transformer substation and proposes a compensation scheme combining the parallel reactance and the series capacitor. A simulation model is established to verify respectively the effectiveness of the centralized compensation scheme and the decentralized compensation scheme. The results show that the compensation scheme proposed in this paper can better solve the problem of long-distance transmission.

Railway; High-voltage power line along the railway; Long-distance transmission; Compensating device; Simulation

1004-2954(2018)01-0133-05

2017-03-24；

2017-04-19

郭红卫(1986—)，男，工程师，2011年毕业于北京交通大学，工学硕士，从事铁路电力供配电系统研究，E-mail：ghw1232005@foxmail.com。

U223.6

A

10.13238/j.issn.1004-2954.201703240002