中速磁浮列车牵引供电方案研究

曾华南，汪萍萍

（中车广东轨道交通车辆有限公司，广东江门 529000）

自磁浮交通技术诞生以来，德国、日本、中国等国家都对磁浮交通技术开展了长期不懈的研究。在低速磁浮方面，最具代表性的是日本的HSST系列以及北京地铁S1线和长沙机场线；在高速磁浮方面，具有代表性的是德国TR系列及我国引进德国技术在上海建成的世界上第一条高速磁浮运营示范线[1-3]。本文从这些具有代表性的磁浮列车牵引供电系统现状出发，总结现有方案的优点和不足，进而提出适合中速磁浮列车的牵引供电方案，并通过与北京地铁S1线的低速磁浮列车直线感应电机对比，验证新牵引供电系统的优势。

1 现有磁浮列车牵引供电系统

1.1 高速磁浮列车

以上海磁浮列车示范运营线为例，其磁浮形式属于常导吸引式（EMS），采用长定子直线同步电动机提供牵引驱动力[4]。长定子铁心及绕组沿T型支承梁轨道连续布置；悬浮和牵引电机的励磁电磁铁布置在车上，此电磁铁既是悬浮电磁铁又是电机的励磁磁极；三相长定子绕组电流产生行波磁场，与励磁磁场相作用，从而实现对磁浮列车牵引力的有效控制。作为可控型悬浮电磁铁，与长定子铁心形成磁路，提供可调的磁吸引力，以保证车辆的悬浮气隙；T形梁翼缘两侧面为导向轨，安装在车体上的导向电磁铁通电后将与之产生吸引力，即可控制列车位于道路中间。

供电系统及其控制系统设置在牵引变电站中，根据外部条件对牵引能力的不同要求，牵引系统可以有不同的配置方案，上海磁浮列车示范运营线正线采用三步法，其他区域（包括2个车站内部、正线与维修基地的往返线路以及维修基地内部）采用两步法。根据定子段换步方法的不同，采用三步法时，牵引功率模块包括3 个变流器单元；采用两步法时，包括2个变流器单元。根据运行控制系统的要求，分段对磁浮列车所在的定子段轨道供电。

1.2 低速磁浮列车

以北京地铁S1线磁浮列车为例，其采用短定子直线感应电机，电磁铁与F型钢轨形成闭合磁路，当线圈中通有直流电流时产生磁通，从而在气隙中产生磁拉力（吸力）使车辆悬浮；当列车通过曲线时车辆发生横向偏移，气隙磁通为保持上下2个铁心的对中位置（即磁阻最小的位置），由同一闭合磁路产生横向电磁分力（即导向力）与离心力平衡[5]。电机定子三相绕组布置在车上两侧，其转子结构简单，由厚4 mm左右的铝板铺设在线路与车上定子位置相对应的两侧[6]。

动力电源（VVVF逆变器）装在车内，从地面供电轨（DC1500V）取得电能，地面与磁浮列车之间安装受流器，通过列车受流器，经滤波电抗器后进入牵引逆变器逆变成频率和电压幅值都可变的VVVF电源给直线感应电机初级三相绕组供电。

1.3 存在的不足

高速磁浮列车一般采用长定子直线同步电机进行牵引，其主要存在以下3点不足：一是需要主动导向，系统太复杂，导致故障发生的几率增加，降低了列车运行的灵活性和稳定性；二是电机的转子安装在车上，电机的定子沿整个线路铺设，线路选择不灵活，轨道造价高；三是转弯半径大，不适合市内交通，比如德国TR08型高速磁浮列车实际转弯半径达530 m。

低速磁浮列车一般采用短定子直线感应电机进行牵引，其牵引效率低（一般在0.6左右），尤其在低速时比较明显[7]。其原因主要有以下2个方面：一是直线感应电机的初、次级间的气隙较大，约15 mm；二是感应电机初级铁心两端开断，短定子的三相绕组不搭接，引起气隙磁场在定子两端的磁密下降，从而产生端部效应。受限于端部效应的影响，低速磁浮列车的最高速度只能达到120 km/h左右，此时电机不具备加速能力。

2 中速磁浮列车牵引供电方案设计

日本HSST磁浮列车运行速度通常在150 km/h以下，德国TR型高速磁浮列车主要用于长干线的客运交通系统，从经济适用性来看不适合城市轨道交通，因此有必要研究一种新型的中速磁浮列车（150～400 km/h），达到与低速磁浮列车和高速磁浮列车的优势互补。牵引供电方案是磁浮列车的核心技术之一，本文基于低速磁浮列车及高速磁浮列车牵引供电系统的特点，设计适合中速磁浮列车的牵引供电方案。

2.1 牵引电机

2.1.1 牵引电机次级

为达到提速和节能的目的，借鉴高速磁浮列车的优点，中速磁浮列车采用直线同步电机驱动。永磁体组合结构的永磁阵列能将磁场集中于一侧提高永磁体的利用率，同时通过对永磁阵列进行特殊排列，既能保证次级磁场为标准的正弦分布，还能在牵引系统作用下提高列车运行的平稳性[8-10]。基于上述特点，中速磁浮列车的电机次级采用永磁体组合结构，此外这种结构的电机次级是完全无源的，工作时不需要消耗电能，有利于大幅减小车载电网的容量，降低车载供电系统的成本。

考虑到低速磁浮列车的转向架底板与轨道之间有较大空间，原有的转向架底板、悬浮导向模块、轨道等都不需改动，转向架部分仅需改动防滚梁，经过比较分析可在转向架的中部安装电机次级，且为了不因增加直线同步电机而对车辆在侧向的自由度造成约束，次级选用水平安装方式[11]。

2.1.2 牵引电机初级

中速磁浮列车的运行速度高于低速磁浮列车，电机的初级采用与高速磁浮列车类似的无机械接触长定子结构，对应安装在次级下方。中速磁浮列车电机的初级电缆选择空心线圈，通过安装在轨道中部的线槽固定，线槽采用不导电不导磁材料，定子电缆的排布如图1所示。长定子由轨枕支撑，轨枕由导磁材料制成。直线同步电机定子线圈及不导磁的槽形支架安装在既有钢质轨枕上，这些轨枕对电机磁场分布略有影响，与车上永磁体之间会有吸引力，但影响较小，在本设计研究中给予忽略。

2.1.3 牵引电机整体结构

永磁体组合结构的直线同步电机次级利用原中低速磁浮列车悬浮架防侧轨梁结构改变悬浮磁铁模块的横向搭接关系和约束条件，影响了走行部通过小半径平曲线和缓和曲线的通过性能，但低速磁浮列车的悬浮导向系统在侧向没有施加主动控制，仍能够满足中速磁浮列车通过小半径弯道和列车悬浮能力的要求，因此可沿用低速磁浮列车的悬浮导向系统。

在正弦波激励下，电机初级长定子产生的作用力很小；电枢绕组产生磁场的闭合磁路磁阻很大，电枢绕组电感小，对次级永磁体形成的主磁场影响小，即电枢反应小；在定子绕组散热良好的条件下，电机具有强过载能力，电流可以达到5～10倍额定值，而不会产生磁饱和现象。次级永磁体与空心长定子之间不产生磁吸引力，不会对磁浮力产生影响，也不会增加磁浮系统的功耗[12]。

综上所述，中速磁浮列车牵引供电系统可采用空心线圈永磁体电磁混合磁悬浮的方案，该方案组合了同步电机中间驱动及导磁轨U型永磁，电机结构三维示意图如图2所示，列车横截面示意图如图3所示。

2.2 牵引供电系统

2.2.1 系统组成

中速磁浮列车的牵引供电系统主要由长定子永磁直线同步电机、控制系统、变流系统和供电设备组成，把公用电网的交流高压电通过变压器降压后整流成直流电，再由逆变器逆变为电压、频率可调的交流电后通过馈电电缆和开关站供给线路上的长定子线圈。线圈中的交流电流产生气隙行波磁场，牵引列车前进。中速磁浮列车的牵引供电系统框架如图4所示。

2.2.2 分区牵引供电方案

中速磁浮列车采用长定子永磁直线同步电机作为驱动电机，其运行特点决定牵引变流系统必须采用分区牵引供电技术方案。与一般电机特性不同，长定子直线同步电机的定子绕组中，其定子漏抗远大于定子绕组的主电抗。漏抗产生的压降使电机端电压升高，同时绕组电阻的电能损耗直接影响着牵引供电系统的效率，分段供电可克服上述缺点[13]。基于当前已有的磁浮列车试验线，本次设计的分区牵引供电方案如图5所示。

（1）该方案设1个牵引变电所，供电电压为AC 6.3 kV，经输入开关柜和牵引变压器后接入牵引变流系统，牵引变流系统由1个整流单元和3套牵引逆变单元（TCU）组成。牵引变压器及整流器将公用电网的三相交流电转为逆变器所需的直流电，3台逆变器将直流电转化为3路独立的电压频率可调的交流电，经过馈电电缆及轨旁开关站（SS）为长定子电机初级电枢供电，进而驱动车辆运行。

（2）变流器及其控制系统设置在牵引变电站中。牵引分区1电机定子段采用单端供电方式，由牵引变流器 1与变流器2交替给相邻的定子段供电。牵引分区2电机定子段由牵引逆变单元3单独供电。

（3）牵引供电核心控制部位通过中央控制系统（PCU）与输入开关柜、制动斩波器、运行控制系统相连，逻辑控制单元（MCU）通过定位测速系统实现对轨旁开关站的逻辑开断控制。

2.2.3 分段供电原理

为保证列车的加速能力同时降低牵引变电站容量，在列车的行驶过程中采用定子段换流的方法，通电的定子段随列车的位置而切换，分段供电原理如图6所示。当列车即将运行在定子段1上，此时闭合S1，由定子段1进行单独供电；当列车运行到接近定子段2的一定位置时，闭合S2，此时由定子段1、定子段2同时进行供电；当列车驶离定子段1并与其有一定距离时，断开S1，此时由定子段2进行单独供电，以此类推；随着列车的不断前进，相邻的定子段依次供电。

2.3 牵引电机效率仿真计算

为检验所设计永磁直线同步电机的性能，对其牵引效率进行仿真计算。为便于比较，选取低速磁浮列车的感应电机作为参照，并根据该感应电机的额定工况，保证永磁直线同步电机输出的牵引力使列车运行在相同的速度下，对其牵引效率进行比较。

2.3.1 低速磁浮列车直线感应电机效率核算

以北京地铁S1线低速磁浮列车直线感应电机为例，根据其工况给定如下条件：

2016年，赫章县人民政府组织实施增减挂钩项目3 100亩，其中，交易增减挂钩结余指标1 300亩，为赫章县筹集到扶贫工作资金2.34亿元，并将节余纯收益的80%用于贫困村发展村集体经济和建设基础设施。增减挂钩政策的实施，使赫章县有指标可整理出来，节余指标交易得出去，为扶贫工作筹集了真金白银，产生了巨大的经济和社会效益，实现从“输血式”扶贫向“造血式”扶贫转变。

（1）有效值为220 A，频率为57 Hz的正弦电流源；

（2）初级直线运动速度为70 km/h；

（3）采用二维模型，初级、次级宽度均为220 mm。

计算得到牵引力、相电压、线圈铜耗和感应板涡流损耗的波形如图7～图9所示。

2.3.2 永磁直线同步电机效率核算

中速磁浮列车永磁直线同步电机计算时，给定条件如下：

（1）有效值为550 A，频率为48.6 Hz的正弦电流源；

（2）次级直线运动速度为100 km/h；

（3）铝框损耗计算采用50℃下的电阻率3.0E- 8 Ω·m；

（4）采用二维模型，初级、次级宽度均为500 mm。

计算得到牵引力、铝框及磁钢的涡流损耗的波形如图10～图11所示。

将相同工况下直线感应电机和所设计的永磁直线同步电机效率的仿真计算结果进行比较，结果如表1所示。

表1 不同电机在同等工况输入条件下仿真性能比较

从仿真结果可以看出，相较于直线感应电机，在输出牵引力使运行速度相同的工况下，所设计的永磁直线同步电机牵引效率提高约20%。

3 结语

本文通过对现有磁浮列车牵引供电系统研究分析，提出一种适合中速磁浮列车的牵引供电方案。为验证牵引电机性能，对牵引电机效率进行仿真计算，结果显示该中速磁浮列车直线同步电机较低速磁浮列车直线感应电机牵引效率提高约20%。该中速磁浮列车牵引供电方案既克服了低速磁浮列车受流接触对速度的限制，又简化了高速磁浮列车复杂的结构和控制，同时降低了建造成本，能很好的满足列车启动、恒速运行及制动停车等各种运行要求，有望在后续磁浮列车的设计和制造中得到更为广泛的应用。