（电力电子与电力传动专业论文）磁浮列车紧急供电系统的工程化设计.pdf

釜二童堑堡 一一 第一章绪论 磁浮列车是一种依靠电磁力实现支撑、导向和牵引功能的交通工具。和传统的轮轨列车 相比由于磁浮列车运行时和线路之间没有机械接触，从而可以达到更高的速度( 4 0 0 k m ，l l 一5 5 0 k m i ) ，且具有的安全、无污染、无噪声、无振动、节能等优点，越来越获得人们的青 睐。 磁浮列车按照其悬浮机理可咀分为两类：常导吸浮型和超导斥浮型。常导吸浮型是用一 般导体线圈，以异性磁极相吸的原理实现悬浮，以德国为主要代表，悬浮高度般在1 0 m m 。 超导斥浮型是用低温超导线圈，以同性磁极相斥原理实现悬浮，以日本为主要代表，悬浮高 度可达1 0 0 m m 以上。本文以常导吸浮型磁浮列车为研究背景。 磁浮列车上用电设备的电能，是通过装在列车支承( 悬浮) 磁铁中的直线发电机和车载 营电池提供的。当列车运行达到一定速度( 约8 0 k r n h ) 时，直线发电机产生的电能足够对所 有车载设备供电。当列车低于此速度运行时，靠预先充电的车载蓄电池供电，这样当车载蓄 电池的能量消耗完时，就会造成磁浮列车的停车。因此需要研究磁浮列车的紧急供电方案以 保证磁浮列车低速时的正常运行。 1 1 国内外有关磁浮列车紧急供电方案的研究 常用的解决列车低速或者故障停车时紧急供电问题的方法有以下几种：一是用沿线路的 供电轨给列车供电，保证列车能继续正常运行但是采用这种方法需要架设很长的供电轨， 所需造价较大；二是当磁浮列车突然停车时，启用停靠在最近停车点的备用充电车，但是备 用充电车从停车点行驶到列车突然停车的地点所需时间较氏，如果在沿线配置多个备用充电 车，则所需成本较大：三是启用列车自带备用电源，柴油发电机，燃料电池等，但是这些设 备平时利用率很低，却占用了磁浮列车宝贵的空间，井增加了额外载荷。 德国专利 1 】( 专利号d e 3 2 3 7 3 7 3 ) 提出了用于磁浮列车的无接触充电装置，如图1 1 所 示。在该装置中，悬浮线圈在地面上，充电用的感应线圈被安排在列车上和悬浮线圈相对应 的位置。悬浮线圈通电后，产生的高次齿槽谐波磁场切割列车上放置的感应线圈而感应电压， 感应线圈输出的电能通过一个功率变换器提供车上负载所需的电能。这种充电方案的感应线 圈产生的电能与列车的运行速度有关，当列车运行速度较慢时，感应线圈输出的电能不能满 足列车上用电设备的需要。 第一章绪论 固1 一磁浮列车的充电装置( 专利号d e 3 2 3 7 3 7 3 ) 德国专利 2 】( 专利号d e 4 1 2 6 4 5 4 ) 中，将高频交流电流叠加在原同步直线电机定子电 流中，产生高频行波磁场，高频行波磁场切割列车上的励磁线圈感应高频电压，通过滤波器 从励磁线圈中解耦得到的电能可用于车上的辅助设各和励磁所需功率，如图l - 2 所示。由于 这种方案的励磁线圈既要承担列车的悬浮稳定控制的功能又要完成发电功能，即同时要兼顾 两方面的要求，因此励磁线圈设计十分困难。 圈1 2 磁浮列车的充电原理图( 专利号d e 4 1 2 6 4 5 4 ) 日本专利【3 】( 专利号j p 5 8 0 4 3 1 0 4 ) 提出了磁浮列车无接触充电装置，如图1 3 所示。 在一个超导直线电动机车中，悬浮线圈放于地面，感应线圈放在车体之下或车体的一边，超 导线圈中流过电流屙产生一个强磁场。列车运行时，在空间谐波的作用下在感应线圈中感应 电压，为了保持列车感应线圈上的感应电压与列车运行速度无关，在感应线圈中加入抽头开 关，通过控制开关的通断可使感应线圈上的输出电压在低迷时变高。但实际列车运行于低速 时利用开关切换的升压效果不理想。 2 差二雯堑堕 图3 磁浮列车的无接齄充电装置( 专利号j p 5 8 0 4 3 1 舛) 1 2 注入高次谐波的非接触紧急供电方案 以上专利中，除了日本专利【3 】( 专利号j p 5 8 0 4 3 1 0 4 ) 提出了一种方法来实现列车低速 时使发电机输出电压变高外，其他专利并未涉及解决列车低速时车载发电机的发电问题。而 且日本专利【3 瑶列车运行于低速时，利用开关切换的升压效果不理想。专利 4 】提出了一种解 决列车低速或者故障停车情况下车辆应急供电的新方法。其原理如图l - 4 所示。 圈1 - 4 注入高次谐波非接触紧急供电原理闺 当磁浮列车由于车载蓄电池的能量消耗完毕而造成故障停车后，开关s 断开，& 合上， 由主逆变器切换到辅助逆变器向列车所在区段的定子三相线圈供电，不同的定子区段由分段 切换开关来切换。辅助逆变器产生一定频率和幅值的三相高次电流o ( q r ) = i ls i n ( q f ) ， = 皿s - n ( 旷争，( 啪= 厄s i n ( 叫争，其中厶为注入高次谐波电流 3 第一章绪论 的有效值，。= 2 石 为注入高次谐波电流的熊频率，厶为注入高次谐波电流的频率。高次 谐波电流流过地面三相定子线圈，在气隙中产生一个交变的商次行波磁场，其基波速度v 为 h = 2 厶t ，其中t 为地面长定子的极距n 这个运动的磁场将切割列车上静止的直线发电 线圈，切割速度即为h 。为了提高发电效率，在列车的磁极上加绕一组与定子同极距的发电 线圈，f 面称附加发电线圈。附加发电线圈上感应出来的交流电经整流及直流变流后提供给 负载。当磁浮列车静止时，附加发电线圈上输出的电压与相对切割速度成正比，因此控制 注入的三相高次谐波电流的频率和幅值就可以实现对附加发电线圈上输出电压的控制，从而 实现列车故障停车情况下车载蓄电池的充足供电。此方法不用改动地面线路，所需成本较低， 实现方便。 磁浮列车的地面定子和列车上的磁极可以等效为一个长定子的同步直线电机，其等效电 路如圈1 5 所示。“，“m ，“和0 ，k ，分别为辅助逆变器输出的三相电压和电流有效值， k ，三m 为沿线路的馈电电缆每相等效电阻和电感，岛为供电的定子段上未被列车覆盖部 分的每相等效电阻和外电感，7 妊，为每个磁极上附加发电线圈的电阻和漏感，为每个 磁极附加发电线圈所带负载，一共有 厶个磁极带有附加发电线圈，k 为附加发电线圈上流 过的电流，2 为负载如上的电压 图1 5 注入高次谐波电流磁浮紧急供电系统等效电路图 单个磁极附加发电线圈上输出的电流有效值厶为：嘲闸 f h h l 。i h “2 丽赫 式中k 为每个磁极附加发电线圈的自感；上嘶为每个磁极附加发电线圈与三相定子线圈互 感的幅值。k ，上却分别由下式决定：”嘲 4 第一章绪论 k = 三鸬以r 2 ( + 冬) = 2 等k ( 1 z ) = 三胁良r m 昭( + 争= 鲁k c t - 。) 式中，屯为真空磁导率，吃为定子铁心宽度t 为附加发电线圈的极距，即定子极距，m 为每极- f 定子绕组的有效匝数，为每极附加发电线圈的有效匝数； 2 三c 熹+ 毒心三亡一毒唬。蝴一鳓 最小和最大等效气隙；k 。= 风瓦f m 2 ( + 手) 只由磁浮列车尺寸结构决定，可视为常数。 注入的高次谐波电流厶与单个磁极输出功率只。、注入电流频率五及附加发电线罔匝 数| 。，之间的关系如下： 厶篇 3 ，r 五k 。 ( 1 4 ) 根据图t 一5 所示的等效电路可以得到，注入高次谐波电流的辅助逆变器每相输出电压 为： 2 。j ( 强+ + 碍) 2 + ( 2 石五( + 岛+ 詈厶r ) + z y ( 1 - 5 ) = l 、遗七x 式中k 为列车覆益部分定子绕组自感，乘于系数妄是考虑到三相定子绕组之间的互感：碍、 墨为附加发电线圈等效到原边的电阻和电抗；由于列车覆盖部分定子绕组的等效电阻比较 小，在这里可以忽略。r = + + 耳为原边回路总的电阻，由馈电电缆、束被列车覆盖 的定子段、副边折合到原边的电阻组成：也= 2 万五( + o + 昙k ) + 以为原边回路总的 电抗，由馈电电缆、未被列车覆盖的定子段、列车覆盖部分的定子段的电感和副边折合到原 边的电抗组成。 结合式( 1 _ 4 ) 、( 1 - 5 ) ，可以得到注入高次谐波电流的辅助逆变器总容量最为： 最= 3 厶= 3 ， 2 砖2 + 五2( 1 6 ) 辅助逆变器输出的功率因数角为： 第一章绪论 一弋争 辅助逆变器输出的三相有功功率最为： 只= 瓯c o s ( ) 注入高次谐波电流的非接触供电方式的系统传输效率为： ：业 最 1 3 本论文的目的和主要工作 ( 1 7 ) ( 1 - 8 ) ( 1 9 ) 针对磁浮列车低速时车载直线发电机供电不足的问题，提出了注入商次谐波电流的非接 触紧急供电方案，建立了长定子同步直线电机的电路和数学模型。本文针对紧急供电方寨的 工程化应用进行了一系列的分析探索。根据车载蓄电池的各项技术参数，确定了附加发 电输出功率变换与原发电输出供电的组合方法，并进行充电的兼容性设计。研究了磁浮列车 低速无接触供电方案送电效率的提升方法，并利用模拟实验装置验证了效率提升方法的可行 性。根据车上用电的需求，设计注入定子所需的高次谐波的变流容量，包括输出电压、输出 电流及频率：确定了发生高次谐波的功率变换方案，注入高次谐波电流的电力电子变流装置 与原牵引变流装置的兼容性方案。根据实际列车磁极上剩余空闻的大小确定附加发电线圈的 结构设计和电气设计。最后建立了磁浮列车低速无接触供电方案的系统模型。 6 第二章附加发电输出功率变换与原车载充电器的兼容技术 第二章附加发电输出功率变换与原车载充电器的兼 容技术 本章在详细分析了车载蓄电池的各项技术参数和原车载蓄电池充电电路的基础上r 研究 了附加发电线圈输出的蓄电池充电电路确定了与原发电绕组的组合方法，并进行了充电兼 容性的电路设计。 2 1 车载蓄电池技术参数 上海示范线箍个线路上共配置了3 辆磁浮列车。每辆列车按5 节编组，包括2 节端车( 首 车和尾车) 和3 节中间车。每节车有4 组4 4 0 v 的蓄电池，是车辆的主电网，每个电网容量 为1 2 8 k w 。每一组4 4 0 v 蓄电池由3 5 2 节镍镉电池单元串联而成，标称总容量为2 7 a h ，其 它技术参数如表2 1 所示。同时每节车还有4 组2 4 v 的蓄电池，作为车辆的控制电网，每个 电网容量为1 6 k w ，它的电源通过4 4 0 v 电网d c 册c 变换产生。另外，三相交流2 3 0 v 5 0 h z 的电网是车辆的辅助电网，每个电网容量为7 l ( w 它的电源通过4 4 0 v 电网电源三相逆变产 生。 表2 14 4 0 m 蓄电池技术参数 4 4 0 v 蓄电池技术参数 电池类型 镍镉( 3 5 2 节串联) 电池容量 2 7 a h 额定电压 4 4 0 v 完全充电最大电压 5 5 0 v 放电最低电压 3 8 0 v 涡流制动最小电压 2 9 6 v 正常运行电压 3 8 0 5 5 0 v 许可电压 2 7 0 6 0 0 v 充电电流 5 0 a 最大放电电流 2 0 0 a 2 2 原车载蓄电池充电电路 原直线发电线圈嵌在悬浮磁铁的槽里面，如图2 1 所示，每个主磁极上有两组串联的线 圈，构成一个独立的发电绕组。发电绕组通过电缆连接到直流发电变流器，并有开关柜进行 7 第二章附加发电输出功率变抉与原车虢充电器的兼容技术 切换。每个发电绕组输出后都经过一套独立的整流电路、d c ，d c 变换、充放电控制电路后连 接到车载蓄电池。五组发电绕组的输出功率变换电路并联后构成一个直流发电变流器，如图 2 2 所示。 图2 1 磁极上原发电线圈分布图 围2 2 直流发电变流器的基本方案 直流发电变流器模块中的d c ，d c 变换环节是一个升压斩波器，其主电路及充电电路如 图2 - 3 所示。升压斩波器将直线发电绕组产生的随运行速度变化的交流电经二极管整流滤波 后得到一个脉动直流电压，采用控制开关管r 的通断占空比来控制流过电感l 的电流基本 实现电感厶的恒流控制( 电感厶的给定值初定为1 3 a ) 。在上述这种控制规律下，流过电感 厶的电流将随输入发电电压的增加而增加，当流过厶的电流超过某个给定值时，以电感厶 的电流为控制目的实现电感厶的恒流控制( 电感厶的给定值初定为2 a ) 。 圈2 - 3 原车载蓄电池充电电路 8 第二章附加发电输出功率变换与原车载充电器的兼容技术 2 3 负载等效电阻计算 由于列车磁极上的发电线圈输出接的是固2 3 所示的蓄电池充电电路，而并非纯电阻， 所以有必要先研究一下蓄电池充电电路的等效电阻模型，以方便分析讨论。 车载蓄电池充电电路相当于一个二极管整流桥加上一个b o o s t 升压轿波电路。磁极上直 线发电绕组感应产生的交流电压经二极管整流和电容滤波后得到一个脉动直流电压；升压斩 波器采用电流控制的方法，通过改变开关管r 的占空比来改变流过电感厶的电流，基本实 现对流过电感厶电流的恒流控制；由于蓄电池两端电压基本不变，所以此充电电路基本相当 于恒功率充电。只是当直线发电绕组产生的正弦电压幅值较低时，如果要实现恒功率充电， 由功率守恒可知此时所需要的输入电流很大，所以此时控制流过电感厶的电流恒流以保护电 路。因此此蓄电池充电电路一般正常工作情况下都处于恒功率充电状态，相当于一个恒功率 电阻阻值随着输入的电压或电流的变化而变化。 根据上面的分析，下面具体计算一下负载等效电阻的大致变化范围： 每节列车正常运行时车辆主要设备的总耗电为1 4 8 k w ，每节列车分为左右两侧，每侧有 8 个支承磁铁，每个支承磁铁有1 0 个带发电绕组的励磁磁极，则充足供电时每个磁极的发电 绕组所需输出的功率为： ：一! ! 墼l ：9 2 5 矿 ”“5 2 8 x 1 0 ” ( 2 1 ) 由2 2 节所述蓄电池充电电路的控制方法可知；电感厶上电流最大为1 3 a ，恒功率充电 也即充足供电时电感厶上电流为2 a 。由b 0 0 s t 电路的性质可知，电感厶上电流的大致范围 为： l 2 爿，1 3 一】 ( 2 2 ) 由2 舞 协， 可得负载等效电阻的大致范围为： e 5 5 q ，2 3 l q 】 ( 2 4 ) 2 4 附加发电线圈使用原充电电路可行性分析 为使电路尽可能简单，考虑直接利用原蓄电池充电电路对附加发电线圈的输出进行变流 后对蓄电池充电，而不用另外为其配置一套变流装置。这样对磁浮列车原供电系统改动较小， 实现起来较为方便简单，更利于工程化应用。 9 第二章附加发电输出功率变换与原车载充电器的兼容技术 由于附加发电线圈的输出与原发电绕组的输出一样，都是正弦的交流电；所以只耍在充 足供电情况下，附加发电线圈输出的电压、电流、频率都在原发电绕组输出的范围之内，就 可以利用原蓄电池充电电路对附加发电线圈的输出进行整流、赢流变流等变换。 夺电压分析 每极原发电绕组输出电压幅值为【5 】： = 2 + 后玩。以v ( 2 5 ) 其中：原发电绕组匝数= 5 4 ：绕组系数k = l ；定子齿槽谐波磁感应强度吃的幅值 鼠。= o t 3 0 4 r ；定子铁芯有效宽度以= 0 1 8 l m ；v 为磁浮列车运行速度，大致范围为 【o ，5 5 0 砌川。 原发电绕组输出电压幅值玑 随着列车运彳亍速度v 的增加而成正比关系增大。当 v = 5 5 0 t m 时，计算可得c o = 9 0 7 5 矿每极原发电绕组输出电压幅值k 的大致范 围为【o ，9 0 7 5 矿1 ，也即原车载充电电路中器件的耐压肯定宽于此范围。 充足供电时每个磁极的发电绕组所需输出的功率只。= 9 2 5 ，负载等效电阻的大致范 围k 【5 5 q ，2 3 l q 】。 充足供屯所需每极输出电压幅值为： 。= 詈- 瓜 ( 2 - 6 ) 计算可得每极输出电压幅值范围大致为：。【1 1 2 矿，7 2 6 矿】c 【o ，9 0 7 5 矿】。所以电 压范围满足条件。 夺电流分析 由于原蓄电池充电电路采用电流控制的方法一控制流过电感厶的电流恒流以保护电 路，因此无论在何种输入电流情况下都不会产生过流损坏器件。 夺频率分析 原发电绕组输出电压频率为： 厶= 6 ， ( 2 7 ) 其中：为原定子电流频率，大致范围为【o ，3 0 0 舷】。所以原发电绕组输出电压频率厶的 大致范围为 o ，1 8 0 0 月】。 附加发电绕组输出电压频率为： 1 0 第二章附加发电输出功率变携与原车载壳电器的兼容技术 厶= 一， ( 2 - 8 ) 其中：五为注入高次谐波电流的频率目前设为最大3 0 0 恐a 所以厶的大致范围为 ( o ，3 0 0 胁】c 【o ，1 8 0 0 娩- 所以频率范围满足条件。 由以上分析可以看出；附加发电线圈可以使用原车载充电电路进行变换，然后对蓄电池 充电。 2 5 附加发电绕组与原发电绕组的连接 由上面的分析可知：附加发电绕组与原发电绕组输出的正弦电压频率不同，因此不能采 用输出直接串、并联的方式，必须经过整流成直流后才能进行连接。 串联方法由于需要为附加发电绕组配置额外的变流装置实现起来问题较多；且因为原 发电绕组与附加发电绕组间有很强的耦合，同时工作时两者的输出电压相较单独一亡作时都大 大降低，实际中供电效率并不高。 并联方法可以实现附加发电绕组输出与原发电绕组输出间的自然切换，选择较高的电压 输出，对原充电电路改动较小，且采用二极管不控整流也较为简单。所以原发电绕组和附加 发电绕组采f i ；| 并联的连接方法。 下面重点讨论一下附加发电线圈对蓄电池充电的具体电路： 2 5 1 增加整流桥将附加发电线圈并入原充电电路 如图2 - 4 所示，增加一个整流桥，并联在原蓄电池充电电路整流桥两端( 图中虚线框部 分) ，使得附加发电绕组输出照流后与原发电绕组整流后的输出并联。 原发 图2 - 4 原、附加发电绕组二极管整流后并联充电电路 第二章附加发电输出功率变拱与原车载充电器的兼容技术 附加发电线圈输出的正弦交流电压，经二极管不控整流输出的脉动直流电压( 馒头波) ， 与原发电绕组的撵流输出的脉动直流电压直接并联；并联后选择两者中瞬时电压较高的电压 输出；并联输出的直流脉动电压经过原充电电路中的滤波电容c i 、c 2 滤波后，输出的直流 电压再经原充电电路中的升压变换电路及控制电路给蓄电池进行充电。 此电路结构简单，对原充电电路改动较小；但由于需要改动原充电电路，实现起来可能 有些许麻烦。 2 5 2 外加小装置将附加发电绕组接入原电路 如下圈2 5 所示，为了不改变原充电电路，为原发电绕组和附加发电绕组各增加一套二 极管憨流电路( 幽中虚线框部分) ，输出并联后接入原充电电路。 闺2 5 增加小装置将附加发电绕组接入电路 此电路的工作方式与前面一种方法的一样；只是增加的小装置使得二极管整流电路有冗 余，原充电电路中的整流桥将不起作用；但此方法不用改动原充电电路，只需要在原充电电 路外增加一个小装置，实现起来较为简单方便。 2 7 本章小结 本章详细分析了车载蓄电池的各项技术参数和原车载蓄电池充电电路；探讨了附加发电 线圈使用原充电电路对蓄电池进行充电的可行性：确定了附加发电线圈输出与原发电绕组输 出的组合连接方法：研究了附加发电线圈输出给蓄电池充电的具体电路，并进行了充电兼容 性的设计。 1 2 塑三兰整堡查堡塑丛斐量垫堡皇至堡塾兰 在每个磁极上绕2 7 0 匝，主极铝箔厚度为o 1 3 r a m ，商度为8 6 r a m ，铝箔层之间有厚度为 0 0 2 5 m m 、耐压等级为4 0 0 0 v 的绝缘膜，外层树脂封装，环脂涂层厚度为2 r a m 。威磁线圈在 磁极上所占的空间宽度为( o 1 3 + 0 0 2 5 ) x 2 7 0 + 2 - 一- 4 3 8 5 m m ，剩余的供附加发电线圈放置的空间 宽度为6 1 5 r a m 。 围磁极上励磁线圈的尺寸 表3 1 励磁线圈技术参数 励磁线圈技术参数 额定匝数2 7 0 匝 主极铝箔厚度 0 1 3 r a m 主极铝箔高度 8 3 m m 主极电阻0 6 6 6 欧姆 端极铝箔厚度 0 1 4 r a m 端极铝箔高度 8 1 m m 端极电阻 0 5 1 欧姆 额定漏磁系数 0 1 6 耐压强度 2 8 0 0 v 3 1 2 副边串联补偿研究 副边串联补偿使得附加发电线圈自感k 的阻抗和串联补偿电容e 的阻抗在谐振频率 处互相抵消，输出电压将不受负载的影响而近似的等于开路电压，从而使副边具有电压源的 特性，即单个磁极负载j x 蔓三皇! ! 堡查选! 垦茎j ! 壁丝堡皇墨堕垫皇 负载电阻( q ) 圈3 - 4 副边串联补偿注入高次谐波电流厶一，与负载电阻的关系图 由图3 - 4 可以看出：副边串联补偿情况下，当附加发电绕组匝数。一定时，负载电阻 r 。越小，充足供电时原边需要注入的高次谐波电流厶一。越小。 馈电电缆每相等效电阻和电感k ，工k 随着馈电电缆接入线路的长度不同而改变，根据就 近原则，由列率靠近端的辅助逆变器进行紧急供电，所以当列车停靠在整个线路中点时t 馈 电电缆接入回路的艮度达到最大，对应的电阻和电感，三r 也为最大值，在注入电流相同时， 所需要的辅助逆变器总的容量最大。在下面的讨论中计算的均是馈电电缆接入长度为总长度 一半即1 5 k m 时的辅助逆变器各项参数。 根据式( 1 5 ) ，辅助逆变器输出的相电压，与负载电阻j 的关系如图3 - 5 所示。从 图3 * 5 可以看出，负载电阻r 口趣小充足供电时辅助逆变器输出的相电压氓一。越小。 负载电阻( o ) 图3 5 副边串联补偿辅助逆变器输出相电压以，与负载电阻的关系图 1 7 一邑三。出删罂霜篁媾精锹料蚤挥 根据式( 1 6 ) ，辅助逆变器容量s 一，与负载电阻如的关系如图3 6 所示a 从图3 - 6 可 以看出，负载电阻如越小充足供电时辅助逆变器容量鼠一；越小。 圈3 - 6 副边串联 偿辅助逆变器窖量瓯一，与负载电阻r 卵的关系图 根据式( 1 - 9 ) ，系统传输效率仇与负载电阻如的关系如图3 - 7 所示。由图3 _ 7 可以看 出，负载电阻越小系统传输效率仉越高 掌 s _ l j l 卜 校 臻 垃 臻 惴 负载电阻( n ) 图3 7 副边串联补偿系统传输效率仇与负载电阻的关系图 由上分析可以看出：副边串联补偿情况下t 当附加发电绕组匝数一定时，负载电阻 足曙越小，充足供电时原边需要注入的高次谐波电流厶一，、辅助逆变器输出的相电压乩一，、 辅助逆变器容量s 一。都越小，系统传输效率仉越高：也即负载电阻r q 越小，系统台勺性能就 越好。 1 8 一弋邑。牙肄椎愀辩盘霹脚举叫校 第三章补偿方法提升非接触供电系统效率 3 1 2 2 辅助逆变器各项参数与附加发电线圈匝数的关系 固定负载电阻k 为6 7 5o ，分析串联补偿情况下，充足供电时辅助逆变器各项参数( 注 入的高次谐波电流厶，、辅助逆变器输出相电压，、辅助逆变器容量s ，、系统传输效 率q ) 与附加发电线圈匝数 k 的关系。 在满足列车主要设备充足供电的情况下，即每个带有附加发电线圈的磁极输l 出功率。 为9 2 5 w t 根据式( 3 7 ) 可以得到副边串联补偿情况下，原边需要注入的高次谐波电流l 。 与附加发电线圈匝数。的关系如图3 3 所示： 附加发电线圈匝数( 匝) 图3 - 8 副边串联补偿注入高次谐波电流厶。与附加发电线圈匝数的关系图 由图3 - 8 可以看山：副边串联补偿情况下，当负载电阻咒。一定时，附加发电线圈匝数 越大充足供电对原边需要注入的高次谐波电流厶一，越小。 根据式( 1 - 5 ) ，辅助逆变器输出的相电压砜一，与附加发电线圈匝数a g 的关系如图3 - 9 所示。从圈3 9 可以看出附加发电线圈匝数n k 越大，充足供电时辅助逆变器输出的相电 压一，先减小都增大，但后面增大幅度很小基本趋于不变。 1 9 寄一：跫廿滔磐避譬蜊融罐脚举世懈 第三章补偿方法提升非接触供电系统效率 摹 苎 瓣 裁 锦 啦 螺 瞒 附加发电线圈匝敦 0 ( 匝) 图$ - 1 1 i q 边串联补偿系统传输效率仇与附加发电线圈匝数 ，昭的关系闰 由上分析可以看出：副边串联补偿情况下，当负载电阻一定时，附加发电线圈匝数 越犬，充足供电时原边需要注入的高次谐波电流矗一。、辅助逆变器输出的相电压氓+ 。、 辅助逆变器容量邑一。都越小，系统传输效率仉越高；也即附加发电线圈匝数 ，二越大，系 统的性能就越好。 3 1 2 3 副边串联补偿设计 有以上两节分析可以得出：串联补偿设计中，负载电阻艮越小、附加发电线圈匝数。 越大，充足供电时原边需要注入的高次谐波电流厶一，、辅助逆变器输出的相电压一。、辅助 逆变器容量邑一。都越小，系统传输效率仇越高；也即负载电阻越小、附加发电线圈匝数 0 越丈，系统的性能就越好a 由于串联完全补偿情况下，流过附加发电线圈的电流，l ，为： 。一一，2 压 俘鼬 由式( 3 8 ) 可以看出：负载电阻越小，恒功率传输情况下需要流过附加发电线圈的 电流，就越大，为保障安全所需要的线圈导线就越粗。由于列车悬浮磁极上剩余的供附加 发电绕组放置的空间有限，所以在一定的负载电阻下，附加发电绕组匝数 k 不能无限 制增大。 下面讨论如何选择设计负载电阻和附加发电线圈匝数，v 毒，使得系统的性能达到最 优： 第三章补偿方法提升非接触供电系统效率 3 1 3 2 辅助逆变器各项参数与负载电阻的关系 首先固定附加发电线圈匝数毒为3 6 匝分析并联补偿情况下，充足供电时辅助逆变 器各项参数( 注入的高次谐波电流， 一，、辅助逆变器输出相电压“一p 、辅助逆变器容量 邑一，、系统传输效率) 与负载电阻的关系 根据式( 3 7 ) 可以得到副边并联补偿情况下- 原边需要注入的高次谐波电流l p 与负 载电阻的关系如图3 - 1 4 所示： 负载电阻冠。( q ) 图3 - 1 4 副边并联补偿注入高次谐波电流厶一，与负载电阻的关系圈 由图3 - 1 4 可以看出：副边并联补偿情况下，当附加发电线圈匝数j 毒一定时，负载电阻 r 。g 越大，充足供电时原边需要注入的高次谐波电流厶，越小。 根据式( 1 - 5 ) ，辅助逆变器输出的相电压以一，与负载电阻如的关系如图3 - 1 5 所示a 从图3 - 1 5 可以看出，随着负载电阻增大，充足供电时辅助逆变器输出的相电压一p 先 减小都增大，但后面增大幅度很小基本趋于不变。 一飞v。黎曾鲻磐惺晷世戮榷脚葚嘣橄 第三章补偿方法提升非接触供电系统效率 e s 幽 删 巽 宅 丑 察 船 制 j 封 鑫 馨 负载电阻( o ) 图3 - 1 5 副边并联补偿辅助逆变器输出相电压一，与负载电阻的关系图 根据式( 1 - 6 ) ，辅助逆变器容量瓯一p 与负载电阻的关系如图3 - 1 6 所示。从图3 - 1 6 可以看出，负载电阻越大充足供电时辅助逆变器容量瓯一，越小。 图3 - 1 6 副边并联补偿辅助逆变器窖量瓯一p 与负载电阻的关系图 根据式( 1 - 9 ) ，系统传输效率与负载电阻如的关系如图3 - 1 7 所示。由图3 - 1 7 可以 看出，负载电阻越大系统传输效率越高。 一可x一。面稚稚锹斟餐挥廿妪叫槭 负载电阻( n ) 匿3 - 1 7 剐边并联补偿系统传输效率7 如与负载电阻的关系图 由上分析可以看出：副边并联补偿情况下，当附加发电线圈匝数。一定时，负载电阻 越大，充足供电时原边需要注入的电流 一，、辅助逆变器输出的相电压一，、辅助逆 变器容量瓯一，都越小，系统传输效率越高；也即负载电阻越大，系统的性能就越好。 3 1 3 3 辅助逆变器各项参数与附加发电线圈匝数的关系 固定负载电阻为6 7 5 f 2 ，分析并联补偿情况下，充足供电时辅助逆变器各项参数( 注 入的高次谐波电流 一，、辅助逆交器输出相电压瓯一p 、辅助逆变器容量瓯一，、系统传输效 率) 与附加发电线网匝数q 的关系。 根据式( 3 7 ) 可以得到副边并联补偿情况下，原边需要注入的高次谐波电流l p 与附 加发电线圈匝数。的关系如图3 - 1 8 所示： 附加发电线圈匝数( 匝) 图3 - 1 8 副边并联补偿注入高次谐波电流 一，与附加发电线圈匝数毒的关系图 ()嚣一。碍凝鼻啦蜒磷 一3。寸嚣脚鲻冒!蛞挂宅 t i o 埘。) 会导致线圈过流损坏- 因此只能选择3 5 r a m 气隙情况的最佳设计，即负载电阻r 昭为5 5f ! 时附加发电匝数q 为 3 4 匝和如为2 3 1q 时嘈为2 2 1 匝。 另外，副边并联补偿电路中 回路的品质因数q 为： g 2 面r a 石g 1 8 ) 第三章补偿方法提升非接触供电系统效率 并联完全补偿所需电容容值e 为： q 。丽l ( 3 - 1 9 ) 并联补偿电容两端所要承受的电压。为： 一p = 一p = 只。如 ( 3 _ 2 0 ) 表3 4 所示是负载电阻分别取最小值( 5 5 q ) 和最大值( 2 3 1q ) 时设计的附加发 电线圈最佳匝数口。和计算出的一些系统主要参数值： 表3 4 并联补偿两种不同设计情况下各主要参数表 r n o g 气隙注入电流逆变器容量效率补偿电容电容电压 ( m m )( a )( m 、r a )( )( u f )( v ) ( 0 ) 1 0 5 8 7 9 5 8 41 8 1 8 8 3 4 7 1 3 3 5 53 4 3 5 5 8 7 95 3 4 1 8 1 2 4 4 2 7 1 - 3 3 1 0 5 8 9 7 5 8 71 8 0 2 ，0 9 4 6 2 2 5 2 3 12 2 l 3 5 5 8 9 7 5 3 71 8 0 5 7 8 4 6 2 2 5 由表3 - 4 可以看出：副边并联补偿两种不同设计情况下，充足供电时原边需要注入的高 次谐波电流厶p 、辅助逆变器容量晶p 、系统传输效率都是差不多的；所需的补偿电容 容值q 、电容耐压一p 差异较大负载电阻为5 5 q 附加发电绕组。为3 4 匝设计 情况较2 3 l oj v 。2 2 1 匝所需的补偿电容容值大、但耐压低，因而两种设计情况下所需电 容的体积及选择的难宣程度应该差别不大。一定的设计情况下，1 0 r a m 时充足供电所需注入 电流的有效值厶。、逆变器容量s 。、效率r p 都和3 5 m m 时差不多；两种气隙情况下所需 的补偿电容容值c 。差异较大，电容需要的耐压。一样。 由表3 4 与表3 - 2 对比可以看出：一定负载电阻疋，情况下，副边串联补偿设计的展佳 匝数 k 大于并联补偿，因而完全补偿时所需的补偿电容小于并联补偿、但耐压较高；副边 串联补偿的最佳设计工作于l o 气隙情况下的系统性能明显的优于并联补偿时，但工作于 3 5 m m 气隙情况下的系统性能跟并联补偿时差不多。 3 2 原边补偿研究 磁浮列车的原边一侧是长轨道，线路上的漏感非常大，导致电流在漏感上的压降非常高， 因此有必要采取一定的方发补偿线路掉渭感上的压降，从而降低原边的电压等级。袭3 - 5 给 3 l 第三章补偿方法提升非接触供电系统效事 出了注入电流频率矗为3 0 0 h z 、气隙为3 5 r a m 、附加发电绕组匝数q 为3 6 匝、负载电阻 为6 7 5 f l 情况下，副边串、并联完全补偿后，原边回路各阻抗的大小分布。表中：，三p 为 沿线路的馈电电缆每相等效电阻和电感，o 为供电的定子段上耒被列车覆盖部分的每相 等效电阻和外电感。 r ，五为附加发电线圈等效到原边的电阻和电抗，k ，k 为列车覆盖 部分定子绕组的电阻和电感。 袭3 - 5 剐边完全扑偿后原边回路各阻抗大小一览表 轴 r f r o skl , ix r l ( q ) t 1 )( t 1 )( 0 ) ( m h )( m h )( q ) ( m h ) 副边串联补偿 o 0 5 1 o o 3 7 51 9 6 3 o o 2 6 0 1 _ 0 40 5 7 4很小 副边并联补偿 0 3 9 ( 0 - - 0 7 0 、( 3 7 0 ) 0 1 4 1( 0 4 9 0 ) 3 2 1 原边串联电容补偿 由于磁浮列车的原边侧为定子导轨在列车运行中会接入不同的定予段，所以无法采用 并联电容的方式补偿漏感，因此采用串联电容补偿的方式，电容上的压降将补偿掉漏感上的 压降，从而降低原边的电压等级。但是采用此方法，只适用于磁浮列车停车辅助逆变器单独 接入( 气隙3 5 r a m ) 情况；当列车正常运行( 气隙l o m m ) 时，需要主逆变器与辅助逆变器 并联同时接入，若在辅助逆变器输入端串联电容则会对列车运行产生影响，因此列车正常运 行时不能采取此方法补偿原边电路。 下面对气隙3 5 m m 时，系统的等效电路进行分析。原边回路采用电容串联补偿后的等效 电路如图3 - 2 2 所示。其中乙= r ，+ 工y ，为副边折合到原边的等效阻抗。馈电电缆的每相等 效电阻和电感不是个常值，它由磁浮列车的故障停车点与辅助逆变器之问的距离而定，当 列车停在整个线路的中点时，接入回路的馈电电缆电阻和电感为最大。 馈电电垃每相 段定于每相列车疆盖部分定子绕副边折合到原 等触电阻和电感 等靛电阻和外电感 组等效电阻和电感边的等效阻抗 凰3 - 2 2 原边回路电窖串联补偿后的等效电路图 根据表3 - 5 ，由于馈电电缆的等效电阻和电感是一个变量且非常小，列车覆盖部分定子 绕组的电感和副边折合到原边的等效电抗也都很小，因此原边串联电容主耍用来补偿列车所 在供电定子段上三相绕组的漏感。 第三章补偿方法提升非接触供电系统效率 表3 - 6 、3 7 分别给出了在副边串、并联完全补偿情况下，计算出的列车停落( 3 5 m m 气 隙) 时原副边都补偿，列车正常运行( 1 0 m m 气隙) 时只补偿副边不补偿原边的各设计主要 参数。 表3 _ 6i 边串联完全补偿情况下各设计主要参数衰 月昭 n 。g 气隙 注入 逆变器容量( m 、，a ) 效率 副边补电容 ( m m ) 电流偿电容电压 ( q )( a ) 原边未补偿原边补偿 ( ) ( u f )( v ) l o1 9 9 00 8 7 66 5 91 2 15 7 0 2 5 59 2 3 55 5 0 o1 9 42 0 1 73 3 3 52 0 6 3 1 01 9 8 10 8 7 06 6 1o 2 8 53 7 3 0 2 3 15 9 9 3 55 4 7 41 9 32 0 - 3 2 0 7 8 71 3 5 0 袭3 - 7 副边并联完全补偿情况下各设计主要参数表 n d g 气隙 注入 逆变器容量( m r a ) 效率 副边补电容 ( m m ) 电流 偿电容电压 ( q )( a ) 原边未补偿 原边补偿 ( ) ( u f )( v ) 1 05 8 7 95 8 4 1 8 18 8 3 47 1 3 3 5 53 4 3 55 8 7 92 1 7 1 8 i2 4 4 27 1 3 3 1 05 8 9 75 8 7 1 8 o2 0 94 6 2 3 2 3 12 2 1 3 55 8 9 72 1 8 1 8 05 7 84 6 2 3 由表3 6 、3 - 7 可以看出原边补偿能明显的减小充足供电所霈的辅助逆变器容量s 。， 但相较只有副边补偿时系统的传输效率巩并没有提高。副边串联补偿情况下辅助逆变器容 量墨。可以减小到1 9 3 m ，并联补偿情况下可以减小到5 8 4 m 、r a ；相较原副边都无补偿 时的2 6 8 m v a 都有了很大的改善。 由图3 2 2 可得，原边补偿电容容值c ，为： q r2 瓦丽i 右丽 。也” 原边补偿电容的耐压 ，0 为： 钆赢 。之2 由式( 3 _ 2 1 ) ( 3 2 2 ) 计算气隙为3 5 m m 、注入电流频率五为3 0 0 h z 时，充足供电情况 下原边补偿所需电容容值c 。= 1 2 6 6 订，副边串联补偿情况下电容耐压 ，= 2 3 1 0 3 y 、并联补偿情况下电容耐压一p = 2 5 x l 0 3 矿。 第三章补偿方法提升非接触供电系统效睾 3 2 2 从副边补偿原边的可行性分析 采用在辅助逆变器输入端串联电容补偿原边电路的方法，只适用于磁浮列车停车辅助逆 变器单独接入的情况，当列车正常运行时需要主逆变器与辅助逆变器同时接入则不能采取此 方法补偿原边回路。 由于附加发电线圈回路对原边的影响可以通过折合的阻抗z ，来体现，如图3 - 2 3 ，所以 研究可否通过选择合适的副边回路性质，使得可以利用z ，补偿掉原边回路的漏感，从而使 得系统性能摄优。 馈电电缓每相 一段定子每相列车疆盖部分定子绕剐边折合到原 等效电阻和电感 等娥电姐和外电瘟 组等效电阻和电盛边肿等效阻抗 圈3 - 2 3 副边折合到原边的等效电路圈 3 2 2 1 副边串联补偿时 副边串联补偿情况下副边折合到原边的等效电阻耳一。、电抗墨一。表达式分别如下 钆2 i 南耙u ( 3 _ 2 3 ) 只一，一未氅扣枷： ：。， 一2 + ( 2 石五k 一赤) 2 4 。“ 图3 2 4 、图3 - 2 5 分别为气隙为l o m m ，五为3 0 0 h z 时，如= 5 5 q ，= 9 2 匝设计 情况下，副边等效电阻耳一，、电抗4 一。与副边串联补偿电容e 的关系 第三章补偿方法提升非接触供电系统效率 串联丰卜偿电稃c ( ，。) 田3 _ 2 7 = 2 3 1 q ，目= 5 9 9 匝设计情况下副边等效电抗x ，一，与串联补偿电容e 的关系 由图3 2 4 图3 - 2 7 可以看出：副边串联补偿的两种设计情况下副边完全补偿时，副 边折台到原边的等效电阻最大( 耳。= 3 1 0 ) ，等效电抗墨，= o ；等效电抗最小可达到 z ，= 一1 5 5 7 5 q ，此时等效电阻b ，仅为1 5 q 。由于原边回路电抗为2 2 2 3 2 6q ，副 边等效电抗最小( 五。= 一1 5 5 7 5 0 ) 时也无法完全补偿，且等效电阻严重的减小还会大大 降低系统的电能传输效率。 3 2 2 2 副边并联补偿时 副边并联补偿情况下，副边折合到原边的等效电阻耳一p 、电抗4 一p 表达式分别如下： 2 再瓦知下砑扣五u ( 3 _ 2 5 ) 一篙豢耥扣脚，粕， “。” 一( 2 碱) 2 k c p 2 + ( 2 ，r 五k ) 2 4 ”“锄坼一“ 图3 2 8 、图3 2 9 分别为气隙为l o m m ，五为3 0 0 h z 时，= 5 5 q ， k = 3 4 匝设计 情况下，副边等效电阻尽一，、电抗置一，与副边并联补偿电容q 的关系图： 苎三兰! 些查鎏量茎i ! 堡墅堡皇墨竺塾墨一一 并联补偿电容c ，( f ) 图3 _ 2 8 = 5 5 q ，? = 3 4 匝设计情况下1 0 边等效电阻耳一p 与并联补偿电容c p 的关系 并联补偿电容c 。( ，) 圉3 2 9 = 5 5 q ，? = 3 4 匝设计情况下剐边等效电抗丑一p 与并联补偿电窖c ，的关系 图3 - 3 0 、图3 3 1 分别为气隙为1 0 m m ，z 为3 0 0 h z 时，= 2 3 1 q ，二= 2 2 1 匝设计 情况下t 副边等效电阻b 一，、电抗墨一，与副边并联补偿电容q 的关系图： 一g一。时盛口鞍船星划唾磊啦鞲封面 第三章补偿方法提升非接触供电系统效率 图3 3 2 磁浮列车供电系统原副边去偶后的等效电路图 由于互感上k 很小，气隙为l o m m 、注入电流频率五为3 0 0 h z 、附加发电线圈毒为 1 0 0 匝时等效电抗只有o 2 6 0 ( 气隙越大、注入电流频率越低、附加发电线圈越小，互感厶。 的等效电抗越小) ，远远小于负载电阻如( 最小值为5 5 q ) 并联部分电路的电流基本都是 从丘。 上流过，所以无论副边( 负载电阻如支路) 用多大的电容补偿，从原边看来都还是 显感性的。因此无法从副边补偿原边。 由以上分析可知；原边只能采用在辅助逆变器输入端串联电容补偿的方法一在磁浮列 车停车( 气隙3 5 m m ) 时接上电容原边补偿，当列车正常运行( 气隙1 0 m m ) 时断开电容原 边不补偿。 3 3 副边补偿电容选择 由3 1 _ 节副边补偿的分析可以看出，无论是串联补偿还是并联补偿气隙为1 0 m m 和 3 5 m m 两种情况下副边完全补偿所需的补偿电容容值都相差很大，考虑工程化要求选择一致 的补偿电容。下面分析研究如何选择副边补偿电容使得两种气隙情况下都充足供电时所需的 逆变器容量摄小，即使得逆交器电流、电压在不同气隙下最大值的乘积( l ) 最小。 3 3 1 不同气隙情况下选择相同的注入电流频率 设定不同气隙情况下注入高次谐波电流频率五都为最高频率3 0 0 h z 。由于3 1 节讨论计 算中，不同负载电阻下最佳匝数 k 都是在副边完全补偿的情况下得到的；如果要在 1 0 m m 和3 5 m m 两种气隙情况下选择一致的电窖，则两种情况副边不可能都完全补偿，所以 3 1 节设计出的匝数可能不是最优值。 因此采用如下方法设计选择一致副边补偿电容情况下的附加发电线圈最佳匝数q ：在 一定负载电阻情况下，首先计算不同匝数下使得( ) 最小的补偿电容及最小的 ( l u ) ：然后不同匝数比较选择最小的( l ) ，以及对应的附加发电绕组匝数。和 副边补偿电容。 3 口 第三章补偿方法提升非接触供电系统效率 表3 _ 8 所示为五= 3 0 0 丑i 时计算