中速磁浮列車牽引供電方案研究

曾華南，汪萍萍

（中車廣東軌道交通車輛有限公司，廣東江門 529000）

自磁浮交通技術誕生以來，德國、日本、中國等國家都對磁浮交通技術開展了長期不懈的研究。在低速磁浮方面，最具代表性的是日本的HSST系列以及北京地鐵S1線和長沙機場線；在高速磁浮方面，具有代表性的是德國TR系列及我國引進德國技術在上海建成的世界上第一條高速磁浮運營示范線[1-3]。本文從這些具有代表性的磁浮列車牽引供電系統現狀出發，總結現有方案的優點和不足，進而提出適合中速磁浮列車的牽引供電方案，并通過與北京地鐵S1線的低速磁浮列車直線感應電機對比，驗證新牽引供電系統的優勢。

1 現有磁浮列車牽引供電系統

1.1 高速磁浮列車

以上海磁浮列車示范運營線為例，其磁浮形式屬于常導吸引式（EMS），采用長定子直線同步電動機提供牽引驅動力[4]。長定子鐵心及繞組沿T型支承梁軌道連續布置；懸浮和牽引電機的勵磁電磁鐵布置在車上，此電磁鐵既是懸浮電磁鐵又是電機的勵磁磁極；三相長定子繞組電流產生行波磁場，與勵磁磁場相作用，從而實現對磁浮列車牽引力的有效控制。作為可控型懸浮電磁鐵，與長定子鐵心形成磁路，提供可調的磁吸引力，以保證車輛的懸浮氣隙；T形梁翼緣兩側面為導向軌，安裝在車體上的導向電磁鐵通電后將與之產生吸引力，即可控制列車位于道路中間。

供電系統及其控制系統設置在牽引變電站中，根據外部條件對牽引能力的不同要求，牽引系統可以有不同的配置方案，上海磁浮列車示范運營線正線采用三步法，其他區域（包括2個車站內部、正線與維修基地的往返線路以及維修基地內部）采用兩步法。根據定子段換步方法的不同，采用三步法時，牽引功率模塊包括3 個變流器單元；采用兩步法時，包括2個變流器單元。根據運行控制系統的要求，分段對磁浮列車所在的定子段軌道供電。

1.2 低速磁浮列車

以北京地鐵S1線磁浮列車為例，其采用短定子直線感應電機，電磁鐵與F型鋼軌形成閉合磁路，當線圈中通有直流電流時產生磁通，從而在氣隙中產生磁拉力（吸力）使車輛懸浮；當列車通過曲線時車輛發生橫向偏移，氣隙磁通為保持上下2個鐵心的對中位置（即磁阻最小的位置），由同一閉合磁路產生橫向電磁分力（即導向力）與離心力平衡[5]。電機定子三相繞組布置在車上兩側，其轉子結構簡單，由厚4 mm左右的鋁板鋪設在線路與車上定子位置相對應的兩側[6]。

動力電源（VVVF逆變器）裝在車內，從地面供電軌（DC1500V）取得電能，地面與磁浮列車之間安裝受流器，通過列車受流器，經濾波電抗器后進入牽引逆變器逆變成頻率和電壓幅值都可變的VVVF電源給直線感應電機初級三相繞組供電。

1.3 存在的不足

高速磁浮列車一般采用長定子直線同步電機進行牽引，其主要存在以下3點不足：一是需要主動導向，系統太復雜，導致故障發生的幾率增加，降低了列車運行的靈活性和穩定性；二是電機的轉子安裝在車上，電機的定子沿整個線路鋪設，線路選擇不靈活，軌道造價高；三是轉彎半徑大，不適合市內交通，比如德國TR08型高速磁浮列車實際轉彎半徑達530 m。

低速磁浮列車一般采用短定子直線感應電機進行牽引，其牽引效率低（一般在0.6左右），尤其在低速時比較明顯[7]。其原因主要有以下2個方面：一是直線感應電機的初、次級間的氣隙較大，約15 mm；二是感應電機初級鐵心兩端開斷，短定子的三相繞組不搭接，引起氣隙磁場在定子兩端的磁密下降，從而產生端部效應。受限于端部效應的影響，低速磁浮列車的最高速度只能達到120 km/h左右，此時電機不具備加速能力。

2 中速磁浮列車牽引供電方案設計

日本HSST磁浮列車運行速度通常在150 km/h以下，德國TR型高速磁浮列車主要用于長干線的客運交通系統，從經濟適用性來看不適合城市軌道交通，因此有必要研究一種新型的中速磁浮列車（150～400 km/h），達到與低速磁浮列車和高速磁浮列車的優勢互補。牽引供電方案是磁浮列車的核心技術之一，本文基于低速磁浮列車及高速磁浮列車牽引供電系統的特點，設計適合中速磁浮列車的牽引供電方案。

2.1 牽引電機

2.1.1 牽引電機次級

為達到提速和節能的目的，借鑒高速磁浮列車的優點，中速磁浮列車采用直線同步電機驅動。永磁體組合結構的永磁陣列能將磁場集中于一側提高永磁體的利用率，同時通過對永磁陣列進行特殊排列，既能保證次級磁場為標準的正弦分布，還能在牽引系統作用下提高列車運行的平穩性[8-10]。基于上述特點，中速磁浮列車的電機次級采用永磁體組合結構，此外這種結構的電機次級是完全無源的，工作時不需要消耗電能，有利于大幅減小車載電網的容量，降低車載供電系統的成本。

考慮到低速磁浮列車的轉向架底板與軌道之間有較大空間，原有的轉向架底板、懸浮導向模塊、軌道等都不需改動，轉向架部分僅需改動防滾梁，經過比較分析可在轉向架的中部安裝電機次級，且為了不因增加直線同步電機而對車輛在側向的自由度造成約束，次級選用水平安裝方式[11]。

2.1.2 牽引電機初級

中速磁浮列車的運行速度高于低速磁浮列車，電機的初級采用與高速磁浮列車類似的無機械接觸長定子結構，對應安裝在次級下方。中速磁浮列車電機的初級電纜選擇空心線圈，通過安裝在軌道中部的線槽固定，線槽采用不導電不導磁材料，定子電纜的排布如圖1所示。長定子由軌枕支撐，軌枕由導磁材料制成。直線同步電機定子線圈及不導磁的槽形支架安裝在既有鋼質軌枕上，這些軌枕對電機磁場分布略有影響，與車上永磁體之間會有吸引力，但影響較小，在本設計研究中給予忽略。

2.1.3 牽引電機整體結構

永磁體組合結構的直線同步電機次級利用原中低速磁浮列車懸浮架防側軌梁結構改變懸浮磁鐵模塊的橫向搭接關系和約束條件，影響了走行部通過小半徑平曲線和緩和曲線的通過性能，但低速磁浮列車的懸浮導向系統在側向沒有施加主動控制，仍能夠滿足中速磁浮列車通過小半徑彎道和列車懸浮能力的要求，因此可沿用低速磁浮列車的懸浮導向系統。

在正弦波激勵下，電機初級長定子產生的作用力很小；電樞繞組產生磁場的閉合磁路磁阻很大，電樞繞組電感小，對次級永磁體形成的主磁場影響小，即電樞反應小；在定子繞組散熱良好的條件下，電機具有強過載能力，電流可以達到5～10倍額定值，而不會產生磁飽和現象。次級永磁體與空心長定子之間不產生磁吸引力，不會對磁浮力產生影響，也不會增加磁浮系統的功耗[12]。

綜上所述，中速磁浮列車牽引供電系統可采用空心線圈永磁體電磁混合磁懸浮的方案，該方案組合了同步電機中間驅動及導磁軌U型永磁，電機結構三維示意圖如圖2所示，列車橫截面示意圖如圖3所示。

2.2 牽引供電系統

2.2.1 系統組成

中速磁浮列車的牽引供電系統主要由長定子永磁直線同步電機、控制系統、變流系統和供電設備組成，把公用電網的交流高壓電通過變壓器降壓后整流成直流電，再由逆變器逆變為電壓、頻率可調的交流電后通過饋電電纜和開關站供給線路上的長定子線圈。線圈中的交流電流產生氣隙行波磁場，牽引列車前進。中速磁浮列車的牽引供電系統框架如圖4所示。

2.2.2 分區牽引供電方案

中速磁浮列車采用長定子永磁直線同步電機作為驅動電機，其運行特點決定牽引變流系統必須采用分區牽引供電技術方案。與一般電機特性不同，長定子直線同步電機的定子繞組中，其定子漏抗遠大于定子繞組的主電抗。漏抗產生的壓降使電機端電壓升高，同時繞組電阻的電能損耗直接影響著牽引供電系統的效率，分段供電可克服上述缺點[13]。基于當前已有的磁浮列車試驗線，本次設計的分區牽引供電方案如圖5所示。

（1）該方案設1個牽引變電所，供電電壓為AC 6.3 kV，經輸入開關柜和牽引變壓器后接入牽引變流系統，牽引變流系統由1個整流單元和3套牽引逆變單元（TCU）組成。牽引變壓器及整流器將公用電網的三相交流電轉為逆變器所需的直流電，3臺逆變器將直流電轉化為3路獨立的電壓頻率可調的交流電，經過饋電電纜及軌旁開關站（SS）為長定子電機初級電樞供電，進而驅動車輛運行。

（2）變流器及其控制系統設置在牽引變電站中。牽引分區1電機定子段采用單端供電方式，由牽引變流器 1與變流器2交替給相鄰的定子段供電。牽引分區2電機定子段由牽引逆變單元3單獨供電。

（3）牽引供電核心控制部位通過中央控制系統（PCU）與輸入開關柜、制動斬波器、運行控制系統相連，邏輯控制單元（MCU）通過定位測速系統實現對軌旁開關站的邏輯開斷控制。

2.2.3 分段供電原理

為保證列車的加速能力同時降低牽引變電站容量，在列車的行駛過程中采用定子段換流的方法，通電的定子段隨列車的位置而切換，分段供電原理如圖6所示。當列車即將運行在定子段1上，此時閉合S1，由定子段1進行單獨供電；當列車運行到接近定子段2的一定位置時，閉合S2，此時由定子段1、定子段2同時進行供電；當列車駛離定子段1并與其有一定距離時，斷開S1，此時由定子段2進行單獨供電，以此類推；隨著列車的不斷前進，相鄰的定子段依次供電。

2.3 牽引電機效率仿真計算

為檢驗所設計永磁直線同步電機的性能，對其牽引效率進行仿真計算。為便于比較，選取低速磁浮列車的感應電機作為參照，并根據該感應電機的額定工況，保證永磁直線同步電機輸出的牽引力使列車運行在相同的速度下，對其牽引效率進行比較。

2.3.1 低速磁浮列車直線感應電機效率核算

以北京地鐵S1線低速磁浮列車直線感應電機為例，根據其工況給定如下條件：

2016年，赫章縣人民政府組織實施增減掛鉤項目3 100畝，其中，交易增減掛鉤結余指標1 300畝，為赫章縣籌集到扶貧工作資金2.34億元，并將節余純收益的80%用于貧困村發展村集體經濟和建設基礎設施。增減掛鉤政策的實施，使赫章縣有指標可整理出來，節余指標交易得出去，為扶貧工作籌集了真金白銀，產生了巨大的經濟和社會效益，實現從“輸血式”扶貧向“造血式”扶貧轉變。

（1）有效值為220 A，頻率為57 Hz的正弦電流源；

（2）初級直線運動速度為70 km/h；

（3）采用二維模型，初級、次級寬度均為220 mm。

計算得到牽引力、相電壓、線圈銅耗和感應板渦流損耗的波形如圖7～圖9所示。

2.3.2 永磁直線同步電機效率核算

中速磁浮列車永磁直線同步電機計算時，給定條件如下：

（1）有效值為550 A，頻率為48.6 Hz的正弦電流源；

（2）次級直線運動速度為100 km/h；

（3）鋁框損耗計算采用50℃下的電阻率3.0E- 8 Ω·m；

（4）采用二維模型，初級、次級寬度均為500 mm。

計算得到牽引力、鋁框及磁鋼的渦流損耗的波形如圖10～圖11所示。

將相同工況下直線感應電機和所設計的永磁直線同步電機效率的仿真計算結果進行比較，結果如表1所示。

表1 不同電機在同等工況輸入條件下仿真性能比較

從仿真結果可以看出，相較于直線感應電機，在輸出牽引力使運行速度相同的工況下，所設計的永磁直線同步電機牽引效率提高約20%。

3 結語

本文通過對現有磁浮列車牽引供電系統研究分析，提出一種適合中速磁浮列車的牽引供電方案。為驗證牽引電機性能，對牽引電機效率進行仿真計算，結果顯示該中速磁浮列車直線同步電機較低速磁浮列車直線感應電機牽引效率提高約20%。該中速磁浮列車牽引供電方案既克服了低速磁浮列車受流接觸對速度的限制，又簡化了高速磁浮列車復雜的結構和控制，同時降低了建造成本，能很好的滿足列車啟動、恒速運行及制動停車等各種運行要求，有望在后續磁浮列車的設計和制造中得到更為廣泛的應用。