闫俊杰 ，张亮亮 ，王燕飞

（国家能源集团包头能源公司 万利一矿，内蒙古 鄂尔多斯 017000）

井下供电系统主要采用井下中央变（配）电所——采区变（配）电所——移动变电站——工作面配电点的供电方式。对煤矿供电系统一般要求是不仅要可靠、安全、经济，而且要保证良好的供电质量和足够的供电能力[1]。

对于大型矿井，采掘工作面的供电距离越来越远，一些掘进工作面的设备与配套供电电源的距离甚至达到2 000～3 500 m。在如此长的供电距离上，电机运行时的无功和有功电流导致的线缆压降很大，造成供电线缆末端负载侧的端电压很低。依据GB/T 12325—2008《电能质量供电电压偏差》标准规定，当三相供电电压等级≤10 kV 时，供电电压允许偏移为额定电压的±7%[2]。然而井下长距离供电系统往往难以满足此要求，供电距离过长时电机甚至难以起动。

目前电力系统常用的减少电压波动的常用方法有：发电机端调压、无功补偿装置调压、改变电力系统网络参数调压、变压器调压等[3]。发电机端调压通过调整发电机励磁来满足近距离机端负荷或直送负荷电压需求，而对供电范围大、有多级变压的煤矿供电系统并不适用[4]。无功补偿装置调压是通过并联或串联无功补偿设备，如调相机、电容器、电抗器和各类静止补偿器等，来平衡系统无功功率，从而减少线路损耗并稳定电压；然而井下10 kV 供电系统电缆截面较小，线路电阻值较大，补偿无功功率的方式调压幅度有限，难以满足要求。改变电力系统网络参数调压是通过改变电网的导线截面、接线方式、并列运行变压器台数、接入电网设备的参数等来实现调压，这种调压方式一般适用于中高压电力系统，对于井下低压供电系统并不经济。变压器调压通过改变变压器变比实现调压，一般分为2 类：无励磁调压和有载调压；无励磁调压需要变压器停电来切换分接头，即无载调压；有载调压可以带负荷切换分接头。煤矿综采工作面负荷变化较频繁，且掘进工作面除检修外不允许断电，而有载调压范围大，调压原理简单，因此是较为适合煤矿井下的调压方式。

为此，通过对万利一矿长距离供电系统的研究，提出了一种基于“自耦变压器+补偿调压器+补偿变压器”的补偿调压结构的电压综合调控方案。

1 万利一矿长距离供电现状

1.1 线路电压降落

由于煤矿井下采掘连运等大功率负载多，且负载转矩波动较大，异步电动机启动时会出现线路电压降低，对其他用电设备造成影响，长距离供电情况下，电缆长度大，线路压降明显，严重时导致电机无法启动，影响生产和工人安全。

不计线路分布电容影响时，供电线路的等值电路可用阻抗R和感抗X表示[5]。线路首端相角设为0；则线路电压降落 ΔU˙为：

式中：I˙ 为设线路电流相量；R、X分别为供电线路的等值电路阻抗、感抗；j 为虚数单位；P1、Q1分别为线路首端有功功率、无功功率；U1为线路首端电压幅值。

在实际工程运用中，虚部很小，可以忽略不计，设电流幅值为I，相角滞后首端电压 φ角度，则供电线路末端电压幅值U2为：

可见供电线路末端电压与线路首端电压、首端功率和线路阻抗参数有关。

1.2 万利一矿长距离供电系统等效电路参数

万利一矿某掘进工作面供电系统简图如图1。

图1 万利一矿某掘进工作面供电系统简图Fig.1 Sketch of power supply system of a tunneling face in Wanli No.1 Mine

42 煤三盘区变电所将10 kV 高压送至42304主辅运输巷10 联巷配电点，经10 kV/1.14 kV 移动变电站（KBSGZY-2000/10）降为1 200 V。输电电缆（MYP-3×150+1×70/1 140 V）长度为1 600～3 000 m，线路末端经100 m（MYP-3×70+1×25/1 140 V）和120 m（MYP-3×70+1×25/1 140 V）电缆支路为546 kW掘锚机和322 kW 电机车供电。掘锚机型号为MB670/230，一号电机车型号为LY2000/980-10，下文简称为电机M1、M2。

考虑到井下供电系统输电距离最高能达到3 000 m，以此长度作为当干线电缆长度，经计算移动变电站等效内阻抗为（0.003 49+j0.036） Ω，长距离电缆线路等效阻抗（0.396+j0.294） Ω，电动机M1和M2额定运行后等效阻抗分别为（2.63+j1.22） Ω和（2.86+j1.06）Ω，额 定 启 动 时 分 别 为（0.124+j0.954 5） Ω 和（0.138+j0.638 2） Ω，空载状态下分别为（5.66+j20.590） Ω 和（6.01+j16.420） Ω。

1.3 万利一矿供电线路末端电压

由于万利矿掘锚机和一号车移变二次供电系统末端电动机工作在掘进独头巷，工作环境非常恶劣，无法采集三相电压。因此拟通过供电线路首端电压和电流，通过电力系统稳态分析方法，推算出末端电压[6]。

只考虑线路末端电压的幅值，可以不考虑相位，因此可用1.1 节所给的方法提出末端电压幅值U2的计算公式，代入等效电路数据得：

当长距离供电干线长度为3 000 m 时，不同工况下电动机运行参数见表1。

表1 不同工况下电动机运行参数Table 1 Motor operating parameters under different working conditions

经计算仿真可知不同负载转矩条件下万利一矿长距离供电功率因数现状为：电动机工作在30%额定负载时功率因数最大，为0.873 9；当负载转矩超过30%额定负载时功率因数降低，如40%额定负载时为0.573 9，表明电动机已工作在欠压状态；100%额定负载时功率因数仅为0.581，严重影响了用电效率，不仅不经济而且会使转子电流增大，威胁绝缘，引起发热和振荡等问题，严重影响电机寿命和生产安全。

2 长距离供电系统电压综合调控方案

2.1 调压设计思路

由上述分析可知，长距离输电电缆带来的电压损耗，使得采掘工作面电动机工作电压难以满足要求，在满载时电动机端电压甚至只能达到额定值的60%，电动机负载功率因数也因此大打折扣，大大降低了工作效率和经济效益。此外，电机空载时的启动电流会达到额定电流的4～7 倍，会对电网上其他电气设备造成不良影响，因此异步电机多采用降压启动而不能直接启动，于是就需要在移动变电站二次侧进行电压调整。

关于调压设计方案，可以从以下3 种思路设计：

1）第1 种方案：移变调压法。即改换移动变电站，增大移动变电站二次线圈电压等级，考虑负载波动需要有载动态改变移动变电站二次侧输出电压，因此要做成有多个抽头的采用无弧触点的移动变电站，这种方案无法平滑调压，且需要根据负载需要重新设计整个移动变电站，通用性差且成本过高。

2）第2 种方案：直连调压器调压法。在移动变电站二次侧增加直连调压器，由调压器二次绕组直接对负载供电，可做成柱式调压器通过电刷划过绕组柱不同位置实现平滑调压，但这种有调压器直接供电的拓扑结构要求调压器容量与移动变电站容量相同，且需要调压器二次绕组直接承受（1 140±1 140×30%）V 的电压和全部负载电流，这样一来调压器铁芯和绕组将比移动变电站的还大，每匝绕组承受的电压和载流量都会很大，不仅制作成本高体积大，而且高电压大电流容易在电刷上产生火花和电弧，安全系数低。

3）第3 种方案：在移动变电站二次侧增加分流支路，在支路上增加调压器称为调压支路，然后在调压支路末端通过变压器与主供电线路串联进行补偿调压，以下简称为补偿调压法。此方案中调压器在支路中，只需承受部分负载电流和±30%的输入电压，安全系数高，且成本较低。

综合万利一矿长距离供电现状及需求，宜采用第3 种方案即补偿调压法。

2.2 补偿调压的方案设计

基于补偿调压原理提出的“自耦变压器+补偿调压器+补偿变压器”的拓扑图如图2。

图2 补偿调压方案拓扑图Fig.2 Topology of compensated voltage regulation scheme

整个补偿调压方案由降压自耦变压器、补偿调压器、补偿变压器3 部分共同实现。降压自耦变压器选用单台三相自耦变压器，一次侧连接方式为YN，即带中性点Y 形连接。一次侧端子接至移动变电站上低压馈电开关的输出端子上，二次侧端子接至补偿调压器的一次侧端子。降压自耦变压器将1 140 V 电压降为660 V。中间的补偿调压器由3 台独立的单相自耦调压器组成，一次侧为YN 形连接，二次侧输入互不连接。二次侧2个端子均和滑动电刷相连，随着触头位置的变化可以实现输出0～±380 V 电压。补偿变压器由3台独立的单相隔离变压器组成。每台单相调压器二次侧端子分别与3 台单相隔离变压器一次侧端子相连，补偿变压器二次侧输出线圈直接串联到1 140 V 电路中，实现电压叠加[7-10]，串联后的补偿变压器输出端子即为整个调压器的输出端子，输出电压为移动变电站的输出电压和调压器输出电压之和，即（1 140±1 140×30%） V。

整个调压器拓扑中，降压自耦变压器和补偿变压器应是变比固定的变压器，前者起电压变换的作用，后者隔离高低压侧并叠加电源电压，而起调压作用的补偿调压器是调压器的核心组成部分。调压器调整电压，就是通过改变补偿调压器电刷触头的位置来完成的。因此，分析调压器工作原理时，重点着眼于补偿调压器。

补偿调压器作为整个调压器的核心部分应采用柱式调压器结构，通过改变一、二次绕组的匝数比来达到调压的目的，机械行业标准调压器部分[11]就是通过改变电刷与柱状绕组磨光表面的接触位置来改变一次、二次绕组的匝数比，以达到调压目的；文献[12]对此有详细论述。普通柱式调压器与补偿调压器接线图如图3。

图3 普通柱式调压器与补偿调压器接线图Fig.3 Wiring diagram of ordinary column regulator and compensating regulator

普通柱式调压器高压侧为YN 型或Y 型接线，低压侧为YN 接线；然而本方案所用补偿调压器与普通柱式调压器接线方式不同，应由3 台单相自耦调压器组成，高压侧接线为Y 型，低压侧输出互不连接，且高低压侧无公共端，输出侧应采用2 个触点都是活动电刷的形式，分别位于柱式绕组的前后排，取两电刷之间的电压差作为补偿调压器的输出电压，两电刷位置交叉时即可实现升压与降压的转换。

补偿调压器缠绕着铜绕组的铁芯为立式，其绕组宜采用单层绕制从而加快散热，因此若没有前级的降压变压器，1 140 V 的电压将全部施加在补偿变压器绕组上。若绕组匝数不足，则每匝线圈上分得的电压会过高，电刷在绕组上上下移动时相邻两匝线圈之间是短暂短路的，电压过高会造成短路电流过大，进而导致绕组过热[13]，降低绝缘强度和寿命，甚至有可能产生电火花，危及井下安全。反之若是为了减少匝间短路电流而增加线圈匝数，则会导致柱式铁芯高度过高，因此设计具体匝数时需综合考虑二者制约。

补偿变压器应采用变比380 V/198 V 的隔离变压器，在电路中主要起2 个作用：①实现电压变化，且将输出线圈串联到1 140 V 电路中，实现电压补偿；②起隔离保护作用。

隔离变压器与普通变压器不同的是，我国生产的普通电力变压器基本采用同心绕组，而隔离变压器的初级绕组和次级绕组一般分置于不同的芯柱上，以减小两者之间的电容[14]。也就是说，隔离变压器绕组间的绝缘水平高于普通变压器[15]，而调压器输出端电压最高为1 482 V，采用隔离变压器作为调压系统拓扑的最后一环，不仅实现了电压补偿闭环，也提升了系统的绝缘性和安全性。

2.3 调压逻辑

本方案控制部分采用PLC 作为控制中心，控制可靠性强。当有载自动调压器工作时，其输出侧的供电电缆长度一定，查阅电缆的阻抗参数可以确定电缆总的电阻R和电抗X，然后在控制中心内设定供电电缆的参数。通过测量用电流互感器和电压互感器测得补偿调压后输出侧的电压U1、流过电缆的线电流I和功率因数角φ，将这些采集的信号全部输入到控制中心中进行处理。设定电动机的额定电压US为参考值，根据式（2）可以计算出供电电缆末端的电压U2。将US与U2进行比较，当U2＜0.95US时，控制中心控制调压电刷正向动作对末端电压进行正调节；当U2＞1.05US时，控制中心控制调压电刷反向动作对末端电压进行负调节；当0.95US≤U2≤1.05US时，调压电刷停止动作。

3 补偿调压方案效果

将万利一矿原来线路末端电压与采用基于“自耦变压器+补偿调压器+补偿变压器”的电压综合调控技术后进行对比，调压前后线路末端电压对比如图4，采用补偿调压方案后功率因数如图5，调压前后功率因数随负载变化对比如图6。

图4 调压前后线路末端电压对比Fig.4 Comparison of line end voltage before and after voltage regulation

图5 采用补偿调压方案后功率因数Fig.5 Power factor after using compensated voltage regulation scheme

图6 调压前后功率因数随负载变化对比Fig.6 Comparison of power factor variation with load before and after voltage regulation

图4 中：红色线为调压前的线路末端电压，蓝色是调压后的，低电压阶段为电动机空载启动过程，1.5 s 时80%额定负载投入；可见调压前电动机启动缓慢，整体电压水平较低，带载后压降明显，整个过程电压稳定性差；而调压后电动机启动速度快，整体电压维持在额定水平，带载后压降小，整个过程电压稳定性比调压前显著提高。

由图5 不难发现：电动机功率因数随着负载率接近额定负载转矩而增大，表明调压后带负载能力大大提升；40%额定负载时功率因数升高为0.780 4，100%额定负载时升高为0.935 9，提高至调压前的1.61 倍。

由图6 可见：补偿调压装置投入前系统只能使30%额定负载正常启动和运行；采用补偿调压方案后可以使额定负载满载启动甚至过载启动和运行，且功率因数显著提高。

4 结 语

针对包头万利一矿某掘进工作面供电系统的现状，对线路电压损耗进行了理论计算，对比了不同设计思路从而提出基于“自耦变压器+补偿调压器+补偿变压器”结构的补偿调压技术作为万利一矿长距离供电系统电压综合调控方案；该技术方案可以自动调控线路末端电压，保证线路末端电动机满载启动和正常运行，大大提升了系统带负载能力，稳定了线路末端电压，且使电动机负载功率因数显著提高，提高了用电效率，从根本上解决了万利一矿采掘工作面长距离供电难题。