Experimental Study on Vertical Bearing Capacity and Cyclic Compression Behavior of Soilbags
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摘要:
土工袋技术近年来已被成功应用于房屋地基加固，具有较好的隔震效果，但其在动荷载条件下的变形特性尚未深入研究. 为了进一步分析土工袋竖向承载能力及变形特性，开展一系列室内土工袋组合体无侧限极限抗压强度试验以及循环压缩试验，并通过控制循环次数、上部静荷载及循环荷载比值的大小研究其对土工袋组合体竖向应力、应变和动压缩模量的影响. 试验结果表明：随着层数的增加，土工袋组合体极限抗压强度逐渐减小并趋于稳定值0.7 MPa，压缩模量峰值也随之减小并稳定于6.73 MPa；循环压缩试验初期土工袋组合体塑性变形显著，每一循环周期产生的竖向残余应变随着循环次数的增加逐渐减小并趋于0；动压缩模量在试验过程中基本保持稳定，不受循环次数的影响；随着上部静荷载的增大，土工袋组合体动压缩模量逐渐增大，上部静荷载为50 kN的土工袋组合体经过200次循环荷载作用后动压缩模量达到53.87 MPa；反之，循环荷载比值越大，动压缩模量越小，循环荷载比值为0.4条件下土工袋组合体在200次循环荷载作用后仍能达到49.39 MPa；在竖向动荷载作用下，土工袋能够满足其作为隔震材料的承载能力及稳定性要求.
Abstract:Soilbags have been successfully applied to the reinforcement of building foundation with obvious effect on seismic isolation, but their deformation characteristics under dynamic load have not been studied in depth yet. In order to further analyze the vertical bearing capacity and deformation characteristics of soilbags, a series of laboratory unconfined ultimate loading tests and cyclic compression tests were conducted, and the effect of the number of loading cycles, the static load, and the cyclic load ratio on the dynamic characteristics of soilbags was studied in terms of the vertical stress-strain variation and the dynamic compression modulus. The test results show that with the increase of the number of layers, the ultimate strength of stacked soilbags decreased gradually and tended to a stable value of 0.7 MPa, and the peak compression modulus also decreased and stabilized at 6.73 MPa. An obvious plastic deformation of stacked soilbags was observed at the beginning of the cyclic compression test, and the vertical residual strain generated in each cycle decreased gradually and tended to zero with the increase of the number of cycles. The dynamic compression modulus was basically stable throughout the whole testing process, and was not affected by the number of cyclic loads. With the increase of the upper static load, the dynamic compression modulus of the stacked soilbags increased gradually. After 200 cycles of loading, the dynamic compression modulus of soilbags with the static load of 50 kN reached 53.87 MPa. However, it significantly decreased with the increased cyclic load ratio. When the cyclic load ratio was 0.4, the dynamic compression modulus of soilbags could still reached 49.39 MPa after 200 cycles of loading. In general, under the action of vertical dynamic load, the soilbags can satisfy the requirements of bearing capacity and stability as a kind of seismic isolation material.
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Key words:
- soilbags /
- compressive strength /
- cyclic loads /
- residual strain /
- dynamic compression modulus
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国内电气化铁路普遍采用工频单相交流供电制式，电力牵引负荷波动性大、不对称性强，机车取流情况实时变化，导致牵引变电所的日平均负荷功率与短时最大负荷功率相差甚大[1]. 目前，由于交直交型列车得到广泛应用，使谐波和功率因数问题得到有效改善，而随着列车牵引功率的提高，负序问题愈发严重[2]. 为解决负序问题，通常采用异相有源补偿和同相有源补偿两种方式，异相有源补偿方案[3-4]虽取得了一定的负序补偿效果，但未能取消牵引变电所出口处存在的电分相，不利于系统的高效安全运行. 组合式同相供电技术由国内学者首次提出[5]，牵引变电所采用单相牵引变压器、借助匹配变压器辅以必要的负序补偿装置，在消除电分相的同时取得了良好的负序治理效果[6].
目前，储能技术在铁路中的应用研究主要集中在再生制动能量回收利用[7-8]和牵引负荷削峰填谷两方面[9-10]. 同相供电时，将储能装置与牵引母线挂接，可实现削峰填谷，进而改善负序[9]. 基于此，文献[10]提出了以飞轮作为储能设备，将日负荷以15 min为周期分为96段，根据每段负荷峰谷特点设置储能装置启动阈值的方案，但该方案改善负序的能力有限，不适于电能质量较差的线路，且飞轮储能造价和维护成本较高. 超级电容以其高功率密度、高循环充放电寿命和极低维护量的特点，被广泛应用于城轨交通回收利用再生制动能量和稳定电压[11]. 针对文献[10]所提方案的不足，结合组合式同相供电技术的优越性和超级电容良好的性能特点，文献[12]提出了一种用于电气化铁路的同相储能供电方案. 基于此，文献[13]提出了一种储能式同相供电控制策略，该策略实现了再生制动能量的高效利用，但其负序治理能量依旧有限，也未能给出储能容量配置方法.
本文首先分析了同相储能供电系统的负序补偿原理；其次，以补偿负序至国标要求为目标，在负序电压不平衡度不同超标情况下，明确了储能装置的启动阈值；然后，考虑储能系统多种运行工况，建立了负序补偿模型；再以电能质量考核指标为约束，给出了储能装置充放电电流计算方法；最后，结合某牵引变电所负序补偿分析过程，给出了储能装置容量配置方案，并验证了所提同相储能供电系统能量管理策略和容量配置方案的可行性.
1. 同相储能供电系统
单相组合式同相储能供电系统如图1所示[12]，图中：
${\dot I_A}$ 、${\dot I_B}$ 、${\dot I_C}$ 分别为三相电网侧的电流；$ {\dot U_\alpha } $ 、$ {\dot U_\beta } $ 和${\dot I_\alpha }$ 、${\dot I_\beta }$ 分别为变压器二次侧的端口电压和端口电流；${\dot I_{\text{s }}}$ 为储能装置的放电电流；${\dot I_{\text{L}}}$ 为牵引母线的电流. 该系统主要由牵引变压器、匹配变压器、基于多电平换流器（modular-multilevel-converter，MMC）的储能系统以及测控单元组成. 其中，储能系统又包括系统侧变流器、超级电容储能装置和负荷侧变流器，MMC可工作在高电压、大功率的场合[14]. 牵引变压器采用单相变压器，可实现牵引变电所供电范围内同相供电，取消牵引变电所出口处的电分相环节；匹配变压器与储能系统构成有功补偿支路；测控单元测得牵引变电所运行负荷功率数据，主要包括牵引母线电压、电流、功率等，并通过对比阈值功率与实测负荷实现对储能系统启停实时控制.系统利用储能装置的削峰特性，借助双向换流器：一方面在实测负荷大于阈值时，通过储能系统对牵引母线转移有功功率来降低负序电流；另一方面，在实测负荷小于阈值或列车制动时对储能装置充电. 匹配变压器与牵引变压器为不等边Scott连接，其电压矢量关系如图2所示，图中，
${\dot U_{{A}}}$ 、${\dot U_{{B}}}$ 和${\dot U_{{C}}}$ 分别为电网侧三相电压.
图 2 同相储能供电系统端口电压矢量图Figure 2. Voltage vector diagram of port in co-phase power supply and energy storage system2. 计及负序补偿的能量管理策略
2.1 储能装置启动阈值
国家标准《电能质量 三相电压不平衡》（GB/T 15543—2008）[15]规定：接于公共连接点的每个负荷在公共连接（point of common coupling，PPC）点处引起的负序电压不平衡度的95%概率大值
${\varepsilon _{{\text{U}}95\% }}\leqslant $ 1.3%，其最大值${\varepsilon _{{\text{U}}\max }} \leqslant $ 2.6%. 对于任意单相负荷，其引起的负序电压不平衡度与负荷功率成正比. 若当负荷功率大于某一功率${\;\;S _{\text{ε}} \;\;}$ 时，负序便超标，即可设置${\;\;S _{\text{ε}} \;\;}$ 为储能装置的启动阈值功率. 此时，由牵引变压器和储能装置共同承担负荷功率，限制牵引变压器功率在${\;\;S _{\text{ε}} \;\;}$ 之下，以达到降低负序的目的.储能装置启动阈值的选择存在以下两种情况，结合图3所示的负序电压不平衡度排列曲线（负序电压不平衡度由小到大排列形成）进行说明[16].
图 3 负序电压不平衡度排列曲线Figure 3. Sequence curve of negative-sequence voltage unbalance degree图3中：B1、D1分别为情况1、2的负序电压不平衡度95%概率大值点；C1、F1分别为情况1、2的负序电压不平衡度最大值点； A1和E1分别为三相电压不平衡度等于 1.3% 和2.6%时对应的负序电压不平衡度值点. 记图3中特殊点处的负序电压不平衡度分别为
$ {\varepsilon }_{\text{U}x}\;（x={A}_{1}，{B}_{1}，{C}_{1}，{D}_{1}，{E}_{1}，{F}_{1}） $ .1）
${\varepsilon _{{\text{U95\% }}}} > 1.3{\text{%}} $ 时：如图3（a）所示，${\varepsilon _{{\text{U}A_1}}} = 1.3{\text{%}}$ 且${\varepsilon _{{\text{U}B_1}}} > 1.3{\text{%}}$ ，此时不论${\varepsilon _{{\text{U}C_1}}}$ 是否大于2.6%，为确保负序不超过国家限制，需限制牵引变压器功率不超过点A1对应的负荷功率，即应选择三相电压不平衡度等于1.3%时对应的负荷功率为阈值；2）
${\varepsilon _{{\text{U95\% }}}} < 1.3{\text{%}} $ 且${\varepsilon _{{\text{Umax}}}} > 2.6{\text{%}} $ 时：如图3（b）所示，${\varepsilon _{{\text{U}E_1}}} = 2.6{\text{%}}$ ，${\varepsilon _{{\text{U}D_1}}} < 1.3{\text{%}}$ 且${\varepsilon _{{\text{U}F_1}}} > 2.6{\text{%}}$ ，同理，此时需限制牵引变压器功率不超过点E1对应的负荷功率，即应选择三相电压不平衡度等于2.6%时对应的负荷功率为阈值.2.2 系统负序补偿模型
2.2.1 通用负序电流计算
以
${\dot U_{A}}$ 为基准，记牵引端口y的电压${U_y}$ 与电网侧线电压之比为$ {k_y} $ ，即ky=Uy√3UA,y=1,2,⋯,n, (1) 式中：n为牵引负荷端口数.
设
${\psi }_{y}=\angle ({\dot{U}}_{A},{\dot{U}}_{y})$ 为端口$y$ 的接线角，$ {\varphi }_{y}= \angle ({\dot{U}}_{y},{\dot{i}}_{y}) $ 为端口功率因数角，即˙Uy=Uye−jψy=√3UAkye−jψy, (2) ˙iy=iye−j(ψy+φy), (3) 式中：
${ i_y}$ 为端口y的瞬时电流.当n个独立的牵引负荷端口共同作用时，牵引负荷注入三相电力系统A相的负序电流为[17]
˙i−=1√3n∑y=1kyiye−j(2ψy + φy). (4) 当牵引变压器为三相-两相变压器时，次边有两个独立端口，记为
$\alpha$ 、$\beta$ （此时$y=\alpha,\beta $ ），则可得到牵引变电所在PCC处引起的负序电流：˙i−=1√3(kαiαe−j(2ψα + φα)+kβiβe−j(2ψβ+φβ)). (5) 对应图1所示的组合式同相储能供电系统，变压器二次侧各电流的有功分量（用下标p表示）和无功分量（用下标q表示）分别为
{iαp=iαcosφα,iαq=iαsinφα,iβp=iβ,iβq=0,isp=is,isq=0,iLp=iLcosφL,iLq=iLsinφL, (6) 式中：
${\varphi _{\text{L}}}$ 为负荷功率因数角；${\dot U_{\text{L}}}$ 为牵引母线电压；is、iL分别为储能装置的放电瞬时电流、牵引母线的瞬时电流.当储能装置工作时，次边电流满足式（7）.
{iαp+is=iLp,iαq=iLq. (7) 联立式（5）～（7），负序电流可表达为
i−=k√3[(iLp−is)2+2iLpiβsin(2ψβ−2ψα)+i2β+2(iLp−is)iβcos(2ψβ−2ψα)+i2Lq]1/2, (8) 式中：
$k = {k_\alpha } = {k_\beta}$ .当牵引变压器与匹配变压器为Scott接线时，同相储能供电系统注入PCC处的负序电流通用表达式，如式（9）所示.
i−=k√3[(iLp−is)2+i2Lq+i2β−2(iLq−is)iβ]1/2. (9) 2.2.2 典型工况下系统负序分析
同相储能供电系统存在4种不同工况，如图4所示；且不同工况下同相储能供电系统对三相电力系统的负序影响不同，如图5所示. 图4、5中：
${i_{{\beta\text{0}}}}$ 、${i_{{\beta\text{1}}}}$ 和${i_{{\beta\text{2}}}}$ 分别为不同状态下的储能装置充电电流；${i'_{\text{L}}}$ 为机车制动时返回牵引变压器的电流；$\dot U^ - _{A}$ 为${\dot U_{A}}$ 对应的负序分量；$ \dot U_{AB}^ - $ 为A相与B相电压差${\dot U_{AB}} $ 对应的负序分量，其余变量类推.
图 4 同相储能供电系统工况Figure 4. Working conditions of co-phase power supply and energy storage system
图 5 不同工况负序相量图Figure 5. Negative-sequence phasor diagram under different working conditions1） 工况1 （储能装置待机）
实时负荷功率小于或等于阈值，且储能装置满电时，储能装置待机，工况如图4（a）所示. 牵引负荷由牵引变压器承担，此时
$ {i}_{\text{s}}= 0； {i}_\beta= 0 $ ，负序电流为i−=1√3kiL, (10) 其负序相量图如图5（a）所示.
2） 工况2 （储能装置放电）
实时负荷功率大于阈值，且超级电容有剩余电量时，设置牵引侧变流器处在逆变工况，配合超级电容放电，削降负荷峰值，补偿负序，系统工况如图4（b）所示. 此时
${i_\beta } = 0$ ，负序电流为i−=1√3k[(iLp−is)2+iLq2]1/2, (11) 其负序相量图如图5（b）所示.
3） 工况3 （储能装置外接）
实时负荷功率大于阈值且超级电容剩余电量为0时，设置系统侧变流器处于整流工况、牵引侧变流器处于逆变工况，联合匹配变压器构成一个补偿通路，降低牵引变压器承担的负荷峰值，系统工况如图4（c）. 此时，充电电流
${i_{{\beta\text{0}}}}$ 与放电电流${i_{\text{s }}}$ 之间满足功率守恒，即${u_\beta}{i_{{\beta\text{0}}}}{\text{ = }}\;{u_{\text{L}}}{i_{\text{s}}}$ ，其中，${u_\beta} $ 和${u_{\text{L}}}$ 分别为变压器二次侧端口β瞬时电压和牵引母线瞬时电压，系统引起负序电流大小为i−=k√3[(iLp−is)2+iLq2+iβ02+2(iLq−is)iβ0]1/2, (12) 其负序相量图如图5（c）所示.
4） 工况4 （储能装置充电）
负荷功率小于阈值功率或列车处于再生制动状态，且超级电容电量不满时，储能装置处于充电状态，故有电网充电和再生制动充电两种工况.
电网充电：系统工况如图4（d）所示，此时
${i_{\text{s}}}{\text{ = 0}}$ ，电网提供充电电流${i_{{\beta\text{1}}}}$ ，PCC处负序电流值为i−=k√3(iLp2+iLq2+iβ12+2iLqiβ1)1/2, (13) 其负序相量图如图5（d）所示.
再生制动充电：当列车处在再生制动工况时，系统工况如图4（e）所示. 再生制动能量先经变流器储存在超级电容中，剩余的能量再经牵引变压器返回三相电网. 制动时返回牵引变压器的电流
${\dot i'_{\text{L}}}$ 、返回储能装置的充电电流${\dot i_{{\beta\text{2}}}}$ 满足式（14）.˙i′L+˙iβ2=˙iL, (14) 其负序电流为
i−=1√3ki′L, (15) 其负序相量图如图5（e）所示.
2.3 储能装置的充放电电流
若使用超级电容作为储能装置，可采用恒流充放电模式[18]，以满足三相电压不平衡度
${\varepsilon _{\text{U}}}$ 限值为条件，计算充、放电电流.2.3.1 放电电流
记PCC点处负序电压不平衡度为
εU=√3i−UsSd×100%, (16) 式中：
${S _{\text{d}}}$ 为PCC点的三相短路容量，V·A；${U_{{\rm{s}}}}$ 为电网电压，V.根据式（16），可计算得到国标允许负序电流的95%概率大值和最大值，分别记为
$I_{95{\text{%}} }^ - $ 和$I_{\max }^ - $ ，记实际负序电流95%概率大值和最大值分别为$ I_{{{{\text{ε}} \;95{\text{%}} }}}^ - $ 和$ I_{{{{\text{ε}} \;\max}}}^ - $ ，补偿两者至国标限值$I_{95{\text{%}} }^ - $ 和$I_{\max }^ - $ 所需补偿电流分别为${I_{{\text{s }}95{\text{%}} }}$ 和${I_{{\text{s max}}}}$ .根据不同的负序超标状态，应分3种情况确定放电电流
$ {I_{\text{s}}} $ 的大小：1）
$ {I}_{\text{ε 95\%}}^{-} > {I}_{95{\text{%}}}^{-}，{I}_{\text{ε max}}^{-} > {I}_{\mathrm{max}}^{-} $ 时，分别令{1√3k[(iLp 95\% −is)2+iLq 95\% 2]1/2⩽I−95%,1√3k[(iLp max−is)2+iLq max2]1/2⩽I−max, (17) 式中：
$ {i_{{\text{Lp 95\% }}}} $ 和$ {i_{{\text{Lq 95\% }}}} $ 分别为三相不平衡度为图3中点B1所对应负荷的有功和无功分量；同理，$ {i_{{\text{Lp max}}}} $ 和$ {i_{{\text{Lq max}}}} $ 分别为点D1对应负荷的有功和无功分量.求解式（17）得
{is⩾Is 95\% ,is⩾Is max. (18) 为确保能补偿最大负序超标情况，取
${I}_{\text{s}}= \mathrm{max}\left\{{I}_{\text{s 95\%}},{I}_{\text{s }\mathrm{max}}\right\}$ .2）
${I}_{\text{ε 95\%}}^{-} > {I}_{95{\text{%}}}^{-}，{I}_{\text{ε max}}^{-} < {I}_{\mathrm{max}}^{-}$ 时，令1√3k[(iLp 95\% −is)2+iLq 95\% 2]1/2⩽I−95\% , (19) 解得
${I_{\text{s}}} \geqslant {I_{{\text{s 95\% }}}}$ ，同理则取${I_{\text{s}}} = {I_{{\text{s 95\% }}}}$ .3）
$ {I}_{\text{ε 95\%}}^{-} < {I}_{95{\text{%}}}^{-}，{I}_{\text{ε max}}^{-} > {I}_{\mathrm{max}}^{-} $ 时，则同理可得Is⩾Is max, (20) 此时取
${I_{\text{s}}} = {I_{{\text{s max}}}}$ .2.3.2 充电电流
列车处于再生制动工况时，充电电流取决于再生制动功率的大小，储能装置外接时，充电电流
${i_{{\beta\text{0}}}}$ 由${u_\beta}{i_{{\beta\text{0}}}}{\text{ = }}{u_{\text{L}}}{i_{\text{s }}}$ 求得.充电电流
${i_{{\beta\text{1}}}}$ 来自电网时，充电电流受到三相电压不平衡度限值影响，负序电流满足式（21）.{1√3k(i2Lp 95\% +i2Lq 95\% +i2β1+2iLq 95\% iβ1)1/2⩽I−95%,1√3k(i2Lp max+i2Lq max+i2β1+2iLq maxiβ1)1/2⩽I−max, (21) 解得
{iβ1⩽Iβ1 95\% ,iβ1⩽Iβ1 max, (22) 式中：
$I_{{\beta\text{1 95\% }}} $ 和$I_{{\beta\text{1 max}}} $ 分别为充电电流的95%概率大值和其最大值.为确保储能装置从三相电网取流时负序不超标，则充电电流
${I}_{\beta\text{1}}=\mathrm{min}\left\{{I}_{\beta\text{1 95\%}},{I}_{\beta\text{1 max}} \right\}$ .3. 实例分析
以某牵引变电所的实测数据为例，牵引变压器变比为110.0 kV/27.5 kV，牵引变压器额定容量为31.500 MV·A，短路电压百分比
$ {U_{\text{d}}} = 10.5{\text{%}} $ . 系统短路容量为1 650.000 MV·A. 牵引变电所24 h实测有功功率变化曲线如图6所示.图6中有功功率为正表示列车处于牵引工况，牵引变电所从电力系统中吸收电能，瞬时最大牵引功率为45.28 MW；功率为负则表示列车处于再生制动工况，瞬时最大再生制动功率为13.74 MW.
3.1 储能容量配置
补偿前牵引变电所负序电压不平衡度的95%概率大值和其最大值分别为
${\varepsilon _{{\text{U 95\% }}}} = 1.418{\text{%}} $ 和${\varepsilon _{{\text{U max}}}} = 2.913{\text{%}} $ ，均超出国标限值. 选择负序电压不平衡度等于1.3%所对应的负荷功率20.172 MV·A为储能装置启动阈值，补偿95%概率大值电压不平衡度所需的补偿电流为${I_{{\text{s 95\% }}}}{\text{ = }}71.5$ A，补偿电压不平衡度最大值所需补偿电流为$ {I_{{\text{s max}}}} = 189.4 $ A，对应计算放电电流的第一种情况，储能装置放电电流${I}_{\text{s}}= \mathrm{max}\left\{{I}_{\text{s 95\%}},{I}_{\text{s max}}\right\}\text\;{=}\;189.4$ A.假设超级电容工作在负荷功率小于阈值则充电、大于阈值则放电的极端条件下，则充电电流
${I}_{\beta {1}}=\mathrm{min}\left\{ {I}_{\beta \text{1 95\%}},{I}_{\beta \text{1 max}}\right\}\text\;{=}\;203.0$ A. 又因${I_{\text{s }}}{\text{ = }}\;189.4$ A、功率满足${U_\beta}{I_{{\beta\text{0}}}}{\text{ = }}\;{U_{\text{L}}}{I_{\text{s }}}$ 、电压满足${U_\beta} \approx {U_{\text{L}}}$ ，故${I_\beta}= \mathrm{max}\left\{{I}_{\beta\text{0}},{I}_{\beta\text{1}}\right\}\text{=}203.0$ A. 该启动阈值下，储能装置每次放电持续时间频率分布统计如图7所示.由图7易见：最长放电时间为132 s；放电时间在0～48 s范围内，占统计结果的94.78%. 牵引供电电能质量分析中，95%概率大值应用广泛[7]，故确定超级电容的可供连续放电时间为48 s. 当储能装置放电电流为189.4 A、持续放电时间为48 s时，超级电容可存储电量至少为
189.4×27.5×48/3600=69.40kW·h. 3.2 分析验证
假设牵引变电所安装的超级电容储能系统的规格为15 MW/70 kW·h.
3.2.1 能量分配情况
基于同相储能装置的控制策略和容量配置方案，结合与列车运行状态相关的牵引变电所实测数据，分析该同相储能供电系统工作效果.
选取变电所某时段负荷功率和储能装置电量变化如图8（a）所示，储能装置充放电电流情况如图8（b）所示. 对应同相储能供电系统的5种工况，将负荷功率和储能装置电量变化曲线划分为5个阶段.
1） G—H段（储能装置由再生制动充电）
由图8（b）：在该时段，放电电流
${I_{\text{s }}}{\text{ = }}\;0$ ，充电电流${I_\beta}$ 为负表示充电电流由再生功率提供，对应图8（a），储能装置吸收再生能量，储能电量由45.39 kW·h稳步上升至45.41 kW·h.2） J—K段（储能装置放电补偿）
由图8（a）和8（b）可见，负荷功率大于阈值，补偿功率全部由储能装置提供，充电电流为0、放电电流恒为189.4 A，储能装置电量由45.30 kW·h降至0.
3） K—M段（储能装置外接）
由图8（a），负荷功率大于阈值，储能装置电量为零，又由图8（b）得，放电电流
${I_{\text{s }}}$ 恒为189.4 A，充电电流${I_{{\beta }}}$ 约为186.0 A.4） M—N段（储能装置由三相电网充电）
从图8（a）可知，负荷功率小于阈值功率，储能装置电量从0上升至66.09 kW·h；同时，由图8（b）可见，放电电流
${I_{\text{s }}}{\text{ = }}\;0$ 、充电电流${I_\beta}{\text{ = }}203.0$ A.3.2.2 总体安装效果
安装储能装置前后，PCC处的三相电压不平衡度排列曲线如图9所示. 储能前后负序电压不平衡度的95%概率大值由点R的1.418%补偿至点P的1.188%，最大值由点V的2.913%降至点Q的2.600%，补偿负序效果良好.
图 9 安装储能装置前后负序电压不平衡度排列曲线Figure 9. Sequence curve of negative-sequence voltage unbalance degree with and without energy storage system补偿前后，牵引变电所总功率日变化曲线见图10，最大瞬时功率由45.600 MV·A降至41.240 MV·A，储能装置实现了负荷削峰效果.
分析再生制动能量利用情况如图11所示.
易知，列车在统计周期内制动109次，其中，储能装置吸收再生制动能量32次. 定义节能率为[12]
节能率=吸收的再生制动能量总再生制动能量×100%. (23) 经计算，总再生制动能量为1495.24 kW·h，装置吸收的总再生制动能量为229.32 kW·h，节能率为15.1%.
基于本文的案例数据，分析了当储能容量一定时，在不同启动阈值下，同相储能供电系统的再生制动能量利用率，如图12所示.
图 12 再生制动能量利用率与启动阈值的关系Figure 12. Relationship between regenerative braking energy utilization and starting threshold由图12可以发现：当储能容量一定时，节能率和储能装置启动阈值之间负相关：启动阈值越高，节能率越低. 在本文中，由于选取阈值时，优先考虑了负序补偿效果，故而存在再生制动能量利用率较低的问题，下一步将对储能容量和启动阈值进行优化.
4. 结 论
本文介绍了一种带储能装置的电气化铁路同相供电方案，通过负序补偿理论分析，表明该方案能显著改善负序，并在论文中给出了储能装置的能量管理策略和容量配置方案；最后结合实际牵引变电所统计数据，验证了其有益效果，得到结论如下：
1） 当三相电压不平衡度的95%概率大值超标，或者95%概率大值与最大值均超标时，选取三相电压不平衡度等于1.3%时对应的负荷功率为阈值功率；仅三相电压不平衡度最大值超标时，选择三相电压不平衡度等于2.6%时对应的负荷功率为阈值功率.
2） 储能装置通过有功补偿对负荷进行削峰，负序补偿效果取决于储能装置的放电功率大小，放电功率越大，负序补偿效果越好，在国标限值的约束下，设置补偿目标，补偿效果良好.
3） 储能装置既能补偿负序，又可兼顾再生制动能量的回收利用，储能容量一定时，充放电阈值的大小不仅影响负序补偿，同时影响再生能量的利用率. 在案例分析中，储能装置可回收利用15.1%的再生能量，尚需对储能容量和启动阈值进行优化，在实现负序补偿的同时，提高再生制动能量利用率.
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图 1 土工袋循环压缩试验装置示意（单位：m）
Figure 1. Schematic of cyclic compression experiment device for soilbags (unit： m)
图 4 循环压缩试验第i个循环周期竖向应力-应变示意
Figure 4. Schematic of vertical stress-strain relation during the ith loading cycle
图 5 不同层数条件下土工袋竖向承载特性试验结果
Figure 5. Test results of bearing capacities of soilbags with different layers
图 6 不同层数条件下土工袋组合体压缩模量
Figure 6. Development of compression modulus of stacked soilbags with different layers
图 7 Pstat=50 kN，Rc=0.4条件下土工袋组合体循环压缩试验结果
Figure 7. Results of cyclic compression tests of stacked soilbags under Pstat=50 kN and Rc=0.4
图 8 竖向残余应变随循环次数的变化
Figure 8. Variation of vertical residual strain of stacked soilbags with loading cycles
图 9 不同循环阶段滞回圈演化（Pstat=50 kN, Rc=0.40）
Figure 9. Evolution of hysteresis loops through different cyclic stages （Pstat=50 kN, Rc=0.40）
图 10 累积竖向应变随循环次数的变化
Figure 10. Variation of accumulated vertical strain of stacked soilbags with loading cycles
图 11 土工袋组合体动压缩模量随循环次数的变化
Figure 11. Variation of dynamic compression modulus of stacked soilbags with loading cycles
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[1] 李杰, 李国强. 地震工程学导论[M]. 北京: 地震出版社, 1992. [2] KELLY J M, KONSTANTINIDIS D A. Mechanics of rubber bearings for seismic and vibration isolation[M]. Manhattan: Wiley, 2011. [3] 尚守平,张斌,肖逸夫,等. 基础隔震低层框架结构振动台试验研究[J]. 地震工程与工程振动,2019,39(4): 30-40. doi: 10.13197/j.eeev.2019.04.30.shangsp.004SHANG Shouping, ZHANG Bin, XIAO Yifu, et al. Shaking table test of base isolation low-rise frame structure[J]. Earthquake Engineering and Engineering Dynamics, 2019, 39(4): 30-40. doi: 10.13197/j.eeev.2019.04.30.shangsp.004 [4] 周福霖. 隔震、消能减震与结构控制体系——终止我国城乡地震灾难的必然技术选择[J]. 城市与减灾,2016(5): 1-10. [5] 窦远明,刘晓立,赵少伟,等. 砂垫层隔震性能的试验研究[J]. 建筑结构学报,2005,26(1): 125-128. doi: 10.14006/j.jzjgxb.2005.01.020DOU Yuanming, LIU Xiaoli, ZHAO Shaowei, et al. An experimental study of isolating properties of sand cushion[J]. Journal of Building Structures, 2005, 26(1): 125-128. doi: 10.14006/j.jzjgxb.2005.01.020 [6] 尹志勇,景立平,孙海峰,等. 农村房屋地基砂垫层隔震系统振动台试验研究[J]. 建筑结构学报,2020,41(6): 30-37. doi: 10.14006/j.jzjgxb.2019.0901YIN Zhiyong, JING Liping, SUN Haifeng, et al. Experimental study on sand cushion isolation system for foundations of rural house by shaking table test[J]. Journal of Building Structures, 2020, 41(6): 30-37. doi: 10.14006/j.jzjgxb.2019.0901 [7] 刘斯宏, 王艳巧, 胡晓平, 等. 一种土工袋减震隔震建筑基础及其施工方法和应用: CN 101914922 B[P]. 2011-12-14. [8] 白福青,刘斯宏,王艳巧. 土工袋加固原理与极限强度的分析研究[J]. 岩土力学,2010,31(增1): 172-176. doi: 10.16285/j.rsm.2010.s1.054BAI Fuqing, LIU Sihong, WANG Yanqiao. Research on reinforcement mechanism and failure strength of soilbags[J]. Rock and Soil Mechanics, 2010, 31(S1): 172-176. doi: 10.16285/j.rsm.2010.s1.054 [9] DING G Y, WU J L, WANG J, et al. Experimental study on vibration reduction by using soilbag cushions under traffic loads[J]. Geosynthetics International, 2018, 25(3): 322-333. doi: 10.1680/jgein.18.00010 [10] LIU S H, JIA F, CHEN X L, et al. Experimental study on seismic response of soilbags-built retaining wall[J]. Geotextiles and Geomembranes, 2020, 48(5): 603-613. doi: 10.1016/j.geotexmem.2020.03.006 [11] SHENG T, BIAN X C, LIU G B, et al. Experimental study on the sandbag isolator of buildings for subway-induced vertical vibration and secondary air-borne noise[J]. Geotextiles and Geomembranes, 2020, 48(4): 504-515. doi: 10.1016/j.geotexmem.2020.02.008 [12] LIU S H, GAO J J, WANG Y Q, et al. Experimental study on vibration reduction by using soilbags[J]. Geotextiles and Geomembranes, 2014, 42(1): 52-62. doi: 10.1016/j.geotexmem.2013.12.007 [13] WANG Y Q, LI X, LIU K, et al. Experiments and DEM analysis on vibration reduction of soilbags[J]. Geosynthetics International, 2019, 26(5): 551-562. doi: 10.1680/jgein.19.00045 [14] 中华人民共和国住房和城乡建设部. 建筑地基基础设计规范: GB 50007—2011[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2012. [15] 于海英,王栋,杨永强,等. 汶川8.0级地震强震动加速度记录的初步分析[J]. 地震工程与工程振动,2009,29(1): 1-13. doi: 10.13197/j.eeev.2009.01.001YU Haiying, WANG Dong, YANG Yongqiang, et al. The preliminary analysis of strong ground motion records from the Ms 8.0 Wenchuan Earthquake[J]. Journal of Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2009, 29(1): 1-13. doi: 10.13197/j.eeev.2009.01.001 [16] MARTIN G R, FINN W D L, SEED H B. Fundamentals of liquefaction under cyclic loading[J]. Journal of the Geotechnical Engineering Division, 1975, 101(5): 423-438. doi: 10.1061/AJGEB6.0000164 [17] 谢定义. 土动力学[M]. 北京: 高等教育出版社, 2011. [18] MOGHADDAS TAFRESHI S N, RAHIMI M, DAWSON A R, et al. Cyclic and post-cycling anchor response in geocell-reinforced sand[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2019, 56(11): 1700-1718. doi: 10.1139/cgj-2018-0559 [19] 焦贵德,赵淑萍,马巍,等. 循环荷载下冻土的滞回圈演化规律[J]. 岩土工程学报,2013,35(7): 1343-1349.JIAO Guide, ZHAO Shuping, MA Wei, et al. Evolution laws of hysteresis loops of frozen soil under cyclic loading[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2013, 35(7): 1343-1349. 期刊类型引用(6)
1. 张郝宁. 新能源接入下配电网储能容量优化配置方法. 中国新技术新产品. 2025(02): 57-59 . 
百度学术2. 高仕斌，罗嘉明，陈维荣，胡海涛，涂春鸣，陈艳波，肖凡，王飞宽. 轨道交通“网-源-储-车”协同供能技术体系. 西南交通大学学报. 2024(05): 959-979+989 . 
本站查看3. 陈冲，贾利民，赵天宇，邵晨虎，王扬慧. 光伏和储能植入铁路牵引供电系统的拓扑架构与控制策略研究综述. 电工技术学报. 2024(24): 7874-7901 . 百度学术4. 刘继宗，张祖涛，王浩，孔苓吉，伊敏熠，朱忠尹. 城轨交通制动能量利用技术研究现状与展望. 西南交通大学学报. 2024(06): 1322-1345 . 本站查看5. 闵永智，成柯，袁佳歆，王果，曲锴，彭莉雯. 储能接入电气化铁路的拓扑及控制策略研究综述. 高电压技术. 2023(10): 4069-4083 . 百度学术6. 康德建，易东，王辉. 重载铁路树形贯通式同相供电系统的运行状态. 西南交通大学学报. 2023(06): 1240-1247 . 本站查看其他类型引用(11)
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