김민섭
(Min-Seop Kim)
1iD
장진영
(Chin-Young Chang)
1iD
김재문
(Jae-Moon Kim)
†iD
-
(Dept. of Transportation System Engineering, Graduate School of Transportation, Korea
National University of Transportation, Korea.)
Copyright © The Korean Institute of Electrical Engineers(KIEE)
Key words
Dynamic Rating System(DRS), Distributed Temperature Sensor(DTS), Conductor Temperature Monitoring System(CTS), Correction Factor
1. 서 론
강체 전차선로는 가공 전차선로 방식에 비해 설치공간이 작아 터널 구간에 사용하는 경우 경제성이 향상되고 최근 250km/h급 전차선로가 개발되고 있어
기존 T-bar 방식에 비해 속도향상이 가능하다(1-3).
그러나 R-bar 강체가선 방식은 기존 커티너리 방식에 비해 가요성이 떨어져 열차가 증속 시, 이선 현상 등으로 인해 철도차량 내부의 전장품뿐만 아니라
한전 계통에도 영향을 준다(4-6). 따라서 강체가선를 적용한 급전계통 모델링 및 이선 현상을 실제상황과 유사하게 구현하여 전력품질 평가 및 개선 방안을 도출하려는 연구가 지속적으로
이루어지고 있다. 또한, 국내 전기철도 교류 급전시스템에 적용된 스코트 변압기는 3상 전원을 2상 전원으로 변환하여 상·하선 방면으로 급전하고 있다.
대용량 전력을 필요로 하는 철도 급전계통에서 출퇴근 시간 등 전력수요가 많은 시간대에 상·하선에서 운행되는 철도차량 부하가 비슷하지 않을 경우, 한전
계통에 전압 불평형이 발생하므로 이에 대한 영향을 개선할 필요성이 제기되고 있다. 또한, 대다수의 철도 구간이 전철화되어 변전소 사고 시 급전구간에
전원 공급이 불가능하기 때문에 변전소간의 연장급전에 관한 사항이 중요시되고 있다.
본 논문에서는 강체 전차선로를 적용한 수도권 광역급행철도 A노선(GTX-A노선) 급전계통 설계 시 고려되어야 할 SRT 급전계통 뿐만 아니라 인접
급전계통을 모델링하여 사고가 발생할 경우 인접 급전계통에서 연장급전 가능여부를 고찰하였다. 이를 위해 시뮬레이션 도구를 이용하여 전철 전원의 급전계통을
분석하여 열차 운행의 이상 유무를 파악하였다. 또한, 급전계통 자체의 전기적 특성 이외에도 열차의 주행특성 및 열차 운행 계획, 곡선 및 구배조건
등을 적용하여 시뮬레이션을 수행하였다.
2. 본 론
본 논문에서는 강체 전차선로 임피던스뿐만 아니라 인접한 커티너리 전차선로 임피던스를 적용하여 시뮬레이션을 수행하였다. 뿐만 아니라 GTX-A 및 인접
노선 급전계통, 운행하고자 하는 열차 데이터 및 정거장 사이의 거리 등을 데이터를 활용하였다.
2.1 급전계통도
그림. 1. GTX-A 및 SRT노선의 급전계통도
Fig. 1. Power Supply System Diagram of GTX-A and SRT Lines
그림. 2. 인접선로 연계 시 급전계통도
Fig. 2. Feeding System Diagram when Connecting Adjacent Lines
GTX-A과 수서 고속철도(SRT) 노선의 급전계통도를 그림 1에 나타내었다. 노선별 급전계통의 위치 선정을 위해 GTX-A노선은 운정차량기지를 기준으로 하였으며, SRT노선은 수서차량기지를 기준으로 하였다.
또한, 가공 전차선로 급전계통으로 되어 있는 인접선로 연계를 가정했을 때 급전계통도는 그림 2에 나타내었다. GTX-A노선은 전철변전소(Substation, SS) 1개소, 급전구분소(Sectioning Post, SP) 2개소, 보조급전구분소(Sub
Sectioning Post, SSP) 3개소로 구성되어 있다. SRT노선은 SS 2개소, SP 1개소, 병렬급전소(Parallel Post, PP)
3개소로 구성되어 있다. 각 노선의 급전계통 현황은 표 1과 표 2와 같다.
표 1. GTX-A노선 급전계통 현황
Table 1. Location Status of GTX-A Line Feeding System
|
계통명
|
급전거리
|
|
계통간
|
누계
|
|
운정차량기지 SSP
|
|
|
|
2km046
|
2km046
|
|
운정 SP
|
|
11km980
|
14km026
|
|
대곡 SSP
|
|
8km500
|
22km526
|
|
덕양 SS
|
|
12km000
|
34km526
|
|
서울역 SSP
|
|
13km980
|
48km506
|
|
삼성 SP
|
|
|
|
표 2. SRT노선 급전계통 위치현황
Table 2. Location Status of SRT Line Feeding System
|
계통명
|
급전거리
|
|
계통간
|
누계
|
|
자곡 PP
|
|
|
|
6km 468
|
6km468
|
|
중원 SS
|
|
11km 412
|
17km880
|
|
기흥 SP
|
|
10km 965
|
28km845
|
|
고매 PP
|
|
7km 795
|
36km640
|
|
오산 SS
|
|
9km 200
|
45km840
|
|
지산 PP
|
|
|
|
2.2 임피던스 데이터
표 3은 전철변전소 및 송전선로, 용량별 단권변압기에 대한 급전계통 임피던스 데이터를 보여준다. 인접선로인 경의중앙선, 신분당선, 대곡소사 데이터는 생략한다.
한편 강체 전차선로의 설계 및 특성을 정의하는데 고려되어야 할 주요요소 중 하나가 임피던스이다. 따라서 강체 전차선로로 운영되는 GTX-A 노선의
교류 전차선로의 전압강하를 계산할 때 대지 귀선으로 자기 임피던스를 고려해야 한다. 강체 전차선로에서 지표상 가선된 전선의 대지 귀로 자기 임피던스
$Z$는 내부 임피던스 $Z_{i}$와 외부 임피던스 $Z_{o}$의 합으로 구해진다. Carson-Pollaczek의 공식에 의해 다음과 같이 계산할
수 있다(4).
표 3. 급전계통 임피던스 데이터
Table 3. Impedance Data of Feeding system
|
계통명
|
임피던스(%Z)
|
기준용량
|
비고
|
|
한전 원흥 SS
|
0.1840+j1.5300
|
100
[MVA]
|
덕양 SS
|
|
덕양 송전선로
|
0.1335+j0.1606
|
|
한전 동판교 SS
|
0.0620+j1.0440
|
중원 SS
|
|
중원 송전선로
|
0.1557+j0.2380
|
|
한전 삼미 SS
|
0.0660+j0.9960
|
오산 SS
|
|
오산 송전선로
|
0.2349+j0.3226
|
|
한전 능곡 SS
|
0.0680+j0.9300
|
고양
차량기지 SS
|
|
고양기지 송전선로
|
0.0302+j0.1396
|
|
단권변압기
|
0.0345+j0.4487
|
5.0[MVA]
|
-
|
|
0.0299+j0.4490
|
7.5[MVA]
|
-
|
|
0.0264+j0.4492
|
10[MVA]
|
-
|
|
0.0237+j0.4494
|
15[MVA]
|
-
|
여기서, $Z_{i}$: 내부임피던스$[Ω/km]$, $Z_{o}$: 외부임피던스$[Ω/km]$, R: 저항$[Ω/km]$, C: 도전율[%],
S: 도체 단면적[$mm^{2}$], T: 주변 온도(℃), α: 저항온도계수, L: 인덕턴스[$H$], μs: 비투자율, r: 도체 반경[$m$],
f: 주파수 [$Hz$], h: 지표에서 강체 전차선까지의 높이[$m$], σ: 대지도전율[$S/m$], hr: 레일의 높이가 $hr$, b : 강체전차선과의
수평거리
GTX-A 노선에 적용하고자 하는 R-bar 강체 전차선의 특성 인자는 단면적 2,200[$mm^{2}$], 열저항계수 0.00429, 반지름 0.0265[m]이다.
식 (1)~식 (6)을 통해 임피던스를 계산하면 내부 임피던스 $Z_{i}$ = 0.0154 + j0.0189 $[Ω/km]$, 외부 임피던스 $Z_{o}$ = 0.0584
+ j1.8101 $[Ω/km]$이 된다. 따라서 자기 임피던스 $Z$ = $Z_{i}$ +$Z_{o}$ = 0.0739 + j0.8021 $[Ω/km]$이
되며, 표 4와 같이 나타낸다. 강체 전차선로 GTX-A 노선과 가공 전차선로 SRT 노선의 임피던스를 비교하면 레일과 급전선의 자기임피던스값은 거의 동일하나
전차선 자기임피던스인 경우 저항값은 가공 전차선로가 높은 반면, 리액턴스값은 강체 전차선로가 높음을 알 수 있다.
표 4. 전차선로 임피던스 데이터
Table 4. Impedance Data of Catenary system
|
구분
|
선로정수
|
|
GTX-A
노선
(강체
전차선로)
|
자기
임피던스
(Ω/㎞)
|
전차선
|
0.0739+j0.8021
|
|
레 일
|
0.1738+j0.6215
|
|
급전선
|
0.1169+j0.6321
|
|
상호
임피던스
(Ω/㎞)
|
전차선-레일간
|
0.0588+j0.3878
|
|
전차선-급전선간
|
0.1168+j0.5927
|
|
레일-급전선간
|
0.0585+j0.3809
|
|
SRT 노선
(가공
전차선로)
|
자기
임피던스
(Ω/㎞)
|
전차선
|
0.2128+j0.3870
|
|
레 일
|
0.1892+j0.6067
|
|
급전선
|
0.1267+j0.6131
|
|
상호
임피던스
(Ω/㎞)
|
전차선-레일간
|
0.0586+j0.3870
|
|
전차선-급전선간
|
0.1355+j0.5727
|
|
레일-급전선간
|
0.0585+j0.3940
|
2.3 구배조건 및 열차데이터
GTX-A노선인 경우 곡선조건은 600[m] ~ 12,000[m]이고 구배조건은 –21~19[‰] 범위에 속한다. SRT 고속철도는 노선위치에 따라
곡선조건은 1200[m] ~ 20,000[m]이고 구배조건은 –25~8[‰] 범위 이내에 존재한다. EMU200 열차운행은 최종년도 기준으로 141회(일/횟수,
편도) 이며, 운전시격은 첨두시 평균 6.25분, 비첨두시 15분. 0분, 준첨두시 평균 12.0분으로 계획하고 있다.
한편 노선별 운행 중이거나 예정인 열차 데이터는 표 5에 나타내었다. GTX-A노선에 사용하는 열차는 EMU200을 적용할 예정이다. 열차는 8량 1편성(4M-4T)으로 구성되며 최대 견인력은 431.2[kN]이고
SRT 구간은 KTX-산천(10량/편성), 대곡-소사 및 경의선은 VVVF 6량(3M-3T) 1편성으로 운행하고 있다.
표 5. 노선별 열차데이터
Table 5. Train Data according to Lines
|
구분
|
단위
|
EMU-200
|
KTX-산천
|
VVVF
전동차
|
|
열차구성
|
-
|
8량
|
10량
|
6량
|
|
공차중량
|
[ton]
|
360.7
|
406
|
252
|
|
만차중량
|
[ton]
|
490.5
|
441
|
294
|
|
최고속도
|
[km/h]
|
200
|
300
|
90
|
|
보조동력
|
[kW]
|
500
|
1,000
|
380
|
|
최대견인력
|
[kN]
|
431.2
|
210.0
|
323.4
|
|
전기제동력
|
[kN]
|
354.7
|
170
|
264.6
|
|
가속도
|
[㎨]
|
0.7
|
0.45
|
0.83
|
|
감속도
|
[㎨]
|
0.83
|
1.04
|
0.97
|
3. 시뮬레이션
상기에 언급한 열차운행 조건 및 각 전차선로의 임피던스, 노선별 열차데이터를 고려하여 전철 급전시스템의 안정성을 확인하기 위해 시뮬레이션 도구(Train
Operation Model)을 사용하였다.(7) GTX-A노선을 정상급전 및 연장급전 시 열차의 운행 가능 여부를 시뮬레이션을 이용해 분석하였다.
3.1 정상 급전시 부하특성 및 전차선 전압 변화
한전계통 3상을 공급받아 스코트변압기에서 2상으로 변환하여 정상급전 시 차량 운행시격에 따른 덕양 전철변전소 M상 및 T상 부하변화, 중원 전철변전소의
T상 부하변화를 그림 3에 나타내었다.
그림. 3. 정상급전 시 부하변화
Fig. 3. Load Variation in case of Normal Feeding System
그림 3에서 덕양 전철변전소에 M상이 공급하는 급전 공급거리에 비하여 T상이 크다. 따라서 부하에 공급되는 1시간 및 15분 RMS 최대용량은 M상에 비해
T상이 크지만, 순간적으로 M상에 부하가 크게 인가됨을 확인할 수 있다.
한편 각 노선별 운행시격에 따른 열차에 공급되는 전차선 집전전압과 전류의 변화를 분석하였다. 그림 4는 정상급전 경우로 덕양 전철변전소에서 M상은 운정차량기지 말단까지 공급하고 T상은 삼성 급전구분소 및 신분당선까지 공급한다. 그리고 중원 전철변전소
T상은 수서역 및 삼성 급전구분소 ~ SRT연결점까지 공급한다.
집전전압 최소값 기준인 19[kV] 이상 전압이 전차선에 인가되고 있으며 덕양 전철변전소의 T상의 전압변동이 약 4[kV]차이가 나는 것에 비하여
중원 전철변전소의 T상 전압변동이 약 3[kV]로 나타나는 것을 알 수 있다. 즉, 덕양 T상 구간(덕양 SS ~ 삼성SP)이 상대적으로 다른 구간(삼성SP
~ 중원SS)에 비해 열차 운행 빈도가 많다는 것을 의미한다.
그림. 4. 정상급전 시 전차선 전압 및 전류
Fig. 4. Contact Wire Voltage and Current in case of Normal Feeding System
3.2 연장 급전 시
전철변전소에서 정상급전이 진행되다가 사고로 인해 일부 전철변전소가 비정상적일 경우 철도차량에 전원 공급이 불가하기 때문에 인접 전철변전소에서 고장
전철변전소 급전구간에 연장급전을 실시하며 GTX-A노선 설계 시 인접 전철변전소 고장에 대한 연장급전 가능여부를 시뮬레이션을 수행하였다.
(1) 덕양 전철변전소 고장 시
덕양 전철변전소 고장 시 M상 급전구간은 고양차량기지에서 전원을 공급하고, T상 급전구간은 중원 전철변전소에서 전원을 공급한다. 그림 5와 그림 6은 덕양 전철변전소 고장 시 인근 전철변전소 부하변화, 전차선 전압 및 전류 결과로 열차운행에 이상이 없음을 확인할 수 있다.
그림. 5. 연장급전 시 부하변화 (덕양 전철변전소 고장 시)
Fig. 5. Load Variation in case of Extended Feeding System
그림. 6. 연장급전 시 전차선 전압 및 전류 (덕양 전철변전소 고장 시)
Fig. 6. Contract Wire Voltage and Current in case of Extended Feeding System
(2) 중원 전철변전소 고장 시
중원 전철변전소 고장 시 T상 급전구간은 덕양 전철변전소에서 전원을 공급한다. 그림 7과 그림 8은 중원 전철변전소 고장 시 인근 전철변전소 부하변화, 전차선 전압 및 전류 결과로 열차운행에 이상이 없음을 확인할 수 있다.
그림. 7. 연장급전 시 부하변화 (중원 전철변전소 고장 시)
Fig. 7. Load Variation in case of Extended Feeding System
그림. 8. 연장급전 시 전차선 전압 및 전류 (중원 전철변전소 고장 시)
Fig. 8. Contract Wire Voltage and Current in case of Extended Feeding System
(3) 고양차량기지 전철변전소 고장 시
고양차량기지 전철변전소 고장시 M상 급전구간은 덕양 전철변전소에서 전원을 공급한다. 그림 9는 고양차량기지 전철변전소 고장 시 덕양 전철변전소 전차선 전압 및 전류 결과로 전차선 전압이 19[kV] 기준을 만족하지 못하여 열차운행에 지장이
초래될 수 있음을 확인할 수 있었다.
그림. 9. 연장급전 시 전차선 전압 및 전류 (고양차량기지 전철변전소 고장 시)
Fig. 9. Contract Wire Voltage and Current in case of Extended Feeding System
3.3 연장 급전 시
덕양 전철변전소의 장애로 인한 연장급전 시 M상 부하는 고양차량기지 전철변전소, T상 부하는 중원 전철변전소에서 분담하여 상호간 연장급전이 가능하지만,
고양차량기지 전철변전소의 장애로 덕양 전철변전소에서 연장급전 시 M상 집전전압 최소값이 15.62[kV]로 나타나 연장급전이 불가능하여 덕양 전철변전소
변압기 용량 증가 또는 급전구간의 변경이 필요하다.
(1) 덕양 전철변전소 변압기 용량 증설
덕양 전철변전소 변압기 용량은 60[MVA]로 계획하였으나, 연장급전이 불가능하여 90[MVA]로 변경하여 연장급전을 수행하였다. 그림 10은 덕양 전철변전소 변압기 용량을 90[MVA]로 변경한 전차선 전압 및 전류 결과로 전차선 최소 집전 전압이 17.43[kV]로 운행가능 전압 기준
19[kV]를 만족하지 못하여 열차운행에 지장이 있음을 확인할 수 있다. 변압기 용량 증대를 통해 최저 전압이 상승하였지만, 추가 변압기 증설은 변전소
내부 변압기 설치 장소 및 비용 등을 고려할 때 연장급전 시 급전구간을 변경하는 것이 보다 효율적이다.
그림. 10. 연장급전 시 전차선 전압 및 전류 (고양차량기지 전철변전소 고장 시)
Fig. 10. Contract Wire Voltage and Current in case of Extended Feeding System
(2) 덕양 전철변전소, 운정 급전구분소 설치
그림 11은 고양차량기지 전철변전소 고장 시 덕양 전철변전소의 급전구간을 GTX-A 구간의 운행에 지장이 없는 위치에 SP를 설치하여 연장급전 구간을 단축하여
시뮬레이션을 수행하였다. 그 결과, 급전 공급거리가 기존보다 2.7[km] 단축되었으나 전차선 최소 집전 전압이 20.47[kV]로 열차 운행이 가능한
19[kV] 전압을 만족하여 열차운행에 지장이 없음을 확인할 수 있었다. 따라서 고양차량기지 전철변전소와 덕양 전철변전소간의 안정적인 상호 연장급전을
위해서는 운정차량기지 입·출고선에 운정 급전구분소를 설치하여 기지 내 차량 부하를 분리하여 계통을 운영하여야 안정적인 연장급전 계통이 구성될 수 있음을
확인할 수 있다.
그림. 11. 연장급전 시 전차선 전압 및 전류 (고양차량기지 전철변전소 고장 시)
Fig. 11. Contract Wire Voltage and Current in case of Extended Feeding System
4. 결 론
본 논문에서는 강체 전차선로를 적용한 수도권 광역급행철도 A노선 급전계통 설계 시 고려되어야 할 SRT 급전계통 뿐만 아니라 인접 급전계통을 모델링하여
사고 시 인접 급전계통에서 연장급전 가능여부를 시뮬레이션 수행하였다.
덕양 전철변전소 정상급전시 부하용량 및 전차선 최소전압을 만족하지만, 고양차량기지 전철변전소의 장애로 덕양 전철변전소에서 연장급전 시 집전전압 최소값은
15.62[kV] 로 연장급전이 불가능한 것으로 나타났다. 또한 변압기 용량을 증설하여도 집전전압 최소값은 17.43[kV]로 연장급전이 불가능한
것으로 계산되었다. 따라서 GTX-A노선 및 인접선로와 연장급전을 고려하여 고양차량기지 전철변전소와 덕양 전철변전소간의 안정적인 상호 연장급전을 위해
운정 급전구분소를 설치하여 부하를 분리해 계통을 운영하는 것이 효율적이다.
Acknowledgements
본 연구는 한국전력공사의 2019년 선정 기초연구개발과제 연구비에 의해 지원되었음 (과제번호: R19XO01-48)
References
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KIEE, Vol. 64, pp. 634-639
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Wire in a Rigid Bar, KSR, 2015 Autumn Conference of the Korean Society for Railway,
pp. 1-5
2019, Program Manual for the Train Operations Model, Rail Systems Center
저자소개
2019년 인덕대학교 메카트로닉스공학과 졸업.
현재 한국교통대학교 교통대학원 교통시스템공학과 석사과정
2006년 철도대 철도차량전기과 졸업.
2015년 중앙대 대학원 전자전기공학부 졸업(공박).
2006년∼현재 한국교통대 교통대학원 교통시스템공학과 조교
1994년 성균관대 전기공학과 졸업.
2000년 2월 동 대학원 졸업(공박).
2000년∼2004년 현대모비스㈜ 기술연구소 선임연구원.
2006년∼현재 국토교통부 철도기술 전문 위원.
2004년 3월∼2012년 2월 한국철도대학 철도차량전기과 교수.
2013년 3월∼현재 한국교통대학교 교통시스템공학과 교수