陈民武， 蒋汶兵， 王旭光， 孙小凯

(西南交通大学 电气工程学院， 四川 成都 610031)

牵引供电系统电能质量问题和动车组过电分相问题是既有单相工频供电模式下的“痼疾”，而高压大功率电力电子技术的日益成熟及其在电力系统中的广泛应用，为从根本上解决上述问题提供了有效途径。日本首次在东北新干线的新沼宫内和新八户牵引变电所投运了铁路静止功率调节装置 (Railway Static Power Conditioner，RPC)[1]，我国也在上海南翔牵引变电所投入了类似有源补偿装置[2]，虽然实现了电能质量的综合补偿，但无法消除电分相环节，制约高速铁路牵引供电和动车组运行安全的“瓶颈”仍然存在。

同相供电技术将有源补偿和牵引变压器接线方式有机结合，在取消了变电所出口处电分相的同时，实现了三相-单相对称变换。依托“十一五”国家科技支撑计划,我国研制了世界首套同相供电装置,额定容量达到了10 MVA，在成昆线眉山牵引变电所成功投入试运行，取得了良好的实际效果[3]。当前我国电力系统调度管理不允许在分区所实施双边供电，即使在变电所出口实现了同相供电，但分区所位置的电分相仍然存在[4]。因此，“理想”的牵引供电系统应在电网侧全面解决电能质量问题，同时牵引侧使用统一的电压并取消电分相,形成“独立”于上一级电网的同相贯通供电网络[5]。

本文借鉴眉山同相供电装置研制的成功经验，提出一种基于模块化和背靠背结构功率变换器的同相贯通供电方案，结合高速铁路牵引负荷特性，优化功率变换器拓扑结构和控制策略，实现了功率双向流动和平衡变换，提高供电质量和供电可靠性。最后通过仿真分析验证了上述方案的正确性与可行性。

1 新型同相贯通供电系统基本原理

1.1 系统总体结构

我国高速铁路推广采用AT供电方式，图1为同相贯通牵引供电系统结构示意图。可见，牵引变电所取用公用电网的三相电源，所内设置交(三相)-直(流)-交(单相)功率变换器，其中直流侧作为能量缓存环节，衔接整流和逆变环节。在牵引工况下，从三相电网取电，通过“三相整流-直流-单相逆变”变换后向电力机车(动车组)供电；在再生工况下，通过“单相整流-直流-三相逆变”变换后将电力机车(动车组)回馈的能量反送三相电网。利用功率双向流动的可控性，实现三相-单相平衡变换，从根本上解决负序问题，而牵引侧变电所输出电压一致，彻底取消包括变电所出口和分区所位置在内的所有电分相环节。为了便于牵引网检修和故障隔离，可以在变电所和分区所位置设置电分段，对应断路器设置成常闭状态，取消了地面或者车载过分相装置，高速动车组可以不断电和不减速通过。

1.2 交-直-交功率变换器主电路拓扑

高压大容量交-直-交功率变换器是同相贯通供电系统的核心设备，其主电路拓扑结构的选择需要兼顾技术可行性、经济合理性和运行可靠性。本文提出了一种基于模块化和背靠背结构功率变换器方案，见图2。在电网侧采用三相独立控制的H桥级联型高压链式结构，每一相均由N个H桥级联构成链式拓扑，不但易于实现模块化，并且在同等功率开关器件水平下，可以扩展到更高电压场合[6]。在牵引侧每一相的N个模块经由多绕组变压器构成并联多重化结构，结合单相变压器高压侧绕组串联，实现多电平输出，易于实现模块化和功率扩容。同时，由于级联H桥各链节的直流侧电容相互独立，避免了传统直流电容并联拓扑造成的母排载流要求高、设计难度大等问题[7]。通过采用多绕组变压器将负载平均分到每相的每个模块上，可以消除由各链节瞬时输出功率不平衡引起的直流电容电压不平衡,文中通过优化控制算法解决了由于各链节自身损耗不同而引起的功率偏差，保证了直流侧电压的稳定。此外，为了控制电网侧和牵引侧之间功率的双向流动，功率变换器推荐采用 “背靠背”结构，前期眉山变电所同相供电装置投入了2 套并联运行的高压大容量“背靠背”变流器系统，运行稳定、效果良好。

图2中以AB相为例详细阐明了上述结构，其中，us、is为电网侧的输入电压和电流；L1为电网侧扼流电感；udc1～udcN、idc1～idcN为AB相的N个子模块中直流侧电容的电压和电流；ui为变流器牵引侧的输出电压；k为牵引侧升压变压器变比；Lo与Co分别为牵引网侧的滤波电感和电容；uo为牵引网侧电压；iL与io分别为滤波电感上的电流及负载电流。

大容量功率变换器运行可靠性是同相贯通供电系统工程化应用的关键，文中采用了功率模块动态旁路和恢复技术。图3为某相功率模块的电气拓扑。若任一并联模块出现故障时，则在电网侧利用单极断路器(K1～KN)将故障模块输入端口短路，在牵引侧利用双极断路器(S1～SN)将故障模块输出端口开路，闭锁变流器控制信号，实现功率模块的动态旁路。同时，为了保证牵引供电能力与供电质量不受影响，通过调整功率变换器控制策略，将非故障功率模块的直流侧电压提升一定范围，牵引侧输出电压和功率基本不变。当故障模块修复后，利用上述操作，可以实现在线投入，所有功率模块的直流侧电压恢复正常水平。

2 直流侧电压分析及控制策略

任意选取图3中第i个背靠背模块，按照功率等效原理将其等效为图4所示电路，假设升压和降压变压器的变比均为1。

usi、isi为等效电路中每个模块的交流侧输入电压与电流；uoi、Loi为等效电路中每个模块的输出侧电压与电流；L1i、Loi分别为等效的输入侧电感和输出侧电感；C为每个模块的直流侧电容；ud为直流侧电容电压。

根据瞬时功率守恒定律，单模块电路中电网侧传递的功率必定等于各部分消耗的功率与牵引侧功率之和，由此可以建立瞬时功率平衡方程

Psi(t)=PL1i+Pd(t)+PLoi+Poi(t)

( 1 )

式中:Psi(t)为单模块电路中电网侧的输入功率；Pd(t)为单模块电路中直流侧电容上消耗的功率；Poi(t)为单模块电路中牵引侧消耗的功率；PL1i和PLoi分别为单模块电路中电网侧等效电感和牵引侧等效电感上消耗的功率。

功率变换装置投入运行前对直流侧电容进行充电，并在运行过程中保持平均电压为Ud。假设单模块等效电路中电网侧和牵引侧的电压电流分别为

( 2 )

将式( 2 )带入式( 1 )并整理得

( 3 )

对式( 3 )进行化简得

( 4 )

在一个周波内求解方程( 4 )可得

( 5 )

式中：ΔP=UsiIsi-UoiILicosφ，为装置稳定工作时单个模块电网侧输入有功功率和牵引侧输出有功功率的差值，稳定运行时可视为0。则可得到直流侧电压脉动值

( 6 )

最终直流侧的电压可以表示为

( 7 )

可见，直流侧电压由稳态分量和脉动分量构成，其中脉动分量为基波的2次谐波分量，若不加以抑制，将在电网侧引起以3次谐波为主的谐波分量，影响供电质量与供电效率[8-9]。通过在直流侧并联LC谐振滤波器或在控制环节中加入二次低通滤波器可以解决上述问题，但加入LC滤波器不但增加了设备成本，也增大了设备体积和占地，而低通滤波器对2次脉动的衰减作用有限且存在一定延迟[10]。本文采用在功率变换系统的控制环节加入二次陷波器，可以有效消除直流侧二次脉动成分，降低电网侧谐波畸变，所用陷波器传递函数为

( 8 )

式中：S=jω;ωo为陷波器的工作角频率，一般将ωo设置为基波频率的2倍；Q为其品质因数。

3 电网侧控制策略

电网侧每一相均采用N个H桥级联构成链式拓扑结构，具有良好的谐波特性。针对链式结构变流器存在的直流侧电压平衡问题，论文借鉴文献[11-12]中的分层控制思想，提出在上层控制中采用双闭环控制策略，下层控制中采用基于有功电压矢量叠加的平衡控制策略，在不影响系统无功的情况下，通过调节各链节的有功输入实现直流侧电压的平衡。功率变换系统电网侧的控制策略见图5，其中uf为上层控制中得到的调制波形；Δuf为下层控制策略中在各链节H桥上叠加的有功分量；uf1至ufN为经平衡控制之后各个链节的调制波形。其他参量同图2。

上层双闭环控制策略中，电压外环采用PI调节器跟踪直流电压，同时加入(idc+…+idcN)/N作为前馈信号，能有效抑制负载的扰动；电流环中将us作为前馈加入，用于抑制us波动带来的扰动。为克服PI调节器在跟踪正弦信号时存在稳态误差的问题，电流环采用PR调节器(比例谐振调节器)实现对电流的无静差控制,而电流环采用具有更大带宽的准比例谐振调节器，其传递函数为

( 9 )

式中：KP决定着控制器的带宽和稳定性；ωC用于调节控制器在谐振频率附近的带宽和增益；ω为控制器的谐振频率。

下层控制策略的基本思想是在上层控制的基础上叠加一个与网侧电流方向平行的矢量，实现对各链节吸收有功的调节。当链节的直流电压偏低时叠加一个与电流方向相同的矢量，传输到该链节的有功增加，当链节电压偏高时叠加一个与电流方向相反的矢量，传输到该链节的有功减少。以各链节直流侧电压的平均值作为参考值，实际电压作为反馈值，每个链节的有功调控通过闭环来实现。直流侧在2种工况下的平衡控制矢量图见图6。

4 牵引侧控制策略

针对牵引负荷随机性大和运行工况多样的特点，牵引侧控制策略需要满足输出电压稳定、谐波含量低、动态性能好等要求。论文采用输出电压外环和输出电感电流内环的双闭环控制策略。通过采用单极性倍频调制及移相载波技术使得等效载波频率远远大于调制波的频率,PWM逆变桥可线性化为一个比例环节，满足式(10)、式(11)。

(10)

ui=KPWM·ur

(11)

式中：udc为直流侧电压；uc为三角载波幅值；ur为调制波有效值；ui为多绕组变压器输入电压有效值。以电感电流iL和输出电压uo为状态变量，建立了牵引侧状态方程，见式(12)，其中k为升压变的变比。

(12)

将式(11)带入式(12)并整理得

(13)

结合上述控制方法和状态方程，可以构建牵引侧控制系统，其原理见图7。

5 仿真验证

为了验证新型同相贯通供电系统拓扑结构与控制策略的有效性，基于MATLAB/Simulink平台，建立了系统的仿真模型，表1为系统主要设计参数，分别对多种运行工况及状态切换过程进行了模拟验证。

表1 功率变换系统主电路结构参数

5.1 负载突变工况

高速铁路普遍采用交直交型动车组，相对于交直型机车，牵引负荷近似单位功率因数，但幅值显著增大且波动明显。论文模拟负载初始功率为5 MW，在0.55 s时突变为20 MW，牵引侧、电网侧与直流侧仿真结果见图8～图12。

功率变换系统在0.3 s之前通过电网侧变流器控制完成对直流侧支撑电容的预充电过程，此后在牵引侧投入5 MW牵引负荷，系统工作稳定，电网侧功率因数接近于1，电网侧谐波电流总畸变率(THD)可以控制在1%左右，三相电流不平衡度不超过1%，直流侧电压平均值为3 000 V，最大波动量控制在1.6%以内。此时单相牵引负荷对于三相电力系统而言近似等效为一个纯阻性负载，实现了三相-单相平衡变换。

功率变换系统在0.55 s时牵引侧负荷由5 MW突变为20 MW，牵引侧AT牵引网T-F之间电压保持55 kV不变，馈线电流在10 ms内完成了过渡过程，动态响应性能良好。直流侧电压经历短时波动后迅速稳定，各链节的电压均能保持平衡。整个变化过程中始终保持单位功率因数，谐波电流总畸变率和三相电流不平衡度等电能质量指标良好。

5.2 级联功率模块故障及恢复过程

假设功率变换系统在0.45 s时AB相间某级联功率模块出现故障，此时牵引侧负载为15 MW，利用图3所示功率模块动态旁路技术，立即隔离和切除该故障模块，同时迅速将非故障模块的直流侧电压参考值由3 000 V调整为3 400 V，单模块输出功率从1 MW调整为1.2 MW，牵引侧总输出功率保持不变。模拟0.75 s时故障模块修复完成，并重新投入运行，各功率模块的直流侧电压参考值由3 400 V恢复为3 000 V，输出功率恢复到1 MW，整个过程系统不停机。牵引侧、电网侧和直流侧仿真结果见图13～图16。

上图表明在故障模块切除和修复投入时，由于直流侧电压的调整必然引起非故障模块传输功率的瞬时波动，利用控制策略的动态跟踪特性，经过0.1 s即可实现输出功率和直流侧电压的稳定，同时也验证了动态旁路和恢复技术的可行性。

5.3 动车组牵引与再生制动工况切换

假设牵引侧动车组负载为5 MW，在0.4 s时由牵引工况突变为再生制动工况，牵引侧、电网侧和直流侧仿真结果见图17～图20。

上图表明牵引侧不同工况切换过程仅需要0.02 s，由于直流环节的“惯性”作用，电网侧必然存在一个短暂的过渡过程，且整个过程直流侧电压保持稳定，实现了功率双向流动和平衡变换，解决了再生制动能量利用，保证了电网侧与牵引侧的供电质量。

6 结论与展望

同相贯通供电技术可以从根本上解决高速铁路牵引供电系统存在的以负序为主的电能质量问题和过分相问题，本文提出了一种基于模块化和“背靠背”结构功率变换器的同相贯通供电方案，在电网侧采用级联H桥链式结构，在牵引侧采用并联多重化结构，适应高速铁路AT供电方式需要，应用功率模块动态旁路和恢复技术，提高了供电可靠性。仿真结果证明，上述方案的正确性与有效性，体现了较好地实际应用价值。在上述建模和仿真的基础上，下一步将对多个牵引变电所协调控制策略开展研究，以解决全线同相贯通供电的潮流分析与容量分配问题。

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