周春晓，胡德旺，刘东辉，李岩磊，杜玉亮，毛承雄，王 丹

（1 华中科技大学 电气与电子工程学院 电力安全与高效湖北省重点实验室，武汉 430074；2 中国铁道科学研究院集团有限公司 机车车辆研究所，北京 100081）

随着高速铁路的不断发展，列车对牵引变电系统的要求不断提高，对牵引变电系统的体积、质量、可控性、谐波等多方面提出了更高的需求。近年来，结合电力电子技术的电子电力变压器EPT（Electronic Power Transformer）得到了铁路、舰船、航空等特殊应用方面的关注［1-4］。当EPT 应用于铁路机车牵引领域时，可以应用于牵引变电所电力电子牵引变电系统［5］和车载电力电子牵引变压器PETT（Power Electronic Traction Transformer）［6］。

和传统的工频变压器相比，PETT 采用高耐压的IGBT 组合成电力电子装置，直接接入牵引供电网，通过AC-DC-AC（中高频）-DC 以及中高频变压器进行电压变换，实现铁路牵引供电领域AC 25 kV-DC 3 kV 的电能变换。PETT 不仅能够完成电压变换，而且能够实现电压、电流和功率的高度可控，网侧谐波抑制，直流高质量供电，并兼有断路器的功能［7］，目前国内外已经对PETT 有了较多的研究，并进行了样机的研制［8-9］。

相比于连接于电网使用的EPT，PETT 由于应用场合而具有独特性。其相比于EPT 而言，由于存在牵引网过电分相、弓网离线导致断电等复杂工况，因而具有启停次数多、工况变化大等独特性。

PETT 的启动过程是一个不稳定的暂态，在其启动过程中可能产生冲击电流，所以PETT 安全、稳定、快速地启动，关系到列车牵引变电系统的稳定、安全以及列车运行的稳定、安全等方面，具有重要的研究价值。

目前，已经有一些国内外研究人员对EPT、PETT 和PWM 整流器的启动过程进行了研究。

针对PWM 整流器的启动，文献［10-13］分别提出了多种抑制冲击电流的控制策略，但方案主要针对低压情况，不需要串联启动电阻的启动过程，并不完全适用于较高电压的场合。文献［14］提出了适用于较高电压的三段式启动，由不控整流、带启动电阻的可控整流和切除启动电阻的PWM 整流3 个部分构成；为了更好地抑制冲击电流，文献［15］提出了两段式启动策略。第1 阶段为带启动电阻的不控整流，第2 阶段为带启动电阻的PWM 整流，待电容电压到达额定值附近后，切换为空载运行状态，电压小幅上升至额定值后，完成启动过程。

针对PETT 的整流级在启动过程中产生冲击电流的原因进行了分析；对整流级启动提出了恒定电流启动方案，控制启动电流为给定值，抑制冲击电流，分析了最佳工作点，推导了启动时间计算公式，在抑制冲击电流的前提下，降低了启动时间，并进行了仿真验证。

1 启动过程和冲击电流产生原因分析

1.1 PETT 的拓扑结构

一种12 级级联的PETT 拓扑结构如图1 所示，其12 个功率模块级联构成，每个模块可分为整流级和隔离级2 个部分。功率模块输入端采用级联结构，输出端采用并联结构。

每个模块中，整流级为H 桥整流电路，隔离级为双主动全桥DAB（Dual Active Bridge）结构。一般认为PETT 能量流动方向为从高压侧流向低压侧。文中主要针对如图1 所示拓扑结构的整流级启动过程及启动控制策略进行研究。

图1 12 级级联型PETT 拓扑结构图

PETT 整流级输出端为直流端，具有大量的直流支撑电容，整流级的启动过程实际上就是对隔离级两侧直流电容充能的过程。

由于整个PETT 整流级内阻很小，在启动过程中电源与电容之间的电压差将可能在整流级和隔离级产生巨大的冲击电流，危及装置的安全。

由于PETT 的结构具有相似性，因而为简化分析，取其中1 个模块进行分析和研究。

1.2 整流级启动过程及冲击电流分析

功率模块整流级由Boost 电感和H 桥电路组成，由于IGBT 器件具有反并联二极管，因而在启动初期将进行不控整流，由于不受控制信号控制，因而需要在主电路交流侧串联启动电阻以抑制不控整流阶段的冲击电流。

传统三段式整流级启动过程为了抑制冲击电流，可以大致分为不控整流、带启动电阻的PWM整流和切除启动电阻的PWM 整流3 个阶段。

第1 阶段为不控整流阶段，整流级进行带启动电阻的不控整流。此阶段中仅能通过接入启动电阻抑制冲击电流。当电容电压UdcH上升至参考值UdcH_ref时，切换为带启动电阻的可控整流。二极管不控整流电流不正弦，存在大量谐波。

第2 阶段为带启动电阻的PWM 整流阶段，启动电阻限制了冲击电流的产生。通过PWM 控制IGBT，提高了充电电流的可控性，能够提升电容充电功率，避免了不控整流后期电容充电电流和充电功率随电容电压UdcH增大而不断下降的问题。

在由第1 阶段切换至第2 阶段的过程中，由于启动电阻增大了系统内阻，电压外环饱和将不会产生冲击电流；同时，由于启动电阻分压，输入端功率将不是电容的充电功率，因而会产生最佳工作点的问题。

第3 阶段为切除启动电阻进入无启动电阻的PWM 整流阶段，当直流侧电压超过交流电流最大值 2Uac后，切除启动电阻，切换为双闭环控制，电容继续充电至电容电压到达额定电压后完成启动。

在由第2 阶段转换为第3 阶段的过程中，由于启动电阻的切除，系统内阻降低，需要防止电压外环输出值跳变和饱和进而引起冲击电流，因而通常采用电压参考值缓给定的方法进行启动，但仍然存在出现冲击电流的风险。

两段式启动是在三段式启动的基础上，延长第2 阶段的过程，电容充电至接近额定值UdcHN时，直接进入空载运行状态。通过对传统三段式启动的改进，能够完全避免启动过程中的冲击电流，但也增加了启动时间和损耗。

传统启动策略虽然能较好地完成启动过程，但仍存在不能很好地控制电流的问题；三段式启动策略切换过程存在出现冲击电流的风险，而两段式启动策略为了抑制冲击电流，需要UdcH接近UdcHN才能切换，增加了启动时间和损耗。除此之外，传统启动策略在第1 阶段中，还存在着二极管整流将给电网侧注入大量谐波的问题。

2 整流级启动优化控制策略

针对现有的PETT 整流级启动过程中存在的缺点，文中对启动控制策略进行了优化，实现了启动过程中电流可控，在抑制冲击电流的前提下，提升了整流级的启动速度。

为解决冲击电流抑制以及启动速度慢等问题，以提高整流级启动速度为目标，文中提出了一种恒定电流的启动控制策略。

本策略包含2 个阶段，即启动初期的带启动电阻的PWM 整流阶段和切除启动电阻的PWM 整流阶段，当电容电压UdcH接近额定值后切换至空载状态完成启动过程。

在第1 阶段中，启动初期即采用可控整流，可维持网侧电流正弦，减小谐波，提升电容充电速度。第1 阶段后期和第2 阶段通过分别给定参考电流，能够在2 个阶段中控制电容充电的速度，实现电流及启动速度可控。

第1 阶段为带启动电阻的PWM 整流阶段，此阶段内采用恒定电流控制；当电容电压从0 V 上升至给定参考值UdcH_ref时，切除启动电阻，进入第2 阶段，修改电流参考值，继续恒定电流控制启动，其中UdcH_ref= 2Uac；当电容电压上升至额定值UdcHN，切换为空载控制状态，整流级启动完成。

整流级启动第1 阶段中，由于输入侧功率并不等于电容充电功率。直流侧电容充电相当于直流负载，其功率可通过交流侧进行表示，为式（1）：

整流级的恒定电流启动，能够通过控制输入侧电流控制启动的快慢。整流级电容充电功率PdcH越大，充电速度越快。通过合理设置启动过程中的参考电流值，能够实现2 个阶段中充电速度最快，充电时间最小。综上，文中所提出的整流级恒定电流启动控制系统以及电压均衡控制如图2所示。

整流级恒电流启动过程中，第1 阶段为带启动电阻的PWM 整流，但在启动初期，由于电容电压UdcH很小，因而不控整流将导致电流大于最佳工作点，且难以求出不控整流阶段网侧正弦电流最大值Iac_max的解析解，其估算值为：Iac_max≈(Uac_max-UdcH)/RS，Iac_max近似于线性降低；当UdcH升高至使Iac与给定参考值相同时，PWM 整流占主导地位，维持Iac与给定参考值相同。由此可估算出启动过程中的损耗和启动时间。

第1 阶段中启动时间可分为不控整流占主导地位而电流大于参考值的时间t1和PWM 整流占主导地位维持电流为参考值的时间t2；第2 阶段启动时间为t3。根据之前估算公式可以推导出t1～t3的计算公式为式（2）：

式中：I*ac=Uac/(2Rs)为最佳工作点下的交流侧电流有效值，K*IacN为第2 阶段交流侧电流参考值。

实际上，由于电流为估算电流的关系，当I*ac较大时，t1时间段内估算电流较准确，而当I*ac较小时，电流实际上以指数形式衰减，估算电流偏差较大，因而式（2）在I*ac较小时偏差较大。

由式（2）可以看出，第2 阶段启动时间t3随电流增大而减小，而第1 阶段启动时间t1+t2随电流变化关系如图3 所示，启动时间以I*ac=Uac/(2Rs)情况下为基准，启动时间为1 s。I*ac以Uac/Rs为 基 准 值，当I*ac=Uac/Rs时为1。

图3 第1 阶段启动时间随I *ac 变化图

由此可推导出启动电阻损耗为式（3）：

由式（3）可知，在采用所提出的恒定电流启动策略时，启动过程中启动电阻损耗与启动电阻大小无关，而与电容C、交流电压Uac的平方正相关。

3 仿真验证与分析

为验证第2 节提出的整流级优化策略的合理性、可行性和有效性，对PETT 的整流级启动过程进行仿真分析。PETT 的结构为图1 所示的12 级级联型PETT。PETT 的主要参数见表1，包括整流级和隔离级的主电路参数，各模块参数相同。

表1 PETT 仿真主电路参数

为了避免启动电流对器件的危害，设定启动过程中需要限制网侧电流最大值为40 A。

由于不控整流主导阶段冲击电流主要受启动电阻限制，冲击电流最大值Iac_max出现在第1 个周期的电网电压最大时。Iac_max的精确值难以求出解析解，因而以Iac≈Uac_max/Rs进行估算，可设计所需的启动电阻取Rs=900 Ω，带启动电阻的可控整流网侧电流参考值有效值为Iac=Uac/(2Rs)=13.9 A，当UdcH= 2Uac/12=2 947 V 时，切除启动电阻，进入切除启动电阻后的PWM 整流阶段，设置参考电流有效值为28 A。

启动过程中，隔离级中频变压器原边侧H 桥保持50%占空比脉冲，副边侧H 桥闭锁。隔离级与整流级同时启动，可以完全消除启动过程中变压器绕组冲击电流。

PETT 在恒电流启动策略下电流、电压波形如图4 所示。第1 阶段初期，由于电容电压较低，二极管不控整流占据主导，电流较大，网侧电流大于电流参考值。当电容电压随着电容电压UdcH的升高，二极管整流电流不断降低，PWM 整流逐渐占据主导地位，通过PWM 控制，实现电流维持在最佳工作点。第2 阶段，切除启动电阻后，通过电流单闭环控制，能够维持电流最大值为限制条件40 A，加快第2 阶段的启动速度。通过直接电流控制，实现了电流可控，无冲击电流。

将第2 节中的启动时间公式带入参数计算可得式（4）：

式中：由于级联结构，每级启动电阻为900 Ω/12，电容需考虑到低压直流电容，计算公式为：C=0.6+0.6*（3/5）2=0.82 mF。由此，第1 阶段启动时间计算结果为：t1+t2=0.28 s；第2 阶段启动时间计算结果为：t3=0.113 s。仿真结果为：第1 阶段启动时间0.28 s，第2 阶段启动时间0.11 s。从估算和仿真结果对比而言，误差小于5%，计算和仿真结果比较符合，启动时间的估算公式能较好地估算出启动时间。

由图4 可验证所提出的整流级启动优化策略的有效性，所提出的启动时间计算公式也和仿真结果有较好的拟合效果。

图4 恒定电流启动策略下的电流、电压波形图

此启动策略在不同参数下启动时间的对比如图5 所示。曲线1 为此策略提出的最佳工作点，在满足电流限制的条件下能够实现启动时间最短，启动时间0.4 s；曲线2 为第2 阶段电流参考值为0.35IacN时的启动时间曲线，启动时间0.54 s；曲线3为第1 阶段电流参考值为0.6IacN时的启动时间曲线，启动时间0.46 s；曲线4 为第1 阶段电流参考值为0.2IacN时的启动时间曲线，启动时间0.5 s。由图5 可知，通过优化启动参数，在最佳工作点下，能够使启动时间最少，启动速度最快，相比于其他设置参数下的启动能够降低15%以上的启动时间。

图5 不同启动参数下启动时间对比图

恒定电流启动策略和2 种传统启动策略启动时间的对比如图6 所示，其中恒定电流策略启动时间为0.4 s，传统三段式启动时间为0.52 s，传统两段式启动时间为0.8 s。

图6 所提出的恒定电流策略与传统策略启动时间对比图

通过图6 中3 种启动方式的仿真结果对比，恒定电流启动策略相较于传统三段式和两段式启动策略，在完全抑制冲击电流的前提下，提高了启动速度。当运行于最佳工作点时，相较于传统三段式、两段式启动策略，能够分别降低23%、50% 的启动时间。

由仿真结果所示，文中所提出的PETT 整流级恒定电流启动策略能够很好地抑制启动过程中的冲击电流，并能大幅降低整流级的启动时间。

4 结 论

通过对PETT 启动过程的分析，针对整流级启动过程中冲击电流问题，分析了整流级冲击电流的产生机理。针对整流级启动过程，提出了恒定电流启动策略，分析了所提出启动策略的最佳工作状态，计算了启动时间和启动损耗。仿真结果表明，启动过程中整流级与隔离级均无冲击电流，启动电流、启动速度可控。同时文中提出的启动策略也适用于具有H 桥结构的牵引变流器的启动过程。

通过Matlab/Simulink 仿真，验证了所提出的整流级启动策略的合理性和有效性。通过对比仿真，所提出的优化策略具有无冲击电流、完全控制启动过程电流和启动速度的优势，相比于传统启动策略，提出的整流级启动策略能够实现无冲击电流与电流完全可控，能够降低23%～50%的启动时间，所提出的方案相较于传统启动方案具有较大优势。