胡德旺，周春曉，毛承雄，王 丹，劉東輝，李巖磊，杜玉亮

（1 華中科技大學(xué) 電氣與電子工程學(xué)院 電力安全與高效湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢430074；2 中國(guó)鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司 機(jī)車車輛研究所，北京100081）

當(dāng)今中國(guó)的高速鐵路事業(yè)迅速發(fā)展，機(jī)車運(yùn)行速度的提升成為必然趨勢(shì)。近年來(lái)，電力機(jī)車速度提升越來(lái)越受到傳統(tǒng)工頻變壓器質(zhì)量和體積的限制。與傳統(tǒng)變壓器相比，電子電力變壓器（又稱為電力電子變壓器、固態(tài)變壓器）體積小、質(zhì)量輕、效率高，能量可雙向流動(dòng)［1-2］。其應(yīng)用于列車牽引領(lǐng)域即為電力電子牽引變壓器PETT（Power Electronic Traction Transformer），以PETT為基礎(chǔ)的牽引動(dòng)力系統(tǒng)是未來(lái)高速鐵路牽引系統(tǒng)的發(fā)展方向［3］。

高速列車通過(guò)受電弓從接觸網(wǎng)取電，弓網(wǎng)系統(tǒng)的性能對(duì)于列車安全、高速和穩(wěn)定的運(yùn)行具有重要的作用。由于現(xiàn)代電力機(jī)車運(yùn)行速度快，容易出現(xiàn)弓網(wǎng)振動(dòng)、升降弓操作等引起弓網(wǎng)離線，造成弓網(wǎng)間的空氣間隙被擊穿而形成弓網(wǎng)電弧。由此導(dǎo)致車載電氣設(shè)備高頻振蕩過(guò)電壓、接觸網(wǎng)導(dǎo)線和受電弓滑板燒灼，造成重大事故［4］。

弓網(wǎng)離線一般有3種情況［5］：

（1）小離線（離線時(shí)間小于等于10 ms）。這種情況下的離線對(duì)列車運(yùn)行影響較小，一般可以認(rèn)為是無(wú)害的。

（2）中離線（離線時(shí)間在10～100 ms之間）。這種離線對(duì)列車運(yùn)行有一定的危害，一般每公里只允許12次。

（3）大離線（離線時(shí)間大于100 ms）。這種離線狀況對(duì)列車運(yùn)行危害較大，每公里允許出現(xiàn)6次。

文獻(xiàn)［6］基于Mayr電弧電路模型和Cassie電弧電路模型，考慮縱向氣流吹弧效應(yīng)，對(duì)電弧電壓梯度U和電弧耗散功率P0進(jìn)行修正，建立了降弓電弧電路分析模型；文獻(xiàn)［7］基于修正的弓網(wǎng)電弧動(dòng)態(tài)模型研究弓網(wǎng)電弧對(duì)供電系統(tǒng)的影響，得到了電弧熄滅時(shí)產(chǎn)生明顯的沖擊，阻容吸收模塊可有效抑制弓網(wǎng)電弧產(chǎn)生的過(guò)電壓，并縮短燃弧時(shí)間的結(jié)論；文獻(xiàn)［8-9］對(duì)PETT的整流級(jí)和隔離級(jí)分別建立了數(shù)學(xué)模型，并提出了控制策略減小輸入電流諧波問(wèn)題和均壓?jiǎn)栴}；文獻(xiàn)［10］介紹了ABB公司制造的PETT樣機(jī)；文獻(xiàn)［11］基于實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)和仿真，建立了包含弓網(wǎng)離線電弧和列車傳統(tǒng)牽引變流器的仿真分析模型，分析了弓網(wǎng)離線時(shí)的過(guò)電壓與諧波，以及離線對(duì)牽引變流器直流側(cè)電壓的影響，但沒(méi)有研究弓網(wǎng)電弧對(duì)PETT的影響。

主要分析弓網(wǎng)電弧對(duì)PETT輸出的影響；研究欠壓閉鎖和負(fù)載投切對(duì)PETT輸出電壓恢復(fù)的作用，并提出一種短時(shí)開環(huán)控制延緩電壓跌落的方法，以減少電壓恢復(fù)時(shí)間；提出一種減小弓網(wǎng)電弧影響的改進(jìn)控制策略，以降低PETT輸入電流的諧波含量。

1 仿真模型的建立

1.1 PETT的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

PETT的系統(tǒng)原理框圖如圖1所示，基本設(shè)計(jì)思路源于具有高頻連接的變換電路。輸入的工頻交流電源，先利用AC/DC變換電路轉(zhuǎn)換成直流，再通過(guò)AC/DC電路得到中頻（高頻）交流電，在中間側(cè)的中頻變壓器完成電源的隔離與變壓得到低壓側(cè)直流電壓以供給下一級(jí)電路使用。其中弓網(wǎng)電弧產(chǎn)生于接觸網(wǎng)和受電弓之間。

圖1 PETT系統(tǒng)原理框圖

PETT有多種拓?fù)?，文中采用?jí)聯(lián)H橋的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，如圖2所示。該拓?fù)鋺?yīng)用廣泛，其控制算法相對(duì)于其他新型拓?fù)漭^為簡(jiǎn)單和成熟。

圖2 級(jí)聯(lián)H橋型PETT

為了在合理的前提下簡(jiǎn)化分析和仿真不失一般性，將級(jí)聯(lián)的單元數(shù)n設(shè)定為3。

1.2 弓網(wǎng)電弧模型

從電路角度來(lái)看，一般認(rèn)為電弧是一個(gè)可變電阻，電阻的阻值由電弧的輸入能量與耗散能量共同決定，并可用非線性微分方程式來(lái)描述，涉及參數(shù)較多?，F(xiàn)階段有多種建模形式，如經(jīng)典的Cassie和Mayr模型。在不同假設(shè)條件下，Cassie及Mayr模型具有各自不同的適用范圍，Cassie模型適用于低阻大電流燃弧工況，Mayr模型更能準(zhǔn)確描述電流過(guò)零前后的小電流燃弧工況。所以采用Cassie和Mayr模型串聯(lián)得到Habedank電弧模型，這種模型結(jié)合了二者特性，其表達(dá)式見(jiàn)式（1）［12］：

式中：i為電弧電流的瞬時(shí)值；gc、gm分別為Cassie模型電導(dǎo)和Mayr模型電導(dǎo)；τc和τm分別為二者的時(shí)間常數(shù)；Uc為電弧電壓常數(shù)；P0為電弧耗散功率。文中只考慮橫向吹弧作用，P0與Uc的表達(dá)式為式（2）：

式中：I為牽引回路電流的有效值；l為空氣間隙長(zhǎng)度，隨離線時(shí)間在一定范圍內(nèi)隨機(jī)變化；v為列車行進(jìn)速度。

將Cassie模型和Mayr模型串聯(lián)后得到Habe?dank電弧模型，利用受控電壓源搭建一個(gè)MAT?LAB/Simulink電弧仿真模型，如圖3所示。

圖3 弓網(wǎng)電弧模型電路

2 弓網(wǎng)離線電弧對(duì)PETT的影響

弓網(wǎng)離線時(shí)燃弧過(guò)程和熄弧后的完全離線過(guò)程將會(huì)對(duì)PETT系統(tǒng)的輸入和輸出造成影響，文中不考慮弓網(wǎng)恢復(fù)接觸時(shí)電弧重燃的現(xiàn)象。為了更好地研究具體的影響，搭建MATLAB/Simulink整體仿真模型，仿真模型的原型系統(tǒng)如圖4所示，仿真主電路參數(shù)見(jiàn)表1。

圖4 仿真系統(tǒng)圖

表1 PETT仿真主電路參數(shù)

由于在不同運(yùn)行速度下，燃弧時(shí)間會(huì)變化，文中設(shè)置最大燃弧時(shí)間為40 ms，小、中、大離線時(shí)間分別設(shè)置為10 ms、80 ms、150 ms。以列車行駛速度v=250 km/h時(shí)的這3種離線工況作為基礎(chǔ)進(jìn)行研究。

其中PETT整流級(jí)采用的電壓電流雙環(huán)控制，隔離級(jí)采用單移相控制。文中將在不同離線時(shí)間下分析弓網(wǎng)電弧對(duì)PETT輸入電壓、電流與輸出電壓的影響。

2.1 受電弓處電壓波動(dòng)與電流諧波

當(dāng)弓網(wǎng)開始離線時(shí)，機(jī)車供電并未立即中斷，而是通過(guò)擊穿空氣的電弧通道繼續(xù)供電，直至電弧熄滅。由于電弧本身具有強(qiáng)非線性的特性，通過(guò)電弧通道供電會(huì)惡化PETT系統(tǒng)性能。為了更好地研究弓網(wǎng)離線和電弧對(duì)PETT的影響，先在不采取弓網(wǎng)離線應(yīng)對(duì)措施的情況下進(jìn)行仿真研究。

小、中、大離線時(shí)，受電弓頭電壓（即PETT輸入電壓）變化情況，如圖5所示。中離線和大離線燃弧階段電弧電壓和受電弓頭放大波形分別如圖6、圖7所示。

圖6 燃弧時(shí)電弧電壓波形圖

圖7 燃弧時(shí)受電弓頭電壓波形圖

小離線時(shí)，電弧開始燃燒后還未熄滅時(shí)弓網(wǎng)已經(jīng)重新穩(wěn)定接觸，燃弧時(shí)間等于離線時(shí)間；中離線時(shí)，電弧開始燃燒后由于弓網(wǎng)還未來(lái)得及穩(wěn)定接觸且電弧能量不足而熄滅，但熄滅不久后弓網(wǎng)又重新接觸，燃弧時(shí)間占離線時(shí)間比例較大；大離線時(shí)，電弧開始燃燒后由于電弧能量不足而熄滅，且經(jīng)過(guò)較長(zhǎng)時(shí)間弓網(wǎng)才重新接觸，弓網(wǎng)完全離線時(shí)間占離線時(shí)間比例較大。

由圖5可以看出，小離線時(shí)，受電弓頭電壓只在過(guò)零點(diǎn)出現(xiàn)了短暫的電壓波動(dòng)現(xiàn)象，該波動(dòng)由電弧電壓引起；中離線時(shí)，除了過(guò)零點(diǎn)的電壓波動(dòng)，在電流過(guò)零熄弧后，電壓出現(xiàn)短暫的過(guò)電壓現(xiàn)象，約為1.3倍正常運(yùn)行時(shí)電壓，然后緊接著電壓幅值變小并開始短暫振蕩，弓網(wǎng)重新穩(wěn)定接觸后受電弓電壓恢復(fù)正常；大離線時(shí)，與中離線相似，電壓出現(xiàn)短暫的過(guò)電壓現(xiàn)象，大約1.3倍正常運(yùn)行時(shí)電壓，然后緊接著電壓幅值變小并開始長(zhǎng)時(shí)間振蕩，弓網(wǎng)重新穩(wěn)定接觸后受電弓電壓恢復(fù)正常。

圖5 弓網(wǎng)離線受電弓頭電壓圖

中離線和大離線時(shí)，熄弧階段系統(tǒng)輸入完全斷路，PETT整流級(jí)電感、隔離級(jí)電感和中頻變壓器將會(huì)產(chǎn)生反相的過(guò)電壓，高、低壓兩側(cè)直流輸出電壓快速下降，部分存儲(chǔ)在電感和電容中的能量將會(huì)在PETT回路中相互轉(zhuǎn)化，由于回路中存在固定損耗和耗能元件，最終能量將被耗盡。

燃弧前和燃弧時(shí)PETT的輸入電流諧波變化如圖8所示。

圖8 PETT輸入電流諧波分析圖

可以看出，燃弧前PETT輸入電流中3次和5次諧波占比較大，其他次諧波占比非常??；燃弧時(shí)，基頻附近頻率諧波以及3次和5次諧波含量增大，總諧波畸變率THD（Total Harmonic Distortion）上升0.3%。熄弧時(shí)弓網(wǎng)完全離線，電流為0。弓網(wǎng)恢復(fù)接觸后，逐漸恢復(fù)到和燃弧前相同的情況。

2.2 直流側(cè)電壓波動(dòng)

圖9為弓網(wǎng)離線時(shí)間分別為10 ms、80 ms、150 ms時(shí)，輸出直流電壓變化情況。

圖9 低壓側(cè)直流電壓變化圖

可以看出，小離線燃弧時(shí)，輸出電壓基本不受影響；中離線時(shí)，輸出電壓出現(xiàn)小范圍波動(dòng)；大離線時(shí)輸出電壓將迅速下跌至0，若要恢復(fù)至額定電壓必須重新進(jìn)行啟動(dòng)過(guò)程。

小離線時(shí)，電弧燃燒時(shí)間較短，并且還未熄弧時(shí)，弓網(wǎng)就已經(jīng)閉合，造成的影響主要表現(xiàn)為輸入電流的諧波含量增加，對(duì)輸出電壓的影響很??；中離線時(shí)，熄弧后弓網(wǎng)完全離線過(guò)程約為40 ms，離線期間PETT無(wú)能量輸入從而導(dǎo)致電壓有小范圍波動(dòng)；大離線和中離線相似，但熄弧后的弓網(wǎng)完全離線過(guò)程延長(zhǎng)至110 ms，這將導(dǎo)致其輸出電壓跌落較多。在無(wú)任何欠壓保護(hù)措施的情況下，系統(tǒng)無(wú)法調(diào)節(jié)至正常運(yùn)行，實(shí)際情況中若電壓下跌過(guò)多，系統(tǒng)整體須重新進(jìn)行啟動(dòng)過(guò)程，通常加入閉鎖措施以保證降壓量不超過(guò)可控范圍。

所以，弓網(wǎng)離線電弧對(duì)PETT的影響主要分為兩部分，一部分是燃弧時(shí)輸入電流諧波含量的增加以及熄弧后弓網(wǎng)還未接觸時(shí)產(chǎn)生的輸入過(guò)電壓；另一部分是燃弧和熄弧后離線對(duì)PETT輸出電壓造成的電壓波動(dòng)。

3 弓網(wǎng)電弧影響的抑制措施

弓網(wǎng)離線及離線電弧對(duì)PETT產(chǎn)生的影響將對(duì)整個(gè)機(jī)車牽引傳動(dòng)與正常運(yùn)行造成威脅，必須提出抑制措施來(lái)減小電弧對(duì)PETT的影響。但不同離線工況下，離線和弓網(wǎng)電弧對(duì)PETT產(chǎn)生的影響也大不相同，這里主要針對(duì)大離線。

3.1 欠壓閉鎖與負(fù)載投切

弓網(wǎng)離線且電弧熄滅后，PETT供電中斷，在不采取任何措施的情況下，輸出電壓迅速下降，此時(shí)控制回路中PI控制器輸出迅速上升至限定值，當(dāng)弓網(wǎng)重新穩(wěn)定接觸后，系統(tǒng)調(diào)節(jié)參數(shù)過(guò)大，使得PETT輸出電壓超調(diào)量變大，對(duì)后級(jí)裝置將造成損傷。在實(shí)際弓網(wǎng)離線時(shí)，往往后級(jí)逆變器會(huì)有欠壓閉鎖。由2.2節(jié)影響分析看來(lái)，大離線時(shí)，對(duì)前級(jí)PETT進(jìn)行閉鎖也十分必要。弓網(wǎng)完全離線時(shí)，一方面需要切斷負(fù)載回路以配合逆變級(jí)欠壓閉鎖；另一方面對(duì)控制回路的PI參數(shù)進(jìn)行保持，使其輸出封存在斷路前一刻的數(shù)值。其過(guò)程如圖10所示。

圖10 PETT閉鎖控制流程圖

由于切斷負(fù)荷將影響后級(jí)裝置穩(wěn)定性，且每公里允許的大離線次數(shù)有限，所以該措施主要適用于大離線工況。合理設(shè)置閉鎖電壓值是必要的，考慮在額定功率下熄弧后弓網(wǎng)完全離線時(shí)，閉鎖電壓Ulock分別為2000 V、2400 V、2800 V以及不閉鎖時(shí)PETT的輸出電壓如圖11所示。

圖11 弓網(wǎng)離線的PETT輸出電壓波形圖（使用策略前）

可以看出，Ulock越大，閉鎖越容易被觸發(fā)，而牽引系統(tǒng)不能夠頻繁進(jìn)行閉鎖；Ulock越小，電壓跌落越多，過(guò)電壓越大，恢復(fù)時(shí)間越長(zhǎng)，所以合理設(shè)置閉鎖電壓值十分必要。

在電弧熄滅后，PETT控制回路仍在閉環(huán)調(diào)節(jié)，這將加快電壓的跌落。當(dāng)弓網(wǎng)恢復(fù)接觸后電壓恢復(fù)至額定電壓的過(guò)程中，超調(diào)量也將因此增加。對(duì)此，提出一種在檢測(cè)到電弧熄滅后進(jìn)行開環(huán)電壓控制的方法以延緩電壓的跌落，即電壓開始下跌時(shí)，給定開環(huán)控制參數(shù)，同時(shí)PI參數(shù)閉鎖，電壓跌至Ulock時(shí)，再進(jìn)行開關(guān)管以及負(fù)載的閉鎖操作。在額定功率下熄弧后弓網(wǎng)完全離線時(shí)，閉鎖電壓Ulock分別為2000 V、2400 V、2800 V以及不閉鎖時(shí)PETT的輸出電壓如圖12所示。

圖12 弓網(wǎng)離線的PETT輸出電壓波形圖（使用策略后）

可以看出，所提出策略可以延緩熄弧后電壓跌落速度，加快弓網(wǎng)恢復(fù)接觸后的電壓穩(wěn)定過(guò)程，有利于穩(wěn)定下一級(jí)逆變器的運(yùn)行，對(duì)于列車的平穩(wěn)運(yùn)行將起到重要的作用。

3.2 功率前饋控制

由于整流級(jí)和隔離級(jí)的控制獨(dú)立，所以導(dǎo)致系統(tǒng)瞬態(tài)電壓響應(yīng)不夠迅速，提出一種功率前饋控制策略，將隔離級(jí)的輸出功率前饋至整流級(jí)PWM整流器計(jì)算出電流預(yù)期值加速系統(tǒng)響應(yīng)，對(duì)輸入電流諧波起到一定抑制作用。其控制框圖如圖13所示。

圖13 功率前饋控制框圖

在燃弧時(shí)間為40 ms時(shí)，使用該策略前后，燃弧時(shí)PETT電流諧波含量分析如圖14所示，對(duì)比圖8（b），可以看出，使用功率前饋策略主要能減小電弧燃燒時(shí)輸入電流3次和5次諧波的含量，THD下降了0.35%，該控制策略對(duì)輸入電流諧波起到一定抑制作用。

圖14 功率前饋控制后工況下輸入電流諧波分析圖

4 結(jié)論

文中建立了弓網(wǎng)離線電弧的數(shù)學(xué)模型，對(duì)Cassie模型和Mayr模型進(jìn)行了串聯(lián)，得到兼有二者特性的Habedank模型。選取級(jí)聯(lián)H橋PETT拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，設(shè)定級(jí)聯(lián)單元數(shù)為3以簡(jiǎn)化分析。

通過(guò)MATLAB/Simulink，對(duì)弓網(wǎng)離線電弧和PETT進(jìn)行小、中和大離線3種工況的仿真，并分析了在沒(méi)有采取相應(yīng)措施的情況下，弓網(wǎng)離線電弧對(duì)PETT的影響，包括輸入電壓過(guò)電壓、輸入電流諧波含量的增加、輸出直流電壓的波動(dòng)。結(jié)果表明，在該仿真工況下，小離線對(duì)PETT運(yùn)行影響較?。恢须x線這種離線對(duì)PETT運(yùn)行有一定的危害；大離線對(duì)PETT運(yùn)行危害較大。

對(duì)弓網(wǎng)離線電弧產(chǎn)生的影響提出改善策略，進(jìn)行PI閉鎖和負(fù)載切出控制以保證PETT輸出電壓平穩(wěn)性；提出在電壓跌落時(shí)進(jìn)行短時(shí)開環(huán)控制的措施以減緩電壓跌落速率；引入功率前饋控制以提高系統(tǒng)響應(yīng)速度，減少輸入電流諧波的含量，并仿真驗(yàn)證了其效果。