周春曉，胡德旺，劉東輝，李巖磊，杜玉亮，毛承雄，王 丹

（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實驗室，武漢 430074；2 中國鐵道科學(xué)研究院集團有限公司 機車車輛研究所，北京 100081）

隨著高速鐵路的不斷發(fā)展，列車對牽引變電系統(tǒng)的要求不斷提高，對牽引變電系統(tǒng)的體積、質(zhì)量、可控性、諧波等多方面提出了更高的需求。近年來，結(jié)合電力電子技術(shù)的電子電力變壓器EPT（Electronic Power Transformer）得到了鐵路、艦船、航空等特殊應(yīng)用方面的關(guān)注［1-4］。當(dāng)EPT 應(yīng)用于鐵路機車牽引領(lǐng)域時，可以應(yīng)用于牽引變電所電力電子牽引變電系統(tǒng)［5］和車載電力電子牽引變壓器PETT（Power Electronic Traction Transformer）［6］。

和傳統(tǒng)的工頻變壓器相比，PETT 采用高耐壓的IGBT 組合成電力電子裝置，直接接入牽引供電網(wǎng)，通過AC-DC-AC（中高頻）-DC 以及中高頻變壓器進行電壓變換，實現(xiàn)鐵路牽引供電領(lǐng)域AC 25 kV-DC 3 kV 的電能變換。PETT 不僅能夠完成電壓變換，而且能夠?qū)崿F(xiàn)電壓、電流和功率的高度可控，網(wǎng)側(cè)諧波抑制，直流高質(zhì)量供電，并兼有斷路器的功能［7］，目前國內(nèi)外已經(jīng)對PETT 有了較多的研究，并進行了樣機的研制［8-9］。

相比于連接于電網(wǎng)使用的EPT，PETT 由于應(yīng)用場合而具有獨特性。其相比于EPT 而言，由于存在牽引網(wǎng)過電分相、弓網(wǎng)離線導(dǎo)致斷電等復(fù)雜工況，因而具有啟停次數(shù)多、工況變化大等獨特性。

PETT 的啟動過程是一個不穩(wěn)定的暫態(tài)，在其啟動過程中可能產(chǎn)生沖擊電流，所以PETT 安全、穩(wěn)定、快速地啟動，關(guān)系到列車牽引變電系統(tǒng)的穩(wěn)定、安全以及列車運行的穩(wěn)定、安全等方面，具有重要的研究價值。

目前，已經(jīng)有一些國內(nèi)外研究人員對EPT、PETT 和PWM 整流器的啟動過程進行了研究。

針對PWM 整流器的啟動，文獻［10-13］分別提出了多種抑制沖擊電流的控制策略，但方案主要針對低壓情況，不需要串聯(lián)啟動電阻的啟動過程，并不完全適用于較高電壓的場合。文獻［14］提出了適用于較高電壓的三段式啟動，由不控整流、帶啟動電阻的可控整流和切除啟動電阻的PWM 整流3 個部分構(gòu)成；為了更好地抑制沖擊電流，文獻［15］提出了兩段式啟動策略。第1 階段為帶啟動電阻的不控整流，第2 階段為帶啟動電阻的PWM 整流，待電容電壓到達額定值附近后，切換為空載運行狀態(tài)，電壓小幅上升至額定值后，完成啟動過程。

針對PETT 的整流級在啟動過程中產(chǎn)生沖擊電流的原因進行了分析；對整流級啟動提出了恒定電流啟動方案，控制啟動電流為給定值，抑制沖擊電流，分析了最佳工作點，推導(dǎo)了啟動時間計算公式，在抑制沖擊電流的前提下，降低了啟動時間，并進行了仿真驗證。

1 啟動過程和沖擊電流產(chǎn)生原因分析

1.1 PETT 的拓撲結(jié)構(gòu)

一種12 級級聯(lián)的PETT 拓撲結(jié)構(gòu)如圖1 所示，其12 個功率模塊級聯(lián)構(gòu)成，每個模塊可分為整流級和隔離級2 個部分。功率模塊輸入端采用級聯(lián)結(jié)構(gòu)，輸出端采用并聯(lián)結(jié)構(gòu)。

每個模塊中，整流級為H 橋整流電路，隔離級為雙主動全橋DAB（Dual Active Bridge）結(jié)構(gòu)。一般認為PETT 能量流動方向為從高壓側(cè)流向低壓側(cè)。文中主要針對如圖1 所示拓撲結(jié)構(gòu)的整流級啟動過程及啟動控制策略進行研究。

圖1 12 級級聯(lián)型PETT 拓撲結(jié)構(gòu)圖

PETT 整流級輸出端為直流端，具有大量的直流支撐電容，整流級的啟動過程實際上就是對隔離級兩側(cè)直流電容充能的過程。

由于整個PETT 整流級內(nèi)阻很小，在啟動過程中電源與電容之間的電壓差將可能在整流級和隔離級產(chǎn)生巨大的沖擊電流，危及裝置的安全。

由于PETT 的結(jié)構(gòu)具有相似性，因而為簡化分析，取其中1 個模塊進行分析和研究。

1.2 整流級啟動過程及沖擊電流分析

功率模塊整流級由Boost 電感和H 橋電路組成，由于IGBT 器件具有反并聯(lián)二極管，因而在啟動初期將進行不控整流，由于不受控制信號控制，因而需要在主電路交流側(cè)串聯(lián)啟動電阻以抑制不控整流階段的沖擊電流。

傳統(tǒng)三段式整流級啟動過程為了抑制沖擊電流，可以大致分為不控整流、帶啟動電阻的PWM整流和切除啟動電阻的PWM 整流3 個階段。

第1 階段為不控整流階段，整流級進行帶啟動電阻的不控整流。此階段中僅能通過接入啟動電阻抑制沖擊電流。當(dāng)電容電壓UdcH上升至參考值UdcH_ref時，切換為帶啟動電阻的可控整流。二極管不控整流電流不正弦，存在大量諧波。

第2 階段為帶啟動電阻的PWM 整流階段，啟動電阻限制了沖擊電流的產(chǎn)生。通過PWM 控制IGBT，提高了充電電流的可控性，能夠提升電容充電功率，避免了不控整流后期電容充電電流和充電功率隨電容電壓UdcH增大而不斷下降的問題。

在由第1 階段切換至第2 階段的過程中，由于啟動電阻增大了系統(tǒng)內(nèi)阻，電壓外環(huán)飽和將不會產(chǎn)生沖擊電流；同時，由于啟動電阻分壓，輸入端功率將不是電容的充電功率，因而會產(chǎn)生最佳工作點的問題。

第3 階段為切除啟動電阻進入無啟動電阻的PWM 整流階段，當(dāng)直流側(cè)電壓超過交流電流最大值 2Uac后，切除啟動電阻，切換為雙閉環(huán)控制，電容繼續(xù)充電至電容電壓到達額定電壓后完成啟動。

在由第2 階段轉(zhuǎn)換為第3 階段的過程中，由于啟動電阻的切除，系統(tǒng)內(nèi)阻降低，需要防止電壓外環(huán)輸出值跳變和飽和進而引起沖擊電流，因而通常采用電壓參考值緩給定的方法進行啟動，但仍然存在出現(xiàn)沖擊電流的風(fēng)險。

兩段式啟動是在三段式啟動的基礎(chǔ)上，延長第2 階段的過程，電容充電至接近額定值UdcHN時，直接進入空載運行狀態(tài)。通過對傳統(tǒng)三段式啟動的改進，能夠完全避免啟動過程中的沖擊電流，但也增加了啟動時間和損耗。

傳統(tǒng)啟動策略雖然能較好地完成啟動過程，但仍存在不能很好地控制電流的問題；三段式啟動策略切換過程存在出現(xiàn)沖擊電流的風(fēng)險，而兩段式啟動策略為了抑制沖擊電流，需要UdcH接近UdcHN才能切換，增加了啟動時間和損耗。除此之外，傳統(tǒng)啟動策略在第1 階段中，還存在著二極管整流將給電網(wǎng)側(cè)注入大量諧波的問題。

2 整流級啟動優(yōu)化控制策略

針對現(xiàn)有的PETT 整流級啟動過程中存在的缺點，文中對啟動控制策略進行了優(yōu)化，實現(xiàn)了啟動過程中電流可控，在抑制沖擊電流的前提下，提升了整流級的啟動速度。

為解決沖擊電流抑制以及啟動速度慢等問題，以提高整流級啟動速度為目標，文中提出了一種恒定電流的啟動控制策略。

本策略包含2 個階段，即啟動初期的帶啟動電阻的PWM 整流階段和切除啟動電阻的PWM 整流階段，當(dāng)電容電壓UdcH接近額定值后切換至空載狀態(tài)完成啟動過程。

在第1 階段中，啟動初期即采用可控整流，可維持網(wǎng)側(cè)電流正弦，減小諧波，提升電容充電速度。第1 階段后期和第2 階段通過分別給定參考電流，能夠在2 個階段中控制電容充電的速度，實現(xiàn)電流及啟動速度可控。

第1 階段為帶啟動電阻的PWM 整流階段，此階段內(nèi)采用恒定電流控制；當(dāng)電容電壓從0 V 上升至給定參考值UdcH_ref時，切除啟動電阻，進入第2 階段，修改電流參考值，繼續(xù)恒定電流控制啟動，其中UdcH_ref= 2Uac；當(dāng)電容電壓上升至額定值UdcHN，切換為空載控制狀態(tài)，整流級啟動完成。

整流級啟動第1 階段中，由于輸入側(cè)功率并不等于電容充電功率。直流側(cè)電容充電相當(dāng)于直流負載，其功率可通過交流側(cè)進行表示，為式（1）：

整流級的恒定電流啟動，能夠通過控制輸入側(cè)電流控制啟動的快慢。整流級電容充電功率PdcH越大，充電速度越快。通過合理設(shè)置啟動過程中的參考電流值，能夠?qū)崿F(xiàn)2 個階段中充電速度最快，充電時間最小。綜上，文中所提出的整流級恒定電流啟動控制系統(tǒng)以及電壓均衡控制如圖2所示。

整流級恒電流啟動過程中，第1 階段為帶啟動電阻的PWM 整流，但在啟動初期，由于電容電壓UdcH很小，因而不控整流將導(dǎo)致電流大于最佳工作點，且難以求出不控整流階段網(wǎng)側(cè)正弦電流最大值Iac_max的解析解，其估算值為：Iac_max≈(Uac_max-UdcH)/RS，Iac_max近似于線性降低；當(dāng)UdcH升高至使Iac與給定參考值相同時，PWM 整流占主導(dǎo)地位，維持Iac與給定參考值相同。由此可估算出啟動過程中的損耗和啟動時間。

第1 階段中啟動時間可分為不控整流占主導(dǎo)地位而電流大于參考值的時間t1和PWM 整流占主導(dǎo)地位維持電流為參考值的時間t2；第2 階段啟動時間為t3。根據(jù)之前估算公式可以推導(dǎo)出t1～t3的計算公式為式（2）：

式中：I*ac=Uac/(2Rs)為最佳工作點下的交流側(cè)電流有效值，K*IacN為第2 階段交流側(cè)電流參考值。

實際上，由于電流為估算電流的關(guān)系，當(dāng)I*ac較大時，t1時間段內(nèi)估算電流較準確，而當(dāng)I*ac較小時，電流實際上以指數(shù)形式衰減，估算電流偏差較大，因而式（2）在I*ac較小時偏差較大。

由式（2）可以看出，第2 階段啟動時間t3隨電流增大而減小，而第1 階段啟動時間t1+t2隨電流變化關(guān)系如圖3 所示，啟動時間以I*ac=Uac/(2Rs)情況下為基準，啟動時間為1 s。I*ac以Uac/Rs為 基 準 值，當(dāng)I*ac=Uac/Rs時為1。

圖3 第1 階段啟動時間隨I *ac 變化圖

由此可推導(dǎo)出啟動電阻損耗為式（3）：

由式（3）可知，在采用所提出的恒定電流啟動策略時，啟動過程中啟動電阻損耗與啟動電阻大小無關(guān)，而與電容C、交流電壓Uac的平方正相關(guān)。

3 仿真驗證與分析

為驗證第2 節(jié)提出的整流級優(yōu)化策略的合理性、可行性和有效性，對PETT 的整流級啟動過程進行仿真分析。PETT 的結(jié)構(gòu)為圖1 所示的12 級級聯(lián)型PETT。PETT 的主要參數(shù)見表1，包括整流級和隔離級的主電路參數(shù)，各模塊參數(shù)相同。

表1 PETT 仿真主電路參數(shù)

為了避免啟動電流對器件的危害，設(shè)定啟動過程中需要限制網(wǎng)側(cè)電流最大值為40 A。

由于不控整流主導(dǎo)階段沖擊電流主要受啟動電阻限制，沖擊電流最大值Iac_max出現(xiàn)在第1 個周期的電網(wǎng)電壓最大時。Iac_max的精確值難以求出解析解，因而以Iac≈Uac_max/Rs進行估算，可設(shè)計所需的啟動電阻取Rs=900 Ω，帶啟動電阻的可控整流網(wǎng)側(cè)電流參考值有效值為Iac=Uac/(2Rs)=13.9 A，當(dāng)UdcH= 2Uac/12=2 947 V 時，切除啟動電阻，進入切除啟動電阻后的PWM 整流階段，設(shè)置參考電流有效值為28 A。

啟動過程中，隔離級中頻變壓器原邊側(cè)H 橋保持50%占空比脈沖，副邊側(cè)H 橋閉鎖。隔離級與整流級同時啟動，可以完全消除啟動過程中變壓器繞組沖擊電流。

PETT 在恒電流啟動策略下電流、電壓波形如圖4 所示。第1 階段初期，由于電容電壓較低，二極管不控整流占據(jù)主導(dǎo)，電流較大，網(wǎng)側(cè)電流大于電流參考值。當(dāng)電容電壓隨著電容電壓UdcH的升高，二極管整流電流不斷降低，PWM 整流逐漸占據(jù)主導(dǎo)地位，通過PWM 控制，實現(xiàn)電流維持在最佳工作點。第2 階段，切除啟動電阻后，通過電流單閉環(huán)控制，能夠維持電流最大值為限制條件40 A，加快第2 階段的啟動速度。通過直接電流控制，實現(xiàn)了電流可控，無沖擊電流。

將第2 節(jié)中的啟動時間公式帶入?yún)?shù)計算可得式（4）：

式中：由于級聯(lián)結(jié)構(gòu)，每級啟動電阻為900 Ω/12，電容需考慮到低壓直流電容，計算公式為：C=0.6+0.6*（3/5）2=0.82 mF。由此，第1 階段啟動時間計算結(jié)果為：t1+t2=0.28 s；第2 階段啟動時間計算結(jié)果為：t3=0.113 s。仿真結(jié)果為：第1 階段啟動時間0.28 s，第2 階段啟動時間0.11 s。從估算和仿真結(jié)果對比而言，誤差小于5%，計算和仿真結(jié)果比較符合，啟動時間的估算公式能較好地估算出啟動時間。

由圖4 可驗證所提出的整流級啟動優(yōu)化策略的有效性，所提出的啟動時間計算公式也和仿真結(jié)果有較好的擬合效果。

圖4 恒定電流啟動策略下的電流、電壓波形圖

此啟動策略在不同參數(shù)下啟動時間的對比如圖5 所示。曲線1 為此策略提出的最佳工作點，在滿足電流限制的條件下能夠?qū)崿F(xiàn)啟動時間最短，啟動時間0.4 s；曲線2 為第2 階段電流參考值為0.35IacN時的啟動時間曲線，啟動時間0.54 s；曲線3為第1 階段電流參考值為0.6IacN時的啟動時間曲線，啟動時間0.46 s；曲線4 為第1 階段電流參考值為0.2IacN時的啟動時間曲線，啟動時間0.5 s。由圖5 可知，通過優(yōu)化啟動參數(shù)，在最佳工作點下，能夠使啟動時間最少，啟動速度最快，相比于其他設(shè)置參數(shù)下的啟動能夠降低15%以上的啟動時間。

圖5 不同啟動參數(shù)下啟動時間對比圖

恒定電流啟動策略和2 種傳統(tǒng)啟動策略啟動時間的對比如圖6 所示，其中恒定電流策略啟動時間為0.4 s，傳統(tǒng)三段式啟動時間為0.52 s，傳統(tǒng)兩段式啟動時間為0.8 s。

圖6 所提出的恒定電流策略與傳統(tǒng)策略啟動時間對比圖

通過圖6 中3 種啟動方式的仿真結(jié)果對比，恒定電流啟動策略相較于傳統(tǒng)三段式和兩段式啟動策略，在完全抑制沖擊電流的前提下，提高了啟動速度。當(dāng)運行于最佳工作點時，相較于傳統(tǒng)三段式、兩段式啟動策略，能夠分別降低23%、50% 的啟動時間。

由仿真結(jié)果所示，文中所提出的PETT 整流級恒定電流啟動策略能夠很好地抑制啟動過程中的沖擊電流，并能大幅降低整流級的啟動時間。

4 結(jié) 論

通過對PETT 啟動過程的分析，針對整流級啟動過程中沖擊電流問題，分析了整流級沖擊電流的產(chǎn)生機理。針對整流級啟動過程，提出了恒定電流啟動策略，分析了所提出啟動策略的最佳工作狀態(tài)，計算了啟動時間和啟動損耗。仿真結(jié)果表明，啟動過程中整流級與隔離級均無沖擊電流，啟動電流、啟動速度可控。同時文中提出的啟動策略也適用于具有H 橋結(jié)構(gòu)的牽引變流器的啟動過程。

通過Matlab/Simulink 仿真，驗證了所提出的整流級啟動策略的合理性和有效性。通過對比仿真，所提出的優(yōu)化策略具有無沖擊電流、完全控制啟動過程電流和啟動速度的優(yōu)勢，相比于傳統(tǒng)啟動策略，提出的整流級啟動策略能夠?qū)崿F(xiàn)無沖擊電流與電流完全可控，能夠降低23%～50%的啟動時間，所提出的方案相較于傳統(tǒng)啟動方案具有較大優(yōu)勢。