崔炳濤 梅桂芳 鄭月賓 孟向軍 牛化鵬 李朋翔

(1.西安許繼電力電子技術(shù)有限公司，710075，西安；2.許繼電氣股份有限公司，461001，許昌∥第一作者，工程師)

傳統(tǒng)地鐵牽引供電系統(tǒng)采用24脈波整流機(jī)組，列車剎車時的制動能量會引起直流接觸網(wǎng)電壓升高。新建線路通常配置再生能量吸收裝置[1]，目前以逆變回饋型裝置(以下簡稱“能饋裝置”)應(yīng)用最為廣泛。但該復(fù)合型方案中的整流機(jī)組和能饋裝置需要分別接入交流環(huán)網(wǎng)及直流接觸網(wǎng)，系統(tǒng)結(jié)構(gòu)復(fù)雜且其成本較高。

本文在能饋裝置的基礎(chǔ)上，提出以雙向變流裝置作為供電核心的新型牽引供電系統(tǒng)替代該復(fù)合型方案。由于IGBT(絕緣柵雙極晶體管)反并聯(lián)二極管短路能力有限，當(dāng)系統(tǒng)直流側(cè)發(fā)生短路時，容易發(fā)生損壞。文獻(xiàn)[2]研究了傳統(tǒng)牽引供電系統(tǒng)的直流短路，提出了直流牽引供電系統(tǒng)的保護(hù)配置原理及整定原則。文獻(xiàn)[3]結(jié)合整流機(jī)組外特性對車輛短路電流進(jìn)行了研究，建立了“變電所-牽引網(wǎng)-地鐵車輛”模型，為確定系統(tǒng)保護(hù)配置及評估系統(tǒng)供電能力提供了理論依據(jù)。文獻(xiàn)[4-5]對含有能饋裝置的復(fù)合供電系統(tǒng)直流側(cè)故障進(jìn)行了研究，分析了短路時電壓電流的動態(tài)特性，為新型能饋式牽引供電系統(tǒng)的保護(hù)特性選擇提供了參考依據(jù)。但以上研究均沒有提出保護(hù)措施，因此本文從新型供電系統(tǒng)拓?fù)涑霭l(fā)，對牽引/回饋雙向控制策略、直流側(cè)短路特性進(jìn)行了研究，提出IGBT反并聯(lián)二極管保護(hù)策略。所提保護(hù)策略可以降低流經(jīng)IGBT反并聯(lián)二極管的短路電流，并抑制短路電流的上升率，提高能饋裝置短路故障時的耐受能力，本研究可為地鐵能饋裝置的可靠運行提供參考與借鑒。

1 地鐵牽引供電系統(tǒng)

牽引變電所包含交流中壓開關(guān)柜、整流機(jī)組、能饋裝置及直流開關(guān)柜等，典型的復(fù)合型牽引供電系統(tǒng)如圖1 a)所示。該復(fù)合型方案中的整流機(jī)組和能饋裝置需要分別接入交流環(huán)網(wǎng)及直流接觸網(wǎng)，系統(tǒng)結(jié)構(gòu)復(fù)雜且其成本較高。

雙向變流牽引供電系統(tǒng)使用雙向變流裝置替代整流機(jī)組，其結(jié)構(gòu)簡單，如圖1 b)所示。雙向變流裝置具備四象限運行功能：列車牽引時，裝置整流運行，為車輛提供牽引能量和穩(wěn)定的直流電壓，并能保證交流并網(wǎng)電能質(zhì)量；列車制動時，裝置逆變運行，將制動能量反饋至中壓環(huán)網(wǎng)，以穩(wěn)定直流電壓；通過補(bǔ)償無功功率提高系統(tǒng)功率因數(shù)。

圖1 牽引供電系統(tǒng)Fig.1 Traction power supply system

2 地鐵牽引供電系統(tǒng)雙向變流裝置

圖2 雙向變流裝置雙環(huán)控制策略Fig.2 Double-loop control strategy of bidirectional converter

雙向變流裝置為電壓型PWM(脈沖寬度調(diào)制)整流器，為滿足穩(wěn)定直流電壓及控制并網(wǎng)電流的要求，通常采用雙環(huán)控制策略，其解耦控制框圖如圖2所示。雙向變流裝置采用兩個同時工作的電壓環(huán)，如圖3所示。當(dāng)直流電壓處于牽引/回饋電壓指令中間時，兩個電壓環(huán)均處于飽和狀態(tài)；當(dāng)直流電壓在兩個電壓指令之外時，一個電壓環(huán)正常輸出，另一個電壓環(huán)輸出飽和，實現(xiàn)牽引/回饋工況的快速切換。

圖3 牽引/回饋雙向控制策略Fig.3 Bidirectional control strategy of traction/feedback mode

3 雙向變流裝置直流短路特性

對雙分裂變壓器其中一個分裂繞組及雙向變流器進(jìn)行直流側(cè)短路故障分析，如圖4所示。由圖4可知，當(dāng)發(fā)生直流短路時，能饋裝置和變壓器構(gòu)成一個復(fù)雜的非線性系統(tǒng)，將短路后的系統(tǒng)響應(yīng)分為3個階段。

圖4 雙向變流裝置直流短路Fig.4 DC short circuit of bidirectional converter

3.1 直流電容放電階段

當(dāng)直流側(cè)發(fā)生短路時，快速封鎖IGBT脈沖，母線電容放電，交流側(cè)通過反并聯(lián)二極管向故障點提供電流，系統(tǒng)等效為RLC(電阻電感電容)二階串聯(lián)電路。該等效電路可分為零輸入響應(yīng)及交流側(cè)激勵的零狀態(tài)響應(yīng)，如圖5所示。

零輸入響應(yīng)時，不考慮交流系統(tǒng)影響，滿足以下等式：

(1)

圖5 電容放電階段全響應(yīng)等效電路Fig.5 Full response equivalent circuit of capacitor discharge stage

式中：

t——時間變量。

其中：

δ=(RL+RC)/2L

β=arctan(ω/δ)

根據(jù)式(2)，電容放電至0所需的時間為t1，其表達(dá)式為：

(4)

零狀態(tài)響應(yīng)時，電流由電流源IVSC提供，其表達(dá)式為：

(5)

零狀態(tài)響應(yīng)的直流側(cè)電流為IL2(t)，其表達(dá)式為：

IL2(t)=IVSC-IVSCe-δtsin(ωt+β)-

(6)

綜上所述，這一階段直流側(cè)的總電流IL(t)為：

IL(t)=IL1(t)+IL2(t)

(7)

由式(3)、式(6)和式(7)可知，直流電容放電階段的故障電流與C、I0及U0正相關(guān)，與L負(fù)相關(guān)。

3.2 反并聯(lián)二極管放電階段

本階段從電容電壓下降至0開始，一直持續(xù)到電容重新充電為止。當(dāng)UC>0時，電容放電，當(dāng)電容電壓降為0時，即t1時，直流側(cè)電抗放電，故障電流轉(zhuǎn)向反并聯(lián)二極管續(xù)流，初始條件為IL(t1)=I′0(I′0為反并聯(lián)二極管放電階段初始時刻的故障電流)、IL(t1)=I′0。等效電路如圖6所示。

圖6 二極管續(xù)流階段響應(yīng)電路Fig.6 Response circuit of diode freewheeling stage

每個橋臂電流可以表示為：

(8)

此時，系統(tǒng)為一階RC(電阻電容)電路零輸入響應(yīng)，此階段的直流側(cè)電流表達(dá)式為：

IL(t)=I′0e-[(RL+Ron)/L]t

(9)

式中：

Ron——IGBT反并聯(lián)二極管的等效電阻。

電容放電至0的時間及I′0可以簡化為：

(10)

(11)

由式(11)可知，電容放電時間與L、C正相關(guān)，當(dāng)其他電路參數(shù)一定時，由I0、U0確定。電容電壓下降到一定值時，二極管電流為續(xù)流電流與交流電流之和。

3.3 不控整流階段

在故障發(fā)生后，裝置快速封鎖IGBT驅(qū)動脈沖，由于斷路器動作時間，此時IGBT反并聯(lián)二極管構(gòu)成的三相不控整流電路工作在直流短路狀態(tài)，如圖7所示。

圖7 不控整流階段電路Fig.7 Circuit of uncontrolled rectification stage

故障時刻A相電流I′A0(t)可以表示為：

I′A0(t)=I′m0sin(λt+α-φ0)

(12)

式中：

I′m0——故障發(fā)生時刻的A相電流；

λ——電網(wǎng)角頻率；

α——A相相角；

φ0——故障發(fā)生時刻A相的初始阻抗角。

三相短路電流可以表示為：

I′j=Imsin(λt+α+φj-φ)+

[I′m0sin(α+φj-φ0)-Imsin(α+φj-φ)]e-t/τ

(13)

其中：

τ=Le/Re

φ=arctan(ωLe/Re)

Le=Lf+LT+L

Re=RAC+RD+RL

式中：

I′j——三相故障電流，j指A相、B相或者C相；

φj——三相電流相位角，其中φA=0°，φB=-120°，φC=120°；

φ——短路回路的阻抗角；

Im——短路電流周期分量的幅值；

Le——故障后回路的等效電感；

Re——故障后回路的等效電阻；

τ——故障后的等效時間常數(shù)。

根據(jù)圖7的電路工作狀態(tài)，直流短路故障在此階段相當(dāng)于裝置交流側(cè)發(fā)生三相短路，短路電流為三相短路電流大于0的部分，短路電流周期分量的幅值Im如下式所示：

(14)

式中：

Un——變壓器二次側(cè)電壓有效值。

由式(14)可知，在裝置阻抗參數(shù)固定的情況下，直流側(cè)等效阻抗與故障短路電流周期分量幅值成反比。

4 仿真分析

4.1 不同工況下的直流短路仿真

雙向變流裝置的實際參數(shù)如表1所示。在Simulink軟件中搭建牽引供電系統(tǒng)雙向變流裝置仿真模型，在牽引/回饋不同工況下進(jìn)行仿真。

表1 雙向變流裝置參數(shù)Tab.1 Parameters of bidirectional converter

假設(shè)t=1 s時裝置發(fā)生直流短路故障，其牽引工況仿真結(jié)果如圖8所示。由圖8可知，牽引運行時，故障后約0.58 ms電容放電至0，0.03 ms后電流達(dá)到峰值26 435 A?；仞伖r仿真結(jié)果如圖9所示。由圖9可知，回饋運行時，故障后約0.568 ms電容放電至0，0.027 ms后電流達(dá)到峰值26 073 A。故障后的短路電流迅速上升，在峰值時故障電流切換至反并聯(lián)二極管，此時二極管最容易損壞。

4.2 雙向變流裝置直流短路保護(hù)配置方案

根據(jù)所選IGBT參數(shù)，變流器總的耐受電流為18 kA，考慮到裕量，需將總電流限制到17.2 kA以下。

1) 增加橋臂二極管。整體反并聯(lián)功率二極管(以下簡稱“橋臂二極管”)方式如圖10所示。橋臂二極管的導(dǎo)通電阻遠(yuǎn)小于IGBT反并聯(lián)二極管，為使并聯(lián)后的故障電流主要流過橋臂二極管，橋臂二極管的導(dǎo)通電阻需小于0.77 mΩ。

圖8 牽引工況仿真結(jié)果Fig.8 Simulation results of traction working condition

圖9 回饋工況仿真結(jié)果Fig.9 Simulation results of feedback working condition

圖10 并聯(lián)橋臂二極管拓?fù)鋱DFig.10 Topological diagram of parallel bridge diode

并聯(lián)橋臂二極管仿真結(jié)果如圖11所示。由圖11可知，當(dāng)無橋臂二極管時，故障電流會直接流過IGBT反并聯(lián)二極管，故障電流超過4 kA；當(dāng)增加橋臂二極管后，故障電流尖峰通過橋臂二極管，反并聯(lián)二極管的電流小于3 kA，在二極管的SOA(安全工作區(qū))之內(nèi)。

圖11 并聯(lián)橋臂二極管仿真結(jié)果Fig.11 Simulation results of parallel bridge diode

2) 增大直流側(cè)電抗。當(dāng)裝置直流側(cè)的等效電抗為150 μH時，短路故障電流的仿真結(jié)果如圖12所示。由圖12可知：電流峰值為16 072 A，峰值出現(xiàn)在故障發(fā)生后1.06 ms；直流側(cè)電抗增大后可以抑制電容放電電流，進(jìn)而起到保護(hù)二極管的作用。

圖12 直流電感150 μH時的短路故障電流仿真結(jié)果

5 結(jié)語

本文對雙向變流裝置直流側(cè)短路暫態(tài)特性進(jìn)行了研究，主要獲得以下結(jié)論：

1) 裝置直流側(cè)的短路故障可以分為3個階段，其中，續(xù)流階段IGBT反并聯(lián)二極管的損壞風(fēng)險最高，因此需要在此階段之前進(jìn)行保護(hù)。

2) 在功率模塊中并聯(lián)橋臂二極管，通過分流來降低流過IGBT反并聯(lián)二極管的電流，同時在直流側(cè)設(shè)置直流電抗，進(jìn)一步抑制故障電流的上升率，起到保護(hù)作用。最后，通過Simulink軟件搭建仿真模型，驗證了所提保護(hù)方法的有效性。