新型同相供电系统并联控制策略研究

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（1.北方工业大学变频技术北京市工程技术研究中心，北京 100144；2.北京先行电气有限公司，北京 100045）

1 引言

我国电气化铁路采用单相工频牵引供电系统，由于牵引负荷的非线性、单相性和随机性，在公共电网中存在大量负序、谐波和无功，严重影响电力系统和牵引供电系统的电能质量。另外，由于电分相的存在，制约了铁路的重载、高速和经济运行［1］。国内外对电分相问题进行了大量的研究，这些研究主要集中在如何使机车自动通过分相绝缘器［2］，而在取消电分相方面，目前仍未取得突破性进展。

为从根本上解决现有供电系统存在的问题，学界提出同相供电的研究思路，接触网全线由同一相位的单相电压供电，取消各区段的分相绝缘器，可大大提高供电效率［3］。

现有的同相供电系统主要采用将平衡变压器与各种电能质量补偿装置相结合的方法以解决负序、谐波、无功等问题［4］。这些方法基于补偿的原理，通过检测线路负荷状态来调整补偿量，控制系统复杂，动态补偿效果差，进而影响公共电网的电能质量，并且未能解决电分相问题。

为解决电分相问题，基于电力电子变换的同相供电必然面临逆变器的并联分流问题。在电气化铁路牵引供电系统中，需实现就近供电，而非均流。同时，牵引负荷具有随机性，电流源式供电无法提供较快的动态响应速度，无法保证供电电压的稳定，同时带来单相功率分解及谐波补偿的问题。

电力机车牵引供电系统具有高压大功率的特点。受到散热及功耗等方面的限制，主回路开关器件的开关频率只有几百Hz。低开关频率会对控制系统带来一系列不利影响：驱动脉冲更新延迟大、内环带宽减小、输出谐波增大、动态响应慢等。在数字控制系统中一般使用规则采样法进行PWM调制，而在低开关频率下，调制环节造成的延时对控制系统的稳定性影响尤为重要。

本文基于文献［5］中的能量回馈级联型多电平同相供电装置拓扑，提出一种能够实现多台同相供电装置并联的无环流控制策略。与常用的补偿型控制策略不同，该控制策略控制输出侧并网点电压实时跟踪给定参考电压的幅值、频率及相位，通过线路阻抗和机车负载实现自动分流，并能有效抑制线路环流，进而实现就近供电。同时，针对大功率场合主回路开关器件的开关频率低、系统延迟大等问题，本文提出一种准自然采样法，可有效减小在数字控制系统中，规则采样带来的驱动脉冲更新延时对系统稳定性的影响。

2 新型同相供电变换装置

图1a所示为能量回馈级联型多电平同相供电装置主电路结构。在图1a中，变压器1次侧绕组连接110 kV三相公共电网，2次侧绕组的每一相电压被切分为若干个独立的低电压，这些独立电压分别经过单相H-H结构的功率单元，通过串联叠加形成单相交流输出电压。单相H-H结构的功率单元结构图如图1b所示。

图1 同相供电装置主电路Fig.1 The main circuit of the cophase power supply device

图1所示的多电平同相供电装置具有以下优点：1）采用多单元串联结构，直接高压输出；2）输出电压经过重新整合后变为单相电压，各功率单元负荷相同、电容电压平衡，进而可以保证三相变压器一次侧的三相负载平衡，有效解决变压器供电系统中的负序问题；3）功率单元中的整流侧采用PWM单位功率因数控制方式，有效解决了传统供电系统中的谐波、无功、供电效率等问题。

在实际应用中，图1中的开关器件采用ABB公司生产的集成门极换流晶闸管（integrated gate commutated thyristors，IGCT），型号为5SHY-35L4510，额定电压为4 500 V，额定电流为4 000 A，具有10 ms内过流30 000 A不损坏的特点，完全可应对接触网短路等极端情况，保证系统稳定运行。

3 基于多台同相供电装置并联的新型无环流控制策略

3.1 多台同相供电装置并联分析

一般来说，电网都带有大量感性负载，若输电线路较长，输电线路本身的分布电感将形成可观的串联感性负载，另外，电力机车作为非线性负载，其运行状态以及在线路中的位置都不确定。因此，这些因素将造成电网末梢电压严重跌落，且跌落幅值不定。

本文提出基于多台同相供电装置并联的新型无环流控制策略，通过控制每台装置输出侧的并网点电压（输出电感后）的相位、频率、幅值实时一致，实现支撑接触网电压、延长供电线路以及抑制环流的目的；且并联的各同相供电装置使用同一控制策略，无主从区别，任意一台装置故障时可冗余处理，该段接触网由其两侧的同相供电装置供电。

图2所示为同相供电系统无环流控制策略。

图2 同相供电系统无环流控制策略Fig.2 The no-circulation control strategy of the cophase power supply system

在图2中，外环为电压有效值环，保证各个并网点电压幅值一致，幅值给定U*rms由远程控制写入；内环为电压瞬时值环，保证并网点电压的频率、相位与给定基准信号一致，相位给定由远程GPS经锁相得到；电压瞬时值内环输出的调制信号，经二重化与载波移相技术相结合的调制策略后得到各功率单元逆变侧PWM信号［6］。

图3所示为同相供电装置并网等效图，图3中包括同相供电系统CS1、机车负载等效阻抗、线路等效阻抗。

图3 同相供电装置并网等效图Fig.3 The grid equivalent figure of the cophase power supply device

在图3中，假设在起始状态下，接触网没有电压。由1台同相供电装置CS1为线路供电，CS1并网点US1电压的频率、相位及幅值的设定值由远程控制中心提供。由于线路阻抗的影响，在距离US1很远的接触网末端，接触网电压US2的相位和幅值相对US1都会发生变化。

图4为多台同相供电装置并联供电等效图。与图3相比，图4中在US2点接入同相供电装置CS2，通过远程控制中心提供给CS1和CS2相同的并网点电压给定值，这样可以继续向两端延长接触网，为更远处的机车负载供电，承担更多的线路压降。每台同相供电装置的输出电感作用为增加环流阻抗，提高并网点输出电压正弦度。

图4 多台同相供电装置并联等效图Fig.4 The equivalent figure of the many parallel cophase power supply devices

图5所示为2台同相供电装置并联系统模型等效图。由于使用相同的锁相信号及幅值给定，双电压环控制策略将保证2台同相供电装置并网点电压US1，US2实时等电位。此时可将US1，US2视为短接，两段线路阻抗相当于并联后串联在机车负载前的阻抗，此时线路中不存在环流。同时，2台同相供电装置对中间段机车阻抗的输出电流，由2段线路阻抗按并联法则自动分流，因此机车距离供电装置越近，该装置供电越多，实现就近供电。

图5 2台同相供电装置并联等效模型Fig.5 The equivalent model of two cophase power supply devices parallel connection

3.2 电压内环调节器设计

为了实现电压内环正弦给定信号的无静差跟踪，采用 PR（proportional and resonant）调节器。理想PR调节器传递函数为

式中：Kp，Kr分别为比例系数和谐振积分常数。

图6所示为逆变器结构图，其中3 m为同相供电装置的功率单元个数（输入变压器1次侧绕组每一相对应m个2次侧绕组），ui为每个功率单元输出电压，us为同相供电装置的并网点电压，i为输出电流。

图6 逆变器结构图Fig.6 The structure of the inverter

在并联运行时，电压内环的给定信号为1个交流瞬时值参考电压，经过计算产生逆变器并网运行所需要的SPWM逻辑控制信号，经过隔离驱动控制信号实现对IGCT的控制，使逆变器实现控制输出电压的目的。根据图6所示的逆变器结构图，建立系统控制模型，如图7所示。

图7 电压内环控制框图Fig.7 The control block diagram of voltage inner loop

为便于分析，将PWM逆变单元近似为1个增益环节KPWM。根据图7的电压内环控制框图，可以推出系统输入输出关系为

将式（1）代入式（2），得

在不考虑逆变器谐波时，输入输出关系为

当正弦参考电压信号uref=Urmsin(ωot)，将ω=ωo带入式（4），得逆变器并网点电压为Us=Uref，可见并网点电压向量与正弦参考电压相位严格一致，且幅值无误差。对于逆变器的并联控制而言，输出电压相位的高精度控制是减小环流的重要措施之一，因此在电压瞬时值闭环中，使用PR控制器有显著的优点。

但是，PR调节器的实现存在2个主要问题：1）理想PR调节器不易物理实现；2）PR调节器在非基频处增益非常小，当电网频率偏移时，不能有效抑制电网电压引起的谐波。

为解决该问题，本文采用准PR调节器［7］，其传递函数为

式中：Kr为增益系数；Kp为比例系数；ωc为截止频率；ω0为谐振频率。

在准PR调节器中，ωc的引入改善了系统的频带特性，使其高增益频带变宽，而没有改变其在ω0处的最大增益特性，这样既可以保持PR调节器的高增益，又可以减小电网频率偏移对逆变器输出电流的影响。

4 低开关频率下的SPWM准自然采样方式

在大功率场合下，功率器件的开关频率低，且导通、关断时间较长，因此为了保证功率器件的正常动作，必须保证最小脉宽及死区时间的大小。使用自然采样法或规则采样法进行PWM调制的效果都不理想。

若使用DSP或微控制器进行规则采样调制，采样周期Ts均等于半个或一个脉宽调制（PWM）周期，由于调制信号的计算时间有一定的延迟，在计算时间延时后，参考电压处于可用状态，因此，即使计算时间延时很短，控制回路的延时也不会小于采样周期Ts。在低开关频率下，半个或一个PWM周期造成的延时是不可忽略的，加之为了应对死区时间较长的问题需要在计算调制信号过程中加入死区补偿。死区补偿的计算对实时性要求很高，因此使用规则采样法进行PWM调制效果不理想。

鉴于此问题，本文提出一种准自然采样法进行SPWM调制。

图8为所提出的准自然采样法原理图。

图8 准自然采样法Fig.8 Quasi-nature sampling method

图8中，Ts为采样周期，TPWM为载波周期，CMPR为采样周期内计算出的调制波比较值，CMPR*为在调制过程中实际应用的调制波比较值。计数器Carrier与存放在比较寄存器中的调制信号比较值CMPR*作比较，根据一定的比较原则输出PWM信号。

该方法使用过采样策略，相应的调制波比较值按照采样周期进行高速刷新，当且仅当计数器Carrier到达载波顶点（波峰或波谷）时，CMPR被刷新至CMPR*中。

准自然采样法具有以下特点：1）使用过采样方式，虽然系统以高速采样频率刷新调制波比较值CMPR，但 CMPR*的更新速率仍为TPWM/2；2）若采用规则采样法，控制回路的延时不会小于TPWM/2。但采用了准自然采样方法，控制回路的延时最大可以缩短为控制算法的执行时间tE，使数字化控制系统的性能最大接近于模拟电路；3）由于死区补偿不仅与输出电流方向有关，还与载波计数方向有关，因此使用准自然采样法可以同时对载波计数方向与输出电流方向进行判断，从而精确补偿死区效应造成的影响。

相对于规则采样法，该方法可有效减小系统滞后，PWM波形失真度小，易于进行精确死区补偿，尤其适用于低开关频率下的非同步脉宽调制。

5 系统仿真分析

本文采用Matlab/Simulink建立了如图4所示的多电平同相供电系统并联仿真模型，模型中共有2台同相供电装置及3段牵引线路，并联无环流控制策略如图2所示。

系统仿真参数为：每台同相供电装置的额定输出功率20 MW、输出电压27.5 kV，功率单元直流母线电压1 850 V，并使用IGCT作为功率开关器件，逆变侧开关频率250 Hz。接触网电压有效值27.5 kV，两变电所之间的线路50 km，线路阻抗0.219 Ω/km，1.88 mH/km，机车等效负载可设（由于机车的数量以及工况的变化，等效负载不固定），2台同相供电装置的输出电感设为2 mH，1 mH，以验证系统在外部参数不同的条件下仍有较好的环流抑制能力。

5.1 全段空载

在图4中，2台同相供电装置CS1，CS2同时启动，且整段线路中无机车负载，仿真结果如图9所示。

图9 线路空载Fig.9 No-load in the line

在图9中，2台装置的并网点电压Us1，Us2重合，且2台装置的输出电流为零，供电线路中无环流。

5.2 3段线路中加入相同的机车负载

在图4中，CS1，CS2同时启动，且3段线路中加入相同的机车负载，仿真结果如图10所示。

图10 3段线路中加入相同负载Fig.10 Same load in three lines

在图10中，2台装置的并网点电压Us1，Us2重合，每台装置都向接触网提供有功、无功功率，2台装置的输出电流Is1，Is2同相，微小的相位差是由各段线路阻抗不相等造成，供电装置之间并不存在环流。

5.3 只有CS2左侧线路加入机车负载

在图4中，2台同相供电装置CS1，CS2同时启动，且只有CS2左侧的机车等效阻抗不为零，其他线路区段空载，仿真结果如图11所示。

在图11中，2台装置的并网点电压Us1，Us2重合，但只有CS2装置为负载供电，CS1无输出电流。说明并联供电系统能实现分段供电。

图11 只有CS2左侧线路带载Fig.11 Load only in the left line of the CS2

6 结论

本文基于能量回馈级联型多电平同相供电装置，提出了一种无环流并联控制策略，可有效解决线路环流问题；针对低开关频率的大功率变流系统，提出一种准自然采样法，相对于规则采样法，该方法可有效减小系统滞后，PWM波形失真度小，易于进行精确死区补偿。通过仿真验证，使用基于该多电平同相供电装置的无环流控制策略，各并网点电压相位一致度好，接触网无环流，因此可进一步提高运力、降低运营成本，为新一代电气化铁路牵引供电系统的建设提供参考。

［1］李群湛，连级三，高仕斌.高速铁路电气化工程［M］.成都：西南交通大学出版社，2006.

［2］Guo B Q，Yu Z J，Tang T.Redundant Design of Auto-passing Phase Separations for Electric Locomotive［J］.Journal of Beijing Jiaotong University，2006，30：88-91.

［3］魏光.基于V型接线的同相牵引供电系统［J］.电力自动化设备，2010，30（12）：60-65.

［4］Shu Zeliang，Xie Shaofeng，Li Qunzhan.Single-phase back-toback converter for Active Power Balancing，Reactive Power Compensation，and Harmonic Filtering in Traction Power System［J］.IEEE Transactions on Power Electronics，2011，26（2）：334-343.

［5］北京先行电气有限公司.基于三相串联电压源型对称变换的铁路牵引交流同相供电装置：中国，200810110702［P］.2009-01-14.

［6］周京华，李正熙.多载波水平调制策略的谐波分析及数字化实现［J］.电气传动，2008，38（12）：27-32.

［7］赵清林，郭小强，邬伟扬.单相逆变器并网控制技术研究［J］.中国电机工程学报，2007，27（16）：60-64.