基于MMC的新型牵引供电系统研究(一)

常 非, 杨中平, 林 飞

(北京交通大学 电气工程学院，北京 100044)

随着目前我国交直交机车的大量使用，无功和谐波已经不是电气化铁路电能质量的主要问题，负序问题变得越来越突出。由于电分相装置的存在，机车运行速度受到限制[1-4]。根据计算，京沪高速铁路因电分相的存在而使运行时间增加约20 min。

为了解决这些技术难题，文献[5]提出了同相供电方案, 基于既有线改造的同相牵引供电系统可有效改善电能质量，减少牵引供电系统一半的电分相，但仍不能彻底取消电分相，实现牵引网全网互联，如图1(a)、图1(b)所示。德国现行牵引供电系统需要建立一个110 kV、16.7 Hz的铁路专用电网，铁路专用电网需沿铁路线分布，变电所直接从该电网取得同频率的单相电经全线贯通的接触网给机车供电。德国采取了与电力系统频率相异的贯通供电方式，全线电压同相位，无需过分相，是一种较理想的供电方式。德国模式值得借鉴，但在实现途径上，中国铁路不宜照搬德国模式，因为德国的贯通供电是通过铁路自建电网形成的，与公用电网的联系是通过三相-单相交直交换流器实现的。随着电力电子技术的快速发展，基于三相-单相交直交变电所的新型牵引供电系统有望实现牵引网的全网互联，如图1(c)所示。这种牵引供电系统可彻底取消电分相，改善公共电网和牵引网电能质量，有效调度牵引网潮流，并且可实现机车制动能量的再生利用，是一种较理想的新型牵引供电方式。其中，三相-单相交直交变电所是新型牵引供电系统的核心设备。近年来广泛应用于柔性直流输电系统的模块化多电平换流器MMC(Modular Multilevel Converter)凭借其模块化、低谐波含量、低损耗等优势得到广泛应用[6-8]。MMC同样适合应用于高压大容量牵引供电系统中，能够降低开关器件应力，降低器件开关频率，减小器件开关损耗和输出电压THD值，取消逆变侧升压变压器，直接输出27.5kV为牵引负载供电，图2所示为基于MMC结构的三相-单相交直交变电所结构图。图1(c)所示新型牵引供电系统中需要多个交直交变电所进行并网控制，但在并网之前首先需要选定一个变电所为全线电压提供幅值、相位和频率的参考，本文研究为牵引网提供电压参考的基于MMC结构的三相-单相交直交变电所的控制策略。后续将研究基于MMC结构的新型牵引供电系统多变电所之间的并网协调控制。

图1 三种类型的牵引供电系统

图2 基于MMC结构的三相-单相交直交变电所

1 基于MMC结构的三相-单相交直交变电所

图2所示变电所主要由基于MMC结构的三相-单相交直交换流器组成，MMC的桥臂不是由多个开关器件直接串联构成，而是采用了子模块SM(Sub-Module)级联的方式，SM一般采用半H桥结构，通过多个SM级联，可以提高换流器的功率和电压等级，因此可以取消输出升压变压器。由于换流器输出电压幅值、相位和频率可控，因此相邻变电所的接触网可直接相连，形成贯通牵引供电网络。MMC的数学模型如式(1)所示。

(1)

式中：usa、usb和usc为电力系统侧三相交流电压；isa、isb和isc为电力系统侧三相交流电流；L为等效电感值，包括桥臂电感和变压器漏感；R为等效电阻值，包括桥臂电阻和变压器电阻，由于等效电阻值远小于等效电感值，故实际计算时可忽略不计；ua、ub和uc为换流器侧三相交流电压。

2 三相-单相交直交变电所控制策略

2.1 MMC环流抑制控制

文献[9]分析指出，MMC的内部环流是由于各相上、下桥臂电压之和彼此不一致引起的，且此环流为二倍频负序性质，它在MMC三相桥臂间流动，对外部交流系统不产生任何影响。文献[10]提出了一种二倍频负序旋转坐标系下的环流抑制控制器CCSC (circulating current suppressing controller)，该方法需要进行二倍频负序坐标变换和相间解耦，且只适用于三相系统。文献[11]所提方法环流抑制效果有限。文献[12-14]先后基于准PR调节器来抑制环流，只不过文献[12-13]通过陷波器提取环流中的二次基频分量，文献[14]则通过负序Clark变换来提取环流中的二次谐波分量。

本文在研究过程中发现，利用准PR调节器进行环流抑制，无需单独提取环流中的二倍频交流分量，可达到同样的环流抑制效果。式(2)为准PR调节器的传递函数。

(2)

通过传递函数式(2)，可以得到准谐振调节器在频率为0时的增益为

(3)

从式(3)可以看出，准谐振调节器对于直流信号的幅值增益为 0，对直流分量不具有调节能力，因此准谐振调节器输出信号中不包含直流信号。因此，环流抑制过程中无需通过陷波器来单独提取二次谐波分量，简化了控制器设计。

基于上述分析，本文采用的环流抑制控制器如图3所示。该方法简单、实用，且对于单相和三相系统均适用。

图3 环流抑制控制器

2.2 三相PWM整流器控制

基于αβ坐标系的三相PWM整流器控制系统结构如图4所示。其中，直流电压外环采用数字陷波器消除直流侧电压二次脉动对电网电流的谐波影响[15]。

如图4所示，根据直流电压外环得到d轴电流参考值，由于整流侧主要用于为牵引逆变侧传递有功，故q轴电流参考值设为0。经过dq/αβ坐标变换，得到电流内环的参考值iαref、iβref，与两相静止坐标系下的实际值isα、isβ做差经过准PR调节器，得到换流器交流侧输出电压的α、β轴参考值uαref、uβref。再经过αβ/abc变换，可以得到换流器交流侧输出的三相电压调制波uaref、ubref、ucref，同时采用零序电压注入法，将三相调制电压分别减去零序电压u0，使得三相电压调制波由正弦波变为“平顶波”，可有效提高直流电压的利用率。

图4 三相整流侧控制系统结构

2.3 单相逆变器控制

本文提出一种基于双电压环的单相逆变器控制，其结构如图5所示。外环为相电压有效值控制环，采用PI调节器; 内环为相电压瞬时值控制环,采用准PR调节器。

图5 单相逆变器控制系统结构图

3 仿真验证

基于PSCAD/EMTDC搭建了基于MMC结构的三相-单相交直交变电所仿真模型，系统结构如图2所示，仿真参数见表1。

表1 系统仿真参数

3.1 算例1：交流电网对称

牵引负载为交直交型机车负载，负载初始功率为4 MW，5 s时负载功率突变为8 MW。从图6、图7可以看出，负载功率突变前后，电力系统侧三相电压、电流同相位，功率因数为1，使得牵引供电系统呈现出三相对称纯阻性负载特性。正、负直流母线电压稳定5 s后，由于负载功率增加为原来的2倍，直流母线电压的二次脉动有所增加，如图8所示。图9为本文所提环流抑制控制下的三相整流侧A相环流，3 s前，桥臂电流中含有明显的二次谐波分量；3 s后，启动环流抑制控制器，环流的幅值大幅度减小，基本只含有直流分量；5 s后，负载功率发生阶跃，经历暂态过程之后，环流依然得到了较好的抑制。可见，无论在稳态还是动态条件下，本文所提算法对二次谐波环流的抑制效果都比较明显。图10为传统的经过陷波器提取环流中二倍频交流分量方法的环流抑制效果，与本文无需采用陷波器方法的环流抑制效果基本一致，验证了前述理论分析的正确性。采用本文新型环流抑制控制器省去了陷波器环节，简化了控制器设计，并能达到同样的环流抑制效果。图11通过采用零序电压注入的调制策略，将正弦电压调制波削顶为“平顶波”，可提高直流电压的利用率，达到两电平SVPWM的水平。

图6 电力系统侧三相电压

图7 电力系统侧三相电流

图8 正、负直流母线电压

图9 不采用陷波器新方法环流抑制效果

图10 传统采用陷波器方法环流抑制效果

图11 三相电压调制波

从图12、图13可以看出，在牵引负载功率突变时，交直交变电所能够快速传递牵引负载需要的有功电流，且维持牵引网电压稳定。单相逆变器无需输出升压变压器直接输出27.5 kV为牵引负载供电，且输出电压、电流波形高度正弦化，无需安装滤波装置。图14、图15为单相逆变器双电压环的跟踪控制效果，其中，图14中PI调节器实现了对电压外环相电压有效值的无静差跟踪，图15中VR调节器实现了对电压内环相电压瞬时值的无稳态误差控制。图16为单相逆变侧α相环流抑制效果，可见环流抑制控制器不仅适用于三相系统，同样适用于单相系统。

图12 牵引网电压

3.2 算例2：交流电网不对称

设在2 s时交流电网a相发生单相接地短路故障，故障持续时间2 s。从图17、图18可知，本文设计的基于VR调节器的三相PWM整流器控制策略在电网电压不平衡时，仍能保持系统三相电流对称，无需进行正、负序分解，实现了对两者的统一控制。图19中，在整个过程中环流抑制控制器一直启动，在2～4 s故障期间，环流同样基本只含有直流量，说明新型环流抑制控制器在交流电网不平衡时对环流中二倍频谐波的抑制效果同样明显。

图13 牵引网电流

图14 电压有效值外环PI跟踪效果

图15 电压瞬时值内环VR跟踪效果

图16 单相逆变侧环流抑制效果

图17 电力系统侧三相电压

图18 电力系统侧三相电流

图19 电网电压不平衡时环流抑制效果

4 结束语

本文研究基于MMC结构的三相-单相交直交变电所控制策略，提出一种简单实用、可同时适用于三相和单相系统的新型环流抑制控制器；并设计了基于VR调节器的三相整流侧控制器，可实现对正、负序电流的统一控制。提出一种基于双电压环的单相逆变器控制策略，保证逆变侧具有良好的输出特性。下一步将重点研究基于MMC结构的多变电所之间的并网协调控制策略。

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