高速磁浮牵引变流系统网侧高次谐波分析与治理

类延霄，孙健博，郑景文，段 薇

（中车青岛四方机车车辆股份有限公司，山东 青岛 266111）

高速磁浮列车以高速、节能、安全、舒适和环保等优点备受社会关注，牵引供电系统作为磁浮交通核心关键系统，是磁浮车辆及地面所有设备的动力来源[1-2]。

图1 为时速600 km 高速磁浮牵引供电系统示意图，牵引供电系统自110 kV 电网取电，经主变压器、输入开关柜、输入变压器后，变换为3 kV 网压供给高功率牵引变流单元；高功率牵引变流单元接收电机控制单元的指令，对输出电压的幅值、相位、频率进行实时调节，经输出变压器、输出开关柜、定子开关站，分段对高速磁浮列车所在的长定子直线电机供电，从而实现对高速磁浮列车牵引力的有效控制，使高速磁浮列车严格地按照运行控制系统设定的路程-速度曲线高速、安全、舒适地运行。

图1 时速600 km 高速磁浮牵引供电系统示意图

为满足高性能电机驱动要求，高功率牵引变流单元采用背靠背三电平中点钳位拓扑，相较于两电平拓扑，三电平拓扑具有开关管电压应力小、电磁干扰小等优点[3-5]。单套高功率牵引变流单元由2 台共用直流母线的变流器组成，变流器整流输入端与输入变压器相连，输入变压器联接组类型为Yy 和Yd11，变流器逆变输出端与输出变压器相连，经输出变压器，2 台三电平逆变器具有直接模式（Direct Mode，DM）和变压器模式（Transformer Mode，TM）2 种输出模式。以三电平有源中点钳位（Active Neutral-Point-Clamped，ANPC）型变流器为例，高功率牵引变流单元拓扑结构如图2 所示。

图2 高功率牵引变流单元拓扑结构

因高功率牵引变流单元采用脉宽调制技术，在运行过程中，不可避免地产生谐波，为评估谐波对35 kV牵引供电网的影响，在高速磁浮交通系统调试线应用现场开展实测。经测试，变流器运行时，35 kV 网侧出现电压波形畸变、过电压等异常。为分析异常原因，优化变流器谐波特性，本文以图2 中的三电平ANPC 整流器为对象，首先对三电平整流器的拓扑结构和控制策略进行分析，并通过仿真阐述整流侧谐波分布情况。然后，对实测过程中35 kV 网侧的异常现象开展原因分析，从理论角度分析整流侧高次谐波的影响。最后，提出整流侧高次谐波治理方法，经实际验证，所提方法可有效抑制高次谐波谐振现象，减小网侧高次谐波对牵引供电网络的影响。

1 牵引供电网现场实测

在不同运行工况下，对35 kV 网侧电压、同一35 kV母线上设备的工作情况开展实测，测试设备为WT1800功率分析仪、泰克示波器、高压差分探头和电流探头等。

1.1 35 kV 网侧电压

35 kV 网侧电压的测点为输入开关柜电压互感器的二次侧，不同运行工况下的网侧电压波形及频谱特性如图3 所示。

图3 35 kV 网侧电压及频谱特性

1.1.1 未启动整流

由图3（a）可知，未启动整流时，35kV 网侧电压波形正弦性良好，谐波含量较低，各次谐波主要集中在3、5、7 次，总谐波失真（Total Harmonic Distortion，THD）为0.6%左右。

1.1.2 启动整流、未启动逆变

由图3（b）可知，启动整流、未启动逆变时，35 kV 网侧电压波形畸变严重，基波中含有高次谐波成分，THD为8%左右，在各次谐波中，29、31 次谐波含量较高。

1.1.3 启动整流、启动逆变

由图3（c）可知，启动整流、启动逆变时，35 kV 网侧电压波形仍存在严重畸变，THD 为6%左右，含量较大的谐波频次与仅启动整流工况一致，可知，在轻载运行工况下，整流谐波情况与变流器本身负荷大小无明显的相关性。

1.2 同一母线其他设备

在高功率牵引变流单元运行期间，对同一35 kV母线上动力轨不控整流机组开展了实测。整流后的直流电压波形如图4 所示。由图4 可知，牵引变流器启动整流后，畸变的35 kV 网压对不控整流机组也产生了影响，导致直流波形畸变严重，电压变化率大幅增加，触发动力轨直流牵引馈线保护。

图4 不控整流机组实测波形

此外，同一35 kV 母线上35 kV/0.4 kV 动力变压器所带的有源滤波装置亦发生了模块故障，设备退出运行。

综上可知，由于高功率变流器整流器工作引起的电压谐波及波动严重干扰到高速磁浮地面供电系统的正常工作，需及时排查故障原因，制定处理解决措施。

2 网侧异常原因分析

针对35 kV 牵引供电网实测异常，首先，搭建三电平ANPC 整流器仿真模型，分析其拓扑结构、控制策略、整流侧谐波分布。然后，开展异常原因分析，分析整流侧谐波的影响。

2.1 三电平ANPC 整流器

2.1.1 拓扑结构

对于图2 所示高功率牵引变流单元，因2 台共用直流母线的变流器拓扑结构一致，故以其中1 台整流器为例进行分析，单台三电平ANPC 整流器主电路结构简图如图5 所示。图中：Vg为电网电压矢量；Lg为网侧等效电感；Rg为网侧等效电阻；Vc为整流器输入端电压矢量；C1、C2为直流母线电容；Vdc为直流母线电压。

图5 三电平ANPC 整流器主电路结构简图

以单相为例，ANPC 相电压及对应的开关状态（Sx1、Sx2、Sx3、Sx4、Sx5、Sx6，x=a，b，c）见表1。由表1 可知，在相电压为零电平时，有4 种冗余开关状态，因此开关切换方式相对于二极管中点钳位（Neutral-Point-Clamped，NPC）拓扑更加多样，功率器件损耗更加均衡。

表1 ANPC 相电压及开关状态

2.1.2 控制策略

以单位功率因数和直流母线电压稳定为控制目标，在同步旋转坐标系下，将同步旋转坐标系的d 轴固定在电网电压矢量方向上，则有vgq=0。考虑整流器与逆变器主回路拓扑结构一致，选用逆变输出电流为正，即整流器向电网回馈能量电流方向为正，则电网电压定向d-q-0 坐标系下的整流器数学模型为

根据式（1），设计前馈解耦控制策略，即网侧变换器端电压v*cd和v*cq为式（2）形式时，可实现整流器电流的解耦控制。

式中：Kpi为电流环PI 调节器比例增益；Tii为电流环PI 调节器积分时间常数；i*gd、i*gq分别为d 轴和q 轴电流参考值。

由此，建立基于PI 控制的电网电压定向矢量控制系统，其结构如图6 所示。图中，V*dc为直流侧参考电压，电压控制外环仍然采用PI 控制算法，其中Kpv和Tiv分别为电压环PI 调节器比例增益与积分时间常数，电流反馈和电流PI 调节器构成内环；为实现d 轴和q轴电流的解耦，提高系统的抗扰动能力，图6 中引入了整流器电流和电网电压作为前馈补偿，该部分为图6 中虚线框所围；输出的参考电压经过d-q-0 至A-B-C 坐标变换得到最后在PWM 调制下，通过调节网侧功率变换器端电压，实现直流稳压及网侧电流的相位控制。

图6 基于PI 控制的电网电压定向整流器矢量控制

2.1.3 网侧谐波分布

基于2.1.1、2.1.2 节所述拓扑和控制策略，搭建图7 所示ANPC 整流器仿真模型：网侧线电压有效值为3 kV；直流母线目标电压为5 kV；Lg、Rg为输入变压器参数，不包含主变电站至牵引变电站的馈电参数。

图7 三电平ANPC 整流器仿真模型

直流母线电压波形如图8 所示。由图8 可知，直流母线电压稳定在5 000 V，与目标值一致。

图8 直流母线电压波形

整流A 相输入电流频谱特性如图9 所示。由图9可知，整流电流谐波成分是集中分布在开关频率整数倍附近的边带谐波，且由于贝塞尔函数的衰减作用，频带频率越高，谐波含量越小。对于单套高功率牵引变流单元而言，输入变压器原边35 kV 侧的谐波成分及含量，为2 台共用直流母线整流器共同作用的结果。

图9 整流电流频谱分析

2.2 谐振机理分析

在高速磁浮交通系统调试线应用现场，110 kV/35 kV主变电站与牵引变电站分开建设，二者间存在一定距离，需考虑35 kV 馈电参数，自110 kV/35 kV 主变电站至牵引变流器的简化T 型等效电路如图10 所示。图10 中，因牵引变流器整流侧电流可控，故等效为受控电流源，Ih为牵引变流器整流侧的h 次谐波电流；Zss为主变电站等效阻抗；ZT为馈电线路T 型等效阻抗。

图10 谐波影响简化分析电路

对于特定的供电网络，不同频率下对应的阻抗值不同，但在特定频率下，对应的阻抗值存在峰值，该值远超过其他频率下的阻抗值，该峰值对应的频率即为供电网络的特征频率，该点对应的阻抗即为供电网络的特征阻抗[6-9]。

基于2.1.3 节整流电流谐波分布，当整流侧谐波电流频率对应特征频率时，此时供电网络阻抗呈现为特征阻抗，供电网络等效阻抗与谐波源将构成谐振回路，将发生谐波谐振，引起网侧电压畸变，使牵引网出现谐振过电压，引起设备烧损，谐振电压的幅值由谐波电流和特征阻抗的幅值乘积决定。

综合上述理论分析和现场实测数据可知，在牵引变流器启动整流后，整流侧产生的谐波电流注入到牵引供电网络中，35 kV 供电网络出现了明显的高次谐波谐振现象，电压波形畸变严重，总谐波畸变率远超GB/T 14549—1993《电能质量 公用电网谐波》要求，并出现了谐振过电压，该谐振对同一高压母线上设备造成了影响或损坏，严重威胁系统的安全稳定运行。

3 高次谐波谐振治理

由前文分析可知，网侧高次谐波谐振影响重大，须对其进行综合治理。结合谐波谐振机理，抑制谐波谐振造成的过电压可通过谐波抑制的方法来实现，使谐波源不含谐振频率的谐波或给谐振频率次的谐波提供特殊流通路径，不使其流入系统。为此，存在以下方案。

3.1 整流策略优化

由图1 和图2 可知，高速磁浮牵引供电系统存在多台整流器，属于“多重化”整流系统，通过对每台整流器设定不同的载波相位，其产生的谐波次数及分布虽然不会改变，但各次谐波的相位角将发生变化，利用该特点，各整流器产生的高次谐波量可互相抵消，使得35 kV 网侧总的谐波量大大减少，以消除整流电流中的供电网络特征频率次谐波电流，可有效避免高频谐振现象。

此外，对于高压大功率变流系统，当负载较小时，其网侧电流较小，电流互感器采样效果很差，且无法有效提取特征频次，直接影响整流器控制性能。为此，可适当增加无功电流，以消除采用互感器采样效果对控制策略的影响。

图11 为采用上述方法优化后35 kV 供电网实测波形，测试位置和方法与1.1 节一致，测试工况为启动整流和逆变。对比图3、图11 可知，网侧电压质量明显改善，谐波含量大幅降低，THD 由8%降为3%，谐振现象被明显抑制。

图11 35 kV 网侧电压及频谱特性（优化后）

3.2 增设滤波装置

根据增设滤波装置位置的不同，可分为在整流器前端就近增加滤波器，以及在35 kV 高压网侧增加滤波器。该方法均需对硬件电路做改进，且由于35 kV 高压网侧通常容量较大，相应滤波装置的体积和重量也会很大。

3.3 设备性能优化

应用现场由于整流电路引起的网压波动及高频谐波，使得有源滤波装置的IGBT 发生严重的击穿故障，影响到牵引变电站AC400V 侧低压设备正常使用，在明确谐波特性和特殊应用场景的要求后，有源滤波柜厂家同时优化设备的高压耐压特性，有效提升了设备实际运行稳定性。

综上所述，高次谐波综合治理时，可优先开展变流器调控策略的优化，后开展滤波装置的设计和安装。

4 结论

磁悬浮列车采用大功率背靠背ANPC 变流器，在整流过程中，网侧谐波电流会经输入变压器注入到牵引供电网络中，当谐波频次等于牵引供电网络特征频次时，会引发线路谐振现象，造成谐振过电压，影响变流器自身及同一高压母线上相关设备的安全稳定运行。文中对整流器谐波分布、谐振机理、谐振治理方法进行了详细分析，经实验验证，所采用的方法可有效避免高次谐波谐振现象，减小网侧谐波对牵引供电网络的影响。