基于MMC的新型牽引供電系統研究(一)

常 非, 楊中平, 林 飛

(北京交通大學 電氣工程學院，北京 100044)

隨著目前我國交直交機車的大量使用，無功和諧波已經不是電氣化鐵路電能質量的主要問題，負序問題變得越來越突出。由于電分相裝置的存在，機車運行速度受到限制[1-4]。根據計算，京滬高速鐵路因電分相的存在而使運行時間增加約20 min。

為了解決這些技術難題，文獻[5]提出了同相供電方案, 基于既有線改造的同相牽引供電系統可有效改善電能質量，減少牽引供電系統一半的電分相，但仍不能徹底取消電分相，實現牽引網全網互聯，如圖1(a)、圖1(b)所示。德國現行牽引供電系統需要建立一個110 kV、16.7 Hz的鐵路專用電網，鐵路專用電網需沿鐵路線分布，變電所直接從該電網取得同頻率的單相電經全線貫通的接觸網給機車供電。德國采取了與電力系統頻率相異的貫通供電方式，全線電壓同相位，無需過分相，是一種較理想的供電方式。德國模式值得借鑒，但在實現途徑上，中國鐵路不宜照搬德國模式，因為德國的貫通供電是通過鐵路自建電網形成的，與公用電網的聯系是通過三相-單相交直交換流器實現的。隨著電力電子技術的快速發展，基于三相-單相交直交變電所的新型牽引供電系統有望實現牽引網的全網互聯，如圖1(c)所示。這種牽引供電系統可徹底取消電分相，改善公共電網和牽引網電能質量，有效調度牽引網潮流，并且可實現機車制動能量的再生利用，是一種較理想的新型牽引供電方式。其中，三相-單相交直交變電所是新型牽引供電系統的核心設備。近年來廣泛應用于柔性直流輸電系統的模塊化多電平換流器MMC(Modular Multilevel Converter)憑借其模塊化、低諧波含量、低損耗等優勢得到廣泛應用[6-8]。MMC同樣適合應用于高壓大容量牽引供電系統中，能夠降低開關器件應力，降低器件開關頻率，減小器件開關損耗和輸出電壓THD值，取消逆變側升壓變壓器，直接輸出27.5kV為牽引負載供電，圖2所示為基于MMC結構的三相-單相交直交變電所結構圖。圖1(c)所示新型牽引供電系統中需要多個交直交變電所進行并網控制，但在并網之前首先需要選定一個變電所為全線電壓提供幅值、相位和頻率的參考，本文研究為牽引網提供電壓參考的基于MMC結構的三相-單相交直交變電所的控制策略。后續將研究基于MMC結構的新型牽引供電系統多變電所之間的并網協調控制。

圖1 三種類型的牽引供電系統

圖2 基于MMC結構的三相-單相交直交變電所

1 基于MMC結構的三相-單相交直交變電所

圖2所示變電所主要由基于MMC結構的三相-單相交直交換流器組成，MMC的橋臂不是由多個開關器件直接串聯構成，而是采用了子模塊SM(Sub-Module)級聯的方式，SM一般采用半H橋結構，通過多個SM級聯，可以提高換流器的功率和電壓等級，因此可以取消輸出升壓變壓器。由于換流器輸出電壓幅值、相位和頻率可控，因此相鄰變電所的接觸網可直接相連，形成貫通牽引供電網絡。MMC的數學模型如式(1)所示。

(1)

式中：usa、usb和usc為電力系統側三相交流電壓；isa、isb和isc為電力系統側三相交流電流；L為等效電感值，包括橋臂電感和變壓器漏感；R為等效電阻值，包括橋臂電阻和變壓器電阻，由于等效電阻值遠小于等效電感值，故實際計算時可忽略不計；ua、ub和uc為換流器側三相交流電壓。

2 三相-單相交直交變電所控制策略

2.1 MMC環流抑制控制

文獻[9]分析指出，MMC的內部環流是由于各相上、下橋臂電壓之和彼此不一致引起的，且此環流為二倍頻負序性質，它在MMC三相橋臂間流動，對外部交流系統不產生任何影響。文獻[10]提出了一種二倍頻負序旋轉坐標系下的環流抑制控制器CCSC (circulating current suppressing controller)，該方法需要進行二倍頻負序坐標變換和相間解耦，且只適用于三相系統。文獻[11]所提方法環流抑制效果有限。文獻[12-14]先后基于準PR調節器來抑制環流，只不過文獻[12-13]通過陷波器提取環流中的二次基頻分量，文獻[14]則通過負序Clark變換來提取環流中的二次諧波分量。

本文在研究過程中發現，利用準PR調節器進行環流抑制，無需單獨提取環流中的二倍頻交流分量，可達到同樣的環流抑制效果。式(2)為準PR調節器的傳遞函數。

(2)

通過傳遞函數式(2)，可以得到準諧振調節器在頻率為0時的增益為

(3)

從式(3)可以看出，準諧振調節器對于直流信號的幅值增益為 0，對直流分量不具有調節能力，因此準諧振調節器輸出信號中不包含直流信號。因此，環流抑制過程中無需通過陷波器來單獨提取二次諧波分量，簡化了控制器設計。

基于上述分析，本文采用的環流抑制控制器如圖3所示。該方法簡單、實用，且對于單相和三相系統均適用。

圖3 環流抑制控制器

2.2 三相PWM整流器控制

基于αβ坐標系的三相PWM整流器控制系統結構如圖4所示。其中，直流電壓外環采用數字陷波器消除直流側電壓二次脈動對電網電流的諧波影響[15]。

如圖4所示，根據直流電壓外環得到d軸電流參考值，由于整流側主要用于為牽引逆變側傳遞有功，故q軸電流參考值設為0。經過dq/αβ坐標變換，得到電流內環的參考值iαref、iβref，與兩相靜止坐標系下的實際值isα、isβ做差經過準PR調節器，得到換流器交流側輸出電壓的α、β軸參考值uαref、uβref。再經過αβ/abc變換，可以得到換流器交流側輸出的三相電壓調制波uaref、ubref、ucref，同時采用零序電壓注入法，將三相調制電壓分別減去零序電壓u0，使得三相電壓調制波由正弦波變為“平頂波”，可有效提高直流電壓的利用率。

圖4 三相整流側控制系統結構

2.3 單相逆變器控制

本文提出一種基于雙電壓環的單相逆變器控制，其結構如圖5所示。外環為相電壓有效值控制環，采用PI調節器; 內環為相電壓瞬時值控制環,采用準PR調節器。

圖5 單相逆變器控制系統結構圖

3 仿真驗證

基于PSCAD/EMTDC搭建了基于MMC結構的三相-單相交直交變電所仿真模型，系統結構如圖2所示，仿真參數見表1。

表1 系統仿真參數

3.1 算例1：交流電網對稱

牽引負載為交直交型機車負載，負載初始功率為4 MW，5 s時負載功率突變為8 MW。從圖6、圖7可以看出，負載功率突變前后，電力系統側三相電壓、電流同相位，功率因數為1，使得牽引供電系統呈現出三相對稱純阻性負載特性。正、負直流母線電壓穩定5 s后，由于負載功率增加為原來的2倍，直流母線電壓的二次脈動有所增加，如圖8所示。圖9為本文所提環流抑制控制下的三相整流側A相環流，3 s前，橋臂電流中含有明顯的二次諧波分量；3 s后，啟動環流抑制控制器，環流的幅值大幅度減小，基本只含有直流分量；5 s后，負載功率發生階躍，經歷暫態過程之后，環流依然得到了較好的抑制。可見，無論在穩態還是動態條件下，本文所提算法對二次諧波環流的抑制效果都比較明顯。圖10為傳統的經過陷波器提取環流中二倍頻交流分量方法的環流抑制效果，與本文無需采用陷波器方法的環流抑制效果基本一致，驗證了前述理論分析的正確性。采用本文新型環流抑制控制器省去了陷波器環節，簡化了控制器設計，并能達到同樣的環流抑制效果。圖11通過采用零序電壓注入的調制策略，將正弦電壓調制波削頂為“平頂波”，可提高直流電壓的利用率，達到兩電平SVPWM的水平。

圖6 電力系統側三相電壓

圖7 電力系統側三相電流

圖8 正、負直流母線電壓

圖9 不采用陷波器新方法環流抑制效果

圖10 傳統采用陷波器方法環流抑制效果

圖11 三相電壓調制波

從圖12、圖13可以看出，在牽引負載功率突變時，交直交變電所能夠快速傳遞牽引負載需要的有功電流，且維持牽引網電壓穩定。單相逆變器無需輸出升壓變壓器直接輸出27.5 kV為牽引負載供電，且輸出電壓、電流波形高度正弦化，無需安裝濾波裝置。圖14、圖15為單相逆變器雙電壓環的跟蹤控制效果，其中，圖14中PI調節器實現了對電壓外環相電壓有效值的無靜差跟蹤，圖15中VR調節器實現了對電壓內環相電壓瞬時值的無穩態誤差控制。圖16為單相逆變側α相環流抑制效果，可見環流抑制控制器不僅適用于三相系統，同樣適用于單相系統。

圖12 牽引網電壓

3.2 算例2：交流電網不對稱

設在2 s時交流電網a相發生單相接地短路故障，故障持續時間2 s。從圖17、圖18可知，本文設計的基于VR調節器的三相PWM整流器控制策略在電網電壓不平衡時，仍能保持系統三相電流對稱，無需進行正、負序分解，實現了對兩者的統一控制。圖19中，在整個過程中環流抑制控制器一直啟動，在2～4 s故障期間，環流同樣基本只含有直流量，說明新型環流抑制控制器在交流電網不平衡時對環流中二倍頻諧波的抑制效果同樣明顯。

圖13 牽引網電流

圖14 電壓有效值外環PI跟蹤效果

圖15 電壓瞬時值內環VR跟蹤效果

圖16 單相逆變側環流抑制效果

圖17 電力系統側三相電壓

圖18 電力系統側三相電流

圖19 電網電壓不平衡時環流抑制效果

4 結束語

本文研究基于MMC結構的三相-單相交直交變電所控制策略，提出一種簡單實用、可同時適用于三相和單相系統的新型環流抑制控制器；并設計了基于VR調節器的三相整流側控制器，可實現對正、負序電流的統一控制。提出一種基于雙電壓環的單相逆變器控制策略，保證逆變側具有良好的輸出特性。下一步將重點研究基于MMC結構的多變電所之間的并網協調控制策略。

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