基于模块化H桥和Vv接线变压器的高速铁路同相牵引供电系统

黄小红，李群湛，吴 萍

(1.西南交通大学 电气工程学院，四川 成都 610031；2.中国中铁二院工程集团有限责任公司，四川 成都 610031)

目前，高速和重载铁路已广泛采用基于IGBT、IGCT等全控型器件的大功率交直交型电力机车或动车组，其负荷的功率因数接近于1，无功负荷甚微，可以忽略。与此同时，其牵引负荷大大增加，高次谐波含量加重。高速电气化铁路牵引负荷特性的转变使得以负序为主的电能质量问题、电分相造成的列车速度和牵引力损失问题以及列车通过电分相引起车网之间电气暂态问题成为高速铁路牵引供电系统最为突出的问题。文献[1，2]提出了同相供电理论，有效地解决了电分相问题，并实现了负序、谐波和无功的综合补偿。文献[3-8]研究表明，基于有源补偿技术的电气化铁路同相供电系统是一种较为理想的供电方案，它克服了无源补偿在高频谐振、动态性及灵活性等方面的不足。以国家科技支撑计划重点项目“电气化铁路同相供电装置”课题为基础的国内眉山同相供电方案已建成并试点投运，取得良好的补偿效果[8]。世界首套组合式同相供电[9]装置也于2014年12月在山西中南部铁路通道重载综合试验段成功投运，它将有效提高高速和重载牵引供电能力，改善电能质量。受电力电子器件单管电压等级和容量的限制，目前有源补偿装置往往需要借助于匹配变压器和多重化技术得以实现。然而，匹配变压器的使用是以升高电流换取较低电压的做法，对有源补偿装置的容量并无裨益，反而增加了变压器投资和系统损耗，占地面积和设备散热也随之而来，给工程实施带来诸多不便，特别是既有线改造场地受限时更为明显。

近年来，广大学者对级联H桥进行了大量研究[10-14]，通过将多个模块化H桥进行级联，可适应更高的电压等级和容量要求，且具有模块化程度高、易于扩展、谐波特性优异、开关频率低、器件损耗小、占地面积小等特点。Vv接线变压器因其具有结构简单、投资少、容量利用率高等优点，在电气化铁路得到广泛应用。基于此，本文提出基于模块化H桥和Vv接线变压器的高速铁路同相牵引供电系统，适用于电气化铁路27.5 kV电压等级而取消匹配变压器环节，在提升有源补偿容量、改善补偿装置过载能力、降低开关器件应力、节省场地等方面表现出明显的优势。

1 同相供电系统结构及补偿原理

1.1 同相供电系统结构

新型同相牵引供电系统主要由Vv接线牵引变压器和模块化级联H桥有源补偿装置MMCHC(Modular Multilevel Cascaded H-bridge Compensator)组成，如图1所示。

图1 基于MMCHC的同相牵引供电系统

MMCHC直挂于变压器副边α、β两个端口，转变原有两臂供电方式为仅由α端口供电的单相方式，即同相牵引供电，实现本变电所供电区段接触网电压同相位供电。控制系统包括电流检测、同相补偿控制和MMCHC变流器控制三个方面，实现牵引变电所的同相供电控制。

1.2 补偿原理

设Vv接线牵引变压器原边三相电压、电流分别为uA，B，C和iA，B，C，牵引侧电压、电流分别为uα，β和iα，β，MMCHC两端口的电流为iMα和iMβ。

以牵引变压器原边电压uA作为参考，牵引侧端口电压、电流可以表示为[15，16]

( 1 )

( 2 )

原、副边电流关系[16]可以表示为

( 3 )

完全补偿负序时，根据式( 2 )，应满足

( 4 )

电力系统运行于单位功率因数时，由式( 3 )可得

cosψα·sin(ψα+φα)+cosψβ·sin(ψβ+φβ)=0

( 5 )

对于Vv接线牵引变压器，ψα=30°，ψβ=90°。由式( 4 )、式( 5 )，系统完全补偿时牵引侧的电流iα、iβ为

( 6 )

式中：Ix=Iα=Iβ；ω为工频角频率。

( 7 )

忽略牵引系统损耗时，根据能量守恒，牵引变压器在一个周期T内提供的能量应等于负载消耗的能量，即

( 8 )

式中：ps、pL为牵引变压器和牵引负荷瞬时功率。

将ps=uα·iα+uβ·iβ、pL=uα·iL代入式( 8 )可得

( 9 )

2 MMCHC拓扑结构、工作特性及参数选择

2.1 MMCHC拓扑结构

同相供电有源补偿装置MMCHC由两个模块化级联H桥臂构成“Γ”型结构，如图2所示。桥臂H和桥臂V均由N个结构相同的功率子模块PM(Power Modular)与桥臂电感L串联形成，如图3所示。其中，功率子模块PM为二电平H桥结构，由4个IGBT开关和一个直流储能电容C0构成。通过控制PM开关T1～T4的通断，可使其端口电压产生0、+UC、-UC三种电平。通过控制各个功率子模块在桥臂中的投切，各桥臂表现出可控电压源特性。

图2 同相供电系统MMCHC拓扑结构

图3 MMCHC桥臂及功率子模块结构示意图

MMCHC电路结构简单，具有高度模块化和对称性，扩展性和灵活性较好。通过冗余设计，可以提高系统的可靠性和可用性。由于未使用匹配变压器，可直挂于交流系统，减少了占地、投资和系统损耗，更重要的是流过桥臂的电流未受变压器抬升，MMCHC的过载能力得以保障。

2.2 MMCHC工作特性

同相牵引供电系统的等效电路如图4所示。其中，牵引负荷iL用基波电流源i1和谐波电流源ih代替，级联H桥等效为受控电压源。中间ih环路构成了谐波电流通路。基波电流一部分由α侧牵引变压器提供，另一部分由β侧牵引变压器经由MMCHC提供。

图4 同相牵引供电系统等效电路

结合式( 7 )，MMCHC的工作特性可由式(10)～式(15)确定。

(10)

(11)

(12)

(13)

(14)

iM=iMα-iMβ

(15)

式中：U2=Uα=Uβ；Gkm(m=1，2，3，…，N，k=α，β)为MMCHC第k桥臂第m个子模块的开关函数，其工作模式为：Gkm=1(正投入)；Gkm=-1(负投入)；Gkm=0(不投入)；UCkm(m=1，2，3，…，N，k=α，β)为MMCHC第k桥臂第m个子模块的电容电压。

图5 MMCHC补偿关系相量图

2.3 MMCHC子模块参数选择

(1)子模块数的确定

由式(10)、式(11)可知，MMCHC两桥臂电压相同，因此功率子模块PM的数目也相等。IGBT单管所能承受的电压等级是确定桥臂子模块数N的决定性因素。每个功率子模块的电容电压平均值记为UC，根据桥臂电压不低于其端口电压峰值的要求，则有

(16)

定义MMCHC的电压调制比m为交流相电压峰值与N个子模块电容电压的比值，则有

(17)

式中：0

考虑到电力电子器件的安全，定义IGBT承受的电压裕量比λ为器件额定电压UE与直流侧平均电压UC之差与UC的比值，即

(18)

结合式(16)～式(18)，子模块数N应满足

(19)

(2)子模块电容参数C0的确定

功率子模块电容参数C0直接影响电容电压的波动。设电压波动比为ε，一般在±5%范围内。桥臂电容储能变化量的最大值ΔW可以表示为

(20)

忽略桥臂电感时，桥臂电容功率瞬时值为

pk(t)=uMk·iMk

(21)

当pk>0时，桥臂为吸收能量，电容电压上升；pk<0时，桥臂释放能量，电容电压下降。ΔW(忽略ih作用)又可以表示为

(22)

电容电压波动不超过ε的电容值为

(23)

由于未考虑谐波效应，因此电容值可适量增加。当然，电容值越大，电容电压波动越小，但电容体积和成本随之增加，因此应综合考虑电容参数的选择。

3 MMCHC与传统有源补偿装置的比较

传统有源补偿装置的核心单元为两个背靠背连接的单相二电平电压源变流器，中间通过直流环节耦合，构成交直交变换系统。为满足电力电子器件电流和电压等级要求和有源补偿容量需求，往往借助匹配变压器构成多重化结构。

表1 MMCHC与传统有源补偿装置比较

从表1可以看出，MMCHC除需用的IGBT数目外，其他方面均具备一定优势。需要说明的是，由于传统补偿装置IGBT的VA值是MMCHC的2倍，故以MMCHC的VA值为基准的等效IGBT数目为240，两者之比仅为4∶3。电压裕量方面，传统补偿装置通过匹配变压器的配合，保证了一定的电压裕量，两者基本相当。而电流裕量方面，传统补偿装置由于匹配变压器的使用，使得其几乎只能运行于额定状态，这也决定了它的负荷能力差，而MMCHC保证了一定的负荷能力。同时，传统补偿装置匹配变压器带来的系统损耗和占地也是相当可观的。

4 仿真分析

为了验证本文提出的设计方案的有效性，在Matlab/Simulink中搭建了基于MMCHC和V/V接线变压器构成的同相供电系统仿真模型。牵引变压器原边电压等级220 kV，牵引网电压为27.5 kV。设高速交直交电力机车典型牵引电流为iL=200 sin(ωt-30°)+20sin5ωt+4sin(31ωt+150°)，牵引母线接于α侧。电路仿真参数见表2，其中MMCHC两桥臂参数相同。因H桥和V桥结构彼此独立，无相互耦合联系，可分别独立控制。系统调制策略采用最近电平逼近调制[18]，子模块电容电压平衡控制策略采用排序法[19]，指令电流跟踪控制策略采用传统的PI控制。

表2 系统仿真参数

(1)MMCHC稳态特性

图6为牵引负荷电流和MMCHC的H、V桥臂补偿电流曲线。从图6可以看出牵引负荷电流谐波含量大，波形畸变严重。H、V桥臂除补偿了基波电流外，还需补偿谐波电流。从波形上看，两电流幅值大致相等，但波的形状存在差异，这与式(13)、式(15)相符，验证了补偿电流的正确性。

图6 MMCHC桥臂补偿电流

图7 牵引变压器原、副边电流

图7为牵引变压器原、副边电流曲线。从0.05 s开始的放大图中可以看出，在MMCHC的作用下，牵引变压器原、副边电流达到了理想的补偿效果，暂态过程短，动态特性好。副边两相电流幅值相等，相位相差120°，原边则是对称三相电流，有效消除了单相牵引负荷在电力系统中的负序效应。

进一步对负荷电流和变压器原、副边电流进行傅里叶FFT分析，得到电流总的谐波畸变率见表3。牵引负荷以5次谐波和31次谐波为典型，占基波的百分比分别为10%和2%，总的谐波畸变率达10.2%。MMCHC补偿后，谐波几乎不流入牵引变压器，原、副边中THD最高值仅为0.80%，滤波效果理想。

表3 负荷及变压器电流畸变率

图8为MMCHC的H和V桥臂子模块电容电压曲线。各子模块电容电压在0.05 s之前均稳定在额定值3 000 V附近，上下波动范围在2%以内。桥臂20个子模块电容电压的有效控制充分验证了本文所提的MMCHC拓扑结构和控制策略的正确性和有效性。

图8 MMCHC桥臂子模块电容电压

图9 MMCHC桥臂交流电压

(2)MMCHC动态特性

动态特性仿真曲线如图10所示。t1=0.05 s时，牵引负荷减小到原来的50%，t2=0.1 s时，牵引负荷由此前的牵引工况转变为再生制动工况。从图10可以看出，MMCHC动态补偿特性好，实时跟踪能力强。图10(a)反映了桥臂补偿电流随负荷变化而实时调节的情况。图10(b)直观反映出牵引变压器原、副边电流的补偿情况。交直交高速列车运行在不同工况下，MMCHC均有较好的补偿特性，负序和谐波得以改善。图10(c)为桥臂子模块电容电压波动曲线。从图中可知，各子模块电容电压相对稳定，受牵引负荷影响较小。进一步验证了系统控制策略的正确性和有效性。图10(c)同时也示出了牵引负荷变化时对子模块电容电压的影响情况。t1=0.05 s时，牵引负荷减小，电容充放电过程相当平缓，电容电压波动更小；t2=0.1 s时，牵引负荷转为再生制动状态，电容充放电方向也随即反向，由原来的充电状态转变为放电状态，导致了电容电压有微弱的降低(未超出2%范围)，但仍然稳定，并逐步趋近于参考电压3 000 V。

(a)负荷电流及两桥臂补偿电流

(b)牵引变压器原、副边电流

(c)两桥臂子模块电容电压图10 MMCHC动态特性曲线

5 结论

(1)本文提出同相牵引供电系统有源补偿的MMCHC“Γ”型拓扑结构，可满足高电压、大容量牵引补偿需求。系统省去匹配变压器，可直挂于27.5 kV系统。与传统有源补偿装置进行了对比分析，本文方案具备一定的优势。

(2)推导了基于MMCHC的同相牵引供电系统的补偿原理，给出了MMCHC功率子模块参数设计方法，并通过Matlab/Simulink对方案进行了验证。

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