弓網離線電弧對PETT的影響及其抑制措施*

胡德旺，周春曉，毛承雄，王 丹，劉東輝，李巖磊，杜玉亮

（1 華中科技大學 電氣與電子工程學院 電力安全與高效湖北省重點實驗室，武漢430074；2 中國鐵道科學研究院集團有限公司 機車車輛研究所，北京100081）

當今中國的高速鐵路事業迅速發展，機車運行速度的提升成為必然趨勢。近年來，電力機車速度提升越來越受到傳統工頻變壓器質量和體積的限制。與傳統變壓器相比，電子電力變壓器（又稱為電力電子變壓器、固態變壓器）體積小、質量輕、效率高，能量可雙向流動［1-2］。其應用于列車牽引領域即為電力電子牽引變壓器PETT（Power Electronic Traction Transformer），以PETT為基礎的牽引動力系統是未來高速鐵路牽引系統的發展方向［3］。

高速列車通過受電弓從接觸網取電，弓網系統的性能對于列車安全、高速和穩定的運行具有重要的作用。由于現代電力機車運行速度快，容易出現弓網振動、升降弓操作等引起弓網離線，造成弓網間的空氣間隙被擊穿而形成弓網電弧。由此導致車載電氣設備高頻振蕩過電壓、接觸網導線和受電弓滑板燒灼，造成重大事故［4］。

弓網離線一般有3種情況［5］：

（1）小離線（離線時間小于等于10 ms）。這種情況下的離線對列車運行影響較小，一般可以認為是無害的。

（2）中離線（離線時間在10～100 ms之間）。這種離線對列車運行有一定的危害，一般每公里只允許12次。

（3）大離線（離線時間大于100 ms）。這種離線狀況對列車運行危害較大，每公里允許出現6次。

文獻［6］基于Mayr電弧電路模型和Cassie電弧電路模型，考慮縱向氣流吹弧效應，對電弧電壓梯度U和電弧耗散功率P0進行修正，建立了降弓電弧電路分析模型；文獻［7］基于修正的弓網電弧動態模型研究弓網電弧對供電系統的影響，得到了電弧熄滅時產生明顯的沖擊，阻容吸收模塊可有效抑制弓網電弧產生的過電壓，并縮短燃弧時間的結論；文獻［8-9］對PETT的整流級和隔離級分別建立了數學模型，并提出了控制策略減小輸入電流諧波問題和均壓問題；文獻［10］介紹了ABB公司制造的PETT樣機；文獻［11］基于實測數據和仿真，建立了包含弓網離線電弧和列車傳統牽引變流器的仿真分析模型，分析了弓網離線時的過電壓與諧波，以及離線對牽引變流器直流側電壓的影響，但沒有研究弓網電弧對PETT的影響。

主要分析弓網電弧對PETT輸出的影響；研究欠壓閉鎖和負載投切對PETT輸出電壓恢復的作用，并提出一種短時開環控制延緩電壓跌落的方法，以減少電壓恢復時間；提出一種減小弓網電弧影響的改進控制策略，以降低PETT輸入電流的諧波含量。

1 仿真模型的建立

1.1 PETT的拓撲結構

PETT的系統原理框圖如圖1所示，基本設計思路源于具有高頻連接的變換電路。輸入的工頻交流電源，先利用AC/DC變換電路轉換成直流，再通過AC/DC電路得到中頻（高頻）交流電，在中間側的中頻變壓器完成電源的隔離與變壓得到低壓側直流電壓以供給下一級電路使用。其中弓網電弧產生于接觸網和受電弓之間。

圖1 PETT系統原理框圖

PETT有多種拓撲，文中采用級聯H橋的拓撲結構，如圖2所示。該拓撲應用廣泛，其控制算法相對于其他新型拓撲較為簡單和成熟。

圖2 級聯H橋型PETT

為了在合理的前提下簡化分析和仿真不失一般性，將級聯的單元數n設定為3。

1.2 弓網電弧模型

從電路角度來看，一般認為電弧是一個可變電阻，電阻的阻值由電弧的輸入能量與耗散能量共同決定，并可用非線性微分方程式來描述，涉及參數較多?，F階段有多種建模形式，如經典的Cassie和Mayr模型。在不同假設條件下，Cassie及Mayr模型具有各自不同的適用范圍，Cassie模型適用于低阻大電流燃弧工況，Mayr模型更能準確描述電流過零前后的小電流燃弧工況。所以采用Cassie和Mayr模型串聯得到Habedank電弧模型，這種模型結合了二者特性，其表達式見式（1）［12］：

式中：i為電弧電流的瞬時值；gc、gm分別為Cassie模型電導和Mayr模型電導；τc和τm分別為二者的時間常數；Uc為電弧電壓常數；P0為電弧耗散功率。文中只考慮橫向吹弧作用，P0與Uc的表達式為式（2）：

式中：I為牽引回路電流的有效值；l為空氣間隙長度，隨離線時間在一定范圍內隨機變化；v為列車行進速度。

將Cassie模型和Mayr模型串聯后得到Habe?dank電弧模型，利用受控電壓源搭建一個MAT?LAB/Simulink電弧仿真模型，如圖3所示。

圖3 弓網電弧模型電路

2 弓網離線電弧對PETT的影響

弓網離線時燃弧過程和熄弧后的完全離線過程將會對PETT系統的輸入和輸出造成影響，文中不考慮弓網恢復接觸時電弧重燃的現象。為了更好地研究具體的影響，搭建MATLAB/Simulink整體仿真模型，仿真模型的原型系統如圖4所示，仿真主電路參數見表1。

圖4 仿真系統圖

表1 PETT仿真主電路參數

由于在不同運行速度下，燃弧時間會變化，文中設置最大燃弧時間為40 ms，小、中、大離線時間分別設置為10 ms、80 ms、150 ms。以列車行駛速度v=250 km/h時的這3種離線工況作為基礎進行研究。

其中PETT整流級采用的電壓電流雙環控制，隔離級采用單移相控制。文中將在不同離線時間下分析弓網電弧對PETT輸入電壓、電流與輸出電壓的影響。

2.1 受電弓處電壓波動與電流諧波

當弓網開始離線時，機車供電并未立即中斷，而是通過擊穿空氣的電弧通道繼續供電，直至電弧熄滅。由于電弧本身具有強非線性的特性，通過電弧通道供電會惡化PETT系統性能。為了更好地研究弓網離線和電弧對PETT的影響，先在不采取弓網離線應對措施的情況下進行仿真研究。

小、中、大離線時，受電弓頭電壓（即PETT輸入電壓）變化情況，如圖5所示。中離線和大離線燃弧階段電弧電壓和受電弓頭放大波形分別如圖6、圖7所示。

圖6 燃弧時電弧電壓波形圖

圖7 燃弧時受電弓頭電壓波形圖

小離線時，電弧開始燃燒后還未熄滅時弓網已經重新穩定接觸，燃弧時間等于離線時間；中離線時，電弧開始燃燒后由于弓網還未來得及穩定接觸且電弧能量不足而熄滅，但熄滅不久后弓網又重新接觸，燃弧時間占離線時間比例較大；大離線時，電弧開始燃燒后由于電弧能量不足而熄滅，且經過較長時間弓網才重新接觸，弓網完全離線時間占離線時間比例較大。

由圖5可以看出，小離線時，受電弓頭電壓只在過零點出現了短暫的電壓波動現象，該波動由電弧電壓引起；中離線時，除了過零點的電壓波動，在電流過零熄弧后，電壓出現短暫的過電壓現象，約為1.3倍正常運行時電壓，然后緊接著電壓幅值變小并開始短暫振蕩，弓網重新穩定接觸后受電弓電壓恢復正常；大離線時，與中離線相似，電壓出現短暫的過電壓現象，大約1.3倍正常運行時電壓，然后緊接著電壓幅值變小并開始長時間振蕩，弓網重新穩定接觸后受電弓電壓恢復正常。

圖5 弓網離線受電弓頭電壓圖

中離線和大離線時，熄弧階段系統輸入完全斷路，PETT整流級電感、隔離級電感和中頻變壓器將會產生反相的過電壓，高、低壓兩側直流輸出電壓快速下降，部分存儲在電感和電容中的能量將會在PETT回路中相互轉化，由于回路中存在固定損耗和耗能元件，最終能量將被耗盡。

燃弧前和燃弧時PETT的輸入電流諧波變化如圖8所示。

圖8 PETT輸入電流諧波分析圖

可以看出，燃弧前PETT輸入電流中3次和5次諧波占比較大，其他次諧波占比非常?。蝗蓟r，基頻附近頻率諧波以及3次和5次諧波含量增大，總諧波畸變率THD（Total Harmonic Distortion）上升0.3%。熄弧時弓網完全離線，電流為0。弓網恢復接觸后，逐漸恢復到和燃弧前相同的情況。

2.2 直流側電壓波動

圖9為弓網離線時間分別為10 ms、80 ms、150 ms時，輸出直流電壓變化情況。

圖9 低壓側直流電壓變化圖

可以看出，小離線燃弧時，輸出電壓基本不受影響；中離線時，輸出電壓出現小范圍波動；大離線時輸出電壓將迅速下跌至0，若要恢復至額定電壓必須重新進行啟動過程。

小離線時，電弧燃燒時間較短，并且還未熄弧時，弓網就已經閉合，造成的影響主要表現為輸入電流的諧波含量增加，對輸出電壓的影響很?。恢须x線時，熄弧后弓網完全離線過程約為40 ms，離線期間PETT無能量輸入從而導致電壓有小范圍波動；大離線和中離線相似，但熄弧后的弓網完全離線過程延長至110 ms，這將導致其輸出電壓跌落較多。在無任何欠壓保護措施的情況下，系統無法調節至正常運行，實際情況中若電壓下跌過多，系統整體須重新進行啟動過程，通常加入閉鎖措施以保證降壓量不超過可控范圍。

所以，弓網離線電弧對PETT的影響主要分為兩部分，一部分是燃弧時輸入電流諧波含量的增加以及熄弧后弓網還未接觸時產生的輸入過電壓；另一部分是燃弧和熄弧后離線對PETT輸出電壓造成的電壓波動。

3 弓網電弧影響的抑制措施

弓網離線及離線電弧對PETT產生的影響將對整個機車牽引傳動與正常運行造成威脅，必須提出抑制措施來減小電弧對PETT的影響。但不同離線工況下，離線和弓網電弧對PETT產生的影響也大不相同，這里主要針對大離線。

3.1 欠壓閉鎖與負載投切

弓網離線且電弧熄滅后，PETT供電中斷，在不采取任何措施的情況下，輸出電壓迅速下降，此時控制回路中PI控制器輸出迅速上升至限定值，當弓網重新穩定接觸后，系統調節參數過大，使得PETT輸出電壓超調量變大，對后級裝置將造成損傷。在實際弓網離線時，往往后級逆變器會有欠壓閉鎖。由2.2節影響分析看來，大離線時，對前級PETT進行閉鎖也十分必要。弓網完全離線時，一方面需要切斷負載回路以配合逆變級欠壓閉鎖；另一方面對控制回路的PI參數進行保持，使其輸出封存在斷路前一刻的數值。其過程如圖10所示。

圖10 PETT閉鎖控制流程圖

由于切斷負荷將影響后級裝置穩定性，且每公里允許的大離線次數有限，所以該措施主要適用于大離線工況。合理設置閉鎖電壓值是必要的，考慮在額定功率下熄弧后弓網完全離線時，閉鎖電壓Ulock分別為2000 V、2400 V、2800 V以及不閉鎖時PETT的輸出電壓如圖11所示。

圖11 弓網離線的PETT輸出電壓波形圖（使用策略前）

可以看出，Ulock越大，閉鎖越容易被觸發，而牽引系統不能夠頻繁進行閉鎖；Ulock越小，電壓跌落越多，過電壓越大，恢復時間越長，所以合理設置閉鎖電壓值十分必要。

在電弧熄滅后，PETT控制回路仍在閉環調節，這將加快電壓的跌落。當弓網恢復接觸后電壓恢復至額定電壓的過程中，超調量也將因此增加。對此，提出一種在檢測到電弧熄滅后進行開環電壓控制的方法以延緩電壓的跌落，即電壓開始下跌時，給定開環控制參數，同時PI參數閉鎖，電壓跌至Ulock時，再進行開關管以及負載的閉鎖操作。在額定功率下熄弧后弓網完全離線時，閉鎖電壓Ulock分別為2000 V、2400 V、2800 V以及不閉鎖時PETT的輸出電壓如圖12所示。

圖12 弓網離線的PETT輸出電壓波形圖（使用策略后）

可以看出，所提出策略可以延緩熄弧后電壓跌落速度，加快弓網恢復接觸后的電壓穩定過程，有利于穩定下一級逆變器的運行，對于列車的平穩運行將起到重要的作用。

3.2 功率前饋控制

由于整流級和隔離級的控制獨立，所以導致系統瞬態電壓響應不夠迅速，提出一種功率前饋控制策略，將隔離級的輸出功率前饋至整流級PWM整流器計算出電流預期值加速系統響應，對輸入電流諧波起到一定抑制作用。其控制框圖如圖13所示。

圖13 功率前饋控制框圖

在燃弧時間為40 ms時，使用該策略前后，燃弧時PETT電流諧波含量分析如圖14所示，對比圖8（b），可以看出，使用功率前饋策略主要能減小電弧燃燒時輸入電流3次和5次諧波的含量，THD下降了0.35%，該控制策略對輸入電流諧波起到一定抑制作用。

圖14 功率前饋控制后工況下輸入電流諧波分析圖

4 結論

文中建立了弓網離線電弧的數學模型，對Cassie模型和Mayr模型進行了串聯，得到兼有二者特性的Habedank模型。選取級聯H橋PETT拓撲結構，設定級聯單元數為3以簡化分析。

通過MATLAB/Simulink，對弓網離線電弧和PETT進行小、中和大離線3種工況的仿真，并分析了在沒有采取相應措施的情況下，弓網離線電弧對PETT的影響，包括輸入電壓過電壓、輸入電流諧波含量的增加、輸出直流電壓的波動。結果表明，在該仿真工況下，小離線對PETT運行影響較??；中離線這種離線對PETT運行有一定的危害；大離線對PETT運行危害較大。

對弓網離線電弧產生的影響提出改善策略，進行PI閉鎖和負載切出控制以保證PETT輸出電壓平穩性；提出在電壓跌落時進行短時開環控制的措施以減緩電壓跌落速率；引入功率前饋控制以提高系統響應速度，減少輸入電流諧波的含量，并仿真驗證了其效果。