列車再生制動能量管理及控制系統研究

李明林，周方圓，吳麗然，侯鵬飛

（1.西南交通大學電氣工程學院，成都 611756；2.株洲中車時代電氣股份有限公司，株洲 412001）

我國牽引供電系統采用27.5 kV/50 Hz 單相交流供電制式，牽引負荷屬于單相非對稱性負載，列車制動時會產生大量含有諧波成分和負序分量的再生制動能量[1]。此外，列車運行時供電區間內的牽引負載很難保持在均衡狀態，這會使得牽引變壓器高壓側三相之間存在不平衡問題。由列車再生制動和負荷不平衡引起的負序電流將直接回饋給電網，對電能質量及用電設備造成不利影響。

為提高電氣化鐵路電能質量，國內外專家學者提出了多種綜合治理方案，主要有靜止無功補償器技術[2]、有源電力濾波器技術[3]、靜止同步補償器補償技術[4]和鐵路功率調節器RPC（railway power conditioner）補償技術[5]等，這些技術均具有無功補償、諧波抑制、電壓波動抑制及網壓提升的作用，其中RPC 還可實現供電臂之間功率通融，使得牽引變壓器低壓側輸出有功功率平衡，從而大幅提高電氣化鐵路電能質量和增加牽引變壓器容量利用率。目前，在RPC 的拓撲結構及其控制算法已經取得了重大突破[6-9]。

為提高再生制動能量利用率，日本常磐線Ushiku 分區所安裝了一臺RPC，運行結果表明該RPC 每年至少轉移2 500 MW·h 的再生制動能量[10]。但是，當該分區所左右供電臂均處于再生制動狀態時，再生制動能量只能回饋到電網。文獻[11]提出了基于超級電容的RPC 裝置，其通過削峰填谷進一步增加再生制動能量的利用方式，但是交流電氣化鐵路再生制動能量沖擊性強、總量大，單一儲能器件裝置難以滿足大功率、大能量的雙重需求。在微電網領域，基于混合儲能裝置能量管理策略研究較多[12-14]，但在交流電氣化鐵路領域鮮有文獻報道。

針對上述問題，本文根據電氣化鐵路再生制動能量特點，結合牽引負荷的運行狀態提出一種再生制動能量綜合管理及控制系統，實現再生制動能量回收利用及平衡牽引負荷，為電氣化鐵路再生制動能量利用提供良好的設計思路，極具研究前景。

1 系統結構及其控制系統構架

1.1 系統結構

本文采用的再生制動能量回收利用系統拓撲結構如圖1 所示，主要由RPC 和混合儲能裝置兩部分組成。混合儲能裝置由超級電容和鋰電池構成，當供電臂處于再生制動狀態時，系統結合超級電容和鋰電池工作特性吸收能量；當供電臂處于牽引狀態時，將儲存的再生制動能量釋放給列車，從而實現再生制動能量的回收和利用。

1.2 控制系統架構

針對圖1 的拓撲結構，設計的控制系統構架如圖2 所示，其由決策層和執行層組成，決策層實時采集兩供電臂功率數據，判別供電臂的運行狀態，能量綜合管理系統針對相應狀態計算出各個變換器參考指令，同時，決策層還具有監測主電路各模塊是否正常工作的功能。執行層包含了部分主電路和控制算法，主電路為RPC 的AC/DC/AC 變換器和儲能裝置的DC/DC 變換器，控制算法根據參考指令和主電路返回的實際參數生成控制指令。

圖1 系統拓撲結構Fig.1 Topology of the system

圖2 控制系統架構Fig.2 Framework of control system

2 能量綜合管理系統

2.1 基于牽引負荷狀態的能量管理策略

本文提出一種基于牽引負荷狀態的能量管理策略，其適用于采用Scott 接線方式的牽引變電站。RPC 補償無功后可應用于其他接線方式的牽引變電站，暫不做討論。該策略將系統分為7 種工作模式：①填谷充電模式，牽引功率較小時，儲能裝置充電達到填谷目的；②削峰放電模式，儲能裝置釋放電能避免牽引變壓器輸出功率超過削峰調節值；③牽引功率轉移+削峰放電模式，RPC 進行功率通融使兩供電臂功率平衡，儲能裝置同時釋放電能；④牽引功率轉移模式，RPC 進行功率通融平衡兩臂輸出功率；⑤再生功率轉移+（削峰放電）模式，系統在轉移再生制動能量的同時兼顧平衡兩供電臂輸出功率，當負荷總功率超出牽引變壓器調節值，儲能裝置放電削弱功率尖峰，反之處于待機狀態；⑥再生功率轉移+儲存能量模式，系統將再生制動能量部分轉移至牽引側利用，剩余部分被儲能裝置吸收；⑦儲存能量模式，再生制動能量均被儲存。

為表述方便，設：M 座和T 座牽引負荷功率為PML和PTL，供電臂處于再生制動狀態時PML<0、PTL<0；PH和PLow為牽引變壓器功率削峰調節值和填谷調節值；PHess為混合儲能裝置輸出的總功率；PrT和PrM為RPC 兩變換器的參考值，規定能量流入變換器A 時PrM>0，能量流出變換器B 時PrT>0。各種工作狀態描述如下。

工作模式1：填谷充電模式，2PLow>PML+PTL≥0，PTL≥0，PML≥0。兩供電臂均處于牽引狀態，且兩臂牽引功率之和小于填谷調節值的2 倍，此時牽引負荷功率較小，儲能裝置吸收能量可提高牽引變壓器利用率。儲能裝置輸出的總功率PHess=-（PH-PMLPTL），此時變換器A、B 輸出功率的參考值分別為PrM=0.5PH-PML、PrT=-（0.5PH-PTL）。

工作模式2：削峰放電模式，PML>PH，PTL>PH。兩供電臂均處于牽引狀態且大于削峰調節值，通過該系統的調節，兩供電臂輸出的功率均為PH，變換器參考功率PHess=PTL+PML-2PH，PrM=PML-PH，PrT=PTL-PH。

工作模式3：有功轉移+削峰放電模式，PTL+PML>2PH，PTL>PH，PH>PML≥0（或PML>PH，PH>PTL≥0）。兩供電臂均處于牽引狀態，其中一只供電臂有功功率大于削峰調節值，且兩臂牽引功率之和大于調節值的2 倍。假若PTL>PH，PH>PML≥0，系統從M 座轉移功率PH-PML至T 座，控制儲能裝置輸出功率PTL+PML-2PH后，供電臂輸出功率均為PH，則PHess=PTL+PML-2PH，變換器參考功率為PrM=-（PML-PH）、PrT=-（PH-PTL）。

工作模式4：牽引功率轉移模式，2PH≥PTL+PML≥2PLow，PTL≥0，PML≥0。兩供電臂均處于牽引狀態，且兩臂牽引功率之和小于削峰調節值的2 倍，大于填谷調節值的2 倍，此時只需要RPC 進行功率轉移，儲能裝置待機。PHess=0，PrM=0.5（PML-PH），PrT=0.5（PTL-PH）。

工作模式5：再生功率轉移+（削峰放電）模式，PTL+PML≥0，PTL≥0，PML<0（或PML≥0，PTL<0）。一只供電臂處于牽引狀態，另一只供電臂處于再生狀態。當兩臂功率之和大于削峰調節值，儲能裝置輸出功率，反之儲能裝置待機。即當2PH≥PTL+PML≥0，PrM=0.5（PTL-PML），PrT=0.5（PTL-PML），PHess=0；當PTL+PML>2PH，PHess=PTL+PML-2PH，PrM=-（PML-PH），PrT=-（PH-PTL）。

工作模式6：有功轉移+儲存能量，PTL+PML<0，PTL≥0，PML<0（或PML≥0，PTL<0）。一只供電臂處于牽引狀態，另一只供電臂處于再生狀態且兩臂功率之和小于0，此時部分再生制動能量通過RPC 轉移被牽引側利用，假若PTL≥0，PML<0，轉移功率PTL至牽引側。因此，PHess=PTL+PML，PrM=PM，PrT=PTL。

工作模式7：系統儲存能量模式，PML<0，PTL<0。兩供電臂均處于再生狀態，再生制動能量均被儲能裝置吸收，PHess=PTL+PML，PrM=PTL，PrT=PTL。

以兩供電臂有功功率建立坐標系，系統工作模式劃分如圖3 所示。坐標軸、PTL+PML-2PH=0（0≤PTL≤2PH，0≤PML≤2PH）、PTL+PML-2PLow=0（0≤PTL≤PH，0≤PML≤PH）、PTL=PH、PML=PH及PTL+PML=0 將坐標平面劃分為7 個區域，分別代表系統7 種工作模式。各工作模式之間可根據牽引負荷的大小及方向相互轉換。

圖3 系統工作模式劃分Fig.3 Division of the working modes of system

2.2 混合儲能裝置能量分配策略

電池能量密度大、功率密度小，可以作為長期存儲裝置，適應交流電氣化鐵路再生制動能量大的特點；超級電容功率密度大、循環壽命長、能量密度低，可充當“功率緩沖器”，適應再生制動能量沖擊性強的特點。采用超級電容優先充放電原則，可大幅降低鋰電池啟動頻次和工作時長，提高其使用壽命[14]。本文引入鋰電池荷電狀態SOC（state of charge）及超級電容中間調節電壓對超級電容優先充放電原則進一步研究。

儲能裝置運行區間劃分如圖4 所示。將超級電容端電壓運行區間劃分為4 個區域，鋰電池SOC運行區間劃分為3 個區域。為增加系統調節能力，將超級電容正常充放電區間分為區間1 和區間2，將2 個區間電壓分割點定義為超級電容中間調節電壓，用USC_mid表示。設超級電容兩端電壓為USC，充放電功率為PSC，鋰電池充放電功率為PBat。

圖4 儲能裝置運行區間劃分Fig.4 Division of the operation intervals of energy storage device

1）充電時的控制方式

狀態A：當超級電容的端電壓USC

狀態B：當鋰電池CSOC,Bat

狀態C：當鋰電池CSOC,Bat≥CSOC,Bat_up時，鋰電池停止運行，PBat=0。此時若超級電容USC

狀態A 為超級電容端電壓越限前控制方式，其獨立承擔充電功率，此時不需要考慮鋰電池SOC。若鋰電池SOC 未越限，儲能裝置在狀態A 和狀態B 之間轉換運行；鋰電池SOC 越限后，從狀態B 轉入狀態C，并做好放電準備。

2）放電時的控制方式

狀態D：當超級電容的端電壓USC>USC_low時，只有超級電容放電，PSC=PHess，PBat=0。

狀態E：當鋰電池CSOC,Bat>CSOC,Bat_low，超級電容USC

狀態F：當鋰電池CSOC,Bat

放電時，若鋰電池SOC 未越限，儲能裝置在狀態D 和狀態E 之間轉換運行；鋰電池SOC 越限后，從狀態E 轉入狀態F，并做好充電準備。通過設定中間調節電壓USC_mid，使系統在充電時超級電容仍具有較強的放電能力，在放電時超級電容具有較強的充電能力?；旌蟽δ苎b置各狀態之間的轉換關系如圖5 所示。

圖5 儲能裝置各狀態之間轉換關系Fig.5 Conversion relationship between different states of energy storage device

3 控制算法

控制算法如圖6 所示，變換器A、B 采用恒功率控制，IrM_ref和IrT_ref為決策層計算的參考指令，變換器B 不但可轉移有功功率，還具有穩定直流母線電壓的作用。變換器B 參考值指令irM_ref與實際值irM比較后經過比例積分PI 調節器可得到電壓調制信號，與載波信號比較后生成變換器B 的PWM 信號，變換器A 的控制方法與其類似。根據系統需求，儲能裝置可分為充電和放電2 種狀態，變換器C 和D 需要控制能量雙向流動，因此采用Buck/Boost 雙向變換器來滿足不同運行模式下充放電要求。超級電容功率參考值PSC_ref除以其端電壓后可得到電流參考值ISC_ref。當ISC_ref>0 時，儲能單元須釋放能量；當ISC_ref<0 時，儲能單元須吸收能量；當ISC_ref=0 時，超級電容退出運行。ISC_ref與實際值ISC比較后的誤差信號經過PI 環節產生占空比調制信號dr1，與載波信號比較后生成變換器C 的PWM 信號，變換器D的控制方法與其類似。

圖6 控制算法Fig.6 Control algorithm

采用第2 節所提能量管理策略可知，變換器A、B 用于控制供電臂、變壓器、列車及儲能裝置功率流動的方向和大小，變換器C、D 用于控制儲能裝置內部超級電容和鋰電池的功率分配。

以系統工作模式1 為例，變換器之間的控制邏輯如下：決策層根據PML和PTL判斷此時系統須進行填谷充電，計算出變換器A、B 參考指令分別為IrM_ref=k（0.5PH-PML）/ UM、IrT_ref=-k（0.5PH-PTL）/UT，其中k 為連接變壓器變比，UM、UT為供電臂電壓有效值。儲能裝置參考功率PHess=-（PH-PML-PTL），變壓器輸出功率為PH。此時控制變換器A、B 處于整流狀態，當超級電容端電壓未越上限，變換器C 工作在Buck模式（PSC_ref=PHess），變換器D 不啟動（參考功率PBat_ref=0），使超級電容優先充電。當超級電容端電壓越上限后，采用第2.2 節所提的充電控制策略重新確定變換器C、D 的工作狀態。其他工作模式類似，不再贅述。

4 仿真驗證

在Matlab/Simulink 環境下，按照圖2 的系統結構搭建仿真模型，驗證所提方法的可行性和有效性。

4.1 混合儲能裝置功率分配策略驗證

設置鋰電池容量為1 500 A·h，額定電壓為1 200 V，SOC 初始值為80%、上限為80.02%、下限為79.97%，超級電容為100 F，初始電壓設為1 000 V，電壓上限為1 000 V、下限為900 V、中間調節電壓為950 V。

混合儲能裝置充放電仿真曲線如圖7 所示。在0～2.50 s 內，PHess>0，混合儲能裝置釋放電能；在0～0.68 s 鋰電池不工作，超級電容補償牽引負荷功率，其端電壓下降，對應儲能裝置狀態D；t=0.68 s時，USC=900 V（端電壓下限），鋰電池啟動，補償牽引負荷功率并給超級電容充電，對應狀態E；t=0.93 s，超級電容端電壓達到中間電壓調節值950 V，鋰電池停止工作，超級電容再次獨立補償牽引負荷功率；t=1.48 s 時鋰電池SOC 達到下限值停止工作，而超級電容繼續釋放電能，在t=1.77 s 時，其端電壓等于下限電壓，此時超級電容也停止運行，對應狀態F。充電過程與放電過程類似，不再贅述。在0～5.40 s 內，鋰電池工作時長為超級電容工作時長的21.41%，通過超級電容緩沖，大幅降低鋰電池的工作時長及啟動頻次，可見該混合儲能裝置的能量分配策略能夠保護鋰電池并滿足系統能量管理的要求。

圖7 混合儲能裝置充放電仿真曲線Fig.7 Charging and discharging simulation curves of hybrid energy storage device

4.2 能量綜合管理策略驗證

為驗證本文提出的能量綜合管理策略，設計了3 個模式切換仿真案例，仿真參數如表1 所示。

表1 仿真參數Tab.1 Simulation parameters

（1）模式切換1。模式切換1 的仿真曲線如圖8所示。如圖8（a）所示，在0.20 s 時刻之前系統未啟動，牽引變壓器T 座和M 座輸出功率與負載功率相同，從圖8（b）中可見，此時牽引變壓器三相側電流不平衡；t=0.20 s 時，系統啟動，PTL=10 MW，PML=4 MW，滿足工作模式4 條件（2PH≥PTL+PML≥2PLow，PTL≥0，PML>0），因此T 座供電臂輸出負荷從10 MW 降到7 MW 左右，M 座供電臂輸出負荷從4 MW 上升到7 MW 左右，兩供電臂輸出功率相同，從圖8（b）中可見三相側電流平衡，從圖8（d）可見變換器A輸入功率PrM為3 MW 左右，變換器B 輸出功率PrT為3 MW 左右；t=1.20 s 時，M 座牽引負荷從10 MW 降低為1.5 MW，T 座牽引負荷從4 MW 降低為1 MW，即PTL=1.5 MW，PML=1 MW，滿足工作模式1條件（2PLow>PML+PTL≥0，PTL≥0，PML≥0），此時牽引供電臂輸出功率均為4 MW；在1.20～2.35 s 內，超級電容優先充電，其端電壓達到上限值（t=2.35 s）后鋰電池啟動運行，從圖8（d）可見變換器A 的輸入功率PrM為3 MW 左右，變換器B 的輸出功率PrT為-2.5 MW 左右，仿真結果與第2 節所提策略一致。

圖8 模式切換1 的仿真曲線Fig.8 Simulation curves of mode switching 1

（2）模式切換2。模式切換2 的仿真曲線如圖9所示。如圖9（a）所示，t=0.20 s 時系統啟動運行，PTL=12 MW，PML=6 MW，滿足工作模式3 條件（PTL+PML>2PH，PTL>PH，PH>PML≥0），因此T 座和M 座供電臂輸出功率均為8 MW，混合儲能裝置補償剩余的2 MW功率，從圖9（c）可見此時只有超級電容工作；t=1.00 s時，牽引負荷發生變化，PTL=16 MW，PML=-4 MW，滿足工作模式5 條件（PTL+PML≥0，PTL≥0，PML<0，PTL+PML<2PH），系統將4 MW 的再生制動能量轉移至牽引側消耗，另外2 個供電臂均提供6 MW 的功率給T 座牽引負荷，混合儲能裝置不工作；t=2.00 s 時，T 座牽引負荷再次增加（PTL+PML≥0，PTL≥0，PML<0，PTL+PML＞2PH），儲能裝置啟動運行，2 個供電臂提供的功率從6 MW 變為8 MW，從圖9（b）可見，當該系統投入運行后，在穩態時始終能夠保證三相側電流平衡，圖9（d）為變換器A 輸入功率PrM、變換器B 輸出功率PrT曲線。

圖9 模式切換2 的仿真曲線Fig.9 Simulation curves of mode switching 2

（3）模式切換3。模式切換3 仿真的曲線如圖10 所示。如圖10（a）所示，當t=0.20 s 時系統啟動運行，此時PTL=12 MW，PML=10 MW，滿足工作模式2 條件（PML>PH，PTL>PH），因此T 座和M 座供電臂輸出功率均為8 MW，混合儲能裝置補償剩余的6 MW 功率，從圖10（b）可見，此時高壓側三相電流平衡；t=1.00 s 時，牽引負荷發生變化，PTL=6 MW，PML=-9 MW，滿足工作模式6 條件（PTL+PML<0，PTL≥0，PML<0），系統將6 MW 的再生制動能量轉移至牽引側消耗，另外3 MW 再生制動功率被儲能裝置吸收；t=2.00 s 時，負荷功率再次發生改變，PTL=-2 MW，PML=-3 MW，再生制動能量全部被儲能裝置吸收，圖10（d）為變換器A 輸入功率PrM、變換器B 的輸出功率PrT曲線。

圖10 模式切換3 的仿真曲線Fig.10 Simulation curves of mode switching 3

5 結論

本文研究了電氣化鐵路再生制動能量綜合管理及控制系統，仿真結果表明：

①所提系統能夠實現列車再生制動能量回收與利用，并解決負序問題；

②混合儲能裝置能夠按照所設定的功率分配策略運行；

③系統不同工作模式可以平滑切換；

④所設計的變換器控制策略能夠保證系統穩定運行。