電力電子牽引變壓器整流級啟動優化控制策略*

周春曉，胡德旺，劉東輝，李巖磊，杜玉亮，毛承雄，王 丹

（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）

隨著高速鐵路的不斷發展，列車對牽引變電系統的要求不斷提高，對牽引變電系統的體積、質量、可控性、諧波等多方面提出了更高的需求。近年來，結合電力電子技術的電子電力變壓器EPT（Electronic Power Transformer）得到了鐵路、艦船、航空等特殊應用方面的關注［1-4］。當EPT 應用于鐵路機車牽引領域時，可以應用于牽引變電所電力電子牽引變電系統［5］和車載電力電子牽引變壓器PETT（Power Electronic Traction Transformer）［6］。

和傳統的工頻變壓器相比，PETT 采用高耐壓的IGBT 組合成電力電子裝置，直接接入牽引供電網，通過AC-DC-AC（中高頻）-DC 以及中高頻變壓器進行電壓變換，實現鐵路牽引供電領域AC 25 kV-DC 3 kV 的電能變換。PETT 不僅能夠完成電壓變換，而且能夠實現電壓、電流和功率的高度可控，網側諧波抑制，直流高質量供電，并兼有斷路器的功能［7］，目前國內外已經對PETT 有了較多的研究，并進行了樣機的研制［8-9］。

相比于連接于電網使用的EPT，PETT 由于應用場合而具有獨特性。其相比于EPT 而言，由于存在牽引網過電分相、弓網離線導致斷電等復雜工況，因而具有啟停次數多、工況變化大等獨特性。

PETT 的啟動過程是一個不穩定的暫態，在其啟動過程中可能產生沖擊電流，所以PETT 安全、穩定、快速地啟動，關系到列車牽引變電系統的穩定、安全以及列車運行的穩定、安全等方面，具有重要的研究價值。

目前，已經有一些國內外研究人員對EPT、PETT 和PWM 整流器的啟動過程進行了研究。

針對PWM 整流器的啟動，文獻［10-13］分別提出了多種抑制沖擊電流的控制策略，但方案主要針對低壓情況，不需要串聯啟動電阻的啟動過程，并不完全適用于較高電壓的場合。文獻［14］提出了適用于較高電壓的三段式啟動，由不控整流、帶啟動電阻的可控整流和切除啟動電阻的PWM 整流3 個部分構成；為了更好地抑制沖擊電流，文獻［15］提出了兩段式啟動策略。第1 階段為帶啟動電阻的不控整流，第2 階段為帶啟動電阻的PWM 整流，待電容電壓到達額定值附近后，切換為空載運行狀態，電壓小幅上升至額定值后，完成啟動過程。

針對PETT 的整流級在啟動過程中產生沖擊電流的原因進行了分析；對整流級啟動提出了恒定電流啟動方案，控制啟動電流為給定值，抑制沖擊電流，分析了最佳工作點，推導了啟動時間計算公式，在抑制沖擊電流的前提下，降低了啟動時間，并進行了仿真驗證。

1 啟動過程和沖擊電流產生原因分析

1.1 PETT 的拓撲結構

一種12 級級聯的PETT 拓撲結構如圖1 所示，其12 個功率模塊級聯構成，每個模塊可分為整流級和隔離級2 個部分。功率模塊輸入端采用級聯結構，輸出端采用并聯結構。

每個模塊中，整流級為H 橋整流電路，隔離級為雙主動全橋DAB（Dual Active Bridge）結構。一般認為PETT 能量流動方向為從高壓側流向低壓側。文中主要針對如圖1 所示拓撲結構的整流級啟動過程及啟動控制策略進行研究。

圖1 12 級級聯型PETT 拓撲結構圖

PETT 整流級輸出端為直流端，具有大量的直流支撐電容，整流級的啟動過程實際上就是對隔離級兩側直流電容充能的過程。

由于整個PETT 整流級內阻很小，在啟動過程中電源與電容之間的電壓差將可能在整流級和隔離級產生巨大的沖擊電流，危及裝置的安全。

由于PETT 的結構具有相似性，因而為簡化分析，取其中1 個模塊進行分析和研究。

1.2 整流級啟動過程及沖擊電流分析

功率模塊整流級由Boost 電感和H 橋電路組成，由于IGBT 器件具有反并聯二極管，因而在啟動初期將進行不控整流，由于不受控制信號控制，因而需要在主電路交流側串聯啟動電阻以抑制不控整流階段的沖擊電流。

傳統三段式整流級啟動過程為了抑制沖擊電流，可以大致分為不控整流、帶啟動電阻的PWM整流和切除啟動電阻的PWM 整流3 個階段。

第1 階段為不控整流階段，整流級進行帶啟動電阻的不控整流。此階段中僅能通過接入啟動電阻抑制沖擊電流。當電容電壓UdcH上升至參考值UdcH_ref時，切換為帶啟動電阻的可控整流。二極管不控整流電流不正弦，存在大量諧波。

第2 階段為帶啟動電阻的PWM 整流階段，啟動電阻限制了沖擊電流的產生。通過PWM 控制IGBT，提高了充電電流的可控性，能夠提升電容充電功率，避免了不控整流后期電容充電電流和充電功率隨電容電壓UdcH增大而不斷下降的問題。

在由第1 階段切換至第2 階段的過程中，由于啟動電阻增大了系統內阻，電壓外環飽和將不會產生沖擊電流；同時，由于啟動電阻分壓，輸入端功率將不是電容的充電功率，因而會產生最佳工作點的問題。

第3 階段為切除啟動電阻進入無啟動電阻的PWM 整流階段，當直流側電壓超過交流電流最大值 2Uac后，切除啟動電阻，切換為雙閉環控制，電容繼續充電至電容電壓到達額定電壓后完成啟動。

在由第2 階段轉換為第3 階段的過程中，由于啟動電阻的切除，系統內阻降低，需要防止電壓外環輸出值跳變和飽和進而引起沖擊電流，因而通常采用電壓參考值緩給定的方法進行啟動，但仍然存在出現沖擊電流的風險。

兩段式啟動是在三段式啟動的基礎上，延長第2 階段的過程，電容充電至接近額定值UdcHN時，直接進入空載運行狀態。通過對傳統三段式啟動的改進，能夠完全避免啟動過程中的沖擊電流，但也增加了啟動時間和損耗。

傳統啟動策略雖然能較好地完成啟動過程，但仍存在不能很好地控制電流的問題；三段式啟動策略切換過程存在出現沖擊電流的風險，而兩段式啟動策略為了抑制沖擊電流，需要UdcH接近UdcHN才能切換，增加了啟動時間和損耗。除此之外，傳統啟動策略在第1 階段中，還存在著二極管整流將給電網側注入大量諧波的問題。

2 整流級啟動優化控制策略

針對現有的PETT 整流級啟動過程中存在的缺點，文中對啟動控制策略進行了優化，實現了啟動過程中電流可控，在抑制沖擊電流的前提下，提升了整流級的啟動速度。

為解決沖擊電流抑制以及啟動速度慢等問題，以提高整流級啟動速度為目標，文中提出了一種恒定電流的啟動控制策略。

本策略包含2 個階段，即啟動初期的帶啟動電阻的PWM 整流階段和切除啟動電阻的PWM 整流階段，當電容電壓UdcH接近額定值后切換至空載狀態完成啟動過程。

在第1 階段中，啟動初期即采用可控整流，可維持網側電流正弦，減小諧波，提升電容充電速度。第1 階段后期和第2 階段通過分別給定參考電流，能夠在2 個階段中控制電容充電的速度，實現電流及啟動速度可控。

第1 階段為帶啟動電阻的PWM 整流階段，此階段內采用恒定電流控制；當電容電壓從0 V 上升至給定參考值UdcH_ref時，切除啟動電阻，進入第2 階段，修改電流參考值，繼續恒定電流控制啟動，其中UdcH_ref= 2Uac；當電容電壓上升至額定值UdcHN，切換為空載控制狀態，整流級啟動完成。

整流級啟動第1 階段中，由于輸入側功率并不等于電容充電功率。直流側電容充電相當于直流負載，其功率可通過交流側進行表示，為式（1）：

整流級的恒定電流啟動，能夠通過控制輸入側電流控制啟動的快慢。整流級電容充電功率PdcH越大，充電速度越快。通過合理設置啟動過程中的參考電流值，能夠實現2 個階段中充電速度最快，充電時間最小。綜上，文中所提出的整流級恒定電流啟動控制系統以及電壓均衡控制如圖2所示。

整流級恒電流啟動過程中，第1 階段為帶啟動電阻的PWM 整流，但在啟動初期，由于電容電壓UdcH很小，因而不控整流將導致電流大于最佳工作點，且難以求出不控整流階段網側正弦電流最大值Iac_max的解析解，其估算值為：Iac_max≈(Uac_max-UdcH)/RS，Iac_max近似于線性降低；當UdcH升高至使Iac與給定參考值相同時，PWM 整流占主導地位，維持Iac與給定參考值相同。由此可估算出啟動過程中的損耗和啟動時間。

第1 階段中啟動時間可分為不控整流占主導地位而電流大于參考值的時間t1和PWM 整流占主導地位維持電流為參考值的時間t2；第2 階段啟動時間為t3。根據之前估算公式可以推導出t1～t3的計算公式為式（2）：

式中：I*ac=Uac/(2Rs)為最佳工作點下的交流側電流有效值，K*IacN為第2 階段交流側電流參考值。

實際上，由于電流為估算電流的關系，當I*ac較大時，t1時間段內估算電流較準確，而當I*ac較小時，電流實際上以指數形式衰減，估算電流偏差較大，因而式（2）在I*ac較小時偏差較大。

由式（2）可以看出，第2 階段啟動時間t3隨電流增大而減小，而第1 階段啟動時間t1+t2隨電流變化關系如圖3 所示，啟動時間以I*ac=Uac/(2Rs)情況下為基準，啟動時間為1 s。I*ac以Uac/Rs為 基 準 值，當I*ac=Uac/Rs時為1。

圖3 第1 階段啟動時間隨I *ac 變化圖

由此可推導出啟動電阻損耗為式（3）：

由式（3）可知，在采用所提出的恒定電流啟動策略時，啟動過程中啟動電阻損耗與啟動電阻大小無關，而與電容C、交流電壓Uac的平方正相關。

3 仿真驗證與分析

為驗證第2 節提出的整流級優化策略的合理性、可行性和有效性，對PETT 的整流級啟動過程進行仿真分析。PETT 的結構為圖1 所示的12 級級聯型PETT。PETT 的主要參數見表1，包括整流級和隔離級的主電路參數，各模塊參數相同。

表1 PETT 仿真主電路參數

為了避免啟動電流對器件的危害，設定啟動過程中需要限制網側電流最大值為40 A。

由于不控整流主導階段沖擊電流主要受啟動電阻限制，沖擊電流最大值Iac_max出現在第1 個周期的電網電壓最大時。Iac_max的精確值難以求出解析解，因而以Iac≈Uac_max/Rs進行估算，可設計所需的啟動電阻取Rs=900 Ω，帶啟動電阻的可控整流網側電流參考值有效值為Iac=Uac/(2Rs)=13.9 A，當UdcH= 2Uac/12=2 947 V 時，切除啟動電阻，進入切除啟動電阻后的PWM 整流階段，設置參考電流有效值為28 A。

啟動過程中，隔離級中頻變壓器原邊側H 橋保持50%占空比脈沖，副邊側H 橋閉鎖。隔離級與整流級同時啟動，可以完全消除啟動過程中變壓器繞組沖擊電流。

PETT 在恒電流啟動策略下電流、電壓波形如圖4 所示。第1 階段初期，由于電容電壓較低，二極管不控整流占據主導，電流較大，網側電流大于電流參考值。當電容電壓隨著電容電壓UdcH的升高，二極管整流電流不斷降低，PWM 整流逐漸占據主導地位，通過PWM 控制，實現電流維持在最佳工作點。第2 階段，切除啟動電阻后，通過電流單閉環控制，能夠維持電流最大值為限制條件40 A，加快第2 階段的啟動速度。通過直接電流控制，實現了電流可控，無沖擊電流。

將第2 節中的啟動時間公式帶入參數計算可得式（4）：

式中：由于級聯結構，每級啟動電阻為900 Ω/12，電容需考慮到低壓直流電容，計算公式為：C=0.6+0.6*（3/5）2=0.82 mF。由此，第1 階段啟動時間計算結果為：t1+t2=0.28 s；第2 階段啟動時間計算結果為：t3=0.113 s。仿真結果為：第1 階段啟動時間0.28 s，第2 階段啟動時間0.11 s。從估算和仿真結果對比而言，誤差小于5%，計算和仿真結果比較符合，啟動時間的估算公式能較好地估算出啟動時間。

由圖4 可驗證所提出的整流級啟動優化策略的有效性，所提出的啟動時間計算公式也和仿真結果有較好的擬合效果。

圖4 恒定電流啟動策略下的電流、電壓波形圖

此啟動策略在不同參數下啟動時間的對比如圖5 所示。曲線1 為此策略提出的最佳工作點，在滿足電流限制的條件下能夠實現啟動時間最短，啟動時間0.4 s；曲線2 為第2 階段電流參考值為0.35IacN時的啟動時間曲線，啟動時間0.54 s；曲線3為第1 階段電流參考值為0.6IacN時的啟動時間曲線，啟動時間0.46 s；曲線4 為第1 階段電流參考值為0.2IacN時的啟動時間曲線，啟動時間0.5 s。由圖5 可知，通過優化啟動參數，在最佳工作點下，能夠使啟動時間最少，啟動速度最快，相比于其他設置參數下的啟動能夠降低15%以上的啟動時間。

圖5 不同啟動參數下啟動時間對比圖

恒定電流啟動策略和2 種傳統啟動策略啟動時間的對比如圖6 所示，其中恒定電流策略啟動時間為0.4 s，傳統三段式啟動時間為0.52 s，傳統兩段式啟動時間為0.8 s。

圖6 所提出的恒定電流策略與傳統策略啟動時間對比圖

通過圖6 中3 種啟動方式的仿真結果對比，恒定電流啟動策略相較于傳統三段式和兩段式啟動策略，在完全抑制沖擊電流的前提下，提高了啟動速度。當運行于最佳工作點時，相較于傳統三段式、兩段式啟動策略，能夠分別降低23%、50% 的啟動時間。

由仿真結果所示，文中所提出的PETT 整流級恒定電流啟動策略能夠很好地抑制啟動過程中的沖擊電流，并能大幅降低整流級的啟動時間。

4 結 論

通過對PETT 啟動過程的分析，針對整流級啟動過程中沖擊電流問題，分析了整流級沖擊電流的產生機理。針對整流級啟動過程，提出了恒定電流啟動策略，分析了所提出啟動策略的最佳工作狀態，計算了啟動時間和啟動損耗。仿真結果表明，啟動過程中整流級與隔離級均無沖擊電流，啟動電流、啟動速度可控。同時文中提出的啟動策略也適用于具有H 橋結構的牽引變流器的啟動過程。

通過Matlab/Simulink 仿真，驗證了所提出的整流級啟動策略的合理性和有效性。通過對比仿真，所提出的優化策略具有無沖擊電流、完全控制啟動過程電流和啟動速度的優勢，相比于傳統啟動策略，提出的整流級啟動策略能夠實現無沖擊電流與電流完全可控，能夠降低23%～50%的啟動時間，所提出的方案相較于傳統啟動方案具有較大優勢。