零阻變換器系統(tǒng)中晶閘管開關單元的關斷策略

陳茂魯，楊曉峰，鄭瓊林，趙治鈞，夏 雪，顧靖達

（北京交通大學電氣工程學院，北京 100044）

城市軌道交通具有運量大、安全環(huán)保等優(yōu)點，近年來獲得了快速發(fā)展。截至2021年底，我國內(nèi)地城市軌道交通累計運營里程達9 192 km[1]。在城市軌道交通采用的直流牽引供電中，走行軌通常兼作列車牽引電流的回流路徑。一方面，由于走行軌縱向電阻的存在，軌地之間存在電位差，即軌道電位；另一方面，走行軌與大地之間并非完全絕緣，部分電流會泄漏至大地中，形成雜散電流[2-6]。

過高的軌道電位會危及人員安全，而鋼軌電位保護裝置動作會強制將牽引所接地，進而造成更多的雜散電流泄漏[7]。雜散電流會對沿線的地下金屬管道產(chǎn)生電化學腐蝕[8-9]，造成管道腐蝕穿孔，因此在城市軌道交通的建設和運維中需要對雜散電流進行防護。

雜散電流治理方法通常包括“源控法”和“排流法”。前者通過提高系統(tǒng)電壓等級、縮小牽引所(traction substation，TS)間距、采用雙邊供電等方法降低走行軌回流電流的幅值；后者則通過排流網(wǎng)和排流柜為雜散電流提供一個低阻抗通道回流牽引所[3,10-12]。這些方法通常在線路建設的過程中實施，但對既有線路的改造和維護難度大，且治理效果隨時間衰減。而通過加裝電力電子設備來治理雜散電流則無需改變原有系統(tǒng)結構，且便于維護，成本可控。文獻[13-14]通過沿線路設置升壓電路供列車牽引電流回流；文獻[15]則采用直流自耦變壓器牽引供電系統(tǒng)改變牽引電流回流路徑；二者均通過電力電子裝置縮短等效供電距離的方法抑制雜散電流的泄漏，但由于隧道內(nèi)安裝空間有限，沿線路安裝的電力電子設備體積也會受限。

為此，文獻[16]提出了用于治理雜散電流的零阻變換器系統(tǒng)(zero-resistance converter system，ZRCS)，僅在牽引所處安裝電力電子設備，而沿線的開關單元(switch unit，SU)體積較小，便于現(xiàn)場安裝。文獻[17]在系統(tǒng)建模的基礎上，對比了不同SU控制策略下ZRCS的雜散電流治理效果。文獻[18]則討論了ZRCS中關鍵部件的典型故障機理。文獻[19]分析了在不同牽引所接地方式與列車運行工況下ZRCS的雜散電流抑制效果。

ZRCS開關單元為雙向開關，需要根據(jù)列車運行區(qū)段實時切換，從而將特定區(qū)段的走行軌回流轉移至外加專用回流線纜，是ZRCS正常工作的關鍵部件之一。列車牽引電流通常高達數(shù)千安培，因此SU需要具有良好的通流能力與可靠性。

既有文獻采用的IGBT-SU由兩個IGBT反向串聯(lián)組成，其通態(tài)壓降較高，導致大電流時產(chǎn)生通態(tài)損耗問題；且IGBT的過流能力與耐受浪涌電流能力差，面對牽引供電系統(tǒng)大電流負荷波動易出現(xiàn)過熱損壞，影響 ZRCS的可靠運行。為此本文提出了由兩個晶閘管反向并聯(lián)組成的晶閘管開關單元(silicon controlled rectifier switch unit，SCR-SU)，其通態(tài)壓降小于IGBT-SU的串聯(lián)結構。考慮到開關單元損耗與其通態(tài)壓降成正比，SCR-SU相較于IGBT-SU在損耗方面更具優(yōu)勢，且晶閘管在面對浪涌電流時具有可靠性的優(yōu)勢，更適合ZRCS的應用。然而，由于晶閘管的半控特性，只能控制其開通，無法控制其關斷，這將影響ZRCS正常運行，而外加強制換流電路則會引入額外的輔助硬件電路，造成開關單元體積與成本的增加。為此本文提出了通過負阻變換器對SCR-SU進行強制換流的關斷策略。

本文首先分析了零阻變換器系統(tǒng)的工作原理，接著在SCR-SU關斷機理分析基礎上，提出了基于負阻變換器實現(xiàn)晶閘管強制換流的SCR-SU關斷策略，最后通過仿真和硬件實驗平臺，對本文所提出的晶閘管開關單元在ZRCS中的應用、SCR-SU關斷策略的有效性及可行性進行了仿真與實驗驗證。

1 零阻變換器系統(tǒng)的工作原理

ZRCS的結構如圖1所示，在傳統(tǒng)牽引供電系統(tǒng)(conventional traction power system，CON-TPS)的牽引所、接觸網(wǎng)(或第三軌)與走行軌的基礎上，并聯(lián)安裝了負阻變換器(negative resistance converter，NRC)、開關單元(SU)和回流線纜(return cable，RCA)。

圖1 ZRCS結構示意Figure 1 Illustration of ZRCS

在ZRCS中，SU為雙向可控開關，其拓撲如圖2所示；NRC為雙極性輸出的電力電子設備，其典型拓撲如圖3所示。兩個NRC與(n-1)個SU將TS1與TS2之間的供電區(qū)間劃分為n個區(qū)段。根據(jù)列車所在區(qū)段控制SU的通斷，由NRC輸出電壓抵消回流線纜與導通SU的壓降，即NRC等效輸出電阻為負，構建等效零阻回路轉移走行軌回流電流，從而縮短走行軌的回流距離，降低軌道電位與雜散電流[16]。

圖2 SU拓撲Figure 2 SU Topologies

圖3 NRC拓撲Figure 3 NRC Topology

圖4為ZRCS整體控制邏輯，包括SU控制邏輯與 NRC控制邏輯。首先根據(jù)列車所在位置選擇對應的SU開通，具體的列車位置檢測方案可使用列車位置檢測裝置[20]。其次根據(jù)SU的導通情況，控制NRC使牽引所處與導通SU處電位差為零。由NRC、RCA與SU共同構建的零阻回路供列車牽引電流回流，在無列車運行的走行軌區(qū)段則無電流流過[16]。

圖4 ZRCS整體控制邏輯Figure 4 Overall control logic of ZRCS

如圖5所示，以列車位于區(qū)段k為例，此時SU-(k-1)與SU-k導通，NRC-1和NRC-2輸出電壓滿足式(1)。式(2)為此時NRC-1和NRC-2構建的兩條零阻回路電壓，其電壓幅值均為零，即等效電阻均為零，NRC表現(xiàn)為抵消回流線纜電阻的負電阻值。

圖5 列車位于區(qū)段k的示意Figure 5 Schematic of the train in section k

式中，uNRC-1為NRC-1輸出電壓，uNRC-2為NRC-2輸出電壓，uRCA-i為RCA-i兩端電壓，uSU-k為SU-k導通壓降。

式中，uzeroloop_1為構建的零阻回路1電壓，uzeroloop_2為構建的零阻回路2電壓。

開關單元(SU)作為分布在隧道內(nèi)的雙向開關，導通與關斷跟隨列車運行周期，切換頻率極低。考慮到機械開關電氣壽命較短，電力電子開關更為合適。對于隧道內(nèi)的有限空間，為降低流過大電流的開關單元導通損耗、降低熱損耗管理難度，應選擇通態(tài)壓降相對較低的器件與拓撲結構。相較其他電力電子器件，晶閘管具有成本低、開通損耗低、電流應力大、驅動簡單等優(yōu)勢，但存在無法自關斷的問題。接下來本文針對SCR-SU中晶閘管的關斷問題開展進一步研究。

2 SCR-SU的關斷機理

晶閘管開通時，為其門極施加正向驅動電壓脈沖，當其陽極與陰極之間承受正向電壓時，晶閘管開通。而晶閘管關斷時，除了晶閘管門極需要施加零電壓或負壓外，還需將流過晶閘管的電流幅值降至維持電流以下[21]。

當ZRCS正常工作時，開關單元SU需隨著列車運行實時切換，但由于晶閘管的半控特性，只能控制SCR-SU的開通，無法控制其關斷，而開關單元的異常導通將影響ZRCS的正常工作。

當列車的運行工況由牽引或惰行工況轉為制動工況時，列車的牽引電流由正變負，在關斷相應觸發(fā)脈沖的條件下，迫使流過SU的電流由正值下降至零，即實現(xiàn)SCR-SU的自關斷。同理，若列車由制動工況轉為牽引或惰行工況時，列車的牽引電流由負變正，可實現(xiàn)SCR-SU的自關斷。但是，當列車以單一工況運行時，則列車牽引電流的方向不發(fā)生變化，若流過SCR-SU的電流無法降至維持電流以下，則會出現(xiàn) SCR-SU無法自關斷的問題，影響ZRCS零阻回路的構建。ZRCS通過SU將原本走行軌上的回流電流轉移至回流線纜，而無法自關斷的 SU相當于在原有的零阻回路基礎上額外構建了一條短路回路，如圖6所示。對于負阻變換器，這條短路回路相當于額外并聯(lián)了一個小電阻負載，使得負阻變換器輸出電流大幅度增加，向走行軌“注入”電流，這與 ZRCS構建零阻回路從而減少走行軌回流幅值的基本思路相悖，因此必將影響 ZRCS對雜散電流的治理效果，且給負阻變換器的安全運行帶來威脅。

圖6 無法自關斷的SCR-SU示意Figure 6 Schematic of SCR-SU that cannot be turned off

在直流應用中，常用外加強制換流電路的晶閘管強制關斷方法[22]；但外加的強制換流電路額外引入的硬件電路會大大增加SU復雜程度與體積，不利于在隧道的狹小空間內(nèi)安裝。盡管切換列車運行工況無需改變SCR-SU結構即可關斷晶閘管，但列車的實際運行情況無法保證與開關單元的切換匹配。

綜上可知，無法自關斷的SCR-SU會影響ZRCS的正常運行。切換列車工況和外加強制換流電路的SCR-SU關斷方法在實際應用中適應性差。為保證ZRCS中SCR-SU的正常投切，需采取其他關斷策略來保證SCR-SU的可靠關斷。

3 基于負阻變換器的SCR-SU關斷策略

針對上述關斷策略的不足，本文提出了在零阻變換器系統(tǒng)中基于負阻變換器的 SCR-SU關斷策略(簡稱“SCR-SU關斷策略”)，控制NRC參與晶閘管的強制換流過程，其原理如圖7所示。

圖7 利用NRC強制換流原理Figure 7 Principle of NRC forced commutation

在對SCR-SU門極施加零電壓或負電壓之后，通過NRC電源側吸收無法自關斷的SCR-SU支路的功率，從而利用NRC為SCR-SU提供一個反壓，實現(xiàn)SCR-SU的強制換流關斷，即控制圖7中S12與S13導通，S11與S14關斷，使加在開關單元內(nèi)晶閘管S1兩端(2a與2b之間)電壓為一負值。為保證SCR-SU中的晶閘管可靠關斷的同時，NRC輸出電壓不下降至一個過低的負值，控制NRC輸出零電壓或反壓。

在NRC參與強制換流期間，NRC無法抵消回流線纜與開關單元的等效電阻，為減小走行軌的回流，零阻回路的等效電阻應盡可能小，即 NRC輸出電壓為零時對雜散電流治理效果是最優(yōu)的，故接下來本文僅討論NRC輸出零電壓的情況。考慮到SCR-SU關斷策略的持續(xù)時間只需要保證晶閘管完成換流關斷，而快速型晶閘管的關斷時間通常小于100 μs。開關單元的切換周期一般與列車運行周期接近，故在保證負阻變換器動態(tài)響應速度的條件下，利用 NRC強制換流關斷SCR-SU耗時占比相對于列車運行周期可近似忽略不計，即SCR-SU關斷策略不會對ZRCS的正常工作造成顯著影響。

圖8為SCR-SU關斷策略控制框圖，當ZRCS正常工作時，由兩個 NRC構建兩條零阻回路，即最多同時開通兩個 SU，如 SU-(k-1)與 SU-k。若關斷靠近NRC-1的SU-(k-1)，則由NRC-1參與強制換流；同理，若關斷靠近NRC-2的SU-k，則由NRC-2參與強制換流。當ZRCS僅一個SU導通時，如SU-k，若SU-k更靠近NRC-1，即k＜n/ 2，則由NRC-1參與強制換流，反之則由NRC-2參與強制換流。當ZRCS中一個NRC參與SCR-SU強制換流時，另一NRC保持正常給定輸出，則不影響另一條零阻回路的構建，即SCR-SU關斷策略不會影響ZRCS其余部分的正常運行。

圖8 SCR-SU關斷策略Figure 8 Turn-off strategy of SCR-SU

綜上所述，本文的SCR-SU關斷策略能夠在保證列車與ZRCS正常運行的同時關斷SCR-SU。

4 仿真與實驗驗證

4.1 仿真驗證

本節(jié)搭建了圖1所示的ZRCS仿真模型，牽引所采用懸浮接地方式，表1為仿真參數(shù)。為簡化分析，一輛列車從TS1處以恒流牽引運行至TS2處，SU-1、SU-2、SU-3分別位于x=1.25 km，x=2.5 km，x=3.75 km，將5 km的供電區(qū)間平均分為4個區(qū)段。

表1 系統(tǒng)參數(shù)Table 1 Parameters of system

如圖9所示，若不對SCR-SU采取強制關斷，即不采用SCR-SU關斷策略，隨著列車運行，盡管列車已經(jīng)進入第3區(qū)段，SU-1在理想情況應關斷，但流過SU-1的電流始終大于零，即SU-1無法自行關斷。

圖9 SU-1電流Figure 9 SU-1 current

以列車位于3.125 km處為例，此時SU-1應關斷，SU-2與SU-3導通。假設SU-1最初因無法自關斷而處于開通狀態(tài)，在t1時刻關斷SU-1，即采用SCR-SU關斷策略，NRC-1參與強制換流關斷SU-1，SU-1的關斷過程如圖10所示；t2為NRC-1恢復正常給定電壓輸出時刻，其中NRC輸出電壓對應于圖1中1a與1b兩端電壓，SU電流對應于2a流向2b電流。

圖10 SU-1關斷過程Figure 10 Turn-off process of SU-1

采用圖8所示的SCR-SU關斷策略之前，SU-1、SU-2與SU-3流過的電流之和達到2 094 A，超過了列車牽引電流的1 667 A，這說明此時由于SU-1的異常導通，構造了一條短路回路使NRC-1輸出電流增加，向走行軌額外注入了部分電流。

隨著NRC-1輸出電壓降至零，即開始參與SCR-SU的強制換流，SU-1原開通的晶閘管由NRC-1電源側強制換流關斷，此過程僅耗時1.2 ms。在NRC-1輸出電壓保持為零期間，流過 SU-2的電流幅值沒有太大變化，流過SU-3的電流與NRC-2的輸出電壓有所增加，但增幅較小在5%以下。此時流過SU-2與SU-3的電流之和小于列車牽引電流1 667 A，這是因為此時由NRC-1、SU-2與回流線纜構成的零阻回路等效為一正電阻并聯(lián)在走行軌上，部分牽引電流需要通過走行軌回流至牽引所。

當NRC-1恢復正常工作后，SU-1已經(jīng)可靠關斷，流過 SU-2與 SU-3的電流之和接近列車牽引電流1 667 A，此時ZRCS恢復正常運行，列車的大部分牽引電流通過由ZRCS構建的兩條零阻回路回流至兩側的牽引所。因此SCR-SU關斷策略的正確性得到驗證。

圖11為采用SCR-SU關斷策略前后的ZRCS軌道電位分布，根據(jù)式(3)和(4)可計算采用SCR-SU關斷策略前后的雜散電流總量分別為522.9 mA和243.4 mA，其中S1和S2分別為圖11中紅色和藍色陰影部分面積。采用 SCR-SU關斷策略之前，軌道電位的最大值從7.726 V增加至10.13 V，增加了31.1%，雜散電流增加了114.8%。

圖11 列車位于l=3.125 km時軌道電位Figure 11 Rail potential when train is at l=3.125 km

式中，is1和is2分別為采用SCR-SU關斷策略前后的雜散電流總量，ur1和ur2分別為采用SCR-SU關斷策略前后的軌道電位分布，S1和S2分別為圖11中紅色和藍色陰影部分面積，Rg為軌-地過渡電阻大小。

如圖12所示，若ZRCS能夠正常工作，即SCR-SU可正常關斷，則全路段下，由列車運行所帶來的雜散電流平均值由1 035 mA降至314.1 mA，降低了

圖12 雜散電流Figure 12 Stray current

69.7%。但倘若SU-1無法關斷，全路段下雜散電流的平均值增加至425.8 mA，增加了35.6%。定義雜散電流抑制率ζ如式(5)所示，ZRCS在采用SCR-SU關斷策略與不采用SCR-SU關斷策略的平均雜散電流抑制率分別為69.7%和58.8%。

式中，ζ為雜散電流抑制率，Istray_CON-TPS為CON-TPS下的雜散電流，Istray_ZRCS為ZRCS下的雜散電流。

仿真結果表明，無法關斷的SCR-SU會對ZRCS的正常工作和雜散電流的治理效果造成顯著影響。而采用本文所提出的關斷策略能夠可靠關斷SCR-SU，從而保證ZRCS的正常運行。

4.2 實驗驗證

為驗證SCR-SU及其關斷策略在ZRCS中的可行性以及上述理論分析的正確性，搭建了圖13的實驗平臺。其中，列車以可編程電流源等效，兩個 NRC分別由兩個獨立電源供電，3個SCR-SU將供電區(qū)間平均分成4個區(qū)段，其中CON-TPS與回流線纜由離散化的電阻網(wǎng)絡等效替代，主要參數(shù)見表2。

圖13 實驗平臺示意Figure 13 Experimental platform

表2 CON-TPS與ZRCS實驗參數(shù)Table 2 Experimental parameters of CON-TPS and ZRCS

圖14為當列車位于3.125 km處時SU-1的關斷過程，t0時刻開始關斷SU-1，t1時刻完成SU-1的關斷，t2時刻恢復NRC-1的正常輸出。Uzeroloop_2為NRC-2構成的零阻回路電壓，即NRC-2輸出電壓與區(qū)段4的回流線纜壓降和SU-3的導通壓降之和，在NRC-1執(zhí)行SCR-SU關斷策略前后Uzeroloop_2的值始終保持為零，可見SU-3、回流線纜與NRC-2的等效電阻之和約等于零，零阻回路有效構建。因此NRC-1在執(zhí)行SCR-SU關斷策略不會影響 NRC-2零阻回路正常構建，即ZRCS剩余部分可正常工作。

圖14 NRC-1關斷SU-1實驗結果Figure 14 Experimental result of SU-1 turning off by NRC-1

SU-1的關斷耗時約為57 ms，其關斷速度主要與負阻變換器的動態(tài)響應速度有關。ISU-1為流過 SU-1的電流，關斷前為6.6 A，當NRC-1輸出電壓降至零后SU-1可靠關斷，電流降至0 A后保持不變。在執(zhí)行SCR-SU關斷策略前后，NRC-1輸出電壓分別為31.5 V和32 V，略有增加，其變化趨勢符合仿真結果。

INRC-1為流過NRC-1的電流，執(zhí)行SCR-SU關斷策略前后分別為9.9A和6.3A，根據(jù)式(6)可知在SU-1可靠換流關斷后，NRC-1的等效電阻為-5.08Ω。區(qū)段1、2回流線纜電阻之和為5Ω，此時SCR-SU的通態(tài)壓降為0.855 V，SU-2流過電流為7.4 A，其等效電阻約為0.11 Ω，則此時SU-2、回流線纜與NRC-1等效電阻之和為0.03 Ω，約等于零。這說明此時NRC-1恢復正常工作，成功構建了零阻回路供列車的牽引電流回流至TS1。

式中，RNRC_eq為NRC輸出等效電阻，UNRC為NRC輸出電壓，INRC為NRC輸出電流。

圖15為SU-1關斷前后的軌道電位分布，分別采集TS1、SU-1、SU-2、列車、SU-3與TS2處軌道電位來擬合全路段下的軌道電位分布情況。根據(jù)式(3)和(4)可計算SU-1關斷前后，即采用SCR-SU關斷策略前后，軌道電位的最大值分別為10.41 V和8.587 V，雜散電流總量分別為0.485 7 A和0.359 8 A，而此時CON-TPS的軌道電位最大值和雜散電流總量分別為17.78 V和1.465 A，根據(jù)式(5)可得，采用SCR-SU關斷策略前后的雜散電流抑制率分別為66.84%和75.44%。

圖15 列車位于l=3.125 km時軌道電位分布實驗結果Figure 15 Experiment result of rail potential distribution when train is at l=3.125 km

圖16為基于SCR-SU的ZRCS的實驗結果，其中CON-TPS的全路段下平均雜散電流為986.4 mA，而基于SCR-SU的ZRCS平均雜散電流僅為210.9 mA，平均抑制率可達到 78.62%。因此采用了 SCR-SU的ZRCS對雜散電流的治理效果得以驗證。

圖16 CON-TPS與基于SCR-SU的ZRCS實驗結果Figure 16 Experimental results of CON-TPS and SCR-SU based ZRCS

表3為容量相近的IGBT模塊FF150R12RT4與晶閘管模塊MTC160A構成的開關單元的對比。在流過相同電流的情況下，IGBT-SU的損耗為SCR-SU的2.5倍，且成本提升了3.2倍。在面對開關單元突然導通時的浪涌電流時，SCR-SU可承受5 400 A的浪涌電流，為其額定電流的33倍；而IGBT-SU面對浪涌電流的可靠性較差。

表3 IGBT-SU與SCR-SU對比Table 3 Comparison between IGBT-SU and SCR-SU

在搭建的硬件實驗平臺中，當列車位于3.125 km處時，此時 SU-2流過 7.4 A的電流，IGBT-SU與SCR-SU的導通壓降分別為1.871 V與0.855 V，此時SCR-SU在流過相同電流下?lián)p耗僅為 IGBT-SU的45.7%。綜上，SCR-SU相比于IGBT-SU具有成本、損耗與可靠性上的顯著優(yōu)勢。

5 結論

本文對SCR-SU在ZRCS中的關斷策略展開研究，在揭示SCR-SU關斷機理基礎上，從ZRCS系統(tǒng)級層面提出了基于負阻變換器的SCR-SU關斷策略。對上述內(nèi)容展開了詳細的理論研究、仿真與實驗驗證，得到下述結論：

1) SCR-SU和IGBT-SU相比，不僅在成本方面有著顯著優(yōu)勢，且在損耗與可靠性方面具有明顯優(yōu)勢，更具推廣前景。

2) 基于負阻變換器的 SCR-SU關斷策略能夠在不影響ZRCS正常工作的條件下實現(xiàn)SCR-SU的可靠關斷，從而保證ZRCS的正常運行。

3) 基于SCR-SU的ZRCS在正常工作的情況下可有效治理城市軌道交通中的雜散電流問題，具有良好的應用前景。