類延霄，孫健博，鄭景文，段 薇

（中車青島四方機車車輛股份有限公司，山東 青島 266111）

高速磁浮列車以高速、節(jié)能、安全、舒適和環(huán)保等優(yōu)點備受社會關注，牽引供電系統(tǒng)作為磁浮交通核心關鍵系統(tǒng)，是磁浮車輛及地面所有設備的動力來源[1-2]。

圖1 為時速600 km 高速磁浮牽引供電系統(tǒng)示意圖，牽引供電系統(tǒng)自110 kV 電網取電，經主變壓器、輸入開關柜、輸入變壓器后，變換為3 kV 網壓供給高功率牽引變流單元；高功率牽引變流單元接收電機控制單元的指令，對輸出電壓的幅值、相位、頻率進行實時調節(jié)，經輸出變壓器、輸出開關柜、定子開關站，分段對高速磁浮列車所在的長定子直線電機供電，從而實現(xiàn)對高速磁浮列車牽引力的有效控制，使高速磁浮列車嚴格地按照運行控制系統(tǒng)設定的路程-速度曲線高速、安全、舒適地運行。

圖1 時速600 km 高速磁浮牽引供電系統(tǒng)示意圖

為滿足高性能電機驅動要求，高功率牽引變流單元采用背靠背三電平中點鉗位拓撲，相較于兩電平拓撲，三電平拓撲具有開關管電壓應力小、電磁干擾小等優(yōu)點[3-5]。單套高功率牽引變流單元由2 臺共用直流母線的變流器組成，變流器整流輸入端與輸入變壓器相連，輸入變壓器聯(lián)接組類型為Yy 和Yd11，變流器逆變輸出端與輸出變壓器相連，經輸出變壓器，2 臺三電平逆變器具有直接模式（Direct Mode，DM）和變壓器模式（Transformer Mode，TM）2 種輸出模式。以三電平有源中點鉗位（Active Neutral-Point-Clamped，ANPC）型變流器為例，高功率牽引變流單元拓撲結構如圖2 所示。

圖2 高功率牽引變流單元拓撲結構

因高功率牽引變流單元采用脈寬調制技術，在運行過程中，不可避免地產生諧波，為評估諧波對35 kV牽引供電網的影響，在高速磁浮交通系統(tǒng)調試線應用現(xiàn)場開展實測。經測試，變流器運行時，35 kV 網側出現(xiàn)電壓波形畸變、過電壓等異常。為分析異常原因，優(yōu)化變流器諧波特性，本文以圖2 中的三電平ANPC 整流器為對象，首先對三電平整流器的拓撲結構和控制策略進行分析，并通過仿真闡述整流側諧波分布情況。然后，對實測過程中35 kV 網側的異?，F(xiàn)象開展原因分析，從理論角度分析整流側高次諧波的影響。最后，提出整流側高次諧波治理方法，經實際驗證，所提方法可有效抑制高次諧波諧振現(xiàn)象，減小網側高次諧波對牽引供電網絡的影響。

1 牽引供電網現(xiàn)場實測

在不同運行工況下，對35 kV 網側電壓、同一35 kV母線上設備的工作情況開展實測，測試設備為WT1800功率分析儀、泰克示波器、高壓差分探頭和電流探頭等。

1.1 35 kV 網側電壓

35 kV 網側電壓的測點為輸入開關柜電壓互感器的二次側，不同運行工況下的網側電壓波形及頻譜特性如圖3 所示。

圖3 35 kV 網側電壓及頻譜特性

1.1.1 未啟動整流

由圖3（a）可知，未啟動整流時，35kV 網側電壓波形正弦性良好，諧波含量較低，各次諧波主要集中在3、5、7 次，總諧波失真（Total Harmonic Distortion，THD）為0.6%左右。

1.1.2 啟動整流、未啟動逆變

由圖3（b）可知，啟動整流、未啟動逆變時，35 kV 網側電壓波形畸變嚴重，基波中含有高次諧波成分，THD為8%左右，在各次諧波中，29、31 次諧波含量較高。

1.1.3 啟動整流、啟動逆變

由圖3（c）可知，啟動整流、啟動逆變時，35 kV 網側電壓波形仍存在嚴重畸變，THD 為6%左右，含量較大的諧波頻次與僅啟動整流工況一致，可知，在輕載運行工況下，整流諧波情況與變流器本身負荷大小無明顯的相關性。

1.2 同一母線其他設備

在高功率牽引變流單元運行期間，對同一35 kV母線上動力軌不控整流機組開展了實測。整流后的直流電壓波形如圖4 所示。由圖4 可知，牽引變流器啟動整流后，畸變的35 kV 網壓對不控整流機組也產生了影響，導致直流波形畸變嚴重，電壓變化率大幅增加，觸發(fā)動力軌直流牽引饋線保護。

圖4 不控整流機組實測波形

此外，同一35 kV 母線上35 kV/0.4 kV 動力變壓器所帶的有源濾波裝置亦發(fā)生了模塊故障，設備退出運行。

綜上可知，由于高功率變流器整流器工作引起的電壓諧波及波動嚴重干擾到高速磁浮地面供電系統(tǒng)的正常工作，需及時排查故障原因，制定處理解決措施。

2 網側異常原因分析

針對35 kV 牽引供電網實測異常，首先，搭建三電平ANPC 整流器仿真模型，分析其拓撲結構、控制策略、整流側諧波分布。然后，開展異常原因分析，分析整流側諧波的影響。

2.1 三電平ANPC 整流器

2.1.1 拓撲結構

對于圖2 所示高功率牽引變流單元，因2 臺共用直流母線的變流器拓撲結構一致，故以其中1 臺整流器為例進行分析，單臺三電平ANPC 整流器主電路結構簡圖如圖5 所示。圖中：Vg為電網電壓矢量；Lg為網側等效電感；Rg為網側等效電阻；Vc為整流器輸入端電壓矢量；C1、C2為直流母線電容；Vdc為直流母線電壓。

圖5 三電平ANPC 整流器主電路結構簡圖

以單相為例，ANPC 相電壓及對應的開關狀態(tài)（Sx1、Sx2、Sx3、Sx4、Sx5、Sx6，x=a，b，c）見表1。由表1 可知，在相電壓為零電平時，有4 種冗余開關狀態(tài)，因此開關切換方式相對于二極管中點鉗位（Neutral-Point-Clamped，NPC）拓撲更加多樣，功率器件損耗更加均衡。

表1 ANPC 相電壓及開關狀態(tài)

2.1.2 控制策略

以單位功率因數(shù)和直流母線電壓穩(wěn)定為控制目標，在同步旋轉坐標系下，將同步旋轉坐標系的d 軸固定在電網電壓矢量方向上，則有vgq=0。考慮整流器與逆變器主回路拓撲結構一致，選用逆變輸出電流為正，即整流器向電網回饋能量電流方向為正，則電網電壓定向d-q-0 坐標系下的整流器數(shù)學模型為

根據(jù)式（1），設計前饋解耦控制策略，即網側變換器端電壓v*cd和v*cq為式（2）形式時，可實現(xiàn)整流器電流的解耦控制。

式中：Kpi為電流環(huán)PI 調節(jié)器比例增益；Tii為電流環(huán)PI 調節(jié)器積分時間常數(shù)；i*gd、i*gq分別為d 軸和q 軸電流參考值。

由此，建立基于PI 控制的電網電壓定向矢量控制系統(tǒng)，其結構如圖6 所示。圖中，V*dc為直流側參考電壓，電壓控制外環(huán)仍然采用PI 控制算法，其中Kpv和Tiv分別為電壓環(huán)PI 調節(jié)器比例增益與積分時間常數(shù)，電流反饋和電流PI 調節(jié)器構成內環(huán)；為實現(xiàn)d 軸和q軸電流的解耦，提高系統(tǒng)的抗擾動能力，圖6 中引入了整流器電流和電網電壓作為前饋補償，該部分為圖6 中虛線框所圍；輸出的參考電壓經過d-q-0 至A-B-C 坐標變換得到最后在PWM 調制下，通過調節(jié)網側功率變換器端電壓，實現(xiàn)直流穩(wěn)壓及網側電流的相位控制。

圖6 基于PI 控制的電網電壓定向整流器矢量控制

2.1.3 網側諧波分布

基于2.1.1、2.1.2 節(jié)所述拓撲和控制策略，搭建圖7 所示ANPC 整流器仿真模型：網側線電壓有效值為3 kV；直流母線目標電壓為5 kV；Lg、Rg為輸入變壓器參數(shù)，不包含主變電站至牽引變電站的饋電參數(shù)。

圖7 三電平ANPC 整流器仿真模型

直流母線電壓波形如圖8 所示。由圖8 可知，直流母線電壓穩(wěn)定在5 000 V，與目標值一致。

圖8 直流母線電壓波形

整流A 相輸入電流頻譜特性如圖9 所示。由圖9可知，整流電流諧波成分是集中分布在開關頻率整數(shù)倍附近的邊帶諧波，且由于貝塞爾函數(shù)的衰減作用，頻帶頻率越高，諧波含量越小。對于單套高功率牽引變流單元而言，輸入變壓器原邊35 kV 側的諧波成分及含量，為2 臺共用直流母線整流器共同作用的結果。

圖9 整流電流頻譜分析

2.2 諧振機理分析

在高速磁浮交通系統(tǒng)調試線應用現(xiàn)場，110 kV/35 kV主變電站與牽引變電站分開建設，二者間存在一定距離，需考慮35 kV 饋電參數(shù)，自110 kV/35 kV 主變電站至牽引變流器的簡化T 型等效電路如圖10 所示。圖10 中，因牽引變流器整流側電流可控，故等效為受控電流源，Ih為牽引變流器整流側的h 次諧波電流；Zss為主變電站等效阻抗；ZT為饋電線路T 型等效阻抗。

圖10 諧波影響簡化分析電路

對于特定的供電網絡，不同頻率下對應的阻抗值不同，但在特定頻率下，對應的阻抗值存在峰值，該值遠超過其他頻率下的阻抗值，該峰值對應的頻率即為供電網絡的特征頻率，該點對應的阻抗即為供電網絡的特征阻抗[6-9]。

基于2.1.3 節(jié)整流電流諧波分布，當整流側諧波電流頻率對應特征頻率時，此時供電網絡阻抗呈現(xiàn)為特征阻抗，供電網絡等效阻抗與諧波源將構成諧振回路，將發(fā)生諧波諧振，引起網側電壓畸變，使牽引網出現(xiàn)諧振過電壓，引起設備燒損，諧振電壓的幅值由諧波電流和特征阻抗的幅值乘積決定。

綜合上述理論分析和現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)可知，在牽引變流器啟動整流后，整流側產生的諧波電流注入到牽引供電網絡中，35 kV 供電網絡出現(xiàn)了明顯的高次諧波諧振現(xiàn)象，電壓波形畸變嚴重，總諧波畸變率遠超GB/T 14549—1993《電能質量 公用電網諧波》要求，并出現(xiàn)了諧振過電壓，該諧振對同一高壓母線上設備造成了影響或損壞，嚴重威脅系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運行。

3 高次諧波諧振治理

由前文分析可知，網側高次諧波諧振影響重大，須對其進行綜合治理。結合諧波諧振機理，抑制諧波諧振造成的過電壓可通過諧波抑制的方法來實現(xiàn)，使諧波源不含諧振頻率的諧波或給諧振頻率次的諧波提供特殊流通路徑，不使其流入系統(tǒng)。為此，存在以下方案。

3.1 整流策略優(yōu)化

由圖1 和圖2 可知，高速磁浮牽引供電系統(tǒng)存在多臺整流器，屬于“多重化”整流系統(tǒng)，通過對每臺整流器設定不同的載波相位，其產生的諧波次數(shù)及分布雖然不會改變，但各次諧波的相位角將發(fā)生變化，利用該特點，各整流器產生的高次諧波量可互相抵消，使得35 kV 網側總的諧波量大大減少，以消除整流電流中的供電網絡特征頻率次諧波電流，可有效避免高頻諧振現(xiàn)象。

此外，對于高壓大功率變流系統(tǒng)，當負載較小時，其網側電流較小，電流互感器采樣效果很差，且無法有效提取特征頻次，直接影響整流器控制性能。為此，可適當增加無功電流，以消除采用互感器采樣效果對控制策略的影響。

圖11 為采用上述方法優(yōu)化后35 kV 供電網實測波形，測試位置和方法與1.1 節(jié)一致，測試工況為啟動整流和逆變。對比圖3、圖11 可知，網側電壓質量明顯改善，諧波含量大幅降低，THD 由8%降為3%，諧振現(xiàn)象被明顯抑制。

圖11 35 kV 網側電壓及頻譜特性（優(yōu)化后）

3.2 增設濾波裝置

根據(jù)增設濾波裝置位置的不同，可分為在整流器前端就近增加濾波器，以及在35 kV 高壓網側增加濾波器。該方法均需對硬件電路做改進，且由于35 kV 高壓網側通常容量較大，相應濾波裝置的體積和重量也會很大。

3.3 設備性能優(yōu)化

應用現(xiàn)場由于整流電路引起的網壓波動及高頻諧波，使得有源濾波裝置的IGBT 發(fā)生嚴重的擊穿故障，影響到牽引變電站AC400V 側低壓設備正常使用，在明確諧波特性和特殊應用場景的要求后，有源濾波柜廠家同時優(yōu)化設備的高壓耐壓特性，有效提升了設備實際運行穩(wěn)定性。

綜上所述，高次諧波綜合治理時，可優(yōu)先開展變流器調控策略的優(yōu)化，后開展濾波裝置的設計和安裝。

4 結論

磁懸浮列車采用大功率背靠背ANPC 變流器，在整流過程中，網側諧波電流會經輸入變壓器注入到牽引供電網絡中，當諧波頻次等于牽引供電網絡特征頻次時，會引發(fā)線路諧振現(xiàn)象，造成諧振過電壓，影響變流器自身及同一高壓母線上相關設備的安全穩(wěn)定運行。文中對整流器諧波分布、諧振機理、諧振治理方法進行了詳細分析，經實驗驗證，所采用的方法可有效避免高次諧波諧振現(xiàn)象，減小網側諧波對牽引供電網絡的影響。