弓网离线电弧对PETT的影响及其抑制措施*

胡德旺，周春晓，毛承雄，王 丹，刘东辉，李岩磊，杜玉亮

（1 华中科技大学 电气与电子工程学院 电力安全与高效湖北省重点实验室，武汉430074；2 中国铁道科学研究院集团有限公司 机车车辆研究所，北京100081）

当今中国的高速铁路事业迅速发展，机车运行速度的提升成为必然趋势。近年来，电力机车速度提升越来越受到传统工频变压器质量和体积的限制。与传统变压器相比，电子电力变压器（又称为电力电子变压器、固态变压器）体积小、质量轻、效率高，能量可双向流动［1-2］。其应用于列车牵引领域即为电力电子牵引变压器PETT（Power Electronic Traction Transformer），以PETT为基础的牵引动力系统是未来高速铁路牵引系统的发展方向［3］。

高速列车通过受电弓从接触网取电，弓网系统的性能对于列车安全、高速和稳定的运行具有重要的作用。由于现代电力机车运行速度快，容易出现弓网振动、升降弓操作等引起弓网离线，造成弓网间的空气间隙被击穿而形成弓网电弧。由此导致车载电气设备高频振荡过电压、接触网导线和受电弓滑板烧灼，造成重大事故［4］。

弓网离线一般有3种情况［5］：

（1）小离线（离线时间小于等于10 ms）。这种情况下的离线对列车运行影响较小，一般可以认为是无害的。

（2）中离线（离线时间在10～100 ms之间）。这种离线对列车运行有一定的危害，一般每公里只允许12次。

（3）大离线（离线时间大于100 ms）。这种离线状况对列车运行危害较大，每公里允许出现6次。

文献［6］基于Mayr电弧电路模型和Cassie电弧电路模型，考虑纵向气流吹弧效应，对电弧电压梯度U和电弧耗散功率P0进行修正，建立了降弓电弧电路分析模型；文献［7］基于修正的弓网电弧动态模型研究弓网电弧对供电系统的影响，得到了电弧熄灭时产生明显的冲击，阻容吸收模块可有效抑制弓网电弧产生的过电压，并缩短燃弧时间的结论；文献［8-9］对PETT的整流级和隔离级分别建立了数学模型，并提出了控制策略减小输入电流谐波问题和均压问题；文献［10］介绍了ABB公司制造的PETT样机；文献［11］基于实测数据和仿真，建立了包含弓网离线电弧和列车传统牵引变流器的仿真分析模型，分析了弓网离线时的过电压与谐波，以及离线对牵引变流器直流侧电压的影响，但没有研究弓网电弧对PETT的影响。

主要分析弓网电弧对PETT输出的影响；研究欠压闭锁和负载投切对PETT输出电压恢复的作用，并提出一种短时开环控制延缓电压跌落的方法，以减少电压恢复时间；提出一种减小弓网电弧影响的改进控制策略，以降低PETT输入电流的谐波含量。

1 仿真模型的建立

1.1 PETT的拓扑结构

PETT的系统原理框图如图1所示，基本设计思路源于具有高频连接的变换电路。输入的工频交流电源，先利用AC/DC变换电路转换成直流，再通过AC/DC电路得到中频（高频）交流电，在中间侧的中频变压器完成电源的隔离与变压得到低压侧直流电压以供给下一级电路使用。其中弓网电弧产生于接触网和受电弓之间。

图1 PETT系统原理框图

PETT有多种拓扑，文中采用级联H桥的拓扑结构，如图2所示。该拓扑应用广泛，其控制算法相对于其他新型拓扑较为简单和成熟。

图2 级联H桥型PETT

为了在合理的前提下简化分析和仿真不失一般性，将级联的单元数n设定为3。

1.2 弓网电弧模型

从电路角度来看，一般认为电弧是一个可变电阻，电阻的阻值由电弧的输入能量与耗散能量共同决定，并可用非线性微分方程式来描述，涉及参数较多。现阶段有多种建模形式，如经典的Cassie和Mayr模型。在不同假设条件下，Cassie及Mayr模型具有各自不同的适用范围，Cassie模型适用于低阻大电流燃弧工况，Mayr模型更能准确描述电流过零前后的小电流燃弧工况。所以采用Cassie和Mayr模型串联得到Habedank电弧模型，这种模型结合了二者特性，其表达式见式（1）［12］：

式中：i为电弧电流的瞬时值；gc、gm分别为Cassie模型电导和Mayr模型电导；τc和τm分别为二者的时间常数；Uc为电弧电压常数；P0为电弧耗散功率。文中只考虑横向吹弧作用，P0与Uc的表达式为式（2）：

式中：I为牵引回路电流的有效值；l为空气间隙长度，随离线时间在一定范围内随机变化；v为列车行进速度。

将Cassie模型和Mayr模型串联后得到Habe⁃dank电弧模型，利用受控电压源搭建一个MAT⁃LAB/Simulink电弧仿真模型，如图3所示。

图3 弓网电弧模型电路

2 弓网离线电弧对PETT的影响

弓网离线时燃弧过程和熄弧后的完全离线过程将会对PETT系统的输入和输出造成影响，文中不考虑弓网恢复接触时电弧重燃的现象。为了更好地研究具体的影响，搭建MATLAB/Simulink整体仿真模型，仿真模型的原型系统如图4所示，仿真主电路参数见表1。

图4 仿真系统图

表1 PETT仿真主电路参数

由于在不同运行速度下，燃弧时间会变化，文中设置最大燃弧时间为40 ms，小、中、大离线时间分别设置为10 ms、80 ms、150 ms。以列车行驶速度v=250 km/h时的这3种离线工况作为基础进行研究。

其中PETT整流级采用的电压电流双环控制，隔离级采用单移相控制。文中将在不同离线时间下分析弓网电弧对PETT输入电压、电流与输出电压的影响。

2.1 受电弓处电压波动与电流谐波

当弓网开始离线时，机车供电并未立即中断，而是通过击穿空气的电弧通道继续供电，直至电弧熄灭。由于电弧本身具有强非线性的特性，通过电弧通道供电会恶化PETT系统性能。为了更好地研究弓网离线和电弧对PETT的影响，先在不采取弓网离线应对措施的情况下进行仿真研究。

小、中、大离线时，受电弓头电压（即PETT输入电压）变化情况，如图5所示。中离线和大离线燃弧阶段电弧电压和受电弓头放大波形分别如图6、图7所示。

图6 燃弧时电弧电压波形图

图7 燃弧时受电弓头电压波形图

小离线时，电弧开始燃烧后还未熄灭时弓网已经重新稳定接触，燃弧时间等于离线时间；中离线时，电弧开始燃烧后由于弓网还未来得及稳定接触且电弧能量不足而熄灭，但熄灭不久后弓网又重新接触，燃弧时间占离线时间比例较大；大离线时，电弧开始燃烧后由于电弧能量不足而熄灭，且经过较长时间弓网才重新接触，弓网完全离线时间占离线时间比例较大。

由图5可以看出，小离线时，受电弓头电压只在过零点出现了短暂的电压波动现象，该波动由电弧电压引起；中离线时，除了过零点的电压波动，在电流过零熄弧后，电压出现短暂的过电压现象，约为1.3倍正常运行时电压，然后紧接着电压幅值变小并开始短暂振荡，弓网重新稳定接触后受电弓电压恢复正常；大离线时，与中离线相似，电压出现短暂的过电压现象，大约1.3倍正常运行时电压，然后紧接着电压幅值变小并开始长时间振荡，弓网重新稳定接触后受电弓电压恢复正常。

图5 弓网离线受电弓头电压图

中离线和大离线时，熄弧阶段系统输入完全断路，PETT整流级电感、隔离级电感和中频变压器将会产生反相的过电压，高、低压两侧直流输出电压快速下降，部分存储在电感和电容中的能量将会在PETT回路中相互转化，由于回路中存在固定损耗和耗能元件，最终能量将被耗尽。

燃弧前和燃弧时PETT的输入电流谐波变化如图8所示。

图8 PETT输入电流谐波分析图

可以看出，燃弧前PETT输入电流中3次和5次谐波占比较大，其他次谐波占比非常小；燃弧时，基频附近频率谐波以及3次和5次谐波含量增大，总谐波畸变率THD（Total Harmonic Distortion）上升0.3%。熄弧时弓网完全离线，电流为0。弓网恢复接触后，逐渐恢复到和燃弧前相同的情况。

2.2 直流侧电压波动

图9为弓网离线时间分别为10 ms、80 ms、150 ms时，输出直流电压变化情况。

图9 低压侧直流电压变化图

可以看出，小离线燃弧时，输出电压基本不受影响；中离线时，输出电压出现小范围波动；大离线时输出电压将迅速下跌至0，若要恢复至额定电压必须重新进行启动过程。

小离线时，电弧燃烧时间较短，并且还未熄弧时，弓网就已经闭合，造成的影响主要表现为输入电流的谐波含量增加，对输出电压的影响很小；中离线时，熄弧后弓网完全离线过程约为40 ms，离线期间PETT无能量输入从而导致电压有小范围波动；大离线和中离线相似，但熄弧后的弓网完全离线过程延长至110 ms，这将导致其输出电压跌落较多。在无任何欠压保护措施的情况下，系统无法调节至正常运行，实际情况中若电压下跌过多，系统整体须重新进行启动过程，通常加入闭锁措施以保证降压量不超过可控范围。

所以，弓网离线电弧对PETT的影响主要分为两部分，一部分是燃弧时输入电流谐波含量的增加以及熄弧后弓网还未接触时产生的输入过电压；另一部分是燃弧和熄弧后离线对PETT输出电压造成的电压波动。

3 弓网电弧影响的抑制措施

弓网离线及离线电弧对PETT产生的影响将对整个机车牵引传动与正常运行造成威胁，必须提出抑制措施来减小电弧对PETT的影响。但不同离线工况下，离线和弓网电弧对PETT产生的影响也大不相同，这里主要针对大离线。

3.1 欠压闭锁与负载投切

弓网离线且电弧熄灭后，PETT供电中断，在不采取任何措施的情况下，输出电压迅速下降，此时控制回路中PI控制器输出迅速上升至限定值，当弓网重新稳定接触后，系统调节参数过大，使得PETT输出电压超调量变大，对后级装置将造成损伤。在实际弓网离线时，往往后级逆变器会有欠压闭锁。由2.2节影响分析看来，大离线时，对前级PETT进行闭锁也十分必要。弓网完全离线时，一方面需要切断负载回路以配合逆变级欠压闭锁；另一方面对控制回路的PI参数进行保持，使其输出封存在断路前一刻的数值。其过程如图10所示。

图10 PETT闭锁控制流程图

由于切断负荷将影响后级装置稳定性，且每公里允许的大离线次数有限，所以该措施主要适用于大离线工况。合理设置闭锁电压值是必要的，考虑在额定功率下熄弧后弓网完全离线时，闭锁电压Ulock分别为2000 V、2400 V、2800 V以及不闭锁时PETT的输出电压如图11所示。

图11 弓网离线的PETT输出电压波形图（使用策略前）

可以看出，Ulock越大，闭锁越容易被触发，而牵引系统不能够频繁进行闭锁；Ulock越小，电压跌落越多，过电压越大，恢复时间越长，所以合理设置闭锁电压值十分必要。

在电弧熄灭后，PETT控制回路仍在闭环调节，这将加快电压的跌落。当弓网恢复接触后电压恢复至额定电压的过程中，超调量也将因此增加。对此，提出一种在检测到电弧熄灭后进行开环电压控制的方法以延缓电压的跌落，即电压开始下跌时，给定开环控制参数，同时PI参数闭锁，电压跌至Ulock时，再进行开关管以及负载的闭锁操作。在额定功率下熄弧后弓网完全离线时，闭锁电压Ulock分别为2000 V、2400 V、2800 V以及不闭锁时PETT的输出电压如图12所示。

图12 弓网离线的PETT输出电压波形图（使用策略后）

可以看出，所提出策略可以延缓熄弧后电压跌落速度，加快弓网恢复接触后的电压稳定过程，有利于稳定下一级逆变器的运行，对于列车的平稳运行将起到重要的作用。

3.2 功率前馈控制

由于整流级和隔离级的控制独立，所以导致系统瞬态电压响应不够迅速，提出一种功率前馈控制策略，将隔离级的输出功率前馈至整流级PWM整流器计算出电流预期值加速系统响应，对输入电流谐波起到一定抑制作用。其控制框图如图13所示。

图13 功率前馈控制框图

在燃弧时间为40 ms时，使用该策略前后，燃弧时PETT电流谐波含量分析如图14所示，对比图8（b），可以看出，使用功率前馈策略主要能减小电弧燃烧时输入电流3次和5次谐波的含量，THD下降了0.35%，该控制策略对输入电流谐波起到一定抑制作用。

图14 功率前馈控制后工况下输入电流谐波分析图

4 结论

文中建立了弓网离线电弧的数学模型，对Cassie模型和Mayr模型进行了串联，得到兼有二者特性的Habedank模型。选取级联H桥PETT拓扑结构，设定级联单元数为3以简化分析。

通过MATLAB/Simulink，对弓网离线电弧和PETT进行小、中和大离线3种工况的仿真，并分析了在没有采取相应措施的情况下，弓网离线电弧对PETT的影响，包括输入电压过电压、输入电流谐波含量的增加、输出直流电压的波动。结果表明，在该仿真工况下，小离线对PETT运行影响较小；中离线这种离线对PETT运行有一定的危害；大离线对PETT运行危害较大。

对弓网离线电弧产生的影响提出改善策略，进行PI闭锁和负载切出控制以保证PETT输出电压平稳性；提出在电压跌落时进行短时开环控制的措施以减缓电压跌落速率；引入功率前馈控制以提高系统响应速度，减少输入电流谐波的含量，并仿真验证了其效果。