列車再生制動能量管理及控制系統(tǒng)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(tǒng)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(chǎn)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(qū)間內(nèi)的牽引負載很難保持在均衡狀態(tài)，這會使得牽引變壓器高壓側(cè)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(wǎng)，對電能質(zhì)量及用電設(shè)備造成不利影響。

為提高電氣化鐵路電能質(zhì)量，國內(nèi)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(shù)[2]、有源電力濾波器技術(shù)[3]、靜止同步補償器補償技術(shù)[4]和鐵路功率調(diào)節(jié)器RPC（railway power conditioner）補償技術(shù)[5]等，這些技術(shù)均具有無功補償、諧波抑制、電壓波動抑制及網(wǎng)壓提升的作用，其中RPC 還可實現(xiàn)供電臂之間功率通融，使得牽引變壓器低壓側(cè)輸出有功功率平衡，從而大幅提高電氣化鐵路電能質(zhì)量和增加牽引變壓器容量利用率。目前，在RPC 的拓撲結(jié)構(gòu)及其控制算法已經(jīng)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(qū)所安裝了一臺RPC，運行結(jié)果表明該RPC 每年至少轉(zhuǎn)移2 500 MW·h 的再生制動能量[10]。但是，當該分區(qū)所左右供電臂均處于再生制動狀態(tài)時，再生制動能量只能回饋到電網(wǎng)。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(wǎng)領(lǐng)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(lǐng)域鮮有文獻報道。

針對上述問題，本文根據(jù)電氣化鐵路再生制動能量特點，結(jié)合牽引負荷的運行狀態(tài)提出一種再生制動能量綜合管理及控制系統(tǒng)，實現(xiàn)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(shè)計思路，極具研究前景。

1 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)及其控制系統(tǒng)構(gòu)架

1.1 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

本文采用的再生制動能量回收利用系統(tǒng)拓撲結(jié)構(gòu)如圖1 所示，主要由RPC 和混合儲能裝置兩部分組成?；旌蟽δ苎b置由超級電容和鋰電池構(gòu)成，當供電臂處于再生制動狀態(tài)時，系統(tǒng)結(jié)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(tài)時，將儲存的再生制動能量釋放給列車，從而實現(xiàn)再生制動能量的回收和利用。

1.2 控制系統(tǒng)架構(gòu)

針對圖1 的拓撲結(jié)構(gòu)，設(shè)計的控制系統(tǒng)構(gòu)架如圖2 所示，其由決策層和執(zhí)行層組成，決策層實時采集兩供電臂功率數(shù)據(jù)，判別供電臂的運行狀態(tài)，能量綜合管理系統(tǒng)針對相應狀態(tài)計算出各個變換器參考指令，同時，決策層還具有監(jiān)測主電路各模塊是否正常工作的功能。執(zhí)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(jù)參考指令和主電路返回的實際參數(shù)生成控制指令。

圖1 系統(tǒng)拓撲結(jié)構(gòu)Fig.1 Topology of the system

圖2 控制系統(tǒng)架構(gòu)Fig.2 Framework of control system

2 能量綜合管理系統(tǒng)

2.1 基于牽引負荷狀態(tài)的能量管理策略

本文提出一種基于牽引負荷狀態(tài)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(tǒng)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(diào)節(jié)值；③牽引功率轉(zhuǎn)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(zhuǎn)移模式，RPC 進行功率通融平衡兩臂輸出功率；⑤再生功率轉(zhuǎn)移+（削峰放電）模式，系統(tǒng)在轉(zhuǎn)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(diào)節(jié)值，儲能裝置放電削弱功率尖峰，反之處于待機狀態(tài)；⑥再生功率轉(zhuǎn)移+儲存能量模式，系統(tǒng)將再生制動能量部分轉(zhuǎn)移至牽引側(cè)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(shè)：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(tài)時PML<0、PTL<0；PH和PLow為牽引變壓器功率削峰調(diào)節(jié)值和填谷調(diào)節(jié)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(guī)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(tài)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(tài)，且兩臂牽引功率之和小于填谷調(diào)節(jié)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(tài)且大于削峰調(diào)節(jié)值，通過該系統(tǒng)的調(diào)節(jié)，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(zhuǎn)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(tài)，其中一只供電臂有功功率大于削峰調(diào)節(jié)值，且兩臂牽引功率之和大于調(diào)節(jié)值的2 倍。假若PTL>PH，PH>PML≥0，系統(tǒng)從M 座轉(zhuǎn)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(zhuǎn)移模式，2PH≥PTL+PML≥2PLow，PTL≥0，PML≥0。兩供電臂均處于牽引狀態(tài)，且兩臂牽引功率之和小于削峰調(diào)節(jié)值的2 倍，大于填谷調(diào)節(jié)值的2 倍，此時只需要RPC 進行功率轉(zhuǎn)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(zhuǎn)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(tài)，另一只供電臂處于再生狀態(tài)。當兩臂功率之和大于削峰調(diào)節(jié)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(zhuǎn)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(tài)，另一只供電臂處于再生狀態(tài)且兩臂功率之和小于0，此時部分再生制動能量通過RPC 轉(zhuǎn)移被牽引側(cè)利用，假若PTL≥0，PML<0，轉(zhuǎn)移功率PTL至牽引側(cè)。因此，PHess=PTL+PML，PrM=PM，PrT=PTL。

工作模式7：系統(tǒng)儲存能量模式，PML<0，PTL<0。兩供電臂均處于再生狀態(tài)，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(tǒng)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(qū)域，分別代表系統(tǒng)7 種工作模式。各工作模式之間可根據(jù)牽引負荷的大小及方向相互轉(zhuǎn)換。

圖3 系統(tǒng)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(huán)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(yōu)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(tài)SOC（state of charge）及超級電容中間調(diào)節(jié)電壓對超級電容優(yōu)先充放電原則進一步研究。

儲能裝置運行區(qū)間劃分如圖4 所示。將超級電容端電壓運行區(qū)間劃分為4 個區(qū)域，鋰電池SOC運行區(qū)間劃分為3 個區(qū)域。為增加系統(tǒng)調(diào)節(jié)能力，將超級電容正常充放電區(qū)間分為區(qū)間1 和區(qū)間2，將2 個區(qū)間電壓分割點定義為超級電容中間調(diào)節(jié)電壓，用USC_mid表示。設(shè)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(qū)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(tài)A：當超級電容的端電壓USC

狀態(tài)B：當鋰電池CSOC,Bat

狀態(tài)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(tài)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(tài)A 和狀態(tài)B 之間轉(zhuǎn)換運行；鋰電池SOC 越限后，從狀態(tài)B 轉(zhuǎn)入狀態(tài)C，并做好放電準備。

2）放電時的控制方式

狀態(tài)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(tài)E：當鋰電池CSOC,Bat>CSOC,Bat_low，超級電容USC

狀態(tài)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(tài)D 和狀態(tài)E 之間轉(zhuǎn)換運行；鋰電池SOC 越限后，從狀態(tài)E 轉(zhuǎn)入狀態(tài)F，并做好充電準備。通過設(shè)定中間調(diào)節(jié)電壓USC_mid，使系統(tǒng)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。混合儲能裝置各狀態(tài)之間的轉(zhuǎn)換關(guān)系如圖5 所示。

圖5 儲能裝置各狀態(tài)之間轉(zhuǎn)換關(guān)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(zhuǎn)移有功功率，還具有穩(wěn)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(jīng)過比例積分PI 調(diào)節(jié)器可得到電壓調(diào)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(jù)系統(tǒng)需求，儲能裝置可分為充電和放電2 種狀態(tài)，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(jīng)過PI 環(huán)節(jié)產(chǎn)生占空比調(diào)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(jié)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(nèi)部超級電容和鋰電池的功率分配。

以系統(tǒng)工作模式1 為例，變換器之間的控制邏輯如下：決策層根據(jù)PML和PTL判斷此時系統(tǒng)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(tài)，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(yōu)先充電。當超級電容端電壓越上限后，采用第2.2 節(jié)所提的充電控制策略重新確定變換器C、D 的工作狀態(tài)。其他工作模式類似，不再贅述。

4 仿真驗證

在Matlab/Simulink 環(huán)境下，按照圖2 的系統(tǒng)結(jié)構(gòu)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(shè)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(shè)為1 000 V，電壓上限為1 000 V、下限為900 V、中間調(diào)節(jié)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(nèi)，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(tài)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(tài)E；t=0.93 s，超級電容端電壓達到中間電壓調(diào)節(jié)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(xù)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(tài)F。充電過程與放電過程類似，不再贅述。在0～5.40 s 內(nèi)，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(tǒng)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(shè)計了3 個模式切換仿真案例，仿真參數(shù)如表1 所示。

表1 仿真參數(shù)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(tǒng)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(cè)電流不平衡；t=0.20 s 時，系統(tǒng)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(cè)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(nèi)，超級電容優(yōu)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(jié)果與第2 節(jié)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(tǒng)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(fā)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(tǒng)將4 MW 的再生制動能量轉(zhuǎn)移至牽引側(cè)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?yōu)? MW，從圖9（b）可見，當該系統(tǒng)投入運行后，在穩(wěn)態(tài)時始終能夠保證三相側(cè)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(tǒng)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(cè)三相電流平衡；t=1.00 s 時，牽引負荷發(fā)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(tǒng)將6 MW 的再生制動能量轉(zhuǎn)移至牽引側(cè)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(fā)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(jié)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(tǒng)，仿真結(jié)果表明：

①所提系統(tǒng)能夠?qū)崿F(xiàn)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(shè)定的功率分配策略運行；

③系統(tǒng)不同工作模式可以平滑切換；

④所設(shè)計的變換器控制策略能夠保證系統(tǒng)穩(wěn)定運行。