零阻变换器系统中晶闸管开关单元的关断策略

陈茂鲁，杨晓峰，郑琼林，赵治钧，夏 雪，顾靖达

（北京交通大学电气工程学院，北京 100044）

城市轨道交通具有运量大、安全环保等优点，近年来获得了快速发展。截至2021年底，我国内地城市轨道交通累计运营里程达9 192 km[1]。在城市轨道交通采用的直流牵引供电中，走行轨通常兼作列车牵引电流的回流路径。一方面，由于走行轨纵向电阻的存在，轨地之间存在电位差，即轨道电位；另一方面，走行轨与大地之间并非完全绝缘，部分电流会泄漏至大地中，形成杂散电流[2-6]。

过高的轨道电位会危及人员安全，而钢轨电位保护装置动作会强制将牵引所接地，进而造成更多的杂散电流泄漏[7]。杂散电流会对沿线的地下金属管道产生电化学腐蚀[8-9]，造成管道腐蚀穿孔，因此在城市轨道交通的建设和运维中需要对杂散电流进行防护。

杂散电流治理方法通常包括“源控法”和“排流法”。前者通过提高系统电压等级、缩小牵引所(traction substation，TS)间距、采用双边供电等方法降低走行轨回流电流的幅值；后者则通过排流网和排流柜为杂散电流提供一个低阻抗通道回流牵引所[3,10-12]。这些方法通常在线路建设的过程中实施，但对既有线路的改造和维护难度大，且治理效果随时间衰减。而通过加装电力电子设备来治理杂散电流则无需改变原有系统结构，且便于维护，成本可控。文献[13-14]通过沿线路设置升压电路供列车牵引电流回流；文献[15]则采用直流自耦变压器牵引供电系统改变牵引电流回流路径；二者均通过电力电子装置缩短等效供电距离的方法抑制杂散电流的泄漏，但由于隧道内安装空间有限，沿线路安装的电力电子设备体积也会受限。

为此，文献[16]提出了用于治理杂散电流的零阻变换器系统(zero-resistance converter system，ZRCS)，仅在牵引所处安装电力电子设备，而沿线的开关单元(switch unit，SU)体积较小，便于现场安装。文献[17]在系统建模的基础上，对比了不同SU控制策略下ZRCS的杂散电流治理效果。文献[18]则讨论了ZRCS中关键部件的典型故障机理。文献[19]分析了在不同牵引所接地方式与列车运行工况下ZRCS的杂散电流抑制效果。

ZRCS开关单元为双向开关，需要根据列车运行区段实时切换，从而将特定区段的走行轨回流转移至外加专用回流线缆，是ZRCS正常工作的关键部件之一。列车牵引电流通常高达数千安培，因此SU需要具有良好的通流能力与可靠性。

既有文献采用的IGBT-SU由两个IGBT反向串联组成，其通态压降较高，导致大电流时产生通态损耗问题；且IGBT的过流能力与耐受浪涌电流能力差，面对牵引供电系统大电流负荷波动易出现过热损坏，影响 ZRCS的可靠运行。为此本文提出了由两个晶闸管反向并联组成的晶闸管开关单元(silicon controlled rectifier switch unit，SCR-SU)，其通态压降小于IGBT-SU的串联结构。考虑到开关单元损耗与其通态压降成正比，SCR-SU相较于IGBT-SU在损耗方面更具优势，且晶闸管在面对浪涌电流时具有可靠性的优势，更适合ZRCS的应用。然而，由于晶闸管的半控特性，只能控制其开通，无法控制其关断，这将影响ZRCS正常运行，而外加强制换流电路则会引入额外的辅助硬件电路，造成开关单元体积与成本的增加。为此本文提出了通过负阻变换器对SCR-SU进行强制换流的关断策略。

本文首先分析了零阻变换器系统的工作原理，接着在SCR-SU关断机理分析基础上，提出了基于负阻变换器实现晶闸管强制换流的SCR-SU关断策略，最后通过仿真和硬件实验平台，对本文所提出的晶闸管开关单元在ZRCS中的应用、SCR-SU关断策略的有效性及可行性进行了仿真与实验验证。

1 零阻变换器系统的工作原理

ZRCS的结构如图1所示，在传统牵引供电系统(conventional traction power system，CON-TPS)的牵引所、接触网(或第三轨)与走行轨的基础上，并联安装了负阻变换器(negative resistance converter，NRC)、开关单元(SU)和回流线缆(return cable，RCA)。

图1 ZRCS结构示意Figure 1 Illustration of ZRCS

在ZRCS中，SU为双向可控开关，其拓扑如图2所示；NRC为双极性输出的电力电子设备，其典型拓扑如图3所示。两个NRC与(n-1)个SU将TS1与TS2之间的供电区间划分为n个区段。根据列车所在区段控制SU的通断，由NRC输出电压抵消回流线缆与导通SU的压降，即NRC等效输出电阻为负，构建等效零阻回路转移走行轨回流电流，从而缩短走行轨的回流距离，降低轨道电位与杂散电流[16]。

图2 SU拓扑Figure 2 SU Topologies

图3 NRC拓扑Figure 3 NRC Topology

图4为ZRCS整体控制逻辑，包括SU控制逻辑与 NRC控制逻辑。首先根据列车所在位置选择对应的SU开通，具体的列车位置检测方案可使用列车位置检测装置[20]。其次根据SU的导通情况，控制NRC使牵引所处与导通SU处电位差为零。由NRC、RCA与SU共同构建的零阻回路供列车牵引电流回流，在无列车运行的走行轨区段则无电流流过[16]。

图4 ZRCS整体控制逻辑Figure 4 Overall control logic of ZRCS

如图5所示，以列车位于区段k为例，此时SU-(k-1)与SU-k导通，NRC-1和NRC-2输出电压满足式(1)。式(2)为此时NRC-1和NRC-2构建的两条零阻回路电压，其电压幅值均为零，即等效电阻均为零，NRC表现为抵消回流线缆电阻的负电阻值。

图5 列车位于区段k的示意Figure 5 Schematic of the train in section k

式中，uNRC-1为NRC-1输出电压，uNRC-2为NRC-2输出电压，uRCA-i为RCA-i两端电压，uSU-k为SU-k导通压降。

式中，uzeroloop_1为构建的零阻回路1电压，uzeroloop_2为构建的零阻回路2电压。

开关单元(SU)作为分布在隧道内的双向开关，导通与关断跟随列车运行周期，切换频率极低。考虑到机械开关电气寿命较短，电力电子开关更为合适。对于隧道内的有限空间，为降低流过大电流的开关单元导通损耗、降低热损耗管理难度，应选择通态压降相对较低的器件与拓扑结构。相较其他电力电子器件，晶闸管具有成本低、开通损耗低、电流应力大、驱动简单等优势，但存在无法自关断的问题。接下来本文针对SCR-SU中晶闸管的关断问题开展进一步研究。

2 SCR-SU的关断机理

晶闸管开通时，为其门极施加正向驱动电压脉冲，当其阳极与阴极之间承受正向电压时，晶闸管开通。而晶闸管关断时，除了晶闸管门极需要施加零电压或负压外，还需将流过晶闸管的电流幅值降至维持电流以下[21]。

当ZRCS正常工作时，开关单元SU需随着列车运行实时切换，但由于晶闸管的半控特性，只能控制SCR-SU的开通，无法控制其关断，而开关单元的异常导通将影响ZRCS的正常工作。

当列车的运行工况由牵引或惰行工况转为制动工况时，列车的牵引电流由正变负，在关断相应触发脉冲的条件下，迫使流过SU的电流由正值下降至零，即实现SCR-SU的自关断。同理，若列车由制动工况转为牵引或惰行工况时，列车的牵引电流由负变正，可实现SCR-SU的自关断。但是，当列车以单一工况运行时，则列车牵引电流的方向不发生变化，若流过SCR-SU的电流无法降至维持电流以下，则会出现 SCR-SU无法自关断的问题，影响ZRCS零阻回路的构建。ZRCS通过SU将原本走行轨上的回流电流转移至回流线缆，而无法自关断的 SU相当于在原有的零阻回路基础上额外构建了一条短路回路，如图6所示。对于负阻变换器，这条短路回路相当于额外并联了一个小电阻负载，使得负阻变换器输出电流大幅度增加，向走行轨“注入”电流，这与 ZRCS构建零阻回路从而减少走行轨回流幅值的基本思路相悖，因此必将影响 ZRCS对杂散电流的治理效果，且给负阻变换器的安全运行带来威胁。

图6 无法自关断的SCR-SU示意Figure 6 Schematic of SCR-SU that cannot be turned off

在直流应用中，常用外加强制换流电路的晶闸管强制关断方法[22]；但外加的强制换流电路额外引入的硬件电路会大大增加SU复杂程度与体积，不利于在隧道的狭小空间内安装。尽管切换列车运行工况无需改变SCR-SU结构即可关断晶闸管，但列车的实际运行情况无法保证与开关单元的切换匹配。

综上可知，无法自关断的SCR-SU会影响ZRCS的正常运行。切换列车工况和外加强制换流电路的SCR-SU关断方法在实际应用中适应性差。为保证ZRCS中SCR-SU的正常投切，需采取其他关断策略来保证SCR-SU的可靠关断。

3 基于负阻变换器的SCR-SU关断策略

针对上述关断策略的不足，本文提出了在零阻变换器系统中基于负阻变换器的 SCR-SU关断策略(简称“SCR-SU关断策略”)，控制NRC参与晶闸管的强制换流过程，其原理如图7所示。

图7 利用NRC强制换流原理Figure 7 Principle of NRC forced commutation

在对SCR-SU门极施加零电压或负电压之后，通过NRC电源侧吸收无法自关断的SCR-SU支路的功率，从而利用NRC为SCR-SU提供一个反压，实现SCR-SU的强制换流关断，即控制图7中S12与S13导通，S11与S14关断，使加在开关单元内晶闸管S1两端(2a与2b之间)电压为一负值。为保证SCR-SU中的晶闸管可靠关断的同时，NRC输出电压不下降至一个过低的负值，控制NRC输出零电压或反压。

在NRC参与强制换流期间，NRC无法抵消回流线缆与开关单元的等效电阻，为减小走行轨的回流，零阻回路的等效电阻应尽可能小，即 NRC输出电压为零时对杂散电流治理效果是最优的，故接下来本文仅讨论NRC输出零电压的情况。考虑到SCR-SU关断策略的持续时间只需要保证晶闸管完成换流关断，而快速型晶闸管的关断时间通常小于100 μs。开关单元的切换周期一般与列车运行周期接近，故在保证负阻变换器动态响应速度的条件下，利用 NRC强制换流关断SCR-SU耗时占比相对于列车运行周期可近似忽略不计，即SCR-SU关断策略不会对ZRCS的正常工作造成显著影响。

图8为SCR-SU关断策略控制框图，当ZRCS正常工作时，由两个 NRC构建两条零阻回路，即最多同时开通两个 SU，如 SU-(k-1)与 SU-k。若关断靠近NRC-1的SU-(k-1)，则由NRC-1参与强制换流；同理，若关断靠近NRC-2的SU-k，则由NRC-2参与强制换流。当ZRCS仅一个SU导通时，如SU-k，若SU-k更靠近NRC-1，即k＜n/ 2，则由NRC-1参与强制换流，反之则由NRC-2参与强制换流。当ZRCS中一个NRC参与SCR-SU强制换流时，另一NRC保持正常给定输出，则不影响另一条零阻回路的构建，即SCR-SU关断策略不会影响ZRCS其余部分的正常运行。

图8 SCR-SU关断策略Figure 8 Turn-off strategy of SCR-SU

综上所述，本文的SCR-SU关断策略能够在保证列车与ZRCS正常运行的同时关断SCR-SU。

4 仿真与实验验证

4.1 仿真验证

本节搭建了图1所示的ZRCS仿真模型，牵引所采用悬浮接地方式，表1为仿真参数。为简化分析，一辆列车从TS1处以恒流牵引运行至TS2处，SU-1、SU-2、SU-3分别位于x=1.25 km，x=2.5 km，x=3.75 km，将5 km的供电区间平均分为4个区段。

表1 系统参数Table 1 Parameters of system

如图9所示，若不对SCR-SU采取强制关断，即不采用SCR-SU关断策略，随着列车运行，尽管列车已经进入第3区段，SU-1在理想情况应关断，但流过SU-1的电流始终大于零，即SU-1无法自行关断。

图9 SU-1电流Figure 9 SU-1 current

以列车位于3.125 km处为例，此时SU-1应关断，SU-2与SU-3导通。假设SU-1最初因无法自关断而处于开通状态，在t1时刻关断SU-1，即采用SCR-SU关断策略，NRC-1参与强制换流关断SU-1，SU-1的关断过程如图10所示；t2为NRC-1恢复正常给定电压输出时刻，其中NRC输出电压对应于图1中1a与1b两端电压，SU电流对应于2a流向2b电流。

图10 SU-1关断过程Figure 10 Turn-off process of SU-1

采用图8所示的SCR-SU关断策略之前，SU-1、SU-2与SU-3流过的电流之和达到2 094 A，超过了列车牵引电流的1 667 A，这说明此时由于SU-1的异常导通，构造了一条短路回路使NRC-1输出电流增加，向走行轨额外注入了部分电流。

随着NRC-1输出电压降至零，即开始参与SCR-SU的强制换流，SU-1原开通的晶闸管由NRC-1电源侧强制换流关断，此过程仅耗时1.2 ms。在NRC-1输出电压保持为零期间，流过 SU-2的电流幅值没有太大变化，流过SU-3的电流与NRC-2的输出电压有所增加，但增幅较小在5%以下。此时流过SU-2与SU-3的电流之和小于列车牵引电流1 667 A，这是因为此时由NRC-1、SU-2与回流线缆构成的零阻回路等效为一正电阻并联在走行轨上，部分牵引电流需要通过走行轨回流至牵引所。

当NRC-1恢复正常工作后，SU-1已经可靠关断，流过 SU-2与 SU-3的电流之和接近列车牵引电流1 667 A，此时ZRCS恢复正常运行，列车的大部分牵引电流通过由ZRCS构建的两条零阻回路回流至两侧的牵引所。因此SCR-SU关断策略的正确性得到验证。

图11为采用SCR-SU关断策略前后的ZRCS轨道电位分布，根据式(3)和(4)可计算采用SCR-SU关断策略前后的杂散电流总量分别为522.9 mA和243.4 mA，其中S1和S2分别为图11中红色和蓝色阴影部分面积。采用 SCR-SU关断策略之前，轨道电位的最大值从7.726 V增加至10.13 V，增加了31.1%，杂散电流增加了114.8%。

图11 列车位于l=3.125 km时轨道电位Figure 11 Rail potential when train is at l=3.125 km

式中，is1和is2分别为采用SCR-SU关断策略前后的杂散电流总量，ur1和ur2分别为采用SCR-SU关断策略前后的轨道电位分布，S1和S2分别为图11中红色和蓝色阴影部分面积，Rg为轨-地过渡电阻大小。

如图12所示，若ZRCS能够正常工作，即SCR-SU可正常关断，则全路段下，由列车运行所带来的杂散电流平均值由1 035 mA降至314.1 mA，降低了

图12 杂散电流Figure 12 Stray current

69.7%。但倘若SU-1无法关断，全路段下杂散电流的平均值增加至425.8 mA，增加了35.6%。定义杂散电流抑制率ζ如式(5)所示，ZRCS在采用SCR-SU关断策略与不采用SCR-SU关断策略的平均杂散电流抑制率分别为69.7%和58.8%。

式中，ζ为杂散电流抑制率，Istray_CON-TPS为CON-TPS下的杂散电流，Istray_ZRCS为ZRCS下的杂散电流。

仿真结果表明，无法关断的SCR-SU会对ZRCS的正常工作和杂散电流的治理效果造成显著影响。而采用本文所提出的关断策略能够可靠关断SCR-SU，从而保证ZRCS的正常运行。

4.2 实验验证

为验证SCR-SU及其关断策略在ZRCS中的可行性以及上述理论分析的正确性，搭建了图13的实验平台。其中，列车以可编程电流源等效，两个 NRC分别由两个独立电源供电，3个SCR-SU将供电区间平均分成4个区段，其中CON-TPS与回流线缆由离散化的电阻网络等效替代，主要参数见表2。

图13 实验平台示意Figure 13 Experimental platform

表2 CON-TPS与ZRCS实验参数Table 2 Experimental parameters of CON-TPS and ZRCS

图14为当列车位于3.125 km处时SU-1的关断过程，t0时刻开始关断SU-1，t1时刻完成SU-1的关断，t2时刻恢复NRC-1的正常输出。Uzeroloop_2为NRC-2构成的零阻回路电压，即NRC-2输出电压与区段4的回流线缆压降和SU-3的导通压降之和，在NRC-1执行SCR-SU关断策略前后Uzeroloop_2的值始终保持为零，可见SU-3、回流线缆与NRC-2的等效电阻之和约等于零，零阻回路有效构建。因此NRC-1在执行SCR-SU关断策略不会影响 NRC-2零阻回路正常构建，即ZRCS剩余部分可正常工作。

图14 NRC-1关断SU-1实验结果Figure 14 Experimental result of SU-1 turning off by NRC-1

SU-1的关断耗时约为57 ms，其关断速度主要与负阻变换器的动态响应速度有关。ISU-1为流过 SU-1的电流，关断前为6.6 A，当NRC-1输出电压降至零后SU-1可靠关断，电流降至0 A后保持不变。在执行SCR-SU关断策略前后，NRC-1输出电压分别为31.5 V和32 V，略有增加，其变化趋势符合仿真结果。

INRC-1为流过NRC-1的电流，执行SCR-SU关断策略前后分别为9.9A和6.3A，根据式(6)可知在SU-1可靠换流关断后，NRC-1的等效电阻为-5.08Ω。区段1、2回流线缆电阻之和为5Ω，此时SCR-SU的通态压降为0.855 V，SU-2流过电流为7.4 A，其等效电阻约为0.11 Ω，则此时SU-2、回流线缆与NRC-1等效电阻之和为0.03 Ω，约等于零。这说明此时NRC-1恢复正常工作，成功构建了零阻回路供列车的牵引电流回流至TS1。

式中，RNRC_eq为NRC输出等效电阻，UNRC为NRC输出电压，INRC为NRC输出电流。

图15为SU-1关断前后的轨道电位分布，分别采集TS1、SU-1、SU-2、列车、SU-3与TS2处轨道电位来拟合全路段下的轨道电位分布情况。根据式(3)和(4)可计算SU-1关断前后，即采用SCR-SU关断策略前后，轨道电位的最大值分别为10.41 V和8.587 V，杂散电流总量分别为0.485 7 A和0.359 8 A，而此时CON-TPS的轨道电位最大值和杂散电流总量分别为17.78 V和1.465 A，根据式(5)可得，采用SCR-SU关断策略前后的杂散电流抑制率分别为66.84%和75.44%。

图15 列车位于l=3.125 km时轨道电位分布实验结果Figure 15 Experiment result of rail potential distribution when train is at l=3.125 km

图16为基于SCR-SU的ZRCS的实验结果，其中CON-TPS的全路段下平均杂散电流为986.4 mA，而基于SCR-SU的ZRCS平均杂散电流仅为210.9 mA，平均抑制率可达到 78.62%。因此采用了 SCR-SU的ZRCS对杂散电流的治理效果得以验证。

图16 CON-TPS与基于SCR-SU的ZRCS实验结果Figure 16 Experimental results of CON-TPS and SCR-SU based ZRCS

表3为容量相近的IGBT模块FF150R12RT4与晶闸管模块MTC160A构成的开关单元的对比。在流过相同电流的情况下，IGBT-SU的损耗为SCR-SU的2.5倍，且成本提升了3.2倍。在面对开关单元突然导通时的浪涌电流时，SCR-SU可承受5 400 A的浪涌电流，为其额定电流的33倍；而IGBT-SU面对浪涌电流的可靠性较差。

表3 IGBT-SU与SCR-SU对比Table 3 Comparison between IGBT-SU and SCR-SU

在搭建的硬件实验平台中，当列车位于3.125 km处时，此时 SU-2流过 7.4 A的电流，IGBT-SU与SCR-SU的导通压降分别为1.871 V与0.855 V，此时SCR-SU在流过相同电流下损耗仅为 IGBT-SU的45.7%。综上，SCR-SU相比于IGBT-SU具有成本、损耗与可靠性上的显著优势。

5 结论

本文对SCR-SU在ZRCS中的关断策略展开研究，在揭示SCR-SU关断机理基础上，从ZRCS系统级层面提出了基于负阻变换器的SCR-SU关断策略。对上述内容展开了详细的理论研究、仿真与实验验证，得到下述结论：

1) SCR-SU和IGBT-SU相比，不仅在成本方面有着显著优势，且在损耗与可靠性方面具有明显优势，更具推广前景。

2) 基于负阻变换器的 SCR-SU关断策略能够在不影响ZRCS正常工作的条件下实现SCR-SU的可靠关断，从而保证ZRCS的正常运行。

3) 基于SCR-SU的ZRCS在正常工作的情况下可有效治理城市轨道交通中的杂散电流问题，具有良好的应用前景。