图1 既有混合式贯通牵引站简化拓扑
Fig.1 Simplified topology of existing hybrid advanced traction power supply station
摘要 基于牵引变压器与两相交流输入至单相交流输出（两相-单相）变换单元的混合式贯通牵引供电系统（HATPSS）凭借其设备利用率高、改造成本低等优势而受到关注。然而，两相-单相变换单元作为系统中的薄弱环节，其任意端口故障会导致系统出现负序电流与功率缺失等问题，严重者将引发整个贯通系统失稳。此外，受HATPSS供电架构特殊性及其控制目标多样性的影响，传统牵引系统冗余备用方案与应急管控技术适用性差等问题突出。鉴于此，该文针对两相-单相变换单元的输入/输出端故障工况，综合考虑牵引站中既有设备应急管控潜能与两相-单相变换单元控制自由度的特点，分别提出面向HATPSS的应急管控与故障恢复策略。仅通过牵引变压器、联络开关、两相-单相变换单元等系统既有装置间的协同配合，实现在不同故障工况下HATPSS额定功率运行与负序电流抑制。最后，仿真与实验验证了在不同工况下该文所提应急管控策略的可行性与有效性。
关键词：混合式贯通牵引供电系统 端口故障 应急管控 故障恢复 负序
截至2022年底，我国铁路营业里程达15.5万km，其中高铁4.2万km，电气化率达73.8%。铁路路网规模的快速增长对电气化铁路的高速化、重载化与高供电可靠性等方面提出更高的要求[1-3]。随着“交-直”型机车的退出与“交-直-交”型机车的逐步普及，电气化铁路的无功与谐波问题基本得以解决[4-6]。当前，电分相与负序电能质量问题已成为制约我国电气化铁路进一步发展的主要桎梏[7-9]。作为一种较为理想的供电方式[10-11]，基于电力电子技术的贯通牵引供电系统为同时解决电分相与负序电能质量问题提供了新的机遇[12]。
为了减少器件数目，降低贯通牵引供电系统改造成本，有学者提出可在传统牵引站基础上进行改造。充分利用既有牵引变压器等设备资源，增加两相交流输入至单相交流输出变换单元（后文均简称为两相-单相变换单元），构建混合式贯通牵引供电系统（Hybrid Advanced Traction Power Supply System, HATPSS），实现电气化铁路贯通牵引供电[13]。当前，根据两相-单相变换单元结构的特点，混合式贯通牵引架构可分为级联输出型[14]、高频隔离 型[15]、模块化多电平型[16]与新型混合式[17]四种类型，其简化拓扑如图1所示。相对于传统基于牵引变压器的异相牵引供电系统而言，HATPSS内部有源器件众多，输入/输出端口间功率相互耦合，故障传播演化机理复杂，任意有源端口故障均可能导致负序电流、牵引网功率缺失等问题[18]，甚至引发整个贯通系统失稳[19-20]。因此，如何提升HATPSS供电可靠性，保障混合式贯通牵引站在任意有源端口故障下的供电能力对HATPSS未来发展至关重要[21]。
图1 既有混合式贯通牵引站简化拓扑
Fig.1 Simplified topology of existing hybrid advanced traction power supply station
一方面，传统异相/同相牵引供电系统往往采用牵引设备冗余备用手段保障牵引供电系统的可靠 性[22]，即在牵引站内设置两套牵引供电设备以提升故障工况下的供电能力[23]。但HATPSS建设成本高昂，若借鉴传统冗余备用方案势必会导致投资成本上升、占地面积增大等问题，制约HATPSS的进一步推广。因此，如何在不增加设备投资成本的情况下，实现贯通牵引站在任意端口故障等应急工况下的稳定运行，保障故障牵引站的供电能力是当前亟待解决的难题。
另一方面，就HATPSS内部潜在的容错能力而言，架构Ⅰ（级联输出型）受其输出端拓扑结构的制约，在其内部任意输入/输出有源端口故障后，整个两相-单相变换单元将无法正常工作，故障可调控能力较弱。相比而言，受益于自身架构与潜在冗余特性的优势，本文发现基于“高频隔离型”、“模块化多电平型”和“新型混合式”三种架构的HATPSS具备在部分端口故障下的应急管控潜能。其主要表现在架构Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ型贯通系统的部分有源端口故障后，可充分利用两相-单相变换单元健康端口的功率双向调控潜力，并通过牵引变压器、牵引变压器与牵引网间联络开关（后文统称为联络开关）以及健康牵引站等既有装置间的协同配合，可在保证HATPSS故障牵引站最大供电能力的同时有效解决负序电能质量等问题。然而，故障工况下HATPSS两相-单相变换单元的健康端口与既有装置间的配合涉及网侧负序电流、牵引网环流、切换冲击抑制、有源端口功率约束等多个因素，有必要设计合理的多装置动作时序和协同机制，进而支撑有源端口故障下牵引站应急运行与HATPSS可靠供电。
鉴于此，本文选取拓扑复杂度和成本相对较低的架构Ⅳ（新型混合式）贯通系统作为研究对象，综合考虑牵引站中既有设备应急管控潜能与新型混合式拓扑控制自由度的特点，提出一种基于多装置协同的混合式贯通牵引供电装置应急管控策略。首先，对输入端/输出端故障后系统运行特点进行分析，分别提出两种工况下的HATPSS应急管控策略，充分发挥故障牵引站的供电能力，保障系统供电功率稳定。其次，针对故障端口修复后故障牵引站的并网运行问题，提出对应的故障恢复策略，实现牵引站不断电恢复。最后，通过仿真与实验验证了本文所提应急管控与故障恢复策略在不同工况下的正确性与有效性。
混合式贯通牵引供电系统架构如图2所示，整个系统无电分相存在，n个混合式贯通牵引站共同为牵引网供电。各牵引站均由牵引变压器、两相-单相变换单元与联络开关Sa、Sb 共同构成。图2中，ua、ub、uc为220 kV/110 kV三相电网电压；ua 与ub 为牵引变压器二次电压，其有效值27.5 kV；Ud为直流侧电压；C为直流侧电容；Pta 与Ptb 分别为牵引变压器二次侧两相输出功率（后文均基于Scott牵引变压器进行分析）；Pa、Pb、Pg 分别为两相-单相变换单元的输入端与输出端功率。牵引变压器二次电流
、
与网侧负序电流
关系为
图2 混合式贯通牵引供电系统架构
Fig.2 The topology of HATPSS
（1）
式中，k为电压比；
。根据式（1）可得牵引变压器输出功率Pta、Ptb 与负序电流幅值
关系如图3所示。图3中，D为ub 的中点。
图3 牵引变压器输出功率与负序电流关系
Fig.3 Relationship between output power and negative sequence current of transformer
正常运行时，联络开关Sa、Sb 处于常开状态，牵引变压器同三相电网进行有功交互，牵引负荷完全由两相-单相变换单元供电，且两相功率平衡（Pta=Ptb=Pa=Pb=Pg/2），三相电网无负序电流产生。两相-单相变换单元的输入端a 与b 采用对等控制方法，共同稳定直流母线电压Ud，且保证两相输入功率时刻均分。对等控制方法优势在于，即使任意输入端口发生故障，直流侧电压Ud仍可由健康端口维持稳定，保证牵引站的供电可靠性[24]。输出端则采用P-Q控制与载波移相调制技术[25]，满足牵引负荷电力需求，维持牵引网电压。输入/输出端的控制方法如附图1所示，其具体细节已在文献[17]中进行详细说明，本文不再赘述。
本文根据两相-单相变换单元中故障位置与系统运行特征的不同，划分为两种工况，即应急工况Ⅰ——输出端口g 故障、应急工况Ⅱ——输入端口a 或b 故障（端口故障是指装置发生多类型故障导致整个端口不能满足功率/电压等输出需求），应急工况划分及其应急管控策略流程如图4所示。
首先，判断其故障位置，并确定应急工况类型。其次，根据不同应急工况类型，启动相应的应急管控策略。最后，在保障故障牵引站输出功率总量不减少的前提下，实现故障牵引站稳定运行，应急管控下故障牵引站的等效架构与功率流动如图5所示。
图4 HATPSS应急工况划分及其应急控制流程
Fig.4 Classification of HATPSS emergency conditions
图5 应急管控下故障牵引站功率流动
Fig.5 Power flow of traction station under emergency operation
当故障牵引站处于应急工况Ⅰ时，可将变压器二次侧的ua 并入牵引网保证牵引负荷PL供电。但仅以ua 为牵引网供电源时，由于变压器二次侧功率不平衡，电网侧将出现较大负序电流。而健康端口a 与b 的功率双向调控能力为解决三相电网负序电流问题提供了契机。通过控制端口a 与b 间的功率流动，可实现变压器二次侧的两相功率均分与电网负序电流抑制。
当故障牵引站处于应急工况Ⅱ时，可根据输入端口的故障位置将ua 或ub 并入牵引网，并通过调整端口g 的输出功率，实现变压器二次侧的功率均分与负序电流抑制。应急管控策略Ⅱ下功率流动如图5b所示（a 单元故障为例）。值得指出的是，在上述两种应急管控下，故障牵引站的总输出功率仍与故障前保持一致，充分发挥了新型混合式架构应急管控潜能，有效保证系统供电能力。
在故障端口修复后，投入端口同时启动故障恢复策略，HATPSS恢复正常运行。不同工况下的应急管控与故障恢复策略将在后文进行详细叙述。
在输入/输出端口故障下，如何充分发挥故障牵引站供电潜能，保持系统供电量稳定，并实现三相电网侧负序电流抑制是应急管控策略设计的重点。下面分别对两种应急工况下的系统管控详细流程进行说明。
输出端口g 故障时，HATPSS的应急管控策略主要包含牵引网电压相位调整、联络开关闭合、输入端口控制平滑切换、输出功率调整四个步骤，如图6a所示。
（a）应急管控策略Ⅰ流程
（b）应急管控策略Ⅱ流程
图6 不同工况下应急管控策略流程
Fig.6 Specific process of emergency control strategies under different conditions
（1）牵引网电压相位调整。在HATPSS正常运行时，一般而言牵引网电压ug 与牵引变压器二次电压ua、ub 存在一定相位差，即qg≠qa≠qb。若直接将联络开关闭合，受电压相位差值的影响，系统将出现较大的牵引站间循环电流问题[26]。因此，为避免上述问题，在Sa 闭合前应先调整健康牵引站的输出端电压ug 与故障牵引站的ua、ub 相位保持一致，调整后牵引网电压
=ua(ub)。在实际应用中，可根据相位差大小进行判断并择优定夺，选择ua或ub 两者其一进行同步即可，后文仅以ua 同步为例进行讨论。
（2）联络开关Sa 闭合。当相位调整完成时，闭合Sa。此时，ua 接入牵引网短时为牵引负荷供电，但ub 输出功率仍为0，两者功率不相等，Pta≠Ptb。此时三相电网侧将存在短时负序电流。
（3）输入端口控制平滑切换。通过对端口a 与b 控制策略与功率传输大小进行调整，进而实现牵引变压器二次侧功率均衡，Pta=Ptb。整个应急管控Ⅰ过程中，端口b 仍保持直流侧电压对等控制，维持直流侧电压稳定。为了控制端口a 向向牵引变压器的ua 端输出功率，需将端口a 由正常模式下的对等控制切换为P-Q控制，同时令功率指令为Pa,r= Qa,r=0。这是由于，在端口g 故障时，a 与b 两者输出功率Pa=Pb=0。为了避免功率指令突变带来的暂态冲击问题[27]，实现不同控制间平滑切换，应令端口a 切换后的功率指令与切换前输出功率保持一致。
（4）输出功率调整。调整端口a 输出功率，抑制三相电网负序电流，令端口a 的参考功率Pa,r= -PL/2。则系统功率平衡满足
（2）
由式（2）可知，调整后Pta=Ptb，三相电网无负序电流。至此，完成全部输出端口故障下的系统应急管控流程。
应急管控策略Ⅱ可分为端口a 和端口b 故障两种情况，但两者应急管控流程基本相同，后文仅以端口a 故障为例进行探讨。与应急管控策略Ⅰ不同的是，当任意输入端口故障时，直流侧电压仍可由健康端口保持稳定，两相-单相变换单元无需进行控制切换。系统应急管控策略主要包含输出功率调整、牵引网电压相位调整、联络开关闭合三个步骤，如图6b所示。
（1）输出功率调整。当端口a 故障后，其缺失功率将由端口b 进行补充，端口b 的输出功率倍增，由PL/2上升至PL。然而，若负荷功率值较大，端口b 输出功率将超过输入端口额定功率Pab,m，Pb= PL＞Pab,m。为避免输入端口长时间超载运行，首先应将端口g 输出功率由PL减至PL/2。
（2）牵引网相位调整。同应急管控策略Ⅰ的步骤（1），此处不再赘述。
（3）联络开关Sa 闭合。相位同步后，闭合Sa，将ua 接入牵引网补偿牵引负荷功率缺额PL/2。此时，牵引变压器二次侧功率均衡，电网侧无负序 电流。
（3）
在故障端口修复后，如何保证故障牵引站不断电前提下，实现从应急运行向正常工作模式的柔性转换，是故障恢复策略设计的重点。下面分别对两种应急工况下的故障恢复流程进行阐述。
输出端口g 修复后，HATPSS的故障恢复策略主要包含输出功率调整、控制平滑切换、输出功率二次调整、联络开关断开四个步骤，如图7a所示。
图7 不同工况下故障恢复策略流程
Fig.7 Specific process of fault recovery strategies under different conditions
（1）输出功率调整。应急管控时，端口a 为P-Q控制，为了实现端口a 的平滑切换，避免暂态冲击问题，需确保其在切换前后参考电流/功率指令相同。因此，切换前首先应将端口a 输出功率由-PL/2调整至0。同时端口g 保持输出功率为0，直至端口a 平滑切换完成。值得指出的是，在此过程中负荷功率完全由ua提供，Pta=PL，Ptb=0，牵引变压器二次侧不均衡，系统将出现短时负序电流。
（2）输入端口控制平滑切换。当端口a 输出功率降低至0时，将其由P-Q控制切换为直流侧电压对等控制，切换过程中功率指令不发生突变，系统无暂态冲击问题。
（3）输入功率二次调整。端口a 完成切换后，两相-单相变换单元各端口控制已恢复至正常工况，此时将端口g 输出功率由0增大至PL。同时，伴随Pg 的增大，ua功率Pta 将由PL不断降低至PL/2，三相电网侧负序电流逐渐消失。
（4）联络开关Sa 断开。当Pg 调整完成时，流经Sa 的电流也减小至0，断开Sa。至此，完成全部输出端口修复下的系统故障恢复流程。
输入端口a 修复后，HATPSS的故障恢复策略主要包含输出功率调整、输出功率二次调整、联络开关断开三个步骤，如图7b所示。
（1）输出功率调整。为了避免端口a 并网时产生暂态冲击，首先将端口g 输出功率Pg 由PL/2调至0，为端口a 并网做准备。在此期间，负荷功率完全由ua提供，牵引变压器二次侧功率不均衡，系统将出现短时负序电流。
（2）输出功率二次调整。Pg 降低至0后，采用直流侧电压对等控制将端口a 并网。进一步地，将端口g 输出功率由0增大至PL，为牵引负荷供电。与此同时，伴随g 输出功率增大，网侧负序电流逐渐减小。
（3）联络开关Sa 断开。同故障恢复策略Ⅰ的步骤（4），此处不再复述。
为了验证在不同故障工况下所提应急管控与故障恢复策略的可行性与有效性，本文基于Matlab/ Simulink搭建如图2所示的混合式贯通牵引供电系统仿真模型，系统仿真参数见表1。
5.1.1 应急管控策略Ⅰ
仿真工况：在0～0.2 s期间系统正常运行；0.2 s时输出端口g 故障，同时启动应急管控策略；0.2～0.4 s期间调整牵引网相位qg 与qa 同向；0.4 s时闭合开关Sa，并将输入端口a 由直流侧电压对等控制平滑切换至P-Q控制；0.4～0.6 s调整端口a 输入功率至-PL/2，完成应急管控切换；0.6～0.8 s维持应急管控Ⅰ运行。应急管控Ⅰ仿真波形如图8所示。
表1 仿真参数
Tab.1 Simulation parameters
参 数数 值 公共电网电压ua, ub, uc/kV110 牵引网与变压器电压ua, ub, ug /kV27.5 牵引网电压初始相位qg-p/2 牵引变压器电压初始相位qa, qb0, -p/2 故障牵引站x负荷功率PL/MW10 装置额定容量Sm/(MV·A)20 直流侧电压Ud/kV50 直流侧电容C/mF4 牵引网侧电感Lg /mH10 开关频率fv/kHz5
图8 应急管控策略Ⅰ仿真波形
Fig.8 Simulation waveforms of emergency control Ⅰ
图8f中，
、
、
分别为电网侧正序电流幅值、负序电流幅值、零序电流幅值。由图8a、图8c、图8f可知，在0～0.2 s期间系统正常运行，牵引网电压幅值为38.89 kV，输出端口g 提供负荷功率-Pg =PL=10 MW，两相输入端口a 与b 功率均分，Pa=Pb=5 MW，此时三相电网侧无负序电流产生。
0.2 s时输出端口g 发生故障，输出功率Pg 降低为0。由于故障牵引站的功率缺失，致使牵引网电压由38.89 kV跌落至34.1 kV，跌落幅度为12.3%。同时，启动应急管控策略，如图8b所示，在0.2～0.4 s期间持续调整牵引网电压相位qg，由起始相位-p/2逐渐调整至0，与ua 保持同相。
在0.4 s时，相位调整完成，并网开关Sa 闭合，牵引网电压幅值恢复至38.89 kV。由于Sa 闭合后负荷功率10 MW由牵引变压器二次侧ua 提供，牵引变压器二次侧两相功率不均衡Pta≠Ptb，三相电网短时存在一定的负序电流。
开关Sa 闭合后，立即将端口a 由直流侧电压对等控制切换至P-Q控制。0.4～0.6 s，调整端口a 输入功率至-5 MW，调整后-Pa=Pb=5 MW，牵引变压器二次侧功率均分，Pta=Ptb=5 MW，三相电网侧负序电流逐渐减小至0。
0.6～0.8 s期间，系统保持应急管控Ⅰ运行，如图8c与图8f所示，整个应急管控Ⅰ过程中，直流侧电压始终保持稳定，三相电网侧负序电流得到有效抑制。
5.1.2 应急管控策略Ⅱ-仿真分析
仿真工况：在0～0.2 s期间系统正常运行；0.2 s时输入端口a 故障，同时启动应急管控策略；0.2～0.4 s期间调整端口g 输出功率至-PL/2；0.4～0.6 s期间调整牵引网相位qg 与qa 同向；0.6 s时闭合开关Sa；0.6～0.8 s维持应急管控Ⅱ运行。应急管控Ⅱ仿真波形如图9所示。
0～0.2 s期间，系统正常运行，牵引网电压幅值为38.89 kV，输出端口g 提供负荷功率，两相输入端口a 与b 功率均分，Pa=Pb=5 MW，三相电网侧无负序电流产生。
图9 应急管控策略Ⅱ仿真波形
Fig.9 Simulation waveforms of emergency control stategy Ⅱ
0.2 s时输入端口a 发生故障，其输出功率Pa 降低为0。由图9d可知，在端口a 与b 采用直流侧电压对等控制方法后，即使某一端口故障，直流侧电压仍可由另一端口稳定控制，且端口a 所缺失的功率由端口b 提供，Pb 上升。
0.2～0.4 s期间，调整端口g 输出功率，由10 MW降低至5 MW，且Pb=-Pg。0.4～0.6 s期间，调整牵引网电压相位qg，由起始相位-p/2逐渐调整至0，与ua 保持同相。在0.2～0.6 s期间，由于变压器二次侧两相功率不均衡，即Pta≠Ptb，三相电网侧存在短时的负序电流。
在0.6 s时，相位调整完成，并网开关Sa 闭合，ua 为牵引网供电，牵引网电压幅值恢复至38.89 kV，且牵引变压器二次侧功率均分，Pta=Ptb=5 MW，三相电网侧负序电流逐渐减小至0，实现应急管控Ⅱ 运行。
5.2.1 故障恢复策略Ⅰ-仿真分析
仿真工况：在0～0.2 s期间系统应急管控Ⅰ运行；0.2 s时输出端口g 修复并投入，启动故障恢复策略；0.2～0.4 s期间端口g 输出功率保持为0，并降低端口a 输出功率至0；0.4 s时将端口a 由P-Q控制切换至直流侧电压对等控制；0.4～0.6 s调整端口g 输出功率至PL；0.6 s断开开关Sa，实现故障恢复；0.6～0.8 s正常运行。故障恢复策略Ⅰ仿真波形如图10所示。
图10 故障恢复策略Ⅰ仿真波形
Fig.10 Simulation waveforms of fault recovery stategy Ⅰ
0.2 s时输出端口g 修复并投运。图10a可知，0.2～0.4 s期间，端口g 输出功率保持为0 MW，同时将端口a 输出功率由-5 MW降低至0 MW。
0.4 s时将端口a 由P-Q控制平滑切换为直流侧电压对等控制。0.4～0.6 s期间，调整端口g 功率，由0 MW上升至10 MW，为牵引负荷供电，端口a 与b 共同均分端口g 输出功率。
0.6 s断开开关Sa，完成故障恢复。如图10b、图10d所示，整个故障恢复过程中直流侧电压与负荷供电稳定，仅在控制切换过程中存在短时负序电流。
5.2.2 故障恢复策略Ⅱ-仿真分析
仿真工况：在0～0.2 s期间系统应急管控Ⅱ运行；0.2～0.4 s期间，降低端口g 输出功率至0；0.4 s时输入端口a 修复并投入；0.4～0.6 s期间调整g 单元输出功率至PL；0.6 s断开Sa，系统恢复正常运行。故障恢复Ⅱ仿真波形如图11所示。
0.2～0.4 s期间将端口g 输出功率由-5 MW降低至0 MW，端口b 输出功率跟随端口g 变化同步降低至0 MW，为端口a 并网准备。如图11d所示，在0.2～0.4 s期间，由于牵引变压器二次侧输出功率短时不均衡，Pta=10 MW，Ptb=0 MW，系统存在暂态负序电流。
图11 故障恢复策略Ⅱ仿真波形
Fig.11 Simulation waveforms of fault recovery stategy Ⅱ
0.4 s时输入端口a 故障修复并采用直流侧电压对等控制投入。
0.4～0.6 s期间，输出侧功率Pg 增大至10 MW，为牵引负荷供电，稳定后Pa=Pb=5 MW，系统负序电流得到抑制。
0.6 s时断开Sa，系统完成故障恢复，维持正常运行，整个故障恢复过程中直流侧电压与负荷供电稳定。
为进一步验证本文所提应急管控策略的正确性与有效性，本文基于RT-Lab硬件在环实验平台，对HATPSS进行小功率实验验证，其控制算法在DSP28335中实现。实验参数包括，装置额定容量6 kW；输入/输出侧交流电压有效值ua=ub=ug= 220 V；初始相位qa=0、qb=-p/2、qg=-p/4；直流侧电压额定值Ud=400 V；滤波电感La=Lb=Lg=5 mH；直流侧电容C=2 mF。
在HATPSS输出端故障下，系统应急管控策略Ⅰ仿真波形如图12a、图12b所示。0～0.3 s期间系统正常运行；0.3 s时，端口g 发生故障，其功率跌落至0，同步启动应急管控策略Ⅰ；0.3～0.5 s期间牵引网相位qg由-p/4调整至0与qa 同步；0.5 s时，闭合联络开关Sa，并将端口a 切换至P-Q控制；0.5～0.7 s期间调整端口a 输出功率至-3 kW，完成所有应急管控Ⅰ流程。
在HATPSS输出端故障下，系统应急管控策略Ⅱ仿真波形如图12c、图12d所示。0～0.3 s期间系统正常运行；0.3 s时，端口a 发生故障，其功率跌落至0，同步启动应急管控策略Ⅱ；0.3～0.5 s期间调整端口g 功率至-3 kW；0.5～0.7 s期间，将牵引网相位qg由-p/4调整至0与qa 同步；0.7 s时，闭合联络开关Sa，至此完成所有应急管控Ⅱ流程。
图12 应急管控下实验波形
Fig.12 Experimental waveforms under emergency control
故障恢复策略Ⅰ与Ⅱ实验波形如图13a、图13b所示，其流程与仿真基本相同，此处不再赘述。整体而言，本文所提应急管控策略可保证故障牵引站在不同故障工况下的额定功率输出，提高HATPSS供电可靠性，实验验证结果进一步验证了本文所提策略的正确性和有效性。
图13 故障恢复下实验波形
Fig.13 Experimental waveforms under fault recovery
针对HATPSS故障运行问题，本文提出一种混合式贯通牵引供电装置应急管控策略。通过混合式贯通牵引站内变压器、联络开关、两相-单相变换单元等资源间协同配合，实现系统在多种故障工况下的供电能力提升。最后，通过仿真与实验验证得出如下结论：
1）本文所提应急管控策略利用站内联络开关、牵引变压器等资源实现，无需增加任何硬件投资成本，具有较强的经济性。
2）在输入/输出多类型故障工况下，所提应急管控策略均可实现故障牵引站供电能力100%输出，有效提升混合式贯通牵引供电系统的可靠性。
3）应急管控与故障恢复过程中故障牵引站不断网，电网侧仅存在暂态负序电流，有效提升系统的电能质量。
值得指出的是，为了方便观察与理解应急管控策略暂态过程，本文仅选取0.2 s为管控步骤的仿真与实验周期。此外，本文是基于在拓扑、成本等方面具备一定优势的新型混合式架构对贯通牵引供电装置的应急管控进行初步探讨，但所提应急管控思路同样适用于模块化多电平型与高频隔离型等架构，故上述研究依然具备一定的推广与借鉴意义。
附 录
附图1 正常工作模式下HATPSD控制方法
App.Fig.1 The control of HATPSD under healthy operation mode
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Abstract With the rapid development of electrified railways in China, neutral sections and power quality problems have affected the daily operation of the traction power supply system. Fortunately, the advanced traction power supply system based on power electronics technology provides an opportunity to solve the above problems. The new hybrid advanced traction power supply system (HATPSS), based on the traction transformer and two-phase to single-phase (2AC-AC) converter, is gaining traction due to its high equipment utilization and low-cost advantages.
However, as a weak link in HATPSS, the 2AC-AC converter can cause problems under port faults, such as negative sequence currents, power loss, and even system instability. In addition, due to the particularity of the HATPSS architecture and the diversity of control objectives, the traditional redundant backup scheme and emergency management have poor applicability. Therefore, considering the existing equipment's emergency operation potential and the 2AC-AC converter's topological advantages, the emergency management and control and fault recovery strategies are proposed respectively under the input/output fault conditions of the 2AC-AC converter.
First, according to different fault locations and operation characteristics in the 2AC-AC converter, the fault type can be divided into two conditions: type I-output port g fault, type Ⅱ-input port a or b fault. Under type Ⅰ-output port g fault, the ua of the traction transformer’s secondary side can be connected to the traction network to ensure power supply for the traction load. Then, by controlling the power flow between port a and port b, the two-phase power of the secondary side can be balanced to suppress the negative-sequence current. Under type Ⅱ-input port a or b fault, the ua or ub can be connected to the traction network according to the fault location of the input port to ensure power supply for the traction load. Adjusting the output power of port g allows for suppressing negative sequence currents. The fault recovery strategy is initiated once the faulty port is repaired, and the HATPSS returns to healthy operation. During the process of emergency control and fault recovery, the rated power operation of HATPSS and negative sequence current suppression are realized through coordinating the existing devices of the system, such as traction transformer, grid-connected switch, two-phase-single-phase converter, and healthy traction station.
To further verify the feasibility and effectiveness of the proposed emergency control and fault recovery strategies, a 20 MW simulation model and 6 kW experimental platform of HATPSS are built. Finally, the following conclusions can be drawn from the simulation and experimental analysis: (1) The proposed emergency control strategies are realized using resources, such as contact switches, traction transformers, and 2AC-AC converters, without additional hardware investment cost. (2) Under input or output faults, the fault traction station's 100% output power supply can be ensured to improve the reliability of HATPSS effectively. (3) During the process of emergency operation and fault recovery, the fault traction station remains connected to the network, and only a transient negative-sequence current is on the power grid side, effectively improving the system's power quality. The proposed emergency control idea can also be applied to modular multilevel and high- frequency isolation architectures.
keywords：Hybrid advanced traction power supply system, port fault, emergency control, fault recovery, negative sequence
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.230541
中图分类号：TM41; TM922.3; U223
国家重点研发计划资助项目（2021YFB2601504）。
收稿日期 2023-04-25
改稿日期 2023-05-21
王 鑫 男，1997年生，博士研究生，研究方向为分布式与微能源网管控、电气化铁路贯通牵引供电系统。E-mail: wx815307656@foxmail.com
郭 祺 男，1993年生，副研究员，研究方向为电力电子变换器、分布式发电与电能质量先进控制。E-mail: qguo_215@163.com（通信作者）
（编辑 陈 诚）