本发明属于高铁控制技术领域，尤其涉及一种多crh5型车网耦合系统车侧电气量低频振荡抑制方法。
背景技术：
随着西成、石济等高铁线路相继开通，截至2017年底，我国高速铁路总里程已达2.5万公里，日开行高速列车对数2300余对。多种型号动车组在改造既有线、新建高速铁路上高密度、高速度运营，系统各种耦合性问题日益严重，尤其近年来多区域出现的车侧电气量低频振荡引起的机车大面积牵引封锁现象。
不同于电力系统的低频振荡，电气化铁路车网电气耦合系统的网侧低频振荡属于运营中出现的车网电气匹配问题。目前针对多车网电气耦合产生低频振荡的研究方法主要有时域分析法、特征值分析法和频域分析法。文献1利用主导极点，分析了机车数量、电压环、电流环参数对车网系统低频振荡现象的影响规律；文献2设计了二自由度内模控制器，改进后的方法跟随性能和抗干扰性能，能够有效抑制高速铁路牵引网低频振荡；文献3～4构建了四象限脉冲整流器状态空间模型和闭环小信号模型传递函数，分析了多车接入牵引网的稳定性以及控制参数、动车数量等因素的影响；文献5～6通过非线性模式分析方法hopf分叉理论研究了脉冲整流器及其构成系统的非线性特性，分析了脉冲整流器的非线性特性对低频振荡的影响；文献7利用单相系统dq解耦理论，通过主导极点和欠阻尼机理分析了机车数量、负荷大小、供电臂长度、积分器与控制器参数对系统低频稳定性的影响。
综上，针对多车网耦合低频振荡现象，除了牵引供电网的影响，不同电气化机车整流器的控制参数和控制结构也有很大影响。目前国内研究较多是hxd1b、hxd2b、hxd3b型机车和crh1、crh3动车组等负载，而对大量投入的crh5型动车组和牵引网耦合的低频振荡研究不多。2010年9月，由于北京、郑州、沈阳等铁路局投入运行的crh5型动车组密度较大，在北京、郑州、沈阳、青岛等地动车所，crh5型动车组升弓整备时发生牵引封锁导致动车组牵引动力单元无法获得电力，对于运行中的动车组来说尤为危险，可能会造成动车组追尾等事故。国内学者、各铁路局工作人员对经常发生低频振荡的动车所、机务段、大型站场的牵引网电气量进行了实时测量。其中，对crh5型动车组-牵引网耦合系统出现低频振荡的高密-青岛站区间现场测试的网侧电压、电流和车侧直流环节电压等电气量波形如图1所示(更具体详见文献8)。
针对北京、沈阳、青岛、郑州等地动车所crh5型动车组整流器发生封锁的现象，需要设计出多crh5型动车组的低频振荡抑制方法。
对多列crh5型动车组整备投入牵引供电系统时的车侧电气量低频振荡进行抑制研究，首先需对耦合系统进行整体分析。
图2为多列crh5型动车组整备投入全并联at复线单相工频交流2×27.5kv的牵引供电示意图。图2中，当多列crh5型动车组投入系统发生网侧电气量低频振荡甚至发生列车牵引封锁时，通常这些动车组处于空载/轻载整备状态，即牵引变换器的逆变器和牵引电机部分处于不工作状态。因此，牵引供电系统at网络结构、相关电气量的动态时变特性，crh5型动车组负荷的非线性及多车-网系统复杂电气耦合关系等共同构成车网电气耦合系统的核心问题。考虑到从牵引网侧抑制低频振荡措施的成本较大，因此，车网电气耦合系统网侧电气量低频振荡现象主要与动车组整流器的控制参数和控制结构有着紧密关系。
crh5型动车组牵引传动系统如图3所示。动力配置为5动3拖的动力分散式，在3号和6号车厢上装设有受电弓，动车组运行时采用单弓受流方式。动力单元3可以由主变压器1直接供电，也可通过转换开关由主变压器2供电。
牵引网发生低频振荡的地点多在动车所或规模较大的站场，此时动车组处于空载或轻载状态，只有整流器和辅助逆变器参加工作，整流器之后的逆变器、异步电机均处于不工作状态。此外，辅助逆变器向车载三相380v/50hz用电设备供电，此时的直流环节可以等效成恒流源或阻抗。
由此可见，本发明应当以crh5型动车组两重化四象限脉冲整流器作为抑制系统车侧电气量低频振荡的研究对象。
其次，crh5型动车组整流器采用dq解耦电流控制策略，即dq轴下的电压电流两环控制策略，crh5型动车组整流器的控制结构主要由四部分组成：电流同步系统(accurrentsynchronizationsystem，css)、电压同步系统(acvoltagesynchronizationsystem，vss)、电流控制器(accurrentcontroller，acc)、电压控制器(dcvoltagecontroller，dvc)。其中电压同步系统由电压二阶带通滤波器(secondordergeneralizedintegrator，sogi)、锁相环(phaselockedloop，pll)组成；css与vss结构相似，由电流二阶带通滤波器、锁相环组成。具体的crh5型动车组整流器控制框图如图4所示。
图4中，网压u和整流器输入电流i通过sogi滤波后生成αβ静止坐标系下的电压控制信号(uα、uβ)、电流信号(iα、iβ)，形成两相静止坐标系下(αβ轴)的变量。uα和uβ通过αβ/dq转换模块变为网压的dq轴分量，同时整流器输入电流i的dq轴分量id和iq也通过同样方式获得。θ为网压同步相角，ud、ud*为整流器直流侧电压、直流侧电压参考值，末端ua为调制波电压。
由图4可以看出，基于pi控制的电压控制器的输入量是输出电压ud与参考电压ud*的差值，即pi控制策略的本质是将实际行为与控制目标的差值作为消除这个误差的控制策略。在误差的取法上，没有考虑建立模型时忽略的未知实际扰动，同时pi控制采用加权和的线性策略并不能完全应用于非线性系统中。此外，pi控制器的参数无法实时跟踪系统状态的变化，也不能及时对系统的状态进行估计，具有延迟性。pi控制器需要反馈环节可实现无静差调节，但这个过程任存在积分反馈的副作用，无法解决超调量和快速性之间的矛盾，即在某些情况下为了快速性要求不得不牺牲超调。总之，对于crh5型动车组整流器这种非线性器件，使用pi控制无法得到良好的控制效果。
参考文献：
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[8]：吴命利，王晖.crh5动车组网压振荡牵引丢失测试分析报告[r].北京：北京交通大学，2010.
技术实现要素：
本发明的目的在于提供一种多crh5型车网耦合系统车侧电气量低频振荡抑制方法，旨在抑制高铁动车组运行过程中出现的低频振荡的问题。
本发明是这样实现的，一种多crh5型车网耦合系统车侧电气量低频振荡抑制方法，该方法包括以下步骤：
s1、基于改进自抗扰控制策略iadrc，以crh5型动车组两重化四象限脉冲整流器为一阶模型，设计可用于dq解耦电流控制整流器的一阶iadrc控制方法；
s2、用所述一阶iadrc控制方法代替原电压控制器中pi环节，对crh5型动车整流器的电压控制器进行建模；
s3、根据建模所得的跟踪微分器td、扩张状态观测器eso、非线性状态误差反馈控制律nlsef的函数，得到基于iadrc的crh5型动车组整流器电压控制器控制结构模型。
优选地，在步骤s3之后还包括步骤：
s4、基于iadrc控制技术，在matlab/simulink仿真平台搭建多crh5型动车组-at牵引网电气耦合系统仿真系统，测试验证整流器电压控制器控制结构模型对车侧电气量低频振荡抑制的正确性和有效性。
优选地，在步骤s1中，所述改进自抗扰控制策略iadrc的数学表达式为：
(1)跟踪微分器td
(2)扩张状态观测器eso
(3)改进的非线性状态误差反馈控制律nlsef
式中，h为采样步长，r为速度因子、h0为滤波因子，其中，改进的非线性函数fen(e,a)表达式为：
本发明针对北京、沈阳、青岛、郑州等地动车所crh5型动车组整流器发生封锁的现象，提出了一种改进自抗扰控制(improvedactivedisturbancerejectioncontrol，iadrc)技术的抑制方法。在本发明背景技术中，本发明首先阐释了多crh5型动车组整备投入at牵引供电电气化铁路的车网耦合系统；然后，crh5型动车组基于pi电压控制器的dq解耦电流控制策略，分析了传统pi控制对解决低频振荡的不足；在此基础上，基于改进自抗扰控制(improvedactivedisturbancerejectioncontrol，iadrc)策略对crh5型动车组整流器的电压控制器进行设计，用iadrc代替原电压控制器中pi环节，建立了基于改进adrc的crh5型动车组整流器控制模型。
在通过仿真测试验证后发现，本发明基于iadrc的控制策略对多crh5型车网耦合系统出现车侧电气量低频振荡具有很好的抑制效果。
附图说明
图1是2010年在高密站—青岛站区间电气量的测量信号；
图2为多列crh5型动车组整备投入全并联at复线单相工频交流2×27.5kv的牵引供电示意图；
图3是crh5型动车组牵引传动系统结构图；
图4是基于pi的crh5型动车组整流器控制框图；
图5是二阶传统adrc控制原理图；
图6是基于传统adrc的crh5整流器控制框图；
图7是微分跟踪器示意图；
图8是adrc非线性组合的非线性函数性能比较图；
图9是基于iadrc的crh5型动车组整流器控制图；
图10是基于iadrc的多列crh5型车网电气耦合模型；
图11是基于iadrc的dvc封装模块；
图12是基于pi控制的crh5四象限整流器电气量波形；
图13是基于iadrc控制的crh5四象限整流器电气量波形；
图14是基于pi的多车-网系统车侧电气量低频振荡波形；
图15是基于iadrc的多车-网系统车侧电气量波形。
具体实施方式
为了使本发明的目的、技术方案及优点更加清楚明白，以下结合附图及实施例，对本发明进行进一步详细说明。应当理解，此处所描述的具体实施例仅仅用以解释本发明，并不用于限定本发明。
一、针对背景技术中分析的crh5型车整流器在面对低频振荡既有pi控制器的不足，本发明提出一种改进后的iadrc控制方法，二阶adrc控制结构如图5所示。
图5的adrc主要由微分跟踪器(trackingdifferentiator，td)、扩张状态观测器(extendedstateobserver，eso)和非线性状态误差反馈控制律(nonlinearstateserrorfeedbackcontrollaws，nlsef)组成(参考文献韩京清.自抗扰控制技术-补偿不确定因素的控制技术[m].北京：国防工业出版社，2008：255-262：)。
图5中，vt为输入信号，x1为vt的跟踪信号，x2为vt过渡过程的微分信号，e1为偏差，e2为偏差的微分，z1和z2为eso反馈的状态变量和扰动变量，u1为控制量，b为补偿因子，ua为输出信号。
adrc的主要特点是把系统的未建模动态、未知外扰等都看作系统的总和扰动，然后运用eso对总和扰动进行实时估计，最后设计合适的nlsef将其补偿，消除扰动对车网电气耦合系统的影响。相对于传统pi控制策略，adrc控制策略能够在满足系统稳定性要求的前提下实现快速收敛。对系统的不确定性有着很强的抵抗能力，提高了控制精度，有较强的调节能力和自适应能力，下面将基于改进原自抗扰控制(improvedactivedisturbancerejectioncontrol，iadrc)策略对crh5型动车组整流器的电压控制器进行设计。
二、基于iadrc的整流器控制建模
1、基于iadrc的控制器设计
针对crh5型动车组两重化四象限脉冲整流器，结合图5的adrc的控制原理以及crh5型动车组整流器为一阶模型，设计可用于dq解耦电流控制整流器的一阶adrc控制方法，其主要td、eso和nlsef三大模块控制如图6框图所示。需要指出的是，图6所示的一阶adrc控制框图中，由于ud1*为ud*的跟踪限号，则ud1*与ud*近似相等；由于ud1*是ud2*的函数，所以这里的adrc控制含有ud2*。
图6中，ud*为输入电压参考值(对应图5的vt)，ud1*为ud*的跟踪信号，ud2*为ud*的跟踪信号的一阶微分，e0为输入量偏差，u0为偏差的非线性组合控制量，u1为直接控制量，ua为pwm调制电压；b为补偿因子，z1为整流器直流侧电压的估计值，z2表示外界扰动的估计值。
(1)微分跟踪器td
运行的crh5型动车组整流器系统都具有惯性，动车组升弓整备时，整流器的输出只能从零状态开始向预设值缓慢变化，而控制目标预设值在初始时刻却是一个非零量，因此在系统阻尼值恒定的情况下，降低初始时刻给定值与实际值误差，可有效处理pi控制策略下快速与超调的矛盾。图7所示为微分跟踪器td模块输入/输出波形，其可为预设值安排合适的过渡过程，跟踪该过程满足控制要求。
td模块方程为
式(1)中，h为采样步长，r为速度因子、h0为滤波因子；fhan为系统控制函数，表达式为
式(2)中，d＝rh0，d0＝dh0，
(2)扩张状态观测器eso
crh5型动车组非线性整流器建立精确的数学模型不易，且外部电源对整流器的扰动具有随机性和不确定性，需构建非线性扩张状态观测器eso来实时观测和跟踪整流器电气量参数。具体eso模块方程为
式(3)中，最优控制函数
式(4)中，e为系统误差，a和d分别为滤波因子和非线性因子。
(3)改进的非线性状态误差反馈控制律nlsef
非线性状态误差反馈控制律nlsef模块是对eso模块观测来的未知扰动进行动态补偿，计算求得整流器最终控制量u1，其设计控制方程为
式(5)中，k为直流电压预设值与实际值逼近系数，取值越大两参数越接近；z2(k)/b为扰动补偿；u1为直接控制量；b为补偿因子。
最优控制函数式(4)的快速收敛特性，使其对大误差具有小增益，对小误差具有大增益，非常适合用于crh5型动车组整流器这一非线性系统控制中。然而，我国电气化铁路具有高速列车负荷波动很大的特点，用传统adrc对多车网电气耦合系统的负载crh5型动车组进行控制时，分段的非线性组合会使电气量产生抖动。
针对传统adrc非线性组合中的非线性函数对扰动反应较大、控制饱和能力较小的问题，这里提出一种连续、光滑的非线性函数fen(x,a)，具体如式(6)所示，并将其与已有的式(4)中fal(x,a,d)函数相比较，两个函数随误差的变化趋势如图8所示。
由图8可知，由于原fal(x,a,d)函数是一个组合函数(分段非线性函数)，该非线性函数在分段点处存在硬点，硬点是导致系统随扰动或负荷变化较大的原因，因此fal(x,a,d)非线性函数并不适用于像电气化铁路这种负荷波动很大的场合。
比较图8两个函数曲线的变化趋势可以看出，在相同的扰动下，非线性函数fen(x,a)反应不敏感，抑制扰动的能力强。当系统误差e(即为控制参数x)增大时，非线性函数fen(x,a)仅有很小的变化，可以有效地降低控制饱和发生的概率。fen(x,a)函数既能够保证在系统反馈误差e较小时对干扰的抑制能力，又能够在系统反馈误差e较大时表现出较强的饱和性，实质是对系统反馈误差e的变化具有很强的抑制能力。
2、基于iadrc的整流器最终控制模型
根据上面改进的非线性函数，基于iadrc结构对crh5型动车整流器的电压控制器进行建模，其最终数学表达式为：
(1)跟踪微分器td如式(1)所示。
(2)扩张状态观测器eso
(3)改进的非线性状态误差反馈控制律nlsef
式(7～8)中各符号含义与上述公式含义相同，改进的非线性函数fen(e,a)表达式为式(6)。
根据前面三大模块的具体设计，最终得到基于iadrc的crh5型动车组整流器电压控制器控制结构模型，具体如图9所示。
三、仿真验证
采用基于iadrc控制技术，在matlab/simulink仿真平台中搭建多crh5型车网电气耦合系统的时域仿真模型进行验证分析。具体的多crh5型动车组-at牵引网电气耦合系统的仿真模型如图10所示，在距离牵引网上行牵引变电所9km的l1、l2位置接入n列crh5型动车组。仿真中，设置crh5型动车组igbt开关频率为250hz，仿真步长取ts＝50e-5s。
图10中，封装模块表示一定距离牵引网，所有下标1为上行，2为下行；gin为贯通地线输入端，tin为接触线输入端，rin为钢轨输入端，fin为馈线输入端，pin为保护线输入端，gout为贯通地线输出端，tout为接触线输出端，rout为钢轨输出端，fout为馈线输出端，pout为保护线输出端。
1、基于iadrc的crh5动车组整流器验证
为验证抑制效果，仿真测试中同时进行了基于pi和基于iadrc的整流器控制的车网耦合振荡测试。基于pi的整流器控制参数[18]如表1所示。
表1基于pi的整流器控制参数
基于iadrc的整流器控制难以在simulink中用已有仿真模块搭建控制器中的非线性组合和扩张状态观测器。因此，在仿真中采用系统s_function函数编写模块程序，并在simulink调用s_function；此外，跟踪微分器用m_function函数编写。仿真中的基于iadrc的电压控制器仿真封装如图11所示。
根据文献(farinia,fugaf,manigrassor,etal.theaimsandthecontrolstructureoftheitalianpoly-currentpendolino[c]//proceedingsofpowerelectronicsandapplications.brighton,england:iet,1993:109-116)以及文献(toreide.activecontrolofreactivepowerinamodernelectricalrailvehicle[d].trondheim,norway：norwegianuniversityofscienceandtechnology，2011.)，设置iadrc控制器参数如表2所示。
表2iadrc控制参数
通过设置参数，基于pi控制的crh5型动车组四象限整流器仿真结果如图12所示。
根据图12所示的电气量波形，直流环节电压稳态值基本稳定在3600v，电压波动范围小于要求的6％；车侧电压幅值约为2500v，有效值约为1770v，满足crh5型动车组主变压器二次侧额定电压。
基于iadrc的crh5型动车组四象限整流器仿真波形如图13所示。
根据图13所示，直流环节电压稳态值基本稳定在3600v，几乎不存在超调量；误差带取±0.02，则调节时间为0.077s；直流侧电压在0.077s达到稳态值3600v，电压波动范围小于要求的6％；车侧电压幅值约为2500v，有效值约为1770v，满足crh5型动车组主变压器二次侧额定电压。
表3为两种不同控制方法下的动车组整流器性能指标比较，可见基于iadrc控制相比于pi控制具有更小的调节时间，且无峰值存在和很小的超调量。因此，iadrc控制的电压控制器性能优于传统pi控制的电压控制器。
表3两种不同控制方法下的动车组整流器性能指标
2、基于iadrc的车侧低频振荡抑制验证
文献(liaoyi-cheng，liuzhi-gang，zhanggui-nan，etal.vehicle-gridsystemmodelingandstabilityanalysiswithforbiddenregionbasedcriterion[j].ieeetransactiononpowerelectronics，2017，32(5)：3499-3512)通过稳定性分析及仿真验证了基于pi电压控制器的dq解耦电流控制策略下的crh5型动车组-高铁牵引网电气耦合系统发生网压低频振荡的临界条件是6列动车组。基于图10的基于iadrc的多列crh5型车网电气耦合模型，仿真测试6列crh5型动车组同时投入的基于pi电压控制器的多crh5型车网电气耦合系统时域仿真电气量波形如图14所示。
由图14可知，当投入6列动车组时，网侧电压峰值在34-42kv范围内有规律的振荡，该结果与图1所示的2010年在青岛动车所测试的低频振荡波形几乎相同，图示结果再显了低频振荡现象，同时说明搭建仿真模型非常接近实际。
当采用本发明提出的基于iadrc的6列crh5型动车组同时投入图10所示车网电气耦合系统仿真模型时，车侧电气量波形如图15所示。
由图15可知，当投入6列动车组时，采用基于iadrc控制方法的多crh5型车网耦合系统的车侧电气量并未发生低频振荡现象，电压、电流、直流电压等车侧电气量经历短暂时间(0.1s)后恢复到正常值并保持稳定。
测试和对比结果表明，相对于先前pi控制，iadrc能从整流器控制结构上降低未知扰动的干扰，基于iadrc控制的多车网电气耦合系统有效地抑制了低频振荡现象。
四、总结
本发明针对crh5型动车组-高铁牵引网电气耦合系统出现的电气量低频振荡现象，结合动车组整流器处于多强场耦合环境、整流器非线性的特点，提出了一种基于iadrc的多车网车侧电气量低频振荡的抑制方法。通过理论分析和测试验证得到以下结论：
(1)crh5型动车组整流器是一种处于多强场耦合的非线性器件，传统pi无法达到理想的控制效果；iadrc解决了传统非线性组合因存在硬点而使车网电气耦合系统对扰动敏感的问题，增强了对扰动的抑制能力，适用于像电气化铁路这种负荷波动很大的场合。
(2)基于iadrc电压控制器的crh5型动车组整流器对系统的不确定性有很强的抵抗能力，提高了控制精度，有较强的调节能力和自适应能力，解决了传统pi控制器快速性和超调之间的矛盾。
(3)基于iadrc电压控制器的dq解耦电流控制策略很好的抑制了多crh5型动车组-高铁牵引网电气耦合系统车侧电气量低频振荡现象。
以上所述仅为本发明的较佳实施例而已，并不用以限制本发明，凡在本发明的精神和原则之内所作的任何修改、等同替换和改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。