图1 整体思路
Fig.1 Structure diagram
摘要 双重化脉冲整流器是电力牵引交流传动系统的重要组成部分，它的可靠性直接影响整个动车组的安全稳定运行，其主电路功率管IGBT是最易发生故障的部分。现有文献中针对多个IGBT开路故障定位研究较少，而双重化脉冲整流器存在8个功率管，故对于双管、多管故障的诊断也不可忽视。为此，该文以双重化脉冲整流器为研究对象，分析了正常工作模式和多种功率管开路故障情况。通过对比门极信号与线电压的变化情况，提出了一种多管开路故障快速诊断方法，其具备硬件电路简单、计算量小的优点，并基于电磁暂态仿真软件StarSim，搭建硬件在环（HIL）和快速原型控制器（RCP）测试平台验证了该方法的有效性和可行性。结果表明，该方法能迅速实现功率管单管、双管及多管故障的准确定位，且不受负载扰动影响。
关键词：双重化脉冲整流器 功率管IGBT 多管故障 故障特征信号 StarSim
随着我国高速铁路的迅速发展，动车组的安全稳定运行显得尤为重要。一般来说，CRH3型动车组（Electric Multiple Units, EMUs）牵引传动系统中整流部分均采用双重化脉冲整流器拓扑结构，其主电路功率管IGBT（insulated gate bipolar transistor）是电力电子装置系统中最脆弱的结构[1-2]。由于双重化脉冲整流器中的IGBT长期在电磁干扰、多种恶劣环境下运行，极易发生故障。而IGBT作为核心部件，其故障主要分为短路故障和开路故障。现有的IGBT模块驱动电路针对短路故障已集成了硬件保护和监控装置[3]，但是开路故障会导致网侧电流畸变、直流侧电压幅值降低和波动增大，从而引发二次故障[4]。为提高系统的可靠性，实现对IGBT开路故障的有效诊断十分重要。
在功率管开路故障诊断方法上，目前主要分为电压检测法和电流检测法。电压检测法[5]通过考察变频器故障时的电机相电压、线电压或中性点电压与正常时的偏差来诊断故障。文献[6]引入了容错开关冗余逆变器，衍生出一种基于支路电压的检测法；文献[7]提出基于电压估计误差的晶体管开路故障诊断策略，但该方法需要定义诊断信号的故障阈值，难度加大；文献[8]提出一种基于开关函数模型的开路故障诊断方法，利用逆变器在正常和故障电压出现偏差进行故障诊断，但只应用了开环控制下的单管故障；文献[9-11]提出了基于开关函数模型及运行模式分析的诊断法，根据正常和故障状态下功率开关管承受电压的不同，进行单管和单桥臂的开路诊断。而电流检测法则派生出平均电流Park矢量法[12-13]、电流矢量特征[14]、电流轨迹[15]等。文献[16]通过构建复合特征向量，并使用训练样本训练支持向量机(Support Vector Machine, SVM）分类器进行故障诊断，但该方法需要大量的样本数据，实现较为复杂；文献[17]提出了对故障后的定子电流进行傅里叶变换，并根据定子侧电流归一化的基波分量大小定位故障，但该方法只适应于单管IGBT开路故障的情况；文献[18]分析逆变器三相电流正负周期下对应的功率以达到故障诊断的目的，在空载情况下容易发生误诊断；文献[19]提出一种基于网侧电流相角的功率管故障诊断方法，但如果实际输入电网不平衡会造成诊断准确度不高；文献[20]利用三相电流残差对功率管多管故障进行诊断，但该方法需要对信号进行一定的处理，运算量较大；文献[21]通过对比故障前后直流侧电流频谱的低频部分实现逆变器的单管开路故障的诊断。
综上可知，现有研究中很少对多个IGBT开路故障进行关注，而对于双重化脉冲整流器来说，其相比单重化两电平脉冲整流器增加了一个整流单元，故障情况较多，故障定位的难度有所加大，故对于双管、多管故障的诊断也不可忽视。
为此，本文尝试将门极信号与线电压的变化情况作为故障特征信号生成的依据，提出了一种双重化脉冲整流器多管开路故障快速诊断方法。整体思路如图1所示。
图1 整体思路
Fig.1 Structure diagram
双重化脉冲整流器是通过变压器耦合的方式将两个相同结构的整流单元按并联的方式组合，其原理为：各单元整流器采用共同的调制波，将两个整流器的三角载波相位相互错开p/2的相位。这样做的好处是，可使脉冲整流器输入电流的高次谐波互相错开，并在变压器一次电流的谐波总量中部分谐波相互抵消，在铁路系统得以广泛应用[22]。
瞬态直接电流控制（Transient Current Control Strategy, TCCS）具有拓扑简单、能够有效抑制二次牵引绕组的谐波电流、直流侧纹波电压较小且动态响应好等优点，CRH3型动车组通常采用该方法。
本节以双重化脉冲整流器为研究对象，其等效电路如图2所示。其中，VTi、VDi（i=1, 2, 3, 4）和
、
（i=1, 2, 3, 4）分别代表上、下整流单元的功率开关管和反并联二极管，其共同组成一个双重化脉冲整流器。uN、
和iN、
分别为上、下整流单元的网侧电压和电流；LN、RN分别为牵引绕组漏电感和电阻；L2、C2分别为串联谐振电感和电容；Cd为中间直流回路支撑电容；Rd为等效负载；uab、
为上、下整流单元的交流侧线电压；Udc为直流侧电压；iL为等效负载电流，iC为流过中间直流回路支撑电容的电流。
图2 双重化脉冲整流器等效电路
Fig.2 The double-PWM rectifier equivalent circuit
定义理想开关函数SA、SB为
（1）
（2）
由于双重化脉冲整流器上、下整流单元仅在PWM载波相位方面存在差异，本文首先对上整流单元进行分析，后续对上、下整流单元功率管开路故障进行区分。定义理想开关函数s1～s4，分别表示功率开关管VT1～VT4的开关信号，为“1”时表示导通信号，为“0”时表示关断信号。由于上、下桥臂工作在互补的模式下，故本文在研究IGBT正常和故障工作模式下门极信号与交流侧线电压的变化情况时，只考虑不同桥臂的门极信号s1和s3。
定义网侧电流iN流入整流器的方向为参考方向，此时iN＞0，反之iN＜0。由于每种电流流向下，s1s3均有4种组合方式，因此每个整流单元均有8种开关模式。在不考虑死区时间的情况下，通过不同的门极信号组合可以在整流器的交流侧产生3种线电压等级（+Udc, 0, -Udc）。为了方便说明，以下绘制出几种典型的工作模式，如图3所示。其中图3a中虚线代表该开关状态下电流的流向回路，图3b为图3a中3种不同情况下的网侧电流与线电压的关系。表1为8种不同工作模式下的门极信号和线电压。
图3 几种典型工作模式下的电流方向及线电压大小关系
Fig.3 Current flow direction and line voltage relationship in several typical working modes
表1 正常工作模式下的门极信号和线电压
Tab.1 Gate signal and line voltage in normal operating mode
网侧电流门极信号正常网侧电流门极信号正常 s1s3uabs1s3uab iN＞0110iN＜0110 10+Udc10+Udc 01-Udc01-Udc 000000
由表1可以看出，在双重化脉冲整流器正常工作时，无论网侧电流iN方向如何，一种开关组合仅对应一个线电压值。
当iN＜0时，理想开关函数SA、SB和s1～s4对应的真值见表2。假设双重化脉冲整流器上整流单元VT1管发生开路故障，若网侧电流iN为正，电流可经二极管VD1续流，整流器仍可正常工作；若网侧电流iN为负，二极管VD1无法正常导通，此时电路拓扑结构将发生变化。由表2可得，当VT1开路故障时，若网侧电流iN＜0，IGBT开关控制信号为（1 0 0 0）、（1 0 0 1）及（1 0 1 0）时，脉冲整流器无法正常运行[23]。
表2 理想开关函数SA、SB和s1～s4对应的真值
Tab.2 True value corresponding to ideal switching functions SA, SB and s1～s4
iNs1s2s3s4SASB iN＜0000001 000100 001001 010001 010100 011001 100011 100110 101011
当开关控制信号为（1 0 0 0）且iN＜0时，VT1和VD3导通，此时uab=0，电容Cd向负载供电，直流电压通过负载形成回路释放能量，直流侧电压下降。若VT1发生故障，由于电感电流不能突变，则网侧电流通过VD2和VD3进行续流，此时uab=-Udc，牵引绕组电感LN和电阻RN向直流侧电容充电，电流iN＜0幅值减小。
当开关控制信号为（1 0 0 1）且iN＜0时，VT1和VT4导通，此时uab=+Udc，牵引绕组和直流回路支撑电容均向电感LN充电，LN储存能量，直流侧电压下降。若VT1发生故障，由于电感电流不能突变，网侧电流只能通过VT4和VD2续流，此时uab=0，电容Cd向负载供电，直流侧电压通过负载形成回路释放能量，直流电压下降。因此网侧电流iN幅值相对正常状态减小，电感LN储能量减小。
开关控制信号为（1 0 1 0）时分析与（1 0 0 0）类似。综上所述，当VT1开路故障时，网侧电流发生畸变，正值部分不受影响，负值部分幅值减小，直流侧电压幅值减小，其他功率管开路故障分析与之类似。图4为上整流单元VT1管开路故障前后网侧电压、电流、直流侧电压仿真波形。当VT2管发生开路故障，其故障特征与VT1管开路故障相反，且VT1管与VT4管、VT2管与VT3管开路故障特征类似，此处不再赘述。
图4 VT1管开路故障时仿真波形
Fig.4 Simulation waveforms when VT1 tube is open
2.2.1 同一桥臂的两个功率管故障
当双重化脉冲整流器上整流单元VT1、VT2管发生开路故障时，两个功率管分别作用于网侧电流的正、负轴，即电流负半轴受VT1故障的影响，网侧电流畸变；电流正半轴受VT2故障的影响，网侧电流也产生畸变。故上整流单元VT1、VT2管发生开路故障时，其故障特征主要集中在网侧电流的正负半轴，互不影响。
图5为上整流单元VT1、VT2管故障时网侧电压、电流、直流侧电压仿真波形，t =3.5s时发生故障。
图5 VT1、VT2管开路故障时仿真波形
Fig.5 Simulation waveforms when VT1 & VT2 tubes are open
2.2.2 不同桥臂的两个功率管故障
由于VT2管与VT3管开路故障特征类似，故本文仅对不同桥臂的交叉功率管故障进行分析。用辅助逻辑变量d 来描述网侧电流条件变迁事件，d =1表示iN＞0；d =0表示iN＜0[24]。
根据iN在不同流向下桥臂开关函数SA、SB和s1～s4对应的真值表，结合卡诺图，可得理想开关函数的逻辑表达式为
（3）定义离散事件k为
（4）
则交流侧线电压uab可表示为
（5）根据基尔霍夫电压定律，网侧电流iN表达式为
（6）
由式（6）得到网侧电流估计值
表达式为
（7）式（6）减去式（7），可得两者之间的差值为
（8）
式中，
、k分别为实际系统和估计器的离散事件。
求解式（8）可得
（9）式中，t0为每次开关状态变化后的初始时刻。
当VT1故障时
（10）
（11）
由式（11）可知，当网侧电流iN＜0，s1=1时，实际系统与估计器之间的电流差值以Udc/LN的速率增大[25]。
而当VT1、VT4故障时
（12）
（13）
由式（13）可知，当网侧电流iN＜0，s1=s4=1时，实际系统与估计器之间的电流差值以2Udc/LN的速率增大。
由上述分析可知，上整流单元VT1、VT4管同时发生故障相比上整流单元VT1管发生故障时，实际系统与估计器之间的电流差值更大。这是由于当上整流单元VT1、VT4管同时发生故障时，两个IGBT均只在电流负半轴工作，所以只会对网侧电流负半轴产生影响。图6为不同情况下网侧电流的快速傅里叶变换（Fast Fourier Transform, FFT）结果，可以看出，单管故障和双管故障的谐波畸变率（Total Harmonic Distortion, THD）分别为36.66%和44.39%，即双管故障时网侧电流畸变程度比单管故障时更为严重。
图6 不同情况下网侧电流的FFT结果
Fig.6 FFT results of grid side current under different conditions
为更好地对上整流单元VT1和VT1、VT4管开路故障后网侧电流和直流侧电压的变化情况进行比较，绘制了图7。由图7可以看出，两种故障情况下网侧电流正半轴幅值不受影响，负半轴幅值减小，同时双管故障时直流侧电压相比单管故障时下降幅度要大。这是由于VT1和VT4管故障均会导致直流侧电压下降，而VT1、VT4管同时故障时，两个功率管作用在同一个系统上，故其直流侧电压减小幅度相比单管故障时更为剧烈。
图7 不同功率管故障情况下仿真波形
Fig.7 Simulation waveforms under different power tube failure conditions
多管故障通常指两个及以上的IGBT同时出现故障，而在实际电路中某一个整流单元出现3个或3个以上的功率管故障的概率远低于双管故障[25]。但双重化脉冲整流器存在8个功率管，故对于多管故障的诊断也不可忽视。
值得关注的是，在不同功率管发生开路故障后直流侧电压的变化情况均不相同。图8为不同故障模式下直流侧电压仿真波形，其中情况1～情况5分别为上、下整流单元VT1故障，上整流单元VT1、VT4故障，上整流单元VT1、VT2故障，上整流单元VT1故障，上、下整流单元VT1、VT4故障。由图8可以看出，某一整流单元发生故障时，双管故障时直流侧电压下降绝对值、波动程度均比单管故障时大；而上、下整流单元发生多管故障相比某一整流单元发生故障对直流侧电压的影响更大，且在短时间内未达到稳定状态，这将严重影响CRH3型动车组的安全稳定运行，故对双重化脉冲整流器多管开路故障快速准确定位显得尤为重要。
图8 不同功率管故障前后直流侧电压仿真波形
Fig.8 DC side voltage simulation waveforms before and after different power tubes faults
以双重化脉冲整流器上整流单元VT1管开路故障为例，其故障状态下的两种工作模式如图9所示。
图9a中虚线为两种故障工作模式下的电流流向，图9b中实线代表正常工作状态下的线电压，虚线为IGBT开路故障状态下的线电压。当VT1开路故障时，若s1=1，s3=1，结点a通过二极管VD2接到了直流侧负极，结点b通过二极管VD3接到了直流侧正极，此时线电压uab由原来的0变为-Udc；若s1=1，s3=0，结点b通过二极管VD4接到了直流侧负极，此时线电压uab由原来的+Udc变为0。
图9 VT1管开路故障时工作模式
Fig.9 Working mode when the VT1 tube is open
与VT1管开路故障分析时类似，VT2、VT3、VT4管发生开路故障时，也可得出相应的故障特征，见表3。其中，“/”代表该功率管未参与相应周期的电流的流通，“—”代表IGBT没有导通，即门极信号sj=0。由于IGBT未导通，所以其发生故障后对整个系统没有影响，此处不再进行分析。
表3 各管发生开路故障时的故障特征
Tab.3 Fault characteristics of each tube in the event of an open circuit fault
电流门极信号正常不同功率管故障状态下uab s1s3uabVT1VT2VT3VT4 iN＞0110/—+Udc/ 10+Udc/——/ 01-Udc/00/ 000/+Udc—/ iN＜0110-Udc//— 10+Udc0//0 01-Udc—//— 000—//-Udc
由表3可以看出，每个功率管的故障可以用唯一的门极信号和线电压关系来表示。以VT2管为例，在门极信号相同的情况下，uab存在由-Udc变为0或者由0变为+Udc两种变化状态，因此当s1=0，s3=1且uab=0时或s1=0，s3=0且uab=+Udc时可作为VT2管开路故障的唯一依据。故可根据门极信号和线电压的变化情况来建立功率管IGBT开路故障的故障特征向量，从而提出一种基于门极信号和线电压变化情况的故障诊断方法。
由于每个功率管都存在两种故障特征向量表征其故障信号，为简化诊断电路，本文针对每个功率管均选取了一种故障特征向量来代表其故障信号。为建立逻辑判断关系，定义Mj（j=1, 2）代表线电压uab的变化情况：若j=1，uab由0变为-Udc时，M1=1，否则M1=0；若j=1，uab由0变为+Udc时，M2=1，否则M2=0。故障特征向量建立见表4。
表4 各管开路故障时的故障特征向量
Tab.4 Fault feature vector for open failure of each tube
故障管s1s3Miuab的变化 VT11110→-Udc VT20010→+Udc VT31110→+Udc VT40010→-Udc
用FTi（i=1, 2, 3, 4）表示第i个功率开关管的故障信号，则
（14）
（15）
（16）
（17）由于第i个功率管的故障信号表达式均不相同，若双重化脉冲整流器发生多管开路故障，系统将会产生多个故障特征信号，由此可迅速定位。
通过以上分析，若某个功率管发生开路故障，可通过采集门极信号和对应线电压的变化情况即可实现其故障诊断与定位。根据故障特征向量表4和式（14）～式（17）得到故障诊断电路拓扑结构如图10所示。
图10 故障诊断电路拓扑结构
Fig.10 Fault diagnosis circuit topology
由图10可以看出，该诊断电路主要分为三个部分：信号采集、比较环节、故障信号生成。信号采集包括门极信号和线电压的采集。比较环节Comp中需要将采集到的线电压uab与阈值电压Vth进行比较。若uab＜Vth，则M1=1，否则M1=0；uab＞Vth，则M2=1，否则M2=0。在实际的电路中，考虑到直流侧电压波动的影响，线电压uab不会精确地等于+Udc, 0, -Udc，因此阈值电压Vth一定要谨慎选取。以下为考虑波动影响时，直流侧电压的计算步骤。
假设脉冲整流器网侧电压和电流分别为
（18）
（19）
则输入功率为
（20）化简得
（21）
式中，
为稳态量；
为波动量。
根据图2，采用平均状态等效模型，瞬态输出端的功率表示为
（22）式中，
和
分别为输出直流侧电压和电流的平均值；
为直流侧电压的波动值。
假设开关器件均为理想器件，在换向过程中没有功率损失和能量储存，则交流侧和直流侧瞬时功率应当相等，即
（23）则输入与输出的稳态量相等，波动量也相等，联立式（21）～式（23），有
（24）
（25）实际的直流侧输出电压可以表示为
（26）
代入实际参数，解得Udc≥2 726V，考虑到其他因素的影响，本文选取Vth=±2 700V。
由于实际电路中存在死区时间，若某一时刻s1处于高电平，从而在s3上升沿时系统容易产生误诊断的情况，故本文在门极信号的采集过程中需要添加延时补偿模块来进行改进。
当双重化脉冲整流器上整流单元VT1管发生故障时，利用本文提出的故障诊断方法对其定位，诊断结果如图11所示。
图11 VT1管开路故障诊断结果
Fig.11 The fault diagnosis results when the VT1 tube is open
以上故障诊断方法设计是基于双重化脉冲整流器上整流单元进行的，为更好地对双重化脉冲整流器功率管进行故障诊断，区分上、下整流单元功率开关管故障，可对网侧电流进行监测。由于功率管发生故障后，网侧电流会发生畸变，一旦某个瞬间网侧输入电流幅值减小或发生较大畸变时则代表该整流单元发生故障。在确定具体某个整流单元发生故障后，再利用本文提出的诊断方法进行故障定位。
为验证本文提出的双重化脉冲整流器功率管多管开路故障快速诊断方法的正确性，本文采用硬件在环测试系统（Hardware In the Loop, HIL）和快速原型控制器（Rapid Control Prototyping, RCP）测试平台进行验证。
图12为测试平台示意图，双重化脉冲整流器的主电路模型是在电磁瞬态仿真软件StarSim中开发的，运行在基于NI-PXIe-FPGA-7868R的实时仿真系统HIL上，其控制算法模型是运行在基于NI- PXIe-8821-7846R的快速原型控制器RCP上。IO板卡上包含许多IO通道，可实现HIL与RCP两者之间的通信。示波器可对脉冲整流器网侧电压、电流、直流侧电压、故障特征信号等进行观测。主控机操作平台实现整个平台的操控工作。试验参数见表5。
图12 HIL+RCP测试平台
Fig.12 Test platform of HIL and RCP
表5 试验参数
Tab.5 Parameters of HIL+RCP test
参 数数 值 网侧电压有效值UN/V1 550 网侧电感L/H2.3×10-3 网侧电阻R/W0.2 直流侧支撑电容Cd/F10×10-3 直流侧滤波电感L2/H0.84×10-3 直流侧滤波电容C2/F3×10-3 直流侧给定电压Udc/V3 000 等效负载电阻Rd/W50 开关频率fs/Hz350 采样周期Tsp/ms50
在电力牵引交流传动系统中，功率管可能在网压、负载、运行模式的变化下运行。因此，提出的故障诊断方法不能受这些运行条件变化的影响。由于负载变化会引起网侧电流的变化，在牵引绕组漏电感和电阻不变化的情况下，uab与网侧电流的值息息相关，而本文提出的诊断算法主要受交流侧线电压uab的影响，故本文模拟了在负载突变情况下，网侧电压电流、直流侧电压及故障特征信号的变化情况，如图13所示。
图13 负载突变时网侧电压电流、直流侧电压及故障特征信号波形
Fig.13 Voltage and current on grid side, voltage on DC side and fault characteristic signal waveforms when load changes abruptly
由图13可见，负载变化前后网侧电压电流和直流侧电压均有所改变，而FTi（i=1, 2, 3, 4）保持不变，由此认为，本文提出的诊断方法不受负载扰动影响，不会出现误诊断现象。
为便于分析，以上整流单元VT1管发生开路故障为例，验证诊断方法的有效性。主电路VT1管发生开路故障前后，网侧电压uN1，电流iN1、iN2，直流侧电压Udc波形如图14所示。图15给出了VT1管开路故障的诊断结果（FTi（i=1, 2, 3, 4））。
图14 VT1管开路故障时波形
Fig.14 Waveforms when theVT1 tube is open
图15 VT1管开路故障诊断结果
Fig.15 The fault diagnosis results when theVT1 tube is open
由图14所示，VT1管在发生开路故障后，上整流单元网侧电流负半轴减小，正半轴不受影响；下整流单元网侧电流不发生变化，同时直流侧电压存在轻微波动。在故障发生后，FT1在iN＜0区域迅速产生故障信号，并且准确地指示VT1管发生了故障，而其他FTi（i=2, 3, 4）不产生故障信号，如图15所示。故对于此类型的单管故障，可以在1/4基波周期内实现有效诊断，而对于与之互补桥臂的单管故障，在故障发生后3/4基波周期内产生故障信号。
4.3.1 同一整流单元双管故障
若同一桥臂的两个功率管同时发生故障，以上整流单元VT1、VT2管发生故障为例，主电路发生开路故障前后，网侧电压uN1，电流iN1、iN2，直流侧电压Udc波形如图16所示。VT1、VT2管的故障特征刚好相反，分别作用于网侧电流的正、负半轴，在故障发生后，上整流单元网侧电流iN1畸变度较高；下整流单元网侧电流iN2不受影响。
图16 VT1、VT2管开路故障时波形
Fig.16 Waveforms when VT1 & VT2 tubes are open
图17为VT1、VT2管发生开路故障的诊断结果，FT1、FT2分别在iN＜0、iN＞0区域产生故障信号，并交叉出现，符合VT1、VT2管故障特征相反的特点。故对于此类型的功率管故障，故障信号会分别在网侧电流正、负半周交叉产生，VT1、VT2分别可在故障发生后1/4基波和3/4基波周期内实现有效诊断。
图17 VT1、VT2管开路故障时波形
Fig.17 The fault diagnosis waveform whenVT1 & VT2 tubes are open
若不同桥臂的两个交叉功率管同时发生故障，当主电路上整流单元VT1、VT4管发生故障时，网侧电压uN1，电流iN1、iN2，直流侧电压Udc波形如图18所示。
图18 VT1、VT4管开路故障时波形
Fig.18 Waveforms when VT1 & VT4 tubes are open
由图18可以看出，在这种故障情况下，两个功率管的故障特征均在网侧电流正半轴出现，网侧电流iN1畸变程度增加，且负半轴电流为0，同时直流侧电压幅值减小；下整流单元网侧电流iN2不受上整流单元功率管故障的影响。
图19为VT1、VT4管发生开路故障的诊断结果，故障发生后1/4基波周期内，FT1、FT4在iN＜0区域产生信号，而其他FTi（i=2, 3）不产生故障信号，符合VT1、VT4管故障特征相似的特点。而若VT2、VT3管发生开路故障，会在故障发生后3/4基波周期内进行故障信号的指示。故对于此类型的功率管故障，故障信号会在网侧电流正或负半轴出现，并在故障发生后最多3/4基波周期内产生故障信号。
图19 VT1、VT4管开路故障时的波形
Fig.19 The fault diagnosis waveform whenVT1 & VT4 tubes are open
4.3.2 不同整流单元双管故障
当主电路上整流单元VT1管、下整流单元VT3管发生故障时，网侧电压uN1，电流iN1、iN2，直流侧电压Udc波形如图20所示。
图20 上整流单元VT1管、下整流单元VT3管开路故障时波形
Fig.20 Waveforms when the upper rectifier unit VT1 tube and the lower rectifier unit VT3 are open
由于上、下整流单元均发生了功率管故障，故上、下整流单元网侧电流均会受到影响。网侧电流iN1的正半轴和iN2的负半轴不受影响，其余部分幅值相应减小，直流侧电压波动幅度也相比某一整流单元功率管故障时大，符合理论分析结果。
图21为上整流单元VT1管、下整流单元VT3管发生开路故障的诊断结果，图21a中FT1在iN＜0区域产生信号，图21b中FT3在iN＞0区域产生信号。其他部分均不产生故障信号。故对于此类型的功率管故障，可参考某一整流单元单管故障情况，根据功率管故障位置的不同，本文提出的故障诊断策略会产生不同的故障特征信号，以此实现有效诊断。
图21 上整流单元VT1管、下整流单元VT3管开路故障诊断结果
Fig.21 The fault diagnosis results when upper rectifier unit VT1 tube and lower rectifier unit VT3 tube are open
为便于分析，以上整流单元VT2、VT3管，下整流单元VT1、VT4管发生开路故障为例，验证诊断方法的有效性，故障前后网侧电压uN1，电流iN1、iN2，直流侧电压Udc波形如图22所示。
图22 上整流单元VT2、VT3管、下整流单元VT1、VT4管开路故障时波形
Fig.22 Waveforms when the upper rectifier unit VT2 & VT3 tubes and the lower rectifier unit VT1 & VT4 tubes are open
由于上、下整流单元均发生双管故障，网侧电流iN1、iN2相比正常情况下有较大变化，网侧电流畸变度和直流侧电压波动程度均相比单管、双管故障时更大。
图23为主电路功率管发生故障的诊断结果，图23a中FT2、FT3在iN＞0区域产生信号，图23b中FT1、FT4在iN＜0区域产生信号，故对于此类型的故障，可参考某一整流单元双管故障情况。本文提出的故障诊断方法在多管故障时会生成多个故障信号，且最多在3/4基波周期内实现多管的故障定位。
图23 上整流单元VT2、VT3管、下整流单元VT1、VT4管开路故障诊断结果
Fig.23 The fault diagnosis results when the upper rectifier unit VT2 & VT3 tubes and the lower rectifier unit VT1 & VT4 tubes are open
本文以双重化脉冲整流器为研究对象，综合考虑了多种功率管开路故障情况，通过对比门极信号与线电压的变化情况，提出了一种双重化脉冲整流器功率管开路故障诊断方法，HIL+RCP测试平台试验结果证明了该方法的有效性和鲁棒性，并具有以下特点：
1）该方法可轻松定位相同、不同整流单元和桥臂的多个功率管故障，在针对多管开路故障诊断方面具有显著优势。
2）诊断动作时间不超过3/4基波周期，即可迅速实现功率管单管、双管及多管故障的准确定位。
3）该方法不受负载突变影响，且适应于其他多重化结构的脉冲整流器IGBT开路故障诊断。
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Quick Diagnosis Method for Double-PWM Rectifier Multi-Tube Open Circuit Fault
Abstract The double-PWM rectifier is an important part of the electric traction AC drive system. Its reliability directly affects the safe and stable operation of the entire EMUs. The IGBT is the most vulnerable part of the rectifier. In the existing literature, there are few researches on open fault location of multiple IGBTs. However, there are 8 power transistors in the double-PWM rectifier, hence the diagnosis of double-tube and multi-tube faults cannot be ignored. In this paper, taking the double-PWM rectifier as the research object, the normal working mode and various power tube open-circuit faults were analyzed. By comparing the changes of gate signal and line voltage, a fast diagnosis method for multi-tube open-circuit fault was proposed. It has the advantages of simple hardware circuit and small calculation. Test results in the hardware-in-the-loop (HIL) and rapid control prototyping (RCP) system have illustrated the validity and feasibility of the proposed method based on electromagnetic transient simulation software StarSim. It is show that the method can quickly locate the faults of single, double and multi-tube of power tubes without being affected by load disturbance.
keywords：Double-PWM rectifier, power tube IGBT, multi-tube fault, fault characteristic signals, StarSim
中图分类号：TM46
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.190643
陈 涛 男，1996年生，硕士研究生，研究方向为高速列车故障诊断与容错控制。E-mail: Tao_Chen126@163.com
刘志刚 男，1975年生，博士，教授，博士生导师，研究方向为高速铁路动车组-牵引网电气关系与弓网状态评估检测。E-mail: liuzg_cd@126.com（通信作者）
国家自然科学基金高铁联合基金重点项目资助（U1434203，U1734202）。
收稿日期2019-05-28
改稿日期 2019-08-23
（编辑 崔文静）