四相開關磁阻電機功率變換器故障檢測技術

肖 麗 孫鶴旭 董 硯 鄭 易 高 峰

（河北工業大學控制科學與工程學院 天津 300130）

1 引言

開關磁阻電機由于其結構簡單及獨立的相間控制，具備較高的可靠性，與其他電機相比具備一定的容錯性能[1,2]。但電機長期故障運行，必將對整個系統造成嚴重危害，因此，對開關磁阻電機故障檢測的研究具有十分重要的意義。功率變換器作為開關磁阻電機驅動系統（SRD）關鍵部分，是開關磁阻電機可靠運行的重要保障[3]。由于功率變換器的器件長期進行高頻工作，會出現嚴重發熱、受損等現象，較容易出現開路或短路故障，是SRD系統中較為薄弱的環節之一[4]。

文獻[5]已將SRD功率變換器、供電電流、位置檢測器存在的故障進行詳細總結分類。文獻[6]分析了 SRM 本體及其驅動系統短路、開路等故障對電機運行性能的影響，對電機正常運行及故障運行情況下電流、轉矩性能進行對比。以上文獻都對功率變換器的故障做出了定性分析，但均未提出可靠有效的故障檢測方案。

功率變換器短路故障往往造成相電流幅值過大，但在某些特殊運行條件下（如負載或低速運行），故障相電流可能不會出現較大的幅值[7]，因此，這將對該類故障檢測及故障元件識別造成影響。所以，對該功率管短路故障的及時檢測與容錯控制方案的研究尤為重要。由于功率故障開路故障直接造成電機故障相工作停止，該相繞組呈退磁狀態，其相電流變為零。由相電流波形的明顯變化，極易判斷該類故障的發生，因此該類故障的檢測往往被忽視。但該相橋臂兩個功率管中任一個元件發生開路故障，其相電流波形變化完全相同，因此，無法識別出發生開路故障的元件。文獻[8]通過分析電壓傳感器采集的信號識別出三相 SRM 開路故障元件，但每相中至少需要一個傳感器，這無疑增加了驅動系統的成本、需求空間及復雜性。文獻[7]基于傅里葉變換討論了功率變換器故障后相電流頻譜的變化規律，以“譜比系數”作為故障特征量，提出三相SRM功率變換器故障檢測方案，并針對功率管短路故障提出變角度的容錯控制方案。該檢測方法僅實現了故障類型的判斷，沒有定位出故障元件。文獻[9]基于電壓脈寬調制單管控制策略，提出一種基于直流母線電流和續流總線電流數字化信號的三相 SRM變換器故障在線診斷方案。該檢測法雖減少了傳感器數量實現了故障類型判斷及故障元件定位，但其法僅針對電壓 PWM斬單管控制方式，并不適合于電機高速運行時角度位置控制方式。

可見，現有的國內、外文獻對 SRM 功率變換器的故障檢測與容錯控制方案缺乏深入有效的研究。本文以四相不對稱半橋型功率變換器為研究對象，根據電機處于正常狀態、開路與短路故障情況下直流母線電流的差值，判定是否發生故障及故障類型，再將上述差值的絕對值與各相電流作比較，根據比較結果判定故障相，并結合故障時刻該相兩功率管通斷狀態定位出故障元件。該檢測方法減少了電流傳感器的使用數量，可快速準確地實現故障檢測。

2 功率變換器故障模式分析

本文以四相不對稱半橋型功率變換器為研究對象，其主電路結構如圖1所示。電機每相繞組由兩個功率管和兩個二極管相連，每相繞組的電壓在三態電平間的獨立變化。電機單相導通時，當兩個開關管都處于導通狀態時，繞組間壓降為+Us。當一個開關管導通，另一個處于斷開狀態時，相電流回流到二極管，儲存在磁場中的能量轉化為機械能，供電電源與繞組間無電流流通。當兩個開關管都處于斷開狀態時，儲存在磁場中的能量部分返回到電源，部分轉化為機械能。此時，導通相的電流值為負。

圖1 四相SRM功率變換器Fig.1 Power converter for four phase SRM

表1給出了電機正常運行與故障運行時相電流變化的對比。該表總結了相繞組的上、下開關管處于不同通斷狀態下，不同元件發生開路、短路故障時，該相電流的變化。其中，QU為上方功率開關管，QL為下方功率開關管。從表中可看出，一些情況可以通過上下功率開關管的通斷狀態和相電流這兩個特征量，診斷出故障類型并定位出故障元件，例如情況②、⑤中的開路故障，情況③、④中的短路故障見表 1。但一些情況無法確定故障類型及故障元件，因此，對于上述無法確定的情況，本文需引入新的特征量進行故障檢測。

表1 電機正常與故障運行時的相電流對比Tab.1 Comparison phase currents under motor normal and fault operation

3 故障檢測技術

3.1 故障檢測特征量

為準確檢測出表1中無法確定的故障類型及故障元件，本文對采集的信號數據作如下處理：首先，通過驅動控制器中各功率開關通斷狀態的信息及各相電流值，估算出電機正常運行直流母線電流幅值（記作iedc），表1所示一個橋臂上下兩個功率開關處于不同通斷狀態下的正常電流值。正常運行時估算出的電機直流母線電流 iedc將與實際測量的直流母線電流值idc作對比。如果上述兩值出現差值，則說明故障發生。由于仿真實驗處于理想運行狀態，而電機實際運行中測量信號往往容易受到傳感器等附加元件的影響，測量值與估算值存在差異。因此，為了避免檢測出現錯誤，本文引入特征量g衡量iedc與idc的差值進行故障發生的診斷，如式（1）所示。

式中，選取的邊界值k的最小值需大于idc-iedc的絕對值，其最大值要小于參考相電流。

通過實驗已證明，隨著參考相電流的增加，idc-iedc的幅值也增加；不同負載運行時，idc-iedc的幅值也隨之變化。因此，邊界值k并非一個常數，而是一個參考相電流Iref的函數，如式（2）所示。其中，函數中的系數是經過多次空載和變負載實驗而確定的。

當特征量 g=-1時，也就是 idc-iedc為負值，idciedc，這就意味著供電電源向電機提供的能量多于正常狀態下電機所需的能量，功率管發生短路故障。但此特征量仍無法準確地檢測出故障相及故障元件。功率變換器發生單故障時，必然存在與正常狀態不同的電流經過故障相繞組，這一現象可以通過直流母線電流較容易地反映出來。而idc-iedc的絕對值又與故障相電流幅值相對應，因此引入變量en，該變量為│idc-iedc│與故障相電流的關系式，如式（3）所示。

由此，本文引出第二個特征量Pn來判斷故障類型及故障相，表達式如式（4）所示，具體計算過程如圖2所示。當Pn為1時，電機第n相發生故障。但在某些情況下，會出現多個Pn為1，所以只有僅存在一個Pn為1時，才能確定故障發生。

圖2 特征量計算流程Fig.2 Calculation process of feature quantities

3.2 故障檢測流程

該檢測方法首先通過特征量g判斷功率變換器是否存在開路或短路故障，再通過特征量Pn識別出現故障的電機相，同時根據該相繞組的上下兩個功率管的通斷狀態對故障元件進行定位。特征量的狀態與故障類型、故障元件對應關系見表 2。從表 2中可知，根據特征量 g、Pn、∑Pn及開關管通斷狀態，情況I、II、V、VI能夠被準確檢測。而情況III、IV雖可檢測出故障類型及故障相，但無法定位出故障元件。

表2 特征量狀態與故障類型、故障元件對應關系Tab.2 Status of features correspond to fault types and fault elements

針對上述無法定位故障元件的情況Ⅲ、Ⅳ，該檢測方法還需附加另一步驟。假設前述檢測結果為情況Ⅲ，在較小的時間間隔內，閉合故障相的上功率管 QUn，保持其下功率管 QLn斷開，重復前述檢測步驟，相當于將情況Ⅲ轉換為情況Ⅰ。若 g=1，Pn=1，∑Pn=1，則可判斷出發生短路故障的元件為QLn；若g=0，Pn=0，∑Pn=0，則可判斷出發生短路故障的元件為 QUn。假設前述檢測結果為Ⅳ，在較小的時間內，保持故障相的上功率開關QUn處于閉合狀態，斷開其下功率開關 QLn，相當于將情況Ⅳ轉換為情況Ⅴ。若g=-1，Pn=1，∑Pn=1，則可判斷發生開路故障的元件為QUn；若g=0，Pn=0，∑Pn=0，則可判斷出發生開路故障的元件為 QUn。整個檢測過程如圖3所示，上述檢測過程中的特征量狀態與故障類型、故障元件對應關系見表3。

圖3 故障檢測流程圖Fig.3 Flow chart of fault detection

表3 特征量狀態與故障類型、故障元件對應關系Tab.3 Status of features correspond to fault types and fault elements

4 故障檢測技術的仿真分析及實驗結果

本文以一臺1.5kW的四相8/6極SRM為樣機，通過實際測量和計算得到電機特性(Ψ(θ，i))及(T(θ，i))，并在Matlab/Simulink環境中，基于上述電磁和轉矩特性建立 SRM 仿真模型。利用Simulink電力系統模塊軟件工具箱及邏輯控制信號模擬其不對稱半橋型功率變換器功率管的開路及短路故障。

4.1 功率管開路故障仿真研究

圖4為電機轉速為2200r/min，功率管開路故障檢測仿真結果。0.42s時，A相橋臂下方開關管QLa突然開路。如圖4a所示，電流波形依次為A-B-C-D，故障發生后，A相繞組不再勵磁，其相電流將永遠為零。此時，實際測量的直流母線電流與估算的直流母線電流之差為幅值較大的負值，即 idc-iedc<-k（本仿真實驗中，k=1.5A），如圖4b所示。根據式（1）可得，特征量 g=-1。同時 eA=0，eB≈14A，eC≈14A，eD=6A，如圖4c所示。根據式（4）可得，PA=1，PB=0，PC=0，PD=0，且∑Pn=1。按照圖3所示的檢測流程，控制器檢測出A相橋臂的功率開關器件發生開路故障。但由于 0.42s時，A相橋臂的上、下兩功率管都處于閉合狀態，從表2可知，屬于情況Ⅳ，無法定位出故障元件，需進行下一步檢測。控制器命令A相橋臂上的下方功率管QLa斷開，上方功率開關管QUa保持閉合，繼續進行檢測。特征量 g=0，PA=0，∑Pn=0，屬于情況Ⅹ，則可判定A相下方功率開關QLa發生開路故障。檢測結束后，功率管回到原先狀態，特征量g又變為-1，進一步驗證了檢測結果的正確性。

圖4 轉速為2 200r/min功率變換器A相橋臂下方功率管開路故障檢測仿真結果Fig.4 Simulation results of open circuit fault occur in the lower power switch of phase A under 2 200r/min

圖5為電機轉速為500r/min，功率管開路故障檢測仿真結果。0.126s時，A相上方開關管 QUa突發開路故障。如圖5a所示，故障后，由于存在續流回路，A相電流經過 0.01s后變為零，其余相繼續勵磁。圖5b中 Idc與 Iedc的電流差值也在故障后出現幅值較大的負值，由于(idc-iedc)<-k(k仍為1.5A)，特征值g=-1，可判斷發生開路故障。0.126s時變量eA=0A，eB=eC=eD=18A，由式（4）可知，PA=1，PB=PC=PD=0，且∑Pn=1，判定出 A 相橋臂發生開關故障，并根據該時刻功率管通斷狀態（即 QUa為On，QLa為Off），屬于表 3中情況Ⅴ，無需進一步檢測，由此定位出A相上方功率管發生開路故障，檢測結果與仿真預設故障情況相符。

圖5 轉速為500r/min功率變換器A相橋臂上方功率管開路故障檢測仿真結果Fig.5 Simulation results of open circuit fault occur in the upper power switch of phase A under 500r/min

4.2 功率管短路故障仿真研究

圖6為電機轉速500r/min時，檢測功率開關管短路故障的仿真結果，設置0.126s時，A相橋臂上方開關管 QUa突然短路。A相繞組導通間隔內，其上方功率管 QUa一直處于閉合狀態，下方的功率管QLa連續不斷的閉合打開，以便調節相電流幅值。短路故障的發生相當于A相橋臂上方的功率管QUa始終處于閉合狀態。因此，只有達到關斷角之后，才可進行故障檢測。轉子達到關斷角之后，功率開關管 QUa和 QLa都處于斷開狀態，此時，檢測到實際測量的直流母線電流與估算的直流母線電流之差為幅值較大的正值，即(idc-iedc)>k，如圖6b所示。根據式（1）可得，特征量 g=1。同時 eA=0，eB=eC=eD=18A，如圖6c所示。根據式（4）可得，PA=1，PB=0，PC=0，PD=0，且∑Pn=1。根據上述特征量值，可判斷出A相橋臂的功率開關管發生短路故障。但此時，A相橋臂的上、下兩功率管都處于斷開狀態，屬于表2中的Ⅲ情況，無法定位出發生短路故障的元件。控制器命令上方功率管QUa閉合，下方功率管 QLa斷開，重復檢測步驟。檢測結果顯示特征量 g=0，PA=0，∑Pn=0，屬于情況Ⅶ，則可定位出A相上方功率管QUa發生開路故障。

圖6 轉速為500r/min功率變換器A相橋臂上方功率管短路故障檢測仿真結果Fig.6 Simulation results of short circuit fault occur in the upper power switch of phase A under 500r/min

圖7為電機轉速2 200r/min時，開關管短路故障檢測仿真結果，設置0.42s電機A相上方開關管突然短路。A相繞組勵磁期間，由于其上方功率管一直處于閉合狀態，所以在未達到關斷角之前，不能定位出短路故障元件。轉子達到關斷角之后，為減小續流時間，A相橋臂上、下開關管應同時關斷，則該時刻短路故障對輸出電流將造成影響。圖7a為故障前后電流波形變化情況，圖7b中(idc-iedc)>k，圖7c中 eA=0，eB=eC=eD=20.5A。根據式（1）和式（4），可得 g=1，PA=1，PB=0，PC=0，PD=0，且∑Pn=1，可判斷出A相繞組發生短路故障，但此時達到關斷角之后，A相橋臂上的兩個功率管都處于斷開狀態，屬于表2中情況Ⅲ，仍無法定位出故障元件，需進行下一步檢測。控制器命令A相橋臂上方功率管 QUa閉合，則此時兩功率管正確的通斷狀態 QUa為 On，QLa為 Off，繼續進行檢測。特征量g=0，PA=0，∑Pn=0，屬于情況Ⅷ，則可判定 A相上方功率管 QUa發生短路故障。檢測結束后，功率管回到原先狀態（即QUa為Off，QLa為Off），特征量g又變為1，進一步驗證了檢測結果的正確性。

圖7 轉速為2 200r/min功率變換器A相橋臂上方功率管短路故障檢測仿真結果Fig.7 Simulation results of short circuit fault occur in the upper power switch of phase A under 2 200r/min

4.3 功率管開路故障實驗研究

本文選取TMS320LF2407DSP為核心的數字控制器，與CPLD等機構共同構成硬件電路。功率變換器采用不對稱半橋結構，其主功率管選取日本富士公司生產的EXB841快速型IGBT專用驅動模塊。通過外部繼電器人為控制功率管驅動信號模擬其開路及短路故障。故障出現后，控制器立刻由檢測程序輸出故障元件及故障類型。

圖8為電機轉速為2 200r/min時，A相橋臂下方功率管發生開路故障前后，各相電流及直流母線電流變化的實測波形。從圖8a中可看出，故障后，電機A相電流發生異常，此刻(idc-iedc)<-k，eA≈0，eB=6.5A，eC=6.5A，eD=16A，分別如圖6b和圖6c所示。經檢測程序診斷，輸出特征量g=-1、PA=1、PB=0、PC=0、PD=0、∑Pn=1，屬于情況Ⅳ。根據檢測流程繼續實驗，輸出故障元件為 QLa，故障類型為開路，實驗檢測結果與仿真檢測結果及預置故障相符。

圖8 轉速2 200r/min時功率管開路故障實驗結果Fig.8 Experimental results of open circuit occur in power switch under 2 200r/min

圖9為電機轉速為500r/min時，A相上方功率管 QUa突發開路故障，各相電流、直流母線電流變化及檢測變量en的實測波形。故障發生后，電機A相電流發生異常，idc-iedc<-k，eA≈0，eB=eC=eD≈18A，分別如圖9b和圖9c所示。經檢測程序診斷，輸出特征量 g=-1、PA=1、PB=PC=PD=0、∑Pn=1，此時兩功率管通斷狀態分別為On和Off，屬于表2中的情況Ⅴ，輸出故障元件為 QUa，故障類型為開路，實驗檢測結果與仿真檢測結果相符。

圖9 轉速500r/min時功率管開路故障實驗結果Fig.9 Experimental results of open circuit occur in power switch under 500r/min

4.4 功率管短路故障實驗研究

圖10為電機轉速為500r/min時，A相橋臂上方功率管發生開路故障前后，各相電流及直流母線電流變化的實測波形。從圖10a中可看出，故障后電機A相電流幅值明顯增大，此刻idc-iedc的幅值遠遠大于參考變量 k值，eA≈0，eB=eC=eD≈12A，分別如圖10b和圖10c所示。經檢測程序診斷，輸出特征量 g=1、PA=1、PB=0、PC=0、PD=0、∑Pn=1，屬于情況Ⅲ。根據檢測流程圖3繼續檢測實驗，輸出故障元件為QUa，故障類型為短路。

圖10 轉速500r/min功率管短路故障實驗結果Fig.10 Experimental results of short circuit occur in power switchunder 500r/min

圖11為電機轉速為2 200r/min時，A相橋臂上方功率管發生開路故障前后，各相電流、直流母線電流變化及檢測變量en實測波形，其中故障后電機A相電流幅值明顯增大，idc-iedc>k，eA≈0，eB=eC=eD≈21A，分別如圖1b和圖1c所示。經檢測程序診斷，輸出特征量 g=1、PA=1、PB=0、PC=0、PD=0、∑Pn=1，屬于情況Ⅲ。根據檢測流程圖3繼續檢測實驗，輸出故障元件為 QUa，故障類型為短路。實驗檢測結果與仿真檢測結果及預設故障元件相符。

圖11 轉速2 200r/min功率管短路故障實驗結果Fig.11 Experimental results of short circuit occur in power switch under 2 200r/min

5 結論

本文以四相8/6極SRM為樣機，以不對稱半橋結構功率變換器為研究對象，通過分析電機故障運行實測直流母線電流與正常運行估算的直流母線電流值，發現電機處于正常狀態、開路與短路故障情況下兩者間的差值不同，得到三態故障特征量g來判定是否發生故障及故障類型，再將上述差值的絕對值與各相電流作比較，得到故障特征量Pn、∑Pn判定出故障相，并結合故障時刻該相兩功率管通斷狀態定位出故障元件。仿真與實驗結果表明，該檢測方法在相電流波形發生明顯變化前可快速準確地判定出故障相及故障類型，并及時定位出故障元件，實現了故障診斷及定位的綜合檢測。

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