摘 要：為研究雙向CLLC諧振變換器發(fā)生開關(guān)管開路故障特性，首先介紹雙向諧振變換器CLLC的拓?fù)渑c基本原理，分析開關(guān)管開路故障后暫態(tài)特性6種模態(tài)及穩(wěn)態(tài)特性4種故障模式的特點，并利用模態(tài)分析法進(jìn)行建模。在此基礎(chǔ)上對CLLC變換器故障后的電壓增益、諧振電流應(yīng)力與諧振電容電壓應(yīng)力進(jìn)行研究，并與DBSRC變換器發(fā)生開關(guān)管開路故障時的故障特性進(jìn)行對比分析。最后，通過仿真與實驗驗證了故障特性分析的準(zhǔn)確性。

關(guān)鍵詞：雙向CLLC諧振變換器；開關(guān)管開路故障；諧振電流應(yīng)力；諧振電容電壓應(yīng)力

中圖分類號：TM46 """""""""""""""""""""""""""""""文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

0 引 言

雙向隔離型DC-DC變換器是可再生能源發(fā)電系統(tǒng)、儲能系統(tǒng)、大電網(wǎng)及用電負(fù)荷之間功率傳輸?shù)闹匾画h(huán)，在直流微網(wǎng)中承擔(dān)著重要作用。雙有源橋變換器（dual active bridge，DAB）［1-5］結(jié)構(gòu)簡單、效率較高，可實現(xiàn)能量的雙向傳輸，得到了廣泛應(yīng)用。DAB采用移相控制，根據(jù)移相方式的不同可分為單移相［3-6］、雙重移相［7］、三重移相［8］，通過一次側(cè)與二次側(cè)橋臂中點電壓相位差來進(jìn)行功率的雙向傳輸，其缺點是關(guān)斷損耗較大。LC串聯(lián)諧振變換器［9-10］、LLC串聯(lián)諧振變換器［11-12］在DAB拓?fù)涞幕A(chǔ)上增加了諧振電容，將交流回路改變?yōu)槎A電路，前者一般采用占空比控制或調(diào)配控制，但只能處于降壓工作模式，限制了應(yīng)用場合，后者采用調(diào)頻控制，但在調(diào)壓過程中工作頻率變化范圍較大，為變壓器設(shè)計帶來了困難。文獻(xiàn)［13］提出雙向全橋串聯(lián)諧振DC-DC變換器，其拓?fù)漕愃朴陔p向諧振類變換器，區(qū)別在于兩側(cè)H橋在功率正向或反向傳輸時均動作，可采用與DAB類似的移相控制。文獻(xiàn)［14］提出雙向CLLC諧振變換器，在雙向全橋串聯(lián)諧振變換器（dual bridge series resonant DC-DC converter，DBSRC）拓?fù)涞幕A(chǔ)上增加了一組LC諧振支路，使CLLC變換器拓?fù)渫耆珜ΨQ，在正向工作或反向工作時工作特性完全一致，同時在功率正向或反向流動時均可實現(xiàn)零電流關(guān)斷與零電壓開通，具有良好的軟開關(guān)特性。

隨著功率半導(dǎo)體器件性能的改善，電力電子設(shè)備的應(yīng)用逐漸擴(kuò)展到更加復(fù)雜、惡劣的環(huán)境中，高溫、化學(xué)腐蝕、振動都有可能引發(fā)開關(guān)器件故障，從而導(dǎo)致電力電子設(shè)備停止工作，成為交通運(yùn)輸、人身安全、工業(yè)生產(chǎn)等方面的重大安全隱患。有研究統(tǒng)計，電力電子設(shè)備中功率半導(dǎo)體器件故障占比約為34%，已成為影響電力電子設(shè)備安全性的最主要因素［15］。按照故障類型可將開關(guān)管故障分為開路故障與短路故障，短路故障會導(dǎo)致瞬間大電流，對于短路故障的檢測與保護(hù)一般基于硬件實現(xiàn)，集成于開關(guān)管驅(qū)動電路。相比短路故障，開路故障一般不會導(dǎo)致設(shè)備立即停運(yùn)，但會導(dǎo)致輸出質(zhì)量下降、器件工作環(huán)境惡劣等隱患，不加以排除可能導(dǎo)致故障范圍擴(kuò)大，影響供電安全。

國內(nèi)外學(xué)者對雙向隔離型DC-DC變換器的開關(guān)管開路故障特性進(jìn)行了廣泛研究。文獻(xiàn)［16］分析了DAB發(fā)生開路故障時的典型波形，利用故障瞬間交流側(cè)電壓占空比的突變進(jìn)行故障檢測；文獻(xiàn)［17］利用神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)與機(jī)器學(xué)習(xí)對DAB開路故障進(jìn)行分析，綜合電感電流、橋臂中點電壓實現(xiàn)了故障檢測；文獻(xiàn)［18］分析了DAB開路故障后電感電流的直流偏置特性；文獻(xiàn)［19］利用環(huán)形磁近場探頭對移相全橋變換器的磁近場進(jìn)行檢測，通過快速傅里葉變換法提取磁場中的低頻與高頻分量從而實現(xiàn)故障檢測；文獻(xiàn)［20］分析了串聯(lián)諧振變換器在斷續(xù)工作模式下發(fā)生開路故障時的故障模態(tài)與諧振電流突變；文獻(xiàn)［21］分析了CLLC變換器在調(diào)頻控制下發(fā)生開路故障后的故障特征；文獻(xiàn)［22］分析了DBSRC開關(guān)頻率與諧振頻率相同時開路故障后的電壓增益等故障特性；文獻(xiàn)［23］針對應(yīng)用于高頻輔助變流器的DBSRC變換器絕緣柵雙極型晶體管（insulate-gate bipolar transistor，IGBT）開路故障及容錯運(yùn)行展開分析和研究。CLLC與DBSRC變換器在拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)上具有相似性，DBSRC可視為CLLC的一種特殊形式。諧振回路布置方式的不同將影響兩者器件選型，DBSRC需要一個耐壓更大但容值更小的諧振電容，而CLLC需要兩個耐壓更小但容值更大的諧振電容；由于CLLC諧振回路有4個器件，因此在進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計時具有更高的選擇自由度，而DBSRC諧振回路只有2個器件，結(jié)構(gòu)相對簡單。實際應(yīng)用過程可從優(yōu)化體積及功率密度出發(fā)，根據(jù)不同工況及結(jié)構(gòu)設(shè)計合理選擇DBSRC或CLLC變換器。

應(yīng)用于頻繁調(diào)壓的場合時，雙向CLLC諧振變換器一般采用移相控制方法，目前鮮見針對CLLC變換器采用移相控制時開關(guān)管開路后故障特性的研究。本文對移相控制下雙向CLLC諧振變換器開關(guān)管開路故障進(jìn)行分析，以輸出側(cè)故障為例，總結(jié)4種故障模式并利用模態(tài)分析法進(jìn)行建模，在此基礎(chǔ)上對CLLC變換器開路故障后的電壓增益、電壓、電流應(yīng)力等特性展開研究，搭架一臺實驗樣機(jī)，通過仿真與實驗樣機(jī)對雙向CLLC諧振變換器開路故障特性進(jìn)行驗證。

1 雙向CLLC諧振變換器基本原理

圖1為一種雙向CLLC諧振變換器拓?fù)?，該變換器與DBSRC變換器類似，由一次側(cè)H橋、二次側(cè)H橋以及中間的高頻諧振回路組成，區(qū)別在于在CLLC變換器輸出側(cè)交流回路增加了一組諧振支路。CLLC變換器可采用脈寬調(diào)制（pulse width modulation，PWM）、調(diào)頻控制，其中PWM調(diào)制易于實施，但其調(diào)壓范圍有限；調(diào)頻控制瞬態(tài)性能好，但其穩(wěn)態(tài)精度不足。CLLC也可采用與DAB、DBSRC類似的移相控制，通過控制一次側(cè)與二次側(cè)橋臂中點電壓相位差來進(jìn)行功率的雙向傳輸，采用移相控制可使CLLC變換器具有更好的動態(tài)特性且易于實現(xiàn)軟開關(guān)，本文基于移相控制對故障特性進(jìn)行分析。

將二次側(cè)諧振支路歸算到一次側(cè)，如圖2所示，得到的等效電路與DBSRC相同，因而兩者具有相同的功率輸出特性，利用基波分析法對其穩(wěn)態(tài)輸出特性進(jìn)行分析，忽略死區(qū)、線路等效電阻、變壓器漏感與勵磁電感的影響。定義[vab_f]與[v′cd_f]分別為[vab]與[v′cd]的基波分量；諧振變換器輸入電壓為[V1]，輸出電壓為[V2]；變壓器變比為[n]；[vab_f]超前[v′cd_f]的移相角為[φ]。設(shè)[vab]的初始相位為α。

[vab_f]與[v′cd_f]的相量表達(dá)式分別為：

[Vab_f=22πV1∠α] （1）

[Vcd_f=22πnV2∠（α-φ）] （2）

LC諧振電路阻抗為：

[Zr=ωsLr-1ωsCr∠90°] （3）

式中：[ωs]——角頻率，rad/s；[Cr]——歸算列一次側(cè)的等效諧振電容，F(xiàn)。

在等效電路中：

[Ip=Vab_f-V′cd_fZr] （4）

將式（1）～式（3）代入式（4）中，有：

[Ip=22πZrV1∠α-90°-nV2∠α-90°-φ] （5）

CLLC發(fā)出復(fù)功率為：

[S=V′cd_f×I′p=8π2ωsLr-1ωsCrnV1V2∠90°-φ-n2V22∠90°] （6）

式中：[I′p]———歸算列一次側(cè)的值。

則其在基波分析法下輸出的平均功率為［20］：

[P=8nV1V2π2ωsLr-1ωsCrsinφ] （7）

通過調(diào)整移相角大小即可調(diào)整輸出功率大小與方向。

2 CLLC開路故障特性分析

開關(guān)管開路故障發(fā)生位置的不同，產(chǎn)生的故障特性有所不同，本文以CLLC二次側(cè)開路故障為例進(jìn)行分析，一次側(cè)開路故障分析方法及故障特性與之類似。下文分別對CLLC變換器S5開路故障后的暫態(tài)及穩(wěn)態(tài)特性進(jìn)行分析，二次側(cè)其他開關(guān)管發(fā)生開路故障后的故障特性類似，僅工作波形有所差異。分析中假設(shè)一次側(cè)為輸入側(cè)，二次側(cè)為輸出側(cè)，功率由一次側(cè)向二次側(cè)傳輸。

2.1 暫態(tài)特性分析

圖3為CLLC變換器S5開路故障時的一種暫態(tài)波形，將故障后CLLC第一個開關(guān)周期內(nèi)的換流過程分為6個模態(tài)，具體分析如下。

1）模態(tài)Ⅰ。模態(tài)Ⅰ中電感電流方向為負(fù)，一次側(cè)H橋D1、D4導(dǎo)通續(xù)流，二次側(cè)H橋D6、D7導(dǎo)通續(xù)流，在模態(tài)Ⅰ中功率由二次側(cè)流向一次側(cè)。

2）模態(tài)Ⅱ。模態(tài)Ⅰ切換至模態(tài)Ⅱ時電感電流反向，一次側(cè)S1與S4導(dǎo)通，二次側(cè)由S6與S7導(dǎo)通，此時功率由一次側(cè)流向二次側(cè)。

3）模態(tài)Ⅲ。模態(tài)Ⅲ中一次側(cè)仍由S1、S4導(dǎo)通續(xù)流，電感電流方向為正，二次側(cè)S6、S7關(guān)斷，換流至D5、D8，模態(tài)Ⅲ中功率仍由一次側(cè)流向二次側(cè)。

4）模態(tài)Ⅳ。模態(tài)Ⅳ中S1、S4關(guān)斷，由D2、D3導(dǎo)通續(xù)流，二次側(cè)由D5、D8導(dǎo)通，此時功率由二次側(cè)流向一次側(cè)，前4個模態(tài)中S5開路故障未對換流造成影響。

5）模態(tài)Ⅴ。模態(tài)Ⅳ切換到模態(tài)Ⅴ時，電感電流反向，一次側(cè)S2、S3導(dǎo)通，二次側(cè)應(yīng)由S5、S8導(dǎo)通，由于S5開路故障，由S8與D6導(dǎo)通，此時S8、D6、諧振支路與變壓器構(gòu)成閉合回路，一次側(cè)功率無法傳輸?shù)蕉蝹?cè)，二次側(cè)兩橋臂中點電壓差為零。

6）模態(tài)Ⅵ。模態(tài)Ⅵ中S8關(guān)斷，二次側(cè)H橋由D6、D7導(dǎo)通續(xù)流，一次側(cè)由S2、S3導(dǎo)通，功率由一次側(cè)流向二次側(cè)，二次側(cè)負(fù)載重新接入電路。

分析S5開路故障后的暫態(tài)波形與換流過程發(fā)現(xiàn)，模態(tài)Ⅴ中出現(xiàn)負(fù)載與主電路隔離開的情況，在該模態(tài)中一次側(cè)無法向二次側(cè)傳輸功率，其他模態(tài)中仍能實現(xiàn)功率傳輸，故障后CLLC并不會立即停止工作，會逐漸由暫態(tài)向新的穩(wěn)態(tài)過渡。

2.2 穩(wěn)態(tài)特性分析

2.2.1 故障后的4種故障模式分析與建模

CLLC變換器由故障后的暫態(tài)過程進(jìn)入穩(wěn)態(tài)后，根據(jù)[v′cd]波形、諧振電流[ip]相位以及移相角的超前與滯后等特征，可將故障后的工作狀態(tài)分為4種故障模式（如圖4所示），具體處于何種模式與變換器當(dāng)前的電壓增益及負(fù)載有關(guān)。

1）故障模式1。圖4a為故障模式1工作原理波形，定義諧振電流[ip]正方向為從S1、S2橋臂中點流向S3、S4橋臂中點，[δ]為諧振電流[ip]在[v′cd]正半周期的過零點，[vc]為變壓器兩側(cè)諧振電容電壓之和。前半周期中[ip]先小于零，后大于零，[ip]小于零時由于S5開路，電流經(jīng)S8、D6續(xù)流導(dǎo)通，此時[v′cd]電壓為零。在δ角度時[ip]方向由負(fù)轉(zhuǎn)正，D5、D8導(dǎo)通續(xù)流，[v′cd]電壓為輸出側(cè)支撐電容電壓。

2）故障模式2。如圖4b所示，模式2中[vab]超前[v′cd]，移相角[φ]介于0～[δ]之間，由于S5開路，[v′cd]在模態(tài)Ⅱ中電壓為零。

3）故障模式3。故障模式3的工作原理波形如圖4c所示，在模式3與模式4中，δ為諧振電流[ip]由正轉(zhuǎn)負(fù)的過零點。模式3中[δgt;p]，在δ角度時，由于S5開路，電流經(jīng)S8、D6續(xù)流導(dǎo)通，模態(tài)Ⅴ中[v′cd]電壓為零。

4）故障模式4。故障模式4的工作原理波形與模式3類似，但在模式4中[δlt;p]。由于S5開路，模態(tài)Ⅲ、Ⅳ中[v′cd]電壓為零。

不同模式下工作原理波形相似，但波形與換流路徑不同，無法建立統(tǒng)一的數(shù)學(xué)模型，下文以模式3為例利用模態(tài)分析法建立時域模型。模態(tài)Ⅰ與模態(tài)Ⅱ滿足以下二階微分方程：

[V1+V'2=vc+Lrdipdt=vc+LrCrd2vcdt2] （8）

式中：[V1]與[V'2]——[vab]與[v'cd]的幅值。

求解上述微分方程得：

[vc（t）=vc（0）-V1-V'2cosωstF+ip（0）ZrsinωstF+V1+V'2] （9）

[ip（t）=-vc（0）+V1+V'2ZrsinωstF+ip（0）cosωstF] （10）

模態(tài)Ⅲ下滿足以下二階微分方程：

[V1-V'2=vc+LrCrd2vcdt2] （11）

解得：

[vc（t）=vcφωs-V1+V'2cosωst-φF+ipφωsZrsinωst-φF+V1-V'2] （12）

[ip（t）=-vcφωs+V1-V'2Zrsinωst-φF+ipφωscosωst-φF] （13）

其他模態(tài)分析方法相同，此處不再贅述。根據(jù)波形的周期性及特點有以下穩(wěn)態(tài)條件：

[ip（0）=ip2πωsvc（0）=vc2πωsipδωs=0] （14）

將各模態(tài)微分方程的解代入式（14）聯(lián)立求解，可確定一個三元函數(shù)：

[HM， δ， φ=0] （15）

式中：M——電壓增益。

將后級等效為電阻負(fù)載，則在模式3下的輸出功率為：

[P=V22n2Rload] （16）

[P=2V1fsCrvcπωs-vc（0）] （17）

聯(lián)立式（16）、式（17）確定另一個三元函數(shù)：

[GM， δ， φ=0] （18）

式（15）、式（18）可共同確定CLLC在模式3的運(yùn)行狀態(tài)。選取一組參數(shù)用于定量分析：

[Cr=0.55 μFLr=30 μFRload=12 Ωfs=51000 Hzn=1] （19）

式中：[Rload]——輸出側(cè)的等效負(fù)載電阻，[Ω]；[fs]——開關(guān)頻率，Hz。

利用4種故障模式的時域模型及邊界條件可得故障模式分布如圖5所示，根據(jù)負(fù)載水平及電壓增益可確定CLLC故障后的工作模式。

2.2.2 電壓增益與電流、電壓應(yīng)力分析

CLLC與DBSRC拓?fù)漕愃疲饕町愒谟谥C振電容置于單側(cè)或置于兩側(cè)。CLLC變換器與DBSRC變換器在發(fā)生輸入側(cè)開關(guān)管開路故障后，諧振電流將無法流過故障管，此時諧振電流將通過與故障管同一橋臂正常開關(guān)管的反并聯(lián)二極管續(xù)流，表現(xiàn)在電壓波形上為輸入側(cè)交流電壓[vab]出現(xiàn)零電平，電壓增益、負(fù)載水平的不同影響零電平階段的大小及出現(xiàn)的位置。同一參數(shù)下兩者輸入側(cè)故障特性相同，由于CLLC變換器諧振電容兩側(cè)布置，其單側(cè)電容電壓較DBSRC降低一半。發(fā)生輸出側(cè)故障時，DBSRC變換器在故障瞬間會出現(xiàn)于輸入側(cè)故障相類似的零電平階段，但由于輸出側(cè)H橋回路不存在諧振電容，在故障后由于電路的不對稱運(yùn)行，輸出側(cè)諧振電流將積累一定的直流偏置，到達(dá)穩(wěn)態(tài)后在[v′cd]的正半周期僅由二極管導(dǎo)通續(xù)流，零電平階段逐漸消失，而CLLC諧振變換器由于兩側(cè)均有諧振電容遏制了直流偏置的產(chǎn)生，從而使其故障特性與輸入側(cè)故障類似。本節(jié)對CLLC與DBSRC發(fā)生開關(guān)管開路故障后的電壓增益與電流、電壓應(yīng)力進(jìn)行對比分析。

1）電壓增益。圖6對比了CLLC變換器與DBSRC變換器不同部位發(fā)生開路故障時的電壓增益情況。如圖6所示，輸入側(cè)故障后CLLC變換器與DBSRC變換器功率傳輸能力都會大幅下降，發(fā)生輸出側(cè)故障時，由于DBSRC諧振電流的直流偏置使得零電平階段消失，其功率傳輸能力與正常模式一致，而CLLC變換器在發(fā)生輸出側(cè)故障時功率傳輸能力有所降低，但高于輸入側(cè)故障時的功率傳輸能力。正常模式電壓增益曲線與CLLC輸出側(cè)故障電壓增益曲線有一交點，在該交點處CLLC變換器輸出側(cè)H橋完全由二極管導(dǎo)通，不存在零電平階段，故障前后波形完全一致。

2）電流、電壓應(yīng)力。表1匯總了CLLC變換器輸出側(cè)故障時電流、電壓應(yīng)力最大值，其中[φmax_VI、φmax_II]分別為模態(tài)Ⅵ、模態(tài)Ⅱ中諧振電流取得極大值或極小值時的相位。圖7對比了CLLC變換器與DBSRC變換器不同部位發(fā)生開路故障時的電流、電壓應(yīng)力最大值情況，利用輸入電壓進(jìn)行標(biāo)幺。在電壓增益較低時，DBSRC、CLLC輸入側(cè)故障時的電流、電壓應(yīng)力小于其他故障情況，隨著電壓增益的進(jìn)一步提高，將逐漸高于其他故障情況。DBSRC輸出側(cè)故障時的電流應(yīng)力由于直流偏置，在電壓增益提高時將迅速提高，遠(yuǎn)高于CLLC變換器輸出側(cè)開路故障及正常模式下的電流應(yīng)力，而電容應(yīng)力

則與正常模式相同。對比CLLC變換器輸出側(cè)開路故障與正常模式下的電流、電壓應(yīng)力可發(fā)現(xiàn)，兩者差距不大，因此在考慮電流應(yīng)力的情況下，在發(fā)生輸出側(cè)開路故障后，CLLC變換器的功率傳輸能力實際高于DBSRC變換器。

3 仿真驗證

利用PSIM軟件搭建雙向CLLC諧振變換器的仿真模型，對其輸出側(cè)開路故障特性進(jìn)行驗證，仿真參數(shù)如表2所示。目前以碳化硅器件來設(shè)定開關(guān)頻率，其值設(shè)置為約50 kHz，直流母線輸入電壓為750 V，諧振電感及電容的取值根據(jù)諧振特性和品質(zhì)因數(shù)進(jìn)行設(shè)計。CLLC變換器二次側(cè)單管開路故障仿真結(jié)果如圖8所示，故障模式分布理論一致。電流、電壓應(yīng)力、電壓增益理論值與仿真值經(jīng)輸入電壓標(biāo)幺后見表3，仿真值與理論值吻合，誤差較小，驗證了CLLC二次側(cè)開關(guān)管開路故障模型的準(zhǔn)確性。

4 實驗驗證

搭建一臺雙向CLLC諧振變換器樣機(jī)如圖9所示，其拓?fù)浼案黜梾?shù)與圖1及表2一致，由三相PWM整流器為其供電，輸入電壓100 V。

CLLC S5開環(huán)下開路故障后的實驗結(jié)果如圖10所示，通道1～4分別為[vab、vcd、ip、vc1]波形，其中[vc1]為一次側(cè)諧振電容電壓，圖10分別對應(yīng)二次側(cè)S5開路后的模式1～模式4。S5開路故障后[vcd]出現(xiàn)零電平，[ip]與[vc1]失去了半波對稱性，電路處于不對稱運(yùn)行狀態(tài)，且從[vc1]中可觀測到明顯的直流偏置。圖11為閉環(huán)實驗結(jié)果，圖11中通道1～3分別為[vab、vcd]與[ip]，CLLC穩(wěn)定運(yùn)行后封鎖S5觸發(fā)脈沖，從圖11a可發(fā)現(xiàn)，由于故障后工作點位于該正常模式電壓增益與故障模式電壓增益的交點左側(cè)，故障發(fā)生后輸出電壓（[vcd]的幅值）迅速上升，隨后經(jīng)閉環(huán)調(diào)節(jié)恢復(fù)到60 V；圖14b中，故障后工作點位于正常模式的電壓增益曲線與CLLC變換器輸出側(cè)故障的電壓增益曲線的交點右側(cè)，故障發(fā)生后輸出電壓會先掉落，隨后通過電壓閉環(huán)恢復(fù)輸出；圖11c中故障前后波形基本保持一致，通道4為故障標(biāo)志信號，由高拉低時代表故障發(fā)生，CLLC工作在正常模式的電壓增益曲線與二次側(cè)故障的電壓增益曲線的交點附近時，輸出側(cè)H橋在[vcd]正半周由二極管續(xù)流導(dǎo)通，故障前后電流、電壓波形幾乎看不到變化，開關(guān)管開路與否幾乎不影響CLLC的正常工作，且無法通過波形或驅(qū)動板識別出開路故障的發(fā)生。

5 結(jié) 論

本文分析了雙向CLLC諧振變換器發(fā)生開關(guān)管開路故障時的故障特性，并與DBSRC變換器進(jìn)行對比分析，主要結(jié)論如下：

1）CLLC輸出側(cè)故障時，與DBSRC相比，其電壓增益、電流、電壓應(yīng)力特性與正常工作模式更接近。

2）采用移相閉環(huán)控制時，通過電壓閉環(huán)在故障后仍能有效調(diào)整輸出電壓，故障后輸出電壓的動態(tài)過程與負(fù)載及電壓增益有關(guān)。

3）CLLC工作于故障模式2與故障模式3的交點時，二次側(cè)諧振電流完全由二極管導(dǎo)通續(xù)流，二次側(cè)開路故障不影響CLLC的正常運(yùn)行。

4）實際應(yīng)用過程如果更偏重于重量及功率密度可選擇DBSRC變換器，如果考慮故障下輸出功率特性及直流偏置等可靠性可選擇CLLC變換器。

［參考文獻(xiàn)］

［1］ 李碩， 王建華， 李旭楓， 等. 輸入串聯(lián)輸出并聯(lián)中壓直流變壓器阻抗特性及穩(wěn)定性分析［J］. 高電壓技術(shù)， 202""48（1）： 210-220.

LI S， WANG J H， LI X F， et al. Impedance characteristics and stability analysis of input-series output-parallel medium-voltage DC transformer［J］. High voltage engineering， 202""48（1）： 210-220.

［2］ 李帥虎， 劉制， 曹一家. 級聯(lián)變換器改進(jìn)功率平衡控制策略［J］. 高電壓技術(shù)， 202""48（9）： 3465-3473.

LI S H， LIU Z， CAO Y J. Improved power balance control strategy ""for ""cascaded ""converters［J］. ""High ""voltage engineering， 202""48（9）： 3465-3473.

［3］ 李鑫， 朱浩宇， 張微微， 等. 寬范圍輸入下的Buck/Boost-DAB級聯(lián)變換器建模及控制［J］. 太陽能學(xué)報， 202""42（5）： 67-73.

LI X， ZHU H Y， ZHANG W W， et al. Modeling and control of Buck/Boost-DAB cascaded converters with wide range inputs［J］. Acta energiae solaris sinica， 202""42（5）： 67-73.

［4］ 蔡逢煌， 林俊騰， 江加輝， 等. 結(jié)合電流應(yīng)力優(yōu)化的ISOP-DAB變換器電壓均衡控制［J］. 太陽能學(xué)報， 2023， 44（10）： 90-96.

CAI F H， LIN J T， JIANG J H， et al. Voltage balance control of ISOP-DAB converters with current stress optimization［J］. Acta energiae solaris sinica， 2023， 44（10）： 90-96.

［5］ 孫孝峰， 劉飛龍， 申彥峰， 等. 單Buck/Boost集成三端口雙向DC/DC變換器研究［J］. 太陽能學(xué)報， 2016， 37（1）： 24-31.

SUN X F， LIU F L， SHEN Y F， et al. Research on single Buck/Boost-integrated three-port bidirectional DC/DC converter［J］. Acta energiae solaris sinica， 2016， 37（1）： 24-31.

［6］ 楊小康， 李鶴群， 高巧梅， 等. 雙向全橋DC-DC變換器單移相閉環(huán)控制研究［J］. 工礦自動化， 2014， 40（4）： 63-67.

YANG X K， LI H Q， GAO Q M， et al. Research of single phase-shift close-loop control for bi-directional full-bridge DC-DC converter［J］. Industry and mine automation， 2014， 40（4）： 63-67.

［7］ 李善壽， 王浩， 葉偉， 等. 抑制DAB變換器回流功率的雙重移相調(diào)制策略［J］. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制， 202""50（17）： 14-23.

LI S S， WANG H， YE W， et al. Dual phase shift modulation strategy for reactive power suppression of a DAB converter［J］. Power system protection and control， 202""50（17）： 14-23.

［8］ 高宇， 李若愚， 李林柘， 等. 三重移相調(diào)制模式下雙有源變換器的直接功率控制［J］. 電工技術(shù)學(xué)報， 202""37（18）： 4707-4719.

GAO Y， LI R Y， LI L Z， et al. Triple phase shift modulation-based direct power control strategy for a dual active ""bridge ""converter［J］. ""Transactions ""of ""China Electrotechnical Society， 202""37（18）： 4707-4719.

［9］ 廖永福， 林磊， 李傲， 等. 移相串聯(lián)諧振高壓電容器充電電源諧振參數(shù)設(shè)計方法及其電流控制策略［J］. 電工技術(shù)學(xué)報， 2016， 31（16）： 83-92.

LIAO Y F， LIN L， LI A， et al. Resonant parameters design method and current control strategy of phase-shifted series resonant high-voltage capacitor charging power supply［J］. Transactions of China Electrotechnical Society， 2016， 31（16）： 83-92.

［10］ 王子龍， 肖嵐， 趙鵬. 全橋直流變壓器/變換器ISOP組合式系統(tǒng)的研究［J］. 中國電機(jī)工程學(xué)報， 2014， 34（33）： 5819-5826.

WANG Z L， XIAO L， ZHAO P. Researches on combined input-series output-parallel systems composed of full-bridge DC transformers and converters［J］. Proceedings of the CSEE， 2014， 34（33）： 5819-5826.

［11］ JIANG T Y， ZHANG J M， WU X K， et al. A bidirectional LLC resonant converter with automatic forward and backward mode transition［J］. IEEE transactions on power electronics， 2015， 30（2）： 757-770.

［12］ 胡海兵， 王萬寶， 孫文進(jìn)， 等. LLC諧振變換器效率優(yōu)化設(shè)計［J］. 中國電機(jī)工程學(xué)報， 2013， 33（18）： 48-56， 6.

HU H B， WANG W B， SUN W J， et al. Optimal efficiency design of LLC resonant converters［J］. Proceedings of the CSEE， 2013， 33（18）： 48-56， 6.

［13］ LI X D， BHAT A K S. Analysis and design of high-frequency isolated dual-bridge series resonant DC/DC converter［J］. IEEE transactions on power electronics， 2010， 25（4）： 850-862.

［14］ CHEN W， RONG P， LU Z Y. Snubberless bidirectional DC-DC converter with new CLLC resonant tank featuring minimized switching loss［J］. IEEE transactions on industrial electronics， 2010， 57（9）： 3075-3086.

［15］ BAKEER A， CHUB A， VINNIKOV D. Short-circuit fault detection and remedial in full-bridge rectifier of series resonant DC-DC converter based on inductor voltage signature［C］//2020 IEEE 61th International Scientific Conference on Power and Electrical Engineering of Riga Technical University（RTUCON）， Riga， Latvia， 2020： 1-6.

［16］ RIBEIRO E， MARQUES CARDOSO A J， BOCCALETTI C. Fault analysis of dual active bridge converters［C］//IECON 2012 - 38th Annual Conference on IEEE Industrial Electronics Society. Montreal， QC， Canada， 2012： 398-403.

［17］ 趙瑩瑩， 何怡剛， 邢致愷， 等. 基于信息融合與深度殘差收縮網(wǎng)絡(luò)的DAB變換器開路故障診斷方法［J］. 電力自動化設(shè)備， 2023， 43（2）： 112-118.

ZHAO Y Y， HE Y G， XING Z K， et al. Open-circuit fault diagnosis method of DAB converter based on information fusion and DRSN［J］. Electric power automation equipment， 2023， 43（2）： 112-118.

［18］ 張龍港， 康勁松， 郭其一. 基于電感電流的雙有源橋DC/DC變換器的開路故障診斷［J］. 鐵道車輛， 202""59（6）： 25-30， 44.

ZHANG L G， KANG J S， GUO Q Y. An open-circuit fault diagnosis method for dual active bridge DC/DC converters based on inductor current［J］. Rolling stock， 202""59（6）： 25-30， 44.

［19］ CHEN Y， PEI X J， NIE S S， et al. Monitoring and diagnosis for the DC-DC converter using the magnetic near field ""waveform［J］. ""IEEE ""transactions ""on ""industrial electronics， 201""58（5）： 1634-1647.

［20］ 翟小飛， 彭之然， 李配飛， 等. 串聯(lián)諧振變換器IGBT開路故障檢測方法［J］. 海軍工程大學(xué)學(xué)報， 2019， 31（1）： 15-19， 56.

ZHAI X F， PENG Z R， LI P F， et al. IGBT open circuit fault diagnosis method for series resonant converter［J］. Journal of naval university of engineering， 2019， 31（1）： 15-19， 56.

［21］ 孫布衣. 雙向CLLLC諧振變換器功率管開路故障診斷算法研究［D］. 武漢： 華中科技大學(xué)， 2021.

SUN B Y. Research on open-circuit fault diagnosis method of power transistor in bidirectional CLLLC resonant converter［D］. Wuhan： Huazhong University of Science and Technology， 2021.

［22］ 潘羿威， 張承慧， 杜李楊， 等. 直流配電系統(tǒng)SRDAB接口變換器的復(fù)合容錯控制方法［J］. 電力系統(tǒng)自動化， 2018， 42（20）： 130-137.

PAN Y W， ZHANG C H， DU L Y， et al. Control method of hybrid fault tolerant for series resonant dual-active-bridge interfacing converters in DC distribution systems［J］. Automation of electric power systems， 2018， 42（20）： 130-137.

［23］ 武琳， 張燕枝， 李子欣， 等. 一種隔離式雙向全橋DC/DC變換器的控制策略［J］. 電機(jī)與控制學(xué)報， 201""16（12）： 21-27， 35.

WU L， ZHANG Y Z， LI Z X， et al. A control strategy of isolated "bidirectional "full "bridge "DC/DC "converter［J］. Electric machines and control， 201""16（12）： 21-27， 35.

ANALYSIS OF OPEN-CIRCUIT FAULT CHARACTERISTICS OF SWITCHING TUBE OF BIDIRECTIONAL CLLC

RESONANT CONVERTER

Liu Yang"Zhao Lu"Ma Chengyao"3，Yin Zhenhuan"Ma Chi"Dong Kan1

（1. State Key Laboratory for Traction and Control System of EMU and Locomotive，

China Academy of Railway Science Corporation Limited， Beijing 10008""China；

2. Key Laboratory of Power Electronics and Electric Drive Institute of Electrical Engineering Chinese Academy of Sciences，

Beijing 100190， China； 3. University of Chinese Academy of Sciences， Beijing 100049， China）

Abstract：The bidirectional symmetrical CLLC resonant converter has good soft switching characteristics， wide voltage regulation range， high power density， and broad application prospects. Switch tube open circuit fault is a common fault in power electronic converters. In order to study the characteristics of switch tube open circuit fault in bidirectional CLLC resonant converters， the topology and basic principles of CLLC converters are first introduced. The characteristics of six modes of transient characteristics and four modes of steady-state characteristics after switch tube open circuit fault are analyzed， and modal analysis method is used for modeling. On this basis， the voltage gain， resonant current stress， and resonant capacitor voltage stress of the CLLC converter after failure are studied， and the fault characteristics are compared and analyzed with those of the DBSRC converter when the switch tube open circuit fault occurs. This provides a theoretical basis for the selection of the topology structure of the DC-DC converter for on-board auxiliary converters. Finally， the accuracy of fault characteristic analysis was verified through simulation and experiments.

Keywords：bidirectional CLLC resonant converter； switch tube open-circuit fault； resonant current stress； resonant capacitor voltage stress