本质安全型交错并联磁集成Boost变换器的分析

杨玉岗，祁鳞，吴建鸿，宁浩轩

(辽宁工程技术大学电气与控制工程学院，辽宁葫芦岛125105)

本质安全型交错并联磁集成Boost变换器的分析

杨玉岗，祁鳞，吴建鸿，宁浩轩

(辽宁工程技术大学电气与控制工程学院，辽宁葫芦岛125105)

为了解决普通单相本质安全型开关电源不能同时兼顾电气性能和本质安全(简称本安)性能的矛盾，本文将交错并联磁集成理论引入到本安型开关变换器中，以交错并联磁集成Boost变换器为例，分析其输出本安特性以及内部本安特性，得出其输出本安判据以及内部本安判据;并与普通单相Boost变换器在满足电气性能/本安性能的条件下，比较其本安性能/电气性能，得出交错并联磁集成Boost变换器能够有效提高变换器的电气性能以及本安性能的结论。最后通过实验验证了理论分析的正确性。

电气特性;本安特性;磁集成;输出本安判据;内部本安判据

1 引言

本质安全型开关电源是防爆电源发展的必然趋势［1］。开关变换器是本安型开关电源的核心，因此研究本安型开关电源要从研究开关变换器入手。Boost变换器是常用的开关变换器，应用的范围很广［2-6］。

普通单相Boost变换器存在电气性能(输出纹波电压、输出功率)要求大电感、大电容与本安性能(最大输出短路释放能量、电感分断放电电弧能量)要求小电感、小电容之间的矛盾，将交错并联磁集成技术应用到普通单相Boost变换器中能够同时满足变换器的电气性能和本安性能，从而解决上述矛盾。

文献［3］主要分析了普通单相Boost变换器各个工作模式的纹波电压，指出了纹波电压与电感的关系，但对变换器内部本安特性并未提及。文献［4］主要分析了交错并联磁集成开关变换器的输出本安特性，指出与普通单相Boost变换器相比，该开关变换器能有效地降低输出纹波电压，但全文是在满足本安性能的条件下对电气性能进行比较，并未对本安性能进行实质性的分析。本文在此基础上，从能量的角度出发，分别分析了交错并联磁集成Boost变换器的输出本安特性和内部本安特性，并与普通单相Boost变换器进行对比，最终得出交错并联磁集成Boost变换器的优越性。

2 交错并联磁集成Boost变换器参数分析

2.1 等效电气电感与等效本安电感

交错并联磁集成Boost变换器的拓扑结构如图1(a)所示，其工作模态以及处于该模态时加在电感上的电压如图1(b)所示。图1中，输入电压Vi，输出电压Vo(令Va=Vi，Vb=Vi－Vo)，L1、L2分别为两相电感绕组的自感，设两相耦合电感对称(L1=L2= L)，且两电感是反向耦合的，互感为M，耦合系数的范围为－1≤k≤0(k=M/L)，开关管的频率为f，占空比为D，负载电阻为RL，输出滤波电容为C。

根据电路稳态工作时一个周期内电感伏秒法则，可得模态Ⅰ的等效电感为

式中，D'=1－D。该等效电感主要影响着本安型开关变换器的电感电流纹波及输出纹波电压，可定义此等效电感为等效电气电感。

同理，可得模态Ⅱ的等效电感为该等效电感的影响为:当交错并联磁集成Boost变换器其中一个通道的电感L1分断时，电感L1的互感能量能通过耦合作用传递到L2上，此时分断处仅有L1的漏感提供能量，该能量影响着变换器的电感分断放电电弧能量，可定义此等效电感(漏感)为等效本安电感。

图1 交错并联磁集成Boost变换器拓扑结构及工作模态Fig.1Topology and control scheme of interleaving magnetic Boost converter

当满足－D/D'＜k＜0时，可保证Leg1＞L;由于反向耦合，Leg2=L+M＜L显然成立，即

从式(3)可知，等效电气电感Leg1比普通单相时的电感L要大，故可以减小变换器的电感电流纹波以及输出纹波电压，从而减小输出滤波电容;等效本安电感Leg2比普通单相时的电感L要小，可以减小电感分断放电电弧能量，故将交错并联磁集成技术应用在开关变换器中，能同时满足变换器的电气性能和本安性能的要求。

2.2 临界自感及工作区域

根据参考文献［5］可知，交错并联磁集成Boost变换器的输入电流最小值IL为

式中，Io为输出电流平均值。

根据输入电流的最小值是否为零，可得工作于连续导电模式CCM与非连续导电模式DCM的交错并联磁集成Boost变换器的临界自感LC为

设交错并联磁集成Boost变换器的输入电压为［Vi，min，Vi，max］，负载电阻为［RL，min，RL，max］，在RL-Vi平面上开关变换器的整个动态范围对应着一个矩形，根据临界自感LC的公式，选择不同的RL与Vi的值，可以画出不同的临界自感曲线，如图2所示。由文献［6］可知，当电感L不同，交错并联磁集成Boost变换器在其工作的动态范围内会有不同的工作模式。然而，要得到使变换器满足输出本安特性和输出纹波电压指标的要求，一般将耦合电感的自感设计在LCP＜L＜LCQ的范围内。使变换器在输出功率较大时工作在CCM模式，输出功率较小时工作在DCM模式，P、Q所对应的CCM和DCM的临界自感LCP、LCQ为

图2 RL-Vi上展示CCM/DCM分界Fig.2CCM and DCM region on RL-Viplane

2.3 最大电感电流及输出纹波电压

在CCM模式下，交错并联磁集成Boost变换器的最大输入电流Ip为

在CCM模式下，交错并联磁集成Boost变换器的输出纹波电压可近似表示为

普通单相Boost变换器的输出纹波电压为［6］

3 变换器输出本安特性的分析与判断

当输出短路时(SK2导通)，假设短路保护电路可以在很短的时间Δt内将开关管Q1、Q2导通，并将隔离开关SK1断开，电感的能量将通过开关管Q1、Q2和二极管D3释放，因此在输出短路后，仅在Δt时间内，电源和耦合电感才有可能向输出短路处转移能量。

在发生输出短路时，若有一个开关处于导通状态，则电源和该相的电感不能向短路处转移能量，输入电流的变化由原来的上升趋势继续上升;若发生输出短路时，两个开关均处于关断状态，电源和电感将共同向短路处转移能量，输入电流将由原来的下降趋势转为上升趋势。显然，当仅有一个开关导通向两个开关同时关断转换的瞬间发生短路时，情况最为严重，此时输入电流已达到稳态的最大值IP，故流过电感的最大电流为

交错并联磁集成Boost变换器的最大输出短路释放能量Wmax为

式中，TC为火花放电维持时间;VH为输出短路放电期间火花放电电压的平均值，并设其在Δt内保持不变;WSL，max为输出短路时耦合电感和电源共同转移的最大能量。将式(7)代入式(11)，得

普通单相Boost变换器的最大输出短路释放能量W'max为［6］

对交错并联磁集成Boost变换器的输出本安特性进行判断，输出电路属于容性电路，根据容性电路最小点燃电压曲线［2］，对于给定的电压UB，在曲线上可以查到对应的最小点燃电容CB，从能量的角度可得该电容的短路释放能量WB为

由文献［5］可知，如果变换器的输出电压为Vo，为使变换器满足输出本安特性，需要考虑一定的安全系数K1(取1～2)，即对应的电压UB为

根据变换器的最大输出短路释放能量Wmax，可得出开关变换器的输出短路等效电容Ce，即

这样就可以采用容性电路最小点燃电压曲线判断变换器的输出本安特性，得出变换器满足输出本安特性的条件为

4 变换器内部本安特性的分析与判断

由交错并联磁集成Boost变换器可知，当A点分断(B点与A点类似)发生在开关管Q1由导通转换为关断的瞬间时，由于此时变换器的单相电感电流最大，故产生的电感分断放电电弧能量也最大。根据等效电阻法得出开关变换器电感分断放电电弧持续的时间TL，由于交错并联磁集成Boost变换器其中一个通道发生分断时，电容两端的电压变化量ΔU很小(可忽略其影响)，故开关变换器的电感分断放电电弧能量WA可近似表示为电源提供的能量WS与耦合电感存储的能量WL之和，即

电源提供的能量可表示为

式中，I1P为通道1电感电流i1的最大值，即

考虑到一个通道分断时，电感L1存储的能量仅为其漏感能量，则分断时耦合电感存储的能量为

故交错并联磁集成Boost变换器电感分断放电电弧能量WA为

对交错并联磁集成Boost变换器进行内部本安特性判断，考虑到等效电路属于感性电路，根据I类电感电路临界点燃曲线［2］可得，对于一个给定的电感L，在曲线上可以查到对应的最小点燃电流为IC，则临界点燃等效电弧能量为［6］

5 实验验证

5.1 参数设定

对应用于Ⅰ类环境的两种Boost变换器进行设计。具体参数为:输入电压Vi=8V，输出电压Vo= 10V，输出纹波电压VPP=2%Vo，开关频率f= 110kHz，占空比D=0.2，输出滤波电容C=12μF，两相耦合电感L1=L2=L=54μH(LCP＜L＜LCQ)，耦合系数k=－0.26，负载电阻RL=RL，min～180Ω。

5.2 输出纹波电压和输出本安特性的比较

5.2.1 输出纹波电压的比较

在满足输出本安特性的条件下，对两种变换器的输出纹波电压进行比较。

短路保护响应时间Δt为3μs，火花放电维持时间TC=60μs，火花放电电压的平均值VH=9V。取K1=2且输出电压Vo=10V时，则UB=2×10= 20V，根据参考文献［2］容性电路最小点燃电压曲线可知，对应的电容CB=26μF。若负载电阻RL= 80Ω，其他参数同5.1节，经计算，两种变换器的输出短路等效电容近似相等且值为Ce=11μF，故Ce＜CB，两种变换器均满足输出本安特性的要求，其输出纹波电压的实验波形如图3所示。可以看出，交错并联磁集成Boost变换器的输出纹波电压(VPP＜200mV)满足规定的要求，与普通单相Boost变换器相比，其输出纹波电压更小。

5.2.2 输出本安特性(最大输出短路释放能量)的比较

在满足输出纹波电压要求且输出纹波电压相等时，比较两种变换器的最大输出短路释放能量。

图3 两种变换器的输出纹波电压实验波形Fig.3Output voltage ripple of two kinds of converters

令输出纹波电压相等，考虑到式(8)与式(9)，若普通单相Boost变换器的输出滤波电容C1= 12μF，则交错并联磁集成Boost变换器的输出滤波电容可取C2=8μF，当其他参数同5.1节时，经计算，交错并联磁集成Boost变换器的最大输出短路释放能量(Wmax=375mJ)小于普通单相Boost变换器的最大输出短路释放能量(W'max=557mJ)。两种变换器的输出短路放电电流、电压的实验波形如图4所示，由图4中可以看出交错并联磁集成Boost变换器输出短路时的放电电流与电压的持续时间要比普通单相Boost变换器的持续时间短，这成为影响变换器最大输出短路释放能量大小的重要因素。

图4 两种变换器的输出短路放电电流和电压的实验波形Fig.4Output short-circuit discharge current and voltage’s experimental waveform of two kinds of converters

5.3 输出功率和内部本安特性的比较

5.3.1 输出功率的比较

在满足内部本安特性条件下，对两种变换器的输出功率进行比较。

由文献［6］可知普通单相Boost变换器的电感分断放电电弧能量为

由电感电路临界点燃曲线［2］查得L=54μH时，IC=5A，设电弧持续时间TL=100μs，设电容两端的电压变化量ΔU=4V，最小建弧电压VA，min=10V，由式(23)可得临界点燃等效电弧能量(WC= 0.791mJ)，在满足内部本安特性的条件下(KWA＜WC)，其他参数同5.1节，计算得出两种变换器的输出功率Po与电感分断放电电弧能量的关系，如图5所示。可见两种Boost变换器的输出功率均随着电感分断放电电弧能量的增大而增大，且在相同的电感分断放电电弧能量时，与普通单相Boost变换器相比，交错并联磁集成Boost变换器的输出功率得到成倍提高。

图5 两种变换器输出功率与电感分断放电电弧能量的关系Fig.5Relation between output power and arc discharge energy of two kinds of converters

5.3.2 内部本安特性(电感分断放电电弧能量)的比较

在输出功率相等的情况下，比较两种变换器的电感分断放电电弧能量。

两种变换器在输出功率相等时，若负载电阻RL=17Ω，其他参数同5.1节，经计算，交错并联磁集成Boost变换器的电感分断放电电弧能量(WA=101mJ)小于普通单相Boost变换器的电感分断放电电弧能量(W'A=368mJ)，两种变换器的电感分断放电电流的实验波形如图6(a)、6(b)所示，两种变换器的电感分断放电电压的实验波形如图6(c)、6(d)所示。比较图6(a)、6(b)可以看出交错并联磁集成Boost变换器的电感分断放电电流比普通单相Boost变换器的电感分断放电电流小，这最终影响了变换器的电感分断放电电弧能量的大小。

图6 两种变换器的电感分断放电电流和电压的实验波形Fig.6Inductor break current voltage’s experimental waveform of two kinds of converters

6 结论

本文分析了交错并联磁集成Boost变换器的等效电气电感及等效本安电感，得出了交错并联磁集成Boost变换器能同时兼顾变换器的电气性能及本安性能的结论。分析了变换器的输出本安特性和内部本安特性，与普通单相Boost变换器相比，一方面，在满足本安性能的基础上，提高了变换器的电气性能;另一方面，在相同的电气性能下，提高了变换器的本安性能。综上所述，采用交错并联磁集成技术，对本质安全型开关变换器的设计具有重要的指导意义。

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［2］GB 3846.4-2000.中国强制性国家标准汇编，电工卷(China compulsory state standard compilation，Electrician)［S］.北京:中国标准出版社(Beijing:China Standards Press)，2003.

［3］刘树林，刘健，杨银玲，等(Liu Shulin，Liu Jian，Yang Yinling，et al.).Boost变换器的能量传输模式及输出纹波电压分析(Energy transmission modes and output ripple voltage of Boost converters)［J］.中国电机工程学报(Proceedings of the CSEE)，2006，26 (5):119-124.

(，cont.on p.40)(，cont.from p.18)

［4］杨玉岗，李娜(Yang Yugang，Li Na).交错并联磁集成Buck变换器的本安特性研究(Research on essential safety performance for interleaving magnetics Buck converter)［J］.电工电能新技术(Advanced Technology of Electrical Engineering and Energy)，2011，30(4): 8-12.

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Research on intrinsic safety for interleaving magnetic Boost converter

YANG Yu-gang，QI Lin，WU Jian-hong，NING Hao-xuan
(Faculty of Electrical and Control Engineering of Liaoning Technical University，Huludao 125105，China)

In order to solve the problem that traditional single-channel intrinsic safety switching converter can not satisfy the electrical characteristics and the intrinsic safety characteristics at the same time，the interleaving magnetic integrated theory is introduced into the intrinsic safety switching converter in this paper.Take the interleaving magnetic integrated Boost converter as an example，by analyzing the output intrinsic safety characteristics and the inner-intrinsic safety characteristics of the converter，the output intrinsic safety criterion and the inner-intrinsic safety criterion can be obtained.Comparing its intrinsic safety characteristics and the electrical characteristics with the traditional single-channel Boost converter under the condition of meeting the requirements of the electrical characteristics and the intrinsic safety characteristics，it concludes that the interleaving magnetic integrated Boost converter can improve the electrical characteristics and the intrinsic safety characteristics effectively.Finally，the theory is verified by the experimental results.

electrical characteristics;intrinsic safety characteristics;magnetic integration;output intrinsic safety criterion;inner-intrinsic safety criterion

TM46

A

1003-3076(2014)09-0014-05

2013-01-24

国家自然科学基金(51177067)、教育部留学回国人员科研启动基金(2009-1341)、辽宁省自然科学基金(20102092)资助项目

杨玉岗(1967-)，男，内蒙古籍，教授/博导，研究领域为电力电子技术及高频磁集成技术;祁鳞(1985-)，女(满族)，辽宁籍，硕士研究生，主要研究方向为本安电源。