移相控制三电平双有源全桥直流变换器的软开关特性

金 莉，陈 晨

（1.广东电网有限责任公司电能质量重点实验室（广东电网有限责任公司电力科学研究院），广州 510080；2.华为技术有限公司，深圳 518000）

双有源全桥DAB（dual active bridge）变换器因高功率密度、能够实现电气隔离和功率的双向传输、易于实现软开关等特性，在隔离双向变换领域[1-4]得到了广泛应用。将多电平桥臂引入到传统的DAB变换器中，构成多电平DAB 变换器，增加了控制自由度数量，相同的控制方式下，具有更高的控制灵活性。多电平DAB 变换器更适用于中高压大容量的场合[5-8]，相同功率和电压等级下，可选择性能更优的低电压开关器件，成本低、效率高。

单移相控制通过调节变压器两侧的有源桥输出电压之间的移相角来控制功率的流动，操作简单，且能够实现重载状态下所有开关管的零电压开通，当桥臂电压完全匹配时，可实现所有开关管全功率范围的ZVS（zero voltage switching），但当电压不匹配或在轻载状态下，部分开关管将失去ZVS 特性。ZVS 范围受变压比和负载的限制明显[9-10]，且在非ZVS 工况下会导致效率大幅降低。已有文献中针对DAB 变换器ZVS 的研究主要从2 个方面展开：一是分析软开关过程并ZVS 对讨论死区、开关结电容以及变压器漏感等的影响。文献[11]提出一种双有源半桥变换器，实现了大负载范围内所有主功率器件的ZVS 和整流二极管的ZCS（zero current switching），并求解了使变换器实现ZVS 的死区时间、传输电感以及并联电容的约束条件。文献[12-13]研究了死区对DAB 变换器高频功率转换产生的影响。文献[14]通过分析双重移相控制下各桥臂IGBT（insulated gate bipolar transistor）实现软开关的约束条件，得到了满足软开关条件的高频变压器漏感参数设计方法和死区限制条件。文献[15]详细分析了移相+PWM 控制双Boost 半桥双向变换器各开关管ZVS 开通条件，以及影响开关管实现ZVS 的非理想因素，并给出了特定功率软开关条件下的参数设计方法，获得了最优的变换器性能。二是从控制策略、拓扑优化等方面考虑扩展变换器的ZVS 范围。文献[16]详细分析了DAB 变换器的PWM 控制方式，单侧和双侧有源桥PWM 控制都能够扩展ZVS 范围。文献[17]提出，通过合理配置原副边桥臂电压之间的移相角以及引入特定的调制系数可实现DAB变换器全负载范围内的ZVS。文献[18]提出一种自适应电感结构与变频控制方式，根据输出功率改变辅助移相电感的感值或开关频率来保证轻载时的ZVS。文献[19]通过辅助串联变压器来扩展DAB 变换器ZVS 实现范围。

3L-DAB 变换器控制自由度的复杂性和多样性使得精确分析其功率特性和软开关特性相对困难，并且很少有研究侧重3L-DAB 变换器的性能优化，也没有在整个功率范围内进行ZVS 特性分析。因此，有必要针对不同的调制策略分别研究3L-DAB变换器的ZVS 边界，以进一步实现变换器的高效率和更优性能。本文主要关注ZVS 特性，给出了3L-DAB 的ZVS 工作范围随移相角和变压比变化的详细分析。首先阐述了3L-DAB 变换器的功率传输机理。在此基础上分析了3L-DAB 变换器ZVS 工作范围随移相角和变压比的变化规律。最后通过仿真和实验证明了理论分析的正确性。

1 3L-DAB 变换器移相控制机理

带箝位二极管和飞跨电容的3L-DAB 直流变换器如图1 所示，其中V1和V2分别是输入和输出电压，n 为高频变压器匝数比，Lr是变压器漏感和谐振电感之和。变压器一次侧和二次侧的三电平全桥由开关管Sx1～Sx8（x=1，2），箝位二极管Dcx～Dcy（x=1，5；y=4，8）和飞跨电容Cssx～Cssy（x=1，3；y=2，4）组成。

图1 3L-DAB 变换器主电路Fig.1 Main circuit of 3L-DAB converter

图2 为移相控制3L-DAB 正反向功率传输时的主要工作波形，其中，φ1为同一桥臂外管与内管之间的移相角，φ2为变压器原边和副边对应开关管之间的移相角，并假设φ1≤|φ2|≤π/2。

以图2（a）所示正向传输为例，变换器一个开关周期内的稳态波形可分为8 个工作模态。稳态下变换器一个开关周期的电感电流平均值为0，设t0为开关周期的起始点，根据电流的对称性及基尔霍夫电流定律，求解各时间点的电流分别为

图2 移相控制3L-DAB 变换器的工作波形Fig.2 Operation waveforms of 3L-DAB converter under phase-shift control

当功率正向传输时，移相控制3L-DAB 变换器的平均传输功率定义为

为了简化分析，综合考虑功率的正、反向传输，传输功率标幺值表示为

式中：P 为考虑功率正反向传输时的传输功率；Pbase为3L-DAB 变换器移相控制时的最大传输功率，为变压比，k=nV2/V1。

2 软开关工作范围的确定

2.1 理想情况

以V1侧开关管S14/S15、S13/S16实现ZVS 的开关过程为例进行分析。具体模态如图3 所示。

图3 S14/S15，S13/S16 实现ZVS 的模态Fig.3 Modes of S14/S15 and S13/S16 achieving ZVS

变换器工作于稳态时，飞跨电容上的电压恒定为端口电压的一半。当S11/S18、S12/S17导通时，谐振电感电流正向流过S11/S18、S12/S17，原边桥臂电压vAB=V1。当关断S11/S18时，给Cs11/Cs18充电，同时通过Css1和Css2给Cs14/Cs15放电。Cs11/Cs18上的电压从0开始线性上升，Cs14/Cs15的电压线性下降，如图3（a）所示。当Cs14/Cs15的电压下降到0，Cs11/Cs18的电压上升到V1/2，箝位二极管Dc1/Dc4自然导通，此时vAB=0，如图3（b）所示。若此时再关断S12/S17，给Cs12/Cs17充电，同时通过Css1和Css2给Cs13/Cs16放电。Cs12/Cs17的电压从0 开始线性上升，Cs13/Cs16的电压线性下降，如图3（c）所示。当Cs13/Cs16的电压下降到0，Cs12/Cs17的电压上升到V1/2，反并二极管Cs13/Cs16自然导通，此时vAB=-V1，如图3（d）所示。开关管S14/S15、S13/S16在开通之前对应结电容放电至0，反并二极管先导通，实现了零电压开通，此时电感电流满足如下关系式

同理，S11/S18、S12/S17实现零电压开通的条件是

联立式（3）～式（6），可求得理想工况下所有开关管实现ZVS 的功率范围，即

根据式（7）绘制功率正向传输时所有开关管实现ZVS 的功率标幺值与外移相角比例之间的关系曲线，如图4 所示。其中，=0.1，虚线为变压比为1.0 时的传输功率曲线。可见，整个功率范围被划分为4 部分：无效工作区域、V1侧ZVS、V2侧ZVS 以及双侧ZVS。所谓无效工作区域，是因为给定了分析前提φ1≤|φ2|≤π/2。

图4 理想情况开关管实现ZVS 功率范围Fig.4 Power range for switches achieving ZVS under ideal condition

在理想工况下，原副边电压完全匹配（k=1.0）时，变换器的所有开关管在整个功率范围内均能实现软开关。越大，越小，则实现双侧ZVS 的功率范围越宽。因此，为了使3L-DAB 变换器获得更优的性能，最简单直接的方式就是设计高频变压器的匝数比等于两端口额定电压的比值，即n=V1/V2。当变压比固定时，即可以通过改变移相角来调节实现ZVS 的功率范围。

以上所有ZVS 功率范围计算并未考虑开关结电容、死区、线路寄生参数等的影响。但在实际物理样机中，这些非线性因素是不可避免的。因此，满足式（7）的限制条件并不能保证所有开关管都能可靠实现ZVS。本文以开关结电容为例，分析各参数对实现ZVS 功率范围的影响。

2.2 开关管结电容的影响

为了实现ZVS，必须确保在开关管导通之前，开关管并联结电容上的电压降到0。如图3 所示的开关模态，将电容电压降为0 的过程也是谐振电感与相应电容谐振的过程。为了实现V1侧所有开关管的可靠ZVS，t0时刻存储在Lr中的能量必须大于存储在S11/S18、S14/S15结电容中的能量，t1时刻存储在Lr中的能量必须大于存储在S12/S17、S13/S16结电容中的能量。为了实现V2侧所有开关管的可靠ZVS，t2时刻存储在Lr中的能量必须大于存储在S21/S28、S24/S25结电容中的能量，t3时 刻 存 储 在Lr中的能量必须大于存储在S22/S27、S23/S26结电容中的能量。因此，需满足的能量关系为

式中，Cp和Cs分别为V1侧和V2侧开关的结电容。

联立式（3）～式（6）和式（8），考虑开关管结电容影响时变换器实现全ZVS 的功率范围为

根据式（9），绘制如图5 所示的考虑开关结电容时所有开关管实现ZVS 的功率范围。可见，考虑开关管结电容的影响后，变换器的功率范围不仅包含了图4 中的4 种工作区域，还包含一部分所有开关管均不能实现ZVS 的区域，如图中黑色阴影部分（双侧非ZVS 区域）所示。

图5 考虑开关结电容后所有开关实现ZVS 的功率范围Fig.5 Power ranges for all switches achieving ZVS considering the junction capacitance

进一步说明开关结电容对实现ZVS 功率范围的影响，2 种工况的对比如图6 所示。由图可见，考虑结电容后，上下边界所包围的功率范围变窄。2种工况的主要差异为图中灰色阴影部分，差异的大小取决于内移相角、结电容以及谐振电感的大小。

图6 考虑开关结电容前后实现ZVS 功率范围对比Fig.6 Comparison of power range achieving ZVS with and without considering the junction capacitance

3 仿真与实验验证

为了验证3L-DAB 变换器移相控制方案下软开关特性分析的正确性，搭建Matlab 仿真模型及如图7 所示的物理样机，其硬件参数如表1 所示。

图7 3L-DAB 变换器物理样机Fig.7 Prototype of 3L-DAB converter

表1 主电路参数Tab.1 Parameters of main circuit

图8 给出了不同变压比变换器的稳态波形，其中Vin=800 V，=0.1，=0.2，变换器开环控制。其中图8（a）所示工况为负载R=12 Ω，稳态输出电压1 120 V，变压比k=1.4，对应传输功率标幺值P*=0.6，此时原边桥臂开关管尤其是内管无法实现ZVS，而副边所有开关管实现了ZVS。当k 更大时，原边桥臂外管也将无法实现ZVS。结合图6，仿真结果与理论分析吻合，验证了分析的正确性。同理，图8（b）中k=1.2，原边所有开关管实现了ZVS，且原边内管几乎处于临界ZVS 状态，副边所有开关实现了ZVS；图8（c）中k=0.987，原副边所有开关均实现了ZVS；图8（d）中k=0.75，所有开关都实现了ZVS，但副边桥臂外管处于临界软开关状态，当功率等级或变压比减小时，副边外管硬开关。如果考虑线路中所有寄生参数的影响，软开关范围会进一步变窄。

图8 不同变压比时的软开关特性仿真波形Fig.8 Simulation waveforms of soft-switching characteristics under different values of voltage conversion ratio

不同变压比条件下的开关管软开关特性实验波形如图9 所示。图9（a）为变压比k＞1 时S11、S12、S21、S22的开关波形，其中P*=0.45，外移相角略大于内移相角。外管S11开通前，电感电流-＞0，实际电感电流＜0，S11实现了ZVS。同理，内管S12硬开关、副边桥臂S21/S22也实现了ZVS，与图6 分析的考虑开关结电容后的软开关范围基本吻合。

图9 不同变压比时的软开关特性实验波形Fig.9 Experimental waveforms of soft-switching characteristics under different values of voltage conversion ratio

图9（b）和图9（c）分别为k=1 和k＜1 的主要开关波形。图9（b）中，S11开通之前，电感电流＜0，故S11实现了ZVS，同理，内管S12和副边桥臂S21、S22均实现了ZVS。图9（c）中，S11、S12开通之前，电感电流＜0，故S11、S12实现了ZVS，同理，S21硬开关，S22实现了ZVS。

综上，不同变压比条件下原副边开关管的实验波形基本与图6 考虑结电容后的软开关范围吻合。对比图8 的仿真结果，实际样机中杂散参数等影响因素更多，3L-DAB 变换器所有开关管实现ZVS 的条件更为苛刻。因此，为了实现变换器的高性能，应尽可能使其工作于电压匹配工况。

图10 为Dφ1=0.1 时移相控制下系统效率随输入电压（变压比k）的变化曲线。系统闭环输出电压为100 V，输入电压V1从100 V 逐渐增加至500 V，原副边电压越来越不匹配，变压比k 逐渐减小，相同工况下，实现所有开关管的ZVS 功率范围变窄，系统损耗增加，效率降低。需要指出的是，该效率曲线的测试条件是低电压、轻载，额定工况时相同变压比的系统效率会更高。

图10 系统效率曲线Fig.10 Curve of system efficiency

4 结论

针对移相控制的3L-DAB 变换器，详细推导了所有开关管实现ZVS 的边界条件随移相角比例和变压比的变化规律。理论分析和实验结果表明：

（1）变压比不同、移相角不同，开关管实现ZVS的范围也不相同。

（2）开关管的结电容使得所有开关管实现ZVS的功率范围变窄。具体的影响深度由开关管结电容、谐振电感、移相角等因素共同决定。

（3）实际运行工况中，由于开关结电容的影响，原副边开关管同时存在一个不能实现ZVS 的功率变化区域。

（4）变压比越接近于1，实现软开关的功率范围越宽。实际设计中，应尽可能使变压器匝数比等于端口电压的比值。