基于GaN的高頻Boost變換器優(yōu)化設(shè)計(jì)

王忠杰 王議鋒 陳 慶 陳 博 王 浩

基于GaN的高頻Boost變換器優(yōu)化設(shè)計(jì)

王忠杰1王議鋒1陳 慶2陳 博1王 浩3

（1. 天津大學(xué)智能電網(wǎng)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 天津 300072 2. 國(guó)網(wǎng)江蘇省電力有限公司 南京 211000 3. 天津工業(yè)大學(xué)電工電能新技術(shù)天津市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 天津 300387）

該文圍繞同步整流型Boost拓?fù)湫侍嵘@一關(guān)鍵問(wèn)題展開研究。作為Boost變換器三種工作模式之一，臨界導(dǎo)通模式（BCM）下的Boost變換器可以實(shí)現(xiàn)主功率開關(guān)的零電壓開通或谷底開通以及續(xù)流管的零電流關(guān)斷，有助于提升變換器效率。此外，采用同步整流技術(shù)可進(jìn)一步減小傳統(tǒng)續(xù)流二極管的導(dǎo)通損耗。該文從BCM下的參數(shù)設(shè)計(jì)出發(fā)，重點(diǎn)研究變換器的死區(qū)時(shí)間配置方法。該方法理論上減小了內(nèi)部體二極管的導(dǎo)通損耗，在輸出電流較大的情況下，有助于進(jìn)一步提升變換器效率。此外，還總結(jié)Boost變換器的主要損耗計(jì)算方法。最后，利用GaN功率開關(guān)器件，搭建一臺(tái)額定功率為500W的實(shí)驗(yàn)樣機(jī)，其峰值效率達(dá)到了98%，功率密度達(dá)到了96W/in3（1in3=1.638 71×10-5m3）。實(shí)現(xiàn)了高效、高功率密度的設(shè)計(jì)目標(biāo)，驗(yàn)證了理論分析的正確性。

Boost變換器 同步整流 死區(qū)配置 效率

0 引言

隨著電力電子技術(shù)的不斷發(fā)展，對(duì)電力電子裝備的高效、高功率密度的應(yīng)用需求不斷提高。為了同時(shí)滿足這些需求，各國(guó)學(xué)者開始向高頻領(lǐng)域進(jìn)行探索，并試圖在改進(jìn)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)、控制算法、磁集成技術(shù)及應(yīng)用新型寬禁帶器件等研究領(lǐng)域?qū)で笸黄啤Ｔ趯捊麕骷?，與傳統(tǒng)硅器件相比，氮化鎵（Gallium Nitride, GaN）器件憑借其較低的通態(tài)電阻以及更快的開關(guān)速度等優(yōu)越性能[1]，可以實(shí)現(xiàn)高頻、高效、高功率密度的技術(shù)要求，為實(shí)現(xiàn)變換器高頻小型化提供了可能。

在此技術(shù)背景下，傳統(tǒng)變換器拓?fù)涓哳l化具有重要的研究?jī)r(jià)值[2]。Boost變換器由于拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、可靠性較高，在航空航天、新能源發(fā)電和綠色照明等領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用。但其高頻化也給變換器整體效率帶來(lái)了負(fù)面影響。

Boost變換器有三種工作模式：電流連續(xù)導(dǎo)通模式（Continuous Conduction Mode, CCM）、電流臨界導(dǎo)通模式（Boundary Conduction Mode, BCM）和電流斷續(xù)導(dǎo)通模式（Discontinuous Conduction Mode, DCM）[3-5]。相比于CCM和DCM，BCM Boost變換器在中小功率場(chǎng)合具有較大的應(yīng)用價(jià)值[6]，其主要優(yōu)勢(shì)有：①可實(shí)現(xiàn)主功率開關(guān)的零電壓開通（Zero Voltage Switch, ZVS）或谷底開通（Valley Switch, VS）與續(xù)流二極管的零電流關(guān)斷（Zero Current Switch, ZCS），可有效降低器件的開關(guān)損耗[7-9]；②采用峰值電流模式（Peak Current Mode, PCM）控制或恒導(dǎo)通時(shí)間（Constant On-Time, COT）控制，控制環(huán)路簡(jiǎn)單、易于實(shí)現(xiàn)[10-11]。

值得注意的是，由于高頻采用GaN開關(guān)器件，存在反向?qū)▔航递^大的問(wèn)題，幾乎達(dá)到普通硅管的兩倍，在流通電流較大的情況下，GaN的反向?qū)〒p耗將嚴(yán)重影響變換器的整體效率與性能。為進(jìn)一步優(yōu)化高頻條件下的變換器效率，通常采用同步整流技術(shù)來(lái)代替?zhèn)鹘y(tǒng)續(xù)流二極管。但是，傳統(tǒng)的同步整流方法通常利用開關(guān)管內(nèi)部體二極管的續(xù)流鉗位過(guò)程來(lái)實(shí)現(xiàn)軟開關(guān)，死區(qū)時(shí)間設(shè)置較為保守，無(wú)法充分發(fā)揮拓?fù)浼伴_關(guān)管的潛力。對(duì)于同步整流型Boost變換器，死區(qū)時(shí)間的精確配置將影響到變換器的工作效率。如何精確配置死區(qū)時(shí)間，最大化變換器的運(yùn)行效率是一個(gè)尚待深入研究的問(wèn)題。

本文主要基于BCM下的Boost變換器進(jìn)行研究，首先對(duì)主要功率器件的參數(shù)設(shè)計(jì)進(jìn)行了理論分析，提出一種通過(guò)調(diào)節(jié)變換器的工作頻率來(lái)保持BCM的控制方法。此外，為進(jìn)一步提升變換器整體工作效率，基于GaN器件在500kHz高頻場(chǎng)景下，用同步整流的控制方法代替?zhèn)鹘y(tǒng)GaN開關(guān)管反向續(xù)流模式，從理論層面上對(duì)兩個(gè)功率開關(guān)的死區(qū)配置時(shí)間進(jìn)行深入研究，并結(jié)合變換器的具體工作模態(tài)，對(duì)死區(qū)具體時(shí)間設(shè)置進(jìn)行優(yōu)化。該優(yōu)化方法可以極大地抑制GaN功率開關(guān)器件的反向?qū)〒p耗。這對(duì)GaN功率開關(guān)而言具有重要意義，特別是在輸出電流較大的情況下。最后，本文對(duì)高頻條件下整個(gè)變換器的主要損耗進(jìn)行了理論分析并基于GaN功率開關(guān)器件，搭建了一臺(tái)額定功率為500W的實(shí)驗(yàn)樣機(jī)進(jìn)行了相關(guān)實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了BCM維持控制和死區(qū)配置的可行性與理論分析的準(zhǔn)確性。最終，變換器峰值效率達(dá)到了98%，功率密度達(dá)到了96W/in3（1in3=1.63871×10-5m3），實(shí)現(xiàn)了高效、高功率密度的設(shè)計(jì)目標(biāo)。

1 Boost臨界導(dǎo)通模式參數(shù)設(shè)計(jì)

圖1所示為同步整流型Boost變換器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，主要包括功率電感、主功率開關(guān)Q1、續(xù)流開關(guān)Q2、輸入輸出電容in和o等。BCM下的參數(shù)設(shè)計(jì)主要包括功率電感設(shè)計(jì)、功率開關(guān)管設(shè)計(jì)及輸出濾波電容設(shè)計(jì)等，接下來(lái)將逐一對(duì)其進(jìn)行詳細(xì)分析。

圖1 同步整流型Boost變換器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

1.1 功率電感設(shè)計(jì)

圖2所示為BCM下的電感電流波形，其電流平均值為

圖2 BCM下電感電流波形

根據(jù)電感的伏秒平衡原理，有

式中，in為輸入電壓；o為輸出電壓；on為Q1的導(dǎo)通時(shí)間；off為Q2的導(dǎo)通時(shí)間。則有

式中，為導(dǎo)通占空比；為開關(guān)周期。

在Boost變換器中，流經(jīng)電感的電流即為輸入電流，輸出端的邊界平均電流為

其中

當(dāng)輸出電流大于臨界電流時(shí)，即

此時(shí)，Boost變換器將工作在BCM。

1.2 功率開關(guān)管設(shè)計(jì)

主功率開關(guān)Q1及同步整流開關(guān)Q2的選擇主要考慮其所能承受的電壓以及電流額定值，在此基礎(chǔ)上盡量選擇導(dǎo)通電阻較小的型號(hào)來(lái)減小其導(dǎo)通損耗。

當(dāng)Q1關(guān)斷、Q2導(dǎo)通時(shí)，Q1漏源極承受的最大電壓為o；當(dāng)Q1導(dǎo)通、Q2關(guān)斷時(shí)，同步整流管Q2漏源極承受的最大電壓也是o。由圖2的電感電流波形可知

1.3 輸出濾波電容設(shè)計(jì)

輸出端電壓o含有脈動(dòng)分量[12]，根據(jù)安秒平衡原理，可將脈動(dòng)分量表示為

通常情況下，電容的容量越大，容抗越小，濾波效果會(huì)更好。但在高頻工作條件下，電容自身和引線會(huì)產(chǎn)生寄生電感，這時(shí)需要考慮出現(xiàn)LC串聯(lián)諧振的現(xiàn)象，即所謂的電容“自諧振”。電容在諧振頻率以下表現(xiàn)為容性，在諧振頻率以上表現(xiàn)為感性，此時(shí)的電容濾波去耦作用逐漸減弱。電容的等效阻抗隨頻率的增加，先減小后增加，等效阻抗在串聯(lián)諧振處達(dá)到最小值，即為電容內(nèi)部的等效串聯(lián)電阻（Equivalent Series Resistance, ESR）。電容的等效串聯(lián)電感（Equivalent Series Inductance, ESL）主要是由內(nèi)部的電流引起的，使用多個(gè)電容并聯(lián)的方式可以降低電容的ESL影響，從而改善高頻工況下的輸出濾波效果。

1.4 BCM下參數(shù)約束關(guān)系

雖然BCM下，電感電流的紋波較大，但考慮到變換器的整體工作效率，在整個(gè)負(fù)載變化范圍內(nèi)，將變換器設(shè)置在BCM下工作可保證其效率始終維持在較高水平。由式（5）可知，當(dāng)變換器的輸入、輸出電壓以及電感參數(shù)確定時(shí)，通過(guò)調(diào)整開關(guān)周期的大小，即改變開關(guān)頻率，可保證變換器隨著負(fù)載變化始終工作在BCM。

BCM下，變換器工作頻率s與輸出功率out之間的關(guān)系為

在輸出電壓150V，電感20mH條件下，得到BCM下輸出功率與工作頻率的關(guān)系，如圖3a所示。依據(jù)式（10）可得

對(duì)于恒功率輸出而言，在150V輸出電壓，500W輸出功率條件下，得到BCM下，功率電感與頻率的關(guān)系，如圖3b所示。

2 死區(qū)時(shí)間優(yōu)化設(shè)計(jì)

為進(jìn)一步提升變換器的效率，有必要對(duì)同步整流型Boost變換器的死區(qū)時(shí)間進(jìn)行精確分析?？紤]到功率開關(guān)寄生參數(shù)的影響，其拓?fù)淙鐖D4所示，gs、gd、ds分別為柵源極、柵漏極和漏源極間的寄生電容。

圖4 考慮開關(guān)寄生電容的拓?fù)?/p>

假設(shè)此時(shí)Q2處于導(dǎo)通狀態(tài)、Q1處于關(guān)斷狀態(tài)。1時(shí)刻，Q2的驅(qū)動(dòng)電壓降為0時(shí)，其輸入電容通過(guò)門極驅(qū)動(dòng)電阻進(jìn)行放電。此時(shí)Q2柵源極之間的電壓表達(dá)式為

式中，GG為門極驅(qū)動(dòng)電壓；1為Q2門極驅(qū)動(dòng)電壓為0時(shí)刻；g為門極驅(qū)動(dòng)電阻；iss為Q2的輸入電容，iss=gs+gd。

Q2關(guān)斷時(shí)內(nèi)部溝道與體二極管的轉(zhuǎn)換如圖5所示。圖5a中，箭頭代表電流方向。在gs2下降到Q2的閾值電壓th之前，Q2內(nèi)部溝道一直處于導(dǎo)通狀態(tài)；圖5b中，2時(shí)刻，gs2下降到Q2的閾值電壓th，內(nèi)部溝道完全關(guān)斷，電流轉(zhuǎn)移到體二極管進(jìn)行續(xù)流。由式（12）計(jì)算出1～2時(shí)刻的時(shí)間差。考慮到實(shí)際的門極驅(qū)動(dòng)信號(hào)存在一定的下降延時(shí)，可得

式中，th為開通閾值電壓；f為驅(qū)動(dòng)信號(hào)下降延時(shí)。

圖5 Q2關(guān)斷時(shí)內(nèi)部溝道與體二極管的轉(zhuǎn)換

由圖5b可知，當(dāng)開通死區(qū)時(shí)間較長(zhǎng)時(shí)，體二極管的續(xù)流導(dǎo)通時(shí)間將會(huì)延長(zhǎng)，在輸出電流較大的情況下會(huì)影響變換器的效率。因此，Q1開通前的死區(qū)設(shè)置目標(biāo)應(yīng)該是將原本流經(jīng)Q2體二極管的電流轉(zhuǎn)移到Q1的導(dǎo)通溝道內(nèi)。具體過(guò)程為3時(shí)刻，Q1門極施加驅(qū)動(dòng)電壓GG，通過(guò)門極驅(qū)動(dòng)電阻g對(duì)其輸入電容iss進(jìn)行充電，Q1的柵源電壓計(jì)算表達(dá)式為

式中，3為Q1門極驅(qū)動(dòng)電壓GG施加時(shí)刻。

當(dāng)gs1未達(dá)到其閾值電壓th，即4之前，Q1并未開通，該階段即為Q1的開通延遲時(shí)間。此階段時(shí)間為

考慮到實(shí)際的門極驅(qū)動(dòng)器的上升時(shí)間r較長(zhǎng)，文獻(xiàn)[13]中指出，實(shí)際開通延遲時(shí)間可表示為

式中，r為驅(qū)動(dòng)信號(hào)上升延時(shí)。

電感電流從Q2體二極管轉(zhuǎn)移到Q1內(nèi)部溝道如圖6所示。圖6a中，gs1上升到閾值電壓th后，電感電流開始從Q2的體二極管轉(zhuǎn)移到Q1的導(dǎo)通溝道。圖6b表示經(jīng)過(guò)一段時(shí)間后，電感電流完全轉(zhuǎn)移到Q1溝道內(nèi)部。

綜合圖5和圖6的分析過(guò)程，Q1的最佳開通死區(qū)配置時(shí)間為

將式（13）、式（15）、式（16）代入式（17）可得Q1開通期間的死區(qū)時(shí)間為

基于類似的分析方法，分析Q1關(guān)斷至Q2開通的過(guò)程。經(jīng)過(guò)關(guān)斷延時(shí)后，5時(shí)刻，Q1的驅(qū)動(dòng)電壓降為0。gs1開始下降，即

式中，5為Q1門極驅(qū)動(dòng)電壓為0時(shí)刻。

Q1導(dǎo)通溝道內(nèi)的電流為

式中，fs為Q1的跨導(dǎo)。

輸出電容上的充電電流為

式中，max為功率電感電流峰值；oss1、oss2分別為Q1和Q2的輸出寄生電容。

Q1關(guān)斷、Q2導(dǎo)通關(guān)鍵模態(tài)如圖7所示。圖7a中，當(dāng)gs1下降到閾值電壓th，ch1下降到0時(shí)，Q1溝道處于完全關(guān)斷狀態(tài)，但是輸出電容在電感電流峰值Imax作用下繼續(xù)充電，直到電容電壓達(dá)到輸出電壓o。

通常情況下，Q2的死區(qū)時(shí)間設(shè)置較為保守，即利用圖7b的體二極管續(xù)流鉗位來(lái)實(shí)現(xiàn)Q2的軟開關(guān)，但由此帶來(lái)了額外的體二極管導(dǎo)通損耗。為減小該部分損耗，在Q1輸出電容電壓達(dá)到o時(shí)，應(yīng)立即給Q2驅(qū)動(dòng)信號(hào)，即進(jìn)入圖7c所示工作模態(tài)。這樣既保證了Q2的軟開關(guān)實(shí)現(xiàn)，同時(shí)也極大地減小了其體二極管導(dǎo)通損耗。

結(jié)合式（19）～式（21），考慮到文獻(xiàn)[13]中指出的Q2開通延遲時(shí)間，可得Q2的最佳開通死區(qū)時(shí)間配置為

本文結(jié)合GaN System公司的GS66516B型GaN開關(guān)管和Si8273門極驅(qū)動(dòng)芯片，具體參數(shù)見表1，設(shè)計(jì)了500W額定功率下的優(yōu)化死區(qū)時(shí)間。對(duì)于同步整流型Boost變換器，Q1的開通延遲時(shí)間需要保證避免“直通”現(xiàn)象的發(fā)生，Q2的開通延遲時(shí)間要保證其寄生電容已經(jīng)放電完畢，當(dāng)其驅(qū)動(dòng)信號(hào)到來(lái)時(shí)，漏源極電壓已經(jīng)下降到零，確保軟開關(guān)的實(shí)現(xiàn)。

表1 GS66516B和Si8273部分參數(shù)

Tab.1 Some parameters of GS66516B and Si8273

結(jié)合表1中的有關(guān)參數(shù)，利用式（18）、式（22）可得優(yōu)化死區(qū)時(shí)間，見表2。

由于采用的C2000系列DSP控制器的死區(qū)時(shí)間設(shè)置無(wú)法與理論計(jì)算精確對(duì)應(yīng)，為保證變換器的安全穩(wěn)定，將Q1和Q2的死區(qū)配置時(shí)間均設(shè)置為20ns。

表2 死區(qū)時(shí)間理論計(jì)算

Tab.2 Theoretical calculation of dead time

3 損耗分析

在對(duì)同步整流型Boost變換器的參數(shù)進(jìn)行充分優(yōu)化的基礎(chǔ)上，對(duì)變換器的主要損耗進(jìn)行理論分析計(jì)算。當(dāng)開關(guān)頻率較高時(shí)，GaN功率器件的開關(guān)損耗占據(jù)了相當(dāng)一部分比重，除此以外，功率電感的磁心損耗和繞線銅耗也占據(jù)了較大比重[14-15]。由于GaN功率開關(guān)的內(nèi)部導(dǎo)通電阻較小，相對(duì)來(lái)說(shuō)，其導(dǎo)通損耗占據(jù)的比重較小。除此以外，主要是輸入、輸出濾波電容的等效串聯(lián)電阻的損耗，本文將對(duì)這些損耗主要成分進(jìn)行詳細(xì)分析。

3.1 功率開關(guān)管損耗

功率開關(guān)產(chǎn)生的開關(guān)損耗主要是由于電壓和電流在開通或者關(guān)斷的極短時(shí)刻內(nèi)有交叉而引起的，其損耗也需要依據(jù)交越波形來(lái)計(jì)算。

功率開關(guān)開通和關(guān)斷過(guò)程如圖8所示。圖8a開通過(guò)程中，電流上升到p1后，此時(shí)電流的上升斜率（p1～p2段）相對(duì)于0～p1這一瞬間是非常緩慢的，可以近似把上升到p1之后繼續(xù)上升的斜率認(rèn)為是0，電流保持p1不變。

開通時(shí)，交越時(shí)段內(nèi)電壓、電流表達(dá)式分別為

圖8 功率開關(guān)開通和關(guān)斷過(guò)程

開通損耗為

式中，交越時(shí)間1可根據(jù)功率開關(guān)管相關(guān)的數(shù)據(jù)手冊(cè)提供的柵極總電荷量來(lái)進(jìn)行計(jì)算。

開通期間驅(qū)動(dòng)電流表達(dá)式為

式中，CC為柵極實(shí)際驅(qū)動(dòng)電壓；sp為米勒平臺(tái)電壓；Gon為柵極開通驅(qū)動(dòng)電阻。交越時(shí)間1表達(dá) 式為

式中，G為柵極電荷，可由數(shù)據(jù)手冊(cè)獲取。

與開通損耗的計(jì)算方法類似，圖8b所示的關(guān)斷過(guò)程損耗計(jì)算公式為

關(guān)斷期間驅(qū)動(dòng)電流表達(dá)式為

式中，Goff為柵極關(guān)斷驅(qū)動(dòng)電阻。

交越時(shí)間2表達(dá)式為

結(jié)合圖2所示BCM下電感電流波形，流經(jīng)Q1的電流有效值為

流經(jīng)Q2的電流有效值為

所以開關(guān)管的導(dǎo)通損耗為

式中，rms為流經(jīng)開關(guān)管的電流有效值；on為開關(guān)管內(nèi)部通態(tài)電阻。

3.2 功率電感損耗

考慮到變換器的效率和功率密度要求，所選取的磁心材料在額定工作頻率下產(chǎn)生的損耗和溫升要限制在一定范圍內(nèi)。電感損耗通常包括磁心損耗、繞線銅耗。文獻(xiàn)[16]對(duì)Boost變換器的磁心損耗計(jì)算進(jìn)行了詳細(xì)分析，指出了渦流損耗與變換器占空比之間的關(guān)系。在實(shí)際應(yīng)用當(dāng)中，可利用斯坦梅茨公式對(duì)單位體積的磁心損耗進(jìn)行整體估算。表達(dá)式為

式中，、、m、2、1、為斯坦梅茨系數(shù)，可以通過(guò)查閱磁心材料的數(shù)據(jù)手冊(cè)獲?。籹為變換器開關(guān)頻率；max為最大磁通密度。

電感繞線產(chǎn)生的銅耗主要是指電感電流有效值rms_L在電感直流電阻上產(chǎn)生的壓降損耗。電感電流()可用如下分段函數(shù)表示為

依據(jù)式（35）可得電感電流有效值計(jì)算表達(dá) 式為

所以電感銅耗為

式中，DC為電感內(nèi)部直流電阻。

4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證所提出的調(diào)節(jié)變換器的工作頻率來(lái)保持BCM的控制方法以及死區(qū)配置對(duì)變換器的效率影響，本文搭建了一臺(tái)輸入電壓65V，輸出電壓135V，額定功率為500W的實(shí)驗(yàn)樣機(jī)，同步整流型Boost變換器樣機(jī)如圖9所示。

圖9 同步整流型Boost變換器樣機(jī)

圖10所示為負(fù)載變動(dòng)時(shí)，通過(guò)調(diào)節(jié)變換器工作頻率來(lái)維持BCM的波形。從圖中可以看出，當(dāng)負(fù)載較重時(shí)，可通過(guò)降低變換器開關(guān)頻率來(lái)維持BCM；當(dāng)負(fù)載較輕時(shí)，可通過(guò)提升變換器開關(guān)頻率來(lái)維持BCM。負(fù)載變化時(shí)，維持BCM的實(shí)際頻率與理論計(jì)算值存在一定的偏差，主要是由于當(dāng)負(fù)載變化時(shí)，功率電感值也會(huì)隨之產(chǎn)生一些微小變化。因此，在輸出電壓恒定的情況下，式（10）中的電感值可以依據(jù)其數(shù)據(jù)手冊(cè)提供的特性曲線和變換器實(shí)際輸出功率，進(jìn)行實(shí)時(shí)計(jì)算調(diào)整，確保BCM的維持精度。

圖10 通過(guò)變頻維持BCM波形

Q1的零電壓開通波形如圖11所示，為實(shí)現(xiàn)主功率開關(guān)管Q1的ZVS，電感電流谷值需要稍微減小到零以下，這樣才能使其寄生電容充分放電。此時(shí)需要在BCM的理論計(jì)算頻率之上進(jìn)行適當(dāng)降頻，以保證Q1實(shí)現(xiàn)ZVS。

圖11 Q1的零電壓開通波形

死區(qū)優(yōu)化前Q1的漏源極電壓如圖12所示。圖12b為死區(qū)時(shí)間優(yōu)化前，主功率開關(guān)管Q1的漏源極電壓DS1波形。此時(shí)Q1的開通和關(guān)斷死區(qū)時(shí)間均設(shè)置為120ns。從圖中點(diǎn)畫線框內(nèi)可以明顯看出，其內(nèi)部體二極管的導(dǎo)通壓降疊加在輸出端電壓o上，從而帶來(lái)了一定的損耗。

圖12 死區(qū)優(yōu)化前Q1的漏源極電壓

死區(qū)優(yōu)化后Q1的漏源極電壓如圖13所示。圖13b為死區(qū)時(shí)間優(yōu)化后，主功率開關(guān)管Q1的漏源極電壓DS1波形。此時(shí)Q1的開通和關(guān)斷死區(qū)時(shí)間均設(shè)置為20ns。從圖中點(diǎn)畫線框內(nèi)可以明顯看出，其內(nèi)部體二極管的導(dǎo)通過(guò)程基本完全消失，從而減小了體二極管導(dǎo)通損耗。

圖14給出了變換器在不同負(fù)載條件下的效率曲線。圖中實(shí)線代表經(jīng)過(guò)死區(qū)優(yōu)化的效率曲線，虛線代表未經(jīng)死區(qū)優(yōu)化的效率曲線。當(dāng)負(fù)載較重時(shí)，經(jīng)過(guò)死區(qū)時(shí)間優(yōu)化后，變換器效率進(jìn)一步提升，其最高轉(zhuǎn)換效率達(dá)到了98%。

圖14 不同負(fù)載下的效率曲線

5 結(jié)論

本文針對(duì)同步整流型Boost變換器效率優(yōu)化問(wèn)題，從BCM參數(shù)設(shè)計(jì)出發(fā)，提出一種通過(guò)調(diào)節(jié)變換器的工作頻率來(lái)保持BCM的控制方法。此外，重點(diǎn)研究?jī)蓚€(gè)功率開關(guān)的死區(qū)配置計(jì)算方法。該方法理論上極大地抑制了功率開關(guān)的反向?qū)〒p耗，當(dāng)負(fù)載較重時(shí)有助于變換器效率。最后，搭建了一臺(tái)額定功率為500W的實(shí)驗(yàn)樣機(jī)。在整個(gè)負(fù)載變化范圍內(nèi)，實(shí)現(xiàn)了變頻調(diào)節(jié)以維持BCM。另外，通過(guò)實(shí)驗(yàn)對(duì)比，驗(yàn)證了死區(qū)配置優(yōu)化對(duì)變換器效率提升的積極作用，證明了理論分析的有效性。

[1] 劉佳斌, 肖曦, 梅紅偉. 基于GaN-HEMT器件的雙有源橋DC-DC變換器的軟開關(guān)分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2019, 34(增刊2): 534-542.

Liu Jiabin, Xiao Xi, Mei Hongwei. Soft switching analysis of dual active bridge DC-DC converters based on GaN-HEMT device[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2019, 34(S2): 534- 542.

[2] 徐殿國(guó), 管樂(lè)詩(shī), 王懿杰, 等. 超高頻功率變換器研究綜述[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2016, 31(19): 26-36.

Xu Dianguo, Guan Leshi, Wang Yijie, et al. Research on very high frequency power converters[J]. Transa- ctions of China Electrotechnical Society, 2016, 31(19): 26-36.

[3] Huang Xiucheng, Fred C Lee, Li Qiang, et al. High frequency high efficiency GaN based interleaved CRM bidirectional Buck/Boost converter with inverse coupled inductor[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2016, 31(6): 4343-4352.

[4] Yao Kai, Zhou Xufeng, Yang Fei, et al. Optimum third current harmonic during nondead zone and its control implementation to improve PF for DCM Buck PFC converter[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2017, 32(12): 9238-9248.

[5] Ye Z Z, Jovanovic M M, Irving B T. Digital implementation of a unity power factor constant frequency DCM Boost converter[C]//IEEE Applied Power Electronics Conference and Exposition, Austin, TX, USA, 2005: 818-824.

[6] Liu Zhengyang, Li Bin, Fred C Lee, et al. High efficiency high density critical mode rectifier inverter for WBG device based on-board charger[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2017, 64(11): 9114-9123.

[7] 楊飛. 采用耦合電感的交錯(cuò)并聯(lián)Boost PFC變換器[D]. 南京: 南京航空航天大學(xué), 2013.

[8] 趙成冬. CRM PFC變流器控制策略優(yōu)化的研究[D].杭州: 浙江大學(xué), 2017.

[9] 王祎. CRM Boost PFC變換器開關(guān)頻率變化范圍的優(yōu)化控制[D]. 南京: 南京理工大學(xué), 2017.

[10] Colin W Clark, Fariborz Musavi, Wilson Eberle. Digital DCM detection and mixed conduction mode control for Boost PFC converters[J]. IEEE Transa- ctions on Power Electronics, 2014, 29(1): 347-355.

[11] Xu Xiaojun, Liu Wei, Huang A Q. Two-phase interleaved critical mode PFC Boost converter with closed loop interleaving strategy[J]. IEEE Transac- tions on Power Electronics, 2009, 24(12): 3003- 3013.

[12] 謝鋒, 皇金鋒. 單電感雙輸出Buck變換器的供能模式及輸出紋波電壓分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2020, 35(12): 2585-2595.

Xie Feng, Huang Jinfeng. Energy supply mode and output ripple voltage analysis of single inductor dual output Buck converter[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2020, 35(12): 2585-2595.

[13] Di Han, Bulent Sarlioglu. Deadtime effect on GaN- based synchronous Boost converter and analytical model for optimal deadtime selection[J]. IEEE Transa- ctions on Power Electronics, 2016, 31(1): 601-612.

[14] Mu Mingkai, Fred C Lee. Comparison and optimi- zation of high frequency inductors for critical model GaN converter operating at 1MHz[C]//International Power Electronics and Application Conference and Exposition, Shanghai, China, 2014: 1363-1368.

[15] 劉天寧. 基于GaN器件的CRM Boost PFC變換器研究[D]. 北京: 中國(guó)礦業(yè)大學(xué), 2019.

[16] 張宇飛. 基于開關(guān)變換器工作特征的功率磁芯損耗計(jì)算方法研究[D]. 南京: 南京郵電大學(xué), 2019.

Optimal Design of High Frequency Boost Converter Based on GaN

11213

（1. Key Laboratory of Smart Grid of Ministry of Education Tianjin University Tianjin 300072 China 2. State Grid Jiangsu Electric Power Co. Ltd Nanjing 211000 China 3. Tianjin Key Laboratory of Electrical and Electronic Technology Tiangong University Tianjin 300387 China）

This paper focuses on the key issue of improving the efficiency of synchronous rectification Boost topology. As one of the three working modes, Boost converter in boundary conduction mode can achieve zero voltage turn-on or valley turn-on of the main power switch as well as zero current turn-off of the freewheeling switch, which helps to improve the efficiency of the converter. In addition, the use of synchronous rectification technology can further reduce the conduction loss of traditional freewheeling diodes. Based on the parameter design in BCM mode, this paper focuses on the dead time configuration method of the converter. This method theoretically reduces the conduction loss of the internal body diode and further improves the efficiency of the converter when the output current is large. In addition, the main loss calculation method of Boost converter is summarized. Finally, using the GaN power switching device, an experimental prototype with a rated power of 500W was built, and its peak efficiency reached 98% and the power density reached 96W/in3. The design goals of high efficiency and high power density were achieved, and the accuracy and correctness of the theoretical analysis were verified.

Boost converter, synchronous rectification, dead zone configuration, efficiency

TM46

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.L90327

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃資助項(xiàng)目（2018YFB0904700）。

2020-07-09

2020-10-26

王忠杰 男，1997年生，碩士研究生，研究方向?yàn)楦哳l直流變換器及其控制。E-mail: 13921836821@163.com

陳 博 男，1989年生，博士，研究方向?yàn)槎嘀C振直流變換器。E-mail: cb92614@126.com（通信作者）

（編輯 陳 誠(chéng)）