0 引言
上世紀60年代開始起步的DC／DC PWM功率變換技術出現(xiàn)了很大的發(fā)展。但由于其通常采用調(diào)頻穩(wěn)壓控制方式，使得軟開關的范圍受到限制，且其設計復雜，不利于輸出濾波器的優(yōu)化設計。因此，在上世紀80年代初，文獻提出了移相控制和諧振變換器相結合的思想，開關頻率固定，僅調(diào)節(jié)開關之間的相角，就可以實現(xiàn)穩(wěn)壓，這樣很好地解決了單純諧振變換器調(diào)頻控制的缺點。本文選擇了全橋移相控制ZVS-PWM諧振電路拓撲，在分析了電路原理和各工作模態(tài)的基礎上，設計了輸出功率為200W的DC／DC變換器。

1 電路原理和各工作模態(tài)分析
1．1 電路原理
圖1所示為移相控制全橋ZVS―PWM諧振變換器電路拓撲。Vin為輸入直流電壓。Si(i=1．2．3，4)為第i個參數(shù)相同的功率MOS開關管。Di和Gi(i=l，2，3，4)為相應的體二極管和輸出結電容，功率開關管的輸出結電容和輸出變壓器的漏電感Lr作為諧振元件，使4個開關管依次在零電壓下導通，實現(xiàn)恒頻軟開關。S1和S3構成超前臂，S2和S4構成滯后臂。為了防止橋臂直通短路，S1和S3，S2和S4之間人為地加入了死區(qū)時間△t，它是根據(jù)開通延時和關斷不延時原則來設置同一橋臂死區(qū)時間。S1和S4，S2和S3之間的驅(qū)動信號存在移相角α，通過調(diào)節(jié)α角的大小，可調(diào)節(jié)輸出電壓的大小，實現(xiàn)穩(wěn)壓控制。Lf和Cf構成倒L型低通濾波電路。

圖2為全橋零電壓開關PWM變換器在一個開關周期內(nèi)4個主開關管的驅(qū)動信號、兩橋臂中點電壓VAB、變壓器副邊電壓V0以及變壓器原邊下面對電路各工作模態(tài)進行分析，分析時時假設：

(1)所有功率開關管均為理想，忽視正向壓降電壓和開關時時間；
(2)4個開關管的輸出結電容相等，即Ci=Cs，i=1，2，3，4，Cs為常數(shù)；
(3)忽略變壓器繞組及線路中的寄生電阻；
(4)濾波電感足夠大。

1．2 各工作模態(tài)分析
(1)原邊電流正半周功率輸出過程。在t0之前，Sl和S4已導通，在(t0一t1)內(nèi)維持S1和S4導通，S2和S3截止。電容C2和C3被輸入電源充電。變壓器原邊電壓為Vin，功率由變壓器原邊傳送到負載。在功率輸出過程中，軟開關移相控制全橋電路的工作狀態(tài)和普通PWM硬開關電路相同。
(2)(t1一t1′)：超前臂在死區(qū)時間內(nèi)的諧振過程。加到S1上的驅(qū)動脈沖變?yōu)榈碗娖?，S1由導通變?yōu)榻刂埂ｋ娙軨1和C3迅速分別充放電，與等效電感(Lr+n2Lf)串聯(lián)諧振，在諧振結束前(t2之前)，使前臂中心電壓快速降低到一0．7V，使D3立即導通，為S3的零電壓導通作好準備。
(3)(t1′一t3)：原邊電流止半周箝位續(xù)流過程。S3在驅(qū)動脈沖變?yōu)楦唠娖胶髮崿F(xiàn)了零電壓導通，由于D3已提前提供了原邊電流的左臂續(xù)流回路，雖然兩臂中點電壓為零，但原邊電流仍按原方向繼續(xù)流動，逐步衰減。
(4)(t3-t4)：S4關斷后滯后臂諧振過程，t3時加到S4的驅(qū)動脈沖電壓變?yōu)榈碗娖剑琒4由導通變?yōu)榻刂?，原邊電流失去主要通道。C4和C2開始充放電，與諧振電感Lr串聯(lián)諧振。D2導通續(xù)流，為S2的零電壓導通作好準備。原邊電流以最大變化率從正峰值急速下降。
(5)(t4一t5)：電感儲能回送電網(wǎng)期。t4時刻D2已導通續(xù)流，下沖的電流經(jīng)D2返回到電源EC，補償了電網(wǎng)在全橋電路上的功耗。滯后臂死區(qū)時間應該在該時間段內(nèi)結束。原邊電流下沖到零點。
(6)(t5一t6)：原邊電流下沖過零后開始負向增大。S2和S3都已導通，形成新的電流回路，開始新的功率輸出過程。但副邊兩整流二極管正是同時導通和急劇變換的過程，副邊電壓被箝位在低電平，出現(xiàn)占空比丟失過程。因此滯后臂死區(qū)時間設計是關鍵。
各時段工作模態(tài)等放電路如圖3所示，圖3中未畫出變壓器副邊電路。

2 關鍵參數(shù)設計
2．1 死區(qū)時間設計
該變換器一個周期內(nèi)有兩個關鍵的死區(qū)時間，這兩個死區(qū)時間的設計會影響到主開關管的電壓應力限制和ZVS的實現(xiàn)。為了保證每個主開關管上電壓應力為輸入電壓的一半，S1要比S3提早關斷tdeadF1，S4要比S2提早關斷tdead2。如果4個開關管的輸出結電容COSS1～COSS4是一樣的，從理論上講只要tdead>0就可以了。但實際上4個開關管的輸出結電容不可能完全一致，同時為了保證可靠，此區(qū)時間的設置應該滿足如下的條件：S1上的電壓到達Vin/2，也就是D1已經(jīng)導通；同樣，S4上的電壓到達Vin／2，也就是D4已經(jīng)導通，雖然4個開關管的輸出結電容會有差異，但是在用上述方法設計時，可以把COSS1～COSS4看作是器件手冊里給定的參數(shù)。假定都是COSS，要滿足上述條件，死區(qū)時間的設計應滿足如下不等式。

S2和S4的零電壓是由激磁電感上的激磁電流在tdead2時間段對S3的結電容充電，同時塒S2和S4的結電容放電來實現(xiàn)的。實際上，死區(qū)時間不可能設計得很大。在原邊電流上沖過零點之前，結束tdead2讓S4開通，以實現(xiàn)主動功率丌關管的零電壓開通。若tdead2太長，原邊電流過零反向流動之后，將難以實現(xiàn)零電壓開通。因此滯后臂的ZVS條件可表示為

由此可見，根據(jù)上面的設計方法，兩個死區(qū)時間的設計表達式是相同的。

由于
式中：n為變壓器的變比；
Lm為變壓器初級電感量；
fs為開關頻率。
將式(3)代入式(1)和式(2)，可以得到兩個死區(qū)時間的統(tǒng)一設計式

2．2 諧振參數(shù)的設計
諧振參數(shù)的設計是諧振變換器設計中非常重要的一環(huán)，該諧振參數(shù)的設汁可以按下面推薦的方法來設計。
首先根據(jù)變換器輸入輸出電壓來計算出變壓器的變比n，其計算公式如下。

式中：VOmin為輸出直流電壓：
VD為輸出整流二極管的通態(tài)壓降；
VIf為輸出濾波電感上的直流壓降；
Dsecmax為副邊占空比。
根據(jù)期望的諧振電容的最大應力VCmax，來設計諧振電容的大小，其計算公式如下。

式中：Tmax為最大開關周期。
再根據(jù)LC振蕩頻率fs來設計諧振電感Ls的大小，其計算公式如下。

Ls的選擇也涉及到很多問題，取大些可有效地抑制原邊電流急劇變化引起的寄生振蕩，降低開關損耗；但過大義延長了占空比丟失時間，使整機的效率明顯降低。如取小些，負載電流最大時仍能控制移相穩(wěn)定，提高電源效率，但過小，雖然占空比丟失最小，但增大開關損耗，加劇了開關管的溫升，降低了電源的可靠性。

3 實驗結果
根據(jù)以上方法設計和制作了200W移相全橋諧振ZVS變換器實驗樣機，其主要參數(shù)如下：
輸入直流電壓Vin為280～550V；
輸出直流電壓Vo為24V；
輸出電流Io為O~8.33A；
開關頻率fs為200kHz；
4個主開關管為IRFPG40；
驅(qū)動控制芯片為UC3875；
MOSFET驅(qū)動芯片采用了MIC4420；
輸出整流二極管為MUR3020；
輸出濾波電感Lf為19.8μH；
輸出濾波電容Cf為1800μF；
諧振電感Lr為28μH。
圖4示出了電路的脈沖驅(qū)動波形和主開管兩端所測脈沖波形。

4 結語
本文在移相全橋ZVS電路拓撲基礎之上，根據(jù)等效電路模捌，分析了諧振電路在各時序工作模態(tài)下的電路原理。變換器的兩個死區(qū)時間也合理設計來保證開關管的開關應力，同時滿足各個開關管的ZVS實現(xiàn)條件。諧振參數(shù)的設計可以按推薦的方法次序來設計。

發(fā)展諧振技術可以提高開關頻率、降低開關損耗、減少開關裝置的體積和重量。因此更通用的諧振變換拓撲結構、諧振元件的集成化、諧振拄制技術將是今后發(fā)展的主要方向。