考虑死区效应的双有源桥DC‑DC变换器最小电流应力控制方法

摘要

本发明公开了一种考虑死区效应的双有源桥DC‑DC变换器最小电流应力控制方法，根据死区占比、内移相角、外移相角以及电流过零点位置的大小关系，构建一、二次侧电压波形以及流经电感的电流波形；根据所得电压电流波形，建立功率模型，根据所建立的输出功率模型及电流应力模型，利用遗传算法分析最小电流应力时的参数选取，并得出最小电流应力优化策略。本发明以电压匹配模式为代表，对DAB在双移相策略下的死区效应进行了详细分析，获得考虑死区效应的系统开关特性及输出功率模型，并在此基础上，借助遗传算法提出一种获得最小电流应力的优化方案。最后通过实验对所述理论进行了验证。

说明书

技术领域

本发明涉及一种考虑死区效应的双有源桥DC-DC变换器最小电流应力控制方法。

背景技术

DAB变换器因其高功率密度、双向功率流动、结构对称且易于实现零电压开通等优点，在分布式发电系统、交直流混合微电网等场合应用日趋广泛。为实现DAB高效运行，研究者在控制策略方面做出很大努力，在传统的单移相控制(single-phase-shift,SPS)的基础之上，通过增加移相角，实现增强型移相控制(enhanced-phase-shift,EPS)、双移相控制(dual-phase-shift,DPS)和三移相控制(triple-phase-shift,TPS)。随着移相角数量增加，系统的控制灵活度增加，便于优化，但与此同时，系统复杂性增加，控制难度增大。

当前，针对DAB系统的优化控制不可谓不多，但这些优化策略都没有考虑死区效应的影响。为防止同一桥臂上下两个开关管直通，死区的加入必不可少。但死区的引入，在不同条件下，会造成不同程度的波形畸变和功率损失，包括电压极性反转、电压跌落、相位偏移等，而且随着开关频率的增加，死区造成的影响会越显著。已有研究者对DAB的死区效应进行了分析，但其关注点仅限于SPS策略下的波形畸变和相位偏移，对于EPS、DPS和TPS策略还没有系统的研究，而对于考虑死区的情况下如何选择移相角的大小，从而实现优化控制，更是没有涉及。

发明内容

本发明为了解决现有技术中针对于DAB系统的优化控制均没有考虑死区效应的影响的问题，提出了一种考虑死区效应的双有源桥DC-DC变换器最小电流应力控制方法，本发明基于DPS控制策略，以电压匹配情况为代表，对DAB的运行模式进行了详细分析，得出各模式下的开关特性，并建立各模式的输出功率模型。

另外，本发明的另一个目的是提供一种控制策略，选择电流应力作为系统优化的指标，建立起各模式下的电流应力模型，以实现电流应力最小。

为了实现上述目的，本发明采用如下技术方案：

一种考虑死区效应的双有源桥DC-DC变换器最小电流应力控制方法，包括以下步骤：

(1)根据死区占比、内移相角、外移相角以及电流过零点位置的大小关系，构建一、二次侧电压波形以及流经电感的电流波形；

(2)根据所得电压电流波形，建立功率模型，根据所建立的输出功率模型及电流应力模型，利用遗传算法分析最小电流应力时的参数选取，并得出最小电流应力优化策略。

所述步骤(1)中，死区占比M、内移相角D、外移相角D₁都是与半个开关周期的比率，且要求0≤D，D₁，M≤0.5，D+D₁+M≤1。

所述步骤(1)中，死区占比M、内移相角D、外移相角D₁大小关系不同，表明八个开关器件的通断先后顺序不同，结合电流过零点位置，会出现多种运行情况，对这些运行情况进行总结归类，得出各运行模式。

进一步的，所述步骤(1)中，当电压转换变比k等于传输比与输出电压的乘积后与输入电压的比值时并非所有的模式都存在。

所述步骤(1)中，采用枚举法进行分析，并对所有情况进行总结，得出最终的多种运行模式，不符合这些运行模式约束条件的情况，其输出功率只能为0，这与死区造成的相位偏移有关。

所述步骤(2)中，在遗传算法中，以电流应力表达式为目标函数，各比率的大小关系及输出电流约束条件，得出在不同输出功率的情况下，各模式的最小电流应力，以及实现该最小值时，各参数的取值。

所述步骤(2)中，电流应力模型和输出功率模型都进行标幺化处理，且标幺化电流应力是电流应力与SPS控制下DAB最大输入平均电流的相对值，标幺化输出功率是输出功率与SPS控制下DAB最大传输功率的相对值。

所述步骤(2)中，对DAB系统进行优化控制时，保证输出功率一定。

所述步骤(2)中，以电流应力表达式作为目标函数，约束条件为各比率的大小关系以及输出功率值，得出各模式在不同输出功率时下的一系列最小电流应力值，以及实现最小电流应力时的参数值，在得到各模式最小电流应力值以后，比较各个模式之间最小电流应力的大小，获得所有模式中，最小电流应力值以及此时的参数选取。

所述步骤(2)中，最小电流应力优化策略为:内移相角D为零、外移相角D₁取调节器的输出值，死区占比M为调节器输出的一半。

所述控制方法根据系统运行情况的改变实时在线调节。

还包括步骤(3)，进行对比试验，以验证所提出的最小电流应力控制方法。

与现有技术相比，本发明的有益效果为：

本发明以电压匹配模式为代表，对DAB在双移相策略下的死区效应进行了详细分析，获得考虑死区效应的系统开关特性及输出功率模型，总结出了k＝1的情况下，考虑死区影响的DPS控制策略下的DAB的运行模式，在最优电流应力控制策略(optimal-DPS，ODPS)下，系统中的死区效应不会表现出来。

解决了现有技术中随着高频DC-DC变压器的发展，死区造成的影响越来越明显，且随着期间开关频率的升高，死区效应越发显著。死区的引入是为了避免同一桥臂上下开关管直通问题，增强系统的可靠性，但与此同时，也造成了变压器波形畸变和能量损失的问题。

附图说明

构成本申请的一部分的说明书附图用来提供对本申请的进一步理解，本申请的示意性实施例及其说明用于解释本申请，并不构成对本申请的不当限定。

图1为DAB拓扑图；

图2为考虑死区效应且k＝1时，在DPS策略下DAB的典型波形；

图3(a)为模式1下的U_ab、U_cd、i_L波形；

图3(b)为模式2下的U_ab、U_cd、i_L波形；

图3(c)为模式3下的U_ab、U_cd、i_L波形；

图3(d)为模式4下的U_ab、U_cd、i_L波形；

图3(e)为模式5下的U_ab、U_cd、i_L波形；

图3(f)为模式6下的U_ab、U_cd、i_L波形；

图3(g)为模式7下的U_ab、U_cd、i_L波形；

图4为各模式下DAB运行的子状态；

图5为遗传算法得出的数据绘制得到的P₀—i₀坐标图；

图6为模式4、5、7交界处的波形图；

图7为所提出的最小电流应力优化策略(ODPS)图；

图8(a)为模式1下的实验波形；

图8(b)为模式2下的实验波形；

图8(c)为模式3下的实验波形；

图8(d)为模式4下的实验波形；

图8(e)为模式5下的实验波形；

图8(f)为模式6下的实验波形；

图8(g)为模式7下的实验波形；

图9为本发明中所提出的优化策略与一般算法的比较图。

具体实施方式：

下面结合附图与实施例对本发明作进一步说明。

应该指出，以下详细说明都是例示性的，旨在对本申请提供进一步的说明。除非另有指明，本文使用的所有技术和科学术语具有与本申请所属技术领域的普通技术人员通常理解的相同含义。

需要注意的是，这里所使用的术语仅是为了描述具体实施方式，而非意图限制根据本申请的示例性实施方式。如在这里所使用的，除非上下文另外明确指出，否则单数形式也意图包括复数形式，此外，还应当理解的是，当在本说明书中使用术语“包含”和/或“包括”时，其指明存在特征、步骤、操作、器件、组件和/或它们的组合。

正如背景技术所介绍的，现有技术中存在的优化策略都没有考虑死区效应的影响，并且对DAB的死区效应进行了分析，但其关注点仅限于SPS策略下的波形畸变和相位偏移，对于EPS、DPS和TPS策略还没有系统的研究，为了解决如上的技术问题，本申请提出了一种考虑死区效应的DAB最小电流应力控制策略。

一、开关特性与输出功率模型分析

图1为DAB拓扑图。图2为考虑死区效应的DPS策略下的DAB的开关波形和电压电流波形。从图中可以看出，相较于传统不考虑死区的DPS策略，增加了M这一代表死区的比率，M和D、D₁共同调节输出功率。

本发明以枚举法来获得死区效应下的各运行模式的波形，即考虑每一种M、D、D₁、t₀的大小关系。为了方便分析，以S₄关断为初始时刻，t₀表示电流i_L过零点。如图3所示，经过分析，共得出7中不同的模式，此处仅以模式1中t₀<M<D<D₁<M+D为代表进行详细介绍，其他模式类似可得。由于DAB结构对称，一个周期内波形也是对称的，因此，本发明仅分析半个周期内的开关状态。

在t₀<M<D<D₁<M+D时，开关通断顺序以及相应的波形如图3(a)所示。

初始时刻，电流i_L方向为正，此时系统所处的开关状态如图4(a)子状态所示，且在初始时刻，S₄关断。由于死区的存在，S₃不能立即导通，因此在一次侧，电流流经S₁和D₃，如图4(b)所示，漏感L_r两端的电压被嵌位到-nU₂,因此电流减小，在t₀点，电流减小到0。在t₀-t₁期间，一次侧全桥停止工作，二次侧全桥处于无负载逆变状态，如图4(c)所示，此时，电感两端电压为0，电流也保持为0。S₃关断后，电流在一次侧流经S₃和D₁，在二次侧流经Q₁和Q₄，电流反向减小，如图4(d)所示。之后S₁关断，系统所处的开关状态不变，直到Q₄关断，开关状态变为4(e)。在t₂-t₃期间，电感两端电压被嵌位到0，电流保持不变。当S₂开通后，一次侧电流流经S₂和S₃，二次侧流经Q₁和M₃，如图4(f)所示。在t₄之前，Q₃开通，开关状态保持不变，直到Q₁关断，开关状态切换到图4(g)。

经过计算，可以得出电流过零点的表达式：

t₀＝2(D₁-M)>

同时可根据功率计算公式得出功率表达式：

经过相同的分析，得出7中不同的运行模式，如图3所示。可以看出，在一些模式下，电压极性反转的问题存在，但是电压跌落的状况不存在，这是因为本发明中，选取k＝1来分析，即nU₂＝U₁，因此不存在电压跌落的情况。最终各模式的约束条件、电流过零点表达式、输出功率模型都可得出。

为了方便计算，将所得传输功率表达式进行标幺化处理，标幺化后的传输功率P₀计算方式如下：

其中，PN为SPS控制策略下的最大传输功率，表达式为：

经过标幺化后的传输功率模型以及相应的约束条件、电流过0点总结如表1：

表1

二、电流应力最优化分析

在此基础上，本发明对考虑死区效应的DAB的最小电流应力进行了优化分析。

电流应力作为DAB性能的一项指标，能够一定程度上反映系统的效率高低。电流应力的定义为：

i_max＝max{|i_L(t)|}>

通过之前的分析，可知电流i_L在初始时刻到达最大值，因此计算初始时刻电流值即可得到电流应力模型。同样的，为了简化计算，对电流应力也进行标幺化处理：

其中，I_N为SPS控制策略下，DAB最大输入平均电流，定义为：

经过计算得出的各模式下的电流应力表达式也总结在表1中。

电流应力最优化分析的前提是输出功率一定。经过上述计算，得出电流应力表达式和输出功率表达式，就可进行电流应力的优化分析。传统优化分析方法包括拉格朗日乘子法、线下计算建表法等等，对于本发明建立的模型，拉格朗日乘子法由于不方便解决约束条件的限制，不再使用，而建表法会使系统的实时性变差，因此本发明将遗传算法运用到DAB的优化处理中，提出一种新的实现最优控制的途径，步骤如下：

(1)在遗传算法中，以电流应力表达式为目标函数，各比率的大小关系及输出电流

约束条件，得出在不同输出功率的情况下，各模式的最小电流应力，以及实现该最小值时，各参数的取值；

(2)作出传输功率与各模式下最小电流应力的坐标图，如图5所示；

(3)通过对比发现，模式4、5、7的坐标曲线高度重合，并且比其他模式的最小电流

应力更小。对比这三种模式实现最小电流应力时的参数，发现满足以下公式：

其中，小于号仅出现在模式5中。在这种情况下，最小电流应力表达式为：

实际上，在满足公式(8)的情况下，模式4、5、7的波形完全相同，如图6所示，即图6为模式4、5、7交界处波形。进一步分析可发现，在该模式下，死区对系统的影响表现不出来，因为该模式的波形与不考虑死区时的波形是完全相同的。

(4)为了使优化策略更加简单，忽略公式(8)中的小于号，得到以下公式：

由该公式可看出，D₁随P₀的增加而单调递增，因此可将PI调节器的输出P_C0作为D₁，对系统进行实时调节，当然，PI调节器可以替换为其他调节器，此时优化策略如下：

控制框图如图7所示。

三、实验验证与分析

为验证本发明的可行性，借助RT-LAB搭建实验平台，对以上理论分析进行了验证。相关参数如表2所示。

表2

图8为模式1～模式7的实验波形，输入电压为400V，根据约束条件调节各比率M、D、D₁，以及负载R，使输出电压限定在200V，获得各模式的波形。从图中可以看出，实验结果与前述理论分析一致。在模式6和模式7波形中可以看到电压极性反转现象。

在实际工程中，死区时间根据开关管的开通关断时间确定，为固定值。为了对比本发明中所提出的电流应力优化方案与传统固定死区时间方案，将死区时间设定为500ns，调节其他参数，获取一系列电流应力的值。另外，以本发明提出的图7所示的控制策略，同样获取一系列电流应力值。对比结果如图9所示。如图所示，本发明提出的最小电流应力控制方案，在整个功率范围内都比传统固定死区的方案所获得的电流应力小，而且随着功率等级的增加更加明显。

以上所述仅为本申请的优选实施例而已，并不用于限制本申请，对于本领域的技术人员来说，本申请可以有各种更改和变化。凡在本申请的精神和原则之内，所作的任何修改、等同替换、改进等，均应包含在本申请的保护范围之内。

上述虽然结合附图对本发明的具体实施方式进行了描述，但并非对本发明保护范围的限制，所属领域技术人员应该明白，在本发明的技术方案的基础上，本领域技术人员不需要付出创造性劳动即可做出的各种修改或变形仍在本发明的保护范围以内。