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基于高速IGBT的100kHz高压-低压DC/DC转换器
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摘要：本文分析了一种基于高速IGBT的软开关移相全桥带同步整流的DC/DC转换器。移相全桥拓扑的软开关技术是混合动力汽车和电动汽车高压-低压DC/DC转换器的主流关键技术。业界早期使用MOSFET作为主功率单元，随着该DC/DC转换器的功率需求逐渐增大，基于MOSFET的设计系统效率急剧下降，已经不能满足应用要求。本文采用英飞凌第三代高速IGBT和快速二极管功率模块F4-50R07W1H3作为DC/DC转换器核心主功率单元，采用无核传感技术的驱动芯片1ED020I12FA2，使开关器件工作在100kHz的软开关状态下，用以评估替代超级结场效应管(Super-junction MOSFET)的可行性，为未来更大功率的DC/DC转换器提供基础解决方案。实验表明，在220V到400V的宽范围内，输出14V 145A的全范围效率均可达90%以上，证明第三代高速IGBT是这个未来市场的主流方案之一。
绪论
DC/DC变换器是电动汽车、混动汽车等新能源汽车中不可或缺的辅助性电子设备，它取代了传统汽车原有的发动机通过皮带带动的发电机，给车辆电压12V网络供电。实现了车辆推进系统和辅助供电系统的分离。为提高整车系统效率提供了便利条件。它的输入是高压储能动力电池系统，输出是低压12伏电源网络，因此叫做高压-低压DC/DC变换器(HV-LV DC/DC Converter)，见图1。该DC/DC变换器通常功率为1~3kW[1]。
零电压开关的移相全桥是这一应用的通用拓扑[2-3]。这一拓扑结构见图2，其优点是通过移相调制利用系统寄生参数(变压器漏感Lleak和开关器件输出电容Coss)，而且这一软开关拓扑工作在定频的开关频率下，非常有利于器件寄生参数选取。
典型的用于电动汽车与混合动力汽车的移相全桥转换器要求如下：高压输入来自于高压电池组，电压大约200V到400V;输出部分连接低压电池和弱电负载，电压14V左右。表1给出该DC/DC转换器的典型指标。基于100kHz的开关频率和输入电压范围指标，目前这个应用的多数开关器件都是超级结场效应管(Super-junction MOSFET) [4]。IGBT原本多用于1kHz到20kHz的开关频率应用。随着结构的改进，开关损耗降低，高速IGBT逐渐在更高的开关频率得以应用。本文根据这一前沿趋势，研究这种改进的高速IGBT在高压到低压DC/DC中的100kHz开关应用。
本文结构如下：第一章论述高频开关工作的IGBT现状;第二章论述该高压到低压DC/DC转换器的具体设计方案;第三章展示实验结果，包括开关细节波形和效率测试。
1 高频开关工作的IGBT技术
超级结技术的MOSFET基于电荷补偿原理，早在1998年就进入市场[5]，在600V耐压级别的应用范围里形成一场革命。其最重要的优点是它在寄生二极管的有源层中采用了垂直PN细条的三维结构，它能维持相同的阻断电压，但是由于减小了垂直PN条的宽度，导通电阻得以成比例的减小。采用这个方法，单位面积导通电阻可降低5-10倍。在超级结技术产生之前，在600V耐压级别应用领域不可避免地会使用具有优良导通损耗的IGBT。而限于IGBT特有的拖尾电流和由此导致的开关损耗，开关频率始终在20kHz以下。两种当时主流的IGBT(PT和NPT)都存在这种拖尾电流[6] 。
改变这一现象的标志性技术进步由沟槽栅场终止结构IGBT(英飞凌制造)和软穿通结构IGBT(ABB制造)实现[7]。沟槽栅场终止结构IGBT诞生于2000年[8]，改进了IGBT的关断拖尾电流波形。其后沟槽栅场终止结构IGBT基于不同的应用场合被进一步优化。优化的IGBT工作在20kHz到40kHz的开关频率应用于电焊机、太阳能逆变器和UPS方面[9]。英飞凌于2010年发布了为高频硬开关优化的600V沟槽栅场终止结构IGBT，又在2012年发布了一系列用于不同应用领域的沟槽栅场终止结构IGBT[10-11]。这些新型IGBT的诞生，为本文的100kHz开关移相全桥拓扑提供了基础条件。
2 DCDC转换器电路设计
该DC/DC转换器采用英飞凌的650V 50A高速IGBT和快速二极管模块Easy module 1B，具体电路形式见图9，主要采用的电子元件见表2。
2.1 主功率变压器设计
主变压器匝比，计算见公式1，其中和MOSFET有区别的地方在于开关器件结压降变成了IGBT的集电极到发射极压降Vcesat。更高的匝比数可以降低原边流过IGBT的电流有效值，但是另一方面，由于变压器漏感引起的丢失占空比使得最低输入电压220V和额定输出电压13.8V的有效占空比应控制在85%以内，因此最后选择匝数比为13:1:1。
(1)
为了正确选择磁芯尺寸，保证变压器不会饱和，应计算最大磁场密度 B，具体计算见公式(2)[12]。其中Ae是磁芯截面积，n1是变压器原边匝数。λ是副边的伏秒积。
(2)
计算伏秒积的公式见(3)。
(3)2.2 同步整流电路设计
同步整流技术可以显著提高副边的整流效率，降低整流产生的损耗。常见的同步整流电路拓扑有三种，全桥整流，全波整流和倍流整流。倍流整流在这种应用中需要耐压更高的开关器件，因此会产生更大的通态损耗，系统效率在86%左右，而全桥整流和全波整流都可以达到90%以上的效率。本设计选用了全波整流拓扑，如图3所示。相比于全桥整流电路，变压器副边需要多一个中心抽头，但是所用的半导体数量会减少一半。虽然半导体上的电压应力因为副边两个绕组的关系需要耐压更高，但是MOSFET数量的减少使两种拓扑的损耗基本一致。仿真计算结果也支持了这一分析，而且全波整流在更高负载的效率也比全桥整流略有优势。
输出滤波电感的设计主要是满足电流连续，因此计算公式见4。由公式可知，提高开关频率有利于减小电感感值，也有利于较小电感尺寸。
(4)2.3 电流检测变压器设计
常见的电流传感方案有采样电阻、霍尔传感器，电流检测变压器等等，电流检测变压器具有低成本和电气隔离的特点，本设计采用了电流检测变压器来检测电流信号。在拓扑中电流检测传感器有两种检测位置，如图4所示。
放置在直流母线侧的电流检测传感器可以检测上下臂直通短路，但是由于其负载是单向的，要避免短路时发生的磁饱和会比较困难，特别是要注意饱和点要超过主变压器原边的饱和点，否则无法检测短路电流。如果电流检测传感器的设计在主变压器的原边，由于其工作在双向模式，因此磁通密度提高了一倍。而无法检测上下臂直通的缺点通过驱动芯片来弥补，设计采用的驱动芯片具有互锁功能，有效防止上下臂直通短路。
3 测试验证结果
在100kHz开关频率下，进行了一系列的测试，以评估高速IGBT在此应用中的适应性和潜在优势。本设计出于成本和空间的考虑，没有采用外置的谐振电感，而是运用变压器自身漏感来进行谐振。从基本性能来讲同样电压电流的IGBT芯片面积只有MOSFET的六分之一，在小电流和低温条件下MOSFET具有优势。但是随着工作结温的提高的电流增大，IGBT的电流能力迅速提高，导通损耗比MOSFET明显降低，如图5所示。
3.1 关断损耗分析
如图6所示高速IGBT在此拓扑中的关断拖尾电流几乎可以忽略，和传统IGBT相比，其关断损耗显著减小。在结温较高时，拖尾电流开始显现，关断损耗也开始增加。
3.2 开通损耗分析
如图7所示，尽管大多数负载点可以实现软关断，但是在轻载时由于原边电流较小，储存在变压器漏感的能量较小，不足以使滞后臂实现软关断。从整体效果来看，主工作区间良好实现了软关断，IGBT的极低的输出电容特性使得整个系统在没有外置谐振电感的情况下实现了主工作区间的软关断，系统损耗由此明显降低，这也是由前文提到的IGBT芯片面积远小于MOSFET所决定。
3.3 效率测试与分析
经过前文对开通和关断状态的分析，进一步测试了整个系统的效率，效率的测试方法采用测量输入电压、输入电流、输出电压、输出电流并计算输入功率和输出功率的方法得到。输入电压采用电压表测量，输入电流采用高精度分流计测量，输出电压电流功率数据从电子负载中得到。最终测试结果显示，在很宽的电压输入范围里，系统都能超过90% 的效率。图8展示了输入电压220V到400V，输出电流20A到110A的系统效率曲线，其中系统效率较高的区域是电压输入较低的区域。最核心的负载段，即30%到70%的负载段是系统工作最典型的使用工况，也是本设计最重要的设计目标段，该段效率也达到了90%以上。
4 结论
当代高速IGBT(如英飞凌HS3系列)，对比传统的沟槽栅场终止IGBT，在不增加集电极到发射极饱和压降的情况下，拖尾电流和关断损耗得到显著改善，显著地改善了沟槽栅。通过电路设计和实际测试，在这种软开关式移相全桥DC/DC转换器的应用中实现了替代超级结MOSFET的可能性，同时在功率较高的工况超越了超级结MOSFET的性能，同时芯片面积比MOSFET大幅缩小，因此芯片成本也会降低。
本设计采用13:1的匝比，配合移相全桥和全波同步整流的拓扑结构，以及无谐振电感特性，实现了220V到400V功率范围，93%的最优效率，以及非常平缓的效率下降平台，为高压-低压DC/DC变换器的设计提供了一种新的功率器件设计选择方向。
参考文献：
[1]S.M.N.Hasan, M.N.Anwar, M.Teimorzadeh, D.P.Tasky, “Features and challenges for Auxiliary Power Module (APM) design for hybrid/electric vehicle applications”, IEEE Vehicle Power and Propulsion Conference (VPPC) 2011, 6-9 Sept. 2011
[2]L. Mweene, C. Wright, and M. Schlecht, “A 1 kW 500kHz front-end converter for a distributed power supply system," Power Electronics, IEEE Transactions on, vol. 6, no. 3, pp. 398-407, 1991
[3]R.Redl, L.Balogh, D.W.Edwards, “Optimum ZVS Full-Bridge DC/DC Converter with PWM Phase-Shift Control: Analysis, Design Considerations, and Experimental Results”, Applied Power Electronics Conference and Exposition 1994, Ninth Annual Conference Proceedings 1994. pp.159-165, 13-17 February 1994.
[4]F. Krismer and J. Kolar, “Efficiency-optimized high-current dual active bridge converter for automotive applications," Industrial Electronics, IEEE Transactions on, vol. 59, no. 7, pp. 2745-2760, 2012.
[5]G. Deboy, N. Marz, J.-P. Stengl, H. Strack, J. Tihanyi, and H. Weber, “A new generation of high voltage MOSFETs breaks the limit line of silicon,” in Electron Devices Meeting, 1998. IEDM '98. Technical Digest., International, pp. 683-685, 1998.
[6]I. Widjaja, A. Kurnia, K. Shenai, and D. Divan, “Switching dynamics of IGBTs in soft-switching converters,” Electron Devices, IEEE Transactions on, vol. 42, no. 3, pp. 445–454, 1995.
[7]R. Wu, J. Wen, J. Wu, Z. Chen, C. Peng, and Y. Wang, “Analysis of power losses in voltage source converter with new generation IGBTs," in Computer Science and Automation Engineering (CSAE), 2012 IEEE International Conference on, vol. 1, pp. 674-678, 2012.
[8]T. Laska, M. Munzer, F. Pfirsch, C. Schaeffer, and T. Schmidt, “The field stop IGBT (FS IGBT). a new power device concept with a great improvement potential," in Power Semiconductor Devices and ICs, 2000. Proceedings.The 12th International Symposium on, pp. 355-358, 2000.
[9] H. Huesken, D. Chiola, and T. Kimmer, “A new IGBT family optimized for high switching speed," in Proceedings of PCIM Europe Conference, 2010.
[10]D. Chiola, H. Hsken, and T. Kimmer, “High speed IGBT with MOSFET-like switching behavior," in Proceedings of PCIM Europe Conference, 2010.
[11]T. Kimmer and E. Griebl, “Trenchstop5: A new application specific IGBT series," in Proceedings of PCIM Europe Conference, 2012.
[12]Erickson, R.; Maksimovic, D., Fundamentals of Power Electronics. University of Colorado Boulder, 2 ed., 2001. ISBN: 0-7923-7270-0.
绪论
DC/DC变换器是电动汽车、混动汽车等新能源汽车中不可或缺的辅助性电子设备，它取代了传统汽车原有的发动机通过皮带带动的发电机，给车辆电压12V网络供电。实现了车辆推进系统和辅助供电系统的分离。为提高整车系统效率提供了便利条件。它的输入是高压储能动力电池系统，输出是低压12伏电源网络，因此叫做高压-低压DC/DC变换器(HV-LV DC/DC Converter)，见图1。该DC/DC变换器通常功率为1~3kW[1]。
零电压开关的移相全桥是这一应用的通用拓扑[2-3]。这一拓扑结构见图2，其优点是通过移相调制利用系统寄生参数(变压器漏感Lleak和开关器件输出电容Coss)，而且这一软开关拓扑工作在定频的开关频率下，非常有利于器件寄生参数选取。
典型的用于电动汽车与混合动力汽车的移相全桥转换器要求如下：高压输入来自于高压电池组，电压大约200V到400V;输出部分连接低压电池和弱电负载，电压14V左右。表1给出该DC/DC转换器的典型指标。基于100kHz的开关频率和输入电压范围指标，目前这个应用的多数开关器件都是超级结场效应管(Super-junction MOSFET) [4]。IGBT原本多用于1kHz到20kHz的开关频率应用。随着结构的改进，开关损耗降低，高速IGBT逐渐在更高的开关频率得以应用。本文根据这一前沿趋势，研究这种改进的高速IGBT在高压到低压DC/DC中的100kHz开关应用。
本文结构如下：第一章论述高频开关工作的IGBT现状;第二章论述该高压到低压DC/DC转换器的具体设计方案;第三章展示实验结果，包括开关细节波形和效率测试。
1 高频开关工作的IGBT技术
超级结技术的MOSFET基于电荷补偿原理，早在1998年就进入市场[5]，在600V耐压级别的应用范围里形成一场革命。其最重要的优点是它在寄生二极管的有源层中采用了垂直PN细条的三维结构，它能维持相同的阻断电压，但是由于减小了垂直PN条的宽度，导通电阻得以成比例的减小。采用这个方法，单位面积导通电阻可降低5-10倍。在超级结技术产生之前，在600V耐压级别应用领域不可避免地会使用具有优良导通损耗的IGBT。而限于IGBT特有的拖尾电流和由此导致的开关损耗，开关频率始终在20kHz以下。两种当时主流的IGBT(PT和NPT)都存在这种拖尾电流[6] 。
改变这一现象的标志性技术进步由沟槽栅场终止结构IGBT(英飞凌制造)和软穿通结构IGBT(ABB制造)实现[7]。沟槽栅场终止结构IGBT诞生于2000年[8]，改进了IGBT的关断拖尾电流波形。其后沟槽栅场终止结构IGBT基于不同的应用场合被进一步优化。优化的IGBT工作在20kHz到40kHz的开关频率应用于电焊机、太阳能逆变器和UPS方面[9]。英飞凌于2010年发布了为高频硬开关优化的600V沟槽栅场终止结构IGBT，又在2012年发布了一系列用于不同应用领域的沟槽栅场终止结构IGBT[10-11]。这些新型IGBT的诞生，为本文的100kHz开关移相全桥拓扑提供了基础条件。
2 DCDC转换器电路设计
该DC/DC转换器采用英飞凌的650V 50A高速IGBT和快速二极管模块Easy module 1B，具体电路形式见图9，主要采用的电子元件见表2。
2.1 主功率变压器设计
主变压器匝比，计算见公式1，其中和MOSFET有区别的地方在于开关器件结压降变成了IGBT的集电极到发射极压降Vcesat。更高的匝比数可以降低原边流过IGBT的电流有效值，但是另一方面，由于变压器漏感引起的丢失占空比使得最低输入电压220V和额定输出电压13.8V的有效占空比应控制在85%以内，因此最后选择匝数比为13:1:1。
(1)
为了正确选择磁芯尺寸，保证变压器不会饱和，应计算最大磁场密度 B，具体计算见公式(2)[12]。其中Ae是磁芯截面积，n1是变压器原边匝数。λ是副边的伏秒积。
(2)
计算伏秒积的公式见(3)。
(3)2.2 同步整流电路设计
同步整流技术可以显著提高副边的整流效率，降低整流产生的损耗。常见的同步整流电路拓扑有三种，全桥整流，全波整流和倍流整流。倍流整流在这种应用中需要耐压更高的开关器件，因此会产生更大的通态损耗，系统效率在86%左右，而全桥整流和全波整流都可以达到90%以上的效率。本设计选用了全波整流拓扑，如图3所示。相比于全桥整流电路，变压器副边需要多一个中心抽头，但是所用的半导体数量会减少一半。虽然半导体上的电压应力因为副边两个绕组的关系需要耐压更高，但是MOSFET数量的减少使两种拓扑的损耗基本一致。仿真计算结果也支持了这一分析，而且全波整流在更高负载的效率也比全桥整流略有优势。
输出滤波电感的设计主要是满足电流连续，因此计算公式见4。由公式可知，提高开关频率有利于减小电感感值，也有利于较小电感尺寸。
(4)2.3 电流检测变压器设计
常见的电流传感方案有采样电阻、霍尔传感器，电流检测变压器等等，电流检测变压器具有低成本和电气隔离的特点，本设计采用了电流检测变压器来检测电流信号。在拓扑中电流检测传感器有两种检测位置，如图4所示。
放置在直流母线侧的电流检测传感器可以检测上下臂直通短路，但是由于其负载是单向的，要避免短路时发生的磁饱和会比较困难，特别是要注意饱和点要超过主变压器原边的饱和点，否则无法检测短路电流。如果电流检测传感器的设计在主变压器的原边，由于其工作在双向模式，因此磁通密度提高了一倍。而无法检测上下臂直通的缺点通过驱动芯片来弥补，设计采用的驱动芯片具有互锁功能，有效防止上下臂直通短路。
3 测试验证结果
在100kHz开关频率下，进行了一系列的测试，以评估高速IGBT在此应用中的适应性和潜在优势。本设计出于成本和空间的考虑，没有采用外置的谐振电感，而是运用变压器自身漏感来进行谐振。从基本性能来讲同样电压电流的IGBT芯片面积只有MOSFET的六分之一，在小电流和低温条件下MOSFET具有优势。但是随着工作结温的提高的电流增大，IGBT的电流能力迅速提高，导通损耗比MOSFET明显降低，如图5所示。
3.1 关断损耗分析
如图6所示高速IGBT在此拓扑中的关断拖尾电流几乎可以忽略，和传统IGBT相比，其关断损耗显著减小。在结温较高时，拖尾电流开始显现，关断损耗也开始增加。
3.2 开通损耗分析
如图7所示，尽管大多数负载点可以实现软关断，但是在轻载时由于原边电流较小，储存在变压器漏感的能量较小，不足以使滞后臂实现软关断。从整体效果来看，主工作区间良好实现了软关断，IGBT的极低的输出电容特性使得整个系统在没有外置谐振电感的情况下实现了主工作区间的软关断，系统损耗由此明显降低，这也是由前文提到的IGBT芯片面积远小于MOSFET所决定。
3.3 效率测试与分析
经过前文对开通和关断状态的分析，进一步测试了整个系统的效率，效率的测试方法采用测量输入电压、输入电流、输出电压、输出电流并计算输入功率和输出功率的方法得到。输入电压采用电压表测量，输入电流采用高精度分流计测量，输出电压电流功率数据从电子负载中得到。最终测试结果显示，在很宽的电压输入范围里，系统都能超过90% 的效率。图8展示了输入电压220V到400V，输出电流20A到110A的系统效率曲线，其中系统效率较高的区域是电压输入较低的区域。最核心的负载段，即30%到70%的负载段是系统工作最典型的使用工况，也是本设计最重要的设计目标段，该段效率也达到了90%以上。
4 结论
当代高速IGBT(如英飞凌HS3系列)，对比传统的沟槽栅场终止IGBT，在不增加集电极到发射极饱和压降的情况下，拖尾电流和关断损耗得到显著改善，显著地改善了沟槽栅。通过电路设计和实际测试，在这种软开关式移相全桥DC/DC转换器的应用中实现了替代超级结MOSFET的可能性，同时在功率较高的工况超越了超级结MOSFET的性能，同时芯片面积比MOSFET大幅缩小，因此芯片成本也会降低。
本设计采用13:1的匝比，配合移相全桥和全波同步整流的拓扑结构，以及无谐振电感特性，实现了220V到400V功率范围，93%的最优效率，以及非常平缓的效率下降平台，为高压-低压DC/DC变换器的设计提供了一种新的功率器件设计选择方向。
参考文献：
[1]S.M.N.Hasan, M.N.Anwar, M.Teimorzadeh, D.P.Tasky, “Features and challenges for Auxiliary Power Module (APM) design for hybrid/electric vehicle applications”, IEEE Vehicle Power and Propulsion Conference (VPPC) 2011, 6-9 Sept. 2011
[2]L. Mweene, C. Wright, and M. Schlecht, “A 1 kW 500kHz front-end converter for a distributed power supply system," Power Electronics, IEEE Transactions on, vol. 6, no. 3, pp. 398-407, 1991
[3]R.Redl, L.Balogh, D.W.Edwards, “Optimum ZVS Full-Bridge DC/DC Converter with PWM Phase-Shift Control: Analysis, Design Considerations, and Experimental Results”, Applied Power Electronics Conference and Exposition 1994, Ninth Annual Conference Proceedings 1994. pp.159-165, 13-17 February 1994.
[4]F. Krismer and J. Kolar, “Efficiency-optimized high-current dual active bridge converter for automotive applications," Industrial Electronics, IEEE Transactions on, vol. 59, no. 7, pp. 2745-2760, 2012.
[5]G. Deboy, N. Marz, J.-P. Stengl, H. Strack, J. Tihanyi, and H. Weber, “A new generation of high voltage MOSFETs breaks the limit line of silicon,” in Electron Devices Meeting, 1998. IEDM '98. Technical Digest., International, pp. 683-685, 1998.
[6]I. Widjaja, A. Kurnia, K. Shenai, and D. Divan, “Switching dynamics of IGBTs in soft-switching converters,” Electron Devices, IEEE Transactions on, vol. 42, no. 3, pp. 445–454, 1995.
[7]R. Wu, J. Wen, J. Wu, Z. Chen, C. Peng, and Y. Wang, “Analysis of power losses in voltage source converter with new generation IGBTs," in Computer Science and Automation Engineering (CSAE), 2012 IEEE International Conference on, vol. 1, pp. 674-678, 2012.
[8]T. Laska, M. Munzer, F. Pfirsch, C. Schaeffer, and T. Schmidt, “The field stop IGBT (FS IGBT). a new power device concept with a great improvement potential," in Power Semiconductor Devices and ICs, 2000. Proceedings.The 12th International Symposium on, pp. 355-358, 2000.
[9] H. Huesken, D. Chiola, and T. Kimmer, “A new IGBT family optimized for high switching speed," in Proceedings of PCIM Europe Conference, 2010.
[10]D. Chiola, H. Hsken, and T. Kimmer, “High speed IGBT with MOSFET-like switching behavior," in Proceedings of PCIM Europe Conference, 2010.
[11]T. Kimmer and E. Griebl, “Trenchstop5: A new application specific IGBT series," in Proceedings of PCIM Europe Conference, 2012.
[12]Erickson, R.; Maksimovic, D., Fundamentals of Power Electronics. University of Colorado Boulder, 2 ed., 2001. ISBN: 0-7923-7270-0.
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