作者簡介：董潔（1992—），女，浙大碩士畢業(yè)，現(xiàn)任英飛凌工業(yè)功率控制事業(yè)部高級應(yīng)用工程師，主要從事電力電子技術(shù)研究應(yīng)用工作。

摘 要

近年來新能源汽車發(fā)展迅速，對充電樁也提出了高功率密度、大功率、高效率等要求。基于三相LLC變換器技術(shù)的30千瓦功率模塊單元性能更優(yōu)，可以滿足現(xiàn)有的市場需求。基于30千瓦三相LLC變換器常見的母線電壓等級800V，對于650V和1200V器件存在兩種不同的拓?fù)浞桨浮Ｎ恼箩槍@兩類拓?fù)溥M(jìn)行參數(shù)設(shè)計(jì)，選取三種功率器件方案：

650V IGBT/ 650V Si MOSFET/1200V SiC MOSFET，參考實(shí)際應(yīng)用參數(shù)，利用PLECS平臺進(jìn)行仿真分析，綜合對比三種功率器件在損耗、結(jié)溫、效率和成本等方面的特點(diǎn)與差異。

1.三相LLC諧振變換器

隨著全球經(jīng)濟(jì)的發(fā)展，運(yùn)輸需求的增加，傳統(tǒng)汽車帶來的能源和污染問題日益嚴(yán)重。碳達(dá)峰和碳中和的戰(zhàn)略目標(biāo)對能源和污染問題提出了更高的要求。新能源汽車具有能源消耗少、無環(huán)境污染、噪聲低等優(yōu)點(diǎn)，成為了未來汽車產(chǎn)業(yè)的重要發(fā)展趨勢，在汽車市場的占有率日益增加[1-3]。動力電池作為新能源汽車的核心部件，占據(jù)整車成本約30%~40%。動力電池的補(bǔ)能方式主要有換電和充電。在充電相關(guān)的充電樁電源模塊里多采用兩級結(jié)構(gòu)，第一級為功率因數(shù)校正（Power Factor Correction, PFC），第二級為DC/DC變換器，如圖1所示[4]。

圖1.新能源汽車充電樁基本結(jié)構(gòu)

新能源汽車的發(fā)展，對充電樁提出了高功率密度、大功率以及高效率等需求。LLC諧振變換器的軟開關(guān)特性可以在全負(fù)載范圍內(nèi)實(shí)現(xiàn)原邊開關(guān)管的零電壓導(dǎo)通（Zero-Voltage Switching,ZVS）和副邊二極管的零電流關(guān)斷（Zero-Current Switching, ZCS），在維持高效率的同時(shí)提高工作頻率，減小被動元件體積，增加功率密度[5-7]。交錯(cuò)并聯(lián)技術(shù)可以在保證開關(guān)管工作頻率不變的前提下，減小輸入輸出電流的紋波，從而減小濾波電容體積。但元器件參數(shù)差異會導(dǎo)致模塊間出現(xiàn)不均流現(xiàn)象，而Y型連接的三相LLC變換器可以有效改善相間不均流的問題[8,9]。并由于模塊增加等，三相LLC變換器的通流能力增加，實(shí)現(xiàn)大功率、高功率密度的目標(biāo)。大功率充電樁可以節(jié)省充電時(shí)間，滿足客戶的使用需求。因此，30千瓦充電樁的市場占比越來越大。

圖2為新能源汽車主流的400V和800V鋰電池的充放電曲線。為同時(shí)匹配不同電池，充電模塊工作范圍很寬：200~1000V。這要求三相LLC諧振變換器具有寬范圍調(diào)節(jié)的能力，文章采用變壓器副邊串并聯(lián)方式進(jìn)行寬范圍調(diào)節(jié)。

（a）400V電池(200~500V)

（b）400V電池(200~500V)

圖2.30kW新能源汽車鋰電池充放電曲線

文章基于30kW的三相LLC諧振變換器，結(jié)合實(shí)際的寬范圍應(yīng)用需求，進(jìn)行兩種拓?fù)湓矸治龊蛥?shù)設(shè)計(jì)，并通過PLECS軟件進(jìn)行電氣、損耗和熱特性的仿真分析，重點(diǎn)對比了三種主流功率器件：Si MOSFET(650V/CFD7)、IGBT(650V/H5)和SiC MOSFET(1200V)，在三相LLC中的表現(xiàn)。

2.三相LLC諧振變換器

三相LLC諧振變換器的基本架構(gòu)如圖3所示。變壓器原邊由三相半橋和諧振腔組成，變壓器副邊采用二極管的方式實(shí)現(xiàn)整流功能。

圖3.三相LLC諧振變換器結(jié)構(gòu)框圖

三相LLC變換器直流母線常采用800V電壓等級，針對功率器件的電壓等級存在兩種解決方案。第一種為兩個(gè)650V器件模塊串聯(lián)，第二種為1200V器件單模塊使用。由于電路寬范圍輸出的需求，三相LLC諧振變換器副邊的二極管整流橋需要進(jìn)行串并聯(lián)切換。并聯(lián)時(shí)輸出電壓為單模塊輸出電壓(200~500V)，串聯(lián)時(shí)輸出電壓為兩倍單模塊輸出電壓(500~1000V)。結(jié)合原邊兩種器件拓?fù)浞桨福约案边叺恼鳂虼⒙?lián)方案，可以得到三相LLC諧振變換器的兩種拓?fù)浞桨福鐖D4和圖5所示。

圖4.650V開關(guān)管三相LLC諧振變換器

圖5.1200V開關(guān)管三相LLC諧振變換器

其中，Cra、Crb、Crc是諧振電容，值為Cr；Lra、Lrb、Lrc是諧振電感，值為Lr；Lma、Lmb、Lmc是勵(lì)磁電感，值為Lm。圖4中的Q1~Q12為650V開關(guān)管，圖5中的Q1~Q6為1200V開關(guān)管。S1~S3為切換整流模塊串并聯(lián)狀態(tài)的開關(guān)器件。

3.三相LLC變換器設(shè)計(jì)

對于三相LLC諧振變換器，諧振參數(shù)的設(shè)計(jì)決定了變換器的增益與性能。

3.1 基于FHA的LLC基本分析

基波分析法（First-Harmonic Approximation, FHA）是一種常用的分析諧振變換器的方法。通過基波分析法可以簡化電路的分析過程，將復(fù)雜的諧振變換器簡化為如圖6(a)所示的結(jié)構(gòu)[10]。文章中，Vin為變換器輸入電壓，Vo為輸出電壓，Io為輸出電流，Ro為輸出側(cè)負(fù)載，n為變壓器原副邊變比。

（a）原副邊基波等效

（b）折算到原邊

圖6.基波等效電路

其中，vab為諧振腔的交流輸入，vcd為變壓器副邊的交流輸出，isr為變壓器副邊的諧振電流。在等效電路中，交流變量vab、vcd和isr通過泰勒級數(shù)展開可以得到其基波分量：

輸出等效阻抗Ro eq可以定義為：

將輸出等效阻抗折算到原邊，如圖6(b)所示，此時(shí)等效阻抗Req為：

根據(jù)圖6(b)，此時(shí)電路可以看作Req和Lr以及Cr在進(jìn)行分壓，因此可以得到電壓增益的表達(dá)式：

其中，質(zhì)量因數(shù)：Q=√(Lr/Cr)/Req，電感比：k=Lm/Lr，諧振頻率：fr=1/(2π√(Lr Cr))，歸一化頻率：fn=fs/fr。電壓增益隨歸一化頻率的變化受參數(shù)Q和k的影響。

3.2 諧振參數(shù)設(shè)計(jì)

表1所示是三相LLC變換器的參數(shù)規(guī)格。

表1.三相LLC諧振變換器規(guī)格參數(shù)

3.2.1 650V器件諧振參數(shù)設(shè)計(jì)

650V器件的電路如圖4所示，根據(jù)諧振點(diǎn)的輸入輸出電壓，得到變壓器原副邊變比n=11:9。

變換器采用變母線的方式，輸入電壓配合輸出進(jìn)行調(diào)制。以650V器件的拓?fù)錇槔儔浩鞲边叢⒙?lián)，單模塊為半母線電壓，其輸入輸出的對應(yīng)關(guān)系如圖7所示，此時(shí)最大和最小的電壓增益為：

圖7.變換器輸入輸出電壓對應(yīng)關(guān)系

文獻(xiàn)[11]給出了參數(shù)k和Q的詳細(xì)設(shè)計(jì)過程。隨著Q減小，最高頻率處的電壓增益增加，因此要確保在空載狀態(tài)下，最高頻率處的電壓增益可以滿足最小增益的要求。假設(shè)Q為最小極限值0，將Q=0帶入增益表達(dá)式(6)，可以得到k的最大值：

電池實(shí)際工作時(shí)，在200V~250V區(qū)間進(jìn)行降額工作，設(shè)計(jì)過程不將其考慮在內(nèi)，因此認(rèn)為Vo min=250V，再考慮設(shè)計(jì)的裕量，選擇k值為6。

在k值固定的情況下，電壓增益曲線隨著Q值的增加而減小。由于滿載時(shí)Q值最大，Q應(yīng)該在滿載工況下進(jìn)行設(shè)計(jì)，滿足在最低的開關(guān)頻率點(diǎn)可以實(shí)現(xiàn)最大的電壓增益。因此Q的最大值為：

為了提高效率，Q的取值要盡量大，因此選擇Q=0.9Qmax。根據(jù)表1，計(jì)算變換器的等效電阻值Req=15.14，從而可以得到諧振參數(shù)：

3.2.2 1200V器件諧振參數(shù)設(shè)計(jì)

1200V器件的拓?fù)渲凶儔浩髟边呍驯葹?50V器件拓?fù)涞膬杀叮虼艘獙?shù)設(shè)計(jì)過程進(jìn)行修正。經(jīng)過計(jì)算，可以得到650V器件拓?fù)浜?200V器件拓?fù)渲C振參數(shù)的設(shè)計(jì)值為：

表2.三相LLC諧振變換器參數(shù)設(shè)計(jì)結(jié)果

4.主功率器件的選型與特性

英飛凌作為功率半導(dǎo)體器件的領(lǐng)導(dǎo)者，針對不同的應(yīng)用背景均有相應(yīng)的MOSFET和IGBT等產(chǎn)品解決方案。對于上述30kW三相LLC拓?fù)涞闹鞴β势骷恼聦凑?50V和1200V兩種電壓等級，選取三種典型功率器件進(jìn)行特性分析。

4.1 650V Si MOSFET

英飛凌最新的CoolMOS™ CFD7系列產(chǎn)品，開關(guān)損耗小，開關(guān)速度快，且專門優(yōu)化了體二極管等特性，可以更好地適配LLC等各種軟開關(guān)應(yīng)用，也是目前充電樁應(yīng)用中的主流產(chǎn)品。

根據(jù)功率等級，文章選取650V/29m?/CFD7系列的TO247-3單管封裝的IPW65R029CFD7。

4.2 650V IGBT

針對某些高頻或軟開關(guān)領(lǐng)域，英飛凌也有相應(yīng)的高速IGBT產(chǎn)品。例如650V TRENCHSTOP™ 5系列，按器件開關(guān)速度由低到高分別有L5、S5、H5、F5等產(chǎn)品。文章選取650V/75A/H5系列的TO247-4封裝的IGBT產(chǎn)品IKZ75N65EH5。

4.3 1200V SiC MOSFET

相較于Si器件，SiC器件具有更高的禁帶寬度、更高的阻斷電壓和更高的熱導(dǎo)率。因此使用SiC器件可以在降低開關(guān)損耗的同時(shí)，擁有更高的阻斷電壓和更好的熱性能。文章選取英飛凌的CoolSiC™產(chǎn)品IMZ120R030M1H，導(dǎo)通電阻為30m?。

4.4 三種功率器件的特性對比

鑒于LLC軟開關(guān)的電路特點(diǎn)，功率器件的損耗主要為導(dǎo)通損耗和關(guān)斷損耗，其中大部分工況下導(dǎo)通損耗占據(jù)主導(dǎo)位置。除了器件的損耗，熱阻Rthjc的差異也會影響器件的結(jié)溫Tvj和性能表現(xiàn)。

導(dǎo)通損耗與功率器件的Rdson或VCE特性相關(guān)，圖8為不同結(jié)溫Tvj下VDS/VCE與電流ID/IC之間的關(guān)系。（根據(jù)規(guī)格書，IPW65R029CFD7的典型Rdson為24m?，IMZ120R030M1H的典型Rdson為30m?。）

（a）Tvj=25°C

（b）Tvj=125°C

圖8.功率器件飽和壓降曲線對比

由上圖可知，650V CoolMOS™的Rdson隨結(jié)溫Tvj升高，增加最為明顯，650V IGBT對于結(jié)溫Tvj的敏感程度最低。

此外，三個(gè)器件的關(guān)斷特性如表3和圖9所示。（IMZ120R030M1H的門級關(guān)斷電阻Rgoff=2?，IKZ75N65EH5的Rgoff=18?，二者關(guān)斷損耗Eoff數(shù)據(jù)來自規(guī)格書。IPW65R029CFD7規(guī)格書未提供Eoff曲線，以官網(wǎng)SPICE模型的Eoff仿真曲線作為參考，Rgoff=5?）

表3.功率開關(guān)管關(guān)斷時(shí)間的數(shù)據(jù)表參考

由表3可知，三種器件的關(guān)斷時(shí)間tf均為10ns左右，考慮到實(shí)際應(yīng)用的Rgoff與規(guī)格書可能存在差異，因此具體的數(shù)值需要根據(jù)工況進(jìn)行調(diào)整。

（a）Tvj=25°C

（b）Tvj=125°C

圖9.功率器件關(guān)斷損耗曲線對比

三種功率器件的熱阻RthJC_max對比如表4所示。

表4.不同器件方案的結(jié)殼熱阻

為進(jìn)一步對上述器件的特性進(jìn)行分析，比較他們在LLC系統(tǒng)應(yīng)用中的損耗和結(jié)溫等方面的差異,文章將利用PLECS仿真工具，同時(shí)對LLC電路和功率器件建模，進(jìn)行定量仿真分析與對比。

5.PLECS仿真

PLECS是電路和控制結(jié)合的多功能仿真軟件，非常適合于包括熱仿真在內(nèi)的器件方案評估。文章基于PLECS平臺進(jìn)行不同器件和拓?fù)浞桨傅膶Ρ龋瑸閷?shí)際的電路搭建提供準(zhǔn)確的指導(dǎo)。

5.1 三相LLC仿真電路

圖2所示為充電樁工作對應(yīng)的電池負(fù)載曲線。實(shí)際工作中，變換器需要覆蓋所有的工況。文章中選取了三個(gè)典型工作點(diǎn)進(jìn)行仿真，覆蓋恒壓、恒功率和恒流不同階段的情況，如表5所示。Th為散熱器溫度，Rth_CH為散熱器與功率器件殼之間的熱阻。

表5.三相LLC諧振變換器仿真工況點(diǎn)

仿真過程采用開環(huán)控制，保證電路的可靠有效工作。對于三相LLC原邊開關(guān)管而言，每相橋臂的上下兩個(gè)開關(guān)管互補(bǔ)導(dǎo)通，占空比為0.5，三相之間相移為120°。使用500V輸出電壓作為觸發(fā)條件，進(jìn)行變壓器副邊整流模塊的串并聯(lián)切換。

圖10為650V CoolMOS™的仿真波形，Vg1、Vg3、Vg5分別為三相橋臂的上管驅(qū)動，ILra、ILrb、ILrc分為三相的原邊諧振電流，波形近似為正弦波。此時(shí)輸入電流的紋波為20%，輸出電流的紋波約為12%，相較于傳統(tǒng)的LLC拓?fù)洌娏骷y波得到抑制。

圖10.650V CoolMOS仿真波形

5.2 PLECS器件模型

PLECS在進(jìn)行損耗和熱仿真時(shí)，模型中要包含導(dǎo)通壓降/電阻、開關(guān)損耗Esw等數(shù)據(jù)。仿真模型數(shù)據(jù)來自規(guī)格書中的曲線，是在特定的平臺和工況下測試得到的。

除此之外，需要額外考慮輸出電容Coss充放電的能量Eoss。理想情況下，輸出電容在一個(gè)周期內(nèi)充放電，開關(guān)管關(guān)斷時(shí)，實(shí)際關(guān)斷損耗等于測量損耗減去Eoss；開通時(shí)，實(shí)際開通損耗等于測量損耗加上Eoss。對于硬開關(guān)器件，開關(guān)損耗為關(guān)斷損耗與開通損耗之和，因此可以忽略Eoss的影響。但對于ZVS器件，開通損耗不考慮，因此在計(jì)算關(guān)斷損耗的時(shí)候需要額外減去Eoss，如公式(16)所示。由于輸出電容的滯回特性，經(jīng)過充電再放電的過程，Eoss會有部分能量損失，因此需要給Eoss增加一個(gè)系數(shù)φ (0~1)。部分器件會在規(guī)格書中給出Eoss的值，對于沒有提供Eoss的器件，可以基于Coss與VDS的關(guān)系曲線，通過Coss對VDS平方的積分，得到Eoss的值。文章中為了簡化計(jì)算，暫不考慮Eoss的影響。

在功率開關(guān)管的模型中均包含體二極管或外加二極管的模型，因此在一定的死區(qū)時(shí)間內(nèi)，通過二極管續(xù)流，可以實(shí)現(xiàn)開關(guān)管的ZVS軟開關(guān)。根據(jù)應(yīng)用考慮，仿真中選擇驅(qū)動電阻如表6所示。通常門極電阻Rg越大，功率器件的開關(guān)損耗越大。考慮到設(shè)計(jì)裕量，同時(shí)也為了更貼近實(shí)際應(yīng)用，此處設(shè)置比規(guī)格書稍大一些的電阻Rg作為仿真參考。仿真模型已經(jīng)考慮了驅(qū)動電阻的影響。

表6.不同器件方案的驅(qū)動電阻

6.仿真結(jié)果分析

表7~9所示分別為CoolMOS™、IGBT和CoolSiC™的三相LLC原邊功率管仿真結(jié)果。

表7.650V CoolMOS三相LLC諧振變換器仿真結(jié)果

表8.650V IGBT三相LLC諧振變換器仿真結(jié)果

表9.1200V CoolSiC三相LLC諧振變換器仿真結(jié)果

圖11.三種器件方案結(jié)溫對比

從圖11中可以看出，三種開關(guān)管均可以滿足結(jié)溫要求，其中CoolMOS™結(jié)溫表現(xiàn)最好，為112.2°C，而CoolSiC™的結(jié)溫最高，為136.5°C。文章中針對結(jié)溫的仿真是基于固定的散熱器溫度，若基于相同的實(shí)際散熱條件，由于CoolSiC™損耗低，其散熱器溫度會偏低，因此實(shí)際結(jié)溫也會降低。

而圖12給出了三種器件方案的效率對比，其中CoolSiC™效率最優(yōu)，IGBT方案的效率最低。

圖12.三種器件方案效率對比

對于650V的器件方案，雖然CoolMOS™的結(jié)溫和效率表現(xiàn)更優(yōu)，但同樣電流等級下，IGBT具有明顯的成本優(yōu)勢，可以滿足不同客戶的需求。英飛凌之后也將推出性能優(yōu)化的快速開關(guān)IGBT方案，提升IGBT性能，進(jìn)一步滿足客戶需求。1200V的方案可以將開關(guān)管數(shù)量從12顆減少為6顆，降低拓?fù)鋸?fù)雜度，減少驅(qū)動等配套電路的數(shù)量。雖然SiC器件單顆成本較高，但是由于器件數(shù)量少、配套電路少，并且該方案的高效率可以降低散熱成本和電能成本。因此綜合考慮運(yùn)行成本等因素，在成本方面反而具有一定的優(yōu)勢。表10給出了三種器件方案的優(yōu)缺點(diǎn)，在應(yīng)用過程中可以根據(jù)需求進(jìn)行選擇。

表10.不同器件方案三相LLC諧振變換器優(yōu)缺點(diǎn)

7.結(jié)論

文章針對30kW三相LLC變換器常見的兩類拓?fù)洌x取了三種不同的功率器件方案：650V IGBT/650V Si MOSFET/1200V SiC MOSFET，基于特定的參數(shù)條件，利用PLECS平臺進(jìn)行詳細(xì)的仿真分析，對比了三種功率器件在損耗、結(jié)溫、效率和成本等方面的各自特點(diǎn)與差異。相比目前主流的650V Si MOSFET方案，650V IGBT方案具有一定的器件成本優(yōu)勢，雖然整體效率稍低，若增加開關(guān)速度來減小Eoff，則器件的結(jié)溫和效率還有進(jìn)一步優(yōu)化的空間，可縮小與Si MOSFET性能差距。關(guān)于1200V SiC MOSFET方案，雖然器件成本增加，但整體拓?fù)淇刂坪唵巍⑴涮纂娐飞佟⑿矢撸行Ы档拖到y(tǒng)設(shè)計(jì)的成本，是未來發(fā)展的重要趨勢之一。

參考文獻(xiàn)

[1]  Hong Z, Hong Y, Zhang H, et al. Pollution characteristics and source apportionment of PM2.5-Bound n-Alkanes in the Yangtze River Delta, China[J]. Aerosol & Air Quality Research. 2017, 17(8): 1985-1998.

[2]  劉超，韓晶晶. 汽車新能源及節(jié)能技術(shù)淺析[J]. 工程技術(shù)：全文版, 2016(8):00298-00298.

[3]  曾鳴, 楊雍琦, 李源非, 等. 能源互聯(lián)網(wǎng)背景下新能源電力系統(tǒng)運(yùn)營模式及關(guān)鍵技術(shù)初探[J]. 中國電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2016, 36(3):681-691.

[4]  Ling Luo. A novel hybrid resonant PI controller to decrease DC capacitance for EV charger[C]. 2014 IEEE conference and Expo Transportation Electrification Asia-Pacific.

[5]  Jin Ke, Ruan Xinbo. Hybrid full-bridge three-level LLC resonant converter- a novel DC/DC converter suitable for fuel cell power system[C]. 2005 IEEE Power Electronics Specialists Conference, 2005: 361-367.

[6]  Ren Ren, et al. Capacitor-clamped three-level gan-based DC-DC converter with dual voltage outputs for battery charger applications[J]. IEEE Journal of Emerging and Selected Topics in Power Electronics, 2016, 4(3):841-853.

[7]  李浩昱, 李振偉, 趙雷, 等. 寬輸入LLC諧振變換器多電平控制策略[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2017, 32(4):48-57.

[8]  Kim H S, et al. The high-efficiency isolated AC/DC converter using the three-phase interleaved LLC resonant converter employing the Y-connected rectifier[J]. IEEE Trans. On Power Electronics, 2014, 29(8):4017-4028.

[9]  Asa E, Colak K, Bojarski M, et al. Three-phase LLC resonant converter with D-DLL control technique for EV battery chargers[A]. In Proceeding of Electric Vehicle Conference[C]. 20141-7.

[10] Mladen Ivankovic, Jon Mark Hancock. Part I: LLC calculator, FHA analysis based on a vector algorithm[M]. Infineon Technologies AN_201709_PL52_029, 2017.

[11] H Huang. FHA-based voltage gain function with harmonic compensation for LLC resonant converter[C]. 2010 IEEE Applied Power Electronics Conference and Exposition(APEC), 2010: 1770-1777.