3.4 实验验证

本节在第2章实验平台上，对上述优化结果与控制策略进行实验验证。并且在 V _M =480V工况下，对比了第2章中的单移相控制、基于三种ZVS判定方法优化结果的非对称占空比移相混合控制下的开关管ZVS开通情况，实验结果分别如图3.15、图3.16所示。根据3.1节中分析，在 V _M =480V工况下，二次侧开关管S ₁ ～S ₆ 可以实现全负载范围内的ZVS开通，因此图3.15、图3.16中仅给出了一次侧开关管Q ₁ 与Q ₂ 的相关波形，其中， v _gsQi 为开关管Q _i 的驱动电压波形； v _dsQi 为开关管Q _i 的漏源电压波形（ i =1,2）。

当 V _M =480V，传输功率为200W时，不同控制策略下开关管Q ₁ 与Q ₂ 的软开关情况如图3.15所示。如图3.15a所示，当仅采用单移相控制策略时，由于中、低压端口电压不匹配，开关管以较大的电流硬开通，造成了较高的开关电压尖峰与振荡。如图3.15b所示，当采用ZVS判定方法1的优化结果进行非对称占空比移相混合控制时，开关管未能实现ZVS，但其开通电流较单移相控制中有很大的降低，从而其开关电压尖峰与振荡也有所改善。如图3.15c所示，当采用ZVS判定方法2的优化结果进行控制时，上管Q ₁ 仍为硬开通，但下管Q ₂ 实现了ZVS开通，但Q ₂ 管的ZVS开通较为临界，开通时刻的电压与电流伴随着较小的振荡。注意到图3.15b中的开关管Q ₂ 与图3.15c中的开关管Q ₁ 开通波形，出现了与图3.9中相似的桥臂电压极性反转现象。电流 i _pa 在死区内过零，从而使得其开关管电容放电后重新充电，开关管电压不能钳位在零电压，导致开关管无法实现ZVS开通，这显示了在优化过程中考虑死区影响的必要性。因此，如图3.15d所示，当采用本章中提出的计及死区时间与寄生电容的ZVS判据的优化结果进行混合控制时，Q ₁ 与Q ₂ 均实现了ZVS开通，消除了开关电压尖峰与振荡。

当传输功率增大至1kW时，单移相控制下开关管Q ₁ 与Q ₂ 仍为硬开通，如图3.16a所示，但传输功率的上升使得移相角增大，相较于200W情况，开关管的开通电流大大降低，其开关尖峰也有所改善。对于ZVS判定方法1和2，根据图3.13所示，两种方法的优化结果相同，因此其开通波形一致，如图3.16b所示，Q ₁ 实现了ZVS开通，但Q ₂ 为硬开通。相似地，电流 i _pa 在死区内过零，使得开关管寄生电容放电后重新充电，进而使得Q ₂ 无法实现ZVS开通。对于所提出的ZVS判定方法3，如图3.16c所示，由于优化中考虑了死区的影响，使电流 i _pa 在死区时间内不过零，从而使得开关管Q ₁ 与Q ₂ 实现ZVS开通。为了保证充分的开关管关断电流（或称作DAB变换器的回流功率），图3.16c中开关管的电流峰值稍大于图3.16b。

进一步地，当传输功率增大至2kW，单移相控制下开关管开通波形如图3.17a所示。随移相角增大，开关管关断电流（回流功率）升高，可使得Q ₁ 与Q ₂ 实现ZVS开通。根据图3.13，该工况下三种ZVS判定方法的优化结果相同，其开通波形也是一致的，如图3.17b所示，开关管均可实现ZVS开通。实际上，在重载情况下，单移相控制与优化控制下的变换器电流 i _pa 有效值相同，且均实现了开关管的ZVS开通，因此其性能基本一致，后续的图3.20中的效率对比中也可以看出。

图3.18与图3.19分别给出了600V与720V工况下，采用ZVS判定方法3优化结果控制的T ² -DAB变换器中、低压侧开关管开通波形；其中， v _gsQi 与 v _gsSi 分别为开关管Q _i 与S _i 的驱动电压波形； v _dsQi 与 v _dsSi 为开关管Q _i 与S _i 的漏源电压波形（ i =1，2）。在轻载、半载与满载情况下，中、低压侧开关管均实现了ZVS开通，降低了开关损耗，验证了前述优化方法与控制策略的正确性。

图3.20中对比了不同端口电压 V _M 与传输功率 P _tot 工况下，分别采用单移相控制与基于不同ZVS判定方法优化结果的非对称占空比移相混合控制策略的变换效率曲线。对比单移相控制策略，其他三种优化控制策略的效率在轻载与电压不匹配情况下都有明显提升，而在重载情况下，4种控制策略的运行效率基本相同，与前述分析一致。而对于所提出的基于ZVS判定方法3优化结果的控制策略，由于其在宽电压、宽功率范围内实现了所有开关器件的ZVS开通，并对电流应力进行了优化，其效率在三种优化控制策略中全局最优。而对于基于ZVS判定方法1和2优化结果的控制，由于其在优化中忽略了死区的影响，实际仅能实现部分开关管的ZVS开通（如图3.15与图3.16所示），其开关损耗较大，轻载效率有所下降。