“I”型三电平逆变器开关管不均压研究

态压降)[14]。而在关机时，Q1、Q2关断，其关断状态是通过Q1、Q2开关管的两个输出电容Coss分担双边母线电压来进行。在此，如果Q1、Q2的输出电容的寄生参数由于工艺、批次等原因不一致时，其关断的时间将会有差异。

假如Q1的Coss较Q2小，即会造成Q1先关断，Q2后关断，而在这种情况下，D5会导通，将Q1、Q2的中点电压钳位在正负母线电压的中点，即零电压。对于后关断的Q2来说不会承受双边母线电压，比较安全。但如果Q1的Coss较Q2大，情况就不容乐观。将会造成Q1后关断，Q2先关断，而在这种情况下，D5承受的电压为负，无法将Q1、Q2的中点电压钳位在正负母线电压的中点零电压，此刻会导致Q1、Q2电压不均，极限情况下，先关断的Q2会承受双边母线电压，发生过压雪崩击穿，损坏Q2，进而将逆变器损毁。

(2)电感电流流入桥臂中点

如图3中(b)所示，当由于逆变器过流、过压等情况出现，需要关机时，逆变器滤波电感的电流在一定时间内需要续流，电流流向保持前一正常工作时刻的流向不变，即电流流入桥臂中点^[11]，其续流路径详细情况见图5所示。

逆变器滤波电感需要续流，将D1、D2自然打开，因此，桥臂中点电压与直流侧的+BUS基本一致(仅相差两个串联二极管的通态压降)。而在关机时，Q3、Q4关断，其关断状态是通过Q3、Q4开关管的两个输出电容Coss分担双边母线电压来进行^[13,15]。在此，如果Q1、Q2的输出电容的寄生参数由于工艺、批次等原因不一致时，其关断的时间将会有差异。

假如Q4的Coss较Q3小，即会造成Q4先关断，Q3后关断，而在这种情况下，D6会导通将Q3、Q4的中点电压钳位在正负母线电压的中点，对于后关断的Q3来说不会承受双边母线电压，比较安全。如果Q4的Coss较Q3大，将会造成Q4后关断，Q3先关断，而在这种情况下，D6承受的电压为负，无法将Q3、Q4的中点电压钳位在正负母线电压的中点零电压，此刻会导致Q3、Q4电压不均，极限情况下，先关断的Q3会承受双边母线电压，发生过压雪崩击穿，损坏Q3，进而将逆变器损毁。

本文来源于中国科技核心期刊《电子产品世界》2016年第6期第59页，欢迎您写论文时引用，并注明出处。

2.2 优化控制方式

为了避免由于开关管自身的寄生参数差异而造成内、外管在关机时的关断速度不一致，进而损坏内管，在“I”型三电平四个开关管的逻辑控制上加入一些保护的措施，可对开关管进行有效的保护^[1]。

常规的开关动作时序如图2所示，在此基础上加入开机、关机时刻的保护逻辑，旨在开机时刻保证内管先于外管开通，关机时刻保证内管后于内管关断，防止内、外管承受电压不均。加入的特殊控制逻辑大致可分为两种：第一，开机时刻，在正半周中，按照发波相位逻辑先将Q2开通，随后开通Q1，即Q2和Q1要有一定的延迟;在负半周中，先将Q3开通，随后开通Q4，即Q3和Q4要有一定的延迟。第二，关机时刻，在正半周中，先将Q1关断，随后将Q2关断，Q1和Q2的关断要有一定的延迟;在负半周中，关机时，先将Q4关断，随后将Q3关断，Q4和Q3关断要有一定的延迟^[5，9]。

2.3 优化硬件电路

通过前文的分析可以得出，“I”型三电平内、外管关断时不均压的原因是由于开关管的制造工艺和批次造成其寄生参数不一致，即输出电容Coss大小不同导致关断速度不同，造成内、外管承受电压不一致。

在发波控制方式上的优化方案可以有效针对软开、关机的工况，即由于过流、过压等原因的开、关机。对于控制器由于掉电复位的开、关机，无法通过发波控制解决。因此，在硬件电路中彻底解决此问题就显得非常关键。而解决该问题的核心可将内管的输出电容人为加大，使内管的关断速度滞后于外管，这样可以完全避免内、外管承受电压的不一致，从而对“I”型三电平的内管进行有效保护，增强逆变器系统整体可靠性^[6-7]。

如图6所示，为实现内管关断速度滞后于外管关断速度，在内管的集电极与发射极间并联R、C电路，其中电容的选择要根据IGBT本身输出寄生电容而定。以Infineon公司的600V/50A IGBT(IKW50N60)为例，其输出电容Coss典型值为200pF，在以此款IGBT组建“I”型三电平时，并联电容可选用一倍到两倍的输出电容Coss值比较合适，在此选择330pF/1000V的陶瓷电容。与电容串联的电阻大概为10ohm到30ohm之间，其主要作用是将IGBT正常开关动作时电容储存的能量用电阻消耗掉，或者可以理解为加以阻尼来防止该并联电容与电路中寄生电感振荡^[8]。

3 均压效果

本文中“I”型三电平逆变器的功率为6kVA，IGBT选用Infineon的IKW50N60(600V/50A)，逆变器直流侧母线电压为380V，逆变器工作频率为20kHz。

首先在发波控制上，利用CPLD(Com