，各H桥端口直流电压为
、
和
，方波电压为
、
和
，电感的高频链电流为
、
和
。
、
和
为各端口串联电感，
为变压器励磁电感。各端口的开关管分别用
表示，其中
，
。摘要 三端口隔离DC-DC变换器（TAB）作为分布式光伏接入直流配电系统的一种积极探索与尝试，具有控制灵活性高及供电可靠性好的优势。传统移相控制方法下，当移相角发生突变时，各端口电感的高频链电流及高频变压器的励磁电流中存在暂态冲击和直流偏置现象，进而可引起开关管电流应力增加，导致变压器单向饱和，威胁变换器的安全运行。该文在量化TAB暂态直流偏置的基础上，从开关管驱动信号出发，剖析暂态直流偏置的形成机理，构建可抑制直流偏置分量的驱动信号数学模型，提出了两种典型的驱动信号组合方法。不同于占空比恒定的移相控制策略，该文通过改变各端口方波电压的占空比或加入与移相角相关的零电压阶段，进而可在一个开关周期内同时抑制各端口高频链电流及变压器励磁电流的直流偏置分量。通过模拟移相角跳变及输出功率突变，对比分析了传统移相控制策略与该文所提直流偏置抑制策略下各端口的响应特性。仿真及实验结果表明，该文所提方法不仅适用于移相角的多步阶跃跳变，在移相角连续变化的过程中也是有效的。
关键词：直流偏置 隔离式DC-DC变换器 高频链电流 移相控制
大力发展分布式光伏发电，是促进我国可再生能源开发利用、推进能源结构调整的重要举措[1-3]。“PV阵列+蓄电池+母线负载”构成的三端口隔离式DC-DC变换器（Triple Active Bridge, TAB）[4-6]，每两个端口间均可实现功率的传输与变换，相较于双有源桥直流变换器（Dual Active Bridge, DAB）[7-8]而言，控制灵活性更高、供电可靠性更好。其中，高频变压器的应用不仅可以实现端口间的完全隔离与电压匹配，还可以极大地减小装置体积与重量，提升装置的整体变换效率。因此，TAB作为分布式光伏接入直流配电系统的一种积极探索与尝试，已成为新能源发电技术的关键研究热点之一。
目前有关TAB的研究工作基本还停留在初步的理论研究与探讨阶段[9-10]，大量的理论与共性关键技术问题有待解决。和传统DAB类似，TAB也是通过改变端口间方波电压的移相角来调节输出功率的大小及方向。在暂态调节过程中，移相角的动态变化会打破电感的伏秒平衡，进而在变换器端口电感及变压器铁心上产生直流偏置电流。电感的直流偏置电流会在开关器件中引入过大的峰值电流，增大开关损耗，严重时造成开关器件的损坏。变压器铁心的直流偏置电流会导致铁心工作时的磁化曲线不再关于原点对称，当偏磁严重时，铁心将进入单向深度饱和，磁化电流剧增，铁心损耗与温升增加，变换器效率降低[11-13]。因此，探索TAB直流偏置的抑制方法对变换器及其关键部件的安全运行至关重要。
现有关于TAB/DAB直流偏置抑制方法的研究大多基于模态分析法，未能清晰地对其偏置机理进行剖析，或需增加额外的硬件设施，且无法同时解决串联电感及变压器励磁电感的直流偏置问题。文献[14]针对三端口功率耦合的问题，从硬件参数和驱动频率的角度提出了减小功率耦合的方法，实现了兼顾电压动态调节、端口功率分配及软开关的多目标优化控制。但是没有分析暂态过程中，各端口高频链电流的直流偏置问题。文献[15-16]针对变换器开关管及变压器的损耗问题，提出了减小整体损耗，提高整体效率的优化控制策略，但忽略了直流偏置引起的损耗剧增现象。文献[17]针对高频变压器的直流偏置分量，提出了一种非侵入式直流磁化分量的主动补偿方法。但是没有考虑暂态过程中各端口电感电流直流偏置分量的抑制。文献[18]提出了DAB暂态直流偏置的抑制策略，可在一个周期内同时抑制各端口电感及高频变压器励磁电感的直流偏置。但其主要是通过模态分析法对变换器各个状态进行分解计算，过程较为复杂且难以应用到三端口以及多端口变换器。文献[19]针对功率因数校正变换器中变压器的偏置问题，提出了一种基于数字控制的偏置抑制策略，但对于电感直流偏置电流的抑制不具有适用性。文献[20]提出了一种基于预测电流法的PI控制策略，实现了电感电流直流偏置的抑制，但是该方法需增加电流传感器，且无法解决高频变压器励磁电流的偏置问题。
为避免直流偏置电流对TAB动态特性及整体变换效率的影响，确保功率器件及高频变压器的可靠运行，本文提出了TAB暂态直流偏置的抑制策略，可在单位开关周期内同时抑制各端口高频链电流及变压器励磁电流的直流偏置分量，且无需增加额外的硬件设施。首先，介绍了TAB的等效电路模型及移相控制下的稳态运行特性；然后，量化分析了TAB暂态直流偏置分量，并给出了移相角变化时直流偏置量的计算公式；最后，基于叠加定理深入剖析了直流偏置的形成机理，推导了暂态直流偏置抑制方法的数学模型，提出了两种典型的驱动信号组合方法，并结合数字仿真及样机试验验证了所提方法的正确性及有效性。
图1为本文研究的隔离式TAB变换器的拓扑结构，主要由3个电压源型H桥模块、电感和高频变压器组成。三绕组变压器电压比为，各H桥端口直流电压为、和，方波电压为、和，电感的高频链电流为、和。、和为各端口串联电感，为变压器励磁电感。各端口的开关管分别用表示，其中，。
图1 TAB拓扑结构
Fig.1 Topology of TAB converter
图2a和图2b分别为TAB原始等效电路和折算到端口1的星形等效电路。
，
、
，
分别为端口2与端口3折算到端口1的方波电压与高频链电流，
、
分别为端口2与端口3折算到端口1的等效电感，
、
分别为变压器中性点电压与励磁电流。各变量的折算关系为
（1）
图2 TAB等效电路
Fig.2 Equivalent circuit of TAB converter
以端口1的方波电压为参考，可以得到端口2和端口3移相角变化时变换器的六种工作模式，如图3所示。其中，
、
分别为方波电压和、
和之间的移相角。
图3 TAB工作模式
Fig.3 Operation modes of TAB converter
以模式1为例，其移相控制下的稳态波形如图4所示。根据能量守恒定律，每个开关周期内电感、、上的电流、、的平均值为零，且前后半个周期内电感电压相等，方向相反，有
图4 TAB的稳态波形
Fig.4 Waveforms of TAB converter under steady state
（2）根据图4及式（2）进一步求得各端口间的功率传输关系为
（3）
由式（3）可知，通过控制和即可实现各端口间能量的传递与平衡。同样地，端口间传递能量改变时，移相角也需随之发生改变。
假设电路完全对称，负载功率稳定，各端口方波电压的移相角恒定不变，则一个周期内电感的伏秒积为零，各端口电流及变压器铁心的磁化电流不存在直流偏置，如图4所示。但在实际运行过程中，这个前提很难满足，特别是在负载瞬态变化、输入侧功率波动及各工作模式切换的过程中，各端口的移相角会随之发生改变，因此直流偏置现象是多端口变换器应用过程中难以避免的关键问题之一。尤其是应用于大功率场合时，较大的直流偏置电流会对装置及其关键部件的可靠性造成巨大威胁。
图5给出了及增大时各端口电压电流、变压器中性点电压及励磁电流的波形。其中，
、
、
及
分别为各端口电流及变压器励磁电流的直流偏置分量。
由于变压器漏感远大于各端口的等效串联电感，即
，在各端口参数对称的情况下，满足
（4）由此可得到各端口高频链电流、、在和分别增大至
和
时，其直流偏置分量为
（5）
图5 移相角变化时TAB波形
Fig.5 Waveforms to phase shift angles change
（6）
（7）
式中，
和
分别为端口2及端口3的方波电压折算到端口1后的电压幅值；w 为角频率；fs为开关频率。
由式（5）～式（7）可见，随着端口数量的增多，各端口移相角组合方式多样，利用模态分析法推导各端口移相角与高频链电流直流偏置的关系，显得极为复杂。因此，针对三端口及多端口变换器，亟需一种简化的、较为直观的方法对其暂态直流偏置电流进行分析和抑制。
三端口变换器的传统控制方法是在各端口方波电压占空比恒定的前提下，改变其移相角来实现各端口能量的传递[21-22]，然而该方法不可避免地会导致暂态直流偏置分量的产生。基于此，本文在叠加定理的基础上深入剖析了暂态直流偏置的形成机理，推导了直流偏置抑制方法的数学模型，通过改进驱动信号调制策略，可在单位开关周期内抑制暂态直流偏置分量，改善传统电压闭环的暂态响应特性。该方法不需要增加额外的硬件设施，实现原理简单。
图6为各端口电压单独作用时，变换器的等效电路，其中
; 
）为
单独作用时，对应电感
的高频链电流。根据图2及图6的等效电路，由叠加定理可得，实际运行时各端口电感及变压器励磁电感的电流为
（8）进一步可以得到、、及关于
、
和
的表达式为
图6 各端口电压单独作用的等效电路
Fig.6 Equivalent circuits when the voltage sources act independently
（9）由式（9）可以发现，若、、不存在直流偏置，则、、及均不存在直流偏置。因此，通过抑制、、的直流偏置即可同时抑制串联电感及励磁电感的直流偏置分量。
图7给出了各端口电压单独作用时、、的波形。传统驱动信号调制策略下端口各桥臂上的全控功率管均为180°互补导通，斜对角全控功率管同时开通与关断。因此，各端口等效电压均为50%占空比，幅值为
的方波电压。
图7 各端口电压单独作用的波形
Fig.7 Waveforms when the voltage sources act independently
从图7中可以发现，当端口2与端口3移相角
、
分别增大至
、
，各端口电压单独作用时对应的电流、、会产生暂态直流偏置，如图7中的虚线部分所示。该直流偏置分量通过式（9），进而可引起、、及的直流偏置。
因此，若能独立控制端口2与端口3斜对角开关管的关断时间，保证其方波电压正负幅值的伏秒积为零，即可控制电流和的变化速率，使其在移相角变化时，仍能在单位周期内实现伏秒平衡。
基于该假设，可推导得到
（10）式中，
（
; 
）对应开关管
（
; ）的关断时刻。由于端口1电压为50%的方波电压，其单独作用时，电感
恒定满足伏秒平衡。因此，移相控制时若能保证
和
满足式（10），即可实现直流偏置分量的抑制。
（11）
化简得
（12）其中
（13）
综合式（12）与式（13）可得
（14）即当端口2及端口3各开关管的驱动信号满足式（14）时，理论上可在一个开关周期内同时抑制各端口高频链电流及变压器励磁电流的直流偏置电流。由推导过程可以发现，该方法不受各端口电压幅值及电感参数的影响，无需增加额外的硬件设施，具有较强的可移植性。
满足式（14）的驱动信号有多种组合方式，其中较为直观的两种组合方式分别为
（15）
（16）
图8分别对应式（15）和式（16）两种方式下端口2和端口3开关管的驱动信号组合策略，可以发现该方法无需增加额外的硬件设施，仅需使用一个延迟模块延迟一个开关周期即可实现直流偏置分量的抑制。
图8 驱动信号组合策略
Fig.8 Modulation strategies of gate signals
图9为式（15）调制策略下，各端口电压电流的波形。当端口2与端口3移相角分别由
和
增大至
和
时，
、
、
及
的正负峰值均跟随移相角的变化而变化，且能在一个开关周期内实现直流偏置分量的自动抑制，达到新的稳定状态。
图9 本文调制策略下的波形
Fig.9 Waveforms when applying the proposed method
为验证所提直流偏置抑制策略的正确性和有效性，在Matlab/Simulink平台下搭建了如图1所示仿真模型，主要参数设置见表1。
表1 TAB变换器相关参数
Tab.1 Key parameters of TAB converter
参 数数 值 变压器电压比n1n2n310.50.5 输入电压Vdc1/V400 输出电压Vdc2/V150 输出电压Vdc3/V200 开关频率fs/kHz5 励磁电感L0/mH5 直流电容C2/mF500 直流电容C3/mF500
端口2与端口3的移相角按照
、
和
单位开关周期跳变时，基于本文所提直流偏置抑制策略下各端口响应特性如图10和图11所示。图10对应式（14）即策略1，图11对应式（15）即策略2。
调制策略1中各端口H桥的对角开关同时开通与关断，因此端口2的交流侧电压为两电平即+150V、-150V，如图10a所示。调制策略2则独立控制端口对角开关的开通与关断，加入与移相角相关的零电压阶段，改变端口电流的上升速率，进而实现直流偏置的抑制。因此策略2中端口2的交流侧电压为三电平，即+150V、0V、-150V，如图11a所示。尽管两种调制策略下端口2交流侧电压的电平数不同，但由图10b和图11b可以发现，随着移相角的变化，两种策略下各电流的峰峰值及峰谷值均能在单位开关周期内跟随移相角的变化而变化，并始终保持相等。因此，两种调制策略抑制直流偏置的效果是相同的，与3.1节所述一致。
图10 调制策略1下各端口响应特性
Fig.10 Response characteristics when applying the proposed method 1
图11 调制策略2下各端口响应特性
Fig.11 Response characteristics when applying the proposed method 2
传统调制策略时，各端口的响应特性如图12所示，移相角变化时各端口电流及励磁电流会单向增大或减小。当移相角由跳变为时，出现6.44A正偏置，
、
、分别出现-5.37A、-1.61A、-1.07A的负偏置。当移相角由跳变为时，出现19.96A的正偏置，、、分别出现-16.32A、-4.76A、-0.54A的负偏置。当移相角减小时其变化趋势相反。因此，可直观地发现，移相角变化越大，即功率变化越大时，各端口电流的偏置现象越明显，进而对系统安全运行的危害也越大。
图12 移相控制时各端口响应特性
Fig.12 Response characteristics when applying the conventional phase-shift method
为分析负荷波动时各端口的瞬态特性，设置系统仿真方案如下：初始工况时端口2与端口3的直流负荷额定功率分别为900W和1.3kW，端口2与端口3的额定输出电压分别为150V和200V；0.25s时端口3的输出功率从1.3kW阶跃到2.7kW。
图13为传统调制策略下系统动态过程的仿真波形。由图中可以发现，随着功率的突增，端口2与端口3的电压在0.25s时都发生了暂态跌落，并在电压环的调节下于35ms后恢复为额定值。同时，各端口电流也出现了不同程度的直流偏置，稳态后、、、分别出现了-1.9A、-2.64A、+4.53A、-0.01A的直流偏置。
图13 传统调制策略下系统瞬态响应
Fig.13 Transient response when applying the conventional phase-shift method
本文调制策略下系统动态过程的仿真波形如图14所示。从图中可以看出，端口2与端口3的输出电压随着功率的突增发生了暂态跌落，在35ms后恢复为额定值。各端口电流及变压器励磁电流在整个暂态过程中均能保持正负峰值相等，在达到稳态后仍满足伏秒平衡，无直流偏置。
图14 本文调制策略下系统瞬态响应
Fig.14 Transient response when applying the proposed phase-shift method
为进一步验证本文方法的有效性，搭建了如图15所示的RT-LAB硬件在环测试平台。其中主电路仿真模型位于主控制器中，外部控制器采用 DSP28335，通过信号转换模块与RT-LAB的信号采集和输出板卡相连。
图15 RT-LAB硬件在环测试平台
Fig.15 RT-LAB based control hardware-in-the-loop testing platform
图16为采用本文调制策略2时各端口响应特性的试验波形。与前述理论及仿真分析一致，通过加入与移相角相关的零电压阶段，调节端口电流的变化速率，进而可实现直流偏置的抑制。在移相角按、和周期跳变时，各端口电流及变压器励磁电流的正负峰值均能跟随移相角的变化而变化，可在单位开关周期内抑制直流偏置分量。
图16 移相角阶跃跳变的试验波形
Fig.16 Experimental response to step change in phase-shift reference
端口3功率突增时，本文驱动信号调制策略下系统的试验波形如图17所示。与前述的理论及仿真分析一致，可以发现，在暂态及稳态过程中，端口电流及变压器励磁电流均能保持伏秒平衡关系，无偏置电流产生。
本文针对TAB在动态过程中由于移相角变化，各端口电感及变压器励磁电感的伏秒平衡关系被破坏，各端口高频链电流中存在暂态直流冲击和直流偏置的问题，剖析了暂态直流偏置的形成机理，构建了直流偏置抑制方法的数学模型。不同于占空比恒定的移相控制策略，本文通过改变各端口方波电压的占空比或加入与移相角相关的零电压阶段，进而可在一个开关周期内同时抑制各端口高频链电流及变压器励磁电流的直流偏置分量。基于Matlab/ Simulink的仿真分析及RT-LAB的实验结果验证了所提方法的正确性和有效性，可以得到以下结论：
图17 端口3负载突变试验波形
Fig.17 Experimental response to load change
1）在移相角恒定不变的稳态过程中，各端口串联电感及变压器漏感在一个开关周期内满足伏秒平衡关系，不存在直流偏置现象。但是随着移相角增大（减小），传输功率增加（减小），电感的伏秒平衡关系被破坏，进而产生直流偏置现象，导致开关管电流应力增大，高频变压器单向饱和，影响变换器的安全运行。
2）基于直流偏置形成机理的理论分析，改变各端口方波电压的占空比或加入与移相角相关的零电压阶段，可在一个开关周期内抑制各端口高频链电流的偏置现象。通过推导过程可以发现，该方法可以衍生出多种驱动信号的组合方式，且均独立于变换器的电路参数，无需增加额外的硬件设施，操作简单，具有较好的推广性和可移植性。
3）该方法不仅在移相角单步连续阶跃跳变时具有显著的效果，在输出电压动态调节过程中，移相角连续微小变化时同样具有明显的偏置抑制效果。当输出功率突变时，移相角发生暂态大幅突变，最终达到新稳态，在整个暂态及稳态过程中，各端口串联电感及变压器励磁电感均能保持伏秒平衡，无偏置分量。
参考文献
[1] 赖昌伟, 黎静华, 陈博, 等.光伏发电出力预测技术研究综述[J]. 电工技术学报, 2019, 34(6): 1201-1217.
Lai Changwei, Li Jinghua, Chen Bo, et al. Review of photovoltaic power output prediction technology[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2019, 34(6): 1201-1217.
[2] 高长伟, 刘晓明, 陈海, 等. 光伏市电互补系统建模及其运行特性[J]. 电工技术学报, 2017, 32(5): 204-211.
Gao Changwei, Liu Xiaoming, Chen Hai, et al. Modelling and operation characteristics of photovoltaic- grid complementary system[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2017, 32(5): 204-211.
[3] 白建华, 辛颂旭, 刘俊, 等. 中国实现高比例可再生能源发展路径研究[J]. 中国电机工程学报, 2015, 35(14): 3699-3705.
Bai Jianhua, Xin Songxu, Liu Jun, et al. Roadmap of realizing the high penetration renewable energy in China[J]. Proceedings of the CSEE, 2015, 35(14): 3699-3705.
[4] Duarte J, Hendrix M, Simoes M. Three-port bidi- rectional converter for hybrid fuel cell systems[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2007, 22(2): 480-487.
[5] Krishnaswami H, Mohan N. Three-port series- resonant DC-DC converter to interface renewable energy sources with bidirectional load and energy storage ports[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2009, 24(10): 2289-2297.
[6] Bhattacharjee A K, Kutkut N, Batarseh I. Review of multi port converters for solar and energy storage integration[J]. IEEE Transactions on Power Elec- tronics, 2019, 34(2): 1431-1445.
[7] 李婧, 袁立强, 谷庆, 等. 一种基于损耗模型的双有源桥DC-DC变换器效率优化方法[J]. 电工技术学报, 2017, 32(14): 66-76.
Li Jing, Yuan Liqiang, Gu Qing, et al. An efficiency optimization method in dual active bridge DC-DC converter based on loss model[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2017, 32(14): 66-76.
[8] 杨景熙, 刘建强, 张捷频, 等. 基于双有源桥式DC-DC变换器的电力电子牵引变压器的电压平衡控制[J]. 电工技术学报, 2016, 31(1): 119-127.
Yang Jingxi, Liu Jianqiang, Zhang Jiepin, et al. Voltage balance control of a power electronic traction transformer based on dual active bridge DC-DC converters[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2016, 31(1): 119-127.
[9] 赵彪, 宋强, 刘文华, 等. 用于柔性直流配电的高频链直流固态变压器[J]. 中国电机工程学报, 2014, 34(25): 4295-4303.
Zhao Biao, Song Qiang, Liu Wenhua, et al. High- frequency-link DC solid state transformers for flexible DC distribution[J]. Proceedings of the CSEE, 2014, 34(25): 4295-4303.
[10] Falcones S, Ayyanar R, Mao Xiaolin. A DC-DC multiport-converter-based solid-state transformer integrating distributed generation and storage[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2013, 28(5): 2192-2203.
[11] Bolduc L, Granger M, Pare G, et al. Development of a DC current-blocking device for transformer neutrals[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2005, 20(1): 163-168.
[12] Baguley C A, Carsten B, Madawala U K. The effect of DC bias conditions on ferrite core losses[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 2008, 44(2): 246-252.
[13] Li Jieli, Abdallah T, Sullivan C R. Improved calcu- lation of core loss with nonsinusoidal waveforms[C]// IEEE Industry Applications Conference, Chicago, 2001: 2203-2210.
[14] 李微, 周雪松, 马幼捷, 等. 三端口直流微网母线电压控制器及多目标控制[J]. 电工技术学报, 2019, 34(1): 92-102.
Li Wei, Zhou Xuesong, Ma Youjie, et al. Three-port DC microgrid bus voltage controller and multi- objective control[J]. Transactions of China Electro- technical Society, 2019, 34(1): 92-102.
[15] Zhao Chuanhong, Round S D, Kolar J W. An isolated three-port bidirectional DC-DC converter with decoupled power flow management[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2008, 23(5): 2443-2453.
[16] 涂春鸣, 栾思平, 肖凡, 等. 三端口直流能量路由器在TCM调制下的优化控制策略[J]. 电网技术, 2018, 42(8): 2503-2511.
Tu Chunming, Luan Siping, Xiao Fan, et al. Optimal control strategy of three-port DC energy router under TCM modulation[J]. Power System Technology, 2018, 42(8): 2503-2511.
[17] Ortiz G, Fassler L, Kolar J W, et al. Flux balancing of isolation transformers and application of “the magnetic ear” for closed-loop volt-second compensation[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2014, 29(8): 4078-4090.
[18] Zhao Biao, Song Qiang, Liu Wenhua, et al. Transient DC bias and current impact effects of high- frequency-isolated bidirectional DC-DC converter in practice[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2016, 31(4): 3203-3216.
[19] 杭丽君, 吕征宇, Josep M Guerrero. 中大功率单级功率因数校正变换器中的偏磁分析及其数字化抑制技术[J]. 中国电机工程学报, 2009, 29(3): 14-22.
Hang Lijun, Lü Zhengyu, Josep M Guerrero. Flux DC bias and digital suppression scheme for isolated power factor correction converter[J]. Proceedings of the CSEE, 2009, 29(3): 14-22.
[20] 雷涛, 李龙春, 邬岑颖, 等. 双有源桥DC-DC暂态直流偏置分析和抑制策略研究[J]. 电气工程学报, 2018, 13(7): 8-15.
Lei Tao, Li Longchun, Wu Cenying, et al. Study of transient DC bias analysis and suppression methods in dual active bridge converter[J]. Journal of Electrical Engineering, 2018, 13(7): 8-15.
[21] 杨敏. PWM加移相控制双有源全桥双向DC-DC变换器的研究[D]. 南京: 南京航空航天大学, 2013.
[22] Tao H, Kotsopoulos A, Duarte J L, et al. Family of multiport bidirectional DC-DC converters[J]. IEE Proceedings-Electric Power Applications, 2006, 153(3): 450-458.
Transient DC Bias Mechanism and Suppression Strategy of the Three-Port Isolated DC-DC Converter
Abstract The application of three-port isolated DC/DC converter has been driven largely by the increasing demand for distributed photovoltaic in the field of DC distribution system. It has the advantages of high control flexibility and good power supply reliability. Due to the phase shift angle changes, conventional phase-shift control methods will cause transient impulse and DC bias in the high-frequency chain current of inductance and magnetizing current of the transformer, further increasing the current stress of switches and threating the safe operation of converter. Based on the quantification of the transient DC bias of TAB, the formation mechanism of transient DC bias is analyzed from the driving signals, and the mathematical model of DC bias suppression is constructed. Two typical driving signal methods are proposed. Different from the phase shift control strategy with constant duty cycle, the duty cycle is changed or the zero-voltage stage is added according to the change of phase shift angle. The DC bias of high-frequency chain current and transformer magnetizing current can be suppressed simultaneously in one switching period. The converter transient responses under the conventional phase shift control strategy and the proposed control strategy are compared and analyzed during the step change of phase shift angle and mutation of load power. The simulation and experimental results show that the proposed method is not only suitable for multi-step change of phase-shift angle, but also effective in the continuous change of phase-shift angle.
keywords：DC bias, isolated DC-DC converter, high-frequency chain current, phase shift control
中图分类号：TM72
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.190384
国家重点研发计划资助（2018YFB0904100）。
收稿日期2019-04-04
改稿日期 2019-05-29
余雪萍 女，1990年生，博士研究生，研究方向为多端口直流变换器等。E-mail: Xuepingyu@163.com（通信作者）
涂春鸣 男，1976 年生，博士，教授，主要研究方向为电能质量与控制、电力电子技术在电力系统中的应用等。E-mail: chunming_tu@263.net
（编辑 崔文静）