传统Boost 直流变换器电压增益无法满足中高功率场合对输出电压的需求，而中心抽头电感兼具普通电感和变压器的特性，通过采用取代法、拓扑叠加法和开关电容结合法，将中心抽头电感应用在Boost 直流变换器中可以得到新的高增益Boost 直流变换器拓扑结构。
生产生活对能源需求日益增加，传统的化学能源储量有限，但包含有光伏太阳能、风能等新能源却是取之不尽用之不竭，所以对新能源应用的探索成为新的研究方向之一。如图1
所示的光伏发电系统结构。
图1 光伏发电系统原理图
光伏阵列通过光生伏特原理可以将太阳光转化成20～50V 直流电压输出，但此直流电压远远不能满足光伏并网逆变器所需的400V 输入直流电。为提高直流电压，通常在光伏阵列和光伏逆变器之间加入Boost 直流变换器环节。
Boost 直流变换器利用电感的储能特性，再配合功率开关管的通断：开关管导通时电感储存能量，在开关管关断时将储存的能量输送到输出端从而实现提高输出电压的目的。
传统Boost 直流变换器拓扑结构如图2所示，其输出电压U out 是输入电压U in 的倍
，由此可知调节开关管S 的占空比D 就能改变
直流变换器输出电压：占空比越大，输出电压越大。
图2 传统Boost直流变换器
但传统Boost 直流变换器工作在极限占空比时，受du/dt 和di/dt 数值较大影响，开关管S 和输出二极管电压应力增大，同时输出二极管有较大电流尖峰及严重的反向恢复问题。所以为保证传统Boost 直流变换器的效率，其开关管占空比一般不超过0.8，电压增益通常不超过5，这显然满足不了光伏逆变器的需求。利用中心抽头电感的特性可以进一步提高Boost
直流变换器的输出电压。
(a)电压应力大
(b)输出二极管电流尖峰和反向恢复问题图3 传统Boost直流变换器存在问题
1 中心抽头电感
中心抽头电感作为一种基本的磁性元件，在外观上与变压器相似。在同一铁心上平行缠绕两个相同的漆包线，两个线圈的异名端
连接在一起作为其中心抽头，制成中心抽头电感。
图4 中心抽头电感示意图
中心抽头电感最少应有两个绕组。如图4所示双绕组抽头电感，设其一次绕组的匝数为N 1，电感量为L 01，二次绕组的匝数为N 2，电感量为L 02，四个参数之间的关系为：
浅析基于中心抽头电感的Boost直流变换器
青岛市城阳区职业中等专业学校 樊晓莉
青岛大学 杨 艳
DOI:10.19353/j.cnki.dzsj.2020.05.114
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(1)
(2)
其中，N —为中心抽头电感的匝比。
中心抽头形成公共端使中心抽头电感两个绕组间既有磁耦合，也有电耦合。
设中心抽头电感一次绕组电压U 01，二次绕组电压U 02，计算公式为：
(3)
所以中心抽头电感不仅具有普通电感的储能性质，还兼具变压器特性，即它可以在储能的同时改变电压。利用中心抽头电感这一特性可以进一步提高Boost 直流变换器电压增益。本文介绍三种具有中心抽头电感的Boost 直流变换器。
2 具有中心抽头电感的Boost直流变换器
2.1 基本中心抽头电感Boost直流变换器
取代法。将传统Boost 直流变换器中普通电感直接替换成中心抽头电感，构成基本中心抽头电感Boost 直流变换器，电路拓扑结构如图5
所示。
图5 基本中心抽头电感Boost直流变换器
此变换器在一个开关周期内的工作模式有2
种。
图6 工作模式
根据中心抽头电感伏秒平衡可列写公式：
(4)
其中，N 1—中心抽头电感一次绕组匝数；
N 2—中心抽头电感二次绕组匝数；T —开关周期。
则基本中心抽头电感电压增益为：
(5)
由公式可以看出，基本中心抽头电感Boost 直流变换器的电压增益不仅取决于开关管占空比D ，还取决于中心抽头电感的变比N ，所以调节中心抽头电感的二次绕组和一次绕组的匝数之比也可以提高电压增益，避免了传统Boost 直流变换器的极限占空比问题。
开关管关断期间，中心抽头电感两端的电压为，一
次绕组电压U L 01为
，则开关管电压应力
为：
(6)
设定输入电压U in 为20V ，匝比N 为2，占空比D 为0.6，用PSIM 软件进行仿真，如图7所示，考虑电路损耗，输出电压值为106V ，开关管电压应力48V
，与理论分析基本相符。
图7 直流变换器输出电压仿真波形图
2.2 Flyback-boost直流变换器
拓扑叠加法。利用中心抽头电感可以将几个典型的直流变换器拓扑以级联或嵌套等方式连接在一起，使输出电压串联，提高Boost 直流变换器的输出电压。
例如，反激变换器体积轻，拓扑结构元件少，输入电压范围宽泛，输出电压相互隔离，但其开关管承受电压应力大，电路效率不高。利用中心抽头电感将传统Boost 直流变换器与Flyback 变换器叠加：传统Boost 直流变换器电感及Flyback 变换器原边电感共用中心抽头电感一次绕组，同时共用一个开关管，中心抽头电感二次绕组充当Flyback 变换器次边电感。叠加后拓扑结构如图8所示。
Flyback-boost 直流变换器集合了两种直流变换器优点的
同时减少了元件数量。
图8 Flyback-boost直流变换器
此变换器在一个开关周期内的工作模式有2种。
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(a)开关管导通时 (b)开关管关断时
图9 工作过程
传统Boost 直流变换器输出侧电压：
(7)
反激变换器输出侧电压为：
(8)
Flyback-Boost 直流变换器输出电压：
(9)
则直流变换器电压增益为：
(10)
与传统Boost 直流变换器相比，开关管S 电压应力由U out 变为U C 01，降低了开关管的电压应力。
设定输入电压U in 为20V ，匝比N 为2，占空比D 为0.6，用PSIM 软件进行仿真，如图10所示，考虑电路损耗，输出电压值为105V ，开关管电压应力48V
，与理论分析基本相符。
图10 仿真波形图
2.3 中心抽头电感开关电容单元Boost直流变换器
与开关电容结合。开关电容单元也是Boost 直流变换器提高电压增益常用方法。将中心抽头电感与开关电容单元结合在一起，重构Boost 直流变换器，电路拓扑结构如图11
所示。
图11 中心抽头电感开关电容单元Boost直流变换器开关管导通时，中心抽头电感一次绕组电压为：
(11)
开关电容C m 电压为：
(12)
开关管关断时，中心抽头电感释放能量，一次绕组电压为：
(13)
由电感伏秒平衡得直流变换器的电压增益为：
(14)
开关管电压应力为：
(15)
设定输入电压U in 为20V ，匝比N 为2，占空比D 为0.6，用
PSIM 软件进行仿真，如图12所示，考虑电路损耗，输出电压值为150V ，开关管电压应力49V
，与理论分析基本相符。
图12 输出电压仿真波形图
2.4 拓扑结构对比
如表1所示，对比几种具有中心抽头电感的Boost 直流变换器，不难看出，中心抽头电感的加入不仅提高了电压增益，还降低了开关管的电压应力。
表1 几种具有中心抽头电感的直流变换器对比
3 结论
本文通过分析三种具有中心抽头电感的Boost 直流变换器
的工作原理，可以看出利用中心抽头电感可以重构电路拓扑结构，并进一步提高电压增益，使Boost 直流变换器有更为灵活的拓扑结构，具有较为广泛的实际应用。
参考：袁义生,胡盼安,伍群芳.一种Flyback-Boost 非隔离型高增益直流变换器[J].电工电能新技术,2014,33(11):13-19.DOI:10.3969/j.issn.1003-3076.2014.11.002；吴红飞,古俊银,张君君,等.高效率高增益Boost-Flyback 直流变换器[J].中国电机工程学报,2011,31(24):40-45；路慎利.基于抽头电感的DC-DC 变换器拓扑结构的研究[D].安徽:安徽理工大学,2009.DOI:10.7666/d.y1574920；陈章勇,许建平,吴建雪.基于耦合电感倍压单元的零输入电流纹波高增益非隔离变换器[J].电工
技术学报,2015,30(18):25-34.DOI:10.3969/j.issn.1000-6753.2015.18.004。
作者简介：
樊晓莉（1988—），女，大学本科，助理讲师。
杨艳（1982—），副教授，主要研究方向：电力电子技术等。下载本文
