共模干扰抑制技术

开关电源的共模干扰抑制技术

0 引言

由于MOSFET及IGBT和软开关技术在电力电子电路中的广泛应用，使得功率变换器的开关频率越来越高，结构更加紧凑，但亦带来许多问题，如寄生元件产生的影响加剧，电磁辐射加剧等，所以EMI问题是目前电力电子界关注的主要问题之一。

传导是电力电子装置中干扰传播的重要途径。差模干扰和共模干扰是主要的传导干扰形态。多数情况下，功率变换器的传导干扰以共模干扰为主。本文介绍了一种基于补偿原理的无源共模干扰抑制技术，并成功地应用于多种功率变换器拓扑中。理论和实验结果都证明了，它能有效地减小电路中的高频传导共模干扰。这一方案的优越性在于，它无需额外的控制电路和辅助电源，不依赖于电源变换器其他部分的运行情况，结构简单、紧凑。

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bsp; 补偿原理

共模噪声与差模噪声产生的内部机制有所不同：差模噪声主要由开关变换器的脉动电流引起；共模噪声则主要由较高的d/d与杂散参数间相互作用而产生的高频振荡引起。如图1所示。共模电流包含连线到接地面的位移电流，同时，由于开关器件端子上的d/d是最大的，所以开关器件与散热片之间的杂散电容也将产生共模电流。图2给出了这种新型共模噪声抑制电路所依据的本质概念。开关器件的d/d通过外壳和散热片之间的寄生电容对地形成噪声电流。抑制电路通过检测器件的d/d，并把它反相，然后加到一个补偿电容上面，从而形成补偿电流对噪声电流的抵消。即补偿电流与噪声电流等幅但相位相差180°，并且也流入接地层。根据基尔霍夫电流定律，这两股电流在接地点汇流为零，于是50Ω的阻抗平衡网络（LISN）电阻（接测量接收机的BNC端口）上的共模噪声电压被大大减弱了。

图1 CM及DM噪声电流的耦合路径示意图

图2 提出的共模噪声消除方法

2 基于补偿原理的共模干扰抑制技术在开关电源中的应用

本文以单端反激电路为例，介绍基于补偿原理的共模干扰抑制技术在功率变换器中的应用。图3给出了典型单端反激变换器的拓扑结构，并加入了新的共模噪声抑制电路。如图3所示，从开关器件过来的d/d所导致的寄生电流para 注入接地层，附加抑制电路产生的反相噪声补偿电流comp也同时注入接地层。理想的状况就是这两股电流相加为零，从而大大减少了流向LISN电阻的共模电流。利用现有电路中的电源变压器磁芯，在原绕组结构上再增加一个附加绕组NC。由于该绕组只需流过由补偿电容comp产生的反向噪声电流，所以它的线径相对原副方的P及S绕组显得很小（由实际装置的设计考虑决定）。附加电路中的补偿电容comp主要是用来产生和由寄生电容para引起的寄生噪声电流反相的补偿电流。comp的大小由para和绕组匝比P∶C决定。如果P∶C=1，则comp的电容值取得和para相当；若P∶C≠1，则comp的取值要满足comp=para·d/d。

图3 带无源共模抑制电路的隔离型反激变换器

此外，还可以通过改造诸如Buck，Half-bridge等DC/DC变换器中的电感或变压器，从而形成无源补偿电路，实现噪声的抑制，如图4，图5所示。

图4 带有无源共模抑制电路的半桥隔离式DC/DC变换器

图5 带有无源共模抑制电路的Buck变换器

3 实验及结果

实验采用了一台5kW/50Hz艇用逆变器的单端反激辅助电源作为实验平台。交流调压器的输出经过LISN送入整流桥，整流后的直流输出作为反激电路的输入。多点测得开关管集电极对实验地（机壳）的寄生电容大约为80pF，鉴于实验室现有的电容元件，取用了一个100pF，耐压1kV的瓷片电容作为补偿电容。一接地铝板作为实验桌面，LISN 及待测反激电源的外壳均良好接地。图6是补偿绕组电压和原方绕组电压波形。补偿绕组精确的反相重现了原方绕组的波形。图7是流过补偿电容的电流和开关管散热器对地寄生电流的波形。从图7可以看出，补偿电流和寄生电流波形相位相差180°，在一些波形尖刺方面也较好地吻合。但是，由于开关管的金属外壳为集电极且与散热器相通，散热器形状的不规则导致了开关管寄生电容测量的不确定性。由图7可见，补偿电流的幅值大于实际寄生电流，说明补偿电容的取值与寄生电容的逼近程度不够好，取值略偏大。图8给出了补偿电路加入前后，流入LISN接地线的共模电流波形比较。经过共模抑制电路的电流平衡后，共模电流的尖峰得到了很好的抑制，实验数据表明，最大的抑制量大约有14mA 左右。

图6 补偿绕组电压和原方绕组电压波形

图7 补偿电容电流和对地寄生电流波形

图8 补偿前后流入LISN地的

共模电流波形（电流卡钳系数：100mV/A）

图9是用Agilent E4402B频谱分析仪测得的共模电流的频谱波形。可见100kHz到2MHz的频率范围内的CM 噪声得到了较好的抑制。但是，在3MHz左右出现了一个幅值突起，之后的高频段也未见明显的衰减，这说明在高频条件下，电路的分布参数成了噪声耦合主要的影响因素，补偿电路带来的高频振荡也部分增加了共模EMI噪声的高频成份。但从滤波器设计的角度来看，这并不太多影响由于降低了低次谐波噪声而节省的设备开支。若是能较精确地调节补偿电容，使其尽可能接近寄生电容Cpara的值，那么抑制的效果会在此基础上有所改善。

图9 补偿前后流入LISN地的CM电流频谱比较

4 此技术的局限性

图10中的（a），（b），（c），（d）给出了噪声抑制电路无法起到正常效用时的电压、电流的波形仿真情况。这里主要包含了两种情况：

第一种情况是在输入电容的等效串联电感（）上遇到的。电感在整个电路中充当了限制电流变化率d/d的角色，很显然LISN中大电感量的串联电感限制了变换器电源作为电流源提供的能力。因此，这些脉动电流所需的能量必须靠输入电容来供给，但是输入电容自身的也限制了它们作为电流源的能力。愈大，则输入端电容提供给补偿变压器所需高

频电流的能力愈受限制。当为100nH时，补偿电路几乎失效。图10（a）中虽说补偿电压与寄生CM电压波形非常近似，但是图10（b）中却很明显看出流过补偿电容comp的电流被限制了。

另外一种严重的情况是补偿变压器的漏感。当把变压器漏感从原来磁化电感的0.1％增大到10％的时候，补偿电路也开始失效，如图10（c）及图10（d）所示。补偿绕组电压波形由于漏感和磁化电感的缘故发生分叉。如果漏感相对于磁化电感来说很小的话，这个波形畸变可以忽略，但实际补偿电容上呈现的d/d波形已经恶化，以至于补偿电路无法有效发挥抑制作用。

（a）输入电容值较大时的CM电压

（b）输入电容值较大时的CM电流