趙永秀 晏銘 王騎

摘 要：探究Buck-Boost變換器分?jǐn)喾烹娨寄芰霸u(píng)價(jià)方法對(duì)促進(jìn)本安電源在危險(xiǎn)環(huán)境的推廣應(yīng)用具有重要的理論指導(dǎo)意義。分析Buck-Boost變換器的工作模態(tài)與不同開(kāi)關(guān)狀態(tài)的等效電路，得出其內(nèi)部分?jǐn)嘧钗ｋU(xiǎn)工況;在此工況下探究其分?jǐn)喾烹婋妷?、電流及功率極限值，并結(jié)合純電阻電路與簡(jiǎn)單電感電路臨界點(diǎn)燃曲線，推導(dǎo)出通過(guò)臨界引燃功率與能量描述Buck-Boost變換器內(nèi)部分?jǐn)喾烹娨寄芰Φ臄?shù)學(xué)表達(dá)式及評(píng)價(jià)方法，指出僅當(dāng)電弧功率極限值與電感儲(chǔ)能分別小于臨界引燃功率與臨界引燃電感儲(chǔ)能時(shí)，該變換器為內(nèi)部本質(zhì)安全。通過(guò)爆炸性試驗(yàn)評(píng)價(jià)證明所提出的Buck-Boost變換器內(nèi)部分?jǐn)喾烹娨寄芰υu(píng)價(jià)方法的可行性與可靠性。

關(guān)鍵詞：Buck-Boost變換器;內(nèi)部分?jǐn)喾烹?引燃能力;評(píng)價(jià)方法

中圖分類號(hào)：TD 68?? ?????????文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1672-9315（2022）01-0160-08

DOI：10.13800/j.cnki.xakjdxxb.2022.0121開(kāi)放科學(xué)（資源服務(wù)）標(biāo)識(shí)碼（OSID）：

Ignition capability and evaluation method of inner disconnected

discharge in Buck-Boost converter

ZHAO Yongxiu，YAN Ming，WANG Qi

（College of Electrical and Control Engineering，Xi’an University of Science and Technology，Xi’an 710054，China）

Abstract：

It is of theoretical significance to explore

the ignition capability and evaluation method of Buck-Boost converter’s inner-disconnected-discharge（IDD） for promoting the application of intrinsically safe power in dangerous environments.To obtain the most dangerous IDD condition of Buck-Boost converter，the operating modes and the equivalent circuits of different switching states of Buck-Boost converter are analyzed.Under this condition，the maximum voltage，current and power of IDD are investigated.Based on the minimum ignition curves of resistance circuit and simple inductive circuit，the expression and

evaluation method

are derived

for describing the Buck-Boost converter’s IDD ignition capability by critical ignition power and energy.It is concluded that the Buck-Boost converter is inner-intrinsically safe only when the maximum arc power is less than the critical ignition power

and the inductive energy is less than its critical value.The feasibility and reliability of the proposed method for evaluating the Buck-Boost converter’s IDD ignition capability are verified by the explosion tests.

Key words：Buck-Boost converter;inner-disconnected-discharge（IDD）;ignition capability;evaluation method

0 引 言

目前，煤礦井下智能化程度越來(lái)越高，而實(shí)現(xiàn)智能化、安全化生產(chǎn)，離不開(kāi)監(jiān)測(cè)監(jiān)控系統(tǒng)。本質(zhì)安全型電源因體積小，質(zhì)量輕，易于維護(hù)等優(yōu)點(diǎn)在煤礦等危險(xiǎn)環(huán)境下被廣泛應(yīng)用[1-5]，而監(jiān)測(cè)監(jiān)控系統(tǒng)電氣設(shè)備大多通過(guò)本質(zhì)安全型電源來(lái)供電[6-7]。本質(zhì)安全型防爆電源除了需滿足電氣性能指標(biāo)以外，還必須滿足本質(zhì)安全性能指標(biāo)，其中本質(zhì)安全性能要求將電源在正常狀態(tài)和故障狀態(tài)下可能產(chǎn)生的電火花或熱效應(yīng)能量限制在不能點(diǎn)燃周圍爆炸性氣體的水平。因Buck-Boost變換器可實(shí)現(xiàn)升降壓輸出，被廣泛應(yīng)用于檢測(cè)監(jiān)控系統(tǒng)中，故探究Buck-Boost變換器分?jǐn)喾烹娨寄芰Φ挠绊懸蛩丶捌湓u(píng)價(jià)方法對(duì)促進(jìn)本安電源在煤礦等危險(xiǎn)環(huán)境的推廣應(yīng)用具有重要理論指導(dǎo)意義。目前針對(duì)簡(jiǎn)單電感電路的分?jǐn)嚯娀》烹娞匦訹8-9]與引燃能力[10-12]研究較多。根據(jù)分?jǐn)嚯娀》沧兓匦裕瑢⑵浞譃榻ɑ　⑷蓟?、輝光放電階段，而電弧能量主要集中在燃弧階段。國(guó)內(nèi)外學(xué)者根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)建立線性衰減模型、指數(shù)模型[13]、伏安特性模型[14]等數(shù)學(xué)模型[15]來(lái)描述放電過(guò)程中電感、輸入電壓等電路參數(shù)對(duì)放電時(shí)間、功率與能量等放電特性的影響關(guān)系。但實(shí)際放電電弧波形是高度隨機(jī)的，而模型只能反映其典型放電特性，因此基于電弧模型的本質(zhì)安全判據(jù)并沒(méi)有判定其最危險(xiǎn)工況下放電電弧的引燃能力，需要引入安全系數(shù)來(lái)提高判據(jù)可靠性。對(duì)于開(kāi)關(guān)變換器內(nèi)部分?jǐn)嚯娀》烹娨寄芰Φ难芯克悸分饕菍⑵涞刃Щ?jiǎn)為簡(jiǎn)單電路后類比結(jié)論[16-18]，化簡(jiǎn)假

設(shè)產(chǎn)生的誤差同樣通過(guò)安全系數(shù)彌補(bǔ)，導(dǎo)致對(duì)開(kāi)關(guān)變換器內(nèi)部分?jǐn)喾烹娞匦苑治龅臏?zhǔn)確性大大降低?，F(xiàn)有用于評(píng)價(jià)電感分?jǐn)喾烹娨寄芰Φ姆潜ㄐ员景才袚?jù)主要有臨界點(diǎn)燃曲線[19]、能量判別式[20]與功率判別式[21]等。臨界點(diǎn)燃曲線僅適用于一系列特定伏安條件下的簡(jiǎn)單電路，不能直接應(yīng)用于開(kāi)關(guān)變換器的引燃能力評(píng)價(jià);能量判別式應(yīng)用較為廣泛[22]，但不適用于電壓較低與電流較大等極端場(chǎng)合。功率判別式的評(píng)價(jià)結(jié)果一定程度上取決于安全系數(shù)的選取，影響判據(jù)的可靠性。上述問(wèn)題導(dǎo)致開(kāi)關(guān)變換器需采取不合理甚至過(guò)度的引燃能力抑制方法來(lái)滿足現(xiàn)有本安判據(jù)的要求，限制本安開(kāi)關(guān)電源在煤礦等危險(xiǎn)環(huán)境的推廣應(yīng)用。筆者對(duì)Buck-Boost開(kāi)關(guān)變換器的工作模態(tài)與能量傳輸模式進(jìn)行梳理，分析其內(nèi)部分?jǐn)喾烹姷淖钗ｋU(xiǎn)工況，探究在此工況下的內(nèi)部分?jǐn)喾烹娨寄芰捌溆绊懸蛩?基于臨界點(diǎn)燃曲線，推導(dǎo)可定量描述Buck-Boost開(kāi)關(guān)變換器內(nèi)部分?jǐn)喾烹娨寄芰Φ臄?shù)學(xué)表達(dá)式，得到其引燃能力評(píng)價(jià)方法。與爆炸性試驗(yàn)評(píng)價(jià)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，驗(yàn)證所提出的判據(jù)的可行性與可靠性。為進(jìn)一步研究和完善本質(zhì)安全Buck-Boost變換器的設(shè)計(jì)思路與選型原則奠定理論基礎(chǔ)。

1 Buck-Boost變換器分?jǐn)喾烹娞匦苑治?/p>

1.1 Buck-Boost變換器工作模態(tài)分析Buck-Boost變換器主電路原理如圖1所示。

其中，S為開(kāi)關(guān)管;L為儲(chǔ)能電感;C為輸出濾波電容;VD為續(xù)流二極管;Vi為輸入電壓;Vo為輸出電壓;Io為輸出電流;iL為電感電流;RL為負(fù)載電阻。當(dāng)開(kāi)關(guān)管S導(dǎo)通時(shí)，續(xù)流二極管VD承受反向偏置而截止，電感電流iL線性增加，儲(chǔ)能電感L將電能轉(zhuǎn)換為磁能儲(chǔ)存電感L中，此時(shí)負(fù)載由輸出濾波電容C供電;當(dāng)開(kāi)關(guān)管S斷開(kāi)時(shí)，續(xù)流二極管VD導(dǎo)通，儲(chǔ)能電感L釋放能量，電感電流iL線性減小。iL大于輸出電流Io時(shí)，電感電流iL同時(shí)給負(fù)載RL與電容C供能;iL小于輸出電流Io后，電容C開(kāi)始放電，此時(shí)負(fù)載由電感L與電容C共同供電，保證輸出電壓和電流的穩(wěn)定。根據(jù)一個(gè)開(kāi)關(guān)周期內(nèi)電感電流iL是否下降至零可將其工作模式分為連續(xù)導(dǎo)電模式（CCM）與斷續(xù)導(dǎo)電模式（DCM），2種工作模式的電感電流波形如圖2所示。其中，iLCCM與iLDCM分別為CCM與DCM模式下的電感電流;

ILP為電感峰值電流;ILV為電感最小電流;Ii為輸入電流。假設(shè)開(kāi)關(guān)周期為T，變換器開(kāi)關(guān)導(dǎo)通時(shí)間為Ton，開(kāi)關(guān)關(guān)斷時(shí)間為Toff=T-Ton，則變換器的開(kāi)關(guān)頻率f=1/T，占空比d=Ton/T。

令電感最小電流ILV恰好為零，可得到變換器工作在CCM與DCM臨界狀態(tài)的臨界電感LC為[23]

LC=RL（1-d）22f

=RLV2i

2f（Vi+Vo）2

（

1）當(dāng)L>LC時(shí)，變換器工作在CCM模式;當(dāng)L

式中 ILPCCM為CCM模式下的電感峰值電流;

ILPDCM為DCM模式下的電感峰值電流。

1.2 內(nèi)部最危險(xiǎn)工況分?jǐn)喾烹娞匦苑治龈鶕?jù)上述分析發(fā)現(xiàn)，與簡(jiǎn)單電感電路不同，開(kāi)關(guān)變換器根據(jù)開(kāi)關(guān)狀態(tài)不同具有多個(gè)等效電路，如圖3所示;且回路電流與節(jié)點(diǎn)電壓隨開(kāi)關(guān)狀態(tài)周期性時(shí)變，因此需討論Buck-Boost變換器最危險(xiǎn)內(nèi)部工況。

從圖3可以看出，在開(kāi)關(guān)導(dǎo)通狀態(tài)，內(nèi)部分?jǐn)喾烹婋娀∧芰?/p>

Warc.on由電源Vi與電感L共同提供，可表示為

Warc.on=WVi+WL

為電源所提供的能量;WL為電感所提供的能量。在開(kāi)關(guān)關(guān)斷狀態(tài)，電感儲(chǔ)存的能量同時(shí)供給電弧、電容C與負(fù)載RL，此時(shí)內(nèi)部分?jǐn)喾烹婋娀∧芰縒arc.off為

（5）

式中 WRC為輸出端電容C與負(fù)載RL所消耗的能量。結(jié)合式（4）與式（5）可得，在一個(gè)開(kāi)關(guān)周期內(nèi)電弧能量Warc為

（6）由式（6）可知，當(dāng)占空比

d=1時(shí)，電弧能量Warc最大，即電感儲(chǔ)能未供給電容C與負(fù)載RL，全部轉(zhuǎn)化為電弧能量Warc;而當(dāng)電感電流iL達(dá)到電感峰值電流ILP時(shí)，電弧能量取得極限值Warc.max

。因此當(dāng)電感電流iL達(dá)到電感峰值電流ILP時(shí)，在變換器保持開(kāi)關(guān)導(dǎo)通狀態(tài)下發(fā)生分?jǐn)喾烹姙锽uck-Boost變換器內(nèi)部分?jǐn)嘧钗ｋU(xiǎn)工況。將內(nèi)部分?jǐn)嘧钗ｋU(xiǎn)工況下的Buck-Boost變換器等效為簡(jiǎn)單電感電路如圖4所示。

（7）通過(guò)IEC安全火花試驗(yàn)裝置對(duì)該簡(jiǎn)單電感電路進(jìn)行分?jǐn)喾烹娫囼?yàn)[25]，得到電弧電流與電壓典型波形如圖5所示。

從圖5可以看出，uarc為電弧電壓;iarc為電弧電流;Uarc.max為電弧電壓極限值;T為放電時(shí)間。從圖5可以看出，發(fā)生分?jǐn)鄷r(shí)，電弧電流iarc從電感峰值電流ILP下降至零;電弧電壓uarc從零增長(zhǎng)至電弧電壓極限值Uarc.max，最終回落至輸入電壓Vi;由此可得到電弧電壓uarc與電弧電流iarc的取值范圍為

（8）為考慮電弧放電最劇烈情況，即Vi與VL全部加在電極G兩端，忽略等效電阻壓降，電弧電壓uarc可表示為

（9）

式中 i′arc（t）為電弧電流變化率。結(jié)合圖5與式（9），電弧電壓極限值Uarc.max可表示為

Uarc.max

=uarc（T）=Vi+L|i′arc（T）|

（10）由式（10）可知，電弧電壓極限值

Uarc.max

由電源電壓Vi，電感L以及電弧電壓uarc達(dá)到其極限值所對(duì)應(yīng)的電弧電流變化率i′arc（T）共同決定。由物理定義可知，電弧電流變化率

i′arc（T）主要與電感L有關(guān)。為進(jìn)一步確定i′arc（T）隨電感L的變化關(guān)系，通過(guò)IEC安全火花試驗(yàn)裝置對(duì)不同電感L的簡(jiǎn)單電感電路進(jìn)行分?jǐn)喾烹娫囼?yàn)，采集電弧電壓與電流波形數(shù)據(jù)，得到電弧電壓達(dá)到其極限值時(shí)對(duì)應(yīng)的電弧電流變化率i′arc（T），取多組試驗(yàn)的平均值，得到i′arc（T）隨電感L變化的統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)，并作非線性回歸分析得到其回歸曲線如圖6所示。

從圖6可以看出，電弧電壓極限值Uarc.max對(duì)應(yīng)的電弧電流變化率絕對(duì)值|i′arc（T）|隨電感L增大近似呈冪函數(shù)關(guān)系減小?；诖?，對(duì)不同電感L與分?jǐn)喑跏茧娏鱅0的i′arc（T）進(jìn)行多元非線性回歸分析，并通過(guò)Levenberg-Marquandt優(yōu)化算法確定函數(shù)系數(shù)，得到其關(guān)系式為Buck-Boost變換器分?jǐn)喾烹娨寄芰υu(píng)價(jià)方法

通過(guò)分析Buck-Boost變換器最危險(xiǎn)工況下內(nèi)部分?jǐn)喾烹娞匦缘玫狡潆娀‰妷骸㈦娏髋c功率極限值。實(shí)際放電功率雖然隨機(jī)，但均不會(huì)大于放電功率極限值，若放電功率極限值具有引燃爆炸性氣體的能力，則實(shí)際放電功率同樣有幾率引燃爆炸性氣體。因此可通過(guò)放電功率極限值是否擁有引燃爆炸性氣體的能力進(jìn)而判斷該變換器是否本質(zhì)安全[18]。

2.1 臨界引燃功率火花試驗(yàn)裝置是研究電路本質(zhì)安全性能的基本設(shè)備，根據(jù)在該裝置上得到的試驗(yàn)結(jié)果繪制的各種點(diǎn)燃曲線是設(shè)計(jì)本安電路的依據(jù)。純電阻電路I類最小點(diǎn)燃曲線[19]給出不同輸入電壓Vi在分?jǐn)喾烹娮钜c(diǎn)燃情況（濃度為8%～8.6%的甲烷-空氣混合氣體）的最小點(diǎn)燃電流IMIC，經(jīng)冪函數(shù)回歸分析得出二者關(guān)系近似為

IMIC=22.35（Vi-14）-1.24

（15）整理可得電阻電路本質(zhì)安全放電功率極限值，即電阻電路臨界引燃功率PMIC為

PMIC

=ViIMIC=

12.25I-2531MIC+14）IMIC

（16）式（16）表明，若純電阻電路電弧功率極限值PRarc.max大于臨界引燃功率PMIC，則該電路具有引燃爆炸性氣體的能力;若為本質(zhì)安全電路，需要滿足

PRarc.max

（17）由圖4將內(nèi)部分?jǐn)嘧钗ｋU(xiǎn)工況的Buck-Boost變換器等效為由電源Vi與電感L作為時(shí)變電壓源VL（t）

=L|i′arc（t）|的純電阻電路如圖7所示。

根據(jù)圖7的純電阻電路等效模型同理可得，若簡(jiǎn)單電感電路的電弧功率極限值Parc.max大于等于臨界引燃功率PMIC，則該電路具有引燃爆炸性氣體的能力;若為本質(zhì)安全電路，需要滿足

Parc.max

（18）為從功率角度探究變換器參數(shù)對(duì)引燃能力的影響，對(duì)比不同輸入電壓Vi，負(fù)載RL與電感L取值的Buck-Boost變換器電弧功率極限值Parc.max與臨界引燃功率PMIC的影響關(guān)系如圖8所示。

Parc.max

，該變換器內(nèi)部分?jǐn)喾烹姴痪哂幸急ㄐ詺怏w的能力，為本質(zhì)安全電路;當(dāng)

Parc.max≥PMIC，該變換器內(nèi)部分?jǐn)喾烹妼⒕哂幸急ㄐ詺怏w的能力，且

Parc.max與PMIC

的差值越大，引燃能力越強(qiáng)。臨界引燃功率PMIC隨負(fù)載RL與電感L增大而減小，在DCM模式下與輸入電壓Vi無(wú)關(guān)，在CCM模式下隨輸入電壓Vi增大而減小。電弧功率極限值

Parc.max

隨Vi的增大與負(fù)載RL的減小而增大;且隨著電感L增大而減小，這是由于電感峰值電流ILP隨電感L增大而減小，使得電弧功率極限值Parc.max減小。

綜上所述，在其他參數(shù)確定的條件下，存在一個(gè)最小臨界電感Lmin，當(dāng)電感取值L大于最小臨界電感Lmin時(shí)，從功率角度分析Buck-Boost變換器內(nèi)部分?jǐn)喾烹姴痪哂幸寄芰Γ瑸楸举|(zhì)安全。

2.2 臨界引燃電感對(duì)于電感分?jǐn)喾烹?，除了分析電弧功率?duì)電路引燃能力的影響，還應(yīng)分析電弧功率的積累值，即放電能量對(duì)電路引燃能力的影響。由電感儲(chǔ)能表達(dá)式可得

WL=12Li2L

（19）由式（19）可知，電感儲(chǔ)能WL由電感L與電感電流iL決定。簡(jiǎn)單電感電路在濃度為8%～8.6%的甲烷-空氣混合氣體環(huán)境的臨界點(diǎn)燃曲線[19]通過(guò)描述電感L與分?jǐn)喑跏茧娏鱅0的約束關(guān)系來(lái)限制電路放電能量不超過(guò)臨界點(diǎn)燃能量WMIC，令電弧能量Warc等于臨界點(diǎn)燃能量WMIC，由式（4）得到臨界電感儲(chǔ)能WLMIC為

（20）令電感電流iL等于電感峰值電流ILP，將式（19）代入式（20）得到臨界引燃電感LMIC為1）根據(jù)臨界點(diǎn)燃曲線可知，當(dāng)電感峰值電流ILP小于0.4 A時(shí)，電源供能WVi可忽略不計(jì)，電弧能量Warc主要由電感提供，因此臨界引燃電感儲(chǔ)能WLMIC近似恒定為臨界引燃能量WMIC。當(dāng)電感峰值電流ILP大于等于0.4 A，臨界引燃電感儲(chǔ)能WLMIC不再恒定，隨電感峰值電流ILP的增大而減小;其中，當(dāng)電源電壓小于18 V時(shí)，臨界引燃電感儲(chǔ)能WLMIC隨輸入電壓Vi的增大而減小;當(dāng)輸入電壓Vi大于等于18 V時(shí)，臨界引燃能量WMIC與電源電壓無(wú)關(guān)。綜上分析，對(duì)簡(jiǎn)單電感電路在濃度8%～8.6%的甲烷-空氣混合氣體環(huán)境中的臨界點(diǎn)燃曲線進(jìn)行冪函數(shù)回歸分析，得到臨界引燃電感LMIC與電源電壓Vi以及電感峰值電流ILP的關(guān)系近似為

1.05I-2LP×10-3

（ILP<0.4 A）

6.562（2.5ILP）-1.596-0.012e0.187Vi×10-3

（ILP≥0.4 A，Vi<18 V）

1.099I-1.95LP×10-3

（ILP≥0.4 A，Vi≥18 V）

（22）

將其代入式（20）與式（2

1）得到臨界引燃電感儲(chǔ)能WLMIC與電源電壓Vi以及電感峰值電流ILP的關(guān)系為

WLMIC

=

525×10-6

（ILP<0.4 A）

3.28I2LP（2.5I0）-1.596-0.012e0.187Vi×10-3

（ILP≥0.4 A，Vi<18 V）

0.55I0.05LP×10-3

（ILP≥0.4 A，Vi≥18 V）

式（23）表明，若電感儲(chǔ)能WL大于臨界引燃電感儲(chǔ)能WLMIC，說(shuō)明該電路從能量角度分析具有引燃爆炸性環(huán)境氣體的能力，為非本質(zhì)安全電路。為了從能量角度探究變換器參數(shù)對(duì)引燃能力的影響，對(duì)比不同輸入電壓Vi，負(fù)載RL及電感L取值的Buck-Boost變換器電感儲(chǔ)能WL與臨界電感儲(chǔ)能WLMIC的影響關(guān)系如圖9所示。

從圖9分析可知，臨界電感儲(chǔ)能WLMIC與電感儲(chǔ)能WL隨著輸入電壓Vi與負(fù)載RL增大而減小;臨界電感儲(chǔ)能WLMIC隨著電感L增大而減小并趨于穩(wěn)定值，而電感儲(chǔ)能WL隨著電感L增大而增大，最終大于WLMIC導(dǎo)致變換器具有引燃能力。 在其他參數(shù)確定的條件下，存在一個(gè)最大臨界電感Lmax，當(dāng)電感取值L小于最大臨界電感Lmax時(shí)，從能量角度分析Buck-Boost變換器內(nèi)部分?jǐn)喾烹姴痪哂幸寄芰Γ瑸楸举|(zhì)安全。從圖9可以看出，在低壓大電流場(chǎng)合，臨界電感儲(chǔ)能WLMIC并非恒定不變，而是隨電路參數(shù)動(dòng)態(tài)變化的，只有當(dāng)輸入電壓大于18 V或電流小于0.4 A時(shí)，

WLMIC才穩(wěn)定為525 μJ，這與簡(jiǎn)單電感電路Ⅰ類臨界點(diǎn)燃曲線的描述的結(jié)論基本一致。綜上分析，對(duì)于一個(gè)內(nèi)部本質(zhì)安全Buck-Boost開(kāi)關(guān)變換器，其內(nèi)部分?jǐn)喾烹娔芰颗c功率均須是本質(zhì)安全的，即其電弧功率極限值Parc.max

與電感儲(chǔ)能WL需分別小于臨界引燃功率 PMIC與臨界引燃電感儲(chǔ)能

WLMIC，即（24）在其他參數(shù)確定的條件下，僅當(dāng)電感小于最大臨界電感Lmax，且大于最小臨界電感Lmin時(shí)，該變換器為本質(zhì)安全，即

3 引燃能力判據(jù)驗(yàn)證

為驗(yàn)證Buck-Boost變換器內(nèi)部本質(zhì)安全判據(jù)

的可行性與可靠性，通過(guò)所提出的內(nèi)部引燃能力評(píng)價(jià)方法，對(duì)Buck-Boost變換器樣機(jī)進(jìn)行本質(zhì)安全性能指標(biāo)評(píng)價(jià)?？紤]對(duì)煤礦井下分布式本安型監(jiān)測(cè)監(jiān)控防爆系統(tǒng)控制板的供電要求[6]，設(shè)Buck-Boost變換器參數(shù)為：輸入電壓 Vi=24 V，輸出電壓Vo=18 V，負(fù)載電阻RL=26 Ω，開(kāi)關(guān)頻率f=200 kHz，儲(chǔ)能電感L分別取50，150 μH與1.5 mH進(jìn)行引燃能力評(píng)價(jià)。通過(guò)所提出的引燃能力評(píng)價(jià)結(jié)果與爆炸性試驗(yàn)評(píng)價(jià)結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表1。

由表1可知，不同參數(shù)的Buck-Boost變換器通過(guò)文中判據(jù)評(píng)價(jià)的結(jié)果與通過(guò)IEC火花試驗(yàn)平臺(tái)進(jìn)行爆炸性試驗(yàn)的評(píng)價(jià)結(jié)果完全一致，證明所提出的Buck-Boost變換器內(nèi)部分?jǐn)喾烹娨寄芰ε袚?jù)的可行性與可靠性。

4 結(jié) 論

1）在分析Buck-Boost變換器工作模式和不同開(kāi)關(guān)狀態(tài)等效電路基礎(chǔ)上，得出Buck-Boost變換器內(nèi)部分?jǐn)嘧钗ｋU(xiǎn)工況。

2）推導(dǎo)出以臨界引燃功率PMIC與能量WMIC描述電感分?jǐn)喾烹娨寄芰Φ臄?shù)學(xué)表達(dá)式，得出電弧功率極限值Parc.max、臨界電感儲(chǔ)能WLMIC和電感儲(chǔ)能WL與輸入電壓Vi、負(fù)載RL以及電感L的關(guān)系;從功率和能量角度探究了變換器參數(shù)對(duì)引燃能力的影響。3）得出Buck-Boost變換器內(nèi)部分?jǐn)嘁寄芰υu(píng)價(jià)方法，指出僅當(dāng)電弧功率極限值與電感儲(chǔ)能分別小于臨界引燃功率與臨界引燃電感儲(chǔ)能時(shí)，該變換器為內(nèi)部本質(zhì)安全。對(duì)樣機(jī)進(jìn)行評(píng)價(jià)對(duì)比，驗(yàn)證所提出引燃能力判據(jù)的可行性與可靠性，并擁有良好的適用性。

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