JP2005094980A - スイッチング電源回路 - Google Patents
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Abstract
【解決手段】複合共振形コンバータの二次側に巻線電圧検出方式の同期整流回路を備える。そして、絶縁コンバータトランスPITの結合係数の設定、二次巻線の1ターン(T)あたりの誘起電圧レベルの設定、及び上記二次巻線のセンタータップと二次側平滑コンデンサとの間に挿入したチョークコイルのインダクタンスの設定により、絶縁コンバータトランスPITの磁束密度を一定以下に設定し、重負荷の条件でも二次側整流電流を連続モードとする。さらに、上記チョークコイルに生じる逆起電力により整流電流に生じていた逆電流を抑圧し、無効電力のさらなる低減を図る。
【選択図】図7
Description
そこで、共振形コンバータによるスイッチング電源回路が各種提案され、実用化されている。共振形コンバータは容易に高電力変換効率が得られると共に、スイッチング動作波形が正弦波状となることで低ノイズが実現される。また、比較的少数の部品点数により構成することができるというメリットも有している。
また、一次巻線N1の他端は、一次側アースに接続される。
ここで、上記直列共振コンデンサC1のキャパシタンスと、一次巻線N1を含む絶縁コンバータトランスPITのリーケージインダクタンスL1によっては、一次側スイッチングコンバータの動作を電流共振形とするための一次側直列共振回路を形成する。
つまり、この図に示す電源回路は、一次側スイッチングコンバータを共振形とするための共振回路に対して、他の共振回路とが組み合わされた形式を採っていることになる。本明細書では、このようなスイッチングコンバータについて、複合共振形コンバータということにする。
先ず、二次側巻線の1T(ターン)あたりの誘起電圧レベルが、5V/Tとなるようして、二次巻線N2A,N2B及び一次巻線N1のターン数を設定することとして、具体的には、二次巻線N2A=N2B=1T、一次巻線N1=30Tとしている。
そして、絶縁コンバータトランスPITのEE型コアの中央磁脚に対しては1.0mm程度のギャップを形成するようにしている。これによって、一次巻線N1と二次巻線N2A,N2Bとで、0.85程度の結合係数を得るようにしている。
また、一次側直列共振コンデンサC1=0.068μF、部分電圧共振コンデンサCp=330pFを選定し、整流ダイオードDo1,Do2には、50A/40Vのショットキーダイオードを選定している。
また、スイッチング素子Q1は、上記スイッチング素子Q2に対して交互にオン/オフするようにしてスイッチングを行う。このため、スイッチング素子Q1//ダンパーダイオードDD1に流れるスイッチング電流IDS1は、スイッチング電流IDS2に対して180°位相がシフトした波形となっている。
つまり、二次巻線N2Aに発生する二次巻線電圧V2は、図20に示すようにして、一次側直列共振電流Ioが正弦波状で流れる期間のみ、所定の絶対値レベルでクランプされる波形が生じ、その間の一次側直列共振電流Ioとして励磁インダクタンスによる鋸歯状波成分が流れる期間は0レベルとなる。二次巻線N2Bには、二次巻線電圧V2を反転させた波形が発生する。
このために、整流ダイオードDo1を流れる整流電流I1と、整流ダイオードDo2を流れる整流電流I2は、それぞれ、一次側直列共振電流Ioが正弦波状で流れる期間DON1、DON2においてのみ流れ、これ以外の期間においては共に流れない。つまり、二次側の整流電流は不連続で平滑コンデンサに流入している。
なお、図21においては、絶縁コンバータトランスPITの二次側の構成のみを示している。一次側の構成は、図19と同様であるものとする。また、定電圧制御方式としても、二次側直流出力電圧Eoのレベルに応じて、一次側スイッチングコンバータのスイッチング周波数を可変制御するスイッチング周波数制御方式を採る。
また、この図21に示す二次側の構成を採る電源回路としても、図19の場合と同様の低電圧大電流(VAC=100V、負荷電力Po=100W、Eo=5V、Io=25A)の条件に対応するものとされる。
同様に、MOS−FETQ4を駆動する駆動回路は、二次巻線N2AとMOS−FETQ3のドレインとの接続点とMOS−FETQ4のゲートの間に、ゲート抵抗Rg2を接続すると共に、MOS−FETQ4のゲートと二次側アースとの間に抵抗R12を接続して形成される。
上記した駆動回路は、二次巻線の電圧を検出することに基づいて、平滑コンデンサCoの正極端子に充電する方向にのみ電流が流れるように、MOS−FETQ3,Q4をスイッチング駆動するための回路である。
この図において、スイッチング素子Q2の両端電圧V1と、これに応じた二次巻線N2A−N2Bの両端に得られる二次巻線電圧V2は、図20と同様のタイミングとなっているものである。なお、図22に示す二次巻線電圧V2は、二次巻線N2Aとゲート抵抗Rg2との接続点側からみた場合の極性となっており、二次巻線N2Bとゲート抵抗Rg1との接続点側からみた場合には逆極性となる。
MOS−FETQ4の駆動回路は、この図に示す極性の二次巻線電圧V2が負極性の所定レベルでクランプされる期間に至ると、MOS−FETQ4のゲートに対して、ゲート抵抗Rg2と抵抗R12とにより設定されるレベルのオン電圧を印加するように動作することになる。
同様にして、MOS−FETQ3の駆動回路(ゲート抵抗Rg1,抵抗R11)は、この図とは反転した極性の二次巻線電圧(V2)が負極性の所定レベルでクランプされる期間に至ると、MOS−FETQ3のゲートに対してオン電圧を印加するように動作することになる。
この不連続モードでは、整流電流I1,I2として、平滑コンデンサCoへの充電電流が0レベルになったとしても、絶縁コンバータトランスPITの一次巻線N1には同じ方向に電流が流れている。これは、先の図20の波形図であれば、期間DON1,DON2以外の期間において、一次側直列共振電流Ioとして、一次巻線N1の励磁インダクタンス成分がその直前タイミングと同じ極性で流れていることにより示されている。このために、実際としては、二次巻線N2A,N2Bに誘起される電圧の極性が反転しないために、その間、MOS−FETQ3、Q4は完全にオフにならずにオン状態を維持する。これにより、図示するようにして、期間DON1,DON2以外では、整流電流I1,I2として逆方向の電流が流れてしまう。この期間DON1,DON2以外における逆方向の整流電流I1,I2は、無効電力を生じさせるが、このときの整流電流I1,I2のレベルは、8Apと比較的高いために、その無効電力量も相応に大きなものとなる。
このように、同期整流回路として巻線電圧検出方式を採る場合、整流電流の導通損は低減されるものの、上記のようにして無効電力が発生するために、全体として電力変換効率の有効な向上は図ることが難しいというのが現状である。
図21に示す電源回路の実際としても、先に図19に示した電源回路の構成として説明したようにスイッチング周波数制御による定電圧制御を行うが、軽負荷の条件となって二次側直流出力電圧が上昇すると、スイッチング周波数を高くするようにして二次側直流出力電圧を低下させ、これにより安定化を図るように動作する。
そして、このような軽負荷の状態では、図23に示すスイッチング素子Q2の両端電圧V1に対して、二次側巻線電圧V2はほぼ同じタイミングで反転するようになり、これに応じて、二次側の整流電流I1、I2としては、期間DON1,DON2との間に休止期間が無く平滑コンデンサCoに連続して充電されるようにして流れる。つまり、連続モードとなる。このときには、上記図25の重負荷時の動作として示したような逆方向の整流電流I1、I2が流れる期間は存在しなくなって、これに応じた無効電力も生じていない。
このように、二次側整流回路系を巻線電圧検出方式による同期整流回路に置き換えた構成の電源回路も、重負荷時における電力変換効率の低下が依然として問題となる。
この整流電流検出方式による同期整流回路の構成例を、図24に示す。なお、この図においては、説明を簡単なものとするために、半波整流による構成を示している。
カレントトランスの二次巻線Nbに対しては、抵抗Raが並列に接続されるとともに、相互に順電圧方向が逆となるようにして、ダイオードDa、Dbが並列に接続されて並列接続回路を形成する。また、この並列接続回路に対して、コンパレータ20が接続される。コンパレータ20の反転入力には、基準電圧Vrefが入力される。なお、基準電圧Vrefとコンパレータ20の反転入力との接続点には、上記並列接続回路においてダイオードDaのアノードとダイオードDbのカソードが接続されている側の端部と接続される。また、コンパレータ20の非反転入力には、上記並列接続回路においてダイオードDaのカソードとダイオードDbのアノードが接続されている側の端部が接続される。
この場合、コンパレータ20の出力は、バッファ21により増幅されてMOS−FETQ4のゲートに印加されるようになっている。
二次巻線N2に誘起される電圧が、平滑コンデンサCoの両端電圧(Eo)よりも大きくなると、先ず、MOS−FETQ4のボディダイオードのアノード→カソードの方向により、平滑コンデンサCoへ充電するようにして整流電流Idが流れ始める。この整流電流Idは、カレントトランスの一次巻線Naに流れるので、カレントトランスの二次巻線Nbには、一次巻線Naに流れる整流電流Idに応じた電圧Vnbが誘起される。コンパレータ20では、基準電圧Vrefと電圧Vnbとを比較して、電圧Vnbが基準電圧Vrefを越えるとHレベルを出力する。このHレベルの出力がバッファ21からオン電圧としてMOS−FETQ4のゲートに対して印加され、MOS−FETQ4をオンさせる。これにより、整流電流IdがMOS−FETQ4のドレイン→ソース方向により流れることになる。図25では、正極性により流れる整流電流Idとして示されている。
例えば、図19に示した電源回路の二次側の構成を、上記図24に示した構成に基づく、全波整流の整流電流検出方式による同期整流回路とした場合のDC→DC電力変換効率としては、先の図20、図22などと同様の条件の下で測定したところ、90%程度にまで向上するという測定結果が得られた。
特に、図24に示した一次側のスイッチングコンバータの構成を基本として整流電流検出方式の同期整流回路を二次側に備えることとした場合、二次側には全波整流回路を備える必要がある。従って、上記したカレントトランス及び駆動回路系は、MOS−FETQ3,Q4ごとに対応して2組必要とされることになり、上記した問題がさらに大きくなる。
このようにして、巻線電圧検出方式と整流電流検出方式とでは、巻線電圧検出方式のほうが、無効電力により電力変換効率の面で不利ではあるが、回路構成が簡略であるのに対して、整流電流検出方式のほうは、無効電力が生じないので電力変換効率の面では有利であるが、回路構成が複雑になる、というトレードオフの関係にある。
従って、同期整流回路を備える電源回路としては、できるだけ簡略な回路構成でありながら、かつ、無効電力による損失増加が解消されるような構成を採ることが求められている、ということになる。
すなわち、先ず、入力された直流入力電圧を断続するようにしてスイッチングを行うスイッチング素子を備えて形成されるスイッチング手段と、上記スイッチング素子をスイッチング駆動する駆動手段と、上記スイッチング手段のスイッチング出力を一次側から二次側に伝送するものであり、少なくとも一次巻線と二次巻線が巻装される絶縁コンバータトランスとを備える。
そして、少なくとも、上記絶縁コンバータトランスの一次巻線の漏洩インダクタンス成分と、自己のキャパシタンスとによって上記スイッチング手段の動作を共振形とするための一次側共振回路を形成するようにして、一次側の所定の部位に接続される一次側共振コンデンサと、上記スイッチング手段を形成するスイッチング素子のうち、少なくとも一方のスイッチング素子に対して並列に接続される部分共振コンデンサのキャパシタンスと、上記絶縁コンバータトランスの一次巻線の漏洩インダクタンス成分によって形成され、上記スイッチング手段を形成するスイッチング素子のターンオフ期間に部分電圧共振動作を行う一次側部分電圧共振回路を備え、さらに上記絶縁コンバータトランスの二次巻線に誘起される交番電圧を全波整流して二次側平滑コンデンサに整流電流を充電することで、上記二次側平滑コンデンサの両端電圧として二次側直流出力電圧を得るようにされた同期整流回路と、を備えるようにする。
そして、このような構成において、先ずは、上記絶縁コンバータトランスの磁束密度を、上記二次側直流電圧に接続される負荷条件の変動にかかわらず、上記全波整流動作により同期整流回路に流れる二次側整流電流が連続モードとなるようにして、所定以下となるように設定する。
さらに、上記同期整流回路としては、上記絶縁コンバータトランスの二次巻線をセンタータップすると共に、
上記二次巻線のセンタータップしていない側の一方の端部と二次側アースとの間に直列接続される第1の電界効果トランジスタと、上記二次巻線のセンタータップしていない側の他方の端部と二次側アースとの間に直列接続される第2の電界効果トランジスタとを備える。
そして、上記第1の電界効果トランジスタが整流電流を流すべき半波の期間に対応する二次巻線電圧を抵抗素子により検出して、上記第1の電界効果トランジスタをオンとするためのゲート電圧を出力するようにされた第1の駆動回路と、上記第2の電界効果トランジスタが整流電流を流すべき半波の期間に対応する二次巻線電圧を抵抗素子により検出して、上記第2の電界効果トランジスタをオンとするためのゲート電圧を出力するようにされた第2の駆動回路とを備えるようにする。
その上で、さらに上記二次巻線のセンタータップと上記二次側平滑コンデンサの正極端子との間に、金属系ダスト及び/又はNi−Zn系フェライト材によるコアの磁脚に対して所要のターン数により巻線が巻装されて、所要以上の飽和磁束密度を有すると共に、所要以下のインダクタンスを有するようにされたチョークコイルを直列に挿入するようにした。
つまり、先ず、入力された直流入力電圧を断続するようにしてスイッチングを行うスイッチング素子を備えて形成されるスイッチング手段と、上記スイッチング素子をスイッチング駆動する駆動手段とを備える。
そして、上記スイッチング手段のスイッチング出力を一次側から二次側に伝送するものであり、少なくとも一次巻線と、二次側に捲装される二次巻線部と、この二次巻線部の一方の端部を巻き上げて形成される第1の駆動巻線部と、上記二次巻線部の他方の端部を巻き上げて形成される第2の駆動巻線部とが巻装される絶縁コンバータトランスを備えるようにする。
また、少なくとも、上記絶縁コンバータトランスの一次巻線の漏洩インダクタンス成分と、自己のキャパシタンスとによって上記スイッチング手段の動作を共振形とするための一次側共振回路を形成するようにして、一次側の所定の部位に接続される一次側共振コンデンサと、上記スイッチング手段を形成するスイッチング素子のうち、少なくとも一方のスイッチング素子に対して並列に接続される部分共振コンデンサのキャパシタンスと、上記絶縁コンバータトランスの一次巻線の漏洩インダクタンス成分によって形成され、上記スイッチング手段を形成するスイッチング素子のターンオフ期間に部分電圧共振動作を行う一次側部分電圧共振回路とを備えるようにし、
さらに、上記絶縁コンバータトランスの二次巻線部に誘起される交番電圧を全波整流して二次側平滑コンデンサに整流電流を充電することで、上記二次側平滑コンデンサの両端電圧として二次側直流出力電圧を得るようにされた同期整流回路を備えるようにする。
その上で、上記絶縁コンバータトランスの磁束密度は、上記二次側直流電圧に接続される負荷条件の変動にかかわらず、上記全波整流動作により同期整流回路に流れる二次側整流電流が連続モードとなるようにして、所定以下となるように設定されるようにする。
そして、上記同期整流回路としては、
先ず、上記絶縁コンバータトランスの二次巻線部をセンタータップしたタップ出力を平滑コンデンサの正極端子に接続するとともに、上記二次巻線部のセンタータップしていない側の一方の端部と二次側アースとの間に直列接続される第1の電界効果トランジスタと、上記二次巻線部のセンタータップしていない側の他方の端部と二次側アースとの間に直列接続される第2の電界効果トランジスタとを備える。
さらに、上記第1の電界効果トランジスタが整流電流を流すべき半波の期間に対応して、上記絶縁コンバータトランスの二次側における上記第1の駆動巻線部に生じる電圧を抵抗素子により検出して、上記第1の電界効果トランジスタをオンとするためのゲート電圧を出力するようにされた第1の駆動回路と、上記第2の電界効果トランジスタが整流電流を流すべき半波の期間に対応して、上記第2の駆動巻線部に生じる電圧を抵抗素子により検出して、上記第2の電界効果トランジスタをオンとするためのゲート電圧を出力するようにされた第2の駆動回路とを備えるようにする。
その上で、さらに上記二次巻線部のセンタータップと上記二次側平滑コンデンサの正極端子との間に、Mn−Zn系フェライト材によるEE形又はER形コアの磁脚に対して所要ターン数により巻線が巻装されて、所要以上の飽和磁束密度を有すると共に、所要以下のインダクタンスを有するようにされたチョークコイルを直列に挿入するようにした。
そして、絶縁コンバータトランスの磁束密度が所定以下となるようにしていることで、負荷変動にかかわらず、二次側整流電流が常に連続モードとなるようにしている。二次側整流電流が連続モードとなれば、巻線電圧検出方式による同期整流回路において問題となる、二次側整流電流の不連続期間において整流電流に逆方向電流が生じることに依る無効電力を低減することができる。
その上で、上記のようにして二次巻線のセンタータップと二次側平滑コンデンサとの間には、所要以下のインダクタンスを有するチョークコイルが直列に挿入される。このチョークコイルによっては、そこに整流電流が流れる際の逆起電力により整流電流に生じる逆方向電流が抑圧される。つまり、これによって整流電流に逆方向電流が生じることによる無効電力についての、さらなる低減を図ることができるものである。
また、上記チョークコイルとしては、金属系ダスト、Ni−Zn系フェライト材、又はMn−Zn系フェライト材による、飽和磁束密度の比較的高いコアを用いるようにしていることから、負荷電流レベルの変動によらずそのインダクタンス値が安定するものとなる。
つまり、本発明によっては、同期整流回路を備える複合共振形コンバータとして、高い電力変換効率を得ることと、回路の簡易化による回路規模の縮小、及び低コスト化を図ることとの両立が図られるものであり、特に、低電圧大電流とされるような条件に電源回路を使用する場合に有利となるものである。
さらに、上述もしたようにこのチョークコイルとしては、飽和磁束密度の比較的高いコア材が用いるようにしたことにより、電流レベル変動によらずそのインダクタンス値が安定して得られるようになる。
そして、このように負荷電流レベルの変動によらずインダクタンス値を安定化できれば、例えば軽負荷の条件となって負荷電流レベルが所要以下に低下した場合に、そのインダクタンスが急激に上昇するようなことは無くなり、例えばこのような軽負荷時においても電源回路として安定した動作を保証することができる。
そして、このようなノイズフィルタの後段に対しては、図のように整流ダイオードDA,DBから成る整流回路部Diと、2本の平滑コンデンサCi1,Ci2とから成る倍電圧整流回路が備えられる。この倍電圧整流回路によっては、平滑コンデンサCi1−Ci2の両端電圧として、交流入力電圧VACの2倍に対応したレベル整流平滑電圧Ei(直流入力電圧)が生成される。
この絶縁トランスPITの一次巻線N1の一方の端部は、一次側並列共振コンデンサC1の直列接続を介して、スイッチング素子Q1のソースとスイッチング素子Q2のドレインとの接続点(スイッチング出力点)に接続されることで、スイッチング出力が伝達されるようになっている。
また、一次巻線N1の他方の端部は、一次側アースに接続される。
つまり、この図に示す電源回路は、一次側スイッチングコンバータを共振形とするための共振回路に対して、他の共振回路とが組み合わされた、複合共振形コンバータとしての構成を採っている。
図1の回路の場合、絶縁コンバータトランスPITの二次巻線としては、図のように、それぞれ上記一次巻線N1と巻方向が同極性とされた二次巻線N2A,二次巻線N2Bが備えられる。
これら二次巻線N2A、N2Bは、それぞれセンタータップが施されたことで、それぞれ図のように2つの巻線部に分割されている。ここでは、二次巻線N2Aの巻き始め端部を含む巻線部を巻線部N2A1とし、巻き終わり端部を含む巻線部は巻線部N2A2としている。また、二次巻線N2Bの巻き始め端部を含む巻線部は巻線部N2B1、巻き終わり端部を含む巻線部は巻線部N2B2とする。
そして、この二次巻線N2A,N2Bに対しては、整流用素子としてNチャネルのMOS−FETQ3,Q4を備える全波整流の同期整流回路が備えられる。これらMOS−FETQ3,Q4は、例えば低耐圧のトレンチ構造のものを選定することで、低オン抵抗を得るようにされる。
そして、二次巻線N2A、N2Bの各巻き終わり端部は、インダクタLd1→MOS−FETQ3のドレイン→ソースを介して、二次側アース(平滑コンデンサCo1の負極端子側)に接続される。
また、二次巻線N2A、N2Bの各巻き始め端部は、インダクタLd2→MOS−FETQ4のドレイン→ソースを介して、二次側アース(平滑コンデンサCo1の負極端子側)に接続される。
なお、MOS−FETQ3,Q4のドレイン−ソースに対しては、それぞれ、ボディダイオードDD3,DD4が接続される。
また、この際、上記巻線部N2A2、巻線部N2B2を含む整流電流経路においては、二次巻線N2A、N2Bの各巻き終わり端部とMOS−FETQ3のドレインとの間に、インダクタLd1が直列に挿入されるものとなる。同様に、上記巻線部N2A1、巻線部N2B1を含む整流電流経路においては、二次巻線N2A、N2Bの各巻き始め端部とMOS−FETQ4のドレインとの間にインダクタLd2が直列に挿入される。
同様に、MOS−FETQ4を駆動する駆動回路は、二次巻線N2Bの巻き終わり端部とMOS−FETQ4のゲートとの間に、ゲート抵抗Rg2を接続して形成される。
つまりこの場合、上記MOS−FETQ3は、それぞれ巻線部N2A1、巻線部N2B1に励起される交番電圧が上記ゲート抵抗Rg1により検出されて導通するようにされ、また、MOS−FETQ4は、巻線部N2A2、巻線部N2B2に励起される交番電圧が上記ゲート抵抗Rg2により検出されて導通するようにされているものである。
上記した駆動回路は、二次巻線の電圧を検出することに基づいて、二次側平滑コンデンサの正極端子に充電する方向(つまり、この場合ではソース→ドレイン方向)の電流のみが流れるように、MOS−FETQ3,Q4をスイッチング駆動するための回路である。つまり、この場合における同期整流回路の回路構成としては、巻線電圧検出方式により、整流電流に同期させてMOS−FETQ3,Q4をオン/オフ駆動する構成を採っているものである。
このようなツェナーダイオードDzとしては、ツェナー電位(ブレイクダウン電位)としてMOS−FETQ3、Q4の耐圧レベルに応じた電位のもが選定される。これにより、MOS−FETQ3、Q4のゲート−ソース間電位が耐圧レベル以上に上昇するのに応じ、これらツェナーダイオードDzが導通してMOS−FETQ3、Q4を保護することができる。
例えば、この場合のツェナーダイオードDzとしては、ツェナー電位=±20Vのものが選定される。また、例えばこれらツェナーダイオードDz1、Dz2、及びツェナーダイオードDz3、Dz4は、それぞれMOS−FETQ3、MOS−FETQ4に対して内蔵されるようにして備えられる。
この場合において、これらインダクタLd1、Ld2としては、例えば0.6μH程度の比較的低いインダクタンスを設定するものとしている。
すなわち、この図3に示されるようにして、例えばアモルファス磁性体若しくはフェライト材等の磁性体が筒形状に形成されたビーズコアによって、リード線を挿通する。そして、このようにリード線を挿通したビーズコアを、1つのインダクタ素子としてプリント基板上に実装するものである。
上述した回路構成による同期整流回路によっては、二次側平滑コンデンサに対して全波整流により整流して得られる整流電流を充電する動作が得られる。
すなわち、二次側に励起される交番電圧の一方の半周期には、巻線部N2A1、N2B1を流れる電流がそれぞれ二次側平滑コンデンサに対して充電される。また、交番電圧の他方の半周期には、巻線部N2A2、N2B2に流れる電流がそれぞれ二次側平滑コンデンサに対して充電される。これによって、上記交番電圧が正/負の期間で二次側平滑コンデンサに充電する全波整流動作が得られるものである。
そして、このような平滑コンデンサの両端電圧として、図のような二次側直流出力電圧Eoが得られる。この二次側直流出力電圧Eoは、図示しない負荷側に供給されるとともに、次に説明する制御回路1のための検出電圧としても分岐して入力される。
例えば重負荷の傾向となって二次側直流出力電圧Eoが低下するのに応じては、上記スイッチング周波数を高くするように制御することで、二次側直流出力電圧Eoを上昇させる。これに対して、軽負荷の傾向となって二次側直流出力電圧Eoが上昇するのに応じては、上記スイッチング周波数を低くするように制御することで、二次側直流出力電圧Eoを低下させる。
このフィルタ回路としては、図示するように平滑コンデンサCo1の正極端子に対して、チョークコイルLnの一端を接続する。そして、このチョークコイルLnの他端に対して、平滑コンデンサCo2の正極端子を接続し、さらに平滑コンデンサCo2の負極端子を二次側アースに接地して成る。
このような接続形態によれば、平滑コンデンサCo1、平滑コンデンサCo2の並列接続回路が形成され、さらに、これら平滑コンデンサCo1、Co2の各正極端子間に対しては、チョークコイルLnが挿入されたものとなる。
つまり、この図1に示す回路においては、二次側直流出力電圧Eoのラインに対し、C、L、Cによる所謂π型フィルタを設けるようにしているものである。
先にも説明したように、図1の基本構成においては、MOS−FETQ3、Q4の各ゲートに対し、各々ショットキーダイオードDgを接続するものとしていた。これによっては、各MOS−FETのターンオフ時にそれぞれのゲート入力容量の蓄積電荷を強制的に引き抜くようにして、MOS−FETの良好なターンオフ特性を得ることが可能とされる。
しかしながら、このようにショットキーダイオードDgを設けることによっては、MOS−FETとして良好なターンオフ特性を得ることができる一方で、二次側整流電流経路においてはスイッチングノイズが発生し易いものとされていた。そして、この影響により二次側直流出力電圧Eoにも高周波のノイズが重畳し易くなっていたものである。
なお、この場合の上記フィルタ回路においては、上記平滑コンデンサCo1、平滑コンデンサCo2として、例えばアミジン系アルミ電解コンデンサで構成し、そのキャパシタンスCとして、例えばC=6800μF、耐圧は6.3V、ESR(等価直列抵抗値)は15mΩ以下となるものを選定している。
さらに、上記チョークコイルLnとしては、例えばDCR(直流抵抗値)=1mΩ程度、インダクタンスL=0.7μH程度に設定している。
これによって、二次側直流出力電圧Eoに生じる高周波ノイズのピークレベルを、100mV以下に抑制している。
先ず、絶縁コンバータトランスPITについては、図2に示す構造を採ることとしている。
この図に示すように、絶縁コンバータトランスPITは、フェライト材によるE型コアCR1、CR2を互いの磁脚が対向するように組み合わせたEE型コア(EE字形コア)を備える。
そして、一次側と二次側の巻装部について相互に独立するようにして分割した形状により、例えば樹脂などによって形成される、ボビンBが備えられる。このボビンBの一方の巻装部に対して一次巻線N1を巻装する。また、他方の巻装部に対して二次巻線(N2A,N2B)を巻装する。このようにして一次側巻線及び二次側巻線が巻装されたボビンBを上記EE型コア(CR1,CR2)に取り付けることで、一次側巻線及び二次側巻線とがそれぞれ異なる巻装領域により、EE型コアの中央磁脚に巻装される状態となる。このようにして絶縁コンバータトランスPIT全体としての構造が得られる。この場合のEE型コアとしては、例えばEER−40を選定している。
また、スイッチング素子Q1は、上記スイッチング素子Q2に対して交互にオン/オフするようにしてスイッチングを行う。このため、スイッチング素子Q1//ダンパーダイオードDD1に流れるスイッチング電流としても、図示はしていないがスイッチング電流IDS2に対して180°位相がシフトした波形となる。また、スイッチング素子Q1の両端電圧としても、スイッチング素子Q2の両端電圧V1に対して180°位相がシフトした波形となる。
なお、この電圧V2としては、巻線部N2B2に得られる電位として示したが、二次巻線N2Aにおける巻線部N2A2においても同等の波形により電位が生じていることになる。またこの場合、巻線部N2A1、巻線部N2B1においても、この電圧V2と同等の電位が生じるものである。
ここで、図20に示す電圧V2と比較して分かるように、この図4に示す電圧V2は、一次側直列共振電流Ioが0レベルとなるタイミングで、同様に0レベルとなる波形が得られる。つまり、この場合の電圧V2としては、ゼロクロスタイミングが一次側直列共振電流Ioのゼロクロスタイミングと重なるようになっている(図中時点t1、t2、t3参照)。
この場合、電圧V2としては、図示するように時点t1にて正極性のピークレベルとなり、以降はそのレベルを低下させていき時点t2にて0レベルとなるような波形とされている。MOS−FETQ4のゲート−ソース間に生じるゲート−ソース間電圧VGS4は、この電圧V2が、Q4のゲート−ソース間電位として定められた所定のレベルに対応したレベル以上を保つ期間(図中期間t1〜td1)において、オン電圧を発生させる。つまり、この期間t1〜td1が、MOS−FETQ4のオン期間DON2となる。
そして、この期間DON2が終了する時点td1から時点t2までは、MOS−FETQ4のデットタイムであり、このデットタイムである期間td1〜t2ではQ4のボディダイオードDD4を介して整流電流が流れる。このことは、図示するゲート−ソース間電圧VGS4における期間td1−t2の電位によっても示されている。
これによって、MOS−FETQ4を介して流される整流電流I4としては、図示するように時点t1〜t2の期間にわたって流れるようになる。つまり、この整流電流I4としては、これら時点t1、t2において、一次側直列共振電流Ioと0レベルになるタイミングが重なるようにされ、これによって一次側直列共振電流と連続するものとなる。
つまり、この場合、MOS−FETQ3のゲート−ソース間に生じるゲート−ソース間電圧VGS3は、巻線部N2A1、N2B1側に生じる電圧V2がゲート−ソース間電位としての所定のレベルに対応したレベル以上を保つ期間(図中期間t2〜td2)において、オン電圧を発生させ、これによってこの期間t2〜td2がMOS−FETQ3のオン期間DON1となる。
そして、同様にこの期間DON1が終了する時点td2から時点t3までは、MOS−FETQ3のデットタイムであり、この期間td2〜t3ではQ3のボディダイオードDD3を介して整流電流が流れる。
これによって、MOS−FETQ3を介して流れる整流電流I3としても、図示するように一次側直列共振電流Ioのゼロクロスタイミングである時点t2と時点t3との間にわたって流れるようになり、一次側直列共振電流Ioと連続して流れるものとなる。
そして、前述したように、この場合の二次巻線に生じる電圧V2は、一次側直列共振電流Ioが0レベルとなるのに応じ0レベルとなるから、電圧V2は一次側直列共振電流と連続するものとなる。さらに、このように電圧V2が連続することによって、上記説明のようにして整流電流I3、整流電流I4も連続することになり、従って、平滑コンデンサCoに対する充電電流Icも連続して流れることになる。
つまり、図1の回路では、重負荷とされてスイッチング周波数が低くなるようにして制御されているときにも、二次側整流電流としては連続モードが得られていることになる。なお、この場合、整流電流I3,I4としては28Apとなっており、例えば従来の図20に示した整流電流I1,I2よりも低減している。これは、例えば、同等のスイッチング周波数に対応する周期内において、整流電流の導通期間が従来よりも拡大したことに依るものである。
つまり、従来において、整流電流I1、I2には8Apによる逆方向電流が流れ、これが電力損失を生じさせていたが、図1の回路ではこのような整流電流に生じていた逆方向電流が発生しないものである。
この場合において、整流電流I3、I4にこのような逆方向電流が発生しないのは、図1に示したようにして、各整流電流経路にインダクタLd1、Ld2を挿入するようにしたことによる。
このように各整流電流経路に対して各インダクタを挿入することによっては、整流電流が流れた際に、このインダクタに逆起電力が発生するようになる。そして、このように逆起電力が発生することに伴って、MOS−FETQ3、Q4のターンオフ時に生じるとされていた逆方向電流が抑圧されるようになるものである。
先にも述べたように、図1に示した回路の場合、これらインダクタLd1、Ld2として0.6μH程度を設定し、これによって整流電流I3、I4における逆方向電流の発生を防止することが可能とされる。
しかしながら、二次側整流電流が不連続モードで流れる場合において、同期整流回路として巻線電圧検出方式を採る場合、平滑コンデンサCoへの充電電流が0レベルとなっても逆方向電流が流れ、これが無効電力を生じていた。
この無効電力を解消しようとすれば、整流電流検出方式の同期整流回路を採用することになる。しかしながら、整流電流検出方式では、カレントトランス及びコンパレータを備える駆動回路系などが必要であり、回路構成が複雑で大規模化する。
このことから図1の基本構成としては、同期整流回路として電圧検出方式による構成を採ることで、簡単な回路構成として回路規模の拡大を抑制し、さらにコストアップを避けるようにしていながら、なおかつ、電流不連続期間の無効電力による電力変換効率の低下の問題を解消していることになるものである。
この場合のリップル成分ΔEoとしては、図示するように二次側直流出力電圧Eoの出力レベルである5Vを中心として、0.05Vの範囲で生じている。また、この図からもわかるように、この場合の二次側直流出力電圧Eoとしては、MOS−FETQ3、Q4のターンオフ時に対応した期間に生じるノイズ成分が、0.1Vpのレベルにより発生している。
ここで、この図4では、平滑コンデンサCo1の両端電圧E1のリップル成分ΔE1の波形も示されているが、このΔE1の波形からもわかるように、平滑コンデンサCo1の両端電圧E1には、MOS−FETQ3、Q4のターンオフ時に対応した期間に生じるノイズ成分が、0.3Vpのレベルにより生じている。つまりこれは、二次側直流出力電圧Eoのラインに対してπ型フィルタの前段では(π型フィルタを設けないとした場合には)、二次側直流出力電圧に0.3Vpのレベルによるノイズが生じるということが示されているものである。
このようなことからも、二次側直流出力電圧Eoのラインに対してπ型フィルタを設けた図1の回路では、二次側直流出力電圧Eoに生じるとされていた、上記のような0.3Vpのレベルによるノイズ成分を、0.1Vp(100mVp)にまで低減できることが理解できる。
このようにショットキーダイオードDg1、Dg2を挿入することによっては、MOS−FETQ3、Q4のターンオフ時に、これらMOS−FETQ3、Q4のゲート入力容量(Ciss)の蓄積電荷を、これらショットキーダイオードDg1、Dg2を介して引き抜くようにして流すことができる。
つまりこの場合、ゲート入力容量の電荷は、それぞれショットキーダイオードDg(Dg1、Dg2)→二次巻線N2→平滑コンデンサCoの経路により放電されることになる。そして、このように入力容量の電荷が放電されることにより、MOS−FETQ3、Q4におけるターンオフ時の電圧降下時間を減少させることができる。
このようにして、MOS−FETのターンオフ時の電圧降下時間を減少させることができれば、これらMOS−FETQ3、Q4を確実にオフとさせて良好なスイッチング特性を得ることができる。
図1に示す電源回路では、これまでの説明から理解されるように、二次側直流出力電圧Eoの安定化のために、スイッチング周波数制御による定電圧制御を行う。この定電圧制御は、軽負荷の条件となって二次側直流出力電圧が上昇すると、スイッチング周波数を高くするようにして二次側直流出力電圧を低下させ、これにより安定化を図るように動作する。
このような軽負荷の状態では、図示するスイッチング素子Q2の両端電圧V1に対して、二次側巻線電圧V2はほぼ同じタイミングで得られるようになり、これに応じて、二次側の充電電流Ic(整流電流I3、I4)としても、図のように休止期間が無く平滑コンデンサCoに連続して充電されるようにして流れる。
このことから、図1に示した電源回路では、軽負荷時においても連続モードとなることが理解できる。
この図6によると、図1に示す回路のAC→DC電力変換効率(ηAC→DC)は、負荷電力Po=12.5W〜100Wの範囲にわたってηAC→DC=85%以上となる結果が得られている。そして、負荷電力Po=100W時には、ηAC→DC=86.5%程度となり、先の図19に示した従来の回路よりも約4.5%向上する結果が得られた。
しかしながら先に説明したように、図1に示す電源回路では、同期整流回路の構成としては巻線電圧検出方式を採っていることで、回路構成はより簡略なものとすることができるものである。
また、図1の回路においては、先にも説明したように各整流電流経路に対してインダクタLdを挿入することで、整流電流の逆方向電流がさらに抑制される。そして、これによってさらなる無効電力の低減が図れている。
例えば図1の回路において、インダクタLd1、Ld2のインダクタンスは、負荷電力Po=12.5W以下となるのに応じ、0.3μH程度から急激に0.6μH程度に上昇する。そして、これに伴い図1の回路においては、負荷電力Po=12.5W以下では異常発振動作となり、二次直流出力電圧Eoに数kHz程度のリップル電圧が発生するものとされていた。
但し、上述もしたようにこれらショットキーダイオードDgを設けることによっては、二次側直流出力電圧Eoに高周波のスイッチングノイズが発生し易いものとされていた。このため、先にも説明したように図1の回路では、二次側直流出力電圧Eoのラインに対して平滑コンデンサCo1、Co2、及びチョークコイルLnによるπ型フィルタを挿入して、このような高周波ノイズの抑制を図るように構成していた。
ここで、このようなπ型フィルタを削除した場合における図1の回路の電力変換効率を、先の図6の特性図において破線で示したが、この場合、図示するようにπ型フィルタ(平滑コンデンサCo2、チョークコイルLn)を削除した方が、負荷電力Po=12.5W〜100Wの範囲にわたって高い電力変換効率が得られるのがわかる。
そして、実験によれば、π型フィルタとしての平滑コンデンサCo2、チョークコイルLnを削除した場合、AC→DC電力変換効率はηAC→DC=88%程度となる結果が得られた。先にも述べたように、π型フィルタを設けた図1の回路の場合のAC→DC電力変換効率としてはηAC→DC=86.5%程度であったことから、この場合は約1.5%のロスが生じていることがわかる。
なお、この図では、既に図1において説明した部分については同一の符号を付して説明を省略する。
この図7に示されるようにして、第1の実施の形態では、図1の回路において各整流電流経路に対して挿入するようにして設けられていた、ビーズコアによるインダクタLd1、インダクタLd2は削除するものとしている。
また、先にも述べたようにπ型フィルタを設ける要因とされていたショットキーダイオードDg1、ショットキーダイオードDg2も削除するものとしている。
その上で、このようなπ型フィルタを削除した構成を採る。
つまり第1の実施の形態のスイッチング電源回路においては、このようなチョークコイルLoに生じる逆起電力によって、整流電流の逆方向電流を防止する構成とするものである。
これを防止するため、第1の実施の形態としては、上記チョークコイルLoとして次の図8に示すように構成するものとしている。
先ず、本実施の形態の場合のチョークコイルLoとしては、図示するように平角線5aを所定ターン数巻回した、平角線コイル5を用いるものとしている。この平角線コイル5としては、断面形状が方形とされた上記平角線5aをその幅方向に巻回した、所謂エッジワイズ巻き(縦巻き)のものが採用される。
そして、このような平角線コイル5の両端部は、図示するようにこの平角線5を載置する側のプレート型コアCR6に設けられた、外部端子6に対してそれぞれ半田付け等により接続される。
さらに、このように平角線コイル5が載置されたプレート型コアCR6に対して、図示する形状によるポット型コアCR5が嵌合されることによって、チョークコイルLoが形成される。つまり、図示するように上記ポット型コアCR5側に形成された、図のような円形磁脚7を、上記平角線コイル5の内側に形成される円形の空洞領域に挿通させるようにして、プレート型コアCR6に対してポット型コアCR5を嵌合するものである。
本実施の形態において、このようにチョークコイルLoのコア材として、金属系ダスト、及び/又はNi−Zn系のフェライトを選定することによっては、例えば一般的なマンガン系のフェライトを使用する場合よりも飽和磁束密度が向上するものとなり、その分チョークコイルLoとして、電流レベルの変動に対するインダクタンス変化特性を向上することができる。
実験によれば、このような構成による本例のチョークコイルLoでは、図7の回路における負荷電流(電流Ic)の20A〜0Aの変動に対し、インダクタンス値を0.7μHでほぼ一定とすることができた。
これらのことより、この場合のチョークコイルLoとしては、その直流抵抗値が1.1mΩ程度とされる。
つまり、このことを踏まえると、図7の回路の絶縁コンバータトランスPITでは、上記チョークコイルLoの挿入により漏洩インダクタンスが増加する分、ギャップ長を縮めるか、或いは二次巻線の巻数を減少させても、連続モードとするための所定以下の磁束密度を得ることが可能となるものである。
このようにして二次巻線の巻数を少なくすることができることで、二次巻線における直流抵抗成分を低減することが可能となる。
なお、この図9では、交流入力電圧VAC=100V、負荷電力Po=100Wの条件下での測定結果を示している。
また、この図に示す実験結果を得るにあたっては、各部を以下のように選定するものとした。
・絶縁コンバータトランスPIT
一次巻線N1=80T、二次巻線N2A=N2B=4T(N2A1=N2A2=N2B1=N2B2=2T)
・チョークコイルLo=0.7μH
・平滑コンデンサCo
キャパシタンスC=6800μF、耐圧6.3V、ESR=16mΩ
・MOS−FETQ3、Q4
耐圧30A/20V、オン抵抗RON=2.5mΩ
これら電圧V1、スイッチング電流IDS2としては、先の図4の場合と比較してわかるように、図1の回路の場合と同等の波形が得られている。
また、この図9においては、一次側直列共振電流Ioの波形も示されている。この場合の一次側直列共振電流Ioとしても、図のように略正弦波状の波形とされた上で、時点t1、t2、t3においてゼロクロスする波形が得られる。つまり、このような一次側直列共振電流Ioとしても、先の図4の場合と同等の波形が得られているものである。
これらのことから、図7の回路の一次側においては、先の図1の回路の場合と同等の動作が得られていることがわかる。
これは、先の図7にて説明したように、本例ではショットキーダイオードDg1、Dg2が省略されたことにより、各MOS−FETのゲート入力容量の蓄積電荷を放電する経路を形成しないようにしたことによるものである。
つまり、図4の場合の電圧V2としては、ゲート−ソース間電圧VGS3、VGS4の負の電位が生じることによって、MOS−FETのデットタイムの終了時点(時点t2)にて、急峻に0レベルに落ち込む波形とされていたが、ここでは、図示するようにゲート−ソース間電圧VGS3、VGS4のレベル低下に応じて徐々に0レベルに低下していく波形が得られるものである。
そして、このような電圧V2としては、この場合もそのゼロクロスタイミングが、一次側直列共振電流Ioのゼロクロスタイミングと重なるものとなっている(時点t1、t2、t3参照)。
このようなことから、図7に示した本例の回路においても、重負荷とされてスイッチング周波数が低くなるようにして制御されているときに、二次側整流電流として連続モードが得られていることがわかる。
なお、この場合も、上記整流電流I3,I4としては、図示するようにそのピークレベルが28Apとなり、図1の場合と同様に従来の図20に示した整流電流I1,I2よりも低減する結果が得られている。
なお、本例の場合、このようなチョークコイルLoのインダクタンスとしては、上述もしたように0.7μH程度を設定することで、整流電流I3、I4における逆方向電流の発生を防止することが可能とされている。
この図9に示されるリップル成分ΔEoと、先の図4に示したリップル成分ΔEoを比較してわかるように、図7の回路のリップル成分ΔEoとしては、ΔEo=0.05Vp(50mVp)と、二次側直流出力電圧Eoのラインにπ型フィルタを設けた図1の回路の場合と同程度に抑制されるものとなる。これは、図7に示したようにして、本例では、チョークコイルLoを平滑コンデンサCoの正極端子と接続されるようにして挿入していることによる。
つまり、このようにチョークコイルLoを平滑コンデンサCoの正極端子と接続されるようにして挿入したことにより、このチョークコイルLoによるインダクタンスと平滑コンデンサCoのキャパシタンスによるフィルタ回路が形成され、これによって二次側直流出力電圧Eoに生じるリップル成分が抑制されるものである。
このように二次側直流出力電圧Eoに生じるノイズ成分が低減されているのは、先にも説明したようにショットキーダイオードDg1、Dg2を省略するようにしたからである。
また、このような二次側直流出力電圧Eoに生じるノイズ成分は、チョークコイルLoのインピーダンス成分によっても抑制されるものと考えられる。
この図10によると、AC→DC電力変換効率(ηAC→DC)は、本例の回路の方が図1に示した回路に対して、負荷電力Po=25W〜100Wの範囲にわたって高くなっていることが分かる。
先にも説明したように、図1に示した基本構成では、負荷電力Po=100W時にはηAC→DC=86.5%程度であったのに対して、図7の本例の電源回路では、負荷電力Po=100W時にηAC→DC=88.5%と、約2.0%向上する結果が得られている。
また、負荷電力Po=25W時には、図1の回路ではηAC→DC=87%程度であったが、本例ではηAC→DC=88%程度と、約1.0%向上する結果が得られた。
すなわち、先にも述べたように、この場合は二次巻線の巻数として、図1の場合の6Tから4Tに減らすことができたことで、その分二次巻線の線材の要する長さを短くしてDCRを低減することができる。そして、これによって、二次巻線において生じる電力損失を低減することが可能となり、この結果として電力変換効率の向上が図られているものである。
そして、これと共に、ゲート抵抗Rg1、Rg2にそれぞれ並列に接続されていたショットキーダイオードDg1、Dg2を削除し、さらに、二次側直流出力電圧Eoのラインに設けられていたπ型フィルタを削除するようにもしている。
そして、上記のようにしてショットキーダイオードDg1、Dg2を削除したことによって、二次側直流出力電圧Eoに重畳するとされる高周波のスイッチングノイズを抑制することができる。
さらに、第1の実施の形態では、上記もしたようにチョークコイルLoを二次巻線の各センタータップに接続されるようにして挿入していることから、絶縁コンバータトランスPITにおいて、重負荷時にも連続モードとするために所定以下の磁束密度を設定するにあたっての、二次巻線の巻数を少なくすることができる。そして、これによって、先にも説明したように二次巻線のDCRを低減することができ、その分、二次巻線における無効電力も低減できる。
このようにして無効電力が低減されることによって、電力変換効率の向上が図られる。
またこの際、上記のように二次巻線のDCRが低減されることで、二次巻線の発熱も低減することができる。
そして、これによって、例えば軽負荷の条件となる等して、急激にそのインダクタンス値が変化して異常発振動作が生じるような事態を防止することができ、先の図1の回路の場合のように、軽負荷時における二次側直流出力電圧Eoにリップルが生じることがなくなる。
第2の実施の形態のスイッチング電源回路としては、上記した図7の回路の接続形態の下で、チョークコイルLoの構成のみを変更するようにしたものである。
従って、以下では、このような第2の実施の形態のスイッチング電源回路において用いる、主にチョークコイルLoの構成のみについて説明し、スイッチング電源回路の全体の構成としては先の図7と同等となることからここでの説明は省略する。
第2の実施の形態において、このようなチョークコイルLoの巻線Noの線材には、例えばポリウレタン被膜等の絶縁被覆処理の施された銅線等による素線が、複数本撚り合わされて成る、リッツ線10を用いる。
そして、先ず図11の場合は、このようなリッツ線10の複数を、図示するようにして平行に整列させたリッツ線帯11を形成するものとしている。そして、このリッツ線帯11の両端部に対して、図示するようにリード線14、14を半田付けすることによって、巻線Noを形成する。
また、この場合のリード線14としては、図示するように平角線を使用するものとしている。さらに、リッツ線帯11に対する、このような平角線によるリード線14の半田付けとしては、例えばリッツ線10内の各素線の銅線部分を表出させた上で、この銅線部分をリード線14に巻き付けた上で施すようにされればよい。或いは、リッツ線帯11の両端部に予備半田を行うようにしておけば、各素線から銅線部分を表出させる手間が省けると共に、これらをリード線14に巻き付けるといった手間も省略できる。
このような平編線12として、ここでは3本のリッツ線10を平編みすると共に、図示する平編線12の長さY2としては14mmを設定する。
なお、この場合のリッツ線10としても、素線径=0.1φ×200束の仕様のものを用いる。また、この場合もリード線14としては、平角線を使用する。
この図13の断面図に示すようにして、この場合のチョークコイルLoのコアとしては、断面形状がそれぞれE字形とされたフェライト材の各々の磁脚を対向させた、図のようなEE形コアCR11を用いるようにされる。
そして、このようなEE形コアCR11の中央磁脚に対しては、図示するようにギャップGを形成するものとしている。
また、この場合のEE形コアCR11の材質としては、Mn−Zn系フェライト材を選定している。
そして、この場合のEE形コアCR11のサイズとしては、例えばEE−25を選定している。
そして、上記のようにEE形コアCR11の中央磁脚を覆うボビンBに対しては、先の図11に示したリッツ線帯11による巻線No、又は図12に示した平編線12による巻線Noを所定のターン数で巻回する。
そして、図示はしていないが、このようにボビンBに巻装されるリッツ線帯11、或いは平編線12の両端に半田付けされたリード線14、14を、それぞれ対応するピン端子15に対して半田付けする。
これによって第2の実施の形態としてのチョークコイルLoが形成される。
つまり、図11に示した、複数のリッツ線10を整列させたリッツ線帯11とした場合は、例えば先の第1の実施の形態の場合のチョークコイルLo(図8参照)のように、1本の平角線5aにより巻線を巻装する場合よりも、そのターン数は少なくて済む。実際には、図8の場合のチョークコイルLoでは4Tを巻装していたものを、上記もしたようにこの場合は2Tで済むものとなって、その分巻線Noの線材(リッツ線10)の長さを短くすることができる。そして、このように各リッツ線10の長さを短くすることができることで、巻線NoのDCRを低減してチョークコイルLoの無効電力を低減することができるものである。
また、巻線Noを平編線12とする場合も、同様に1本の線材により巻装する場合よりもその長さを短くでき、これによってチョークコイルLoの無効電力を低減できる。また、この場合は、リッツ線10が交互に編み込まれることにより、高周波の整流電流が流れることによって巻線Noに生じる渦電流損が低減され、これによってもチョークコイルLoの無効電力の低減が図られるものとなる。
また、先に説明したようにして、上記したリッツ線帯11、平編線12の端部のピン端子15への取り付けに、平角線によるリード線14を用いることによっても、線材の断面積が増加する分、例えば通常の円形断面を有するリード線を使用する場合よりも損失を低減できる。
この図に示されるように、第2の実施の形態のスイッチング電源回路としても、負荷電力Po25W〜Po=100の範囲にわたって、先の図1に示した実施の形態の基本構成の回路よりも高い電力変換効率が得られていることがわかる。
そして、実験によれば、交流入力電圧VAC=100V、負荷電力Po=100W時における電力変換効率としては、ηAC→DC=91.5%となる結果が得られた。これは、図1に示した実施の形態の基本構成の回路よりも5.0%向上するものである。
このように第2の実施の形態の回路において、第1の実施の形態の回路よりも電力変換効率が向上しているのは、上記もしたようにチョークコイルLoの巻線Noとして、複数のリッツ線10によるリッツ線帯11、又は平編線12を用いたことにより、図7の回路の場合よりもチョークコイルLoのDCRが低減されたことによるものである。
実験によれば、第2の実施の形態のチョークコイルLoにおけるDCRは、0.5mΩ以下となり、第1の実施の形態の場合のチョークコイルLoのDCR=1.1mΩよりも大幅に低減される結果が得られている。
例えば、この場合としても、チョークコイルLoの逆起電力によって整流電流の逆方向電流を抑制することができる。また、この場合も、MOS−FETQ3、Q4に接続されていたショットキーダイオードDg1、Dg2は削除されるので、二次側直流出力電圧Eoに重畳するとされる高周波のスイッチングノイズを抑制することができる。
さらに、この場合としても、チョークコイルLoは二次巻線の各センタータップに接続されるようにして挿入されるから、連続モードとするにあたっての二次巻線の巻数を少なくすることができ、これによる無効電力の低減が図られる。
つまりこれによって、この場合も所要以下の軽負荷の条件(例えば負荷電力Po=12.5W以下)となった際に、二次側直流出力電圧Eoに生じるとされていたリップルの発生を防止することができる。
つまりこの場合、チョークコイルLoのインダクタンス値は、このようなギャップ長の管理という比較的簡易な調整によって、そのバラつきを抑えることができるものである。
なお、このようなEE形コアCR11を用いるようにした本例のチョークコイルLoの、量産時におけるインダクタンス値のバラつきは、先に例示したギャップG=1.4mmを管理することによって例えば±5%以内に抑えることができる。
第2の実施の形態の変形例としても、チョークコイルLoの巻線Noには、先の図11に示したようなリッツ線帯11、又は図12に示した平編線12を用いるものとしている。
そして、この場合は、図15に示すようにして、上記リッツ線帯11の両端には、それぞれL字型に折り曲げたリード線14(平角線)を半田付けするものとしている。
同様に、平編線12を用いる場合としても、図16に示すようにしてその両端には、L字型に折り曲げた平角線によるリード線14を半田付けするものとしている。
そして、このようなリード線14の先端には、図示するように予備半田を行うものとしている。
なお、この場合のリッツ線10の線径/束数、本数、及び長さは、それぞれ先の図11、図12の場合と同等とされればよい。
ここでのチョークコイルLoのコアとしては、断面形状はEE字形状とされるが、その中央磁脚が円筒形状とされた、ER形コアCR12を用いる。
そして、このようなER形コアCR12の中央磁脚に対しては、この場合もギャップGを形成する。さらに、この場合のER形コアCR12の材質としても、先の図13のEE形コアCR11と同様に、Mn−Zn系フェライト材を選定している。
そして、先ずは一方のピン端子支持部16にて形成される溝部16aに対して、先の図15又は図16に示した巻線Noの巻き始め側端部に取り付けられたリード線14の先端部分を挿通させた上で、図示するボビンBに対して巻線Noを巻回する。
さらに、このように巻回した巻線Noの、巻き終わり側となる端部に取り付けられたリード線14の先端部分を、他方のピン端子支持部16に形成した溝部16aに挿通させて、チョークコイルLoを形成するものである。
つまり、この変形例の構成によっても、第2の実施の形態と同様の効果が得られるものである。
第2の実施の形態の他の変形例では、図18に示すようにして、絶縁コンバータトランスPITにおける、二次側に位置するようにされたコアに対して、チョークコイルLoのコアを隣接させるようにして設けたものである。
すなわち、絶縁コンバータトランスPITの二次側に位置するようにされたE型コアCR2の外面に対して、その磁脚を対向させるようにしてチョークコイルLoのER形コアCR12を設ける。そしてこの場合は、このようなE型コアCR2の外面と、ER形コアCR12の中央磁脚との間に対してギャップGが形成されるようにしたものである。
なお、ER形コアCR11としては、この場合の絶縁コンバータトランスPITのE型コアCR1、CR2と同サイズとなる、例えばER−40型を選定すればよい。
例えば、本発明に基づいた巻線電圧検出方式の同期整流回路の細部の構成については適宜変更されてよい。また、例えば一次側スイッチングコンバータのスイッチング素子としては、IGBT(Insulated Gate Bipolar Transistor)など、他励式に使用可能な素子であれば、MOS−FET以外の素子が採用されて構わない。また、先に説明した各部品素子の定数なども、実際の条件等に応じて変更されて構わない。
また、本発明としては、自励式による電流共振形コンバータを備えて構成することも可能とされる。この場合には、スイッチング素子として例えばバイポーラトランジスタを選定することができる。さらには、4石のスイッチング素子をフルブリッジ結合した電流共振形コンバータにも適用できる。
また、商用交流電源を入力して直流入力電圧を得る整流回路としても、例えば倍電圧整流回路以外の構成とすることが考えられる。
Claims (13)
- 入力された直流入力電圧を断続するようにしてスイッチングを行うスイッチング素子を備えて形成されるスイッチング手段と、
上記スイッチング素子をスイッチング駆動する駆動手段と、
上記スイッチング手段のスイッチング出力を一次側から二次側に伝送するものであり、少なくとも一次巻線と二次巻線が巻装される絶縁コンバータトランスと、
少なくとも、上記絶縁コンバータトランスの一次巻線の漏洩インダクタンス成分と、自己のキャパシタンスとによって上記スイッチング手段の動作を共振形とするための一次側共振回路を形成するようにして、一次側の所定の部位に接続される一次側共振コンデンサと、
上記スイッチング手段を形成するスイッチング素子のうち、少なくとも一方のスイッチング素子に対して並列に接続される部分共振コンデンサのキャパシタンスと、上記絶縁コンバータトランスの一次巻線の漏洩インダクタンス成分によって形成され、上記スイッチング手段を形成するスイッチング素子のターンオフ期間に部分電圧共振動作を行う一次側部分電圧共振回路と、
上記絶縁コンバータトランスの二次巻線に誘起される交番電圧を全波整流して二次側平滑コンデンサに整流電流を充電することで、上記二次側平滑コンデンサの両端電圧として二次側直流出力電圧を得るようにされた同期整流回路と、を備えるものとされ、
上記絶縁コンバータトランスの磁束密度は、上記二次側直流電圧に接続される負荷条件の変動にかかわらず、上記全波整流動作により同期整流回路に流れる二次側整流電流が連続モードとなるようにして、所定以下となるように設定されると共に、
上記同期整流回路は、
上記絶縁コンバータトランスの二次巻線をセンタータップすると共に、
上記二次巻線のセンタータップしていない側の一方の端部と二次側アースとの間に直列接続される第1の電界効果トランジスタと、
上記二次巻線のセンタータップしていない側の他方の端部と二次側アースとの間に直列接続される第2の電界効果トランジスタと、
上記第1の電界効果トランジスタが整流電流を流すべき半波の期間に対応する二次巻線電圧を抵抗素子により検出して、上記第1の電界効果トランジスタをオンとするためのゲート電圧を出力するようにされた第1の駆動回路と、
上記第2の電界効果トランジスタが整流電流を流すべき半波の期間に対応する二次巻線電圧を抵抗素子により検出して、上記第2の電界効果トランジスタをオンとするためのゲート電圧を出力するようにされた第2の駆動回路と、を備え、
さらに、上記二次巻線のセンタータップと上記平滑コンデンサの正極端子との間に、金属系ダスト及び/又はNi−Zn系フェライト材によるコアの磁脚に対して所要のターン数により巻線が巻装されて、所要以上の飽和磁束密度を有すると共に、所要以下のインダクタンスを有するようにされたチョークコイルを直列に挿入するようにした、
ことを特徴とするスイッチング電源回路。 - 上記絶縁コンバータトランスの磁束密度を一定以下とするために、絶縁コンバータトランスに形成するギャップ長を所定以上とすることで、一次側と二次側の結合係数を所定以下に設定している、
ことを特徴とする請求項1に記載のスイッチング電源回路。 - 上記絶縁コンバータトランスの磁束密度を一定以下とするために、上記二次巻線における1ターンあたりの誘起電圧レベルが所要以下となるように、上記一次巻線と、上記二次巻線のターン数を設定している、
ことを特徴とする請求項1に記載のスイッチング電源回路。 - 上記絶縁コンバータトランスの磁束密度を一定以下とするために、上記チョークコイルの漏洩インダクタンスが一定以上となるように上記チョークコイルのインダクタンスを設定している、
ことを特徴とする請求項1に記載のスイッチング電源回路。 - 上記二次側直流出力電圧のレベルに応じて、上記スイッチング手段のスイッチング周波数を可変制御することで、上記二次側直流出力電圧についての定電圧制御を行うようにされた定電圧制御手段をさらに備える、
ことを特徴とする請求項1に記載のスイッチング電源回路。 - 上記チョークコイルの巻線には、平角線が選定されることを特徴とする請求項1に記載のスイッチング電源回路。
- 入力された直流入力電圧を断続するようにしてスイッチングを行うスイッチング素子を備えて形成されるスイッチング手段と、
上記スイッチング素子をスイッチング駆動する駆動手段と、
上記スイッチング手段のスイッチング出力を一次側から二次側に伝送するものであり、少なくとも一次巻線と二次巻線が巻装される絶縁コンバータトランスと、
少なくとも、上記絶縁コンバータトランスの一次巻線の漏洩インダクタンス成分と、自己のキャパシタンスとによって上記スイッチング手段の動作を共振形とするための一次側共振回路を形成するようにして、一次側の所定の部位に接続される一次側共振コンデンサと、
上記スイッチング手段を形成するスイッチング素子のうち、少なくとも一方のスイッチング素子に対して並列に接続される部分共振コンデンサのキャパシタンスと、上記絶縁コンバータトランスの一次巻線の漏洩インダクタンス成分によって形成され、上記スイッチング手段を形成するスイッチング素子のターンオフ期間に部分電圧共振動作を行う一次側部分電圧共振回路と、
上記絶縁コンバータトランスの二次巻線に誘起される交番電圧を全波整流して二次側平滑コンデンサに整流電流を充電することで、上記二次側平滑コンデンサの両端電圧として二次側直流出力電圧を得るようにされた同期整流回路と、を備えるものとされ、
上記絶縁コンバータトランスの磁束密度は、上記二次側直流電圧に接続される負荷条件の変動にかかわらず、上記全波整流動作により同期整流回路に流れる二次側整流電流が連続モードとなるようにして、所定以下となるように設定されると共に、
上記同期整流回路は、
上記絶縁コンバータトランスの二次巻線をセンタータップすると共に、
上記二次巻線のセンタータップしていない側の一方の端部と二次側アースとの間に直列接続される第1の電界効果トランジスタと、
上記二次巻線のセンタータップしていない側の他方の端部と二次側アースとの間に直列接続される第2の電界効果トランジスタと、
上記第1の電界効果トランジスタが整流電流を流すべき半波の期間に対応する二次巻線電圧を抵抗素子により検出して、上記第1の電界効果トランジスタをオンとするためのゲート電圧を出力するようにされた第1の駆動回路と、
上記第2の電界効果トランジスタが整流電流を流すべき半波の期間に対応する二次巻線電圧を抵抗素子により検出して、上記第2の電界効果トランジスタをオンとするためのゲート電圧を出力するようにされた第2の駆動回路と、を備え、
さらに、上記二次巻線のセンタータップと上記平滑コンデンサの正極端子との間に、Mn−Zn系フェライト材によるEE形又はER形コアの磁脚に対して所要ターン数により巻線が巻装されて、所要以上の飽和磁束密度を有すると共に、所要以下のインダクタンスを有するようにされたチョークコイルを直列に挿入するようにした、
ことを特徴とするスイッチング電源回路。 - 上記絶縁コンバータトランスの磁束密度を一定以下とするために、絶縁コンバータトランスに形成するギャップ長を所定以上とすることで、一次側と二次側の結合係数を所定以下に設定している、
ことを特徴とする請求項7に記載のスイッチング電源回路。 - 上記絶縁コンバータトランスの磁束密度を一定以下とするために、上記二次巻線における1ターンあたりの誘起電圧レベルが所要以下となるように、上記一次巻線と、上記二次巻線のターン数を設定している、
ことを特徴とする請求項7に記載のスイッチング電源回路。 - 上記絶縁コンバータトランスの磁束密度を一定以下とするために、上記チョークコイルの漏洩インダクタンスが一定以上となるように上記チョークコイルのインダクタンスを設定している、
ことを特徴とする請求項7に記載のスイッチング電源回路。 - 上記二次側直流出力電圧のレベルに応じて、上記スイッチング手段のスイッチング周波数を可変制御することで、上記二次側直流出力電圧についての定電圧制御を行うようにされた定電圧制御手段をさらに備える、
ことを特徴とする請求項7に記載のスイッチング電源回路。 - 上記チョークコイルの巻線として、複数のリッツ線を平行に整列させて帯状としたリッツ線帯を巻装したことを特徴とする請求項7に記載のスイッチング電源回路。
- 上記チョークコイルの巻線として、複数のリッツ線を平編みした平編線を巻装したことを特徴とする請求項7に記載のスイッチング電源回路。
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