E类源磁谐振无线驱动LED系统的恒流设计

卢伟国　夏艳　李惠荣　刘黎辉　周雒维

摘 要：采用E类放大器的磁谐振方式无线驱动LED系统中，由于前端E类放大器对末端负载变化敏感，而影响LED负载的恒流驱动特性。基于此，首先通过引入改进E类放大器实现其恒压输出特性，进一步在线圈传输网络的输出侧增加无源补偿网络，设计其输出阻抗近似为无穷大，以实现LED负载的恒流驱动。无源补偿网络采用二端口传输矩阵法设计其输出阻抗，并根据设计条件确定出相应的电路结构及参数。最后考虑了在寄生参数影响的情况下，对磁谐振无线电能驱动LED系统的传输特性进行了分析，并通过仿真和实验验证了该系统恒流设计方法的有效性。

关键词：磁谐振；改进E类放大器；无源补偿网络；LED驱动；恒流设计

中图分类号：TM 13；TM 72

文献标志码：A

文章编号：1007-449X（2018）01-0001-07

0 引 言

无线电能传输 （wireless power transfer，WPT） 技术以其安全、便捷等优势，在医疗仪器、电动汽车充电以及水下供电等领域备受关注[1-3]；而在日常的家电应用领域中，小功率设备普遍存在，如便携式设备和照明等，尝试应用磁谐振技术实现其无线供电也同样引起了学者的关注[4-5]。此外，在小功率设备中较多负载需满足恒流或恒压的工作特性，如电池充电和发光二极管（LED）等。以小功率LED为例，文献[6]报道了电磁感应式无线驱动LED，通过简单的串联电容补偿实现了LED负载的恒流工作特性；但是研究表明在耦合系数较小的情况下，串串型两线圈结构的传输效率在最优负载之外下降较快[7-8]。因此，在传输距离固定的情况下，为减少负载变化对传输效率的影响，可以考虑在线圈与负载之间添加复合型无源补偿网络方式以改善系统的传输效率[9]。

目前关于探讨恒流输出特性的文献中，高频驱动源大部分采用全桥逆变方式[10-12]，通过闭环控制使其输出电压不随负载变化；而采用E类放大器的磁谐振方式无线驱动LED系统中，前端E类放大器对负载敏感性较高[13]，其工作状态和输出电压受后级负载影响大。因此在磁谐振WPT驱动LED系统中，仅考虑在线圈传输网络侧引入无源补偿网络并不能保证可变LED负载的恒流特性。因E类放大器的软开关工作状态与元件参数、开关激励都有紧密联系[14-16]，采用闭环控制方式实现其恒压输出特性需对开关激励和输入电压进行微调[17-18]，控制变量多且实现较为复杂。文献[19]通过综合E类放大器和单开关逆变器的特性，得到了宽负载范围变化的改进E类放大器且输出电压恒定，其实现方法相对闭环控制简单。

针对所提磁谐振LED目标系统，若期望采用无源补偿网络实现LED负载的输出恒流特性，首先需要解决前端E类放大器对其所接负载的适应能力问题。本文拟采用思路是首先从设计上实现E类放大器输出的恒压特性，将线圈传输网络等效简化为理想电压源激励的线性电路系统，进一步在接收线圈侧引入复合型无源补偿网络，设计其输出阻抗特性实现磁谐振无线电能传输系统对LED的恒流驱动。E类放大器拟引用文献[19]中的改进E类放大电路实现恒压设计，重点探讨对无源补偿网络的设计以实现LED的恒流驱动。关键的无源补偿网络参数设计拟统一采用传输参数（即T参数）法进行，最后给出最终磁谐振目标系统的传输特性分析，并完成有關仿真与实验工作。

1 E类源磁谐振WPT驱动LED系统设计

1.1 设计思路

E类源磁谐振WPT系统驱动LED的整体结构如图1（a）所示，当末端负载LED颗数n变化，整流桥等效负载RL随之变化，同步造成E类放大器后端等效负载出现变化，如此会造成E类放大器的工作状态改变。本文引入文献[19]提出的改进E类放大电路以实现其输出电压恒定，进一步在接收线圈侧引入无源补偿网络N，经整流滤波后实现LED恒流驱动。此外，无源补偿网络N将接收线圈的补偿电容包含为一个整体进行设计，以简化电路结构。系统末端整流桥负载参考文献[20]将整流桥LED等效处理为纯电阻RL，如图1（a）右侧所示。考虑二极管前向导通压降VD下等效电阻RL为

RL≈Ra+8π2R′LED。（1）

其中：Ra=16VD/π2ILED；R′LED=n（VLED/ILED+RLED）；Vcc为直流源；v1为E类放大器输出电压；C1为发射线圈的补偿电容；L1和L2分别为发射线圈和接收线圈的等效电感；M为两线圈间互感；D1～D4为快恢复二极管；Cf为滤波电容。

改进E类放大电路如图1（b）所示，当串联谐振网络（L0和C0）和并联谐振网络（LP和CP）的谐振频率等于工作频率，输入网络（LF和CF）的频率满足工作频率的1.5倍，可实现E类放大器的输出电压恒定。基于改进E类放大器的恒压输出特性，将其等效为高频恒压源，如图1（c）所示，同时设计无源补偿网络N的输出阻抗ZSout→∞，以实现LED恒流驱动。

此外，LED的额定电流为0.35 A，考虑线圈寄生参数及二极管导通压降的影响，假定ILED=0.38 A，因E类放大器的输出电压V1约为17 V，通过式（12）得a=0.468，再由式（9）即可得补偿网络N的参数取值。最后，通过式（16）可确定出LED为12颗时理论传输效率最大，并以点亮8～15颗LED为目标。综上，改进E类放大器和无源补偿网络N的取值如表2所示。

3 仿真与实验验证

依据前面的理论分析结论，得到最终WPT电路如图5所示。根据表1和表2所列参数，不同LED颗数下改进E类放大器输出电压及LED电流仿真波形如图6所示。仿真结果表明，不同LED颗数下输出电压峰峰值基本维持在50.855～51.717 V之间，LED电流基本恒定在0.334～0.365 A之间，与理论计算基本相符，基本实现了E类放大器的输出恒压特性和末端LED负载近似电流恒定。

搭建實验样机装置如图7所示，高频开关管选取为IRF540，不同LED颗数下实验结果如表3所示，结果包括E类放大器的输出电压峰峰值v1p-p和电流峰峰值i1p-p，以及串联LED的电压vL和电流iLED大小。实验结果表明，E类放大器输出电压的峰峰值稳定在49.6～51.4 V之间，LED电流维持在0.336～0.351 A之间，与仿真结果基本吻合。

具体的8颗和12颗所对应的实验波形如图8所示。其中改进E类放大器的开关管与输出电压实验波形如图8（a），开关管导通时开关管电压vS已提前到0，即改进E类放大器实现了软开关。在图8（b）所示的改进E类放大器输出电压和输出电流实验波形中，输出电压v1与电流i1同相，该结果与理论设计相符，即接收线圈端折算到源端为纯电阻。图8（c）为LED的电压与电流波形，可知输出电流iLED基本恒定。

改进E类放大器与LED负载之间传输效率的仿真和实验对比结果如表4所示，总体上可看出实验与仿真效率比较接近，且LED颗数变化较大时，系统传输效率均维持较高。此外，从仿真与实验传输效率数据可知，LED为12颗时效率均出现最大值，与理论计算结果相符。

4 结 论

本文通过在接收线圈侧引入无源补偿网络，设计其输出阻抗条件，实现了对LED负载的恒流驱动，并通过仿真与实验验证了恒流设计方法的有效性，得到实验传输效率为84.01%。文中引入改进E类放大器实现其输出电压恒定，避免LED颗数发生改变时，同步造成E类放大器的输出电压改变而影响LED的恒流驱动效果；采用T参数法对系统电路进行整体性分析，便于对无源补偿网络的设计，该恒流设计方法可为工程应用提供一定的参考。在实验中，由于PCB布线不够完善以及高频下寄生参数的影响，开关管电压实验波形存在寄生振荡问题，后续研究将予以关注解决。

参 考 文 献：

[1] 尹成科， 徐博翎. 植入式人工心脏无线电能传输研究进展[J]. 电工技术学报， 2015， 30（19）： 103.

YIN Chengke， XU Bolin. Wireless power transfer for implantable ventricular assistance： a review[J]. Transactions of China Electrotechnical Society， 2015， 30（19）：103.

[2] 卢闻州， 沈锦飞， 方楚良. 磁耦合谐振式无线电能传输电动汽车充电系统研究[J]. 电机与控制学报，2016，20（9）：46.

LU Wenzhou， SHEN Jinfei， FANG Chuliang. Study of magneticallycoupled resonant wireless powertransfer electric car charging system[J]. Electric Machines and Control，2016，20（9）：46.

[3] 王司令， 宋保维， 段桂林， 等. 水下航行器非接触式电能传输技术研究[J]. 电机与控制学报，2014，18（6）： 36.

WANG Siling，SONG Baowei， DUAN Guilin， et al. Study on noncontact power transmission of underwater unmanned vehicle[J]. Electric Machines and Control，2014，18（6）：36.

[4] VAN TN， KANG S H， CHOI J H. Magnetic resonance wireless power transfer using threecoil system with single planar receiver for laptop applications[J]. IEEE Transactions on Consumer Electronics， 2015， 61（2）： 160.

[5] KIM J， SON H， KIM D， et al. Optimal design of a wireless power transfer system with multiple selfresonators for an LED TV[J]. IEEE Transactions on Consumer Electronics， 2012， 58（3）： 775.

[6] QU X， ZHANG W， WONG S， et al. Design of a currentsourceoutput inductive power transfer LED lighting system[J]. IEEE Journal of Emerging and Selected Topics in Power Electronics， 2015， 3（1）： 308.

[7] ZUO W， WANG S， LIAO Y， et al. Investigation of efficiency and load characteristics of superconducting wireless power transfer system[J]. IEEE Transactions on Applied Superconductivity， 2015， 25（3）：4.

[8] XUE R， CHENG K， JE M. HighEfficiency Wireless Power Transfer for Biomedical Implants by Optimal Resonant Load Transformation[J]. IEEE Transactions on Circuits and Systems I： Regular Papers， 2013， 60（4）：870.

[9] WANG Z， WANG X， ZHANG B. A magnetic coupled resonance WPT system design method of doubleend impedance converter networks with classE amplifier[C]//Industrial Electronics Society， November 9-12， 2015， Yokohama， Japan. 2015： 003095.

[10] PANTIC Z， BAI S， LUKIC S M. ZCS LCCcompensated resonant inverter for inductivepower transfer application[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics， 2011， 58（8）： 3501.

[11] 陈希有， 刘玉昆. 具有稳流输出的无线电能传输电路[J]. 电机与控制学报，2014，18（8）：31.

CHEN Xiyou， LIU Yukun. Wireless power transmission circuit with constant current output[J]. Electric Machines and Control，2014，18（8）：31.

[12] 刘闯， 郭赢， 葛树坤， 等. 基于双LCL谐振补偿的电动汽车无线充电系统特性分析与实验验证[J]. 电工技术学报， 2015， 30（15）： 128.

LIU Chuang， GUO Ying， GE Shukun， et al.Characteristics analysis and experimental verification of the double LCL resonant compensation network for electrical vehicles wireless power transfer[J]. Transactions of China Electrotechnical Society， 2015， 30（15）： 128.

[13] MURY T， FUSCO V F. Sensitivity characteristics of inverse classE power amplifier[J]. IEEE Transactions on Circuits and Systems I： Regular Papers， 2007， 54（4）： 768.

[14] SUETSUGU T， KAZIMIERCZUK M K. Design procedure of classE amplifier for offnominal operation at 50% duty ratio[J]. IEEE Transactions on Circuits and Systems I： Regular Papers， 2006， 53（7）： 1468.

[15] HASANI J Y， KAMAREI M. Analysis and optimum design of a class E RF power amplifier[J]. IEEE Transactions on Circuits and Systems I： Regular Papers， 2008， 55（6）： 1759.

[16] TAN J， HENG C， LIAN Y. Design of efficient classE power amplifiers for shortdistance communications[J]. IEEE Transactions on Circuits and Systems I： Regular Papers， 2012， 59（10）： 2210.

[17] 阳天亮. 经皮能量传输系统闭环控制方法的研究[D]. 上海： 上海交通大学， 2011.

[18] WANG G， LIU W， SIVAPRAKASAM M， et al. Design and analysis of an adaptive transcutaneous power telemetry for biomedical implants[J]. IEEE Transactions on Circuits and Systems， 2005， 52（10）： 2110.

[19] ROSLANIEC L， JURKOV A S， BASTAMI A A， et al. Design of singleswitch inverters for variable resistance/load modulation operation[J]. IEEE Transactions on Power Electronics， 2015， 30（6）： 3201.

[20] LU Weiguo， ZHAO Mao， ZHOU Luowei， et al. Modeling and analysis of magnetically coupled resonant wireless power transfer system with rectifier bridge LED load[J]. International Journal of Circuit Theory and Applications， 2015， 43（12）：1917.

（編辑：张 楠）