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UNIVERSIDAD CARLOS III DE MADRID

ESCUELA POLITÉCNICA SUPERIOR

Departamento de Tecnología Electrónica

Grupo de Sistemas Electrónicos de Potencia

Tesis Fin de Máster

MÁSTER EN INGENIERÍA ELÉCTRICA, ELECTRÓNICA Y

AUTOMÁTICA

DISEÑO, IMPLEMENTACIÓN Y COMPARACIÓN DE DOS ARQUITECTURAS DE DISTRIBUCIÓN DE POTENCIA PARA VEHÍCULOS ELÉCTRICOS

HÍBRIDOS CON DIFERENTES ESTRATEGIAS DE CONTROL

Autor: Henry Santiago Miniguano Miniguano

Tutores: Andrés Barrado Bautista

María del Carmen Raga Arroyo

Octubre 2013

AGRADECIMIENTO

A Dios por ser esa fuerza desconocida y misteriosa.

A mis padres, Polivio y Eloisa, por haberme mostrado cómo han sido unos

verdaderos guerreros de la vida, con sus tan necesarios consejos de amor,

honradez y perseverancia en la vida.

A mis hermanos por ayudarme en los momentos difíciles en los que caemos y

necesitamos de alguien que nos de aliento durante mi carrera.

A todos los amigos que han sido inspiración que podemos llegar lejos

venciendo temores y mostrarme lo bueno y lo malo de la vida; siendo necesario

experimentar para entender.

A Andrés y Carmen, con apertura y disposición, brindaron sus conocimientos y

guía para concretar mis ideas.

TABLA DE CONTENIDOS

1 INTRODUCCIÓN ................................................................................................................................. 1

1.1 IMPACTO MEDIOAMBIENTAL DEL TRANSPORTE TERRESTRE ........................................... 2 1.2 VEHÍCULOS ELÉCTRICOS ............................................................................................................. 5

2 OBJETIVOS Y ESTRUCTURA DE LA TESIS ................................................................................. 7

2.1 OBJETIVOS ....................................................................................................................................... 7 2.2 ESTRUCTURA DEL TRABAJO ....................................................................................................... 8

3 ESTADO DE LA TÉCNICA ................................................................................................................. 9

3.1 TOPOLOGÍAS DE ARQUITECTURAS DE DISTRIBUCIÓN DE POTENCIA EN LA TÉCNICA 9 3.2 ESTRATEGIAS DE CONTROL ...................................................................................................... 12 3.3 PERFILES ......................................................................................................................................... 12 3.4 ENTORNO DE TRABAJO ............................................................................................................... 14

4 DISEÑO DE LA ETAPA DE POTENCIA ........................................................................................ 17

4.1 INTRODUCCIÓN ............................................................................................................................ 17 4.2 ESPECIFICACIONES ELÉCTRICAS ......................................................................................................... 18 4.3 DISEÑO DE LA BOBINA DEL CONVERTIDOR ......................................................................................... 19 4.4 DISEÑO DE LOS CONDENSADORES ...................................................................................................... 19 4.5 DISEÑO DEL FILTRO EN EL LADO DE ALTA TENSIÓN ........................................................................... 19 4.6 DISEÑO DE LA RAMA DE AMORTIGUAMIENTO (RAMA DAMPING) ........................................................ 20 4.7 DISEÑO DEL DRIVER ........................................................................................................................... 21 4.8 SELECCIÓN DE LOS INTERRUPTORES .................................................................................................. 22 4.9 CÁLCULO DEL DISIPADOR .................................................................................................................. 23 4.10 CÁLCULO Y SELECCIÓN DE LOS SENSORES DE TENSIÓN ................................................................. 24

5 MODELADO DE SUBSISTEMAS .................................................................................................... 26

5.1 PILA DE HIDRÓGENO ................................................................................................................... 26 5.2 BATERÍA PLOMO ÁCIDO ............................................................................................................. 29 5.3 SUPERCONDENSADORES............................................................................................................ 33 5.4 MOTOR DC Y VEHÍCULO ELÉCTRICO....................................................................................... 35

6 ARQUITECTURA I ............................................................................................................................ 39

6.1 INTRODUCCIÓN ............................................................................................................................ 39 6.2 ANÁLISIS ARQUITECTURA I ....................................................................................................... 40

6.2.1 Modelado de la etapa de potencia ........................................................................................... 40 6.2.2 Diseño del lazo de control ....................................................................................................... 46

7 ARQUITECTURA II........................................................................................................................... 50

7.1 INTRODUCCIÓN ............................................................................................................................ 50 7.2 ANÁLISIS ARQUITECTURA II ..................................................................................................... 52

7.2.1 Modelado de la etapa de potencia ........................................................................................... 52 7.2.2 Diseño de lazos de control en modo corriente......................................................................... 58

8 COMPARATIVA ................................................................................................................................. 60

8.1 INTRODUCCIÓN ............................................................................................................................ 60

9 RESULTADOS EXPERIMENTALES .............................................................................................. 67

9.1 DISEÑO DEL CONVERTIDOR ...................................................................................................... 67

10 CONCLUSIONES Y TRABAJOS FUTUROS................................................................................. 72

11 BIBLIOGRAFÍA ................................................................................................................................. 75

12 ANEXO A. CÁLCULO DE PARÁMETROS DEL CC/CC BIDIRECCIO NAL ........................... 79

13 ANEXO B. CÁLCULO DE SELECCIÓN DEL MOSFET .......... .................................................... 83

14 ANEXO C. CÁLCULO DE PARÁMETROS DEL DRIVER ......... ................................................. 86

15 ANEXO D. CÁLCULO DEL DISIPADOR DE POTENCIA ........ .................................................. 88

16 ANEXO E. CÁLCULO DEL DIVISOR DE TENSIÓN ........... ........................................................ 89

17 ANEXO F. TARJETAS DE CIRCUITO IMPRESO DE POTENCIA . .......................................... 91

18 ANEXO G. HOJAS TECNICAS DE COMPONENTES.................................................................. 96

INDICE DE TABLAS

Tabla 3.1 Características del perfil ECE-15 ................................................................. 14 Tabla 4.1 Características eléctricas de las arquitecturas de distribución de potencia .............................................................................................................................. 18 Tabla 4.2 Componentes del convertidor bidireccional ................................................ 21

Tabla 5.1 Características de diferentes tipos de pilas de combustible .................... 27 Tabla 5.2 Tipos de las baterías para aplicaciones automotrices. ............................. 32

Tabla 5.3 Especificaciones técnicas de supercondensadores y módulos de Tecnologías Maxwell. ....................................................................................................... 35

Tabla 5.4 Analogía entre magnitudes eléctricas y mecánicas .................................. 37

Tabla 6.1 Valores diseño del regulador de elevador principal a) en modo corriente y b) en modo tensión ........................................................................................................ 49

Tabla 7.1 Valores diseño de los reguladores del bidireccional ................................. 59

Tabla 8.1. Características en frecuencia de las estrategias de control ................... 61

INDICE DE FIGURAS

Figura 1.1 Evolución de emisiones de dióxido de carbono .......................................... 2

Figura 1.2 Densidad de energía de fuentes de combustibles ..................................... 3

Figura 1.3 Diagrama de flujo de las principales tecnologías de producción de hidrógeno. ............................................................................................................................ 4 Figura 1.4 Desarrollo del vehículo ecológico. ................................................................ 6 Figura 3.1 Diferentes arquitecturas de conectar la pila de combustible y dispositivos de almacenamiento de energía a un bus común................................... 11

Figura 3.2 Nuevo perfil de conducción europeo (NEDC) ........................................... 13

Figura 3.3 Perfil de conducción europeo ECE-15 ....................................................... 13 Figura 3.4 Arquitectura I, que sólo usa baterías como fuentes de energía secundaria .......................................................................................................................... 15 Figura 3.5 Arquitectura II, que usa baterías y supercondensadores como fuentes de energía secundaria. .................................................................................................... 15

Figura 4.1 Convertidor CC/CC bidireccional ................................................................ 18 Figura 4.2 a) Configuración en paralelo de la rama de amortiguamiento y b) respuesta en frecuencia de la impedancia de entrada del convertidor, filtro CLC y filtro CLC amortiguado ..................................................................................................... 20

Figura 4.3 Conexión completa del driver de los MOSFET. ........................................ 22

Figura 4.4 Dispositivos de potencia ............................................................................... 23

Figura 4.5 Componentes de un disipador ..................................................................... 23 Figura 4.6 Esquema térmico del disipador ................................................................... 24 Figura 4.7 Divisores de tensión del bidireccional. ....................................................... 25 Figura 5.1 Pila de combustible a) reacción química y b) componentes en una pila de combustible. ................................................................................................................. 27 Figura 5.2 Características típicas de funcionamiento de una pila de combustible 28

Figura 5.3 Modelo propuesto de pila de combustible PEM con respuesta temporal impulsional-sobreamortiguada ........................................................................................ 29

Figura 5.4 Célula electroquímica y estructura de una batería ................................... 30

Figura 5.5 Voltaje de corte para una batería. ............................................................... 31 Figura 5.6 Modelo de descarga y carga de la batería de plomo ácido. ................... 32 Figura 5.7 Capacitor electrolítico de doble capa y estructura de un supercondensador ............................................................................................................ 34 Figura 5.8 Eficiencia de descarga de un supercondensador de 2600F. ................. 34 Figura 5.9 Modelo del supercondensador .................................................................... 35 Figura 5.10 Esquema eléctrico-mecánico del motor de corriente continua ............ 36

Figura 5.11 Circuito eléctrico equivalente del motor de corriente continua ............ 38 Figura 5.12 Conjunto driver-motor con el circuito de control ..................................... 38

Figura 6.1 Arquitectura I en modo corriente. ................................................................ 39 Figura 6.2 Arquitectura I en modo tensión. .................................................................. 40 Figura 6.3 Modelo promediado del convertidor elevador ........................................... 41

Figura 6.4 Modelo de pequeña señal del convertidor ................................................. 41

Figura 6.5 Punto de trabajo de la pila de combustible................................................ 42

Figura 6.6 Modelo estático del convertidor CC/CC elevador .................................... 42

Figura 6.7 Definición de impedancias del convertidor CC/CC elevador .................. 43 Figura 6.8 Diagrama de Bode de la función de transferencia en corriente del convertidor elevador ......................................................................................................... 45 Figura 6.9 Diagrama de Bode de la función de transferencia en tensión del convertidor elevador ......................................................................................................... 46 Figura 6.10 Lazo de control del elevador controlado con lazo de corriente............ 47 Figura 6.11 Circuito del regulador tipo 3 ....................................................................... 48 Figura 6.12 Descripción gráfica del método K ............................................................. 48 Figura 7.1 Arquitectura II en modo corriente. ............................................................... 51 Figura 7.2 Arquitectura II en modo tensión. ................................................................. 51 Figura 7.3 Convertidor bidireccional en modo elevador ............................................. 52

Figura 7.4 Modelo en pequeña señal del bidireccional en modo elevador ............. 53 Figura 7.5 Simplificación del modelo de pequeña señal del bidireccional en modo elevador .............................................................................................................................. 53 Figura 7.6 Diagrama de Bode de la función de transferencia en corriente del convertidor bidireccional en modo elevador ................................................................. 54 Figura 7.7 Diagrama de Bode de la función de transferencia en tensión del convertidor bidireccional en modo elevador ................................................................. 55 Figura 7.8 Convertidor bidireccional en modo reductor.............................................. 55

Figura 7.9 Modelo en pequeña señal del bidireccional en modo reductor .............. 56 Figura 7.10 Modelo de pequeña señal simplificado del bidireccional en modo reductor .............................................................................................................................. 56 Figura 7.11 Diagrama de Bode de la función de transferencia en corriente del convertidor bidireccional en modo reductor .................................................................. 57 Figura 7.12 Diagrama de Bode de la función de transferencia en tensión del convertidor bidireccional en modo reductor .................................................................. 58 Figura 8.1 Arquitectura I modo corriente ...................................................................... 63 Figura 8.2 Arquitectura I modo tensión ......................................................................... 63 Figura 8.3 Arquitectura II modo corriente ..................................................................... 65 Figura 8.4 Arquitectura II modo tensión ........................................................................ 65 Figura 9.1 Convertidor bidireccional con control del procesador de señales Texas Instruments ........................................................................................................................ 67 Figura 9.2 a) Fuente de potencia y b) carga programable Hewlett Packard .......... 68 Figura 9.3 a) Componentes y configuración del bidireccional de 1kW y b) regulador digital PI en Smartctrl modo tensión ........................................................... 69 Figura 9.4 Sistema completo de control en modo tensión ......................................... 70

Figura 9.5 Respuesta temporal del control canal 1: Disparo del mosfet reductor, canal 2: disparo del mosfet elevador, canal 3 corriente por la bobina principal y canal 4: corriente de salida ............................................................................................. 70

Figura 9.6 Respuesta temporal entrada y salida, canal 1: tensión de entrada, canal 2: tensión de salida, canal 3: corriente de entrada y canal 4: corriente de salida ................................................................................................................................... 71

CAPÍTULO 1. INTRODUCCIÓN

1

CAPÍTULO I

1 INTRODUCCIÓN

La sociedad moderna depende en gran medida del transporte basado en

combustibles fósiles, para la libre circulación de mercancías y personas para el

desarrollo económico y social. Existe una tendencia hacia un rápido incremento

de automóviles en todo el mundo, debido a la futura urbanización,

industrialización y globalización.

El transporte depende en gran medida del petróleo, donde sus limitadas

reservas incrementan la demanda y costo de los combustibles en la industria

automovilística, así mismo la contaminación y el cambio climático de las

emisiones. Es esencial mejorar la eficiencia energética, reducir las emisiones

contaminantes y extender el tiempo de vida de las fuentes de energía sin

sacrificar las prestaciones, seguridad y confiabilidad del vehículo. Así, se están

desarrollando y produciendo vehículos eléctricos híbridos (HEV, Hybrid Electric

Vehicles), vehículos eléctricos propulsados por baterías (BEV, Battery Electric

Vehicles) y los vehículos propulsados por pilas de combustible (FCV, Fuel Cell

Vehicles).

Los vehículos de propulsión eléctrica tienen una emisión contaminante casi

nula y una mayor eficiencia respecto a los vehículos de combustión. Por otra

parte, el alto costo y autonomía son el principal desafío de las arquitecturas de

control de potencia aplicadas a vehículos de propulsión con energías alternativas


2

[1]. Este trabajo de fin de Máster se analiza y compara dos de estas arquitecturas

de distribución de potencia, basadas en pilas de hidrógenos, baterías y

supercondensadores.

1.1 IMPACTO MEDIOAMBIENTAL DEL TRANSPORTE TERRESTRE

El dióxido de carbono, que en exceso acentuaría el fenómeno conocido

como efecto invernadero, reduciendo la emisión de calor al espacio y provocando

un mayor calentamiento del planeta, es el resultado de la combustión de los

hidrocarburos y el carbón, donde el sector del transporte representa una gran

proporción (32% de 1980 a 1999) que ahora es claramente el principal

contribuyente de las emisiones contaminantes como se muestra la tendencia de la

Figura 1.1[2].

Figura 1.1 Evolución de emisiones de dióxido de car bono

Aunque actualmente la mayoría de la electricidad se obtiene a partir de la

quema de combustibles fósiles, hay un esfuerzo positivo que está tratando de

introducir formas alternativas sostenibles de energía. Estos pueden ser utilizados

para proporcionar electricidad a vehículos propulsados por baterías recargables y

también para proporcionar y procesar hidrógeno para las pilas de combustible,

que, sin duda, tendrá un impacto significativo en la casi eliminación de la

producción de contaminantes de combustión interna como dióxido de carbono

(CO2, carbon dioxide), monóxido de carbono (CO, carbon monoxide), óxidos de


3

azufre (SOx, sulphur oxides) y óxidos nitrosos (NOx, nitrous oxides). El uso de

formas alternativas de energía para energizar vehículos eléctricos tendrá un

impacto real en el medio ambiente, la eliminación total de las emisiones y

contaminantes de los vehículos de motor.

Muchos analistas predicen que la producción de petróleo está en su apogeo

en la historia y pronto estará por debajo de la demanda. La brecha generada por

la demanda y la producción hará que la crisis energética genere un severo

problema social y económico en áreas tales como transporte y alimentos. Ante

esta probable situación actualmente se está trabajando en energías alternativas y

diseño de vehículos eléctricos propulsados por diferentes combustibles

renovables como el hidrógeno.

La electricidad, el hidrógeno, el biodiesel y el gas natural son buenas

alternativas para los combustibles fósiles, cada una con sus propias ventajas y

desventajas. La Figura 1.2 muestra una comparativa de la densidad de energía de

cada combustible. Aunque un motor eléctrico es mucho más eficiente que un

motor de combustión interna, los combustibles líquidos como gasolina son todavía

ventajosos debido a su alta densidad de energía volumétrica, pero alto grado de

contaminación; siendo atractivo el hidrógeno como el elemento más abundante en

el universo [3].

Figura 1.2 Densidad de energía de fuentes de combus tibles


4

Una visión general de las estrategias para la fabricación de hidrógeno se

muestra en la Figura 1.3, donde todas las tecnologías de producción probables

están relacionadas mediante la reforma de combustibles convencionales tales

como gas natural o por electrólisis de agua. Los diferentes métodos pueden

clasificarse como: (i) térmicos, (ii) electrolíticos o (iii) fotoeléctricos [4]. La

electrólisis utiliza electricidad para separar el agua en hidrógeno y oxígeno

mediante un proceso electroquímico. Además, las energías renovables y

nucleares, combustibles fósiles o biomasa, se pueden utilizadar en plantas de

energía estacionarias para producir la electricidad necesaria para la electrólisis

del agua. Los métodos fotoeléctricos usan la energía solar para dividir el agua en

hidrógeno y oxígeno por foto-electroquímica y enfoques foto-biológicos, procesos

que están actualmente en las primeras etapas de la investigación pero podría

ofrecer potencial a largo plazo para la producción de hidrógeno sostenible con

bajo impacto ambiental.

Figura 1.3 Diagrama de flujo de las principales tec nologías de producción de hidrógeno.


5

Una de las ventajas del uso de hidrógeno como combustible es que su

producción puede ser adaptada a la disponibilidad de energía alternativa. Por

ejemplo se puede producir haciendo uso de energía eólica o de energía solar.

Este combustible es ampliamente utilizado en diferentes áreas industriales y tiene

un particular interés en la producción de energía eléctrica, desarrollándose

avances en la investigación para aplicaciones de vehículos eléctricos híbridos

propulsados con pilas de combustible.

1.2 VEHÍCULOS ELÉCTRICOS

En 1839, Sir William Grove descubrió la posibilidad de generar electricidad

mediante la inversión de la electrólisis del agua. No fue sino hasta 1889 que dos

investigadores, Charles Langer y Ludwig Mond, definieron el término "pila de

combustible", ya que estaban tratando de diseñar la primera pila de combustible

práctica con el uso de aire y gas del carbón. Aun cuando se intentó en el año

1900 para desarrollar pilas de combustible que podrían convertir carbón o

carbono en electricidad, el advenimiento del motor de combustión interna anuló

temporalmente cualquier esperanza de un mayor desarrollo de la tecnología.

Francis Bacon desarrolló con éxito lo que fue tal vez la primera celda de

combustible en 1932, con una célula de hidrógeno y oxígeno usando electrolitos

alcalinos y electrodos de níquel como alternativa económica a los catalizadores

utilizados por Mond y Langer. Debido a un número sustancial de dificultades

técnicas, no fue hasta 1959 que Bacon y compañía demostraron por primera vez

un sistema práctico de pila de combustible de 5 kW. Harry Karl Ihrig presentó su

ahora famoso tractor de 20-hp con propulsión mediante pila de combustible ese

mismo año.

La Administración Nacional de Aeronáutica y del Espacio (NASA, National

Aeronautics and Space Administration) comenzó la construcción de generadores

eléctricos compactos para su uso en misiones espaciales a finales de 1950, así

como para las cápsulas espaciales Gémini y Apolo. La NASA pronto llegó a

financiar cientos de proyectos de investigación con células de combustible, con lo

que la tecnología alcanza un nivel viable para el sector privado [5].


6

La firma japonesa Honda es la única firma que ha obtenido la

homologación para comercializar su vehículo Honda FCX Clarity impulsado

con pila de combustible de hidrógeno en Japón y Estados Unidos. En décadas

más recientes, un número de fabricantes, incluyendo los principales fabricantes

de automóviles y varias agencias federales han apoyado la investigación en curso

en el desarrollo de la tecnología de células de combustible para su uso en

vehículos de pila de combustible como se muestra en la Figura 1.4. La potencia

de salida continua de las pilas de combustible es satisfactoria, pero la regulación

de voltaje es pobre y su respuesta instantánea a transitorios de corriente de carga

es a menudo demasiado lenta. Para satisfacer tales requerimientos de potencia

de pico, es decir, para eliminar el sobredimensionamiento de células de

combustible, se hibridan con baterías o supercondensadores [3].

Figura 1.4 Desarrollo del vehículo ecológico.

CAPÍTULO 2. OBJETIVOS Y ESTRUCTURA DE LA TESIS

7

CAPITULO II

2 OBJETIVOS Y ESTRUCTURA DE LA TESIS

2.1 OBJETIVOS

Uno de los problemas con la pila de combustible es que es un dispositivo

unidireccional, es decir, puede entregar potencia de salida, pero a diferencia de

una batería o un supercondensador, no pueden recibirla nuevamente. Así, una

arquitectura de distribución de potencia eléctrica estará formada por la fuente de

energía principal, en este caso una pila de combustible, por los convertidores

cc/cc, por los sistemas acumuladores de energía y finalmente por la carga.

Por tanto, el objetivo de la presente investigación es el análisis, diseño y

comparación de dos arquitecturas de distribución de potencia de un vehículo

eléctrico propulsado con pila de combustible, aplicando estrategias de control en

modo tensión y en modo corriente.

Los objetivos específicos son:

• Reducir el rizado de corriente de la pila de combustible.

• Mejorar la respuesta dinámica de la pila de combustible.

• Almacenamiento de la energía procedente del frenado regenerativo.

• Controlar el nivel de tensión del bus de corriente continua principal.

CAPÍTULO 2. OBJETIVOS Y ESTRUCTURA DE LA TESIS

8

• Comparar las arquitecturas diseñadas con las ventajas y desventajas de

cada una, en los dos modos de control.

La ejecución de los objetivos propuestos se alcanzara mediante los

siguientes procedimientos:

• Calcular los modelos promediados, conmutados y de pequeña señal de los

convertidores y compararlos mediante Mathcad y PSIM.

• Diseñar los reguladores para cada convertidor en las dos arquitecturas y

controlar el bus de voltaje de corriente continua.

• Identificar las principales características de respuesta y verificación los

rangos máximos permitidos.

2.2 ESTRUCTURA DEL TRABAJO

El objetivo del presente trabajo de investigación es la comparativa de dos

arquitecturas de distribución de potencia, cuando se aplican estrategias de control

en modo tensión o en modo corriente, organizándose de la siguiente manera: el

Capítulo III describe el estado de la técnica de arquitecturas de tracción. En el

Capítulo IV se muestra el diseño de los convertidores de potencia, a continuación

en el Capítulo V se muestra el modelado eléctrico de los subsistemas. En el

Capítulo VI y VII se describe las arquitecturas y estrategias de control. En la

sección VIII se muestran los resultados de simulación y sus comparativas cuando

se aplica a cada arquitectura las dos estrategias de control. En el Capítulo IX se

muestra la fabricación, implementación y experimentación del convertidor.

Finalmente, el Capítulo X resume las conclusiones de este trabajo.

CAPÍTULO 3. ESTADO DE LA TÉCNICA

9

CAPITULO III

3 ESTADO DE LA TÉCNICA

3.1 TOPOLOGÍAS DE ARQUITECTURAS DE DISTRIBUCIÓN DE POTENCIA

EN LA TÉCNICA

La combinación de diferentes fuentes de energía permite una clasificación de

las arquitecturas de distribución de potencia basadas en pilas de combustible,

baterías y supercondensadores, atendiendo a la forma en que se transfiere la

energía desde las fuentes de energía del sistema hacia la carga [6].

Las arquitecturas con transferencia en cascada como se describe en [7-8],

elevan la tensión de entrada de una fuente de energía si bien de forma general,

son poco pesadas y voluminosas debido a su reducido número de componentes,

no son válidas para la recuperación de energía procedente del frenado

regenerativo debido a la ausencia de sistemas acumuladores de energía,

teniendo que disipar la energía a través de resistencias; siendo la respuesta

dinámica de este tipo de arquitecturas es muy pobre.

El segundo grupo de arquitecturas, con transferencia de energía en paralelo,

es el más extenso de los tres que se han estudiado [9-12]. Dentro de este tipo de

arquitecturas, es el que se implementa en el presente proyecto y se ha

establecido una clasificación en función del punto de conexión de la fuente


10

secundaria de energía, y si ésta se hace a través de un convertidor CC/CC

(continua a continua) o de forma directa; existiendo diferentes subgrupos dentro

de esta clasificación.

Se puede resumir que este tipo de arquitecturas son mucho más flexibles

que las arquitecturas en cascada. La presencia de mayor número de

convertidores en el sistema incrementa no sólo el volumen y el peso del sistema

completo, sino también la complejidad tanto de la planta de potencia como de la

estrategia de control.

Por el contrario, la implementación de las fuentes de energía secundarias a

través de un convertidor CC/CC permite que éstas sean de menor tensión, tanto

más si además se implementan aguas abajo de la pila de combustible. Además

del menor nivel de tensión, la presencia del convertidor permite que se realicen

cargas y descargas más profundas del sistema acumulador de energía, motivo

por el que estos sistemas aprovechan mejor la energía y registran mejores

rendimientos.

El último grupo de arquitecturas es el que implementa un convertidor en serie

con la pila de combustible [13-15]. La principal característica de estas

arquitecturas es el menor procesado de la energía que recibe la carga, motivo por

el cual se espera que este tipo de arquitecturas, aún no exploradas en

profundidad, presente mejores rendimientos.

Existen varias configuraciones para el diseño de arquitecturas de distribución

de potencia aplicadas a vehículos eléctricos. En el presente proyecto se

analizarán dos arquitecturas con transferencia de energía en paralelo, con la

salida de la pila de combustible conectada al bus de corriente continua (CC) a

través de un convertidor elevador principal. Se utiliza otras fuentes de energía

como baterías y supercondensadores, con objeto de mejorar la respuesta

dinámica de la pila de combustible y de almacenar la energía que procede del

frenado regenerativo. La carga es un motor de tracción de corriente continua con

un driver que también se conecta en paralelo al bus de corriente continua. Junto

con el motor se han modelado las características del vehículo.


11

Mediante la introducción de convertidores CC/CC se puede elegir de manera

flexible el valor de tensión de todos los dispositivos, y la potencia de cada

dispositivo se puede controlar. En la Figura 3.1 se muestran diez formas de

conectar la pila de combustible con los elementos almacenadores de energía en

un bus de conexión común. En el caso 1 y 7 la batería se conecta directamente al

bus. En el caso de 2 y 8 el supercondensador se conecta directamente al bus. En

el caso 3, 4 y 9 de la pila de combustible está conectada directamente al bus y en

el caso 5, 6 y 10 todas las unidades están conectadas al bus a través de

convertidores DC/DC [16].

Figura 3.1 Diferentes arquitecturas de conectar la pila de combustible y dispositivos de

almacenamiento de energía a un bus común.


12

3.2 ESTRATEGIAS DE CONTROL

Un componente clave, en ambas arquitecturas, es el diseño de los lazos de

control de los convertidores que van a controlar el flujo de potencia entre las

diferentes fuentes de energía bajo condiciones de carga diferentes. El objetivo

que se persigue es reducir el rizado de corriente y mejorar la respuesta dinámica

de la pila de combustible, así como gestionar el almacenamiento del la energía

que procede del frenado regenerativo, y mantener regulado el nivel de tensión del

bus de corriente continua [17].

En función del tipo de control de energía y potencia, se propone cuatro

estrategias de control en [18], que incluye el control de corriente de la batería y

supercondensador. Además existen algoritmos de optimización que utiliza control

difuso como en [19]. En [20-21] se propone estrategias de control de potencia en

función de voltaje y tensión.

3.3 PERFILES

Los perfiles de conducción han sido desarrollados principalmente para

proporcionar una prueba realista y práctica para las emisiones de los vehículos.

Existen diferentes ciclos de conducción, según el país, y según el recorrido que se

haga; pudiendo ser urbanos, interurbanos y de carretera, que representan los

recorridos, aceleraciones y paradas. Durante estas pruebas, la velocidad del

vehículo está casi en constante cambio, y por lo tanto la ejecución de todas las

otras partes del sistema también es muy variable.

En las anteriores décadas se han desarrollado y estandarizado diversos

ciclos de conducción, por países y regiones. Los más comunes son el perfil NEDC

(New European Driving Cycle) como lo muestra la Figura 3.2, y FTP (Federal Test

Procedure) [22].


13

Tiempo [seg.]

Vel

ocid

ad[K

m/h

]

Sub-Urbano

Urbano

ECE-15

Figura 3.2 Nuevo perfil de conducción europeo (NEDC )

En Europa, el ciclo de conducción ECE-15, que se muestra en Figura 3.3, se

usa para probar el rendimiento de los vehículos pequeños, como es el caso del

presente proyecto.

Figura 3.3 Perfil de conducción europeo ECE-15


14

Las características del perfil ECE-15 se describen en la Tabla 3.1.

Características Ciclo Urbano

Distancia 1017 m

Duración 180 s

Velocidad media 18,77 km/h

Velocidad máxima 50 km/h

Tabla 3.1 Características del perfil ECE-15

3.4 ENTORNO DE TRABAJO

Se van a analizar dos arquitecturas de distribución de potencia con

transferencia de energía en paralelo, en las que la pila de combustible se conecta

al bus de corriente continua a través de un convertidor elevador. Se utilizan

fuentes de energía secundarias como son baterías y supercondensadores. La

carga es un motor de tracción de corriente continua con un driver que también se

conecta en paralelo al bus de corriente continua.

El motor es el encargado de transmitir el movimiento de las ruedas del

vehículo. El perfil de velocidad que se aplica es el perfil ECE-15 para vehículos

ligeros.

Existen múltiples configuraciones de arquitecturas de distribución de

potencia, que presentan transferencia de energía en serie, en paralelo y mixta

entre las fuentes y la carga. De todas ellas, las arquitecturas en paralelo se

caracterizan por la simplicidad y flexibilidad para integrar diversos elementos

almacenadores de energía con el bus de tensión de corriente continua. Las

arquitecturas que se analizan en este trabajo presentan transferencia de energía

en paralelo. La Arquitectura I donde una batería mantiene la tensión constante del

bus de corriente continua, aunque no regulada, y la pila de combustible se

conecta a dicho bus a través de un convertidor elevador, se muestra en la Figura


15

3.4 [4]. Sin embargo, dicha arquitectura no mitiga los procesos de carga y

descarga no controlada de la batería, reduciendo su ciclo de vida.

Figura 3.4 Arquitectura I, que sólo usa baterías co mo fuentes de energía secundaria

La Figura 3.5 muestra la Arquitectura II, que añade a la Arquitectura I un

conjunto de supercondensadores conectados en paralelo al bus de corriente

continua mediante un convertidor bidireccional. El objetivo de los

supercondensadores es compensar la respuesta dinámica de la pila de

combustible, así como almacenar la energía que procede del frenado

regenerativo.

Figura 3.5 Arquitectura II, que usa baterías y supe rcondensadores como fuentes de energía

secundaria.


16

La selección de la estrategia de control de los convertidores es clave para

controlar de forma adecuada el flujo de potencia entre los diferentes subsistemas

bajo condiciones de carga muy diferentes, mejorar la respuesta dinámica de la

pila de combustible, y gestionar el almacenamiento de la energía procedente del

frenado regenerativo así como el nivel de tensión del bus de corriente continua.

Una vez descritos los distintos subsistemas que integran una arquitectura de

distribución de potencia, se diseña las estrategias de control en modo corriente y

modo tensión que se aplican a las arquitecturas I y II. El principio de

funcionamiento va a ser en todos los casos el mismo: la pila de combustible es la

encargada de entregar la potencia media del perfil de carga, y las fuentes

secundarias de energía son las responsables de entregar o almacenar la energía

de los estados transitorios y de los procesos de frenado regenerativo y se

verificará mediante simulación.

CAPÍTULO 4. DISEÑO DE LA ETAPA DE POTENCIA

17

CAPITULO IV

4 DISEÑO DE LA ETAPA DE POTENCIA

4.1 INTRODUCCIÓN

El propósito del convertidor CC/CC de potencia es acondicionar la energía

elevando o reduciendo la tensión de entrada según se necesite en la salida. En el

caso particular del presente proyecto, se implementa un convertidor CC/CC

elevador aguas abajo de la pila de hidrogeno en ambas arquitecturas y un

convertidor CC/CC bidireccional que conecta los supercondensadores al bus de

CC/CC.

En lugar de diseñar e implementar dos convertidores CC/CC, uno con

topología elevadora y otro bidireccional, se va a diseñar sólo un convertidor

CC/CC bidireccional, y se van a implementar convertidores iguales. Uno de ellos

se conectará aguas abajo de la pila de combustible, donde funcionará siempre

con topología elevadora, y el segundo se conecta directamente al bus de CC,

funcionando como bidireccional, con objeto de cargar/descargar los

supercondensadores.

La Figura 4.1 muestra el esquema eléctrico del convertidor CC/CC

bidireccional.


18

RCr

CrZCr

ZCfRCf

Cf

ZLfLfRLf

Ce

RCeZCeRCd

CdZCd

RL L

ZL

MOS1

MOS2

Alta tensión Baja tensión

+

-

+

-

Figura 4.1 Convertidor CC/CC bidireccional

4.2 Especificaciones eléctricas

A continuación se muestran las especificaciones eléctricas y de diseño de

las arquitecturas de distribución de potencia.

Pila de Combustible Tensión de vacío de la pila de combustible 47,5 V

Tensión mínima 26 V Tensión máxima 176 A Potencia máxima 4,8 kW

Batería

Capacidad 86 Ah

Tensión nominal 72 V (±20%)

Supercondensadores

Capacidad 375 F


Motor CC

Potencia nominal 5 hp (3,7kW)

RPM 4100 (429,35 rad/s)

Tensión nominal 72 V

Modelo 5BC49JB6007

Bus de corriente continua


Rizado de tensión pico-pico 2%

Convertidores

Rizado de tensión lado de baja tensión pico-pico 5%

Rizado de tensión lado de alta tensión pico-pico 2%

Máximo rizado de corriente pico-pico 20% de corriente media

Perfil de conducción

Perfil de conducción europeo ECE-15

Tabla 4.1 Características eléctricas de las arquite cturas de distribución de potencia


19

A partir de las especificaciones eléctricas de la Tabla 4.1, se aborda el

diseño del convertidor CC/CC bidireccional, en los anexos se muestra la

programación realizada en Mathcad para cada componente.

4.3 Diseño de la bobina del convertidor

Se ha calculado, para cada modo de funcionamiento del convertidor

bidireccional (elevador ó reductor), el valor de la bobina que corresponde a la

frontera MCC-MCD cuando se consume el 20% de la potencia máxima. Además,

se ha tenido en cuenta el rango de tensiones de entrada y de salida. Es decir, se

han calculado un total de cuatro valores posibles para la bobina del convertidor,

en cada modo de funcionamiento.

De los ocho valores calculados, se ha escogido el más alto de todos ellos,

para asegurar el MCC en todos los posibles puntos de funcionamiento;

obteniendo un valor de L=10 µH.

4.4 Diseño de los condensadores

En el cálculo de los condensadores, tanto del lado de alta tensión como de

baja tensión, se ha tenido en cuenta el modo de funcionamiento del convertidor

CC/CC bidireccional, así como los rangos de variación de las tensiones de

entrada y salida.

De todos los valores obtenidos para cada condensador, se ha escogido el

mayor, con objeto de asegurar las especificaciones de rizado de tensión. Y por

último, se ha aplicado un margen de seguridad del 25%, de forma que los valores

finales para cada condensador son para cada condensador de baja tensión de

Cr=20 µF, y para el condensador de alta tensión de Ce=180µF.

4.5 Diseño del filtro en el lado de alta tensión

Éste filtro se ha calculado para reducir el rizado de conmutación en el lado

de alta tensión. Es decir, se desea reducir los rizados de tensión y corriente que

se producen a frecuencias mayores de 100kHz, con objeto de proteger la vida de


20

la batería. Se ha sintonizado la frecuencia del filtro en 75kHz, los valores

calculados para la bobina son Lf=200nH y para el condensador de Cf=22µF.

4.6 Diseño de la rama de amortiguamiento (rama damp ing)

Con objeto de amortiguar el pico de resonancia que proceda de un filtro

formado por Lf y Ce, se calcula una rama de amortiguamiento ZCd, Figura 4.2.a).

Se aplica el criterio de Middlebrook y la nota de aplicación de [23] para obtener la

respuesta de la Figura 4.2.b)

ZCrRCr

CrCf

ZCfRCf

RLfZLf

Lf

ZCeCe

RCe

ZL

RL LMOS1

MOS2

Alta tensión Baja tensión

+

-

+

-

Cd

RCdZCd

Zout_CLC Zinconv

a)

103

104

105

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

100

120

Mag

nitu

de (

dB)

Bode Diagram

Frequency (Hz)

Zinconv

Zout Filtro CLC

Zout Filtro CLC amortiguado

b)

Figura 4.2 a) Configuración en paralelo de la rama de amortiguamiento y b) respuesta en

frecuencia de la impedancia de entrada del converti dor, filtro CLC y filtro CLC amortiguado


21

El criterio de estabilidad de un convertidor con un filtro a la entrada se

garantiza cuando la impedancia de salida del filtro no se interseca con la

impedancia de entrada del convertidor, atenuando la magnitud de resonancia del

mismo mediante la rama de amortiguamiento. Finalmente, los componentes del

convertidor CC/CC bidireccional son los que se muestran en la Tabla 4.2.

Siglas Descripción Valor

RCr Resistencia serie condensador reductor 1 mΩ

Cr Condensador de entrada reductor 20 µF

RL Resistencia serie bobina 1 mΩ

L Bobina 10 µH

RCe Resistencia condensador elevador 0.8 mΩ

Ce Condensador elevador 460 uF

RCd Resistencia condensador amortiguamiento 46 mΩ

Cd Condensador amortiguamiento 1.8 mF

RLf Resistencia serie bobina filtro 1 mΩ

Lf Bobina filtro 200 nH

RCf Resistencia serie condensador filtro 9 mΩ

Cf Condensador bobina filtro 80 uF

Tabla 4.2 Componentes del convertidor bidireccional

4.7 Diseño del driver

La primera decisión que se ha tomado es trabajar con el driver IR2110, dada

su simplicidad y conocimiento en el grupo.

El correcto funcionamiento del driver se obtiene mediante la generación de

una tensión flotante que permita disparar el interruptor superior, y mediante la

generación de tiempos muertos que aseguren la conducción no simultánea de los

dos interruptores. Para ello, es necesaria la tensión flotante mediante bootstrap

(tensión flotante).

Por una parte se implementa, el condensador y el diodo de bootstrap, Cbs y

Dbs que aseguran la tensión flotante. Y por otra parte, se implementa la

resistencia RG, que es una resistencia que se conecta entre el driver y la puerta

del MOSFET; la Figura 4.3 incluye un esquema completo de conexión del driver

IR2110.


22

VDD=5V

55-85V

Control

26-43V

VCC=15V

Resistencia de baja potenciaCondensador cerámico

IR2

11

0

Dbs

Cbs

1N4148

MUR120

Figura 4.3 Conexión completa del driver de los MOSF ET.

Se llama la atención a la presencia de un diodo en paralelo con la

resistencia RG. Dicha red añade un tiempo de retardo que asegura que no

conduzcan al mismo tiempo los dos interruptores. El cálculo de dichos

componentes, Cbs, Dbs, y RG, se ha basado en una nota de aplicación del propio

fabricante. Dicho cálculo se ha programado en Mathcad, tal como se muestra en

los anexos. El cálculo de RG es el siguiente, y se realiza en función de la tensión

de alimentación y de la corriente máxima del driver.

max

ccG

VR

i≥

(4-1)

157.5

2G

VR

A≥ ≥ Ω

(4-2)

4.8 Selección de los interruptores

Dado que las potencias que maneja el convertidor son bajas, y la frecuencia

de conmutación elevada, el interruptor más adecuado es el MOSFET, tal como

muestra la Figura 4.4, conmutando a 100kHz.


23

Figura 4.4 Dispositivos de potencia

Se ha seleccionado un conjunto de MOSFET que deben soportar la máxima

tensión de bloqueo (85V) y máxima corriente (60 A). Dado que se aplica un

margen de seguridad, se van a buscar interruptores que soporten mínimo 100V y

80 A. De todos ellos, se ha seleccionado el que presenta menores pérdidas de

conducción y conmutación. En los anexos se muestra el cálculo de dichas

pérdidas que se ha programado en Mathcad, aplicado al MOSFET que se ha

seleccionado; para esta aplicación es el IRFP4568PbF.

4.9 Cálculo del disipador

La Figura 4.5 muestra todos los componentes que intervienen en el montaje

de un disipador. Es importante, porque todos ellos presentan una resistencia

térmica equivalente, que se usa en el cálculo del disipador.

Montaje componente disipador:

Figura 4.5 Componentes de un disipador


24

El esquema térmico que corresponde al montaje anterior es el de la Figura

4.6, en el cual:

• Rth_j-c es la resistencia entre la unión y el encapsulado.

• Rth_c-d es la resistencia entre el encapsulado y el disipador.

• Rth_disipador es la resistencia entre el disipador y el ambiente.

Figura 4.6 Esquema térmico del disipador

Sobre el esquema anterior, se establece una analogía entre magnitudes

eléctricas y físicas, donde la tensión (V) corresponde con temperatura (ºC), la

corriente (A) corresponde con la potencia disipada (W), y por último las

resistencias (Ohmios) corresponden con la oposición a disipar calor.

El cálculo del disipador se aborda una vez determinada su necesidad. Para

ello se debe calcular cuál es la resistencia térmica máxima del mismo, dicho valor

de resistencia es el máximo, ya que si fuese más grande significa que

aumentamos la resistencia de evacuación del calor. Es decir, que hacemos más

difícil la transferencia de calor. Todo radiador con una resistencia térmica más

pequeña favorece la evacuación del calor, obteniendo como se describe en los

anexos un valor de resistencia térmica de 7.823 °C/W.

4.10 Cálculo y selección de los sensores de tensión

Existen dos posibilidades en cuanto a la implementación de sensores de

tensión: utilizar divisores resistivos ó transformadores de corriente, donde los

primeros por simplicidad y buena respuesta se utilizan en el presente diseño.

La siguiente Figura 4.7 muestra la ubicación de los dos divisores resistivos

que se necesita implementar: Ra_sc y Rb_sc para el lado de baja tensión, y

Ra_bus y Rb_bus para el lado de alta tensión.


25

MOSFET

MOSFET

26V-43V 55V-85V

Ra_sc

Rb_sc

Ra_bus

Rb_bus

Vs_busVs_sc

Figura 4.7 Divisores de tensión del bidireccional.

A continuación se muestran los valores de los sensores resistivos

calculados en los anexos, con Ra_sc=10 kΩ, Rb_sc=700 Ω, Ra_bus=30 kΩ y Rb_bus=1

kΩ; los que se exige un consumo de potencia inferior al 0.2%.

CAPÍTULO 5. MODELADO DE SUBSISTEMAS

26

CAPITULO V

5 MODELADO DE SUBSISTEMAS

5.1 PILA DE HIDRÓGENO

La conversión de energía en una pila de hidrógeno es de forma

electroquímica entre el hidrógeno y oxígeno, como se muestra en la Figura 5.1,

donde se disocia hidrógeno para formar iones de hidrógeno y electrones. El flujo

de electrones y los iones de hidrógeno pasan a través del electrolito hacia el

cátodo y reaccionan con el oxígeno y los electrones para formar agua y

electricidad, la tensión típica de una sola célula es de entre 0,7 y 0,8 V. Las pilas

de combustible comerciales por lo tanto, consisten en un número de células en

serie.

a)


27

b)

Figura 5.1 Pila de combustible a) reacción química y b) componentes en una pila de

combustible.

Las pilas de combustible son clasificadas por su electrolito:

• Alcalina – (AFC, Alkaline Fuel Cell).

• Ácido fosfórico – (PAFC, Phosphoric Acid Fuel Cell).

• Polímero sólido – (SPFC, Solid Polymer Fuel Cell), también conocida como

membrana de intercambio de protones – (PEMFC, Proton Exchange

Membrane Fuel Cell).

• Carbonato fundido – (MCFC, Molten Carbonate Fuel Cell).

• Óxido sólido - (SOFC, Solid Oxide Fuel Cell).

Las principales características de las pilas de combustible, dispuestas en

orden ascendente de temperatura de funcionamiento, se dan en la siguiente Tabla

5.1 [4].

Tabla 5.1 Características de diferentes tipos de pi las de combustible


28

La pila de combustible de polímero sólido es la más utilizada en aplicaciones

de vehículos eléctricos debido a muchas ventajas, incluyendo la resistencia a la

corrosión electrolítica, inicio rápido, larga vida útil, produce agua y la facilidad de

fabricación de volumen. Las principales desventajas son el uso de catalizador de

metal noble, que tiene un alto coste, la intolerancia a la sufatación y monóxido de

carbono. En los últimos años se ha enfocado el desarrollo con éxito en la

reducción de la carga de platino (actualmente menos de 10% de la carga a finales

de 1980) y mejora la tolerancia a CO.

En comparación con los motores de combustión interna, las pilas de

combustible tienen la ventaja de una alta eficiencia energética y emisiones

contaminantes mucho más bajas se debe a que convierten directamente la

energía libre del combustible en energía eléctrica, sin someterse a combustión.

Sin embargo, los vehículos que funcionan solamente con células de combustible

tienen algunas desventajas, tales como una unidad de potencia pesada y

voluminosa debido a la baja densidad de potencia del sistema de célula de

combustible. Además, en aplicaciones de propulsión, la eficiencia energética se

reduce a medida que la potencia se incrementa, como se muestra en la Figura 5.2

[5].

Figura 5.2 Características típicas de funcionamient o de una pila de combustible


29

Se utiliza una pila de combustible PEM (Proton Exchange Membrane) del

fabricante NEXA de 1,2kW, que se muestra en la Figura 5.3, donde Eoc es la

tensión de circuito abierto, las resistencias Rs y Rv(ifc) modelan la curva estática I-

V, y la capacidad Cp, la inductancia L y la resistencia RL(ifc) modelan la respuesta

dinámica de la pila de combustible. El diodo se incluye para dotar al modelo de

carácter unidireccional [24]

RL(ifc)Rs ifc

+

-

vfc

Cp

Eoc

+_

Rv(ifc)

L

Figura 5.3 Modelo propuesto de pila de combustible PEM con respuesta temporal

impulsional-sobreamortiguada

Para obtener una potencia de 4,8 kW, se puso 4 pilas de combustible en

paralelo y se parametrizó la respuesta estática y dinámica como se describe en []

5.2 BATERÍA PLOMO ÁCIDO

Las baterías son dispositivos electroquímicos que convierten la energía

eléctrica en energía química durante la carga, y la energía química en energía

eléctrica durante la descarga. Una batería se compone de varias células apiladas

juntas. Una célula es una unidad independiente y completa que posee todas las

propiedades electroquímicas. Básicamente, una celda de batería consta de tres

elementos principales: dos electrodos (positivo y negativo), sumergidos en el

electrolito como se muestra en la Figura 5.4 [25].


30

Figura 5.4 Célula electroquímica y estructura de un a batería

Los fabricantes de baterías suelen especificar la batería con capacidad en

amperios-hora, que se define como el número de amperios-hora medidos cuando

se descarga la batería desde un estado completamente cargado hasta que el

voltaje del terminal cae a su voltaje de corte, como se muestra en la Figura 5.5.

Desde la perspectiva del diseñador del vehículo eléctrico, hay que tener en

cuenta las características específicas como densidad de energía, potencia

específica, voltajes típicos, eficiencia en amperios horas, eficiencia energética,

disponibilidad comercial, coste, temperatura de funcionamiento, tasas de auto-

descarga, número de ciclos de vida e índices de recarga.


31

Figura 5.5 Voltaje de corte para una batería.

El uso de generalizado de vehículos eléctricos aún no termina de

desarrollarse debido a la vida útil de las baterías y la autonomía de conducción. A

pesar de estas limitaciones en el presente se desarrolla diferentes tipos de

baterías como de plomo-ácido, hierro, níquel, níquel-cadmio, hidruro metálico de

níquel, polímero de litio y hierro, azufre y sodio metálico cloruro de sodio; y las

más recientes desarrolladas tales como de aluminio y zinc.

En los últimos años, se han desarrollado algunas baterías de alta potencia

para aplicaciones de vehículos híbridos. La Tabla 5.2 muestra baterías

experimentales con sus características así como una comparación de las ventajas

y desventajas de cada una de ellas [2].


32

Tabla 5.2 Tipos de las baterías para aplicaciones a utomotrices.

Se ha decidido utilizar, debido a sus características, una batería de plomo

ácido, cuyo modelo de una batería de plomo ácido se muestra en la Figura 5.6. El

modelo utilizado se describe en [26], donde el modelo adopta el estado de carga

como variable independiente, y la dinámica de la tensión de la fuente dependiente

se controla con las ecuaciones no lineales de carga y descarga en función del

sentido de la corriente de baja frecuencia. Para ello, se supone que la resistencia

interna y los parámetros son constates, y la temperatura y el efecto de

autodescarga no tienen efecto en el modelo.

( )* *0, , ( )d

Q Qf it i i E K i K it Exp t

Q it Q it

•= − ⋅ ⋅ − ⋅ ⋅ +

− −

( )* *0, , ( )

0.1c

Q Qf it i i E K i K it Exp t

it Q Q it

•= − ⋅ ⋅ − ⋅ ⋅ +

+ ⋅ −

+

-

0

t

∫

FPB

*iit

Integrador

Filtro Pasabajo

Resistencia interna

Fuente dependiente

de tensión

+

-

vbat

ibat

Modelo de descarga

Modelo de carga

( )* 0i >

( )* 0i <

Figura 5.6 Modelo de descarga y carga de la batería de plomo ácido.


33

La batería tiene una tensión nominal de 72V y una capacidad de 86Ah, y sus

parámetros se han obtenido de la librería de Matlab-Simulink. El

dimensionamiento de la batería para las arquitecturas I y II se hace según [27].

5.3 SUPERCONDENSADORES

Los supercondensadores son dispositivos que suministran un pulso corto y

rápido de energía. La energía se almacena por acumulación de cargas eléctricas

en dos placas conductivas separadas por un aislante o dieléctrico, donde la

energía almacenada es proporcional al área superficial de los electrodos. Por

medio de materiales de elevada área superficial se consigue almacenar una

magnitud de cientos de faradios superior a los condensadores convencionales.

El supercondensador se caracteriza por su alta potencia específica y baja

energía específica en comparación con las baterías. Su energía específica está

en el intervalo de unos pocos vatios-hora por kilogramo; sin embargo, su potencia

específica puede alcanzar hasta cientos de vatios por kilogramo, mucho más alto

que cualquier tipo de batería.

El uso del supercondensador como una fuente de alimentación auxiliar,

permite que la alta corriente de descarga de la batería y la alta corriente de carga

hacia la batería causada por el frenado regenerativo se reduzcan al mínimo, para

que la energía disponible, la resistencia y la vida de la batería puedan aumentar

significativamente.

El principio básico de un condensador de doble capa se ilustra en la Figura

5.7. Cuando dos varillas de carbono se sumergen en una solución de ácido

sulfúrico delgada, separados unos de otros y se aplican con tensión creciente. Los

electrones se cargan a través de la doble capa de un condensador.


34

Figura 5.7 Capacitor electrolítico de doble capa y estructura de un supercondensador

La eficiencia de un supercondensador disminuye con valores altos de

corrientes y tensiones reducidas, siendo un dispositivo dependiente de estas dos

variables, como se muestra en la Figura 5.8.

Figura 5.8 Eficiencia de descarga de un superconden sador de 2600F.

Algunas empresas están participando activamente en la investigación y el

desarrollo para aplicaciones del vehículos eléctricos, tal como, Maxwell

Technologies con supercondensadores (2600 F a 2,5 V) y módulos integrados

(145 F a 42V y 435 F a 14 V) para la aplicación en diferentes arquitecturas de

distribución de potencia de vehículos eléctricos con pila de combustible y baterías.

Las especificaciones técnicas se enumeran en la Tabla 5.3 [4].


35

Tabla 5.3 Especificaciones técnicas de supercondens adores y módulos de Tecnologías

Maxwell.

En la literatura existen diferentes modelos que incluyen diferentes ramas RC

en paralelo [10-11]. Sin embargo, para aplicaciones en vehículos eléctricos se

propone un modelo que incluye una única red RC no lineal, como se muestra en

la Fig. 5.9, que modela la dinámica de alta frecuencia [28].

C0

R0

C=KC uCUSC uC

+

-

+

-

Figura 5.9 Modelo del supercondensador

El dimensionamiento para el SC necesario para las arquiteturas I y II se hace

según [27]. Los parámetros se identifican por la carga y descarga a corriente

constante y los valores para el módulo de Maxwell BMOD165F de 48 V son R0 =

10mΩ, C0 = 138F y KC = 1,8F/V [29]

5.4 MOTOR DC Y VEHÍCULO ELÉCTRICO

Los vehículos eléctricos utilizan una variedad de diferentes tipos de motor

eléctrico. Sin embargo, la forma más simple de motor eléctrico es el motor de


36

corriente continua como se muestra en la Figura 5.10. Este tipo de motor se utiliza

ampliamente en aplicaciones tales como herramientas portátiles, juguetes,

ventanas de accionamiento eléctrico de los coches, y pequeños aparatos

domésticos tales como secadores de pelo, etc. Sin embargo, se sigue utilizando

como motores de tracción, aunque los otros tipos de motores son cada vez más

comunes para aplicaciones en vehículos eléctricos híbridos. El motor de corriente

continua resulta más sencillo de abordar las cuestiones importantes en el control.

Figura 5.10 Esquema eléctrico-mecánico del motor de corriente continua

Haciendo uso de las ecuaciones eléctricas y aerodinámicas que rigen el

comportamiento de un motor de corriente continua, se obtienen las siguientes

expresiones [30]

2mrJJ mrT += (3.1)

rgmTR ⋅⋅⋅= 012.01 (3.2)

SrCxR ⋅⋅⋅⋅= 31 5.0 ργ (3.3)

0003.02 ⋅⋅⋅= rgmRRod (3.4)

211 )(~)(~)(~

)(~ ttRTdt

tdJtT RRodRTM ωγωω ⋅+⋅++⋅=

(3.5)

donde:

• E: fuerza contra-electromotriz (V).


37

• B: coeficiente de rozamiento viscoso.

• Iarm, Icamp: corriente que circula por el rotor y estator del motor (V).

• Rarm, Rcamp: resistencia asociada a conductores del rotor y estator (Ω).

• Varm, Vcamp: tensión aplicada en los terminales del rotor y estator (V).

• Larm, Lcamp: inductancia asociada a conductores del rotor y estator (H).

• ω: velocidad angular (rad/s).

• TM: par motor (N.m).

• TR: par resistente (N.m).

• rt: relación de transmisión.

• Jrotor, Jruedas: momento de inercia del rotor y ruedas (Kg.m2).

• TR: par de rodadura (N.m).

• Jmr: momento de inercia de las masas rodantes (Kg.m2).

• m: masa total del vehículo (Kg).

• g: aceleración de la gravedad (9.81m/s2).

• ρ: es la densidad del aire (1.293Kg/m3).

• CX: coeficiente de penetración aerodinámico.

• S: superficie del vehículo (m2).

• r: radio de la rueda del vehículo (m).

Las ecuaciones anteriores con magnitudes eléctricas y mecánicas permiten

desarrollar las analogías de la Tabla 5.4.

Velocidad angular ω (rad/s) Tensión V (V)

Par T (N.m) Corriente I (A) Momento de inercia J (N.m/(rad/s2)) Capacidad C (F)

Constante de rozamiento viscoso B(N.m/(rad/s)) Admitancia 1/R (Ω-1)

Tabla 5.4 Analogía entre magnitudes eléctricas y me cánicas

A partir de las anteriores analogías se obtiene el circuito eléctrico

equivalente del motor de corriente continua que se muestra en la Figura 5.11.


38

Figura 5.11 Circuito eléctrico equivalente del moto r de corriente continua

El esquema eléctrico simplificado de la Figura 5.11 se muestra en la Figura

5.12 donde el motor de corriente continua referido al eje está alimentado por un

chopper de cuatro cuadrantes, con el objeto de que el vehículo pueda rodar y

frenar tanto a la izquierda como a la derecha. En la misma figura se incluye el

circuito de control del conjunto driver motor, que está formado por un doble lazo

de control: un lazo externo de tensión, al que se le aplica el perfil de velocidad

deseado, y un lazo interno de corriente que regula el par motor [Raga2009].

Figura 5.12 Conjunto driver-motor con el circuito d e control

CAPÍTULO 6. ARQUITECTURA I

39

CAPITULO VI

6 ARQUITECTURA I

6.1 INTRODUCCIÓN

En cualquiera de las dos arquitecturas, y con independencia de la estrategia

de control que se aplique, se ha implementado un lazo de control en modo

corriente que limita la máxima y mínima corriente que entrega la pila de

combustible con el fin de no dañarla. Este lazo de control de protección de la pila

de combustible genera un ciclo de trabajo que se compara con el ciclo de trabajo

del lazo de control principal del convertidor elevador, aplicando al convertidor

elevador el menor de los dos ciclos de trabajo.

La Figura 6.1 muestra la arquitectura I con su lazo de control en modo

corriente . El circuito de control en modo corriente del convertidor elevador tiene

como objetivo igualar su corriente de salida con la corriente de carga, con el fin de

impedir la circulación de corriente por la batería. De esta forma, la batería sólo

gestiona energía para satisfacer cambios rápidos en la corriente de carga, o para

entregar la energía que no puede abastecer la pila de combustible.

Figura 6.1 Arquitectura I en modo corriente.


40

La Figura 6.2 muestra la arquitectura I con su lazo de control en modo

tensión . El convertidor elevador está gobernado por un lazo de control en modo

tensión cuyo objetivo es mantener la tensión de la batería en su nivel de flotación.

De esta forma, la batería actúa siempre que deba abastecer un estado transitorio

de la carga, y para almacenar toda la energía que procede de los procesos de

frenado, y el convertidor elevador se encarga de mantener la batería cargada.

Dado que la estrategia de control consiste en mantener la batería cargada,

no se ha añadido ningún sistema adicional de almacenamiento de energía que se

controle a través de un convertidor.

Figura 6.2 Arquitectura I en modo tensión.

6.2 ANÁLISIS ARQUITECTURA I

En los siguientes apartados se aborda el modelo del convertidor CC/CC

elevador, así como el cálculo de sus lazos de control en modo tensión y corriente.

Por último se mostrará los resultados de simulación cuando se aplica el perfil de

conducción ECE-15, en el capítulo 8.

6.2.1 Modelado de la etapa de potencia

La función de transferencia del convertidor es distinta en cada modo de

operación. La función de transferencia del elevador se calcula a partir del modelo

conmutado su equivalente promediado y de pequeña señal. El modelo

promediado, invariante en el tiempo, se obtiene sustituyendo los interruptores por

fuentes dependientes de tensión y de corriente, cuyos valores son el valor medio

de la tensión y corriente en un periodo de conmutación, la Figura 6.3 muestra el

modelo promediado del convertidor CC/CC elevador.


41

Figura 6.3 Modelo promediado del convertidor elevad or

Donde el valor medio de los conmutadores está definido por

)ˆ)(ˆ( oooD vVdDvdv ++=⋅=⟩⟨ (6-1)

)ˆ)(ˆ( LbLbLbS iIdDidi ++=⋅=⟩⟨ (6-2)

Los voltajes y corrientes promediadas obtenidas anteriormente no son

lineales. A continuación se linealiza y perturba en el punto de trabajo para

pequeña señal con las expresiones de (6-3) y (6-4), obteniéndose el circuito

equivalente de la Figura 6.4.

dVvDv ooDˆˆˆ ⋅+⋅= (6-3)

dIiDi LbLbSˆˆˆ ⋅+⋅= (6-4)

Figura 6.4 Modelo de pequeña señal del convertidor

Antes de abordar el cálculo de la función de transferencia, se debe resolver

el circuito estático de la Figura 6.6, que permitirá conocer el punto de trabajo del

convertidor. Sin embargo, un paso previo a dicho cálculo consiste en seleccionar

un punto de trabajo constante para la pila de combustible. Se selecciona el punto

de máxima potencia que viene dado para una corriente de 170 A y una tensión


42

de 26.03 V, dichos valores de resistencias variables los valores de Rvpc=27.04 mΩ

y RLpc=19.57 mΩ para un punto de trabajo como se muestran en la Figura 6.5.

Figura 6.5 Punto de trabajo de la pila de combu stible

El circuito estático del convertidor CC/CC elevador se muestra en la Figura

6.6.

Figura 6.6 Modelo estático del convertidor CC/C C elevador

Conociendo las especificaciones de funcionamiento, se puede abordar la

resolución del circuito estático de la Figura 6.6. Las siguientes expresiones

permiten calcular el punto de trabajo, es decir, el voltaje de salida Vo, ciclo de

trabajo D y la corriente de salida en la bobina ILb.

( ) batLfbatoo VRRIV ++= (6-5)

( )[ ] 0))2(2 =+−++⋅+−+⋅ oocvpcspcLboooco VERRRIDVEDV (6-6)


43

D

II o

Lb −=

1

(6-7)

Una vez conocidos los valores que definen el punto de trabajo y el modelo

en pequeña señal, se definen las impedancias de la etapa de potencia como

indica la Figura 6.7.

Figura 6.7 Definición de impedancias del convertido r CC/CC elevador

donde:

• ZL_pc(s): impedancia de la bobina de la pila de combustible

• ZCe(s): impedancia del condensador de entrada

• ZLb(s): impedancia de la bobina del de entrada

• ZC1(s): impedancia del condensador de salida

• Zdam(s): impedancia de la rama de amortiguamiento

• ZLf(s): impedancia de la bobina del filtro de entrada

• ZC2(s): impedancia del condensador del filtro de salida

Sobre el circuito de pequeña señal de la Figura 6.7 se definen las

impedancias en serie y paralelo como:

RvpcRspcspcZLsZpc ++= )(_)( (6-8)

)()(1

)()(1)(

sZdamsZC

sZdamsZCsZd

+⋅=

(6-9)

RbatsZC

RbatsZCsZP

+⋅=

)(2

)(2)(1

(6-10)

)(1)()(2 sZPsZLfsZP += (6-11)


44

)()(2

)()(2)(3

sZdsZP

sZdsZPsdZP

+⋅=

(6-12)

)()()()(

)(4sZCesZPC

sZCesZPCsZP

+⋅=

(6-13)

Simplificando y operando se obtiene la función de transferencia que

relaciona la corriente de salida y ciclo de trabajo definido como:

( )( )2

ˆ (1 ) ( ) 4( )1 1( )( ) 3 ( )

ˆ 2( ) ( ) 4( ) 3 ( ) 1o L Lbo

Lb

V D I Z s ZP si ZP sGid s ZP d s

Rbat ZP sd Z s ZP s ZP d s D

⋅ − − ⋅ + = = ⋅ ⋅

+ + ⋅ −

(6-14)

Y del mismo modo se calcula la función de transferencia que relaciona la

tensión de salida con el ciclo de trabajo

( )( )2

(1 ) ( ) 4( ) 4( )ˆ 1( )( ) 3( )

ˆ 2( )3( ) 1 ( ) 4( )o L Lbo

o

Lb

V D I Z s ZP s ZP sv ZP sGv d s ZP s

ZP sd ZP s D Z s ZP s

⋅ − − ⋅ + −= = ⋅ ⋅

⋅ − + +

(6-15)

La Figura 6.8 y 6.9 muestran el diagrama de bode de la función de

transferencia en modo corriente del convertidor CC/CC elevador. En dichos

diagramas, la traza de la expresión analítica se grafica mediante Mathcad y las

trazas del modelo conmutado, promediado y de pequeña señal corresponden a

simulaciones en PSIM; existiendo una desviación en el modelo conmutado debido

a la convergencia numérica del simulador.


45

10 100 1 103× 1 10

4× 1 105×

100−

50−

0

50

100

Frecuencia

Mó

du

lo

100

100−

dB_gidB_mcc Freci Vo, Ve, ( )

dB_Gid_cc_Psim

dB_Gid_mp_Psim

dB_Gid_ps_Psim

100000fmin Freci frec,

10 100 1 103× 1 10

4× 1 105×

500−

372.5−

245−

117.5−

10

Frecuencia

Fas

e

10

500−

Fase_gidB_mcc Freci Vo, Ve, ( )

Fase_Gid_cc_Psim

Fase_Gid_mp_Psim

Fase_Gid_ps_Psim

100000fmin Freci frec,

Figura 6.8 Diagrama de Bode de la función de tr ansferencia en corriente del convertidor

elevador


46

Figura 6.9 Diagrama de Bode de la función de transf erencia en tensión del convertidor

elevador

6.2.2 Diseño del lazo de control

Los elementos del lazo de control son los que se representan en la Figura

6.10. El bloque del sensor a través de una ganancia mide la señal a controlar con

el objetivo de adaptar los niveles de tensión. El regulador mide la diferencia entre


47

la señal de referencia y la sensada, generando la tensión de error, buscando

reducir la misma.

La siguiente etapa es un modulador PWM, que es un comparador de la

señal de error con una señal diente de sierra para generar los pulsos que

controlan al conmutador del convertidor y de este modo se controla la corriente a

su valor de consigna.

Figura 6.10 Lazo de control del elevador controlado con lazo de corriente

El diseño del lazo de realimentación comienza seleccionando el tipo de

control que se va a implantar, que en el presente diseño es un controlador Tipo 3,

el cual contiene un polo en el origen, dos polos y dos ceros. Este tipo de

reguladores son fundamentales para controlar sistemas de segundo orden. La

Figura 6.11 muestra el regulador con las impedancias que definen los polos y los

ceros.


48

Figura 6.11 Circuito del regulador tipo 3

El diseño del regulador consiste en ubicar las frecuencias de los polos y los

ceros de forma que cumplan los requisitos de diseño utilizando el método K; que

se basa en alejar en mayor o menor medida de la frecuencia de cruce la posición

de los polos y ceros del regulador, con el objeto de modificar la respuesta en

frecuencia del lazo, como indica la Figura 6.12.

Figura 6.12 Descripción gráfica del método K

El siguiente paso es el cálculo de los valores de las impedancias del

regulador que asegure los requisitos de diseño establecidos.

Las características que se exige al regulador, son las que proporcionan el

comportamiento esperado del lazo en cuanto a ganancia, ancho de banda y

estabilidad; través de la respuesta en frecuencia El diseño del controlador se

realizo en Mathcad por el método K. La selección del controlador se realizo fijando

un margen de fase y una frecuencia de cruce para una frecuencia de conmutación


49

de 100kHz del sistema. Se ha verificado que el regulador diseñado mantiene el

sistema estable en todo el rango de variación del punto de trabajo.

Las siguientes Tablas 6.1.a) y Tablas 6.1.b) muestran los datos de los

reguladores diseñados, así como la frecuencia en la que se ubican los polos y

ceros.

Regulador del elevador

R1

R2

C1

C2

C3

R11

29,41kΩ

14,85kΩ

38,96nF

103,4nF

304nF

10k

Ubicación de polos y ceros

fp1,2 fz1,2

138 Hz 103.662 Hz

Características en frecuencia

Frecue ncia de corte Margen de fase

120 Hz 100°

a)

Regulador del elevador

R1

R2

C1

C2

C3

R11

16,84kΩ

107,6kΩ

24.95nF

6.227nF

10.49nF

10k


fp1,2 fz1,2

378.723Hz 237.641Hz

Características en frecuencia

Frecuencia de c orte Margen de fase

300Hz 90°

b)

Tabla 6.1 Valores diseño del regulador de elevador principal a) en modo corriente y b) en

modo tensión

CAPÍTULO 7. ARQUITECTURA II

50

CAPITULO VII

7 ARQUITECTURA II

7.1 INTRODUCCIÓN

La arquitectura II en modo corriente junto a su estrategia de control

constituye una evolución de la anterior, tal como se muestra en la Figura 7.1. El

convertidor elevador sigue controlado en corriente, y su objetivo sigue siendo

igualar su corriente de salida con la corriente de carga, con el fin de impedir la

circulación de corriente por la batería.

El circuito de control del convertidor bidireccional está formado por un único

lazo de control en modo corriente que gobierna su corriente de salida en sus

modos de funcionamiento. Durante los procesos de recuperación de energía, el

convertidor bidireccional maneja la corriente inversa generada por la carga

funcionando en modo reductor, y durante los procesos en los cuales la carga

demanda corriente positiva, esta corriente la suministran los supercondensadores

a través del convertidor bidireccional funcionando en modo elevador. La señal de

referencia en cualquiera de los dos modos de funcionamiento es la diferencia

entre la corriente demandada por la carga, y la corriente entregada por la pila de

combustible. Esta señal de referencia se compara con la corriente que circula a

través del convertidor bidireccional, de forma que se genera el ciclo de trabajo

adecuado.


51

Figura 7.1 Arquitectura II en modo corriente.

Adicionalmente en la arquitectura II en modo tensión , tanto el convertidor

elevador como el convertidor bidireccional están gobernados por lazos de control

en modo tensión, como muestra la Figura 7.2. El convertidor elevador es el

encargado de mantener constante el estado de carga de los supercondensadores.

Para ello, la planta de potencia que se necesita conocer para diseñar dicho lazo

de control está formada por el propio bidireccional en lazo cerrado, conectado en

paralelo con la batería, junto al elevador en lazo abierto. Por lo tanto, un paso

previo al diseño del lazo de control del convertidor elevador es el diseño del lazo

de control del convertidor bidireccional.

+ -

Figura 7.2 Arquitectura II en modo tensión.

El convertidor bidireccional se encarga de mantener en su nivel de flotación

la tensión de la batería, durante su funcionamiento en modo elevador como en

modo reductor. Para ello se implementa un único lazo de control, cuya señal de


52

referencia es la tensión de flotación de la batería. Durante los periodos de

recuperación de energía, el convertidor bidireccional gestiona la corriente que

inyecta la carga funcionando en modo reductor, y durante los procesos en los que

la carga demanda corriente positiva, esta corriente la suministran los

supercondensadores a través del convertidor bidireccional funcionando en modo

elevador.

7.2 ANÁLISIS ARQUITECTURA II

En el análisis del elevador principal en corriente se hizo en el capítulo 6 y

que el modelo en modo tensión aún no se ha cerrado, diseñándose utilizando la

herramienta SmartCtrl.

7.2.1 Modelado de la etapa de potencia

El análisis del convertidor bidireccional se realiza calculando el regulador en

modo reductor y elevador de forma independiente. En el estado de demanda de

carga positiva el bidireccional estará operando como elevador, donde el

supercondensador actuará como fuente de alimentación del convertidor como en

la Figura 7.3.

Figura 7.3 Convertidor bidireccional en modo elevad or

Aplicando técnicas clásicas de promediado de circuitos, y la posterior

linealización y perturbación en el punto de trabajo, se obtiene el modelo

conmutado de la siguiente Figura 7.4.


53

Figura 7.4 Modelo en pequeña señal del bidirecciona l en modo elevador

La figura siguiente muestra la asociación de impedancias que se ha llevado

a cabo para facilitar el cálculo de la función de transferencia.

Figura 7.5 Simplificación del modelo de pequeña señal del bidireccional en modo elevador

Para la función de transferencia del elevador similar al análisis anterior

donde se obtiene las siguientes expresiones relaciona la corriente de salida y ciclo

de trabajo.

( ) ( )( ) 2

ˆ ' 1 1( ) ( ) 4( )1 1( ) 3( )( )

ˆ 1( ) ( ) ( ) 4( ) 3( )o Lbbo

Lfb Lbb

V D ZP s Z s ZP si ZP s ZP sGid s

Rbat ZP s Z s Z s ZP s ZP s Dd

⋅ − ⋅ − +⋅= = ⋅ + + + ⋅

(7-1)

En la Figura 7.6 y 7.7 se muestra la comparación de cuatro trazas del

diagrama de bode del modelo conmutado, promediado y de pequeña señal en

Mathcad y PSIM del elevador en modo corriente y tensión.


54

10 100 1 103× 1 10

4× 1 105×

50−

0

50

100

150

Frecuencia

Mó

du

lo150

50−

dB_gid_mcc Freci( )

dB_GidBi_elev_cc_Psim

dB_GidBi_elev_mp_Psim

dB_GidBi_elev_ps_Psim

10000010 Freci Frec,

10 100 1 103× 1 10

4× 1 105×

500−

375−

250−

125−

0

Frecuencia

Fas

e

4.629−

421.208−

Fase_gid_mcc Freci( )

Fase_GidBi_elev_cc_Psim

Fase_GidBi_elev_mp_Psim

Fase_GidBi_elev_ps_Psim

10000010 Freci Frec,

Figura 7.6 Diagrama de Bode de la función de tr ansferencia en corriente del convertidor

bidireccional en modo elevador


55

0

-40

-80

-120

amp(Vsc_mp) amp(Vsc_ps)

10 100 1000 10000 100000Frequency (Hz)

0

-200

-400

-600

phase(Vsc_mp) phase(Vsc_ps)

Figura 7.7 Diagrama de Bode de la función de transf erencia en tensión del convertidor

bidireccional en modo elevador

En los procesos de frenado regenerativo el convertidor bidireccional

funciona en modo reductor. En estas circunstancias, la batería hace las veces de

fuente de alimentación del sistema, y los supercondensadores son la carga, como

indica la Figura 7.8.

Figura 7.8 Convertidor bidireccional en modo reduct or

Las siguientes Figuras 7.9 y 7.10 muestran, respectivamente, el modelo de

pequeña señal así como la asociación de impedancias que se hace para

simplificar el cálculo de la función de transferencia.


56

Figura 7.9 Modelo en pequeña señal del bidirecciona l en modo reductor

Figura 7.10 Modelo de pequeña señal simplificado del bidireccional en modo reductor

Para la función de transferencia del elevador similar al análisis anterior

donde se obtiene las siguientes expresiones relaciona la corriente de salida y ciclo

de trabajo.

( )( ) 2

ˆ 3( ) 3( ) ( ) 4( )1 1( )( )

ˆ 2( ) ( ) 4( ) 3( )a Lbb Lbbo

Lbb

V D ZP s I ZP s Z s ZP si ZP sGid s

Rbat ZP s Z s ZP s ZP s Dd

⋅ ⋅ − ⋅ ⋅ + = = ⋅ + + ⋅

(7-2)

Y del mismo modo se calcula la función de transferencia que relaciona la

tensión de salida con el ciclo de trabajo

( )( )

2

2

(1 ) ( ) 4( ) 3( )ˆ 1( )( ) 3( )

ˆ 2( )3( ) 1 ( ) 4( )o L Lbo

o

Lb

V D I Z s ZP s ZP s Dv ZP sGv d s ZP s

ZP sd ZP s D Z s ZP s

⋅ − − ⋅ + ⋅ ⋅= = ⋅ ⋅

⋅ − + +

(7-3)


57

En la Figura 7.11 y 7.12 se muestra la comparación de cuatro trazas del

diagrama de bode del modelo conmutado, promediado y de pequeña señal en

Mathcad y PSIM.

100 1 103× 1 10

4× 1 105×

0

50

100

Frecuencia

Mó

du

lo

100

20−

dB_gid_mcc Freci( )

dB_GidBi_red_cc_Psim

dB_GidBi_red_mp_Psim

dB_GidBi_red_ps_Psim

0

100000100 Freci Freq,

180 Frecuencia

100 1 103× 1 10

4× 1 105×

270−

157.5−

45−

67.5

180

Frecuencia

Fas

e

180

270−

Fase_gid_mcc Freci( )

Fase_GidBi_red_cc_Psim

Fase_GidBi_red_mp_Psim

Fase_GidBi_red_ps_Psim

180−

100000100 Freci Freq,

Figura 7.11 Diagrama de Bode de la función de t ransferencia en corriente del convertidor

bidireccional en modo reductor


58

Figura 7.12 Diagrama de Bode de la función de trans ferencia en tensión del convertidor

bidireccional en modo reductor

7.2.2 Diseño de lazos de control en modo corriente

El control del elevador es en corriente, igual que en la arquitectura I. El

objetivo sigue siendo entregar toda la corriente que pide la carga. El control del

bidireccional también se hace en corriente. El objetivo es entregar toda la


59

corriente que demanda la carga y que el elevador no puede entregar. El control

del bidireccional se realiza mediante la comparación de la señal de corriente de la

carga con la del elevador de la pila de combustible, funcionado el estado de

elevador cuando la corriente de carga es mayor que la del elevador, y de reductor

en el caso contrario. El siguiente paso es el cálculo de los valores de las

impedancias del regulador que asegure los requisitos de diseño establecidos.

La frecuencia de corte del convertidor elevador debe estar alejada al menos

una década de la frecuencia de corte del convertidor bidireccional, en cualquiera

de sus dos modos de funcionamiento, para impedir que aparezcan inestabilidades

entre los dos subsistemas. Los diferentes valores de los reguladores se indican en

la Tabla 7.1.

Regulador del bidireccional en modo elevador

R1

R2

C1

C2

C3

R11

164kΩ

612,6kΩ

18,84nF

5.352nF

87,79nF

10k


fp1,2 fz1,2

51.502Hz 48.542Hz

Características en frecuenc ia

Frecuencia de corte Margen de fase

50Hz 45°

Regulador del bidireccional en modo reductor

R1

R2

C1

C2

C3

R11

12.09kΩ

1.39kΩ

64.94nF

1026nF

1240nF

10k


fp1,2 fz1,2

202.768Hz 110.965Hz

Características en frecu encia

Frecuencia de corte Margen de fase

150Hz 30°

Tabla 7.1 Valores diseño de los reguladores del bid ireccional

CAPÍTULO 8. COMPARATIVA

60

CAPITULO VIII

8 COMPARATIVA

8.1 INTRODUCCIÓN

El propósito del sistema de control es suministrar a la etapa de potencia el

ciclo de trabajo necesario para que la señal de salida sea estable y constante,

garantizando la estabilidad de la arquitectura en todos los puntos de trabajo y

presente una respuesta dinámica suficientemente rápida para que cumpla con las

especificaciones eléctricas. El circuito de control debe atenuar las oscilaciones de

corriente de carga, del mismo modo que se deben atenuar las fluctuaciones que

se produzcan en la tensión de salida para mantener el bus de corriente continua

constante.

Antes de abordar el análisis de la respuesta temporal de cada arquitectura

con sus diferentes estrategias de control, se describe la respuesta en frecuencia

de cada una de ellas. La Tabla 8.1 resume las características de los lazos de

control en modo corriente y en modo tensión aplicados a las arquitecturas I y II,

así como las del lazo de control de protección en modo corriente de la pila de

combustible.

La primera observación que se hace es que el lazo de corriente de

protección de la pila de combustible se ha diseñado con una frecuencia de cruce

una década superior que el lazo de control (en modo corriente o modo tensión)


61

del convertidor elevador. Si no se hace así se producen inestabilidades entre

ambos lazos que afectan a la corriente de salida del convertidor elevador.

Modo Corriente Frecuencia de corte (Hz) Margen de fase (°) Arquitectura I

Elevador Principal 120 100 Arquitectura II

Elevador Principal 130 100

Bidireccional 150 30

Modo Tensión Frecuencia de corte (Hz) Margen de fase (°) Arquitectura I

Elevador Principal 300 90 Arquitectura II

Elevador Principal 140 90

Bidireccional 50 45

Modo Corriente y Tensión Regulador de la Pila de

Combustible 1,5k 90

Tabla 8.1. Características en frecuencia de las est rategias de control

Además, se observa que el ancho de banda del convertidor elevador de la

Arquitectura I es ligeramente superior en modo tensión que en modo corriente,

aunque ambos son del mismo orden de magnitud. Llama la atención que el ancho

de banda del convertidor elevador de la Arquitectura II es el mismo tanto en modo

corriente como en modo tensión, y además son del mismo orden de magnitud que

los lazos de control de la Arquitectura I, dado que el convertidor elevador de la

Arquitectura II en modo tensión regula la tensión del supercondensador, y por

tanto su planta es muy diferente a la del resto de convertidores. Finalmente, el

ancho de banda del convertidor bidireccional de la Arquitectura II en modo

corriente es ligeramente superior, pero del mismo orden de magnitud que el

convertidor bidireccional de la Arquitectura II en modo tensión.

En cuanto a la relación entre el ancho de banda del convertidor elevador y el

convertidor bidireccional en la Arquitectura II, tanto en modo corriente como en

modo tensión, se debe destacar que son del mismo orden de magnitud. A pesar

de ello, no existen inestabilidades en el sistema debido a que la presencia de la

batería conectada directamente en paralelo con el bus de corriente continua


62

independiza los sistemas, permite analizarlos de forma aislada y favorece la

estabilidad. En resumen, las características dinámicas de ambas arquitecturas

aplicando estrategias de control en modo corriente y en modo tensión son muy

similares, por lo que se espera que su comportamiento en el dominio del tiempo

también sea similar.

En las Figuras 8.1 a 8.4 se muestra la respuesta temporal de las

arquitecturas I y II con sus diferentes estrategias de control, cuando se aplica el

perfil de conducción europeo para vehículos ligeros ECE-15. En todos los casos

se muestra en primer lugar el perfil de velocidad junto con la velocidad del motor,

y se comprueba que el motor sigue perfectamente el perfil de velocidad que se

aplica como referencia, motivo por el que se concluye que todos los sistemas son

capaces de abastecer los requisitos de potencia y energía demandados por la

carga.

En la Figura 8.1 y Figura 8.2 se muestra respectivamente, la respuesta

temporal de la Arquitectura I en modo corriente y modo tensión. Las señales que

se muestran en segundo lugar son la corriente que demanda el motor, la corriente

que entrega la batería y la corriente que entrega la pila de combustible a través

del convertidor elevador. El comportamiento de estas señales en ambas

arquitecturas es el mismo. Se observa que siempre que la pila de combustible no

puede abastecer la corriente demandada por el motor, la batería entrega la

energía necesaria. Y cuando el motor devuelve energía al resto del sistema, en la

Arquitectura I en modo corriente el convertidor elevador se apaga dado que recibe

una referencia de corriente negativa, y el convertidor elevador es unidireccional;

pero en modo tensión se apaga porque el lazo de control detecta un incremento

de la tensión excesiva en el bus de corriente continua. También se muestran unos

detalles de los estados transitorios en la aceleración y desaceleración del motor.


63

0

-20

20

40

60

S6.Vw S6.Vwref

0-50

-100

50100150200250

i_motor i_bateria i_elevador

0 50 100 150Time (s)

72

74

76

78

80

Vbus

Velocidad del motor

Corriente del elevador

Tensión del bus de continua

(Km

/h)

(A)

(V)

Corriente de la bateríaCorriente del motor

Velocidad de referencia

Tiempo (s)

56 58 60 62 64Time (s)

0

-50

50

100

49.5 50 50.5Time (s)

0

-20

20

40

60

80

Figura 8.1 Arquitectura I modo corriente

0

-20

20

40

60

S6.Vw S6.Vwref

0-50

-100

50100150200250

i_motor i_bateria i_elevador

0 50 100 150Time (s)

74

76

78

80

82

Vbus

Velocidad del motor



(Km

/h)

(A)

(V)



Tiempo (s)

49.5 50 50.5Time (s)

0

-20

20

40

60

80

58 60 62 64Time (s)

0

-50

50

100

Figura 8.2 Arquitectura I modo tensión


64

El comportamiento en ambas arquitecturas es el mismo: ante una variación

de la corriente demandada por el motor, y hasta que el elevador reacciona, es la

batería quien abastece la corriente necesaria. Cabe destacar que debido a que el

lazo de control en modo tensión del convertidor elevador es más lento que en

modo corriente, se comprueba que el sistema tarda más en reaccionar. La última

señal que se muestra es la tensión del bus de corriente continua, y se observa

que a pesar de que sufre variaciones, se mantiene dentro del 10% de su voltaje

nominal.

La Figura 8.3 y Figura 8.4 muestran la respuesta temporal de la Arquitectura

II en modo corriente y modo tensión. En este caso se muestra la corriente

demandada por el motor, la corriente de la batería, la corriente de salida del

bidireccional y por último la corriente de salida del elevador. La evolución de todas

las magnitudes es la misma en los dos casos. Ante una demanda de la carga, la

corriente que no puede entregar el elevador principal es abastecida por las

fuentes secundarias. En este caso, y a diferencia de la Arquitectura I, la corriente

es abastecida prácticamente por el supercondensador. Se muestra un detalle de

los estados transitorios, donde se observa el comportamiento de la batería. Como

se puede apreciar la tensión del bus de corriente continua, se mantiene constante

tanto para control en modo corriente como en modo tensión, debido a que la

batería prácticamente no gestiona corriente, por lo que la tensión del bus no varía.

Esto es consecuencia de las estrategias de gestión de energía de la pila de

combustible y supercondensador, en ambas arquitecturas. Finalmente se muestra

la evolución de la tensión de los supercondensadores en ambos casos.


65

0-20

204060

S14.Vw S14.Vwref

0

-100

100

200

i_motor Ibidi i_bateria i_elevador

77.6

78

78.4

78.8

V_bus

0 50 100 150Time (s)

20

30

40

VSC

Velocidad del motor


(Km

/h)

(A)

(V)



Tiempo (s)

Corriente del bidireccional


Tensión del supercondensador

49 50 51 52Time (s)

0

-20

20

40

60

80

56 58 60 62Time (s)

0

-50

50

100

(V)

Figura 8.3 Arquitectura II modo corriente

0-20

204060

S14.Vw S14.Vwref

0

-100

100

200

i_motor Ibidi i_bateria i_elevador

78.879

79.279.479.679.8

V_bus

0 50 100 150Time (s)

30

40

50

VSC

Velocidad del motor


(Km

/h)

(A)

(V)



Tiempo (s)

Corriente del bidireccional


Tensión del supercondensador

(V)

49 49.5 50 50.5 51Time (s)

0

-20

20

40

60

58 60 62Time (s)

0

50

100

Figura 8.4 Arquitectura II modo tensión


66

Se comprueba que en la Arquitectura II en modo corriente los

supercondensadores sufren variaciones de su estado de carga más profundas

que en modo tensión, necesitando una implementación adicional de un control por

histéresis. En la Arquitectura II en modo tensión se produce menos variación de la

tensión en los supercondensadores, ya que el control de dicha tensión forma

parte de los lazos de control principales de esta estrategia de control.

CAPÍTULO 9. RESULTADOS EXPERIMENTALES

67

CAPITULO IX

9 RESULTADOS EXPERIMENTALES

9.1 DISEÑO DEL CONVERTIDOR

Se ha abordado la validación experimental del convertidor en modo elevador

y reductor en lazo abierto Figura 9.1. En lugar de la pila de combustible se ha

utilizado una fuente programable de 1kW, Figura 9.2.a, y para emular el perfil de

potencia demandada a la carga, se sincroniza una carga programable de 500 W,

Figura 9.2.b). Por último se ha diseñado e implementado el elevador en lazo

cerrado en modo tensión Figura 9.1.

Figura 9.1 Convertidor bidireccional con control de l procesador de señales Texas

Instruments


68

a)

b)

Figura 9.2 a) Fuente de potencia y b) carga program able Hewlett Packard

El diseño del convertidor y regulador con los valores escalados para 1kW,

se hace de forma análoga al descrito en el capítulo 4. En la Figura 9.3.a) y Figura

9.3.b) se muestra los valores del convertidor y un regulador tipo PI.

109m

80u

5m

15u

5m

35u

7m

15u

100m43u 0.25m230n

36

V Vout

Ra

Rb

Regulador PI

Vref

0.97*VpH(z)

fswS

R

Q

Q1

fsw 0.05

Vd

AIoutVVin

AIin

a)


69

b)

Figura 9.3 a) Componentes y configuración del bidir eccional de 1kW y b) regulador digital PI

en Smartctrl modo tensión

El diseño de la tarjeta de potencia, así como la característica de los

componentes se muestran en los anexos. La Figura 9.4, muestra el sistema

completo, donde se puede apreciar que el procesador de señales controla la

tensión de salida del convertidor.

Tras validar la bidireccionalidad del convertidor, es decir du correcto

funcionamiento en lazo abierto en modo elevador y reductor se programó en el

procesador de señales un regulador PI con el objeto de validar su funcionamiento

en modo elevador.


70

Figura 9.4 Sistema completo de control en modo tens ión

Las siguientes figuras 9.5 y 9.6 muestran capturas del osciloscopio durante

dicho funcionamiento. El resto de medidas quedan pendientes de realizar.

Figura 9.5 Respuesta temporal del control canal 1: Disparo del mosfet reductor, canal 2:

disparo del mosfet elevador, canal 3 corriente por la bobina principal y canal 4: corriente de

salida


71

Figura 9.6 Respuesta temporal entrada y salida, can al 1: tensión de entrada, canal 2:

tensión de salida, canal 3: corriente de entrada y canal 4: corriente de salida

CAPÍTULO 10. CONCLUSIONES Y TRABAJOS FUTUROS

72

CAPITULO X

10 CONCLUSIONES Y TRABAJOS FUTUROS

CONCLUSIONES

Se ha descrito la topología, estrategia de control y funcionamiento de dos

arquitecturas diferentes de distribución de potencia aplicadas a vehículos

eléctricos híbridos, basados en pilas de combustible.

El estudio de las dos arquitecturas ha consistido en el modelado de los

convertidores que las integran, el diseño de todos los lazos de control y la

verificación mediante simulación de los sistemas completos.

Del análisis de los resultados se concluye que ambas arquitecturas

cumplen los requisitos de diseño en cuanto a niveles de tensión en el bus

de corriente continua, mejora la respuesta dinámica de la pila de

combustible y almacenamiento de la energía procedente del frenado

regenerativo.

La presencia de la segunda fuente de energía secundaria añade

complejidad al sistema, pero protege a la batería de ciclos de carga y de

descarga no controlados.

La primera conclusión que se extrae es que las características de la

respuesta en frecuencia alcanzables por diseño son muy similares en todos

los casos.

Además, todos los sistemas satisfacen los requisitos de potencia y energía

demandados por la carga, que proceden del perfil de conducción que se

aplica al motor de corriente continua. Las fuentes de energía secundarias

intervienen en los estados transitorios, así como cuando la pila de


73

combustible no puede entregar toda la energía. Destacar que en la

Arquitectura II se puede apreciar el impacto de la estrategia de control

seleccionada sobre el comportamiento de la tensión en el

supercondensador.

Finalmente, dado que las dos arquitecturas con sus diferentes estrategias

de control satisfacen los requisitos de carga, se prefiere implementar el

control en modo tensión ya que no necesita del sensado de tantas

corrientes y el esquema de control es menos complejo.

Por otra parte, en caso de fallo de la batería, la arquitectura es capaz de

mantener regulada la tensión en el bus, mientras que la estrategia de

control en modo corriente no. La selección final entre las arquitecturas

controladas en modo tensión será más dependiente de parámetros tales

como el peso, volumen y coste de la solución final.

Se ha diseñado el circuito impreso convertidor bidireccional, teniendo

especial consideración con la potencia que maneja, habiendo definido

áreas para las altas densidades de corriente.

La respuesta temporal ante variaciones de la entrada se ha verificado para

una carga constante.


74

TRABAJOS FUTUROS

Las tareas pendientes para concluir este trabajo son las siguientes:

1. Obtención analítica de la función de transferencia en modo tensión del

convertidor elevador de la arquitectura II, y simulación de los sistemas

completos utilizando modelos conmutados.

2. Verificación del funcionamiento del convertidor bidireccional en todos

sus modos en lazo cerrado.

3. Integración de las baterías y supercondensadores al sistema completo.

4. Verificación del funcionamiento del convertidor bidireccional con una

carga que incluya consumo e inyección de energía al sistema.

5. Gestión de carga y descarga de las fuentes de energía secundarias.

6. Incorporación de las resistencias de frenado regenerativo.

7. Integración de algoritmos de gestión de potencia y energía en modo

online y offline.

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75

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ANEXOS

79

12 ANEXO A. CÁLCULO DE PARÁMETROS DEL CC/CC BIDIRECCIONAL

DiseñoCálculos:

Vscmax 43:= Vbusmax 85:=

Vscmin 26:= Vbusmin 55:=

Pomax 4000:=

%Pomin 20:=

Pomin%Pomin

100Pomax⋅:=

Dmin 1Vscmax

Vbusmax−:=

Dmin 0.494=

Dmax 1Vscmin

Vbusmin−:=

Dmax 0.527=

Vi Vscmax:= Vo Vbusmax:=

D 1Vi

Vo−:=

D 0.494=

fs 100 103×:=

%rVo 2:=

Lf 200 109−⋅:=

Cf 22 106−⋅:=

fLC1

2 π⋅ Lf Cf⋅⋅:=

fLC 7.587 104×=

ANEXOS

80

Cálculos:

Vbusmax 85:= Vscmax 43:=

Vbusmin 55:= Vscmin 26:=

Pomax 4000:=

%Pomin 20:=

Pomin%Pomin

100Pomax⋅:=

DminVscmin

Vbusmin:=

Dmin 0.473=

DmaxVscmax

Vbusmax:=

Dmax 0.506=

Vi Vbusmax:= Vo Vscmax:=

DVo

Vi:=

D 0.506=

fs 100 103×:=

%rVo 5:=

ANEXOS

81

R1Vo

2

Pomin:=

R1 2.311=

Lcric 1 D−( )R1

2 fs⋅⋅:=

Lcric 5.71 106−×=

Ccric1 D−( )

8 Lcric⋅ fs2⋅

%rVo

100⋅

:=

Ccric 2.163 105−×=

L25 1.25 Lcric⋅:=

C25 1.25 Ccric⋅:=

L25 7.138 106−×=

C25 2.704 105−×=

fe1

2 π⋅ Lf Ce⋅⋅:=

fe 4.594 104×=

RdeLf

Ce:=

Cde 4 Ce⋅:=

Rde 0.058=

Cde 2.4 104−×=

ANEXOS

82

ANEXOS

83

13 ANEXO B. CÁLCULO DE SELECCIÓN DEL MOSFET

ANEXOS

84

ANEXOS

85

ANEXOS

86

14 ANEXO C. CÁLCULO DE PARÁMETROS DEL DRIVER

Cálculo del Condensador y Diodo Bootstrap

La carga mínima que debe suministrar el condensador bootstrap es:

Nivel de carga requerido por ciclo. Para drivers de 500V/600V son5nC. Para los de 1200V son 20nC. Qls 5 10

9−⋅:= C( )

Icbs_off 0:= A( ) Corriente fuga del condensador. Despreciable si el condensadorNO es electrolítico.

Qbs 2 Qg⋅IoffD

fsw+ Qls+

Icbs_off

fsw+

:=

Qbs 4.726 107−×= C( )

Capacidad del condensador Bootstrap

Vf 1:= V( ) Caida de tensión en el diodo.(Dato del datasheet del diodo)

Vls Rdson Ig⋅ 5.78 103−×=:= V( ) Caida de tensión en la entrada del mosfet.

Vmin 6.5:= V( ) Diferencia de tensión mínima entre Vs y Vb.

La carga del Cbs debe ser almenos del doble de esta carga. Poreso la he multiplicado por dos.

Cbs_min2 Qbs⋅

Vcc Vf− Vls− Vmin−:=

La capacidad del condensador semultiplica por un factor de 15.Cbs Cbs_min 15⋅:=

Cbs 1.892 106−×= F( )

Diodo Bootstrap

If Qbs fsw⋅:=

If 0.012= A( ) Corriente directa por el diodo.

trr 100 109−⋅< s( ) Tiempo de reestablecimiento(para bloquear

cuando entra en polarización inversa).

ANEXOS

87

MOSFET IRFP4568PbF

Id_25 171:=tr 119 10

9−⋅:= Ciss 104701012−⋅:=

Id_100 121:=

Vdsmax 150:= tf 84 109−⋅:= Coss 977 10

12−⋅:=

td_on 27 109−⋅:= fsw 25 10

3×:=I 40:= Vgs 15:=

td_off 47 109−⋅:=

V 85:= Rds 0.0059:=

En naranja se muestran los datos de la hoja de catálogo. Pérdidas en conducción:

Pcond_mosfet 1.5 Rds⋅ I2⋅:= Pcond_mosfet 14.16 10

0×= (W)

Pérdidas de conmutación , considerando carga resistiva.

Convivencia de tensión y corriente

Psw_mosfet fswV I⋅ tr tf+( )⋅

6⋅:= Psw_mosfet 2.876 10

0×= (W)

Descarga del condensador drenador-fuente

PdsCoss V

2⋅ fsw⋅2

:= Pds 88.235 103−×= (W)

Descarga del condensador puerta-fuente

PgsCiss Vgs

2⋅ fsw⋅2

:= Pgs 29.447 103−×= (W)

Pérdidas totales:

Ptot Pcond_mosfet Psw_mosfet+ Pds+ Pgs+:=

Ptot 17.154 100×= (W)

ANEXOS

88

15 ANEXO D. CÁLCULO DEL DISIPADOR DE POTENCIA

ºC( )Temperatura máxima de la unión del semiconductor Tj 125:=Resistencia térmica entre unión y aire circundante Rth_j_amb 40:=

ºC

W

Resistencia térmica entre unión y cápsula del comp Rth_j_c 0.5:= ºC

W

Resistencia térmica aislante entre semi y disipador Rth_c_d 0.2:=ºC

W

Lámina aislante ref: Bergkist 2015-54 (su resisitencia es de 0.2, xo hemos sobredimensionado)

Potencia máx disipable por componente Pmaxdis 517:= W( )

Potencia que disipan los 2 componentes P 5.2 2⋅:= W( ) Hemos sobredimensionado porque la potencia que debe disipar el mosfet es de menos de 18W

Temperatura ambiente de trabajo Ta 40:= ºC( )

Temperatura a potencia de disipación Tpd 25:= ºC( )

Cononciendo la Rth_amb, calculamos la Tj estimada:

Dado

Tj_estimada Ta− P Rth_j_amb⋅

Tj_est1 Find Tj_estimada( ) 456.0→:= ºC( )

Tj_est1 456.0→ Tj Tj_est1− 331−= Si es negativo, hay que poner disipador

Hay que determinar la resistencia térmica máxima del disipador, Rth_disipador:

Rth_disipadorTj Ta−( )

P

Rth_j_c Rth_c_d+2

− 7.823=:=ºC

W

Rth_disipador 7.823=ºC

W

ANEXOS

89

16 ANEXO E. CÁLCULO DEL DIVISOR DE TENSIÓN CÁLCULO DE Vs_sc

Se va a diseñar para que la pérdida de energía en el sensor sea inferior al 0.2%

Pot 4000:= W( )

Vmin 26:= V( )

Vmax 43:= V( )

Per_max 40000.002⋅ 8=:=

Dado que el valor que mide el ADC de nuestra tarjeta tiene un máximo de 3.3V para su valormás alto, se va a estimar que cuando el converidor esté en su lado sc a 43V, Vs_sc serán 2.8V

Vs_sc 2.8:= V( )

La mayor pérdida se producirá con la tensión más alta.

Como Ra_sc se va a emplear una resistencia alta, que haga pasar a través de ella pocacorriente y con ello las pérdidas sean pequeñas.

Ra_sc 10000:= Ohm( )

Dado

Vs_scRb_sc

Ra_sc Rb_sc+Vmax⋅ Ohm( ) Para ambos valores de resistencia se

pueden emplear resistencias de potencia de1/4 de Watio.La corriente que circula es de 4mA. La caidade tensión en Ra_sc es de 40V, con lo queson 0.16W. En el caso de Rb_sc caen 3V,con lo que son 0.012W.

Rb_sc Find Rb_sc( ) 696.51741293532338308→:=

Rb_sc 696.517= Ohm( )

PerdidasVmax

2

Ra_sc Rb_sc+0.173=:= W( )

ANEXOS

90

CÁLCULO DE Vs_bus

Se va a diseñar para que la pérdida de energía sea el sensor sea inferior al 0.2%

Pot 4000:= W( )

Vmin 55:= V( )

Vmax 85:= V( )

Per_max 4000 0.002⋅ 8=:=

Dado que el valor que mide el ADC de nuestra tarjeta tiene un máximo de 3.3V para su valor másalto, se va a estimar que cuando el converidor esté en su lado sc a 85V, Vs_bus serán 2.8V

Vs_bus 2.8:= V( )

La mayor pérdida se producirá con la tensión más alta.

Como Ra_bus se va a emplear una resistencia alta, que haga pasar a través de ella pocacorriente y con ello las pérdidas sean pequeñas.

Ra_bus 30000:= Ohm( )

Dado Para ambos valores de resistencia sepueden emplear resistencias de potencia de1/4 de Watio.La corriente que circula es de aprox 3mA. Lacaida de tensión en Ra_bus es de 82V, conlo que son 0.225W. En el caso de Rb_buscaen 3V, con lo que son 0.0077W.

Vs_busRb_bus

Ra_bus Rb_bus+Vmax⋅ Ohm( )

Rb_bus Find Rb_bus( ) 1021.8978102189781022→:=

Rb_bus 1.022 103×= Ohm( )

PerdidasVmax

2

Ra_bus Rb_bus+0.233=:= W( )

ANEXOS

91

17 ANEXO F. TARJETAS DE CIRCUITO IMPRESO DE POTENCIA

ANEXOS

92

ESQUEMATICO BIDIRECCIONAL

ANEXOS

93

VISTA SUPERIOR PCB

ANEXOS

94

VISTA INFERIOR PCB

ANEXOS

95

ANEXOS

96

18 ANEXO G. HOJAS TECNICAS DE COMPONENTES

ANEXOS

97

ANEXOS

98

ANEXOS

99

Documents

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