胡 鑫，王國玲，許順孝，李振宇，羅成漢

(1.集美大學(xué)輪機(jī)工程學(xué)院，福建 廈門 361021；2.福建省船舶與海洋工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，福建 廈門 361021)

0 引言

隨著航運(yùn)經(jīng)濟(jì)的發(fā)展，船舶CO2排放逐漸成為影響全球氣候環(huán)境的主要因素。據(jù)統(tǒng)計(jì)，船舶的CO2排放量約占全球CO2總排放量的3%[1]。為解決船舶碳排放對環(huán)境的污染問題,國際對新能源船舶的需求日漸迫切。隨著科學(xué)技術(shù)不斷地進(jìn)步，能源的持續(xù)開發(fā)，氫燃料電池以其能量轉(zhuǎn)換效率高、能量密度高、零碳排放、振動噪聲低、壽命長等優(yōu)點(diǎn)，成為船舶電力推進(jìn)裝置的最佳選擇[2]。

目前有學(xué)者對氫燃料電池功率變換器展開了研究。文獻(xiàn)[3]采用兩個交錯式升壓轉(zhuǎn)換器作為第一部分升壓電路，三級升壓轉(zhuǎn)換器作為第二部分升壓電路，克服了傳統(tǒng)Boost電路因?yàn)殡姼酗柡偷仍虼嬖诘纳龎罕稊?shù)受限制問題，但未實(shí)現(xiàn)電氣隔離；文獻(xiàn)[4]采用四開關(guān)Buck-Boost變換器作為前級直流變換器，對氫燃料電池進(jìn)行升壓與穩(wěn)壓，該變換器無源元件少、器件應(yīng)力低，效率高，適用于氫燃料電池大電流、寬電壓輸出的功率變換，同樣的也未實(shí)現(xiàn)電氣隔離；文獻(xiàn)[5]采用Boost與推挽正激變換器組合的方式，實(shí)現(xiàn)了電氣隔離，且響應(yīng)速度快，但推挽正激變換器采用開環(huán)控制，易造成變換器不穩(wěn)定；文獻(xiàn)[6]采用推挽Buck型直流變換器，在氫燃料電池輸出電壓變化時，能夠保證系統(tǒng)輸出電壓達(dá)到設(shè)定值，高效可靠，但推挽型變換器只適用于中小功率場合，且采用兩個變壓器，硬件電路較為復(fù)雜；文獻(xiàn)[7]采用兩個二極管和兩個開關(guān)管組成全橋整流橋，能夠控制變壓器一次側(cè)、二次側(cè)開通和關(guān)斷，利用變壓器漏感進(jìn)行能量轉(zhuǎn)移，最終獲得較高的能量轉(zhuǎn)化效率，但增加了兩個開關(guān)管，導(dǎo)致驅(qū)動電路較為復(fù)雜，成本較高。為了有效轉(zhuǎn)換氫燃料電池的電能，本文建立了電池功率變換器的狀態(tài)空間平均模型，提出電路參數(shù)以及關(guān)鍵控制參數(shù)設(shè)計(jì)準(zhǔn)則，設(shè)計(jì)了變換器控制系統(tǒng)，最后搭建了船舶氫儲電力推進(jìn)系統(tǒng)的仿真平臺，并對仿真結(jié)果進(jìn)行討論。

1 系統(tǒng)組成

船舶氫儲電力推進(jìn)系統(tǒng)通過氫燃料電池的能量傳遞以實(shí)現(xiàn)船舶運(yùn)行的推進(jìn)，在設(shè)計(jì)船舶氫儲電力推進(jìn)系統(tǒng)時，不但要考慮船舶工況，而且需結(jié)合氫燃料電池輸出外特性。

深遠(yuǎn)海的海況相對較復(fù)雜，會受到天氣、水流速度、風(fēng)速、暗礁等諸多因素的影響，船舶工況變化呈現(xiàn)出隨機(jī)特性。氫燃料電池輸出外特性軟、動態(tài)特性差，故需與儲能單元并聯(lián)，利用儲能單元平衡負(fù)荷變化引發(fā)的功率波動，構(gòu)成船舶氫儲電力推進(jìn)系統(tǒng)，如圖1所示，系統(tǒng)參數(shù)設(shè)置如表1所示。

圖1 船舶氫儲電力推進(jìn)系統(tǒng)

表1 系統(tǒng)參數(shù)

當(dāng)船舶運(yùn)行在啟動、加速或者過載等暫態(tài)工況下，驅(qū)動船舶行駛所需的功率大于氫燃料電池所能提供的運(yùn)行功率，由于超級電容的快速動態(tài)響應(yīng)，所需的額外瞬態(tài)功率立即由超級電容補(bǔ)充，但超級電容能量密度低，能量存儲有限，只能夠持續(xù)提供大約1 min的峰值功率，當(dāng)大于超級電容所能提供的額外功率時，切換鋰電池，與氫燃料電池共同提供峰值功率；當(dāng)船舶運(yùn)行在低速、減速或者制動等暫態(tài)工況時，驅(qū)動船舶行駛所需的功率低于氫燃料電池輸出功率，此時系統(tǒng)瞬間電流較大，由于超級電容的充電速度快于鋰電池的充電速度，氫燃料電池將先向超級電容充電，避免了大電流充電對鋰電池壽命的損壞。此后氫燃料電池再向鋰電池充電，存儲富余的能量，同時吸收存儲再生制動能量。

2 氫燃料電池功率變換器功率電路設(shè)計(jì)

由于氫燃料電池輸出特性軟，輸出電壓低，峰值功率輸出不足、動態(tài)響應(yīng)慢，如果直接連接在船舶氫儲電力推進(jìn)系統(tǒng)的直流母線上，氫燃料電池則難以承受高比例船舶電力推進(jìn)負(fù)載工況的頻繁變化，從而導(dǎo)致船舶電力系統(tǒng)源-載側(cè)功率不匹配，引起氫燃料電池輸出特性改變、母線電壓振蕩，造成系統(tǒng)不穩(wěn)定，因此需要增加直流變換器來提升和穩(wěn)定氫燃料電池的輸出電壓，使其運(yùn)行在最佳工作點(diǎn)。在此轉(zhuǎn)化過程中會造成較大的電能損耗，因此，應(yīng)選擇合適的電路結(jié)構(gòu)，提高直流變換器變換效率，以保證燃料電池電能利用率及氫燃料電池的壽命。

本文采用如圖2所示的移相全橋直流變換器，通過控制四個MOSFET管S1～S4，對輸入電壓進(jìn)行逆變，經(jīng)過變壓器T1升壓后，在變壓器副邊得到交流電壓，最后利用整流二極管D1～D4的單向?qū)ㄌ匦赃M(jìn)行整流，并通過電感電容的濾波作用減少紋波，完成DC-AC-DC的電壓轉(zhuǎn)換過程。

圖2 直流全橋變換器電路結(jié)構(gòu)

2.1 基本工作原理

移相全橋變換器驅(qū)動波形如圖3所示。其中:θ表示移相角;0表示開關(guān)管關(guān)斷狀態(tài)；1表示開關(guān)管處于導(dǎo)通狀態(tài)。為避免橋臂直通，開關(guān)管S1和S2的驅(qū)動信號PWM1、PWM2互補(bǔ)，S3和S4的驅(qū)動信號PWM3、PWM4互補(bǔ)，且PWM3落后PWM1一個相位角θ(0<θ<180°)。

具體工作過程如下：在[0，t1]時間段，S1、S4導(dǎo)通，S2、S3關(guān)斷，變壓器原邊電壓v1=Vg，與此同時，根據(jù)變壓器同名端關(guān)系，變壓器副邊電壓v2=N·Vg,次級二極管D1、D4導(dǎo)通，變壓器原邊向負(fù)載提供能量，t1時刻PWM3、PWM4反向，S4截止，由電感原理可知，變壓器原邊電感中的電流不能突變，S3不能立刻導(dǎo)通，S3的反并聯(lián)二極管D7導(dǎo)通續(xù)流,S1與D7同時導(dǎo)通，此時變壓器原邊、副邊繞組電壓均為零；t2時刻，PWM1、PWM2反向，S1截止，而S2不能立刻導(dǎo)通，其反并聯(lián)二極管D6導(dǎo)通續(xù)流，和D7構(gòu)成電流通道，變壓器原邊電壓為v1=-Vg，當(dāng)變壓器原邊電感電流過零并開始反向時，S2、S3開始導(dǎo)通，變壓器原邊電壓仍然為v1=-Vg，此時變壓器副邊電壓為v2=-N·Vg,次級二極管D2、D3導(dǎo)通，變壓器原邊向負(fù)載提供能量；t3時刻,PWM3、PWM4再次反向，S3截止，而S4不能立刻導(dǎo)通，其反并聯(lián)二極管D8導(dǎo)通續(xù)流，變壓器原邊電壓再次為零。此后的過程和上面類似，這樣通過改變移相角θ的大小即可調(diào)節(jié)系統(tǒng)輸出電流，實(shí)現(xiàn)輸出電流恒定，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)輸出功率恒定，使氫燃料電池運(yùn)行在最佳工作點(diǎn)。

2.2 功率開關(guān)器件的選型

功率開關(guān)管是移相全橋直流變換器的重要組成部分，其功能特性的優(yōu)劣在很大程度上影響著整個系統(tǒng)的轉(zhuǎn)化效率。目前常用的功率開關(guān)管主要有兩種：絕緣柵極型晶體管(IGBT)和大功率場效應(yīng)管(MOSFET)。IGBT在低壓大電流的工作場合下，如果不能實(shí)現(xiàn)零電流關(guān)斷，會產(chǎn)生較大的損耗，而MOSFET很容易實(shí)現(xiàn)零電壓關(guān)斷，并且開關(guān)速度更快，具有較好的頻率特性，直流變換器的開關(guān)頻率可以做得更高。

本文所設(shè)計(jì)的氫燃料電池功率變換器要求功率開關(guān)器件具有較大的電流應(yīng)力，此外考慮到功率開關(guān)器件的開關(guān)速度以及系統(tǒng)的效率，移相全橋直流變換器的開關(guān)管采用MOSFET。

在穩(wěn)態(tài)工作過程中，當(dāng)S1、S4導(dǎo)通，S2、S3關(guān)閉或者S2、S3導(dǎo)通，S1、S4關(guān)閉時，橋臂上的單個開關(guān)管所承受的電壓最大，最大電壓即氫燃料電池的輸出電壓，大約45 V左右，通常保留1.5倍到2倍的裕量，因此MOSFET的耐壓值取100 V較好；系統(tǒng)所選擇的氫燃料電池模型為6 kW/45 V，此時氫燃料電池的輸出電流為134 A，保留1.5倍到2倍的裕量，則單個開關(guān)管至少需滿足250 A的過電流能力；此外，還應(yīng)考慮導(dǎo)通損耗和開關(guān)損耗，因此應(yīng)選擇導(dǎo)通電阻較小，具有快速體二極管恢復(fù)特性的MOSFET。綜上考慮，本文移相全橋直流變換器的開關(guān)器件選用英飛凌公司100V/290 A的IRFP4468功率MOSFET。

2.3 LCL濾波器參數(shù)設(shè)計(jì)

在直流變換器中，變換器的脈寬調(diào)制會產(chǎn)生大量的開關(guān)頻率次諧波，為了滿足系統(tǒng)開關(guān)頻率次和倍頻次諧波電流的抑制要求，必須設(shè)計(jì)合理的入網(wǎng)濾波器。LCL濾波器在高頻段具有較好的濾波性能，可以以-60 dB/dec的速率衰減PWM引入的高頻段諧波，其等效電路模型如圖4所示。其中：v2為變壓器副邊輸出電壓；vo為直流母線側(cè)電壓;vx為濾波器電容C1電壓；io為變換器輸出電流。

由圖4可得變換器輸出電流與變壓器副邊輸出電壓的關(guān)系[8]，即：

(1)

(io/v2)vo=0=1/(s3L1L2C1+s(L1+L2))。

(2)

(3)

將s=jωs(ωs為系統(tǒng)開關(guān)頻率)代入式(3)中,可得：

(4)

通常采樣變換器側(cè)電感電流時，LCL濾波器的諧振頻率應(yīng)小于開關(guān)頻率的1/6；采樣網(wǎng)側(cè)電感電流時，LCL濾波器的諧振頻率應(yīng)大于開關(guān)頻率的1/6，且小于開關(guān)頻率的1/2[9]。在此系統(tǒng)中開關(guān)頻率為10 kHz，本文采用采樣網(wǎng)側(cè)電感電流的控制方法，諧振頻率取開關(guān)頻率的1/3，變壓器副邊電壓為v2=N·Vg，將表1中的參數(shù)代入式(4)可得L=100μH，綜合考慮取L1=35μH，L2=65μH。

高頻諧波輸入時，濾波電容支路的阻抗隨頻率的增大而減小，所以濾波電容支路為高頻諧波提供了低阻通路，極大減少了輸出電壓的高頻諧波含量,取變換器的輸出電壓紋波ΔV=Vo×1%=4 V，輸出電容在一個充放周期內(nèi)吸收的能量可用式(5)表示,

C1(V0+ΔV)2/2-C1(V0-ΔV)2/2=P·(Ts/2)。

(5)

其中：Ts為系統(tǒng)開關(guān)周期。

由式(5)可得：C1=P/(4·fs·V0·ΔV)=6/(4×10×400×4)=94(μF)。

(6)

滿足設(shè)計(jì)要求。

3 氫燃料電池功率變換器控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)

由移相全橋直流變換器工作原理分析可知，在[0，t1]以及[t2，t3]時段，v2=N·Vg；在[t1，t2]以及[t3，t4]時段，v2=0。假設(shè)輸入電壓與v2連續(xù)且周期內(nèi)變化量很小，其大小用開關(guān)周期平均值表示，則一個開關(guān)周期內(nèi)平均值為：

(〈θ(t)〉Ts/180)N·〈vg(t)〉Ts。

(7)

采用線性PID控制器控制移相全橋直流變換器，由于上述系統(tǒng)建立在一個開關(guān)周期內(nèi)，所以選取的變量都是開關(guān)周期平均值，包含了穩(wěn)態(tài)值和擾動量，是非線性模型，不便于對其進(jìn)行線性控制器設(shè)計(jì)。為了方便設(shè)計(jì)線性化控制器，對大信號系統(tǒng)模型進(jìn)行線性化處理，在穩(wěn)態(tài)工作點(diǎn)附近加入小信號擾動，即有：

(8)

其中：V2、Vg、θ分別表示穩(wěn)態(tài)工作點(diǎn)對應(yīng)的變壓器副邊輸出電壓、變壓器輸入電壓和移相角。

將式(8)代入式(7)中，忽略直流分量以及二階交流量可得：

(9)

經(jīng)過拉式變換后，相關(guān)傳遞函數(shù)為：

(10)

Gi(s)=(Vgkps+kiVg)/[(s4L1L2C1·180+s2(L1+L2)·180)]。

(11)

將s=jωc代入式(11)，其中ωc為系統(tǒng)開環(huán)截止頻率，可得：

(12)

由式(12)可得幅頻特性A(ω)及相位φ(ω)如下：

(13)

電流環(huán)的控制目標(biāo)主要是使變換器輸出電流能夠快速準(zhǔn)確地跟蹤系統(tǒng)輸出電流設(shè)定值，要求具有較強(qiáng)的抗擾動性能，所以要考慮系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)誤差。當(dāng)閉環(huán)傳遞函數(shù)的模為1時，系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)誤差為0，相位滯后也為0，系統(tǒng)的動態(tài)響應(yīng)速度無窮大[10]。此外，當(dāng)系統(tǒng)的相角裕度為30°～60°時，系統(tǒng)具有良好的性能，令A(yù)(ω)=1,取ωc=0.3ωs，相位裕度取45°，由式(13)可得kp、ki。

4 仿真結(jié)果與討論

為了驗(yàn)證本文所提出的移相全橋直流變換器的拓?fù)湓O(shè)計(jì)與控制設(shè)計(jì)的有效性，使用MATLAB/Simulink軟件搭建包含移相全橋直流變換器、船舶電力推進(jìn)單元以及儲能單元的系統(tǒng)仿真模型，如圖7所示。其中氫燃料電池所選取的模型為6 kW/45 V，船舶電力推進(jìn)單元用恒功率負(fù)載代替，儲能單元采用電感串聯(lián)理想電壓源的形式，移相全橋直流變換器系統(tǒng)相關(guān)參數(shù)如表1、表2所示。

表2 系統(tǒng)相關(guān)參數(shù)

當(dāng)開關(guān)管S1、S4導(dǎo)通，S2、S3關(guān)斷時，此時變壓器原邊電壓v1=Vg，副邊電壓為v2=N·Vg;當(dāng)開關(guān)管S1、S4關(guān)斷，S2、S3導(dǎo)通時，變壓器原邊電壓v1=-Vg，副邊電壓v2=-N·Vg;其余情況變壓器原邊、副邊電壓為零。變壓器原邊、副邊輸出電壓波形如圖8所示。從圖8中可看出，變壓器原邊電壓約為45 V，經(jīng)過變壓器升壓后副邊輸出電壓約為750 V，由表1可知變壓器原副邊匝數(shù)比為30∶500，可見變壓器工作波形正常。

設(shè)定作用于移相全橋直流變換器的初始驅(qū)動信號PWM1、PWM2、PWM3和PWM4頻率均為10 kHz，占空比為50%，其中PWM1與PWM2互補(bǔ)導(dǎo)通，PWM3與PWM4互補(bǔ)導(dǎo)通，且PWM1與PWM3相位相差為180°。通過MATLAB/Simulimk軟件中的示波器工具，可以觀察驅(qū)動波形是否正常，測試波形如圖9所示。

由圖9可看出，橫格每格為0.00005 s，因此一個周期為0.0001 s，對應(yīng)工作頻率為10 kHz。此外,開關(guān)管PWM1和PWM2互補(bǔ)導(dǎo)通，PWM3和PWM4互補(bǔ)導(dǎo)通，PWM1、PWM3或PWM2、PWM4之間的相位差為θ(0<θ<180°)，驅(qū)動波形正常，與設(shè)計(jì)一致。

對船舶氫儲電力推進(jìn)系統(tǒng)進(jìn)行仿真實(shí)驗(yàn)，獲取移相全橋直流變換器在負(fù)載突變時的輸出波形，如圖10所示。

系統(tǒng)開始工作時，變換器能夠快速穩(wěn)定在輸出電流設(shè)定值，穩(wěn)定輸出功率6 kW，且輸出電流紋波、輸出電壓紋波以及超調(diào)量都較小，控制效果良好。當(dāng)t=0.373 s時，投入6 kW的恒功率負(fù)載；當(dāng)t=0.69 s時，切除6 kW的恒功率負(fù)載。

從圖10中可看出，變換器能在0.5 ms的時間內(nèi)快速穩(wěn)定在輸出電流設(shè)定值，基本穩(wěn)定輸出功率為6 kW，最大電壓變化量為0.3 V，最大電流變化量為±0.1 A，滿足設(shè)計(jì)要求。

仿真結(jié)果表明，移相全橋直流變換器在負(fù)載發(fā)生突變時輸出電流能夠在短時間內(nèi)達(dá)到所設(shè)定的值，變換器功率恒定輸出為6 kW,保證了氫燃料電池工作在最佳工作點(diǎn)。

5 結(jié)論

本文從氫燃料電池的輸出特性出發(fā)，采用移相全橋直流變換器來提升和穩(wěn)定氫燃料電池的輸出電壓，使其工作在最佳工作點(diǎn)，解決了當(dāng)船舶工況頻繁變化時船舶電力系統(tǒng)源-載側(cè)功率不匹配問題。仿真結(jié)果表明，移相全橋直流變換器作為船舶氫儲電力推進(jìn)系統(tǒng)中氫燃料電池功率變換器的電路拓?fù)浞桨妇哂辛己玫墓ぷ魈匦?，?dāng)負(fù)載突變時能夠快速準(zhǔn)確地跟蹤系統(tǒng)所設(shè)定的輸出電流基準(zhǔn)，恒定輸出功率6 kW,改善了氫燃料電池的輸出特性，實(shí)現(xiàn)了電氣隔離，提升了系統(tǒng)的安全性能。