DOMENIUL: INGINERIA SISTEMEL OR SPECIALIZAREA: AUTOMATICĂ ȘI INFORMATICĂ APLICATĂ LUCRARE DE LICENȚĂ Tehnici de încărcare a bateriilor vehiculelelor… [622164]

UNIVERSITATEA TEHNICĂ „Gheorghe Asachi” din IAȘI
FACULTATEA DE AUTOMATICĂ ȘI CALCULATOARE
DOMENIUL: INGINERIA SISTEMEL OR
SPECIALIZAREA: AUTOMATICĂ ȘI INFORMATICĂ APLICATĂ

LUCRARE DE LICENȚĂ

Tehnici de încărcare a bateriilor
vehiculelelor electrice și hibride

Coordonator științific, Absolvent: [anonimizat]. Dr. I ng. Alexandru Onea Costică Poienaru

2019

UNIVERSITATEA TEHNICĂ „Gheorghe Asachi” din IAȘI
FACULTATEA DE AUTOMATICĂ ȘI CALCULATOARE
DOMENIUL: INGINERIA SISTEMELOR
SPECIALIZAREA: AUTOMATICĂ ȘI INFORMATICĂ APLICATĂ

Tehnici de încărcare a bateriilor vehiculelelor
electrice și hibride

– Lucrare realizat ă cu sprijinul Continental Powertrain Engineering –

Coordonator științific, Absolvent: [anonimizat]. Dr. I ng. Alexandru Onea Costică Poienaru

1

DECLARAȚIE DE ASUMARE A AUTENTICITĂȚII
LUCRĂRII DE LICENȚĂ

Subsemnatul Poienaru Costică, legitimat cu C.I. seria ZC nr. 100376 , CNP [anonimizat]
autorul lucrării „Tehnici de încărcare a bateriilor vehiculelelor electrice și hibride ” elaborată în
vederea susținerii examenului de finalizare a studiilor de licenta organizat de către Facultatea de
Automatică și Calculatoare din cadrul Universității Tehnice „Gheorghe Asachi” din Iași, sesiunea
Iulie a anului universitar 2018 -2019 luând î n considerare conținutul Art. 34 din Codul de etică
universitară al Universității Tehnice „Gheorghe Asachi” din Iași (Manualul Procedurilor,
UTI.POM.02 – Funcționarea Comisiei de etică universitară), declar pe proprie răspundere, că
această lucrare este re zultatul propriei activități intelectuale, nu conține porțiuni plagiate, iar
sursele bibliografice au fost folosite cu respectarea legislației române (legea 8/1996) și a
convențiilor internaționale privind drepturile de autor.

Data Semnătura
01.07.2019

2

Cuprins

Capitolul 1. Introducere ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………… 3
Capitolul 2. Modelarea grupării de baterii ………………………….. ………………………….. …………………. 6
Capitolul 3. Structura și funcționarea sistemului ………………………….. ………………………….. ………… 9
3.1 Redresoarele de tensiune ………………………….. ………………………….. ………………………….. ….. 10
3.1.1 Puntea de diode redresoare și convertorul DC -DC ridicător de tensiune …………………… 10
3.1.2 Puntea de diode redresoare și convertorul DC -DC ridicător de tensiune – Controlul
tesiunii de ieșire ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………………. 13
3.1.2 Redresorul Vienna ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………… 16
3.1.3 Redresorul Vienna – Controlul curentului direct și a celui din cuadratură ………………….. 18
3.2 Convertorul DC -DC coborâtor de tensiune ………………………….. ………………………….. …….. 20
3.2.1 Convertorul DC -DC coborâtor de tensiune – controlul de curent ………………………….. … 22
Capitolul 4. Tehnici de încărcare ………………………….. ………………………….. ………………………….. .. 25
4.1 Metoda curent constant – tensiune constantă ………………………….. ………………………….. …… 25
4.1 Metoda de încărcare prin pulsuri ………………………….. ………………………….. ……………………. 34
Capitolul 5. Concluzii ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………. 45
Bibliografie ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………………………….. … 45

3

Capitolul 1. Introducere

Generalități

De la criza petrolului din 1973, lumea a devenit conștientă de importanț a combustibililor
pe pământ . Ca urmare, autoritățile și industria au un puternic interes pentru îmbunătățirile
tehnologice pentru producție, distribuție și consumul de energie în întreaga lume . Pentru indust ria
auto, acest lucru a însemnat o cre ștere a interesul ui pentru vehicule hibride ș i electrice , în anul
2012 fiind vâ ndute pe ste 200 .000 de vehicule hibride ș i electrice pe tot mapamondul .
Un vehicul electric, denumit și EV, este propulsat de unul sau mai multe motoare electrice
sau motoare de tracțiune. Acesta poate fi alimentat printr -un sistem de colectare a energiei electrice
din surse de pe autovehicul (capabilita tea de a recupera energie prin î ncetinirea vehiculului ș i
transformarea energiei cinetice în energie ce poate fi folosită pe moment sau poate fi stocată în
baterii) sau poate fi autonom cu o baterie, panouri solare sau un generator electric pentru a
transforma combustibilul in energie electric ă. [1] Vehiculele electrice includ, dar nu se limitează,
la vehicule rutiere și feroviare, nave de suprafață și subacvatice, av ioane electrice și nave spațiale
electrice.
Vehiculul electric a apărut pentru prima dată la mijlocul secolului al XIX -lea, când
electricitatea se număra printre metodele preferate de propulsie a autovehiculelor, oferind un nivel
de confort și ușurință în funcționare, care nu putea fi atins de vehic ulele cu motoare cu ardere
intern ă ale vremii . Din cauza capacită ții limitate a bateriilor de stocare a enegiei, motoarele
moderne cu combustie internă au fost metoda de propulsie dominantă pentru autovehicule timp de
aproape 100 de ani , dar e nergia electr ică a fost folosită în alte tipuri de vehicule, cum ar fi trenurile
și vehiculele mai mici de toate tipurile.

Motivul alegerii ariei de cercetare

Aria de cercetare pe care am ales să o dezvolt în cadrul acestei lucrări este una foarte
importantă și abordată deoarece, în zilele noastre, se pune foarte mult accentul pe vehiculele
electrice ș i hibrid e, motivul fiind dorința de diminuare a poluării mediului înconjurător , iar modul
în care bateriile din aceste vehicule sunt exploatate este foarte important. Fiecare produ cător de
astfel de vehicule urmă rește ca procesul prin care bateria este încă rcată și descă rcată să fie optim ,
având în vedere timpul și influenț a pe care o are procesul asupra sănătăț ii bateriei.
În ultima p erioadă, în industria automotive a crescut interesul pentru mașini hibride și
electrice. Majoritatea producătorilor auto scot pe piață asemenea platforme sau sunt în curs de
dezvoltare a acestora. Principalele dezavantaj e ale mașinilor electrice sunt automonia maș inii ș i
timpul mare de încărcare completă a une i astfel de grupă ri. Gruparea de baterii este alc ătuită din
celule Litiu -Ion cu o des itate de energie mare.
Deoarece nu există o clasificare certă a tehnicilor de încă rcare pentru g ruparea de baterii
ce alcătuieș te sursa de energie pentru maș inile electrice ș i hibride , lucrarea de față î și propune
testarea diferitelor strategii de încărcare pe aceeași grupare de baterii ș i clasificarea tehnologiilor
studiate.
Așadar, aria de cercetare este de actualitate și prezintă interes pentru mi ne deoarece , în
momentul de față , în industria auto, în ceea ce privește vehiculele hibride ș i electrice , se doreș te

4
dezvoltarea de veh icule ce au o autonomie mai bună, cu un timp de încă rcare mai mic, un
management al ener giei eficient ș i cost de produc ție mai redus.

Abordă ri anterioare ale temei

În abord ările anterioare ale temei bateriei , au fost modelate și simulate structuri electrice
echivalente pentru baterie , pe baza c ărora a fost formulat un model termo -electric [2], au fost
implementate indi vidual cele două tehnici de încă rcare, Constant Current – Constant Voltage și
Pulse Charging, [3]-[4].
Prin această lucrare î mi propun implementarea ș i testarea celor dou ă tehnici pe aceeaș i
grupare de baterii și interpretarea rezultatelor ob ținute , în vederea diferen țierii perfoman țelor de
încărcare ale celor dou ă tehnici.

Bateriile din vehiculul electric

Vehiculele electrice folosesc baterii reînc ărcabile ce pot fi încărcate și desc ărcate de foarte
multe ori până la nevoia de î nlocuire a acestora. Aceste baterii pot fi compuse din diverse
combinații de materiale ce alcă tuiesc elecrozii și electroli ții bateriei . Dintre acestea , vom aminti
doar cele ce folosesc compozi ții de tip litiu-ion (Li -ion) și litiu -polimer (polimer Li -ion).[5]
Aceste baterii alcă tuiesc sursa de energie pentru motoarele e lectrice ș i sunt diferite de cele
folosite de vehicul pentru pornire ș i iluminare. A stfel de bat erii sunt create pentru a menține
puterea electrică pentru perioade mai mari d e timp , având o den sitate de energie mare raportată la
greutatea lor.
Bateriile d in vehiculul electric acoperă o proporție semnificativă din costul total al
vehiculului, spre deosebire de vehiculele cu combustie internă , prețul unui vehicul fiind influențat
de distanț a pe care o poate parcurge vehiculul î ntr-un ciclu de desc ărcare a bateriilor .
Deoarece costul bateriilor ce formeaz ă sursa de energie este unul ridicat , se pune o
deosebi tă atenț ie asupra tuturor inter acțiunilor pe care gruparea de baterii o va avea cu restul
proceselor , astfel încât să se poată obține o bună exploatare a acesteia.

Încărcare AC versu s încărcare DC

Există două tipologii de încărcătoare de baterii : una ce folosește curent alternativ și una ce
folosește cur ent continuu. Principala diferență între cele două este aceea că pentru instalația de
încărcare ce folosește curent alternativ trebuie să existe în ma șină un redresor ce va face tranziț ia
la curent cont inuu, în timp ce stațiile de încă rcare de curent continuu transformă curentul alternativ
de la reț eaua electrică î n curent continuu .[6] Odată cu creșterea puterii ce este transmisă
circuitului de încărcare , vor crește și dimesiunile și costul echipamentului folosit.
În general , producătorii pun la dispoziț ie ec hipamente de î ncărcare î ntre 3.3 -9.6 kW.
Deoarece fiecare producă tor de ast fel de vehicule concepe propriul sistem de ma nagement al
bateriei și pe piaț ă apar baterii ce folosesc diferite combinaț ii pentru electrozii ș i electroliții
bateriei , stațiile de încărcare ce furnizează curent continuu trebuie să poată fi compat ibile cu
diferitele ti pologii ale bateriilor din vehicule. În acest sens a u fost create două standarde :
CHAdeMO ș i IEC62196 -3. Încărcă toarele ce folosesc cure nt alternativ sunt avantajoase î n acest
sens, deoarece ele sunt concepute pentru tip ul de baterie pe care î l încarcă , facilitând o strategie de
încărcare optimă .[7]

5
Echipamentele de î ncărcare ce folo sesc curentul alternativ au urmă toarele caracterisitici:
• pot încărca bateriile la diverse rate de încă rcare
• folosesc o sursă de energie alternativă
• pot fi conectate la prizele uzuale
• puterea poate fi transmisă pe distanț e mari cu pierderi de energie mici
• tensiunea alternativă este redresată de c ătre echipamentul prezent în maș ină
• costuri mai reduse de producț ie
Echipamentele de încă rcare ce fo losesc curentul continuu au urmă toarele caracterisitici:
• sunt folosite pentru încărcarea rapidă a bateriei
• nu mai este nevoie de echipamentul de redresare
• energia este transmisă direct la baterii
• necesită o putere foare mare de la re țea (aproximati v 125A) , fapt ce conduce la
costu ri ridicate d e producție și tarif de î ncărcare mult mai ridicat

Sopul și structura lucrării

Scopul acestei lucrări este de a modela, simula și controla tehnicile de încă rcare pentru
bateriile de pe vehiculele hibride ș i electrice , pornind de la un model electrotermic creat tot î n
aceast ă lucrare.
Modelul pentru baterie a f ost realizat p entru a putea urmări cu ușurință parametrii
importanț i ai b ateriei (temper atură, tensiune ș i procentul de încărcare – numit și SOC) și în funcție
de evoluț ia acestor parametri, pot fi luate de ciziile corecte î n strategia de înc ărcare.
Tot prin urmărirea evoluț iei parametrilor bat eriei pe parcursul ciclului de î ncărcare , se va
putea face diferențierea î ntre tehnicile implementate , pentru a putea determina care dintre tehni ci
este mai eficientă .
Prima tehnică de încărcare este Constant Current – Cons tant Voltage , denumită și CC -CV,
prin care încărcătorul limitează cantitatea de curent la un nivel de referință , până când bateria
atinge un nivel de tensiune prestabilit . Curentul se reduce până când bateria se înca rcă complet.
Acest sistem permite încărcarea fără riscul supraîncărcării și este potrivit pentru tipurile de baterii
Li-ion și nu numai [3].
A doua tehnică , numit ă Pulse Charging , aplică pulsuri de cu rent de a mplitudine ș i perioad ă
constantă sau variabilă . Rata de încărcare (bazată pe curentul mediu) poate fi controlată precis prin
variația lățimii impulsurilor, de obicei aproximativ o secundă. În timpul procesului de încărcare,
perioadele scurte de repaus de ordinul milisecunde lor între impulsuri permit acțiunilor chimice
ale bateriei să se stabilizeze prin egalizarea reacției în întregul volum al electrodului și poate reduce
reacțiile chimice nedorite la suprafața electrodului, cum ar fi formarea de gaze și creșterea
cristalelor înainte de a re începe încărcarea. Aceasta permite reacției chimice să țină pasul cu viteza
de introducere a energiei electrice .[4]
În mode larea celor două tehnici de încă rcare menț ionat e mai sus se va î ncerca optimizarea
factorului de putere prin introducerea grupului redresor -convertor DC – DC ridică tor de tensiune si
implementarea cu redersorul Vienna ridicător de tensiune .
În cadrul lucrării s -au folosit cunoștințe diverse din cadrul unor domenii precum teoria
sistemelor, modelare matematică, controlul sistemelor automate, Matlab. Nefiind suficient de
pregătit în toate domeniile enumerate anterior, am avut ajutorul domnului profesor îndrumător, dar
și al colegilor din cadrul companiei Continental Automotive Româ nia, proiectul fiind început și
finalizat în cadrul acesteia .

6

Capitolul 2. Modelarea grupă rii de baterii

De-a lungul timpului , în literatura de specialitate au apărut diverse abord ări în formularea
unui model pentru celula de baterie. Alegerea unui model adecvat este important deoarece , pe
baza modelului , sunt determina ți parametrii fundamentali ai bateriei ( procentul de încărcare ,
procentul de îmbătrânire al capacit ății), pe baza că rora se dezvolt ă strategiile de încărcare și
exploatare a bateriei.
Alegerea unui mod el potrivit pe ntru celula de baterie se face î n fun cție de complexitatea
procesului , deoarece aceasta crește odată cu precizia cu care sunt determinaț i parametrii bateriei.
Chiar dacă bateria are o comportare neliniară , cele mai răspândite modele au caracter liniar ș i
folosesc elemente de circuit pentru a modela comportarea acesteia . [8]
Modelul pentru celula de baterie este creat pe baza modelului Thevenin , deoar ece include
comportarea dinamică a bateriei prin varia ția valorilor pentru rezisten țe, condensator și sursa de
tensiune , în func ție de procentul de î ncărcare al bateriei ș i temperatura ei . Prin numă rul mic de
variabile oferă o soluție simplă pentru det erminarea parametrilor bateriei .

Figura 2.1 . Modelul Thevenin pentru baterie

Ecua țiile electrice ale circuitului sunt:

{
𝑉𝐵𝑎𝑡𝑡=𝑉𝑂𝐶𝑉(𝑆𝑂𝐶,𝑇)+𝑉𝐶(𝑆𝑂𝐶,𝑇)+𝑉𝑅0(𝑆𝑂𝐶,𝑇)
𝑉𝐶(𝑆𝑂𝐶,𝑇)=1
𝐶1(𝑆𝑂𝐶,𝑇)∫𝐼𝑏𝐶𝑑𝑡
𝐼(𝑡)=𝐼𝑏𝑅(𝑡)+𝐼𝑏𝐶(𝑡) (2.1)

unde : 𝑉𝐵𝑎𝑡𝑡 reprezint ă tensiunea la bornele bateriei , 𝑉𝑂𝐶𝑉(𝑆𝑂𝐶,𝑇) reprezint ă tensiunea
bateriei în circuit deschis , ce depinde de valoarea procentului de încărcare și a temperaturii
celulei la mo mentul curent , 𝑉𝐶(𝑆𝑂𝐶,𝑇) reprezint ă tensiunea grup ării RC paralel , 𝑉𝑅0(𝑆𝑂𝐶,𝑇)
reprezint ă căderea de tensiune pe rezisten ța R0 din modelul Thevenin ales pentru modelarea
celulei de baterie. Dependen ța de cei doi paramet ri ai bateriei, procentul de încărcare și

7
temperatura bateriei este necesar ă deoarece cele dou ă influen țează valorile componentelor din
modelul Thevenin.
În func ție de precizia dorit ă pentru modelul de baterie se mai pot ad ăuga grup ări RC
paralel în serie cu cea existent ă, dar acest lucru presupune o identificare mai complex ă a valorilor
pentru componentele modelului , deoarece se vor introduce termeni noi în ecua țiile pe baza c ărora
se determin ă tabelele de valori. Un alt impediment este reprezentat de noil e variabile introduse în
sistem , pentru care vor fi extrase valori în func ție de procentul de încărcare și temperatur ă pentru
că pentru fiecare celul ă de baterie din bloc se vor extrage prin interpolarea între punctele de
funcționare alese valorile pentru fiecare grupare RC ad ăugată și componentele deja existente.
Pe baza unui set de valori ale procentului de încărcare, tensiunii, curentului și temperaturii
bateriei dintr -un ciclu de descărcare complet al unei celule de baterie pentru diverse temperaturi
ambientale și a ecuațiilor prezentate mai sus, cu ajutorul toolboxului Parameter Estimation din
Simulink au fost determinate valorile componentelor electrice, astfel încât setul de valori preluat
și cel obținut în urma simulării cu valorile identificate s ă se potrivească cât mai bine pe procesul
real. [2]
Valorile pentru fiecare componentă au fost introduse î ntr-o matric e în care identificatorii
de linie și coloană sunt procentul de încă rcare (SOC) și temperatura bateriei. Astfel, în funcț ie de
valorile acestor doi parametri, componentele elec trice din model au alte valori ș i, implicit , sistemul
are altă dinamic ă, astfel , modelul pentru baterie poate fi considerat o liniarizare a comport ării strict
neliniare a bateriei pentru punctele ce definesc comnportarea normal ă a bateriei.

8
Figura 2.2. Modelul electric al celulei de baterie

Prin valoril e de la ie șirea tabelelor de valori în ecua țiile de mai sus poate fi derminat ă
tensiunea pe baterie, temperatura și SOC -ul acesteia , iar noii identif icatori pentru matricele de
valori ale componentelor din modelul Thevenin vor determina urm ătorul set de valori pentru
variabilele procesului.
Odat ă ce au fost stabili ți parametrii modelului , se vor calcula tensiunile pe fiecare
component ă a modelului și pierderile electrice ce au fost considerate ca factor principal pentru
modelul termic al bateriei.
Temperatura bateriei este determinat ă de modelul termic ce prime ște ca variabile de intrare
temperatura ambiental ă și pierderile electrice , sub formă de că ldură, ieșirea sistemului fiind
temperatura celulei . În modelarea bateriei s -au considerat pierderile de energie și diferen țele de
temperatur ă dintre dou ă celule vecine ca semnale principale în model.

Figura 2.3. Modelul termic al bateriei

În cazul blocului de baterii , sunt luate în calcul diferen țele de temperatur ă între celula
pentru care este determinat ă temperatura și celulele vecine , prin intermediul unei rezisten țe termice
ce va fur niza informa ții cu privire la c ăldura ce va fi primit ă sau luat ă de la celela lte celule .

Figura 2.4. Rezisten ța termic ă

Cu ajutorul modelului p entru celula de baterie se vor grupa celule pentru a forma ansamblul
pe care tehnicile de încărcare vor fi testate și comparate în vederea determin ării eficien ței asupra
procesului de încărcare. Ansamblul de celule este format din cinci grup ări paralel a c âte 100 de
celule în serie. Celula de baterie are o tensiune nominal ă de 4.2V și o capacitate de 28000mAh.
Din cauza lipsei unui circuit de răcire a grupării de baterii , procesul de încărcare este oprit
dacă una dintre celule ajunge la temperatura de 45°C pentru a ne asigura că bateriile nu vor fi
supuse la o temperatură ce poate pune în pericol funcționarea corespunzătoare a acestora.

9
Intrările modelului term ic al unei celule sunt reprezentate de temperaturile celulelor din
dreapta, respectiv stânga celulei , iar pentru prima și ultima celulă din fiecare grupare, una dintre
intrări este temperatura ambientală , considerat ă constantă la valoarea de 20 °C.
Pe baza temperaturilor celulelor, a temperaturii ambientale și a pirderilor electrice prin
intermediul unor rezisten țe termice este determinat ă diferen ța de c ăldură pentru celula de baterie.
Temperatura bateriei este determina tă prin integrarea raportul ui dintre difer ența de c ăldură și
produsul dintre c ăldura specific ă a celulei și masa acesteia.
În scopul ușurării efortului computațional, a fost determinată o funcție de transfer prin care
poate fi determinată temperatura maximă a procesului în funcție de temperaturile de pe primele și
ultimele cinci celule ale grupării. Astfel, se poate simula întreag a grupare serie folosindu -ne doar
de zece modele pentru fiecare grupare de 100 de celule serie.
Pentru a putea facilita simularea unui ciclu de încărcare , tensiunile fiecărei grupări serie
sunt introduse în sistem , iar între două grupări paralel a fost introdusă o rezistență pentru balansarea
pasivă a bateriilor.
În timpul încărcării , când una dintre baterii atinge limita superioară a temperaturii de
operare ( 45°C), procesul de încărcare este oprit pentru a ne asigura că niciuna dintre baterii nu va
fi afectată de temperatură. Totodată este calculată o medie a SOC-ului, iar când valoarea atinge
98% se consideră că bateriile sunt încărcate , iar procesul se oprește.

Capitolul 3. Structura și func ționarea sistemului

În acest capitol se va descrie fiecare subsistem ce intră în compoziția sitemului de încărcare
prin expunerea ecuațiilor ce definesc fiecare subsistem și alcătuirea unui model matematic.
Sistemul de încărcare este alcătuit din: redresor de tensiune și convertor dc -dc ridicător de tensiune,
a dou a implementare folosește redresorul de tip Vienna în locul ansamblului redresor – convertor
dc-dc ridicător de tensiune și convertor dc – dc coborâtor de tensiune.
Prin intermediul primului convertor este optimizat factorul de putere și valoarea tensiunii
este adusă în intervalul [700, 840]V , iar cel de -al doilea convertor asigură că bateriile vor fi
încărcate la specificațiile corespunzătoare, furnizând la ieșire valoarea prescrisă pentru curentul ce
încarcă bateriile.
Pentru fiecare sistem, se va prezen ta modul de funcționare, iar pe baza e cuațiilor ce
definesc funcționarea sistemului au fost create modele matematice pentru parametrii ce vor fi
reglați prin proiectarea pe baza modelului a unui sistem de reglare.

Figura 3.1. Structura modular ă a sistemului de încărcare

10

În figura 3.1. este prezentată arhitectur a sistemului de încărcare. Fiecare bloc are în
interior parametrii de funcționare și referințele pentru procesele controlate , pentru a se intelege
mai bine rolul fiecarui subsistem ce alc ătuieste sistemul de inc ărcare . Cele dou ă tehnici vor
folosi aceea și arhitectur ă, fiecare implementare fiind adaptat ă prin aplicarea referin țelor
corespunz ătoare p entru procesele controlate.

3.1 Redresoarele de tensiune

Rolul redresorului este de a transform a tensiunea alternativă în tensiune continuă , iar
performanț a unui redresor este dată de defazajul dintre tensiune și curent.
Factorul de putere definește eficiența cu care este făcut transferul de putere. Rolul
ansamblului redresor -convertor dc -dc ridicăto r de tensiune este de a sincroniza curentul cu
tensiunea , astfel încât puterea consumată de la sursă să fie maximizată.
Cele două metode de încărcare vor avea două versiuni: prima versiune va fi implementată
cu un ansamblu punte de diode redresoare -convertor DC -DC ridicător de tensiune, cea de a dou a
fiind implementată cu un redresor de tip Vienna.

3.1.1 Puntea de diode redresoare și convertorul DC -DC ridicător de tensiune

Puntea redresoare are rolul de a converti curentul alternativ trifazat în curent continuu. Ea
este alcătuită din 6 diode ce vor furniza la ieșire aceeași polaritate indiferent de polaritatea de la
intrare.
Ecuațiile prin care este descrisă funcționarea punții redresoare sunt:

{ 𝑉𝑖𝑛=𝑉𝑚cos(⍵0𝑡)
𝑉𝐷𝐶= 3√3
𝜋𝑉𝑆
𝑉𝑆=𝑉𝑚√2
√3 (3.1)

unde: 𝑉𝐷𝐶 reprezint ă tensiunea redresat ă a redresorului , 𝑉𝑠 reprezint ă tesiunea surs ei
trifazate, iar 𝑉𝑖𝑛 reprezint ă tesiunea pe una dintre faze .
Tensiunea va fi stocată pe condesatorul conectat la ieșirea redresorului în paralel cu o
rezistență de sarcin ă.
În figura de mai jos este ilustrat redresorul trifazat de tensiune. Acesta este alcătuit din 6
diode și un condesator cu o capacitate de 1mF. Pe fiecare faz ă a sistemului a fost introdusă o
grupare R -L serie pentru a simula sistemul pe o sursă de tensiune cât mai realistă, gruparea R -L
simbolizând cablurile de transimisie ale rețelei. Semnalele ce pot prezen ta interes, în ceea ce
privește redresorul sunt: tesi unea și intensitatea curentului pe fiecare faz ă a sursei și tesiunea s a de
la ieșirea redresorului.
Tensiunea de ieșire a punții redresoare alimentează convertorul DC -DC ridicător de
tensiune. Modelul pentru convertorul DC -DC ridicător de tensiune va fi d e tipul intrare – stare –
ieșire. Modul în care modelul a fost obținut va fi descris în cele ce urmează.

11

Figura 3.2. Redresorul trifazat de tesiune

În figura de mai jos este ilustrat Convertorul DC -DC ridicător de tensiune. Acesta se
alimentează de la o sursă de tesiune continuă și este alcătuit din o bobin ă L, două tran zistoare de
putere și un condesator C. Sistemul este controlat prin cele două elemente de comuta ție, deoarece
acestea vor înc ărca bobina cu energie de la surs a pe care o vor desc ărca împreună cu surs a de
tensiune pe condesatorul de la ieșire .
La orice moment de timp cei doi tranzistori vor avea stări diferite, când unul dintre ele este
deschis celălalt este închis și invers. Astfel, se deosebesc cele 2 stări posibile pentru acest
subsistem. Prima stare este obținută când tranzistorul ce transport ă energie către condesatorul de
la ieșire este deschis. Această stare poate fi asociată cu faza de încărcare a bobinei. Ce a de a doua
stare se obține când tranzistorul ce tran sport ă energie către condesatorul de la ieșire este închis ,
când bobina și sursa de tensiune alimentează condensatorul de la ieșire . Prin coordonarea celor
două stări și determinarea timpului cât fiecare stare este active, se poate controla cu ușurință acest
subsistem. [12]
În continuare, în descrierea comport ării convertorului DC -DC ridicător de tensiune prin
ecuațiile pentru curen ți și tensiune , va fi descris ă starea tranzistorului de putere din partea de sus a
convertorului , cu observa ția că cei doi tranzistori au st ările inversate, c ând tranzistorul din partea
de sus este deschis, cel din partea de jos este închis și invers.

Figura 3.3. Convertorul DC -DC ridicător de tensiune

12

Deoarece convertorul conține tranzistor i de putere , vor fi scrise ecua țiile prin care este
descris ă funcționarea acestuia pentru cele 2 st ări ale tr anzistorului montat în paralel cu sursa de
tesiune : starea ON și starea 0FF.
Pentru starea ON , ecuațiile pentru tesiune și curen ți sunt:
{ 𝐿1𝑑𝑖𝐿1
𝑑𝑡=𝑉𝑖𝑛
𝐶1𝑑𝑉𝐶1
𝑑𝑡=−𝑉𝑐1
𝑅 (3.2)

Pentru starea OFF , ecuațiile vor fi:
{ 𝐿1𝑑𝑖𝐿1
𝑑𝑡=𝑉𝑖𝑛−𝑉𝑐1
𝐶1𝑑𝑉𝐶1
𝑑𝑡=𝑖𝐿1−𝑉𝑐1
𝑅 (3.2)

Consider ând variabilele de stare: x 1 ce reprezintă curentul bobinei L 1 și x2 pentru tensiunea
pe condensatorul C , modelul pentru fiecare dintre st ările tranzistorului va fi :
Pentru starea ON:

[𝑥̇1
𝑥̇2]=[00
0−1
𝑅𝐶1][𝑥1
𝑥2]+[1
𝐿1
0]𝑉𝑖𝑛 (3.3)

Pentru starea OFF:

[𝑥̇1
𝑥̇2]=[0−1
𝐿1
1
𝐶1−1
𝑅𝐶1][𝑥1
𝑥2]+[1
𝐿1
0]∗𝑉𝑖𝑛 (3.4)

Tranzistorul este controlat prin intermediul unui PWM (Pulse Width Modulation), un
semnal dreptunghiular unipolar de perioad ă T, în care semnalul are valoarea 1 pentru d procente
din perioad ă și valoarea 0 pentru 1-d din perioad ă. Astfe l, putem suma modelele pentru cele două
regimuri de funcționare, primul model va fi ponderat cu d , iar cel de al doilea cu 1 -d,
obținându -se:
[𝑥̇1
𝑥̇2]=
[ 0−1−𝑑
𝐿1
1−𝑑
𝐶1−1
𝑅∗𝐶1]
∗[𝑥1
𝑥2]+[1
𝐿1
0]𝑉𝑖𝑛
𝑦=[01][𝑥1
𝑥2](3.5)

În figura de mai jos este ilustrat ansamblul redresor -convertor DC -DC ridicător de
tensiune. Redresorul transformă tensiunea alternativă de la rețea în tensiune continuă ce este

13
stocată prin intermediul condesatorului de la ieșirea redresorului. Acest cond ensator alimentează
convertorul DC -DC ridicător de tensiune.

Figura 3. 4 Grupul redresor -convertor DC -DC ridic ător de tensiune

3.1.2 Puntea de diode redresoare și convertorul DC -DC ridicător de tensiune – Controlul
tesiunii de ie șire

Mărimea pe care o vom regla va fi tensiunea pe condensatorul de ieșire a convertorului
DC-DC ridicător de tensiune. Pornind de la modelul intrare -stare -ieșire , putem obține funcția de
transfer pentru care vom proiecta regulatorul utilizând formula:

𝐺(𝑠)=𝐶𝑠(𝑠𝐼−𝐴)−1𝐵
(3.6)
unde: A, B și Cs sunt matricile ce alc ătuiesc sistemul intrare – stare – ieșire descris anterior .
Func ția de transfer ob ținută este de forma:
𝑉(𝑠)=𝑅(𝑑−1)
𝑅𝐿𝐶𝑠2+𝐿𝑠−𝑅𝑑2+2𝑅𝑑−𝑅 (3.7)
unde: d reprezintă factorul de umplere, L reprezintă inductanța bobinei, C reprezintă
capacitatea condensatorului de la ieșirea convertorului , iar R este sarcina de ieșire reprezentată de
impedanț a convertorului DC -DC coborâtor de tensiune , deoarece acesta trebuie să alimenteze
modulele ce sunt conectate la ieșirea acestuia.
R(s)= 𝑟𝑐𝑠+1
𝑟𝑙𝑐𝑠2+𝑙𝑠+𝑟 (3.8)

unde: r reprezint ă rezisten ța grup ării de baterii, c reprezint ă capacitatea condensatorului de
la ie șirea convertorului DC -DC cobo râtor de tensiune, l reprezint ă inductan ța bobinei
convertorului DC -DC coborâtor de tensiune .

14
Înlocuind în funcția de transfer R(s) , se obține:

𝐺(𝑠)=2(𝑟𝑐𝑠+1)𝑑
(𝐿𝑟𝑐+𝐿𝑙𝑟𝑐 )𝑠3+(𝐿+𝐿𝑙)𝑠2+(𝐿𝑟𝑠+𝑟𝑐𝑠)𝑠+1
(3.9)

Pentru a regla tensiunea pe condesatorul convertorului , a fost folosit un regulator de tip PI
(proporțional integrator) cu funcția de transfer de forma:

Gpi(𝑠)=𝐾𝑝𝑠+𝑘𝑖
𝑠(3.10)

Func ția de transfer în circuit închis va fi de forma:

G0(𝑠)=𝐺(𝑠)𝐺𝑃𝐼(𝑠)
1+𝐺(𝑠)𝐺𝑃𝐼(𝑠)(3.11)

G0(𝑠)=2𝑑𝑟𝑐𝑘𝑝𝑠2+(2𝑑𝑟𝑐𝑘𝑖+2𝑑𝑘𝑝)𝑠+2𝑑𝑘𝑖
(𝐿𝑟𝑐+𝐿𝑙𝑟𝑐)𝑠4+(𝐿+𝐿𝑙)𝑠3+(𝐿𝑟+𝑟𝑐+2𝑑𝑟𝑐𝑘𝑝)𝑠2+(1+2𝑑𝑘𝑝+2𝑑𝑟𝑐𝑘𝑖)𝑠+2𝑑𝑘𝑖 (3.12)

Pentru determinarea parametrilor regulatorului , funcția de transfer în buclă închisă a
sistemului este egalată cu o f uncție de transfer ce va conține dinamica impusă pentru sistem , de
forma:

G0dorit(𝑠)=𝑤𝑛2(𝑠+𝑧1)(𝑠+𝑧1)𝑝2𝑝1
(𝑠2+2∗𝜁∗𝜔𝑛 ∗𝑠+𝜔𝑛2)(𝑠+p1)(𝑠+p2)z2z1(3.13)

Vom impune comportarea dorit ă pentru sistemul în bucl ă închis ă printr -un element de
ordin doi reprezentat de prima parantez ă de la numitorul func ției de transfer din relația (3.13) .
Restul polilor ce trebuie aloca ți pentru realizabilitatea sistemului de reglare vor fi plasa ți la o
distan ță suficient ă față de pol ii prin care se vor ob ține performan țele, astfel încât func ția de transfer
în bucla închis ă să poată fi aproximat ă la cea a elementului de ordin 2. În proiectarea sistemul ui
de reglare nu au fost alocate zerourile procesului , deoarece se prefer ă alocarea de poli datorit ă
robuste ții oferite.

Figura 3.5. Implementare control tensiune convertor DC -DC ridicător de tensiune

15

Figura 3.6. Simularea controlului pentru tesiunea de la ie șirea convertorului

Figura 3.7. Semnalul de comand ă dat de regulatorul de tensiune

În urma simul ării numerice în Matlab -Simulink au fost ob ținute rezultate satisf ăcătoare ,
deoarece regimul sta ționar se atinge în 1.2 secunde , fără ca regulatorul de tip PI s ă aibă o comand ă
saturat ă, iar ie șirea procesului intr ă în banda de regim sta ționar f ără suprareglare.

Timp [s]

Timp [s]

Tensiune [V]

16

3.1.2 Redresorul Vienna

Implementarea unui redresor de tip Vienna are c a rol optimizarea modului în care transferul
de energie este făcut în sistem, unul dintre avantajele în implementarea unui redresor de tip Vienna
este că îmbunătățește factorul de putere al tranferului de energie.
Structura unui redresor de tip Vienna este ilustrată în figura următoare, mărimile ce
prezintă importan ță în modelarea și controlul redresorului fiind: tensiunea de intrare pentru fiecare
fază (Va,Vb, Vc), intensitatea curentului pe fiecare faz ă (Ia, Ib, Ic), semnalele dreptunghiulare de
comandă al e tranzistorilor de putere (PWMa, PWMb, PWMc) și tesiunile pe cei doi condensatori
de la ieșire (Vc1 și Vc2).
Transferul de energie se poate face prin două modalități: prin intermediul diodelor (când
cele trei grupuri de tranzistoare sunt blocate , redresorul poate fi echivalat cu o punte de diode
redresoare c a cea implementată în cazul grupului redresor convertor DC -DC ridicător de tensiune)
și prin intermediul grupurilor de tranzistoare prin care se poate favoriza transferul de energie către
unul d intre condesatoarele de ieșire. [9]

Figura 3.8. Redresorul Vienna

În continuare vor fi prezentate rel ațiile matematice cu ajutorul cărora va fi re alizat modelul
matematic al redresorului:

Formulele pentru tensiunea pentru fiecare fază a sursei sunt:
{𝑉𝑎=𝑉𝑚cos(⍵0𝑡)
𝑉𝑏=𝑉𝑚cos(⍵0𝑡−120°)
𝑉𝑐=𝑉𝑚cos(⍵0𝑡+120°) (3.14)

17
unde 𝑉𝑚 reprezint ă amplitudinea maxim ă a tesiunii pe faza n.
Ecua țiile tensiunilor pentru fiecare faz ă:
{ 𝑉𝑎=𝐿𝑑𝐼𝑎
𝑑𝑡+𝑉𝐴𝑁+𝑉𝑁𝑂
𝑉𝑏=𝐿𝑑𝐼𝑏
𝑑𝑡+𝑉𝐵𝑁+𝑉𝑁𝑂
𝑉𝑐=𝐿𝑑𝐼𝑐
𝑑𝑡+𝑉𝐶𝑁+𝑉𝑁𝑂 (3.15)

unde: 𝑉𝐴𝑁,𝑉𝐵𝑁,𝑉𝐶𝑁 reprezint ă căderile de tensiune pe cele trei grupuri de tranzistoare de
putere, iar 𝑉𝑁𝑂 reprezin tă tensiunea de la punctul neutru al p ărții de curent continuu la punctul
neutru al sursei de tensiune .

{ 𝑉𝐴𝑁 =𝑉𝐷𝐶
2𝑠𝑔𝑛(𝐼𝑎)∗(1−𝑆𝑎)
𝑉𝐵𝑁 =𝑉𝐷𝐶
2𝑠𝑔𝑛(𝐼𝑏)∗(1−𝑆𝑏)
𝑉𝐵𝑁 =𝑉𝐷𝐶
2∗s𝑔𝑛(𝐼𝑐)∗(1−𝑆𝑐)(3.16)

unde sgn(𝐼𝑎,𝑏,𝑐) indic ă polaritatea c urentului 𝐼𝑎,𝑏,𝑐, iar 𝑆𝑎,𝑏,𝑐 este definit ca:

𝑆𝑎,𝑏,𝑐={0, 𝑑𝑎𝑐𝑎 𝑔𝑟𝑢𝑝𝑎𝑟𝑒𝑎 𝑑𝑒 𝑡𝑟𝑎𝑛𝑧𝑖𝑠𝑡𝑜𝑟𝑖 𝑒𝑠𝑡𝑒 𝑑𝑒𝑠𝑐ℎ𝑖𝑠𝑎
1, 𝑑𝑎𝑐𝑎 𝑔𝑟𝑢𝑝𝑎𝑟𝑒𝑎 𝑑𝑒 𝑡𝑟𝑎𝑛𝑧𝑖𝑠𝑡𝑜𝑟𝑖 𝑒𝑠𝑡𝑒 𝑖𝑛𝑐ℎ𝑖𝑠𝑎(3.17)

Ecua ția sursei de tensiune alternativ ă trifazat ă pentru curen ții celor 3 faze este:

𝐼𝑎+𝐼𝑏+𝐼𝑐=0 (3.18)

unde: 𝐼𝑎,𝐼𝑏,𝐼𝑐 reprezintă curenții pe fiecare fază.
Înlocuind rela țiile (3. 16-3.17) în (3.15), vom ob ține:

{ 𝑉𝑎=𝐿𝑑𝐼𝑎
𝑑𝑡+𝑉𝐷𝐶
2da
𝑉𝑏=𝐿𝑑𝐼𝑏
𝑑𝑡+𝑉𝐷𝐶
2db
𝑉𝑐=𝐿𝑑𝐼𝑐
𝑑𝑡+𝑉𝐷𝐶
2dc(3.19)

unde: Va,Vb,Vc reprezint ă tensiunile pe fiecare faz ă a sursei, Ia,Ib, Ic reprezint ă curentul
prin cele faze, L reprezint ă inductan ța bobinei,Vdc reprezint ă tensiunea la ie șirea redresorului , iar
da, db și dc reprezint ă factorul de u mplere pentru semnalul dreptunghiular ce comand ă
tranzistoarele de putere pentru fiecare faz ă.

18
Asupra ecua țiilor (3.1.2.6) se va aplica transformata Park, a stfel modelul pentru redresorul
Vienna va fi determinat în planul d -q, ceea ce ne va permite s ă urmărim mai bine defazajul dintre
tesiune și curent și vor fi proiectate dou ă regulatoare în loc de 3 (unul pentru fiecare faz ă).

Aceast ă transformat ă va fi aplicat ă pentru curentul și tesiunea sursei :

[𝑋𝑑
𝑋𝑞]=2
3[cos(𝜃)cos(𝜃−2∗𝜋
3)cos(𝜃−4∗𝜋
3)
−sin(𝜃)−sin(𝜃−2∗𝜋
3)−sin(𝜃−4∗𝜋
3)]∗[𝑋𝑎
𝑋𝑏
𝑋𝑐] (3.20)

După aplicarea transformatei , sistemul de ecua ții devine:

{𝑉𝑠𝑑=𝐿𝑑𝐼𝑑
𝑑𝑡+𝑉𝐷𝐶
2dd
𝑉𝑠𝑞=𝐿𝑑𝐼𝑞
𝑑𝑡+𝑉𝐷𝐶
2dq(3.21)

Pentru ie șirea sistemului , ecuațiile matematice sunt:

{ 𝐶𝑑𝑉𝑐1
𝑑𝑡=𝑖+−𝑉𝐷𝐶
R
𝐶𝑑𝑉𝑐2
𝑑𝑡=𝑖−−𝑉𝐷𝐶
R(3.22)

unde: 𝑖+ reprezint ă curentul ce trece prin partea de sus a pun ții redresoare și 𝑖− reprezint ă curentul
ce trece prin partea de jos a pun ții redresoare.

3.1.3 Redresorul Vienna – Controlul curentului direct și a celui din cuadratură

În literatur ă au fost formulate diverse solu ții pentru dezvoltarea unei strategii de control ,
cum ar fi: metode de control prin modul alunec ător[10], controlul în planul d -q[11].
Prelucr ând ecua țiile (3.21) , se ob ține func ția de transfer pentru controlul curentului din
spațiul (d -q):

{ 𝐼𝑑 (𝑠)=1
𝐿𝑑 𝑠+𝑅𝑉𝑑(𝑠)
𝐼𝑞 (𝑠)=1
𝐿𝑞 𝑠+𝑅𝑉𝑞(𝑠)(3.23)

Pentru a ob ține un factor de putere unitar , s-a impus ca Iq s ă fie 0 și doar Id s ă primeasc ă
referin ța de curent impus ă.
Regulatorul ales pentru a controla curentul în cuadratur ă este de tipul PI , de forma :

𝐺𝑃𝐼(𝑠)=𝐾𝑝𝑠+Kp𝐾𝑖
𝑠(3.24)

19

Ieșirea regulato arelor comand ă tensiun ile Vdn si Vqn, ce vor fi aduse în planul (a,b,c) , unde
se vor calcula limitele fizice pentru c ăderea de tensiune pe elementele de comuta ție de pe cele trei
faze:

{min
𝑎≤𝑉𝐴𝑁=𝑉𝐴𝑛+𝑉𝑛𝑁≤max
𝑎

min
𝑏≤𝑉𝐵𝑁=𝑉𝐵𝑛+𝑉𝑛𝑁≤max
𝑏
min
𝑐≤𝑉𝐶𝑁=𝑉𝐶𝑛+𝑉𝑛𝑁≤max
𝑐 (3.25)

min
𝑥={𝑉𝑐1+𝑉𝑐2−𝑉𝑝𝑥−𝑉𝑐1 𝑖𝑝𝑥>0
𝑉𝑐1+𝑉𝑐2−𝑉𝑝𝑥 𝑖𝑝𝑥<0 (3.26)

max
𝑥={𝑉𝑐1+𝑉𝑐2−𝑉𝑝𝑥 𝑖𝑝𝑥>0
𝑉𝑐2−𝑉𝑝𝑥 𝑖𝑝𝑥<0 (3.27)

unde: 𝑉𝑐1 , 𝑉𝑐2 reprezint ă tensiunile pe cei doi condensatori de la ie șire, iar 𝑉𝑝𝑥 reprezint ă
tensiunea de pe faza 𝑥∈{𝑎,𝑏,𝑐}. Limitele pe ntru c ăderile de tensiune de pe elementele de
comuta ție vor fi calculate în func ție de polaritatea curentului pe fiecare faz ă deoarece , atunci c ând
curentul pe faz ă are polaritate negativ ă, se va favoriza transferul de en ergie c ătre condensatorul de
jos al redresorului , iar pentru po laritate pozitiv ă se va favoriza transferul de en ergie prin diode
către condensatorul de sus al redresorulu i.

Prin sc ăderea tensiunii 𝑉𝐴𝑛 din ecua ția (3.25), se ob ține:

{min
𝑎−𝑉𝐴𝑛≤𝑉𝑛𝑁≤max−
𝑎𝑉𝐴𝑛
min
𝑏−𝑉𝐵𝑛≤𝑉𝑛𝑁≤max
𝐵−𝑉𝐵𝑛
min
𝑐−𝑉𝐶𝑛≤𝑉𝑛𝑁≤max
𝑐 −𝑉𝐶𝑛(3.28)

Pentru a determina limitele pentru 𝑉𝑛𝑁, se va calcula maximul limitelor inferioare de mai
sus și minimul dintre limitele superioare de mai sus , iar 𝑉𝑛𝑁 poate fi ales ca:

𝑉𝑛𝑁=0.5∗max(min
𝑎−𝑉𝐴𝑛,min
𝑏−𝑉𝐵𝑛,min
𝑐−𝑉𝐶𝑛)+
+0.5∗min(max
𝑎−𝑉𝐴𝑛,max
𝑏−𝑉𝐵𝑛,max
𝑐−𝑉𝐶𝑛) (3.29)

Semnalele de comand ă pentru grupurile de tranzistori se vor determina folosind:

(𝐷𝑎,𝐷𝑏,𝐷𝑐)=
{ 𝑉𝑐1+𝑉𝑐2−(𝑉𝑝(𝑎,𝑏,𝑐) +𝑉𝑛𝑁)
𝑉𝑐1 𝑖𝑝(𝑎,𝑏,𝑐)>0
𝑉𝑝(𝑎,𝑏,𝑐) +𝑉𝑛𝑁
𝑉𝑐2 𝑖𝑝(𝑎,𝑏,𝑐)<0 (3.30)

20

Semnalele de comand ă 𝐷𝑎,𝐷𝑏, 𝐷𝑐 determinate prin rela ția (3.30) reprezint ă factorii de
umplere a i semnalelor dreptunghiulare ce vor comanda cele trei grupuri de tranzistori. În urma
simul ării numerice în Matlab – Simulink a sistemului de contro l, s-au ob ținut urm ătoarele rezultate:

Figura 3.9. Curentul direct – redresorul Vienna

Figura 3.10. Curentul prin cuadratur ă – redresorul Vienna

Valorile curen ților în planul d -q oscileaz ă în jurul valorilor prescrise , dar nu ating regimul
staționar pe durata simul ării în Matlab – Simulink , deoarece în func ție de pozi ția eleme ntelor de
comuta ție sunt conectate imped anțe inductive, capacitive sau mixte, a șadar regulatoarele nu vor
putea men ține în sistem doar un curent direct, ci vor încerca s ă mențină curen ții în planul d -q în
jurul referin țelor.

3.2 Convertorul DC -DC coborâtor de tensiune

Convertorul DC -DC coborâtor de tensiune îndeplinește un rol important în sistem doarece
prin el este comandat curentul ce va înc ărca gruparea de baterii. Acesta are o structură
asemănătoare cu convertorul DC -DC ridicător de tensiune, diferența dintre cele două
Timp [s]

Timp [s]

Curent [A]

Curent [A]

21
funcționalități ale convertoarelor este dată de pozițio narea inductanței L înainte sau după
tranzistorul de putere.
Când inductorul este poziționat înainte de tranzistorul de putere , acesta , cât tranzistorul nu
conduce energie , înmagazinează energie de la surs a pe care o va desc ărca pe condesatorul de ieșire
odată cu închiderea întrerupătorului. La convertorul DC -DC coborâtor de tensiune , inductorul este
poziționat în serie cu condensatorul de ieșire . În acest caz , acesta funcționează invers , golind
energie de la condensatorul de ieș ire când întrerupătorul este deschis.

Figura 3. 11. Convertorul DC -DC coborâtor de tensiune

Astfel, prin dete rminarea intervalului de timp în care tranzistorul de putere să fie închis,
respectiv deschis, se pot controla tensiunea și curentul ce se vor regăs i la ieșirea convertorului.
În continuare , se vor scrie ecuațiile ce alcătuiesc modelul matematic, în aceeași ma nieră ca
a convertorului DC -DC ridicător de tensiune cu modificările de rigoare. Astfel , ecuațiile ce de scriu
convertorul sunt:

Pentru starea ON , ecuațiile pentru te nsiune și curen ți sunt:
𝐿1𝑑𝑖𝐿1
𝑑𝑡+VC1=𝑉𝑖𝑛
𝐶1𝑑𝑉𝐶1
𝑑𝑡=−𝑉𝑐1
𝑅(3.31)
Pentru starea OFF , ecuațiile vor fi:
𝐿1𝑑𝑖𝐿1
𝑑𝑡=𝑉𝑐1
𝐶1𝑑𝑉𝐶1
𝑑𝑡=𝑖𝐿1−𝑉𝑐1
𝑅(3.32)
S-au ales ca variabile de stare curentul prin inductor și tensiunea pe condensatorul de la
ieșirea convertorului. Pe baza rela țiilor de mai sus și a variabilelor de stare alese , se poate construi
modelul intrare – stare – ieșire ale sistemului.

22
În form ă matriceal ă, ecuațiile ce descriu func ționarea pentru st ările în care se g ăsește
tranzistorul sunt:
– pentru starea ON:
[𝑥̇1
𝑥̇2]=
[ 0−1
𝐿1
1
𝐶1−1
𝑅𝐶1]
[𝑥1
𝑥2]+[1
𝐿1
0]𝑉𝑖𝑛 (3.33)

– pentru starea OFF:

[𝑥̇1
𝑥̇2]=[0−1
𝐿1
1
𝐶1−1
𝑅𝐶1][𝑥1
𝑥2]+[0
0]𝑉𝑖𝑛 (3.34)
unde: L1 reprezint ă inductan ța bobinei de la ie șirea convertorului DC -DC cobor âtor de
tensiune, C 1 repezint ă capacitatea condensatorului, 𝑉𝑖𝑛 tensinea de la intrarea convertorului și R
reprezint ă rezisten ța blocului de baterii.
Se va aplica conven ția ca în modelul intrare – stare – ieșire vor fi adunate cele dou ă modele
prezentate anterior, primul fiind ponderat cu d deoarece ecua țiile pe baza c ărora a fost ob ținut
modelul sunt valide c ât tranzistorul din partea de sus este închis , cel de al doilea cu 1 -d pentru
intervalul de timp c ât tranzistorul din partea de sus este deschis .
Modelul ob ținut va fi:
[𝑥̇1
𝑥̇2]=
[ 0−1
𝐿1
1
𝐶1−1
𝑅𝐶1]
[𝑥1
𝑥2]+[d
𝐿1
0]𝑉𝑖𝑛 ( 3.35)
𝑦=[01][𝑥1
𝑥2]
unde: x1 reprezint ă curentul bobinei L și x2 tensiunea pe condensatorul C de la ie șirea
convertorului .

3.2.1 Convertorul DC -DC cobor âtor de tensiune – controlul de curent

În această secțiune se va prezen ta strategia de control pentru convertorul DC -DC coborâtor
de tensiune. În literatur ă au fost dezvoltate diverse strategii de control pentru convertorul DC -DC
cobor âtor de tensiune , dintre care amintim lucrarea [12] și [13]. Scopul dezvoltării regulatorului
este de a controla valoarea curentului prin bobină și implicit curentul ce va fi transmis grupării de
baterii.
Func ția de transfer ce descrie curentul prin bobin ă este ob ținută cu ajutorul formulei ( 3.36)
prin care se ob ține func ția de transfer de forma ( 3.37).

𝐺(𝑠)=𝐶𝑐(𝑠𝐼−𝐴)−1𝐵 (3.36)

𝐺(𝑠)=𝑅𝐶𝑠+1
𝐿𝑅𝐶𝑠2+𝐿𝑠+𝑅(3.37)

23
unde: A, B și Cc sunt matricile sistemului intrare -stare -ieșire, iar R este rezisten ța grup ării
de baterii, C reprezint ă capacitatea condensatorului de la ie șirea convertorului și L este inductan ța
bobinei c onvertorului.
Pentru a regla procesul descris mai sus , a fost folosi t un regulato r de tipul PI (Propor țional
Integrator) descris prin func ția de transfer:
𝐺𝑃𝐼(𝑠)=𝐾𝑝𝑠+𝐾𝑖
𝑠(3.38)

Pentru a determina parametrii de acord ai regulatorului , a fost contruit ă funcția de tra nsfer
pentru sistem ul în bucl ă închis ă de forma:
𝐺0(𝑠)=𝐺(𝑠)𝐺𝑃𝐼(𝑠)
1+𝐺(𝑠)𝐺𝑃𝐼(𝑠)(3.39)

Înlocuind cu valorile pentru G(s) și 𝐺𝑃𝐼(𝑠) în formula de mai sus se ob ține:

𝐺0(𝑠)=𝐾𝑝𝐾𝑖𝑅𝐶𝑠2+(𝐾𝑝𝐾𝑖+𝐾𝑝𝑅𝐶)𝑠+𝐾𝑝
𝐾𝑖𝐿𝑅𝑐𝑠3+(𝐾𝑖𝐿+𝐾𝑝𝐾𝑖𝑅𝐶)𝑠2+(𝐾𝑖𝑅+𝐾𝑝𝑅+𝐾𝑝𝐾𝑖)𝑠+𝑘𝑝(3.40)

Parametrii de acord ai regulatorului se vor determina prin egalarea func ției de transfer în
circuit închis cu o func ție de tranfer determinat ă pentru perfoman țele pe care dorim ca si stemul s ă
le aib ă. Func ția de transfer ce con ține com portamentul dorit al sistemului este de forma:

𝐺0𝑑𝑜𝑟𝑖𝑡(𝑠)=𝜔𝑛2(𝑠+𝑧1)(𝑠+𝑧2)
(𝑠2+2𝜁𝜔𝑛 𝑠+𝜔𝑛2)(𝑠+𝑝)𝑝
𝑧1𝑧2(3.41)

Pentru func ția de transfer în bucl ă închis ă, dinamica dorit ă pentru sistem este impus ă prin
elementul de ordin 2 de la numitorul func ției de transfer , iar polul r ămas a fost alocat astfel încât
dinamica s ă poată fi aproximat ă doar de cea a elementului de ordin 2.

În urma unei analize s -au ales 𝜔𝑛 =28.2885 , p=2 10.2885 , z1=139, z2=0.3

Figura 3.12. Implementare control curent convertor DC -DC coborâtor de tensiune

24

Figura 3.13. Simulare numeric ă pentru control ul curent ului convertor DC -DC cobor âtor de tensiune

Figura 3.14. Semnalul de comand ă al regulatorului pentru controlul de curent

Sistemul de control pentru curentul de la ie șirea co nvertorului DC -DC cobor âtor de
tensiune men ține valoare a pentru curentul prin bobin ă în jurul referin ței. Varia țiile ce apar în
valorile pentru curent sunt datorate varia ției tensiunii blocului de baterii.

Timp [s]

Timp [s]

Curent [A]

25
Capitolul 4. Tehnici de încărcare

În acest capitol vor fi prezentate modurile de func ționare ale celor dou ă tehnici de încărcare
și rezultatele experimentale ale implement ărilor în Matlab – Simulink .

4.1 Metoda curent constant – tensiune constant ă

Prima metodă propusă pentru încărcarea unei grupări de baterii tipice unui autovehicul
electric sau hibrid este metod a curent constant – tensiune constan tă și descrie starea curentului și
a tensiunii când bateria se încarc ă, respectiv după ce încărcarea se termină.
Principiul de funcționare este sugestiv : cât timp bateria se încarcă vo m furniza grupării
curent constant prin care aceast a se încarcă, când bateria este încărcată procentul de încărcarea
atinge valoarea de prag de 98% se va furniza la bornele bateriei o tensiune constată ce va stabiliza
bateria până la deconectarea acesteia.
Folosindu -ne de echipamentul prezentat mai sus vom im pune o referin ță de 11A pentru
convertorul DC -DC coborâtor de tensiune , cât timp bateria are procentul de încărcare sub valoarea
de 98% . Când procentul de încărcare va atinge această valoare, referinț a de curent va fi scăzută
treptat până când se atinge valoarea de 0.1A, valoare de insensibilitate pentru gruparea de baterii.
Astfel, bateria se va păstra încărcată în condiții optime până la deconectarea instalației de
încărcare, datorită tensiunii constante furnizate la bornele bateriei . După ce valoarea procentului
de încărcare trece de 98% în interiorul celulei , se stabilizează energia stocată pe parcursul
încărcării.

Figura 4.1. Principiul de func ționare al metodei curent constant – tensiune constant ă
Curent constant Tensiune constantă
Tensiunea bateriei
Curentul prin baterie

26

A fost aleasă o referință de 11A pentru a ne asigura că temperatura bateriei nu va depăși
limita superioară pentru temperatur ă, deoarece gruparea de baterii nu prevede un sistem de răcire
a celulelor, sistemul de încărcare oferind doar posibilitatea de monitorizare a temperaturii.
Arhitectur a curentă a sistemul ui poate susține o putere mai mare, egală cu cea pe care o poate oferi
sursa de tensiune trifazată. Deoarece capacitatea cu care este încărcată este mai mică decât
jumătatea capacității unei grupări serie de celule timpul de încărcare este mai mare.
La valori mari ale curentului de încărcare, apar devi ații mari între concentrațiile ionilor ce
intră în electrozii celulei. Acest lucru afectează modul în care decurge procesul chimic și duce la
o creșter e a generării de căldură în interiorul celulei, formarea dendritelor și slăbirea structurilor
între compu și. Astfel, în timp , este redus ciclul de viață al bateriei și implicit capacitatea celulei.
Cand procentul de încărcare al bateriei tinde c ătre valoarea maxim ă impus ă, sistemul
prime ște o nou ă referin ță de curent, o valoare sufi cient de mic ă, astfel încât bateriile s ă nu
reacționeze, p ăstrându-și valoarea pentru procentul de încărcare și tensiune constant ă.
Rezultatele simulării numerice în mediul Matlab -Simulink pentru această metodă vor fi
prezentate în continuare. Pentru implementarea metodei ce conține ansa mblul redersor – convertor
DC-DC ridicător de tensiune s -au obținut următoarele rezultat e:

Figura 4.2.Curentul de la ie șirea convertorului DC -DC coborâtor de tensiune

Abaterile de la valoarea de regim sta ționar pentru controlul de curent al convertorului
DC-DC coborâtor de tensiune sunt cauza te de varia țiile tensiunii blocului de baterii , provocate de
încărcarea blocului de baterii. Performan țele ob ținute pentru sistemul de reglare extrase pe baza
simul ării numerice sunt satisf ăcătoare, ie șirea intr ând în banda de regim sta ționar f ără să
depășească valorarea de 4.3% pentru suprareglare.

Curent [A]

27

Figura 4.3.Tensiunea la ie șirea convertorului DC -DC coborâtor de tensiune

Figura 4.4. Temperatura maxim ă a celulelor din blocul de baterii

Sistemul de încărcare furnizea ză un curent de încărcare sub capacitatea bateriei . Astfel,
temperatura maximă pentru blocul de baterii are o creștere lentă pe durata simulării. Dacă , în
timpul încărcării blocu lui de baterii , temperatura blocului va depăși valoarea de prag pentru
temperatura maximă a blocului, procesul de încărcare va fi oprit până la scăderea valorii
temperaturii în plaj a de valori admisibilă.
Timp [s]

Timp [s]

Tensiune [V]

Temperatură [ °C]

28

Figura 4.5. Tensiunea la ie șirea convertorului DC -DC ridicător de tensiune

Figura 4.6. Curentul la ie șirea convertorului DC -DC ridicător de tensiune
Timp [s]

Timp [s]

Tensiune [V]

Curent [A]

29

Figura 4.7. Factorul de putere ob ținut pentru convertorul DC -DC ridicător de tensiune

Sistemul de reglare pentru convertorul DC -DC ridicător de tensiune atinge referinț a de
tensiune în 1.6 secunde, ieșirea intră în band a de 5% a valorii prescrise pentru referință fără
suprareglare. Curentul se stabilizează în jurul valorii de 5.5A. În regim sta ționar , sistemul
furnizează energie cu un factor de putere de 0.9.

Figura 4.8. Tensiunea de la ie șirea pun ții redresoare
Timp [s]

Timp [s]

Tensiune [V]

30

Figura 4.9. Curentul la ie șirea pun ții redresoare

Regimul staționar pentru acest sistem de încărcare se atinge după 1.6 secunde. Valorile
pentru ieșirile modulelor sunt: tensiunea de ieșire a ansamblului redresor – convertor în regim
staționar are valoarea de 760V, iar valoarea curentului este de 5.5A , la un factor de putere de
aproximativ 90%.
Tensiunea de la ieșirea covertorului DC -DC coborâtor de tensiune atinge valoarea de 379V
și curen tul care va încărca blocul de baterii are valoarea de 11A.
Pentru implementarea metodei folosind sistemul de încărcare ce con ține redresorul de tip
Vienna , s-au ob ținut urm ătoarele rezultate:

Figura 4.10. Temperatur a maxim ă a blocului de baterii
Timp [s]

Timp [s]

Curent [A]

Temperatură [ °C]

31

Figura 4.11. Curentul la ie șirea convertorului DC – DC coborâtor de tensiune

Figura 4.12. Tensiunea la ie șirea convertorului DC – DC coborâtor de tensiun e

Performațele obținute pentru convertorul DC – DC coborâtor de tensiune pentru cele două
implementări ale metodei sunt asemănătoare , dar creșterea temperaturii blocului de baterii este
mai lentă.

Timp [s]

Timp [s]

Tensiune [V]

Curent [A]

32

Figura 4.13 Tensiunea la intrarea convertorului DC – DC coborâtor de tensiune

Figura 4.14 .Curentul la ie șirea redresorului Vienna

Timp [s]

Timp [s]

Tensiune [V]

Curent [A]

33

Figura 4.15. Tensiunile pe condensatorii de la ie șirea redresorului Vienna

Figura 4.16. Factorul de putere al redresorului Vienna

Timp [s]

Timp [s]

Tensiune [V]

34
Regimul staționar este atins după durata de 0.6 secunde. La ieșirea redresorului de tip
Vienna în regim staționar , s-a obținut o tensiune de circa 760V, iar curentul ce iese din redresor
are intesitatea de 5. 5A. Factorul de putere al redresorului pe parcursul simul ării numeric e este
cuprins între [0.9,1]. Tensiunea furnizată convertorului DC -DC coborâtor de tensiune este
împărțită de cele două condensatoare de la ieșirea redresorului cu o diferenț ă de tensiune între cei
doi condensatori de maxim 15V.
Convertorul DC -DC pri mește tensiunea și curentul de la ieșirea redresorului și, în regim
staționar, furnizează grupării de celule de baterie curent cu intesitatea de 11A și tensiunea de 379V
(tensiunea grupării de celule).
Ambele implementări ale metodei au obținut rezu ltate satisfăcătoare din punct de vedere al
performanțelor obținute în urm a simulării numerice.
Dintre cele două implementări, redresorul de tip Vienna obține un factor de putere mai bun,
iar stresul pentru componentele ce alcătuiesc redresorul este înjumătățit, deoarece componentele
trebuie să suporte jumătate din sarcina electrică.

4.1 Metoda de încărcare prin pulsuri

Această metodă de încărcare a apărut în 1970 și a fost prima metodă în care s -au obținut
rezultate ce denotă eficien ța procesului de încărcare, deoarece s -a încercat diminuarea efectelor
negative ale metodelor de încărcare anterioare.
Modul de fun cționare a metodei prevede furnizarea unui puls de curent constant cu durata
de ordinul secundelor , urmat de o perioad ă de relaxere în care nu este aplicat curent (bateria este
deconectată) cu durata de ordinul milisecundelor.
Dacă curentul constant este aplicat pentru o perioadă semnificativă de timp , un gradient
de concentrație de ioni se acumulează datorită masei limit ă de transport în interiorul bateriei [3].
Nivelul mare al concentrației de ioni duce la generare a de căldură și scăderea capacității bateriei
în timp. Prin intervalele în care nu se introduce curent în baterie , se permite ionilor să se difuzeze
și să se di stribuie optim prin celul a de baterie. Astfel, efectele negative menționate pentru tehnic a
curent constant – tensiune constantă sunt minimizat e.
Îmbunătățirea procesului poate fi obținută prin adăugarea unui puls de descărcare a
celulei după cum urmează: se aplică pulsul de încărcare, urmat de o perioad ă de relaxare în care
nu se aplică curent bateriei. După perioada de relaxare, se introduce o perioad ă de descărcare
pentru o durat ă foarte scurtă de timp la o magnitudine de aproximativ 2.5 ori mai mare dec ât
magnitudinea impu lsului de încărcare, urmată de încă o perioad ă de relaxare, după care se reia
pulsul de încărcare .[3] Pulsul de descărcare are rolul de a accelera procesul prin care este
echilibrată celul a de baterie.
Pentru testarea metodei asupra blo cului de baterii sistemul de încărcare va furniza pulsuri
de curent de amplitudine de 11.75A pe o durat ă de 1.045 secunde și amplitudine 0A pentru 0.05
secunde. Pe parcursul simulării numerice se vor urmări: tensiunea, tempera tura și curentul
blocului de b aterii, tensiunile și curenții la intrarea și ieșirea convertoarelor DC -DC, factorul de
putere furnizat de conver torul DC -DC ridicător de tensiune și al redresorului de tip Vienna.
Tehnic a a fost implementată pe aceeași arhitectură a sistemului pentru me toda curent
constant – tensiune constan tă. Suplimentar, între ieșirea convertorului DC -DC coborâtor de
tensiune și blocul de baterii este adăugat un tranzi stor de putere , prin care se facilitează perioada
de relaxare a bateriei.

35
În continuare vor f i ilustrate rezultatele exprimentale obținute în urm a simulării numerice
în Matlab – Simulink a celor două inplement ări a tehnicii de încărcare prin impusuri.
Pentru implementarea metodei de încărcare prin pulsuri de curent prin modulele redresor
Vienna și convertor DC -DC coborâtor de tensiune , în urm a simulării în M atlab – Simulink au
fost ob ținute graficele din figurile urm ătoare.

Semnalele urmărite pentru blocul de baterii sunt: tensiunea, curentul, procentul de
încărcare și temperatura maximă a celu lelor.

Figura 4.17. Curentul prin blocul de baterii

Figura 4.18. Temperatura maxim ă a blocului de baterii
Timp [s]

Timp [s]

Curent [A]

Temperatură [ °C]

36

Figura 4.19. Procentul de încărcare al blocului de bateri i

În figur a 4.16 , este prezentat graficul pentru curentul ce încarc ă bateriile . Valoarea
intensită ții curentului oscilează în jurul valorii de 11.75A. Pentru durata de simulare considerat ă
se pot observa dou ă pulsuri de încărcare și perioadele de relaxare corespunz ătoare. Temperatura
crește cu 0.004 ℃, iar procentul de încărcare al bateriei cu 0.003 .

Figura 4.20. Curentul la ie șirea convertorului DC -DC coborâtor de tensiune

Timp [s]

Timp [s]

Curent [A]

37

Figura 4.21. Tensiunea de la ie șirea convertorului DC -DC coborâtor de tensiune

Diferen ța de poten țial între conve rtorul DC -DC și blocul de baterii la momentul re începerii
pulsului de încărcare va crea v ârfuri de curent , dup ă cum se poate observa în figura 4.17. Având
în vedere capacitatea sc ăzută a sarcinii ce va încărca blocul de baterii , nu exist ă riscul de a avaria
blocul la comut ările dintre pulsuri.

Figura 4.22. Tensiunea la intrarea convertorului DC -DC coborâtor de tensiune

Timp [s]

Timp [s]

Tensiune [V]

Tensiune [V]

38

Figura 4.23. Tensiunile pe cei doi condensatori de la ie șirea redresorului Vienna

Când sistemul de încărcare intr ă în starea de relaxare a blocului de baterii la nivelul
redresorului , referin țele de curent se vor modifica pentru a reduce cantitatea de energie transmisă
blocului de baterii. Astfel , energia r ămasă în sistem pe parcursul perioadei de relaxare va fi stocat ă
de către condensatori.

Figura 4.24. Curentul de la ie șirea redresorului Vienna
Timp [s]

Timp [s]

Tensiune [V]

Curent [A]

39

Figura 4.25. Curentul direct

Figura 4.26. Curentul prin cuadratur ă

În timpul în care nu este aplicat un puls de curent blocului, în sistem toate referin țele sunt
schimbate , astfel încât sistemul să revină în faza de încărcare fară supraregl ări ce ar putea d ăuna
blocului de baterii.
Timp [s]

Timp [s]

Curent [A]

Curent [A]

40

Figura 4.27. Factorul de putere ob ținut pentru redresorul Vienna

Redresorul Vienna reu șește să mențină un factor de putere chiar și în perioade le de
relaxare a blocului de baterii, ob ținând un factor de putere minim de 0.9 în timpul unei peri oade
de relaxare .
În continuare, vor fi prezentate rezultatele simul ării numerice a sistemului de încărcare
prin pulsuri , format din ansamblu l redresor – convertor DC -DC ridic ător de tensiune, convertor
DC-DC cobor âtor de tensiune. Figurile urm ătoare vor prezenta : varia țiile procentului de
încărcare și temp eraturii maxime a blocului de baterii, tensiunea blocului de baterii și curentul ce
trece prin el și tensiunile și curen ții la intr ările/ie șirile modulelor men ționate mai sus.

Figura 4.28. Curentul la intrarea în blocul de baterii
Timp [s]

Timp [s]

Curent [A]

41

Figura 4.29. Tensiunea blocului de baterii

Figura 4.30. Evolu ția procentului de încărcare
Timp [s]

Timp [s]
Tensiune [V]

42

Figura 4.31. Evolu ția temperaturii blocului de celule

Cele dou ă implement ări au din punct de vedere al varia ției temperaturii și al procentului
de încărcare acelea și rezultate, diferen țele dintre cele dou ă se observ ă în varia ția factorului de
putere pe perioada de relaxare a blocului de baterii.

Figura 4.32. Curentul de la ie șirea convertorului DC -DC coborâtor de tensiune
Timp [s]

Timp [s]
Curent [A]

Temperatură [ °C]

43

Figura 4.33. Curentul la ie șirea convertorului DC -DC ridicător de tensiune

Convertorul DC -DC cobor âtor de tensiune dicteaz ă valoarea pentru curentul ce încarc ă
blocul de baterii, în proiectarea regulatorului fiind impuse perfoman țe pentru sistem mai stricte.
Performantele impuse pentru acest modul au fost îndeplin ite cu succes de c ătre regulatorul
proiectat, deoarece acesta reu șește să ating ă referin țele impuse într-un timp foarte mic și fără
supraregl ări considerabile.

Figura 4.34. Tensiunea la ie șirea convertorului DC -DC ridicător de tensiune

Timp [s]
Timp [s] Tensiune [V]

Curent [A]

44
Restul modulelor au o comportare similar ă în ceea ce prive ște stările prin care trece
sistemul pe parcursul ciclului de încărcare , însă sistemele au dinamici diferite , iar modul în care
se ajunge în stările prescrise vor fi mai lente pentru implementarea cu ansamblul redresor –
convertor DC -DC ridic ător de tensiune.

Figura 4.35. Factorul de putere

Implementarea metodei prin redresorul Vienna menține un factor de putere peste valoarea
de 0.9 pe tot parcursul încărcării, dar un voltaj crescut pe condensatorii de la ie șirea modelulelor ,
în timp ce implementarea cu ansamblul redresor – convertor DC – DC ridic ător de tensiune ob ține
un factor de putere ce tinde c ătre valoare a de 0.95 pe parcursul încărcării, iar în timpul perioadei
de relaxare scade la valori sub 0. 4 cu o cre ștere de aproximativ 12V pentru perioadele de relaxare .

În urma simul ării numerice în Matlab – Simulink , pentru cele dou ă metode de încărcare au
fost ob ținute varia ții asem ănătoare ale parametrilor bateriei , dar între cele dou ă implement ări
rezultate pentru fiecare metod ă, rezultate mai bune au fost ob ținute de c ătre implementarea
metodelor prin redresorul Vienna și convertorul DC -DC cobor âtor de tensiune , deoarece acesta
oferă un factor de putere ridicat pentru energia ce intr ă în sistemul de încărcare și un stres s căzut
pe componente deoarece, în majoritatea cazurilor sarcina electric ă se împarte pe mai multe
componente .

Timp [s]

45
Capitolul 5. Concluzii

În această lucrare , au fost prezentate două tehnici de încărcare: metod a curent constant –
tensiune constan tă și tehnic a de încărcare prin pulsuri de curent pentru blocuri de baterii tipice
vehiculelor hibride și electrice.
Modulele pe baza cărora au fost dezvoltate cele două tehnici de încărcare au fost modelate
pe baza ecuațiilor de funcționare ale acestora și au fost dezvoltate sisteme de control pentru
modulele din sistemul de încărcare pentru a ne asigura că parametrii la care se desfășoară
procesul de încărcare sunt respectați , pentru a nu afecta negativ caracteristicile baterii lor în urma
mai multor cicluri de încărcare.
Blocul de baterii a fost format din celule de tip Li- Ion cu o tensiune nominală de 4.2V și
capacitate de 27.5 Ah, care au fost echivalate cu un circuit electric echivalent ce permite
monitorizarea electrică și termică a celulei , prin liniarizarea comportării în jurul punctelor de
funcționare ale procentului de încărcare și temperaturii celulei prin tabele de valori pentru fiecare
componentă din circuitul echivalent al celulei.
Pentru celelalte module ale sistemului de încărcare: ansamblul redresor – convertor DC –
DC ridicător de tensiune , redresor Vienna, convertor DC – DC coborâtor de tensiune , au fost
prezentate modul de funcționare și modelele obținute pe baza ecuațiilor de funcționare. Pornind
de la caracteristicil e de functionare ale tehnicilo r de încărcare pentru blocul de
baterii , au rezultat parametrii sistemului pentr u care a fost nevoie de proiectarea unei strategii de
control.
În penultimul capit ol al lucrării au fost prezentate modurile de funcționare ale celor două
tehnici și rezultatele obținute în urma simulării numerice în mediul Matlab Simulink . Cele două
tehnici au fost comparate pe baza acestor rezultate. Ambele tehnici au obținut rezultate
satisfăcătoare, dar tehnic a de încărcare prin pulsuri oferă avantaje din punct de vedere al
efectelor procesului de încărcare asupra celulei de baterie.
Ca direcții viitoare, se dorește implementarea unui sistem de răcire pentru blocul de
baterii pentru a putea încărca blocul la o capacitate mai mare și îmbunătățirea sistemelor de
control fie prin înlocuirea strategie i de proiectare a regulatoarelor cu alocarea de poli – zerouri ,
fie prin sisteme de reglare mai complexe .

Bibliografie

[1] G. Maggeno, J.Van Mierlo „Electric and Electric Hybrid Vehicle Tehnology: A Survey, IEEE
Vehiclular Technology Magazine , Iunie 2009 .

[2] T. Huria, M. Ceraolo, J. Gazzarri, R. Jackey. "High Fidelity Electrical Model with Thermal
Dependence for Characterization and Simulation of High Power Lithium Battery Cells," IEEE
International Electric Vehicle Conference, Martie 2012.

[3] R. C. Cope si Y. Podrazhansky, “The art of battery charging,” în Proc.14th Annu al Battery
Conf erence Appl ication Advances, 1999, p. 233 –235.

[4] L. R. Chen “ Design of Duty -Varied Voltage Pulse Charger for Improving Li -Ion Battery –
Charging Response” IEEE T ransactions on Industrial Electronics, vol. 56, no. 2, Februarie 2009

46
[5] C.C Chan. Y. S. Wong „The state of art of electric vehicle tehnology” , A Survey, IEEE
Vehiclular Technology Magazine , Iunie 2009 .

[6] PlugInAmerica, „Plug In America”,2019.[Online] Available:
https://pluginamerica.org/ac -versus -dc-charging -what -difference/

[7] J.S Johansen, “Fast -Charging Electric Vehicles using AC”, Technical University of Denmark
, Master’s Thesis , Septembrie 2013.

[8] H. He *, R . Xiong, J . Fan” Evaluation of Lithium -Ion Battery Equivalent Circuit Models for
State of Charge Estimation by an Experimental Approach” Energies 2011, 4, 582 -598

[9]R. Greul, U. Drofenik, and J. W. Kolar, “Analysis and c omparative evaluation of a three -phase
three -level unity power factor y -rectifier,” in Telecommunications Energy Conference, 2003.
INTELEC '03. The 25th International, pp. 421 -428, 2003

[10] H. Ma, Y. Xie, B.Sun, L. Mo “ Modeling and Direct Power Control Method of Vienna
Rectifiers Using the Sliding Mode Control Approach” Journal of Power Electronics, Vol. 15, No.
1, pp. 190 -201, Ianuarie 2015

[11]R. Lai, F. Wang, R. Burgos, D. Boroyevich, D. Jiang and D. Zhang, "Average Modeling and
Control Design for Vienna -Type Rectifiers Considering the DC -Link Voltage Balance," in IEEE
Trans actions on Power Electronics, vol. 24, no. 11, pp. 2509 -2522, No iembrie . 2009.

[12]A. J. Forsyth, S. V. Mollov ” Modelling and control of DC -DC converters” Power Engineering
Journal , Octo mbrie 1998

[13]A. Prodic, M. Dragan, R. W. Erickson. "Design and implementation of a digital PWM
controller for a high -frequency switching DC-DC power converter." IECON'01. 27th Annual
Conference of the IEEE Industrial Electronics Society (Cat. No. 37243). Vol. 2. IEEE, 2001 .