秦嶺孔笑笑茅靖峰謝少軍胡茂

（1.南通大學(xué)電氣工程學(xué)院南通226019 2.南京航空航天大學(xué)自動(dòng)化學(xué)院南京210016）

大型停車場(chǎng)電動(dòng)汽車直流充電樁用低電應(yīng)力ZCS-PWM Superbuck變換器

秦嶺1，2孔笑笑1茅靖峰1謝少軍2胡茂1

（1.南通大學(xué)電氣工程學(xué)院南通226019 2.南京航空航天大學(xué)自動(dòng)化學(xué)院南京210016）

提出一種新型大型停車場(chǎng)電動(dòng)汽車充電設(shè)施——直流充電樁以及適用于該設(shè)施后級(jí)裝置的低電應(yīng)力ZCS-PWM Superbuck變換器。首先詳細(xì)分析該變換器的工作機(jī)理，給出軟開關(guān)實(shí)現(xiàn)的條件和功率管電應(yīng)力；然后建立系統(tǒng)的CCM平均模型，得出穩(wěn)態(tài)特性和動(dòng)態(tài)特性；最后以320 V/50 A·h的磷酸鐵鋰動(dòng)力電池為負(fù)載，通過一臺(tái)1.8 kW/80 kHz樣機(jī)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。研究結(jié)果表明，該直流充電樁具有低諧波污染、高效率、長(zhǎng)壽命、低成本以及易于批量建設(shè)等優(yōu)點(diǎn)。

充電設(shè)施電動(dòng)汽車電力電子變換器零電流軟開關(guān)低電應(yīng)力

0　引言

隨著電動(dòng)汽車示范推廣力度的加大，充電設(shè)施將扮演日趨重要的角色［1］。現(xiàn)有的充電設(shè)施主要有充電站、換電站以及交流充電樁等。充電站和換電站多采用1～2 C大倍率充電，在短時(shí)間（小于1 h）內(nèi)快速完成動(dòng)力電池的能量補(bǔ)給［2］，然而動(dòng)力電池嚴(yán)重發(fā)熱，大大縮短了循環(huán)壽命［3］。交流充電樁主要是為車載充電機(jī)提供交流接口，并通過有源電力濾波器（APF）實(shí)現(xiàn)網(wǎng)側(cè)功率因數(shù)校正［4］。受體積、成本和重量的限制，車載充電機(jī)的功率普遍較小，只能慢充，因此交流充電樁的功率和體積也相應(yīng)較小，便于在大型停車場(chǎng)大量安裝。然而，交流充電樁需要和車載充電機(jī)配合使用，這就限制了其應(yīng)用。

直流充電樁是一種新型充電設(shè)施，不需要電動(dòng)汽車配備充電機(jī)，只需要其提供直流接口，就可以直接對(duì)動(dòng)力電池進(jìn)行充電，從而提高了電動(dòng)汽車的可靠性，并降低了整車成本；采用夜間慢充方式，既能獲得夜間電價(jià)補(bǔ)貼，又不縮短電池壽命，從兩方面節(jié)約了電動(dòng)汽車的使用成本。因此，直流充電樁能夠?qū)﹄妱?dòng)汽車的快速推廣起到積極作用，在未來電動(dòng)汽車能源供給體系中將占有重要地位。

由于動(dòng)力電池容量大（幾十千瓦時(shí)）、電壓高且變化范圍大（240～420 V）［5，6］，為了降低系統(tǒng)設(shè)計(jì)和控制的難度，大型停車場(chǎng)用直流充電樁的主電路采用圖1所示的兩級(jí)式結(jié)構(gòu)。其中，前級(jí)通過三相不控整流電路得到約500 V的直流電，并采用并聯(lián)型APF實(shí)現(xiàn)網(wǎng)側(cè)功率因數(shù)校正；后級(jí)采用DC-DC降壓型變換器，以完成動(dòng)力電池的恒流、恒壓充電。需要注意的是，為了提高直流充電樁的整體壽命，三相不控整流電路的輸出端未采用電解電容濾波。此外，由于實(shí)際應(yīng)用中直流充電樁往往成組建設(shè)，因此可以在停車場(chǎng)配電間的交流進(jìn)線側(cè)安裝中等容量的三相工頻變壓器進(jìn)行總電氣隔離，以提高人身安全性，如圖1所示。這樣，后級(jí)DC-DC降壓型變換器就可采用單管非隔離拓?fù)洌ㄈ鏐uck變換器），以降低直流充電樁的成本、體積和重量，并提高系統(tǒng)效率。

圖1　大型停車場(chǎng)直流充電樁的主電路結(jié)構(gòu)Fig.1 The DC charging spot in large parking lot

后級(jí)DC-DC降壓型變換器是直流充電樁實(shí)現(xiàn)動(dòng)力電池充電功能的基礎(chǔ)，其電磁干擾、效率、成本、體積和重量等性能對(duì)直流充電樁是否經(jīng)濟(jì)、可靠地工作至關(guān)重要［7］。與傳統(tǒng)的Buck變換器相比，Superbuck變換器具有相同的電壓增益，但其輸入、輸出電流均連續(xù)［8］，因而前級(jí)APF的設(shè)計(jì)容量得以降低，且電磁干擾大大減小，因此更適合用作直流充電樁的后級(jí)變換器。

直流充電樁后級(jí)變換器的輸入電壓高達(dá)500 V左右，因此更加適合采用IGBTs作為開關(guān)管。為了實(shí)現(xiàn)直流充電樁的小型化和輕型化，需要提高開關(guān)頻率，然而IGBTs關(guān)斷時(shí)的電流拖尾所導(dǎo)致的關(guān)斷損耗也隨之急劇增加。解決上述問題的有效辦法是實(shí)現(xiàn)IGBTs的零電流開關(guān)。近幾年，各國學(xué)者陸續(xù)提出了多種ZCS-PWM技術(shù)方案［9-21］。文獻(xiàn)［9-14］利用輔助諧振電路實(shí)現(xiàn)了主開關(guān)管的零電流開關(guān)，減小了開關(guān)損耗。但主開關(guān)管電流為硬開關(guān)電流疊加諧振電流，因此電流應(yīng)力和通態(tài)損耗很大。文獻(xiàn)［15-19］使諧振電流只流過輔助回路，有效解決了主開關(guān)管電流應(yīng)力大的問題。但新的問題隨之而來，如：續(xù)流回路中存在多個(gè)二極管，增大了變換器的通態(tài)損耗［15，16］；采用了多個(gè)諧振電感或耦合電感，增大了鐵耗和結(jié)構(gòu)復(fù)雜性［17-19］。上述缺陷在文獻(xiàn)［20］提出的ZCS-PWM方案中得以解決。然而，該方案中輔助二極管關(guān)斷時(shí)等效結(jié)電容和線路中的電感（包括諧振電感和線路分布電感）產(chǎn)生了高頻諧振，使得所有功率管均出現(xiàn)較大的電壓尖峰。這一現(xiàn)象在文獻(xiàn)［9，19］中也同樣可以觀察到。

過高的電壓尖峰導(dǎo)致電路中所有功率管的電壓定額被迫抬高了1倍，飽和壓降、通態(tài)損耗和成本都因此增加。因此，必須采取相應(yīng)措施對(duì)電壓尖峰予以抑制。在功率管兩端并聯(lián)RC或RCD吸收電路，可有效抑制關(guān)斷時(shí)的電壓尖峰，但嚴(yán)重影響了系統(tǒng)效率。采用有源鉗位電路可緩解上述電壓尖峰問題，但無疑會(huì)導(dǎo)致主電路拓?fù)洹⒖刂萍膀?qū)動(dòng)復(fù)雜化［21］。文獻(xiàn)［11，14，15］指出，采用無源鉗位技術(shù)是消除ZCS-PWM DC-DC變換器中功率管電壓尖峰的最為經(jīng)濟(jì)、有效地方法。

基于和文獻(xiàn)［15，20］相似的方案，本文提出了一種新型ZCS-PWM Superbuck變換器，其能夠在工作電壓和負(fù)載范圍內(nèi)實(shí)現(xiàn)所有開關(guān)管的零電流開關(guān)，且主開關(guān)管的電流應(yīng)力降到最低；在IGBT的發(fā)射極和儲(chǔ)能電容的一端連接鉗位二極管，消除了所有功率管的電壓尖峰，電壓應(yīng)力也達(dá)到最低。由于該變換器具有效率高、電應(yīng)力低、電磁干擾小、成本低、結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單以及體積重量小等優(yōu)點(diǎn)，非常適合用作直流充電樁的后級(jí)變換器。首先詳細(xì)分析了該變換器的工作機(jī)理，給出了軟開關(guān)實(shí)現(xiàn)的條件和功率管電應(yīng)力；然后建立了系統(tǒng)的CCM平均模型，得出穩(wěn)態(tài)特性和動(dòng)態(tài)特性；最后以320 V/50 A·h的磷酸鐵鋰動(dòng)力電池為負(fù)載，通過一臺(tái)1.8 kW/80 kHz樣機(jī)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了這種充電裝置的可行性。

1　低電應(yīng)力ZCS-PWM Superbuck變換器

1.1工作原理分析

本文提出的低電應(yīng)力ZCS-PWM Superbuck變換器如圖2所示。圖中，虛線框外的部分為傳統(tǒng)的Superbuck變換器，虛線框內(nèi)的部分為ZCS-PWM輔助電路，它由輔助開關(guān)管S2、輔助二極管VD2、鉗位二極管VDc、諧振電感Lr和諧振電容Cr構(gòu)成。

圖2　低電應(yīng)力ZCS-PWM Superbuck變換器Fig.2 Reduced electric stress ZCS-PWM Superbuck converter

為了簡(jiǎn)化分析，作如下假設(shè)：①開關(guān)管、電感和電容均為理想元件；②二極管VD1、VD2和VD3的導(dǎo)通壓降為零，鉗位二極管VDc的導(dǎo)通壓降為UVDc；③所有二極管的結(jié)電容均等于Cj；④電容C1足夠大，C1?Cr，其端電壓UC1近似為恒定，故可等效為恒壓源；⑤電感L1、L2足夠大，L1?Lr，L2?Lr，其電流IL1和IL2近似恒定，故可等效為恒流源，且IL1+IL2= Io?；谏鲜黾僭O(shè)，穩(wěn)態(tài)時(shí)該變換器在一個(gè)開關(guān)周期的工作過程分為11個(gè)模態(tài)，每個(gè)模態(tài)對(duì)應(yīng)的等效電路如圖3所示。

圖3　各模態(tài)等效電路Fig.3 Dynamic equivalent circuits of the proposed converter during one switching period

1）模態(tài)1［t0～t1］，其等效電路如圖3a所示。t0時(shí)刻前，S1、S2都關(guān)斷，IL1、IL2通過Lr、VD3續(xù)流，uCr（t）=0。在t0時(shí)刻，S1開通，Lr承受反向電壓UC1，其電流從Io線性下降，流過S1的電流iS1（t）相應(yīng)地由零開始線性上升，所以S1為零電流開通。t1時(shí)刻，iS1（t）上升到Io，Lr中的電流iLr（t）相應(yīng)地降為零，此時(shí)VD3零電流關(guān)斷，模態(tài)1結(jié)束。

2）模態(tài)2［t1～t2］，其等效電路如圖3a所示。在t1時(shí)刻，二極管VD3的結(jié)電容Cj，VD3與Lr經(jīng)UC1、S1串聯(lián)諧振。t2時(shí)刻，uVD3（t）=UC1+UVDc，uVDc（t）= -UVDc，鉗位二極管VDc導(dǎo)通，其端電壓被鉗制在-UVDc，模態(tài)2結(jié)束。

3）模態(tài)3［t2～t3］，其等效電路如圖3b所示。VDc導(dǎo)通后，Cr與Cj，VD3相當(dāng)于并聯(lián)在一起，又因?yàn)镃r?Cj，Cj，VD3可忽略不計(jì)。因此，在t2時(shí)刻，Lr與Cr將經(jīng)過VDc產(chǎn)生串聯(lián)諧振。在t3時(shí)刻，iLr（t）=0，VDc零電流關(guān)斷，模態(tài)3結(jié)束。

4）模態(tài)4［t3～t4］，其等效電路如圖3b所示。在t3時(shí)刻，VDc的結(jié)電容Cj，VDc與Cr、Lr發(fā)生串聯(lián)諧振。模態(tài)4將一直持續(xù)，直至開關(guān)管S2導(dǎo)通。

5）模態(tài)5［t4～t5］，其等效電路如圖3c所示。在t4時(shí)刻，S2開通，VDc端電壓被鉗制為UC1，Cj，VDc與Lr的串聯(lián)諧振結(jié)束。此時(shí)，Lr、Cr通過UC1、S2發(fā)生串聯(lián)諧振。S2中的電流iS2（t）由零先逐漸上升，再逐漸下降，所以S2為零電流開通。t5時(shí)刻，uCr（t）達(dá)到最大值，iLr（t）=0，此時(shí)可以零電流關(guān)斷S2，模態(tài)5結(jié)束。

式中ILr，max=［UC1-uCr（t3）］/Z2。

6）模態(tài)6［t5～t6］，其等效電路如圖3d所示。t5時(shí)刻，Lr、Cr經(jīng)過UC1、VD2、S1發(fā)生串聯(lián)諧振，uCr（t）從最大值逐漸下降，iLr（t）由零開始反向逐漸增大，VD2零電流開通。t6時(shí)刻，iLr（t）增大至Io，iS1（t）相應(yīng)地減小為零，此時(shí)可以零電流關(guān)斷S1，模態(tài)6結(jié)束。

7）模態(tài)7［t6～t7］，其等效電路如圖3e所示。t6時(shí)刻，S1關(guān)斷，Lr、Cr通過S1的反并聯(lián)二極管VD1繼續(xù)諧振。VD1中的電流iVD1（t）由零逐漸增大，因此為零電流開通。在該階段，iLr（t）從Io增大到峰值后又逐漸減小。t7時(shí)刻，iLr（t）減小為Io，iVD1（t）為零，VD1零電流關(guān)斷，模態(tài)7結(jié)束。

8）模態(tài)8［t7～t8］，其等效電路如圖3e所示。此時(shí)，VD1的結(jié)電容Cj，VD1與Cr、Lr發(fā)生串聯(lián)諧振。又因?yàn)镃j?Cr，故Cr可等效為電壓源uCr（t7）。t8時(shí)刻，uVD1（t）=UC1+UVDc，uVDc（t）=-UVDc，鉗位二極管VDc導(dǎo)通，VDc端電壓被鉗制在-UVDc，模態(tài)8結(jié)束。

9）模態(tài)9［t8～t9］，其等效電路如圖3 f所示。VDc導(dǎo)通后，Lr與Cr經(jīng)過VDc產(chǎn)生串聯(lián)諧振。t9時(shí)刻，uCr（t）減小至零，模態(tài)9結(jié)束。

10）模態(tài)10［t9～t10］，其等效電路如圖3g所示。t9時(shí)刻，uCr（t）=0，VD3導(dǎo)通，Lr兩端承受正向電壓UVDc，其電流從iLr（t9）線性上升，而VDc中的電流則相應(yīng)由Io-iLr（t9）線性下降。t10時(shí)刻，iLr（t）上升至Io，VDc和VD2的電流下降為零，因此為零電流關(guān)斷，模態(tài)10結(jié)束。

11）模態(tài)11［t10～t11］，其等效電路如圖3h所示。從t10時(shí)刻開始，IL1、IL2經(jīng)Lr、VD3續(xù)流。直到再次開通開關(guān)管S1，模態(tài)11結(jié)束。

1.2實(shí)現(xiàn)軟開關(guān)的條件

圖4為一個(gè)開關(guān)周期內(nèi)變換器的主要波形?？煽闯觯?dāng)且僅當(dāng)VD1導(dǎo)通時(shí)關(guān)斷S1，才能實(shí)現(xiàn)S1的零電流關(guān)斷。因而，要確保該變換器在整個(gè)輸入電壓和負(fù)載變化范圍內(nèi)都能實(shí)現(xiàn)所有開關(guān)管的零電流軟開關(guān)，必須滿足以下電流條件

式中Io，max為滿載時(shí)的輸出電流。

圖4　主要工作波形Fig.4 The relevantwaveforms of the proposed converter

1.3功率管的電應(yīng)力

根據(jù)上述分析可知，諧振電流只流過輔助回路，因此主開關(guān)管的電流應(yīng)力和硬開關(guān)時(shí)相同；添加鉗位二極管VDc，使得S2發(fā)射極的電位在低于C1負(fù)極性端的電位時(shí)被迅速鉗制住，從而徹底消除由二極管結(jié)電容諧振等各種原因引起的功率管上的電壓尖峰。表1將文獻(xiàn)［9］和本文提出的ZCS-PWM方案進(jìn)行電應(yīng)力比較?？煽闯?，本文提出的方案中電壓應(yīng)力和電流應(yīng)力均得到明顯降低。

表1　不同ZCS-PWM方案下功率器件電應(yīng)力Tab.1 Electric stress of all power components in different ZCS-PWM methods

2　CCM時(shí)低電應(yīng)力ZCS-PWM Superbuck變換器的特性分析

2.1平均模型

根據(jù)圖4，可得iS1、iS2、uVD2、uCr在一個(gè)開關(guān)周期內(nèi)的平均值分別為

從而可得出該變換器的平均模型，如圖5所示。由圖5可得平均狀態(tài)方程為

圖5　平均模型Fig.5 Averagemodel of the proposed converter

2.2穩(wěn)態(tài)分析

假設(shè)變換器在一個(gè)周期內(nèi)的靜態(tài)工作點(diǎn)分別為Uin、Uo、Ub、UC1、IL、IL1、IL2、Io、D，小信號(hào)擾動(dòng)分別為，那么就有

將式（20）代入平均狀態(tài)方程式（16）～式（19），分離擾動(dòng)，可得靜態(tài)工作點(diǎn)為

從而可得變換器的輸出特性表達(dá)式為

圖6　不同諧振頻率變換器的輸出特性曲線Fig.6 The output characteristic of the proposed converter

2.3小信號(hào)分析

對(duì)分離擾動(dòng)后的方程式進(jìn)一步線性化，并進(jìn)行拉普拉斯變換，可得s域小信號(hào)模型為

3　實(shí)驗(yàn)結(jié)果

為了驗(yàn)證本文提出的電動(dòng)汽車直流充電樁的可行性，在實(shí)驗(yàn)室完成了一臺(tái)原理樣機(jī)（不含APF部分），其結(jié)構(gòu)如圖7所示。該直流充電樁的主要參數(shù)為：輸入線電壓Ul=380 V±10%（50 Hz），最大充電功率Po，max≈1.8 kW，開關(guān)頻率fs=80 kHz，最大充電電流Io，max=5 A，最大充電電壓Uo，max=365 V，L1=2.5 mH，L2=4 mH，C1=C2=0.47μF，Lr=30μH，Cr=10 nF，S1和S2選用IXSH15N120A，VD2和VD3選用DSEI30-12A，VDc選用HER308，負(fù)載選用320 V/50 A·h的磷碳鐵鋰動(dòng)力電池組（主要電氣參數(shù)如表2所示）。該直流充電樁采用輸出電壓、總電感電流雙閉環(huán)控制，其可實(shí)現(xiàn)先恒流后恒壓兩階段充電。具體實(shí)現(xiàn)機(jī)理為：當(dāng)輸出電壓反饋值Uo，f小于基準(zhǔn)電壓Uo，ref（對(duì)應(yīng)Uo，max），電壓外環(huán)PI調(diào)節(jié)器飽和，其輸出值Io，ref（電流內(nèi)環(huán)的基準(zhǔn)值）被限幅于最大值（對(duì)應(yīng)Io，max）。此時(shí)，電壓外環(huán)相當(dāng)于開環(huán)，只有電流環(huán)在起調(diào)節(jié)作用，即系統(tǒng)工作在恒流充電模式。隨著充電的進(jìn)行，動(dòng)力電池的端電壓會(huì)持續(xù)上升。當(dāng)Uo，f上升超過Uo，ref時(shí)，電壓外環(huán)開始退飽和，此時(shí)系統(tǒng)工作在恒壓充電模式。

圖7　實(shí)驗(yàn)樣機(jī)結(jié)構(gòu)框圖Fig.7 Power stage circuit and controller diagram of the prototype

表2　動(dòng)力電池主要電氣參數(shù)Tab.2 Major specification of the traction battery

表3為相同工作條件下，直流充電樁前級(jí)沒有APF濾波裝置，后級(jí)分別采用Buck變換器和Superbuck變換器，利用Saber仿真軟件所測(cè)得的網(wǎng)側(cè)電流THD。可以看出，由于Superbuck變換器輸入側(cè)電流連續(xù)，直流充電樁網(wǎng)側(cè)電流的THD得以大大減小，從而有效降低了APF的設(shè)計(jì)容量。圖8為低電應(yīng)力ZCS-PWM Superbuck變換器的Gud（s）和Gid（s）的波特圖?？煽闯?，Gud（s）和Gid（s）的理論值與仿真值在低頻段（0～0.2fs）基本吻合，這表明該變換器小信號(hào)模型是正確的。

表3　不同充電模式下的網(wǎng)側(cè)電流THDTab.3 THD of phase currentwith different charging

圖8　傳遞函數(shù)Gud（s）和Gid（s）的波特圖Fig.8 Bode diagrams of transfer function Gud（s）and Gid（s）

圖9分別為最低輸入電壓、最大輸出電壓且滿載充電情況下功率管及諧振元件的端電壓及電流波形。可以看出，實(shí)驗(yàn)波形與理論分析基本吻合，且所有功率管均實(shí)現(xiàn)了零電流軟開關(guān)。由式（11）可知，變換器在滿載時(shí)最難以實(shí)現(xiàn)軟開關(guān)，因此該變換器能在整個(gè)負(fù)載范圍內(nèi)實(shí)現(xiàn)開關(guān)管的零電流開關(guān)。

圖9　有鉗位二極管時(shí)的實(shí)驗(yàn)波形Fig.9 Experimental waveforms with clamp diode

圖10為相同工作條件下，不加鉗位二極管VDc時(shí)S1、S2、VD2、VD3的電壓波形。對(duì)比圖9和圖10可看出，加入鉗位二極管后，電壓尖峰得到明顯抑制，且電壓振蕩的持續(xù)時(shí)間大大縮短。

圖10　不加鉗位二極管時(shí)的實(shí)驗(yàn)波形Fig.10 Experimental waveforms without clamp diode

圖11為相同工作條件時(shí)，不同方法下系統(tǒng)的效率曲線。可以看出，系統(tǒng)最高效率達(dá)到97%。若采用低耐壓值的功率器件，最大效率還可進(jìn)一步提高到98%。此外，從圖中還可看出：恒流充電時(shí)，ZCS方式下的系統(tǒng)效率始終高于硬開關(guān)方式下的變換效率；然而，恒壓充電且輕載時(shí)，前者的變換效率反而低于后者。這是因?yàn)?，流?jīng)輔助支路的諧振電流基本不變，其通態(tài)損耗與負(fù)載大小無關(guān)，因此輕載時(shí)ZCS方式下輔助電路的通態(tài)損耗大于硬開關(guān)方式下功率器件的開關(guān)損耗。

圖11　不同充電模式下系統(tǒng)效率曲線Fig.11 The efficiency curves under different chargingmodes

4　結(jié)論

本文提出了一種新型的大型停車場(chǎng)電動(dòng)汽車充電設(shè)施——直流充電樁以及適用于該設(shè)施后級(jí)裝置的低電應(yīng)力ZCS-PWM Superbuck變換器。分析了該變換器的工作原理和特性，最后以320 V/50 A·h的磷酸鐵鋰動(dòng)力電池為負(fù)載，通過一臺(tái)1.8 kW/80 kHz樣機(jī)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了該充電裝置的可行性。研究結(jié)果表明：

1）直流充電樁可實(shí)現(xiàn)電動(dòng)汽車動(dòng)力電池的恒流、恒壓兩階段慢充功能。

2）相同工作條件下，直流充電樁后級(jí)變換器采用Superbuck變換器，其網(wǎng)側(cè)電流的THD約為采用Buck變換器時(shí)的1/3，從而可有效降低APF的設(shè)計(jì)容量。

3）低電應(yīng)力ZCS-PWM Superbuck變換器可在整個(gè)輸入電壓和負(fù)載變化范圍內(nèi)實(shí)現(xiàn)所有功率管的零電流開關(guān)。與硬開關(guān)相比，系統(tǒng)效率大大提高。

4）采用鉗位二極管有效消除了所有功率管的電壓尖峰，且諧振電流只流過輔助回路，主開關(guān)管的電流應(yīng)力達(dá)到最低。與文獻(xiàn)［9］相比，本文提出的方案中電壓、電流應(yīng)力均得到明顯降低。因此，可采用較低電壓及電流定額的功率器件，以提高系統(tǒng)效率，并降低成本。

［1］張謙，韓維健，俞集輝，等.電動(dòng)汽車充電站仿真模型及其對(duì)電網(wǎng)諧波影響［J］.電工技術(shù)學(xué)報(bào)，2012，27（2）：159-164.

Zhang Qian，Han Weijian，Yu Jihui，et al.Simulation model of electric vehicle charging station and the harmonic analysis on power grid［J］.Transactions of China Electrotechnical Society，2012，27（2）：159-164.

［2］陳征，劉念，路欣怡，等.考慮換電儲(chǔ)備的電動(dòng)汽車光伏換電站動(dòng)態(tài)功率分配方法［J］.電工技術(shù)學(xué)報(bào)，2014，29（4）：306-315.

Chen Zheng，Liu Nian，Lu Xinyi，et al.Dynamic power distribution method of PV-based battery switch stations considering battery reservation［J］.Transactions of China Electrotechnical Society，2014，29（4）：306-315.

［3］Long Lam，Bauer Pavol.Practical capacity fadingmodel for Li-Ion battery cells in electric vehicles［J］.IEEE Transactions on Power Electronics，2013，28（12）：5910-5918.

［4］張?jiān)?，陸佳政，李?利用有源濾波功能的新型電動(dòng)汽車交流充電樁［J］.高電壓技術(shù)，2011，37（1）：150-156.

Zhang Yun，Lu Jiazheng，Li Bo.New electric vehicle AC charge spots using active power filter［J］.High Voltage Engineering，2011，37（1）：150-156.

［5］徐順剛，王金平，許建平.一種延長(zhǎng)電動(dòng)汽車蓄電池壽命的均衡充電控制策略［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2012，32（3）：43-48.

Xu Shungang，Wang Jinping，Xu Jianping.An equalizing charge control strategy to extend battery cycle life for electric vehicles［J］.Proceedings of the CSEE，2012，32（3）：43-48.

［6］Kuperman A，Levy U，Goren J，et al.Battery charger for electric vehicle traction battery switch station［J］. IEEE Transactions on Industrial Electronics，2013，60（12）：5391-5399.

［7］Deng Junjun，Li Siqi，Hu Sideng，et al.Design methodology of LLC resonant converters for electric vehicle battery chargers［J］.IEEE Transransactions on Vehicular Technology，2014，63（4）：1581-1592.

［8］Jia Pengyu，Zheng T Q，Li Yan.Parameter design of damping networks for the Superbuck converter［J］.IEEE Transactions on Power Electronics，2013，28（8）：3845-3859.

［9］Mishima T，Miyake S，Nakaoka M.A feasibility study of ZCS-PWM Boost DC-DC converters with auxiliary lossless active edge-resonant cell［C］.31st International Telecommunications Energy Conference，Incheon，2009：1-5.

［10］肖華鋒，劉隰蒲，蘭科.一種零電流轉(zhuǎn)換H6結(jié)構(gòu)非隔離光伏并網(wǎng)逆變器［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2014，34（1）：32-39.

Xiao Huafeng，Liu Xipu，Lan Ke.Zero-currenttransition H6 type transformerless PV grid-connected inverters［J］.Proceedings of the CSEE，2014，34（1）：32-39.

［11］秦嶺，張航，王亞芳，等.基于新型箝位電路的低電壓應(yīng)力零電流開關(guān)半橋PWM變換器［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2008，28（24）：25-30.

Qin Ling，Zhang Hang，Wang Yafang，et al.A ZCSPWM half-bridge converterwith lower voltage stress based on a novel clamp branch circuit［J］.Proceedings of the CSEE，2008，28（24）：25-30.

［12］Chuang Y C.High-efficiency ZCS Buck converter for rechargeable batteries［J］.IEEE Transactions on Industrial Electronics，2010，57（7）：2463-2472.

［13］Adib E，F(xiàn)arzanehfard H.Analysis and design of a zerocurrent switching forward converter with simple auxiliary circuit［J］.IEEE Transactions on Power Electronics，2012，27（1）：144-150.

［14］Mishima T，Nakaoka M.A practical ZCS-PWM Boost dc-dc converter with clamping diode-assisted active edgeresonant cell and its extended topologies［J］.IEEE Transactions on Industrial Electronics，2013，60（6）：2225-2236.

［15］秦嶺，張航，謝少軍.低電壓應(yīng)力零電流開關(guān)降壓變換器［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2008，28（6）：55-61.

Qin Ling，Zhang Hang，Xie Shaojun.A novel ZCS-PWM buck converterwith lower voltage stress［J］.Proceedings of the CSEE，2008，28（6）：55-61.

［16］Rezvanyvardom M，Adib E，F(xiàn)arzanehfard H.New interleaved zero-current switching pulse-width modulation boost converter with one auxiliary switch［J］.IET Power Electronics，2011，4（9）：979-983.

［18］Dias E C，F(xiàn)reitas L C G，Coelho E A A，et al.Novel true zero current turn-on and turn-off converter family：analysis and experimental results［J］.IET Power Electronics，2010，3（1）：33-42.

［19］Qin Ling，Wang Yafang，Gu Juping，et al.A novel family of ZCS-PWM converters minimizing additional conduction loss［C］.International Conference on Electrical Machines and Systems，Wuhan，2008：1716-1720.

［20］Wang Chien-Ming，Hsu Shih-Yung，Lin Chang-Hua，et al.A ZCS-PWM interleaved Boost DC/DC converter［C］.2013 IEEE Region 10 Conference，Xi'an，2013：1-4.

［21］羅全明，閆歡，支樹播，等.一種交錯(cuò)控制高增益ZCT Boost變換器［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2013，33（12）：18-23.

Luo Quanming，Yan Huan，Zhi Shubo，et al.An interleaved high step-up zero-current-transition boost converter［J］.Proceedings of the CSEE，2013，33（12）：18-23.

ZCS-PWM Superbuck Converter w ith Reduced Electric Stress for Electric Vehicle DC Charging Spot in Large Parking Lot

Qin Ling1，2Kong Xiaoxiao1Mao Jingfeng1Xie Shaojun2Hu Mao1
（1.School of Electrical Engineering Nantong University Nantong 226019 China 2.College of Automation Engineering Nanjing University of Aeronautics&Astronautics Nanjing 210016 China）

This paper presents a novel electric vehicle（EV）charging facility—DC charging spot—in large parking lot and a zero-current-switching（ZCS）pulse-width-modulated（PWM）Superbuck converter with reduced electric stress suitable for the output stage.In the paper，the operation principles have been thoroughly analyzed and the condition of the soft switching and the electric stress of the power electronics devices are obtained.Then，the steady-state and dynamic character can be estimated by the state-space averaging approach.Finally，a charger prototype rated l.8 kW/80 kHz is constructed for a 320 V/50 A·h Lithium-ironphosphate battery pack.The simulation and experimental results show that the proposed DC charging spot has the advantages of low harmonic pollution，high efficiency，long lifetime，low cost and ease of bulk construction.

Battery charger，electric vehicle，power converters，zero-current-switching，reduced electric stress

TM315

秦嶺男，1977年生，博士研究生，副教授，研究方向?yàn)樾履茉窗l(fā)電及先進(jìn)儲(chǔ)能技術(shù)。（通信作者）

孔笑笑女，1991年生，碩士研究生，研究方向?yàn)楣β孰娮幼儞Q及軟開關(guān)技術(shù)。

國家自然科學(xué)基金（51207075、51477077）和江蘇省自然科學(xué)基金（BK20141238）資助項(xiàng)目。

2015-01-20改稿日期2015-10-10