含雙有源全橋變換器的直流微電網(wǎng)控制策略研究摘要為了適應分布式能源和各種直流負荷接入電網(wǎng)后系統(tǒng)仍能正常運行，本文設計了一種基于雙有源全橋DC/DC變換器的直流微電網(wǎng)。該微電網(wǎng)由光伏發(fā)電系統(tǒng)、超級電容器-鋰電池儲能系統(tǒng)、負荷組成。其中超級電容器和鋰電池經(jīng)雙有源全橋變換器采用并聯(lián)結(jié)構(gòu)接入直流母線，構(gòu)成超級電容器-鋰電池混合儲能系統(tǒng)，當系統(tǒng)功率不平衡時，超級電容器先投入動作，當其端電壓超過單獨調(diào)節(jié)范圍時，向鋰電池發(fā)出動作信號，鋰電池也開始工作，二者協(xié)調(diào)配合調(diào)整直流母線電壓，此策略極大利用了超級電容器和鋰電池各自優(yōu)勢，前者功率密度大、后者鋰電池能量密度高，延長了裝置的壽命周期。通過分析直流微電網(wǎng)系統(tǒng)電壓波動的影響因素、功率流動關(guān)系，采用數(shù)字編碼的方式研究了系統(tǒng)的不同運行模式。通過對直流母線電壓分層，得到了系統(tǒng)的有效運行原則，確定了系統(tǒng)的有效運行模式，進而提出了基于7種工作模式下的控制策略，并詳細闡述了每種工作模式下光伏發(fā)電系統(tǒng)、超級電容器-鋰電池混合儲能系統(tǒng)、負荷控制系統(tǒng)等子系統(tǒng)的具體工作狀態(tài)，各個子系統(tǒng)間協(xié)調(diào)配合，確保了直流微電網(wǎng)系統(tǒng)在各個工況下都能可靠運行。最后，建立了基于Matlab/Simulink的直流微電網(wǎng)仿真模型，通過仿真分析，驗證了所提出控制策略的合理性和有效性。關(guān)鍵詞：直流微電網(wǎng)；雙有源全橋變換器；混合儲能；協(xié)調(diào)控制目錄摘要 [14][15]。杭州電子科技大學微電網(wǎng)系統(tǒng)，大力利用光伏發(fā)電，其發(fā)電量占總發(fā)電容量的一半為120kW，陰天或晚上由外部電網(wǎng)通過PCC點進行供電，可為兩棟教學樓供電。天津大學的微電網(wǎng)實驗室高效利用多種能源，儲能系統(tǒng)形式多樣，包含鋰離子、壓縮空氣、飛輪等。1.2.2直流變換器研究現(xiàn)狀直流變換器分為單向和雙向兩種，雙向DC/DC變換器可以實現(xiàn)功率的雙向流動，在雙向輸電系統(tǒng)中可以有效地減少系統(tǒng)體積和重量，被廣泛應用于許多飛機的高壓直流配電、電池充放電、UPS、太陽能發(fā)電等系統(tǒng)[16]。雙向DC/DC變換器分為隔離型和非隔離型變換器。非隔離型變換器結(jié)構(gòu)比較簡單，能量損耗較小，工作效率較高。典型的非隔離型雙向DC/DC變換器有以下幾種，其拓撲結(jié)構(gòu)如圖1-3所示。（a）buck/boost雙向DC/DC變換器（b）Cuk雙向DC/DC變換器（c）Zeta/Sepic雙向DC/DC變換器圖1-3幾種典型的非隔離型雙向DC/DC變換器如圖1-3（a）所示，buck/boost變換器的工作原理為：該變換器可被等效為單向buck和boost變換器的反向并聯(lián)組合。當S2關(guān)斷、S1工作時，功率從U1傳輸?shù)経2，處于boost工作期間，即為升壓運行；反之，當S1關(guān)斷、S2工作時，功率從U2傳輸?shù)経1，處于buck工作期間，即為降壓運行。因此，此變換器具有雙向功率流，被廣泛用于電池充電和放電等領(lǐng)域[18]。雖然非隔離型DC/DC變換器結(jié)構(gòu)和工作原理更為簡單，但與隔離型相比，缺少了高頻變壓器的隔離，因此其電壓變比一般比較小，通常適用于小范圍電壓變換的直流電網(wǎng)中，且當應用于中、大功率場合時，在電流應力等因素下，變換器在CCM下工作，無法實現(xiàn)軟開關(guān)，因此系統(tǒng)效率可能會低于隔離型[17]。隔離型DC/DC變換器用于輸入和輸出端電壓等級轉(zhuǎn)換較大，需要電氣隔離的情況，其可靠性更強，適用范圍更廣。典型的隔離型DC/DC變換器其拓撲結(jié)構(gòu)如下圖1-4所示。（a）正激雙向DC/DC變換器（b）反激雙向DC/DC變換器（c）半橋雙向DC/DC變換器（d）雙向全橋DC/DC變換器圖1-4幾種典型的隔離型雙向DC/DC變換器其中，雙有源全橋DC/DC變換器（DualActiveBridge，DAB）最為通用。在DAB中，移相控制是其最常用的控制方法，其工作原理是在高頻變壓器兩側(cè)施加方波控制脈沖，通過使原邊和副邊產(chǎn)生相同相位差的方波，根據(jù)相位差來控制電感L兩側(cè)的電壓，進而控制控制傳輸功率的方向和大小。移相調(diào)制方式有很多優(yōu)勢，當端電壓與變壓器變比k之間相匹配時，開關(guān)管都為ZVS導通，二極管為零電流關(guān)斷，損耗極小，更易實現(xiàn)軟開關(guān)[19]。1.3主要研究內(nèi)容和章節(jié)安排本次畢業(yè)設計基于雙有源全橋DC/DC變換器，將光伏發(fā)電系統(tǒng)、超級電容器儲能系統(tǒng)、鋰電池儲能系統(tǒng)及負荷控制器系統(tǒng)進行整合構(gòu)成直流微電網(wǎng)系統(tǒng)。通過分析直流微電網(wǎng)系統(tǒng)電壓波動情況，對直流微電網(wǎng)控制策略進行了研究。具體的研究思路是：首先，分析雙有源全橋DC/DC變換器的拓撲結(jié)構(gòu)、控制方式；其次，通過分析超級電容、鋰電池工作特性，構(gòu)建了超級電容-鋰電池混合儲能系統(tǒng)結(jié)構(gòu)，并得出其運行控制策略；然后通過分析直流微電網(wǎng)系統(tǒng)電壓波動的影響因素、功率流動關(guān)系，建立了有效運行原則，得出了系統(tǒng)有效運行模式，并設計了基于7種工作模式下的協(xié)調(diào)控制策略。最后，搭建基于Matlab/Simulink的仿真模型，對所提出的控制策略的有效性進行驗證。本論文的章節(jié)安排為：第一章：闡述了選題背景及意義，其中重點介紹了微電網(wǎng)的意義，直流微電網(wǎng)及隔離型雙有源全橋DC/DC變換器的優(yōu)勢，然后論述了直流微電網(wǎng)以及直流變換器的研究現(xiàn)狀。第二章：闡述了雙有源全橋DC/DC變換器的拓撲結(jié)構(gòu)及其移相控制方式，重點分析了單移相控制方式，將其工作模態(tài)劃分為六個區(qū)間，分析了每個階段的電感電流的變化情況，通過公式推導及詳細分析，得到了雙有源全橋變換器的功率特性曲線。第三章：根據(jù)超級電容器及鋰電池的等效模型及輸出特性，設計了將超級電容器和鋰電池經(jīng)雙有源全橋變換器采用并聯(lián)結(jié)構(gòu)接入直流母線，從而建立了超級電容器-鋰電池混合儲能系統(tǒng)，提出其控制策略，得到系統(tǒng)運行控制圖，并通過仿真分析驗證。第四章：將光伏發(fā)電系統(tǒng)、超級電容器儲能系統(tǒng)、鋰電池儲能系統(tǒng)及負荷控制器系統(tǒng)進行整合構(gòu)成直流微電網(wǎng)系統(tǒng)。通過分析直流微電網(wǎng)系統(tǒng)電壓波動的影響因素、功率流動關(guān)系，研究其運行模式，提出基于7種工作模式下的控制策略。最后，通過建立基于Matlab/Simulink的仿真模型，驗證了其合理性和有效性。第五章：總結(jié)與展望。

第2章雙有源全橋變換器的結(jié)構(gòu)與控制2.1雙有源全橋變換器拓撲結(jié)構(gòu)雙有源全橋DC/DC變換器的拓撲結(jié)構(gòu)如圖2-1所示。該拓撲兩端均為直流端口，具有對稱性，其中所有的功率開關(guān)器件都是全控型器件，可實現(xiàn)功率雙向流動。圖2-1雙有源全橋變換器拓撲結(jié)構(gòu)雙有源全橋變換器電路結(jié)構(gòu)如圖2-1所示，其由兩個對稱的H橋、一個高頻隔離變壓器、等效漏感以及輸入、輸出側(cè)兩個直流電容組成。如圖所示，設從左到右電流方向為正向，則U1為輸入側(cè)電壓，C1為輸入電容，U2為輸出側(cè)電壓，C2為輸出電容，L為等效漏感，iL為流過漏感的電流，UL為漏感L兩端的電壓，UP為變壓器的原邊電壓，US為副邊電壓，其變比為n：1。在分析雙有源全橋變換器的運行原理和工作特性之前，首先對變換器做出如下假設[22]：（1）假設變換器工作在穩(wěn)定狀態(tài)；（2）假設所有開關(guān)管均為理想開關(guān)管并反并聯(lián)一個二極管；（3）假設變壓器為理想變壓器，忽略勵磁電流、渦流損耗等因素對本研究的影響。綜上所述，雙有源全橋變換器的拓撲結(jié)構(gòu)可以簡單等效為圖2-2所示[20]。圖2-2雙有源全橋變換器的等效電路2.2基于雙有源全橋變換器的移相控制方式對于雙有源全橋變換器的控制，移相控制方式最為普遍。移相控制策略的基本原理為：給變壓器原邊和副邊兩側(cè)施加全橋驅(qū)動脈沖，通過調(diào)節(jié)兩側(cè)脈沖的相位差，使得電感L的電壓和功率發(fā)生變化，進而控制了變換器的傳輸功率。功率由相位超前一側(cè)向滯后一側(cè)傳輸，傳輸?shù)拇笮∮勺儞Q器原邊和副邊全橋中電壓的幅值和相位差決定[21]。當UP的相位超前于US時，變換器正向傳輸，反之。移相控制的調(diào)制方式通常分為以下幾種：（1）單移相控制（SPS）是最簡單、最可靠并且應用最廣泛的一種方式。SPS控制方式只有一個控制變量為UP和US的移相比D，其控制了功率的流動方向和大小。在此方式下，變壓器兩側(cè)為占空比50%的互補方波，對角上的開關(guān)管動作相同，非對角動作相反。但是，此控制方式會存在部分功率回流，傳輸效率較低[22]-[23]。（2）擴展移相控制（EPS）是在SPS的基礎上改進，增加了橋內(nèi)移向角，其為對全橋一側(cè)斜對角兩只開關(guān)管的控制。因此控制變量為兩個，分為外移相占空比D1和內(nèi)移相占空比D2。D1控制了功率的流向和大小，D2減小了功率回流，減小損耗。但由于兩側(cè)全橋波形不同，控制方式不同，不同模式下需采用不同的調(diào)制波形，控制難度增大[25]-[27]。（3）雙重移相控制（DPS）與EPS相似，增加了橋內(nèi)移相比，同樣通過控制D1、D2傳輸功率。且兩側(cè)的橋內(nèi)移相比相同，結(jié)構(gòu)上和控制上仍保持對稱性，控制難度相對較小，傳輸效率較高，性能較好[28]-[32]。（4）三重移相控制（TPS）控制變量增加為3個，其在變壓器兩側(cè)的全橋內(nèi)增加的移相占空比變量分別為D2和D3，其有效減小了功率回流，功率傳輸效率得到了較大提高。但其方式與SPS、EPS和DPS控制方式相比十分復雜，控制變量之間關(guān)系復雜，使得控制系統(tǒng)的計算量很大。王珺教授對三移相調(diào)制策略也進行了優(yōu)化，但是該方法僅適用于輕載條件，無法在重載條件下發(fā)揮作用[33]-[34]。（5）PPS控制方式在移相控制的基礎上，在變壓器上引入PWM控制，控制變量為2種或3種，分為單PWM加移相控制和雙PWM加移相控制兩種方式。雖然此方式增大了軟開關(guān)范圍，減小了電感電流，損耗大大減小，但其控制方式復雜程度也大大增加，實用性較低[35]-[36]。根據(jù)上述基于雙有源全橋變化器的移相控制方式的分析，單移相控制是最簡單最通用的一種方式，故本次畢業(yè)設計采用單移相控制方式。2.3單移相控制方式2.3.1單移相控制工作模態(tài)本文對雙有源全橋變換器的功率的雙向傳輸進行研究，其需在正反向工作模式間平滑切換。如圖2-3所示，為單移相控制方式的波形圖。圖2-3單移相控制波形如圖2-3中，Th表示半開關(guān)周期，表示變壓器兩側(cè)方波相差的移相角，移相占空比為D（2-1）所有開關(guān)管上的驅(qū)動信號均為占空比50%的方波，其中初級側(cè)和次級側(cè)都為對角開關(guān)管驅(qū)動信號相同，非對角開關(guān)管驅(qū)動信號互補的控制規(guī)律，即S1和S4，S2和S3，S5和S8，S6和S7驅(qū)動信號分別相同，而S1，4和S2，3，S5，8和S6，7驅(qū)動信號分別相反，且初級側(cè)S1，4和次級側(cè)S5，8的驅(qū)動脈沖之間存在一定的相位差，使得電感L的電壓不同，從而控制功率傳輸?shù)拇笮『头较颍海?）當D>0時，即開關(guān)管S1，4的驅(qū)動信號超前S5，8，功率從初級側(cè)傳向次級側(cè)，代表功率正向傳輸；（2）當D<0時，即開關(guān)管S1，4的驅(qū)動信號滯后S5，8，功率從次級側(cè)傳向初級側(cè)，代表功率反向傳輸[37]。功率傳輸?shù)拇笮∮傻拇笮∷鶝Q定。在SPS控制方式下，雙有源全橋DC/DC變換器正向和反向工作規(guī)律相似，本文均以正向工作模式為例來進行分析。根據(jù)上述分析和圖2-3的控制波形，將其劃分為6個區(qū)間來進行分析，如圖2-4所示。（a）t0-t1時間段（b）t1-t2時間段（c）t2-t3時間段（d）t3-t4時間段（e）t4-t5時間段（f）t5-t6時間段圖2-4SPS控制下雙有源全橋變換器的6個工作模態(tài)（1）工作模態(tài)1：t0-t1時間段，對應圖2-4（a）。在t0時刻，iL達到負向最大值，開關(guān)管S1，4從關(guān)斷變?yōu)閷顟B(tài)，S2，3從導通變?yōu)殛P(guān)斷狀態(tài)，S6，7仍為導通狀態(tài)，S5，8仍為關(guān)斷狀態(tài)，電流通路為初級側(cè)D1，4和次級側(cè)D6，7，電感L給U1、U2側(cè)同時放電，iL為負值，并且快速增大。此模態(tài)下iL可表示為：（2-2）（2）工作模態(tài)2：t1-t2時間段，對應圖2-4（b）。在t1時刻，iL減小到零，開關(guān)管S1，4和S6，7仍為導通狀態(tài)，S2，3和S5，8仍為關(guān)斷狀態(tài)，電流通路為S1，4和S6，7，U1、U2側(cè)同時給電感L充電，iL為正向并且不斷快速增大。此模態(tài)下iL可表示為：（2-3）（3）工作模態(tài)3：t2-t3時間段，對應圖2-4（c）。在t2時刻，iL為正值，開關(guān)管S5，8從關(guān)斷變?yōu)閷顟B(tài)，S6，7從導通變?yōu)殛P(guān)斷狀態(tài)，S1，4仍為導通狀態(tài)，S2，3仍為關(guān)斷狀態(tài)，電流通路為初級側(cè)S1，4和次級側(cè)D5，8，U1側(cè)給電感L充電同時給U2側(cè)放電，設U1＞nU2，iL為正向電流且緩慢增大。此模態(tài)下iL可表示為：（2-4）（4）工作模態(tài)4：t3-t4時間段，對應圖2-4（d）。在t3時刻，iL為正向最大值，開關(guān)管S1，4從導通變?yōu)殛P(guān)斷狀態(tài)，S2，3從關(guān)斷變?yōu)閷顟B(tài)，S6，7仍為關(guān)斷狀態(tài)，S5，8仍為導通狀態(tài)，電流通路為初級側(cè)D2，3和次級側(cè)D5，8，電感L給U1、U2側(cè)同時放電，iL為正向電流且快速減小。此模態(tài)下iL可表示為：（2-5）（5）工作模態(tài)5：t4-t5時間段，對應圖2-4（e）。在t4時刻，iL從正向值減小到零，開關(guān)管S1，4和S6，7仍為關(guān)斷狀態(tài)，S2，3和S5，8仍為導通狀態(tài)，電流通路為S2，3和S5，8，U1、U2側(cè)同時給電感L充電，iL變?yōu)樨撓螂娏髑铱焖贉p小。此模態(tài)下iL可表示為：（2-6）（6）工作模態(tài)6：t5-t6時間段，對應圖2-4（f）。在t5時刻，iL為負向電流，開關(guān)管S5，8從導通變?yōu)殛P(guān)斷狀態(tài)，S6，7從關(guān)斷變?yōu)閷顟B(tài)，S1，4仍為關(guān)斷狀態(tài)，S2，3仍為導通狀態(tài)，電流通路為S2，3和D6，7，U1側(cè)給電感L充電同時給U2側(cè)放電，設U1＞nU2，iL仍為負向電流且緩慢減小。此模態(tài)下iL可表示為：（2-7）綜上分析，在t6時刻，iL為負向電流最大值，此時刻與t0相同，又開始下一開關(guān)周期的重復動作。在一個開關(guān)周期內(nèi)，iL的變化可分為四個階段：（1）t0-t2階段：iL從負向電流迅速增大為正向；（2）t2-t3階段：iL仍為正向電流且緩慢增大，且在t3時刻達到正向最大值；（3）t3-t5階段：iL從正向電流迅速減小為負向；（4）t5-t6階段：iL仍為負向電流且緩慢減小，且在t6時刻達到負向最大值；由此可得，此四個階段是以t3時刻為分界點，t0-t3階段和t3-t6階段為兩個相似的半周期，前者為負向電流，后者為正向電流。2.3.2單移相控制功率特性根據(jù)上述分析，如圖2-2所示，設Th為半開關(guān)周期，可得：（2-8）又因為每個開關(guān)周期內(nèi)iL具有對稱性：（2-9）進一步化簡式（2-9），可得：（2-10）定義電壓傳輸比k為：（2-11）由此可得，式（2-10）可化簡為：（2-12）忽略變換器損耗，雙有源全橋變換器傳輸功率P與移相角D之間的關(guān)系表達式為：（2-13）輸入電流I1可表示為：（2-14）輸出電流I2可表示為：（2-15）一個周期內(nèi)電感L的電流峰值可表示為：（2-16）根據(jù)式（2-13）可得雙有源全橋變換器的傳輸功率P與移相角D之間的關(guān)系曲線，如圖2-5所示。圖2-5雙有源全橋變換器的P-D曲線由圖2-5可得：（1）P-D曲線關(guān)于（0,0）呈中心對稱，基本呈現(xiàn)正弦形狀，故正向和反向功率傳輸特性相似；（2）當0<D<1時，功率正向傳輸，D處于（0,0.5）時，P隨著D的增大而增大，D處于（0.5,1）時，P隨著D的增大而減小。正向曲線關(guān)于D=0.5對稱，且在D=0.5時，P為最大正向值Pmax；當-1<D<0時，反之。2.4本章小結(jié)本章闡述了雙有源全橋DC/DC變換器的拓撲結(jié)構(gòu)及其移相控制方式，重點分析了單移相控制方式，將其工作模態(tài)劃分為六個區(qū)間，通過對每個階段的分析及其電感電流的公式推導，得到雙有源全橋變換器的P-D曲線，為后文控制策略的設計奠定了基礎。第3章超級電容器-鋰電池混合儲能特性及控制策略研究3.1超級電容器工作特性3.1.1超級電容器工作原理超級電容器，主要是指基于雙電層原理工作的雙電層超級電容器。常用超級電容器的電解質(zhì)為碳材料，其內(nèi)部結(jié)構(gòu)原理如圖3-1所示。圖3-1超級電容器結(jié)構(gòu)圖如圖3-1所示，超級電容器由一個正、負極板，兩個電極板間的隔膜及其電解液構(gòu)成，兩個極板可視為是置于電解液中的兩個活性碳電極。根據(jù)電容器原理，電極間距和表面積決定了電容器容量。超級電容器采用多孔活性碳電極，和電解質(zhì)具有極大的表面積，且雙層之間的距離也非常小，故超級電容器具有很大的電容量，可以用來儲存大量的靜電能量[19-24]。3.1.2超級電容器等效模型為了更好的分析和應用超級電容器，需要對超級電容器進行建模，對此學者們提出眾多等效模型。一般采用簡化模型，主要有以下幾種：非線性簡化模型、經(jīng)典模型以及簡化串聯(lián)RC模型。前兩種模型都考慮了電感效應，但正常工作時漏電流極小，可以忽略其電感效應，為便于分析，本文采用簡化串聯(lián)RC模型。如圖3-2所示為簡化串聯(lián)RC模型，其由串聯(lián)等效電阻R和理想電容器Ｃ串聯(lián)而成。圖3-2簡化串聯(lián)RC模型如圖3-2所示，圖中，USC表征超級電容端電壓；ISC表征流過電容C的電流，R表征等效串聯(lián)電阻。3.1.3超級電容器輸出特性如圖3-2所示，根據(jù)電路原理，可得電路方程：（3-1）超級電容器SOC可表示為：（3-2）式（3-2）中：Qt是在時間t存儲在超級電容器中的電荷量，QN是超級電容器的總?cè)萘浚琔max是超級電容器正常工作時的最大電壓值，Umin是超級電容器正常工作時的最小電壓值。將式（3-1）代入式（3-2）可得：（3-3）式（3-3）中：U0是超級電容器的初始電壓；故可得超級電容器儲存的能量JSC為：（3-4）3.2鋰電池工作特性3.2.1鋰電池工作原理鋰離子電池采用電化學儲能方式，其內(nèi)部由正負極、隔膜、外殼和電解液四個部分組成，本文以磷酸鐵鋰電池為例對其進行分析[41]：（1）當施加電場時，鋰離子離開正極，通過電解質(zhì)和膜后進入負極，正鋰離子減少，負鋰離子增加，即為充電狀態(tài)；（2）反之，鋰離子離開負極，進入正極，正鋰離子增加，負鋰離子減少，即為放電狀態(tài)。充放電過程中，鋰電池正、負極和電解液的化學方程式可分別表示為：（3-5）（3-6）（3-7）3.2.2鋰電池等效模型鋰電池的等效電路模型中較為常見的包括二階RC模型、Thevenin模型、內(nèi)阻模型。其兩者模型中考慮了極化因子，可以解決環(huán)境溫度變化或電池老化引起的計算精度下降的問題，但模型的結(jié)構(gòu)比較復雜?？紤]到本設計受環(huán)境因素極小，故采用內(nèi)阻模型，模型結(jié)構(gòu)如圖3-3所示。圖3-3內(nèi)阻模型如圖3-3所示，內(nèi)阻模型由理想電壓源E和內(nèi)阻Rb串聯(lián)而成，其結(jié)構(gòu)簡單，實用性強。其中Ub是鋰電池的端電壓；Ib是鋰電池電流。3.2.3鋰電池輸出特性根據(jù)圖3-3內(nèi)阻模型，可得鋰電池輸出特性方程為：（3-8）荷電狀態(tài)SOC特性方程為：（3-9）3.3混合儲能控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)及控制策略的研究3.3.1混合儲能系統(tǒng)結(jié)構(gòu)本文設計了基于雙有源全橋DC/DC變換器的超級電容-鋰電池混合儲能系統(tǒng)，如圖3-5所示。圖3-5超級電容-鋰電池混合儲能系統(tǒng)如圖3-5所示，超級電容器和鋰電池分別經(jīng)過雙有源全橋變換器1、2連接到直流母線，構(gòu)成并聯(lián)型超級電容器-鋰電池混合儲能系統(tǒng)。3.3.2混合儲能系統(tǒng)運行及控制策略混合儲能系統(tǒng)控制框圖如圖3-6所示。圖中Uref、Udc分別為直流母線電壓的參考值和實際值；Usc為超級電容電壓的實際值。圖3-6混合儲能系統(tǒng)運行控制框圖當系統(tǒng)母線電壓發(fā)生波動時，超級電容器先進行調(diào)節(jié)，以下為超級電容器控制過程：（1）當UL1<Udc<UH1：直流母線電壓的波動較小，在微電網(wǎng)自行調(diào)節(jié)范圍內(nèi)，儲能系統(tǒng)不動作，此時，超級電容器的輸出電流為0。（2）當UH1<Udc<UH2：直流母線電壓升高，超級電容器儲能系統(tǒng)開始工作，為充電狀態(tài)，從微電網(wǎng)中快速吸收能量。（3）當UL2<Udc<UL1：直流母線電壓降低，超級電容器儲能系統(tǒng)開始放電，此時輸出電流，向微電網(wǎng)快速輸出能量。超級電容器的儲能控制流程如下圖3-7所示：圖3-7超級電容器儲能控制流程隨著超級電容器儲能持續(xù)工作，當其端電壓超過單獨調(diào)節(jié)范圍時，向鋰電池發(fā)出動作信號，鋰電池也進行調(diào)節(jié)，二者協(xié)調(diào)配合，實現(xiàn)對母線電壓的調(diào)節(jié)，維持直流微電網(wǎng)的穩(wěn)定性。超級電容端電壓Usc1、Usc2、Usc3、Usc4分別為鋰電池儲能系統(tǒng)動作臨界值，鋰電池控制過程為：（1）當Usc2<Usc<Usc3：只采用超級電容器的單獨調(diào)節(jié)，該區(qū)間為鋰電池儲能系統(tǒng)的不動作區(qū)。此時，鋰電池儲能輸出電流為0；（2）當Usc3<Usc<Usc4：超級電容器端電壓過高，鋰電池儲能系統(tǒng)開始充電，鋰電池從微電網(wǎng)中吸收功率；（3）當Usc1<Usc<Usc2：超級電容器端電壓過低，鋰電池儲能系統(tǒng)開始放電，鋰電池向微電網(wǎng)提供能量。鋰電池儲能運行流程圖具體見圖3-8所示。圖3-8鋰電池儲能控制流程為了避免超級電容器和鋰電池的深度充電和放電，防止裝置損壞，需設定其工作區(qū)間，當運行超過設定限值時，停止工作。（1）超級電容器：采用端電壓Usc設定工作區(qū)間，為（Usc1，Usc4）；（2）鋰電池：采用剩余容量SOCb確定運行區(qū)間，為（SOCbmin，SOCbmax）。該控制策略可以充分發(fā)揮超級電容和鋰電池的優(yōu)勢，通過采集直流母線電壓和超級電容器電壓就可以實現(xiàn)其作用，不需要計算高低頻功率，降低了控制的復雜性。3.4混合儲能系統(tǒng)仿真根據(jù)上述超級電容-鋰電池混合儲能系統(tǒng)圖3-5，本文搭建了基于Matlab/simulink的混合儲能系統(tǒng)圖，如圖3-9所示。圖3-9混合儲能系統(tǒng)仿真模型仿真參數(shù)同后文4.4.1中的設置，仿真模型中對應的兩個控制模塊，圖3-10為超級電容器控制模塊，圖3-11為鋰電池控制模塊。圖3-10超級電容器控制模塊圖3-11鋰電池控制模塊根據(jù)混合儲能系統(tǒng)的功能，設定以下兩種運行狀態(tài)對其進行仿真測試：（1）混合儲能系統(tǒng)充電，用于直流母線電壓上升時，吸收系統(tǒng)能量；（2）混合儲能系統(tǒng)放電，用于直流母線電壓下降時，提供系統(tǒng)能量。3.4.1混合儲能系統(tǒng)充電仿真測試超級電容器-鋰電池混合儲能系統(tǒng)充電仿真測試如下圖3-12、3-13所示。圖3-12為充電模式1，此模式只有超級電容器動作，圖3-13為充電模式2，此模式下超級電容器和鋰電池都處于充電狀態(tài)。圖3-12充電模式1仿真測試充電模式1的仿真結(jié)果如圖3-12所示。開始時系統(tǒng)功率保持平衡，在0.031s時負荷減少或光伏輸出功率增加，直流母線電壓升高至416.93V，系統(tǒng)功率有剩余。此時超級電容器發(fā)生動作，吸收系統(tǒng)功率，處于充電狀態(tài)，充電電流值逐漸增加，端電壓逐漸增大，鋰電池儲能系統(tǒng)未達到動作電壓，處于截止狀態(tài)。最終Udc穩(wěn)定在413.2V，Isc穩(wěn)定在-12.25A，Usc逐漸增大，Ib為0A，SOCb為50%。圖3-13充電模式2仿真測試充電模式2的仿真結(jié)果如圖3-13所示。開始時系統(tǒng)工作在穩(wěn)定狀態(tài)，在0.05s時由于負荷迅速減少或光伏輸出功率大幅度增加，直流母線電壓Udc增大到438.2V，系統(tǒng)工作在充電模式1，超級電容器充電，端電壓逐漸增大，在0.268s時Usc增大到102V，鋰電池儲能系統(tǒng)達到動作電壓Usc3，鋰電池開始充電。最終Udc穩(wěn)定在427.5V，Isc穩(wěn)定在-12.12A，，Ib為-3.3A，SOCb為50.022%。3.4.2混合儲能系統(tǒng)放電仿真測試超級電容器-鋰電池混合儲能系統(tǒng)放電仿真測試如下圖3-14、3-15所示。圖3-14為放電模式1，此模式只有超級電容器放電，圖3-13為放電模式2，此模式下超級電容器和鋰電池均處于放電狀態(tài)。圖3-14放電模式1仿真測試放電模式1的仿真結(jié)果如圖3-14所示。開始時系統(tǒng)功率保持平衡，在0.02s時負荷增加或光伏輸出功率減少，直流母線電壓降低至378.5V，系統(tǒng)功率不足。此時超級電容器發(fā)生動作，輸出功率，處于放電狀態(tài)，放電電流值逐漸增加，端電壓逐漸減小，鋰電池儲能系統(tǒng)未達到動作電壓，處于截止狀態(tài)。最終Udc穩(wěn)定在388.2V，Isc穩(wěn)定在12.22A，Usc減小至98.2V，Ib為0A，SOCb為50%。圖3-15放電模式2仿真測試放電模式2的仿真結(jié)果如圖3-15所示。開始時系統(tǒng)處于穩(wěn)定，在0.02s時由于負荷迅速增加或光伏輸出功率大幅度減少，直流母線電壓迅速下降到352.2V，超級電容器迅速放電，直流母線電壓在0.028s時達到365.3V。超級電容器端電壓不斷減小，在0.37s時Usc減小到98V，鋰電池儲能系統(tǒng)達到動作電壓Usc2，鋰電池開始放電，放電電流逐漸增大。最終Udc穩(wěn)定在371.78V，Usc減小至96.94V，Isc穩(wěn)定在6.06A，Ib為6.62A，SOCb為49.94%。3.5本章小結(jié)本章首先闡述了超級電容器及鋰電池的工作原理、等效模型及輸出特性，然后建立了超級電容器-鋰電池混合儲能系統(tǒng)結(jié)構(gòu)，提出了相應的控制策略，得到了其系統(tǒng)運行控制圖。此策略極大利用了超級電容器和鋰電池各自優(yōu)勢，前者功率密度大、后者鋰電池能量密度高，延長了裝置的壽命周期，實現(xiàn)了各子系統(tǒng)的自動響應，維持了微電網(wǎng)的穩(wěn)定性。最后，通過仿真測試驗證了其正確性。第4章基于Matlab的直流微電網(wǎng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)及控制策略的仿真研究4.1直流微電網(wǎng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)本文設計的直流微電網(wǎng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖如下圖4-1所示：圖4-1直流微電網(wǎng)結(jié)構(gòu)如圖4-1所示，此直流微電網(wǎng)由光伏發(fā)電系統(tǒng)、超級電容器-鋰電池混合儲能系統(tǒng)、負荷系統(tǒng)整合而成。其中，光伏發(fā)電系統(tǒng)、混合儲能系統(tǒng)均通過雙有源全橋DC/DC變換器并入直流母線，負荷直接或通過雙有源全橋DC/DC變換器并入直流系統(tǒng)母線中。圖中光伏、鋰電池、超級電容器出口側(cè)電流分別通過Ipvo，Ibo，Isco來表示，IL表示負荷電流，Cdc表示系統(tǒng)母線充電電容，Idc表示系統(tǒng)母線等效電容電流。4.2直流微電網(wǎng)系統(tǒng)的穩(wěn)定性4.2.1影響直流微電網(wǎng)穩(wěn)定性的因素光伏發(fā)電系統(tǒng)、超級電容-鋰電池的混合儲能系統(tǒng)等各自的子系統(tǒng)通過有效的控制后，都能保持穩(wěn)定運行[5]。但各子系統(tǒng)的各自穩(wěn)定并不能保證直流微電網(wǎng)系統(tǒng)的整體穩(wěn)定，影響直流微電網(wǎng)系統(tǒng)的因素為：“輸出”與“吸收”功率不匹配。光伏發(fā)電系統(tǒng)其輸出功率Po受光照強度、溫度等環(huán)境因素的影響。為保證其能量供應、系統(tǒng)穩(wěn)定運行，需確定可靠運行區(qū)間，定義其運行區(qū)間為：（4-1）將接入直流微電網(wǎng)系統(tǒng)的各個子系統(tǒng)的吸收功率定義為Pi，若吸收功率出現(xiàn)下面兩種情況時，影響直流微電網(wǎng)的穩(wěn)定性：（4-2）當負荷驟增或發(fā)電功率驟降時，吸收功率超過輸出功率上限；當直流微電網(wǎng)近似空載時，吸收功率低于輸出功率下限。4.2.2直流微電網(wǎng)功率穩(wěn)定性根據(jù)上述分析，為保證直流微電網(wǎng)可以穩(wěn)定運行，在設計控制策略時應當考慮其功率穩(wěn)定性。其直流微電網(wǎng)系統(tǒng)功率流動關(guān)系如圖4-2所示。圖4-2系統(tǒng)功率流動關(guān)系系統(tǒng)功率流動關(guān)系如圖4-2所示。在圖4-2中，各個子系統(tǒng)的功率符號表示及其功率流動關(guān)系如下表所示：表4-1子系統(tǒng)功率流動關(guān)系符號所代表子系統(tǒng)子系統(tǒng)功能功率流動方向Ppvo光伏發(fā)電系統(tǒng)分布式能源，提供系統(tǒng)能量單向Pbo鋰電池儲能系統(tǒng)自身充放電平衡微電網(wǎng)功率流動，根據(jù)運行釋放或者吸收功率雙向Psco超級電容儲能系統(tǒng)PL負荷系統(tǒng)耗能部分，從系統(tǒng)獲取能量單向Pdc直流母線電容平衡負載側(cè)功率流動雙向如圖4-2所示，根據(jù)表4-1分析，直流微電網(wǎng)系統(tǒng)中各部分功率流動關(guān)系為（4-3）當母線電壓發(fā)生波動時，直流母線電容Cdc中的能量發(fā)生變化，其變化量△Edc為（4-4）式（4-4）中：Udcr為直流母線電壓額定值將系統(tǒng)的運行時間T代入式（4-4）可得△Edc為（4-5）根據(jù)電路原理可得，直流微電網(wǎng)母線電壓及其各子系統(tǒng)功率流動關(guān)系為（4-6）將式（4-5）和式（4-6）聯(lián)立可得（4-7）根據(jù)上述分析可得，光伏發(fā)電系統(tǒng)的輸出功率和負荷的吸收功率發(fā)生不平衡時，直流母線電壓將會發(fā)生波動，進而影響直流微電網(wǎng)的穩(wěn)定性。故需設計有效的協(xié)調(diào)控制策略，通過各個子系統(tǒng)間的協(xié)調(diào)配合，保證直流微電網(wǎng)在各個工況下均能可靠運行。4.3直流微電網(wǎng)控制策略的研究平衡直流母線功率是一個復雜的多目標控制問題，包括最大化利用分布式光伏發(fā)電系統(tǒng)，優(yōu)化利用混合儲能系統(tǒng)，以及在負載波動期間穩(wěn)定直流母線電壓。因此，本文根據(jù)系統(tǒng)的不同運行狀態(tài)進行分析，提出了基于7種工作模式的控制策略。4.3.1直流微電網(wǎng)系統(tǒng)運行模式為分析直流微電網(wǎng)系統(tǒng)的可能運行狀態(tài)下的所有運行模式，本文采用數(shù)字編碼的方式，此方式采用二進制編碼表示直流微電網(wǎng)系統(tǒng)中各子系統(tǒng)的運行狀態(tài)：（1）光伏發(fā)電系統(tǒng)：MPPT狀態(tài)00，CVC狀態(tài)01；（2）超級電容儲能系統(tǒng)：截止狀態(tài)00，放電狀態(tài)01，充電狀態(tài)10；（3）鋰電池儲能系統(tǒng)：截止狀態(tài)00，放電狀態(tài)01，充電狀態(tài)10；（4）負荷控制系統(tǒng)：正常狀態(tài)00，切負荷控制01。本文按照[負荷控制系統(tǒng)-鋰電池儲能系統(tǒng)-超級電容儲能系統(tǒng)-光伏發(fā)電系統(tǒng)]的順序，按照由高到低順序排列組合各子系統(tǒng)的運行狀態(tài)，得到直流微電網(wǎng)的所有可能運行模式，如下表4-2所示。表4-2直流微電網(wǎng)系統(tǒng)運行模式狀態(tài)表模式序列運行狀態(tài)負荷控制系統(tǒng)鋰電池儲能系統(tǒng)超級電容儲能系統(tǒng)光伏發(fā)電系統(tǒng)00-00-00-00正常截止截止MPPT00-00-00-01正常截止截止CVC00-00-01-00正常截止放電MPPT00-00-01-01正常截止放電CVC00-00-10-00正常截止充電MPPT00-00-10-01正常截止充電CVC00-01-00-00正常放電截止MPPT00-01-00-01正常放電截止CVC00-01-01-00正常放電放電MPPT00-01-01-01正常放電放電CVC00-01-10-00正常放電充電MPPT00-01-10-01正常放電充電CVC00-10-00-00正常充電截止MPPT00-10-00-01正常充電截止CVC00-10-01-00正常充電放電MPPT00-10-01-01正常充電放電CVC00-10-10-00正常充電充電MPPT00-10-10-01正常充電充電CVC01-00-00-00切負荷截止截止MPPT01-00-00-01切負荷截止截止CVC01-00-01-00切負荷截止放電MPPT01-00-01-01切負荷截止放電CVC01-00-10-00切負荷截止充電MPPT01-00-10-01切負荷截止充電CVC01-01-00-00切負荷放電截止MPPT01-01-00-01切負荷放電截止CVC01-01-01-00切負荷放電放電MPPT01-01-01-01切負荷放電放電CVC01-01-10-00切負荷放電充電MPPT01-01-10-01切負荷放電充電CVC01-10-00-00切負荷充電截止MPPT01-10-00-01切負荷充電截止CVC01-10-01-00切負荷充電放電MPPT01-10-01-01切負荷充電放電CVC01-10-10-00切負荷充電充電MPPT01-10-10-01切負荷充電充電CVC表4-2為直流微電網(wǎng)系統(tǒng)的所有可能運行模式，為保持系統(tǒng)的穩(wěn)定運行，需進一步確定系統(tǒng)的有效穩(wěn)態(tài)運行模式。由式（4-7）可得，為了維持直流微電網(wǎng)系統(tǒng)穩(wěn)定運行，功率流動保持平衡狀態(tài)，需盡量保持系統(tǒng)各部分直流母線電壓的穩(wěn)定。因此，本文通過對直流母線電壓Udc運行情況進行分析，進而對雙有源全橋DC/DC變換器進行合理控制。設定直流母線電壓額定值為Udc，直流母線分區(qū)的的閾值電壓為：UH1、UL1、UH2、UL2（設定為1.02、0.98、1.05、0.95倍的額定電壓）。當直流母線電壓發(fā)生波動、直流微電網(wǎng)失去穩(wěn)定時，根據(jù)上述直流母線動作電壓的設定，以及3.3對混合儲能系統(tǒng)控制策略的研究，對各子系統(tǒng)采取相應有效控制，系統(tǒng)有效運行原則可概括為以下幾種：（1）光伏發(fā)電系統(tǒng)輸出功率變化幅度較小，直流母線電壓波動范圍為（UL1，UH1），在系統(tǒng)允許范圍之內(nèi)，此時各子系統(tǒng)均不動作。（2）光伏發(fā)電系統(tǒng)輸出功率變化大或負荷變化大，造成系統(tǒng)功率不平衡。直流母線電壓處于（UL2，UL1）或（UH1，UH2），此時采用超級電容-鋰電池混合儲能系統(tǒng)，按照3.3提出的運行策略，從而維持系統(tǒng)功率平衡。（3）超級電容-鋰電池混合儲能系統(tǒng)超出運行范圍，系統(tǒng)功率仍不平衡，直流母線電壓小于UL1或大于UH2，此時采用調(diào)節(jié)光伏發(fā)電系統(tǒng)或負荷控制器的方式來維持系統(tǒng)的功率平衡。根據(jù)上述系統(tǒng)有效運行原則，可判斷直流微電網(wǎng)系統(tǒng)有效運行模式為00-00-00-00，00-00-10-00，00-10-10-00，00-00-00-01，00-00-01-00，00-01-01-00，01-00-00-00這七種，分別定義為工作模式1-7。基于這七種工作模式，進一步分析直流微電網(wǎng)系統(tǒng)的協(xié)調(diào)控制策略。4.3.2直流微電網(wǎng)協(xié)調(diào)控制策略根據(jù)上述分析，本文通過將直流母線電壓分層，對系統(tǒng)進行分層控制，將系統(tǒng)的運行模式進行切換，作出如下圖4-3所示的系統(tǒng)運行控制模式圖。圖4-3系統(tǒng)運行控制模式圖（1）工作模式1：直流母線電壓處于（UL1，UH1），在系統(tǒng)允許范圍之內(nèi)。此時光伏發(fā)電系統(tǒng)工作在MPPT模式，鋰電池和超級電容儲能系統(tǒng)工作在截止狀態(tài)，負荷控制器處于正常狀態(tài)，對應運行模式序列為00-00-00-00。（2）工作模式2：直流母線電壓處于（UH1，UH2），系統(tǒng)功率有剩余，此時采用超級電容器開始吸收功率，其處于充電狀態(tài)，鋰電池儲能系統(tǒng)工作在截止狀態(tài)，光伏發(fā)電系統(tǒng)在MPPT模式，負荷控制器處于正常狀態(tài)，對應運行模式序列為00-00-10-00。（3）工作模式3：隨著超級電容器電壓增大，超級電容器電壓Usc大于Usc3，達到鋰電池的動作電壓，鋰電池也開始吸收功率，處于充電狀態(tài)，超級電容器持續(xù)充電，光伏發(fā)電系統(tǒng)在MPPT模式，負荷控制器處于正常狀態(tài)，對應運行模式序列為00-10-10-00。（4）工作模式4：當超級電容器的端電壓Usc大于Usc4，鋰電池容量高達SOCbmax，混合儲能系統(tǒng)失去調(diào)節(jié)能力，直流母線電壓Udc大于UH2。此時光伏發(fā)電系統(tǒng)減少輸出功率，為CVC狀態(tài)，鋰電池和超級電容儲能系統(tǒng)處于截止狀態(tài)，負荷控制器處于正常狀態(tài)，對應運行模式序列為00-00-00-01。（5）工作模式5：直流母線電壓處于（UL2，UL1），系統(tǒng)功率不足，此時采用超級電容器開始輸出功率，其處于放電狀態(tài)，鋰電池儲能系統(tǒng)工作在截止狀態(tài)，光伏發(fā)電系統(tǒng)在MPPT模式，負荷控制器處于正常狀態(tài)，對應運行模式序列為00-00-01-00。（6）工作模式6：隨著超級電容器放電，超級電容器電壓Usc小于Usc2。此時采用鋰電池輸出功率，其處于放電狀態(tài)，超級電容器持續(xù)放電，光伏發(fā)電系統(tǒng)在MPPT模式，負荷控制器處于正常狀態(tài)，對應運行模式序列為00-01-01-00。（7）工作模式7：當超級電容器端電壓Usc小于Usc1，鋰電池容量低至SOCbmin，混合儲能系統(tǒng)失去調(diào)節(jié)能力，直流母線電壓Udc小于UL2。此時鋰電池和超級電容器儲能系統(tǒng)處于截止狀態(tài)，光伏發(fā)電系統(tǒng)在MPPT模式，為保持功率平衡，負荷控制器動作，按照負荷重要及其敏感程度依次切除負載，對應運行模式序列為01-00-00-00。在不同工作模式下，各個子系統(tǒng)運行狀態(tài)如下表4-3所示。表4-3不同工作模式下的子系統(tǒng)運行狀態(tài)工作模式負荷控制系統(tǒng)光伏發(fā)電系統(tǒng)鋰電池儲能系統(tǒng)超級電容儲能系統(tǒng)1正常MPPT截止截止2正常MPPT截止充電3正常MPPT充電充電4正常CVC截止截止5正常MPPT截止放電6正常MPPT放電放電7切負荷MPPT截止截止4.4直流微電網(wǎng)控制策略的仿真4.4.1仿真參數(shù)根據(jù)圖4-1，本文搭建了基于Matlab/simulink直流微電網(wǎng)系統(tǒng)仿真模型，如圖4-4所示。該仿真模型參數(shù)設置如下：超級電容器總?cè)萘繛?0F，初始電壓為100V；鋰電池標稱電壓為100V，額定容量220Ah，SOCbatmin=20%，SOCbatmax=80%；雙有源全橋DC/DC變換器的參數(shù)為：額定功率P0為1500VA，開關(guān)頻率f為10000Hz，原邊電壓U1為100V，副邊電壓U2為400V，變比n為1:4；各個雙向DC/DC變換器出口側(cè)電容額定容量均為1000μF。圖4-4直流微電網(wǎng)仿真模型超級電容側(cè)雙有源全橋變換器1的閾值電壓Udc、鋰電池側(cè)雙有源全橋變換器2的動作電壓Usc如表4-3所示。表4-3仿真電壓閾值電壓/VUdcUscUL238095UL139298Udcr400100UH1408102UH24201054.4.2仿真結(jié)果分析本文對不同工作模式下相對應的控制策略進行了仿真驗證。其中工作模式2、3同充電模式1、2，工作模式5、6同放電模式1、2，其仿真結(jié)果同3.4節(jié)混合儲能系統(tǒng)仿真結(jié)果。圖中Udc表示直流母線電壓；Usc表示超級電容器端電壓；Isc表示超級電容器儲能系統(tǒng)輸出電流，以放電方向為正；Ib表示鋰電池儲能系統(tǒng)輸出電流，以放電方向為正；SOCb表示鋰電池儲能系統(tǒng)的容量，非特殊情況下，SOCb初始值均設定為50%。在工作模式1下系統(tǒng)處于平衡狀態(tài)，各個儲能系統(tǒng)均不動作。如下圖4-5為工作模式1的仿真結(jié)果。圖4-5工作模式1仿真測試如圖4-5所示，對工作模式1進行了仿真測試，負荷側(cè)或光伏發(fā)電系統(tǒng)基本無波動，直流微電網(wǎng)系統(tǒng)保持平衡，超級電容器-鋰電池混合儲能系統(tǒng)工作在截止狀態(tài)，Udc穩(wěn)定在400V，Usc保持不變?yōu)?00V，Ib為0A，SOCb保持不變?yōu)?0%。當微電網(wǎng)處于工作模式4時，為驗證策略的準確性，在混合儲能系統(tǒng)調(diào)節(jié)過程中，本文分為以下兩種情況進行仿真：（1）超級電容器的端電壓Usc大于Usc4=105V，鋰電池容量未達SOCbmax=80%；（2）鋰電池先達到SOCbmax=80%，超級電容器的端電壓Usc不斷增大后達到Usc4=105V。仿真結(jié)果如下圖4-6、4-7所示。圖4-6工作模式4仿真測試1如圖4-6所示，為工作模式4下的工況1仿真結(jié)果。開始時系統(tǒng)保持穩(wěn)定，在0.02s時直流母線電壓迅速升高到438.2V，此時超級電容器快速動作，吸收系統(tǒng)功率，Udc在0.052s下降到432.1V，超級電容充電電流值逐漸增加，端電壓逐漸增大，在0.152s時Usc達到102V，鋰電池儲能系統(tǒng)開始工作，充電電流Ib為-12.23A，隨著Usc不斷增大，在0.312s時增大到105V，超出超級電容工作范圍，Isc迅速降為0A，鋰電池容量未達到80%，以Ib=-12.12A持續(xù)發(fā)揮調(diào)節(jié)作用，最后Udc穩(wěn)定在425.2V，Isc為0A，Ib為-12.12A，SOCb為50.11%。圖4-7工作模式4仿真測試2如圖4-7所示，為工作模式4下的工況2仿真結(jié)果，為縮短仿真時間，設定鋰電池初始容量為79.97%。開始時系統(tǒng)處于平衡狀態(tài)，在0.02s時直流母線電壓迅速升高到436.1V，超級電容器開始充電，超級電容端電壓Usc在0.165s時達到102V，鋰電池儲能系統(tǒng)也開始充電，SOCb不斷增大，當0.288s時，鋰電池容量達到SOCbmax=80%，超出鋰電池動作范圍，鋰電池失調(diào)，Ib降為0A，隨著Usc不斷增大，在0.321s時增大到105V，超出超級電容工作范圍，Isc迅速降為0A，直流母線電壓瞬間上升到430.83，在光伏發(fā)電系統(tǒng)迅速動作，處于CVC模式，Udc穩(wěn)定在426.7V，Isc和Ib均為0A，SOCb為80%。由3.4節(jié)充放電仿真測試可得，直流微電網(wǎng)處于工作模式3或6時，超級電容器和鋰電池均能夠正常工作，協(xié)調(diào)配合，有效調(diào)節(jié)直流母線電壓，使得系統(tǒng)功率平衡。為進一步證明混合儲能的運行策略，設定負荷側(cè)功率發(fā)生頻繁變化，其仿真結(jié)果如下圖4-8所示。圖4-8功率頻繁變動時仿真測試結(jié)果如圖4-8所示，開始時系統(tǒng)處于平衡狀態(tài)，Usc為100V，Udc為400V，SOCb為50%，當0.02s時，負荷增加，直流母線電壓降低到387.2V，超級電容器放電，Isc逐漸增大為10.23A，直流母線電壓回升，在0.18s時Udc穩(wěn)定在388.9V，Usc下降到98.32V；當0.22s時，負荷減少，直流母線電壓上升到414.3V，超級電容器放電，Isc變?yōu)?10.12A，在0.28s時Udc穩(wěn)定在412.2V，Usc上升到99.83V；當0.32s時，負荷處于正常狀態(tài)，直流母線電壓維持在400V，Usc穩(wěn)定不變，Isc為0A，在整個過程中鋰電池均未在工作范圍，故Ib為0A，SOCb為50%。4.5本章小結(jié)本章將光伏發(fā)電系統(tǒng)、超級電容器-鋰電池儲能系統(tǒng)、負荷控制系統(tǒng)等各個子系統(tǒng)整合構(gòu)成直流微電網(wǎng)系統(tǒng)。通過分析影響直流微電網(wǎng)系統(tǒng)穩(wěn)定性的因素、功率流動關(guān)系，得到為維持直流微電網(wǎng)系統(tǒng)以及直流母線電壓的穩(wěn)定，需根據(jù)系統(tǒng)的不同運行狀態(tài)，提出相對應的控制策略。為分析所有可能運行狀態(tài)，本文采用數(shù)字編碼的方式得出系統(tǒng)所有運行模式。又通過對直流母線電壓分層，得出系統(tǒng)的有效運行原則，確定出7種有效穩(wěn)態(tài)運行模式，提出了直流微電網(wǎng)系統(tǒng)的協(xié)調(diào)控制策略，闡述了每種工作模式下光伏發(fā)電系統(tǒng)、超級電容器-鋰電池混合儲能系統(tǒng)等子系統(tǒng)的具體工作狀態(tài)，各個子系統(tǒng)的協(xié)調(diào)配合，確保直流微電網(wǎng)系統(tǒng)在各個工況下都能可靠運行。最后，通過建立基于Matlab/Simulink的仿真模型，設計了直流微電網(wǎng)系統(tǒng)的不同運行模式，驗證了控制策略的合理性和有效性。第5章總結(jié)與展望5.1總結(jié)本次畢業(yè)設計的主要內(nèi)容是含雙有源全橋DC/DC變換器的直流微電網(wǎng)控制策略研究?；陔p有源全橋DC/DC變換器，將光伏發(fā)電系統(tǒng)、超級電容器-鋰電池儲能系統(tǒng)及負荷控制器系統(tǒng)整合構(gòu)成直流微電網(wǎng)系統(tǒng)。根據(jù)系統(tǒng)的不同運行模式，提出了基于7種工作模式下的控制策略,并詳細闡述了每種工作模式下各個子系統(tǒng)的具體工作狀態(tài)。最后，建立了基于Matlab/Simulink的仿真模型，通過仿真分析驗證了其有效性和合理性。本次畢業(yè)設計的主要工作有：（1）本文介紹了直流微電網(wǎng)和直流變換器的研究現(xiàn)狀，分析了Buck/boost雙向變換器的結(jié)構(gòu)和原理，闡述了雙有源全橋DC/DC變換器的拓撲結(jié)構(gòu)及其移相控制方式。由于隔離型變換器可靠性更強，本文選用雙有源全橋DC/DC變換器，重點分析了單移相控制方式的工作原理，將其工作模態(tài)劃分為六個區(qū)間，詳細分析了每個模態(tài)下電感電流的變化情況以及公式推導，得到了功率特性曲線以及變換器的控制策略。（2）本文設計了基于雙有源全橋變換器的超級電容器-鋰電池混合儲能系統(tǒng)結(jié)構(gòu)，其中超級電容器和鋰電池經(jīng)雙有源全橋變換器采用并聯(lián)結(jié)構(gòu)接入直流母線，極大利用了超級電容器和鋰電池各自的優(yōu)勢，前者功率密度大、后者鋰電池能量密度高，增強了混合儲能裝置運行的靈活性，提高了系統(tǒng)的穩(wěn)定性，仿真驗證了其有效性。（3）本文設計了含雙有源全橋DC/DC變換器的直流微電網(wǎng)系統(tǒng)，分析了直流微電網(wǎng)系統(tǒng)的穩(wěn)定性，重點闡述了影響穩(wěn)定性因素及其功率關(guān)系。采用了數(shù)字編碼的方式得到系統(tǒng)所有運行模式，通過確立的系統(tǒng)的有效運行原則，得出系統(tǒng)的有效穩(wěn)態(tài)運行模式?；诓煌\行模式，提出了直流微電網(wǎng)系統(tǒng)的協(xié)調(diào)控制策略，得到了系統(tǒng)運行控制模式圖。（4）本文設計了基于MATLAB/Simulink含雙有源全橋DC/DC變換器的直流微電網(wǎng)系統(tǒng)，模擬了系統(tǒng)運行的各個工況。仿真結(jié)果驗證了提出的協(xié)調(diào)控制策略的合理性和有效性，各個子系統(tǒng)的協(xié)調(diào)配合，確保了直流微電網(wǎng)系統(tǒng)在各種運行狀態(tài)下都能可靠運行。5.2展望本文設計了含雙有源全橋DC/DC變換器的直流微電網(wǎng)系統(tǒng)，并提出了相應的控制策略，實現(xiàn)了系統(tǒng)在不同的工況下都能可靠運行，最后通過仿真驗證其有效性。但是仍然存在許多地方有待進一步的改善，未來需要開展的工作有以下幾個方面：（1）本文設計的直流微電網(wǎng)系統(tǒng)中分布式電源只考慮了光伏發(fā)電，下一步考慮風力發(fā)電等其他能源，保障微電網(wǎng)安全可靠的運行。（2）本文采用單移相控制方式來控制雙有源全橋變換器工作，未來可以嘗試研究其他優(yōu)化移相控制，提高變換器的傳輸性能，進而提高微電網(wǎng)的穩(wěn)定性。

參考文獻李俊峰.中國能源“十三五”回顧與“十四五”展望[J].中國電力企業(yè)管理,2020(31):71-75.張宇涵,杜貴平,雷雁雄,鄭昊.直流微網(wǎng)混合儲能系統(tǒng)控制策略現(xiàn)狀及展望[J].電力系統(tǒng)保護與控制,2021,49(03):177-187.國際電工委員會.IEC2010~2030年白皮書：應對能源挑戰(zhàn)[M].北京：中國電力出版社，2011：1-6.湯廣福,羅湘,魏曉光.多端直流輸電與直流電網(wǎng)技術(shù)[J].中國電機工程學報,2013,33(10):8-17.俞雁飛.光伏—混合儲能直流微電網(wǎng)的電能控制技術(shù)研究[D].哈爾濱工業(yè)大學,2012.田晉杰.多電壓等級直流微電網(wǎng)母線電壓控制策略研究[D].太原理工大學,2018.孟德越．雙有源橋變換器優(yōu)化控制策略研究[D].燕山大學,2016.潘羿威．應用于低壓直流配電系統(tǒng)的雙有源橋變換器控制技術(shù)研究[D].山東大學，2018.張美琪.兼容分布式電源的直流配電系統(tǒng)的分析研究[D].北京交通大學,2014.HuangAQ,CrowML,HeydtGT,etal.TheFutureRenewableElectricEnergyDeliveryandManagement(FREEDM)System:TheEnergyInternet[J].ProceedingsoftheIEEE,2010,99(1):133-148.BoroyevichD,DongD,BurgosR,etal.Futureelectronicpowerdistributionsystems-Acontemplativeview[J].IEEE,2010:1369-1380.BifarettiS,ZanchettaP,WatsonA,etal.AdvancedPowerElectronicConversionandControlSystemforUniversalandFlexiblePowerManagement[J].IEEETransactionsonSmartGrid,2011,2(2):231-243.DíazER，SuX,SavaghebiM,etal.IntelligentDCMicrogridLivingLaboratories-AChinese-DanishCooperationProject[C]//2015IEEEFirstInternationalConferenceonDCMicrogrids（ICDCM），IEEE，2015：365-370.楊向真，蘇建徽，丁明，等微電網(wǎng)孤島運行時的頻率控制策略電網(wǎng)技術(shù)，：164-168.劉夢璇.微網(wǎng)能量管理與優(yōu)化設計研究[D].天津大學,2012.朱成花,張方華,嚴仰光.兩端穩(wěn)壓軟開關(guān)雙向BUCK/BOOST變換器研究[J].南京航空航天大學學報,2004(02):226-230.趙荀.5kW三重化雙向Buck/Boost變換器控制策略研究[D].北方工業(yè)大學,2020.InoueS,AkagiH.ABidirectionalIsolatedDC–DCConverterasaCoreCircuitoftheNext-GenerationMedium-VoltagePowerConversionSystem[J].IEEETransactionsonPowerElectronics,2007,22(2):535-542.趙彪,安峰,宋強,余占清,曾嶸.雙有源橋式直流變壓器發(fā)展與應用[J].中國電機工程學報,2021,41(01):288-298+418侯聶,宋文勝.全橋隔離DC/DC變換器的三重相移控制及其軟啟動方法[J].中國電機工程學報,2015,35(23):6113-6121.張佳勁.雙有源橋DC-DC變換器的控制策略研究[D].華南理工大學,2020.耿