郭燚++楊濤

DOI：10.13340/j.jsmu.2016.04.014

文章編號：1672-9498（2016）04 007507

摘要：為使大功率脈沖負(fù)載能夠安全地接入船舶中壓直流系統(tǒng)，平滑需求脈沖功率，減小脈沖負(fù)載造成的母線電壓巨幅振蕩，提高能量利用率，在對雙有源全橋變換器進(jìn)行輸入并聯(lián)輸出串聯(lián)（InputParallel OutputSeries， IPOS）模塊化設(shè)計的基礎(chǔ)上，針對船舶中壓直流系統(tǒng)脈沖負(fù)載，建立超級電容儲能系統(tǒng).為防止超級電容出現(xiàn)過度充電及過度放電的現(xiàn)象，最大限度地利用其容量，提出最小值功率控制策略.應(yīng)用MATLAB/Simulink對超級電容正常工作、過度充電和過度放電3種情況進(jìn)行仿真.仿真結(jié)果表明：最小值功率控制策略能夠明顯減小大功率脈沖負(fù)載造成的母線電壓巨幅振蕩，對超級電容端電壓最大值及最小值實現(xiàn)精確限制.

關(guān)鍵詞：

大功率脈沖負(fù)載； 中壓直流； 雙有源全橋； 超級電容； 儲能系統(tǒng)

中圖分類號： U665.13 文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

Application of supercapacitor energy storage in energy

management of ship medium voltage DC system

GUO Yi， YANG Tao

（Logistics Engineering College， Shanghai Maritime University， Shanghai 201306， China）

Abstract：

In order to make the highpower pulse load access the ship Medium Voltage DC （MVDC） system safely， smooth pulse power demand， reduce the huge bus voltage oscillation caused by pulse load， and increase energy utilization efficiency， based on an InputParallel OutputSeries （IPOS） modular design for the dual active fullbridge converter， a supercapacitor energy storage system is established for the pulse load of the ship MVDC system. In order to prevent the overcharging and overdischarging phenomena of supercapacitors and maximize the use of their capacity， the minimum power control strategy is proposed. The three cases including normal operation， overcharging and overdischarging are simulated by MATLAB/Simulink. The simulation results show that： the minimum power control strategy can greatly reduce the huge bus voltage oscillation caused by highpower pulse load， and limit the maximum and minimum of the supercapacitor terminal voltage accurately.

Key words：

highpower pulse load； Medium Voltage DC （MVDC）； dual active fullbridge； supercapacitor； energy storage system

收稿日期： 20160322

修回日期： 20160504

作者簡介：

郭燚（1971—），男，安徽安慶人，副教授，博士，研究方向為電力電子與電力傳動，（Email）gymwmw@live.cn

0引言

美國海軍于1986年針對當(dāng)時水面戰(zhàn)艦的低能表現(xiàn)，在船舶電力推進(jìn)已在商船上成功應(yīng)用的背景下，提出了“海上革命”計劃，即綜合電力推動（Integrated Electric Drive， IED）和綜合電力系統(tǒng)（Integrated Power System， IPS）等多種方案的系統(tǒng)研究.2007年，針對未來軍艦上裝備大功率脈沖武器（如電磁軌道炮、激光武器）后功率密度嚴(yán)重不足的問題，美國海軍又提出下一代IPS發(fā)展規(guī)劃，最終目標(biāo)是在所有的軍艦上采用中壓直流的區(qū)域配電技術(shù)[1].但是，脈沖負(fù)載在接入船舶中壓直流系統(tǒng)前，在沒有接入儲能系統(tǒng)的情況下，為保證系統(tǒng)的功率平衡，不得不根據(jù)優(yōu)先級卸載一些負(fù)載或者接入備用發(fā)電機(jī)，從而導(dǎo)致燃油效率下降或環(huán)境污染.[23]

文獻(xiàn)[4]認(rèn)為，僅僅依靠發(fā)電機(jī)的機(jī)械慣量或增大額定功率無法減小大功率脈沖負(fù)載對系統(tǒng)的影響，并認(rèn)為接入具有快速放電能力的儲能系統(tǒng)是解決此問題的唯一可行方案.超級電容（Supercapacitor， SC）比傳統(tǒng)電容器具有更大的電極表面積，且與蓄電池相比優(yōu)勢明顯：充放電速度快，可實現(xiàn)大電流充放電；SC循環(huán)壽命有幾十萬次，而蓄電池只有幾百次；SC可以緩沖頻繁的脈沖功率，本身不會損壞，但脈沖會導(dǎo)致蓄電池壽命大大縮短；SC的工作電壓范圍更寬，電壓更高，功率密度更大.SC以上優(yōu)點使其非常適用于船舶中壓直流系統(tǒng).

為實現(xiàn)SC的能量管理，文獻(xiàn)[5]認(rèn)為，對中低功率應(yīng)用場合應(yīng)采用BuckBoost電路拓?fù)?，并提出了帶功率反饋的電壓電流雙閉環(huán)控制策略，實現(xiàn)了母線電壓的穩(wěn)定.然而，上述中低功率應(yīng)用場合的電壓等級、脈沖負(fù)載的功率等級低，并且對充放電過程中可能出現(xiàn)的SC過充和過放現(xiàn)象沒有研究.

本文針對船舶中壓直流系統(tǒng)脈沖負(fù)載，建立超級電容儲能系統(tǒng)（Supercapacitor Energy Storage System，SCESS），提出最小值功率控制策略，并通過仿真分析驗證所提方案的有效性.

1新型環(huán)形船舶中壓直流系統(tǒng)模型

為進(jìn)一步減小中壓直流系統(tǒng)的體積、提升效率，文獻(xiàn)[6]和

[7]提出了新型環(huán)形船舶中壓直流系統(tǒng)模型，見圖1.該模型以左右舷的2臺額定功率均為36 MW的主發(fā)電機(jī)和2臺額定功率均為4 MW的輔助發(fā)電機(jī)為電源，經(jīng)過整流器為5 kV的中壓直流母線提供能量.該模型采用分區(qū)結(jié)構(gòu)，因此中壓直流系統(tǒng)即使處于極端惡劣的工作環(huán)境中，也能保持最佳的工作狀態(tài). 從船首到船尾，共有4個區(qū)域負(fù)載中心和1個目前只包含高功率雷達(dá)的負(fù)載中心.

2SCESS的DAB單元模型的設(shè)計

2.1SCESS結(jié)構(gòu)

在圖1所示的新型環(huán)形船舶中壓直流系統(tǒng)模型中，SC組和大功率脈沖負(fù)載系統(tǒng)，以及主、輔發(fā)電機(jī)

圖2SCESS模型

和5 kV中壓直流母線，共同構(gòu)成如圖2所示的SCESS模型.該模型采用移相控制雙有源全橋（Dual Active Bridge，DAB）變換器[8]控制母線與SC之間功率的大小和流向.選擇DAB變換器，主要基于3點理由：DAB變換器能夠通過調(diào)節(jié)原邊和副邊橋路電壓移相角的大小和正負(fù)來控制功率的大小和流向；SCESS與母線之間的隔離通過高頻變壓器實現(xiàn)；DAB可實現(xiàn)軟開關(guān)，工作頻率更高，可實現(xiàn)更高的功率等級，濾波電容和隔離變壓器的體積和質(zhì)量也大大減小.

SC儲能控制單元的基本結(jié)構(gòu)見圖3.圖3中，下標(biāo)ge為發(fā)電機(jī).當(dāng)SC充電時，原邊電壓UAB的相位滯后于副邊電壓UCD的相位，能量由母線流向SC；當(dāng)SC放電時，原邊電壓UAB的相位超前于副邊電壓UCD的相位，能量由SC流向母線.因此，能量流動的大小和方向通過控制原邊電壓UAB和副邊電壓UCD移相角的大小和正負(fù)實現(xiàn).大功率脈沖負(fù)載由圖4所示的模型來模擬.

2.2DAB的工作模式

放電模式下，SC釋放能量，能量由SC流向母線，傳輸功率表達(dá)式為

P0=nUABUCD2LfsDφ（1-Dφ）（1）

式中：Dφ為移相占空比，被定義為移相角與π之比；fs為開關(guān)頻率；n為變壓器變比；L為電感，其值為變壓器的漏感與外加電感之和，具體計算在第2.3.2節(jié)給出.

同理，充電模式下，SC吸收能量，能量由母線流向SC，傳輸功率表達(dá)式為

P0=nUABUCD2LfsDφ（1+Dφ） （2）

2.3DAB有關(guān)參數(shù)設(shè)置

2.3.1SC的電容值參數(shù)CSC

CSC=2QU2max-U2min（3）

式中：Q為SC存儲的能量；Umin為SC端電壓最小限制值；Umax為SC端電壓最大限制值.由式（3）可知，Umin越小，CSC越小，然而實際情況并非完全如此：若Umin低于Umax的40%[9]，當(dāng)SC工作電壓接近Umin時，將會產(chǎn)生巨大的工作電流，流過SC內(nèi)阻RSC時產(chǎn)生嚴(yán)重的發(fā)熱現(xiàn)象，因此不得不重新設(shè)計系統(tǒng)器件參數(shù).實際上，通常設(shè)置Umin為Umax的50%，Umax為母線電壓[9].

2.3.2電感L

在圖3中，電感L把DAB變換器的原、副邊橋路連接起來，主要起到傳遞能量和平滑紋波電流的作用.

L=USCE4ηSCIL_SATfs（4）

式中：ηSC為給系統(tǒng)提供足夠安全裕度的限制系數(shù)，通常約為10%；IL_SAT為SC充放電電流的限制值，本文設(shè)置為1 500 A；USCE為SC額定工作電壓，其值等于（Umax+Umin）/2.

3DAB模塊化設(shè)計

DAB變換器的模塊化設(shè)計是滿足大功率脈沖負(fù)載和儲能系統(tǒng)所有需求的最好方法.[10]圖5為DAB輸入并聯(lián)輸出串聯(lián)（Input Parallel Output Series，IPOS）結(jié)構(gòu)：輸入端為并聯(lián)連接，實現(xiàn)分流；輸出端為串聯(lián)連接，實現(xiàn)較高的輸出電壓.因此，DAB的IPOS結(jié)構(gòu)非常適合于5 kV中壓直流母線與SC之間互聯(lián)的應(yīng)用場合，而且在模塊間平均分配功率

有助于減輕開關(guān)管的應(yīng)力.圖5a與5b的不同之處在于：改進(jìn)的IPOS結(jié)構(gòu)可連接多個SC儲能單元，而IPOS結(jié)構(gòu)只能連接1個SC儲能單元.為連接SC與5 kV中壓直流母線，根據(jù)具體實際可分為2種情況：若單個SC足以提供大功率脈沖負(fù)載所需的脈沖功率或吸收脈沖負(fù)載釋放的功率，應(yīng)選擇如圖5a所示的結(jié)構(gòu)；否則，就應(yīng)該選擇如圖5b所示的結(jié)構(gòu).

綜上，針對船舶中壓直流系統(tǒng)，可以得出如圖6所示的模塊化SCESS，其中每個DAB模塊輸出端所需分擔(dān)的電壓Uo1為1 kV.在本文所研究的船舶中壓直流系統(tǒng)中，脈沖負(fù)載的需求功率很大，應(yīng)選擇如圖6b所示的連接多個SC的DAB互連結(jié)構(gòu)[11].

4模塊化DAB控制策略設(shè)計

針對SC，目前已經(jīng)發(fā)展出一些控制策略，其中有幾種比較經(jīng)典，如：電流控制策略、模糊邏輯控制策略以及功率控制策略.[1213]綜合比較以上控制策略后，選擇功率控制策略作為控制方式，原因有兩點：功率控制策略無論是控制還是仿真，都更容易實現(xiàn)；功率控制策略比電流控制策略更加精確.

4.1傳統(tǒng)功率控制策略

該控制策略遵循能量守恒定律.發(fā)電機(jī)功率Pge，脈沖負(fù)載功率Ppl，系統(tǒng)中其他的恒功率負(fù)載的功率之和Pl，SC功率PSC之間的關(guān)系為

Pge=Ppl+Pl+PSC

（5）

由此可知，SC功率、脈沖負(fù)載功率及系統(tǒng)中其余負(fù)載的功率之和等于從發(fā)電機(jī)中獲取的功率.據(jù)此，可得出SC電流的參考值.詳細(xì)的功率控制策略[1415]見圖7.經(jīng)過分析，可以總結(jié)出以下兩個缺陷：該控制策略僅有1個PI控制器，SC電流值是唯一的控制變量，而其端電壓值卻不受控制，可能漂移出其限制值；SC電壓值波動很大，若作為一個變量計算SC電流的參考值，整個調(diào)節(jié)器將會受到非常大的干擾.

4.2最小值功率控制策略

實際上，由式（3）可知，SC存儲能量與其端電壓值正相關(guān).因此，為保證系統(tǒng)可控并且防止SC電壓漂移帶來的過充和過放現(xiàn)象，必須對SC端電壓進(jìn)行控制.為此，設(shè)計了一種最小值功率控制策略，包含PI1，PI2和PI3等3個PI控制器，分別控制SC端電壓的最小值、最大值和SC電流，見圖8. 設(shè)SC的最高工作電壓為950 V，最低工作電壓為550 V，為設(shè)置足夠的安全裕度，考慮將臨界端電壓限制在

5SCESS的建模和仿真

在對SCESS結(jié)構(gòu)及控制策略進(jìn)行分析的基礎(chǔ)上，建立如圖9所示的Simulink仿真模型，包括1個柴油發(fā)電機(jī)模型（經(jīng)二極管整流器接入中壓直流母線），1個大功率脈沖負(fù)載模型，5個完全相同的SC模型，5個完全相同的DAB變換器模型，其中DAB變換器模塊的連接方式為IPOS.系統(tǒng)模型仿真參數(shù)：發(fā)電機(jī)額定功率36 MW，線電壓4.16 kV，頻率240 Hz，額定轉(zhuǎn)速3 600 r/min；二極管整流器交流側(cè)串聯(lián)電感1.24×10-4 H，交流側(cè)串聯(lián)電阻7.5×10-3 Ω，直流側(cè)濾波電容1×10-3 F；SC容量30 F，等效內(nèi)阻10 mΩ，等效串聯(lián)電感0.5 mH，正常工作時初始電壓800 V，充電電壓限制時初始電壓880 V，放電電壓限制時初始電壓610 V，端電壓最大限制值900 V，端電壓最小限制值

600 V；DAB控制器PI1比例因數(shù)250，積分因數(shù)1，PI2比例因數(shù)200，積分因數(shù)2，PI3比例因數(shù)250，積分因數(shù)0.000 1.

為給SCESS提供可靠的能量供應(yīng)，建立船舶中壓直流系統(tǒng)發(fā)電子系統(tǒng)模型，如圖10所示，同步發(fā)電機(jī)的視在功率為47 MW，由于原動機(jī)比例系數(shù)為Kscale，發(fā)電機(jī)的額定功率變?yōu)?6 MW.根據(jù)負(fù)載功率，通過功率控制環(huán)，可以實現(xiàn)同步發(fā)電機(jī)輸出有功功率20 MW.同時，為使二極管整流器直流側(cè)輸出的電壓穩(wěn)定在5 000 V，設(shè)置電壓控制環(huán).由圖10可知，三相測試負(fù)載的功率為5 MW，恒功率負(fù)載的功率為15 MW，因此系統(tǒng)功率平衡.

5.1恒功率負(fù)載下的仿真分析

通過圖10所示的有功功率控制環(huán)，發(fā)電機(jī)有功功率最終實現(xiàn)了20 MW的穩(wěn)定輸出，仿真結(jié)果見圖11a；通過母線電壓控制環(huán)，母線電壓最終實現(xiàn)了5 000 V的穩(wěn)態(tài)輸出，仿真波形見圖11b.通過觀察發(fā)現(xiàn)，發(fā)電機(jī)有功功率波形與母線電壓波形進(jìn)入穩(wěn)態(tài)

5.2同時接入恒功率負(fù)載和脈沖負(fù)載后的仿真結(jié)果分析

為得到同時接入恒功率負(fù)載和脈沖負(fù)載后母線電壓波動情況，經(jīng)過仿真得到圖12所示的母線電壓曲線.該圖中：曲線1為系統(tǒng)接入恒功率負(fù)載后母線電壓曲線，曲線2為同時接入恒功率負(fù)載和脈沖負(fù)載后母線電壓曲線.由圖可看出：系統(tǒng)接入15 MW的恒功率負(fù)載后，母線電壓經(jīng)過約1 s的調(diào)整時間，最終恒定為5 000 V；在此基礎(chǔ)上，系統(tǒng)在5.20 s時接入脈沖負(fù)載，從5.20 s到5.21 s，脈沖負(fù)載功率從0突增到10.0 MW，母線電壓由5 000 V急劇跌落到3 720 V；從7.50 s到7.51 s，脈沖負(fù)載功率從10.0 MW突降到1.3 MW，回饋的功率使母線電壓躍升到5 975 V；從10.00 s到10.01 s，脈沖負(fù)載功率又突然從1.3 MW突增到10.0 MW，母線電壓由5 000 V急劇跌落到3 900 V；從12.25 s到12.26 s，脈沖功率又從10.0 MW重新突降為0，回饋的功率使母線電壓躍升到6 190 V.

圖12接入脈沖負(fù)載前后母線電壓對比

綜上可知，脈沖負(fù)載功率對母線電壓造成了巨大的影響：脈沖負(fù)載功率突增時，母線電壓在脈沖時間內(nèi)會發(fā)生巨大的跌落；脈沖負(fù)載功率突降時，母線電壓在脈沖時間內(nèi)會發(fā)生巨大的躍升.這兩種情況對系統(tǒng)的影響都是致命的.為此，對SCESS采用的最小值功率控制策略對減小母線電壓巨幅振蕩的效果進(jìn)行仿真驗證.以此為基礎(chǔ)，對最小值功率控制策略的兩個獨(dú)特作用，SC端電壓最大值限制和SC端電壓最小值限制，進(jìn)行仿真驗證.

5.3減小母線電壓巨幅振蕩的仿真驗證

對圖9所示的SCESS采用最小值功率控制策略，為使SC端電壓始終保持在600～900 V內(nèi)， 設(shè)定端電壓初始值為800 V.為確保SCESS具有足夠的能量滿足脈沖負(fù)載的需求，2.0 s時接入SCESS， 母線向其充電，充電時間為3.2 s. 5.2 s時，脈沖負(fù)載接入母線，如圖13所示.對比圖12與13可知：兩種情況下5.2 s時的電壓分別為3 720 V和4 620 V，相同時間內(nèi)的跌落幅度相差900 V；后一種情況下

7.50 s，10.00 s和12.25 s時母線電壓幾乎沒有波動，穩(wěn)定在4 500～5 500 V內(nèi)，滿足了中壓直流系統(tǒng)母線電壓4 500～5 500 V的限制[6]要求，從而減小了母線電壓巨幅振蕩，保證大功率脈沖負(fù)載安全

圖13接入SC儲能系統(tǒng)后母線電壓波形

接入船舶中壓直流系統(tǒng).

為進(jìn)一步研究SCESS減小母線電壓振蕩的工作原理，通過仿真得出SC端電壓、電流波形.如圖14所示，0～2 s期間，SCESS未接入母線，其端電壓恒定為800 V，電流為0.SCESS接入母線后的工作情況分為充電過程和放電過程兩部分進(jìn)行分析.

a）端電壓

b） 電流

圖14SC端電壓、電流波形

充電過程：2.00～5.20 s，SC從母線吸收能量，其端電壓從800 V上升到851 V，充電電流為500 A；7.50～10.00 s，脈沖負(fù)載回饋能量，由SC吸收并存儲起來，端電壓從770 V上升到834 V，充電電流為750 A；從12.26 s開始，脈沖負(fù)載退出母線，SC重新從母線吸收能量.

放電過程：5.20～7.50 s，SC向母線釋放能量，端電壓從851 V下降到770 V，放電電流為1 000 A；10.00～12.25 s，SC向母線釋放能量，端電壓從834 V下降到755 V，放電電流為1 000 A.

根據(jù)以上分析可知：脈沖負(fù)載功率突增時，為減小母線電壓在脈沖時間內(nèi)發(fā)生的巨大跌落，由SC向母線釋放能量；脈沖負(fù)載功率突降時，為減小母線電壓在脈沖時間內(nèi)發(fā)生的巨大躍升，SC從母線吸收能量，從而大幅減小了母線電壓的巨幅振蕩.

5.4SC端電壓最大值限制的仿真驗證

對SCESS采用最小值功率控制策略.由于SC端電壓最大限制值為900 V，為便于仿真，將其端電壓初始值設(shè)置為880 V，SCESS于2.00 s時接入母線，脈沖負(fù)載于5.20 s時接入母線.仿真得出的SC端電壓波形見圖15.

從圖15可以看出，在0～2.00 s內(nèi)，SC端電壓保持在初始值880 V.

移除最小值功率控制策略中的端電壓最大值限制環(huán)后，無限制充電過程（見圖15a）如下：在2.00～5.20 s內(nèi)，SC從母線吸收能量，端電壓上升；3.30 s時達(dá)到其限制值900 V；由于未加限制，3.30 s后端電壓繼續(xù)上升，5.20 s時達(dá)到最大值930 V.

a） 限制前

b） 限制后

圖15充電電壓限制前后SC端電壓對比

圖15b為重新加入端電壓最大值限制環(huán)后的端電壓波形，從圖中可以看出有限制充電過程如下：3.30 s時，端電壓達(dá)到其限制值900 V后不再上升，穩(wěn)定在900 V，充電電流為0；直到5.20 s接入脈沖負(fù)載后端電壓才開始下降.這就達(dá)到了精確限制SC端電壓最大值的目的.

5.5SC端電壓最小值限制的仿真驗證

對SCESS采用最小值功率控制策略.由于SC端電壓最小限制值為600 V，為便于仿真，將其端電壓初始值設(shè)置為610 V，SCESS于2.00 s時接入母線，脈沖負(fù)載于5.20 s時接入母線.通過仿真得出如圖16所示的SC端電壓波形.

a）限制前

b）限制后

圖16放電電壓限制前后SC端電壓對比

從圖16可以看出：在0～2.00 s內(nèi)，SC端電壓保持在初始值610 V；在2.00～5.20 s內(nèi)，SC從母線吸收能量，端電壓由610 V上升到650 V.

移除最小值功率控制策略中的端電壓最小值限制環(huán)后，無限制放電過程（見圖16a）如下：5.20 s時，脈沖負(fù)載接入總線，SC向母線釋放能量，其端電壓下降；6.35 s時達(dá)到其限制值600 V；由于未加限制，6.35 s后端電壓繼續(xù)下降，7.50 s時降至553 V.

圖16b為重新加入端電壓最小值限制環(huán)后的端電壓波形，從圖中可以看出有限制放電過程如下：5.20 s時，脈沖負(fù)載接入總線，SC向母線釋放能量，其端電壓下降；6.35 s時達(dá)到其限制值600 V便不再下降，在600 V保持穩(wěn)定，放電電流為0；直到7.50 s時脈沖負(fù)載功率從10.0 MW突降到1.3 MW，母線向SC回饋能量，其端電壓才開始上升.這就達(dá)到了精確限制SC端電壓最小值的目的.

6結(jié)束語

大功率脈沖武器是未來采用中壓直流區(qū)域配電技術(shù)的海軍作戰(zhàn)艦艇的主要裝備，為平滑需求脈沖功率并減少脈沖負(fù)載對系統(tǒng)的影響，同時鑒于超級電容（SC）功率密度高、充放電速度快的特點，建立了超級電容儲能系統(tǒng)（SCESS）.

為防止SC出現(xiàn)過度充電和過度放電的現(xiàn)象，提出最小值功率控制策略.仿真結(jié)果表明，該控制策略不僅可以根據(jù)脈沖負(fù)載需求功率實現(xiàn)對DAB快速、有效的充放電控制，而且實現(xiàn)了對SC端電壓工作范圍的精確限制，更重要的是，SCESS的接入大大減小了脈沖負(fù)載對系統(tǒng)的影響，即在脈沖負(fù)載功率突變時，中壓直流母線電壓的振蕩幅度大幅降低，從而提高了系統(tǒng)的可靠性和生存能力，保證大功率脈沖負(fù)載正常工作.

進(jìn)一步的研究方向：一是在每個SC模塊初始電壓不一致時進(jìn)行控制；二是將蓄電池儲能與SC儲能結(jié)合起來，實現(xiàn)中壓直流系統(tǒng)能量平衡并減少脈沖功率對母線的沖擊，實現(xiàn)能量優(yōu)化，提高系統(tǒng)效率.

參考文獻(xiàn)：

[1]DOERRY N. NGIPS technology development roadmap[R]. America： Naval Sea Systems Command， 2007： 1106.

[2]KULKAMI S， SANTOSO S. Impact of pulse loads on electric ship power system： with and without flywheel energy storage systems[C]//IEEE Electric Ship Technologies Symposium. America： ESTS， 2009： 568573.

[3]JONATHAN M C， SCOTT D S. Reducing impact of pulsed power loads on microgrid power system[J]. IEEE Transactions on Smart Grid， 2010， 1（3）： 270277. DOI： 10.1109/TSG.2010.2080329.

[4]SCUILLER F. Study of a supercapacitor energy storage system designed to reduce frequency modulation on shipboard electric power system[C]//2012 38th Annual Conference on IEEE Industrial Electronics Society. Canada： IECON Proceedings， 2012： 40544059. DOI： 10.1109/IECON.2012.6388938.

[5]ZHANG Guoju， TANG Xisheng， ZHOU Long， et al. Research on complementary PWM controlled buck/boost bidirectional converter in supercapacitor energy storage[J]. Chinese Society of Electrical Engineering， 2011， 31（6）： 1521.

[6]ALI H， DOUGAL R， OUROUA A， et al. Crossplatform validation of notional baseline architecture models of naval electric ship power systems[C]//IEEE Electric Ship Technologies Symposium. America： ESTS， 2011： 7883. DOI： 10.1109/ESTS.2011.5770845.

[7]LI W， LUO M， MONTI A， et al. Wavelet based method for fault detection in medium voltage DC shipboard power systems[C]// International Instrumentation and Measurement Technology Conference. Austria： IEEE I2MTC， 2012： 21552160. DOI： 10.1109/I2MTC.2012.6229382.

[8]THOUNTHONG P， PHATTANASAK M， SETHAKUL P， et al. Nonlinear control of a magnetic coupling converter for a supercapacitor storage device for a DC link stabilization[C]//4th International Conference on Clean Electrical Power： Renewable Energy Resources Impact. Italy： ICCEP， 2013： 645652. DOI： 10.1109/ICCEP.2013.6586954.

[9]CHEN Wenjie， HANSEN J F， TANG Tianhao. Supercapacitors based hybrid converter in marine electric propulsion system[C]//19th International Conference on Electrical Machines. Italy： ICEM， 2010： 16. DOI： 10.1109/ICELMACH.2010.5607967.

[10]AKAGI H， KITADA R. Control and design of a modular multilevel cascade BTB system using bidirectional isolated DC/DC converters[J]. IEEE Transactions on Power Electronics， 2011， 26（9）： 24572464. DOI： 10.1109/TPEL.2011.2107752.

[11]JAYALAKSHMI N S， GAONKAR D N， Performance study of isolated hybrid power system with multiple generation and energy storage units[C]//International Conference on Power and Energy Systems. India： ICPS， 2011： 15. DOI： 10.1109/ICPES.2011.6156623.

[12]GHAZANFARI A， HAMZEH M， MOKHTARI H， et al. Active power management of multihybrid fuel cell/supercapacitor power conversion system in a medium voltage microgrid[J]. IEEE Transactions on Smart Grid， 2012， 3（4）： 19031910. DOI： 10.1109/TSG.2012.2194169.

[13]ROSE R， SKARIAH E N. Active power management of hybrid fuel cell， photovoltaic unit， and supercapacitor power conversion system in a microgrid[C]//2013 International Conference on Renewable Energy and Sustainable Energy. India： ICRESE， 2014： 200206. DOI： 10.1109/ICRESE.2013.6927815.

[14]許愛國. 城市軌道交通再生制動能量利用技術(shù)研究[D]. 南京： 南京航空航天大學(xué)， 2009.

[15]張慧妍. 超級電容器直流儲能系統(tǒng)分析與控制技術(shù)的研究[D]. 北京： 中國科學(xué)院電工研究所， 2006.

（編輯趙勉）