DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 摘 要 通过在等离子体蒸发金属Mg的过程中引入乙炔气体，制备了纳米Mg颗粒并进行了贮氢性能研究。结果表明，随着乙炔浓度的提高，制备出的纳米Mg颗粒的尺寸有减小的趋势，但乙炔浓度超过21.7%摩尔浓度时，制备出的纳米Mg颗粒的尺寸不再减小，当乙炔的摩尔浓度为21.7%时，纳米Mg颗粒尺寸为40 nm左右，其比表面积为27.1 m 2 ∙g −1 。在473 K，4 MPa氢气压力下1小时可吸氢接近饱和。其吸氢活化能为61.6 kJ∙mol −1 H 2 ，放氢活化能为114 kJ∙mol −1 H 2 ，其吸放氢反应焓为ΔH = −65.5 kJ∙mol −1 H 2 ，反应熵为ΔS = −122.7 J∙K −1 ∙mol −1 (H 2 )，且在623 K， 4 MPa H 2 及30次吸放氢循环下，其吸氢容量没有衰减。 关键词 :纳米化，Mg，贮氢性能，机理 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 镁具有很高的储氢量(7.6 wt%)及循环性，资源丰富且价格低廉，对环境无污染，是一种很有潜力的储氢材料 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ] ，但由于氢在MgH 2 中扩散较慢，在普通Mg的表面吸氢形成MgH 2 层后氢很难通过MgH 2 层继续与Mg反应，即使在673 K，5 MPa氢气气氛下也不能很快吸氢，这些性能严重制约其在储氢领域中的广泛应用。 Zalaski等 [ 6 ] [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ] [ 10 ] 研究发现，在相同温度和不活化的条件下，晶粒尺寸大于1 μm的Mg几乎不吸氢，当晶粒尺寸细化到50 nm时Mg的吸氢速率明显加快，吸氢容量也显著增加；晶粒越细，吸/放氢性能的改善效果越显著，当尺寸小于0.9 nm时，MgH 2 就可以在473 K的温度下放氢，此法无疑是改善镁基合金放氢特性的一种较好途径。G.Friedlmeier等 [ 11 ] 利用熔融快淬法制备了纳米结构的贮氢合金Mg 0.87 Ni 0.13 (≤150 nm)，其贮氢量高达6 wt%，同样，T.Spassov等 [ 12 ] [ 13 ] 和K.Tanaka等 [ 14 ] 也利用熔融快淬技术合成了纳米Mg-Ni-RE (RE = La， Ce and Y)贮氢材料(20~30 nm)，且认为纳米贮氢材料具有优异的储氢性能，其原因为：1) 氢原子在大量的纳米晶界上或晶界上扩散容易；2) 纳米晶极高的比表面积，使氢原子容易渗透到贮氢材料内部；3) 纳米贮氢材料(20~30 nm)避免了氢原子透过氢化物层进行长距离扩散，而氢原子在氢化物层中的扩散是控制动力学性能的最主要因素。 本文通过在等离子体蒸发Mg的过程中引入乙炔气体，制备了平均尺寸约为40 nm的Mg的超小纳米颗粒，研究了Mg纳米颗粒尺寸随乙炔浓度的变化关系，探讨了纳米Mg颗粒尺寸对Mg吸放氢热力学和动力学的影响。
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user: 2. 实验过程 2.1. 纳米Mg颗粒的制备 纳米Mg颗粒是通过乙炔气氛的等离子体电弧蒸发镁块制备而成，仪器的原理示意图如图1所示。仪器由电弧反应腔、水冷铜底座、钨电极、热交换系统、粒子收集器、真空泵、气体循环泵和直流电源系统组成。用X射线衍射仪进行试样的相结构分析；用透射电镜(TEM)观察试样的微观形貌。 图1. 乙炔等离子体电弧设备原理示意图 2.2. 实验系统 图2给出了纳米Mg颗粒的贮氢性能测试系统。由氢气源、贮气罐、标准计量罐、反应器、真空泵、压力传感器、真空表、压力表、阀门及不锈钢管道等组成。用标准计量罐计量气体和标定管道及其它容器体积；用压力传感器指示吸/放氢过程的压力变化；数据采集系统对实验数据进行实时采集与记录。实验中准确称取纳米Mg颗粒约3.0 g装入反应器中，用2XZ-4B真空泵冷抽至4 Pa后，加热至 450 ℃ 继续抽空至4 Pa，然后进行其贮氢性能测试。
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user: 3. 结果与讨论 3.1. 纳米Mg颗粒的微观表征 图3显示不同乙炔浓度下制备的纳米Mg颗粒的XRD谱图，从样品的XRD谱图上在θ = 42.8˚没有出现MgO的衍射峰，推断样品被氧化的程度极小。乙炔浓度为0%时，合成的样品为纯纳米Mg颗粒。随着引入乙炔气体及乙炔浓度的升高，Mg的XRD峰有所展宽，表明样品的晶粒尺寸有所减小。当乙炔浓度较高时，样品在θ = 26.2˚出现了不尖锐的衍射峰，推测其为某种特殊结构的C的衍射峰，该衍射峰强度随乙炔浓度的升高而升高。 图4显示不同乙炔浓度下制备的纳米Mg颗粒的TEM照片。从TEM照片中可以清晰的看出，当等离子体中没有引入乙炔时，得到的纳米Mg颗粒的尺寸在500 nm左右；当等离子体中引入乙炔时，得到的纳米Mg颗粒尺寸明显减小，且随着乙炔浓度的增大，Mg颗粒有进一步减小的趋势。图4(f)是对乙炔浓度为21.7%制备的Mg样品的TEM照片并进行统计得出的颗粒尺寸，约为40 nm，同理，当乙炔浓度分别为28%，21.7%，14.3%，5.3%和0%制备的纳米Mg颗粒平均尺寸分别约为40 nm，40 nm，100 nm，160 nm和500 nm。 3.2. 纳米Mg颗粒的C含量分布及BET分析 图5、图6分别显示了不同乙炔浓度下制备的纳米Mg颗粒的尺寸、C含量及BET分析结果。当乙炔浓度增大时，样品中的C含量随乙炔浓度呈线性升高趋势，而当乙炔浓度增大达到一定值时，纳米Mg颗粒的尺寸几乎不再减小，当乙炔浓度为21.7%时，样品中的C含量为24.8%，平均颗粒尺寸约为40 nm，其比表面积为27.1 m 2 ∙g −1 。同样，样品的比表面积随随乙炔浓度呈上升趋势，暗示其纳米Mg颗粒的尺寸逐渐降低。 3.3. 纳米Mg颗粒的吸放氢动力学行为研究 图7显示了乙炔浓度分别为28%，21.7%，14.3%，5.3%和0%制备的样品在473 K及4 MPa氢气压 图2. 贮氢性能测试系统。1——氢气；2——缓冲器；3——压力传感器；4——真空规；5——取样；6——反应器；7——加热炉；8——标准罐；9——铀床；10——真空泵；k1~k10——阀门 图3. 不同乙炔浓度下Mg纳米颗粒的XRD谱图。(a) 28%，(b) 21.7%，(c) 14.3%，(d) 5.3%，(e) 0% 图4. 不同乙炔浓度下Mg纳米颗粒的TEM及尺寸分布。(a) 28%，(b) 21.7%，(c) 14.3%，(d) 5.3%，(e) 0%，(f) 21.7% 图5. 不同乙炔浓度下制备的Mg纳米颗粒的尺寸和样品中C的含量 图6. Mg纳米颗粒的BET曲线 图7. 不同乙炔浓度下制备的Mg纳米颗粒在200℃下的吸氢动力学曲线 力下的吸氢曲线。结果显示，乙炔浓度分别为28%，21.7%制备的样品吸氢速度很快，10分钟内吸氢量可达3 wt%，1小时内吸氢量可达6.5 wt%。乙炔浓度分别为14.3%，5.3%制备的样品吸氢较慢，1小时吸氢量分别为2.7 wt%和2.2 wt%。而乙炔浓度为0%制备的样品几乎不吸氢，1小时吸氢量不足1 wt%。由于纳米Mg颗粒的大小与乙炔浓度有近似反比的关系，故实验证明了在纳米尺度上，Mg的吸氢速度随颗粒尺寸减小而增大。此外，由于普通的Mg在673 K，5 MPa氢气气氛下也不能很快的吸氢，而通过乙炔等离子体得到的Mg纳米颗粒可以在473 K及4 MPa氢气气氛吸氢，显然Mg的纳米化可以极大的提高其吸氢性质。 图8分别给出了氢气压力为4 MPa、温度为440 K、500 K、560 K和620 K时，纳米Mg颗粒的吸氢量与时间的关系。可以看到，样品在620 K时吸氢量超过5 wt%仅需要不到1分钟。在560 K时，10分钟内也可吸氢超过5 wt%，接近吸氢完全饱和。样品在500 K时仍保持了较快的吸氢速度，30 min吸氢可以接近饱和状态。在相对较低的440 K温度下，样品仍能缓慢的吸氢，两小时吸氢量达3.5 wt%。 图8. 不同温度下乙炔摩尔浓度为21.7%制备的Mg纳米颗粒在4 MPa下的吸氢曲线 图9给出了530 K、560 K、590 K、620 K和650 K的温度下，乙炔摩尔浓度为21.7%制备的Mg纳米颗粒的氢化物在~100 Pa H 2 下的放氢曲线。通常MgH 2 在573 K以下不放氢，但通过氢化的超小Mg纳米颗粒制备的MgH 2 却可以在530 K缓慢放氢，当温度升高到560 K时放氢速率加快，2小时放氢量超过4 wt%，当温度升高到650 K时，10分钟放氢量可超过5 wt%。通过Arrhenius公式(lnk = −E 0 /RT + lnA)计算得到该MgH 2 纳米颗粒的放氢活化能为114 kJ∙mol −1 H 2 。 3.4. 纳米Mg颗粒吸放氢热力学性能研究 图10分别给出了573 K，598 K，623 K测量了40 nm左右纳米Mg颗粒的吸放氢PCT曲线。结果显示，纳米Mg颗粒的吸放氢曲线均只存在一个坪台，该坪台对应着Mg相MgH 2 相的转变过程，也说明反应过程中样品中的C不参与Mg吸放氢的反应过程。由于样品中含有一定量的C，因此最大吸氢量没有达到Mg的理论吸氢量(7.6 wt%)。如果排除C的影响，则样品的吸氢量已经接近于理论上Mg的饱和吸氢量，这也同样说明样品中几乎没有MgO的存在，说明Mg纳米颗粒表面的无定形结构的C，可以减少Mg的氧化。 图11为该样品的吸放氢过程的lnP对1/T的函数曲线，利用van’t Hoff公式ln(P) = DH/T + DS分别获得材料吸/氢过程的van’t Hoff方程，分别式(1)和式(2)，计算得到该样品的吸放氢反应焓ΔH = −65.5 kJ∙mol −1 (H 2 )，反应熵ΔS = −122.7 J∙K −1 ∙mol −1 (H 2 )。 吸氢过程： (1) 放氢过程： (2) 3.5. 纳米Mg颗粒循环吸放氢性能 图12显示了乙炔等离子体法制备的纳米Mg颗粒的循环吸放氢动力学曲线。测试过程为：将样品在真空下加热升温至623 K，在该温度下4 MPa下吸氢30 min，然后在0.1 MPa下放氢30 min，重复循环 图9. 不同温度下乙炔摩尔浓度为21.7%制备的Mg纳米颗粒的氢化物在~100 Pa H2下的放氢曲线 图10. 乙炔摩尔浓度为21.7%制备的Mg纳米颗粒的吸放氢PCT曲线 图11. 乙炔摩尔浓度为21.7%制备的Mg纳米颗粒的温度与1/T关系 图12. 623 K下40 nm Mg纳米颗粒循环动力学曲线 至30次。可以看出，样品在第二个循环过程吸放氢量即可接近Mg的理论贮氢密度(样品中含有C，理论吸氢量为(1 − 24.78%) × 7.6% = 5.7%)，而30个循环过程以后，样品的吸放氢量没有衰减，显示了该纳米颗粒具有很好的吸放氢循环性质。
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user: 4. 结论 通过上述实验，得出以下结论： 1) 通过在等离子体蒸发金属Mg的过程中引入乙炔气体，可制备出具有不同颗粒大小的Mg纳米颗粒。随着乙炔浓度的提高，制备出的Mg纳米颗粒的尺寸有减小的趋势，但乙炔浓度超过21.7%摩尔浓度时，制备出的Mg纳米颗粒的尺寸不再减小。 2) 制备的40 nm左右的Mg纳米颗粒在473 K，4 MPa氢气压力下1小时可吸氢接近饱和。其吸/放氢活化能分别为61.6 kJ∙mol −1 (H 2 )和114 kJ∙mol −1 (H 2 )，其吸/放氢性能较块体Mg得到了较大的改善。 3) Mg纳米颗粒具有稳定的循环性能，在623 K，4 MPa H 2 条件下30次循环容量没有衰减。
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user: 摘 要 基于性能的抗震设计已成为国内外建筑抗震研究的热点问题。高压电气设备的抗震主要依据现行的抗震设计规范设计而成，但在地震作用下仍然会遭受巨大破坏，特别是灾后重建需要巨大投入。因此，提出了电气设备基于性能的抗震设计方法。阐述电气设备进行性能化抗震设计的必要性，给出了基于性能的电气设备抗震设计具体步骤及注意事项。根据抗震设计标准及电气设备的特点，在电气设备中提出变压器、电瓷型电气设备适于基于性能的抗震设计；同时还提出电气设备支架、减隔震装置也适用于基于性能抗震设计；最后提出将电气设备、支架及减隔震装置考虑为一个整体，进行一体化基于性能的抗震设计。 关键词 :基于性能，抗震设计，电气设备，性能化设计 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 “小震不坏、中震可修和大震不倒”的三水准准则是各国建筑界奉行多年的的抗震设计准则，已经在建筑的抗震设计中发挥了重要作用。但从本质上看，保护生命安全是三水准设计的唯一目的，因此该设计主要用于在地震的时候保护人的生命安全，而往往不会考虑对其它破坏的控制。现代地震的灾害调查情况表明，很多地震的情况下，会导致巨额的财产损失。有鉴于此，人们希望在对建筑进行抗震设计时，既需要考虑人身安全，又需要考虑经济性，这样既能能够避免建筑物破坏，又可以对其它破坏状态进行控制。正是在这种情况下，基于性能的抗震设计受到广泛关注，并且被认为是未来建筑抗震设计的重要发展方向。简单来说，基于性能的抗震设计的目的就是在发生不同强度的地震时，能够可靠且有效地控制建筑物的破坏状态，使建筑物体现明确的、不同的性能水平，使得在建筑物在遭受各种地震的情况下，成本趋于最小 [ 1 ] 。 地震往往会对在国计民生中占有重要地位的电力系统构成巨大威胁，会形成极其严重的破坏。在这些破坏性强震中，尤以高压变电装置的破坏最为严重 [ 2 ] 。由于电气设备的破坏一般不会导致比较重大的人员伤亡，但是电气设备的破坏所造成的电网的直接损失、间接损失惨重，后期的重建费用也非常巨大。 在我国，目前电气设备的抗震设计依据主要来源于《电力设施抗震设计规范GB50260-2013》和《建筑抗震设计规范GB50011-2010》。这种电气设备抗震设计，仅仅考虑生命安全的性能水平进行电气设备的抗震设计，已经不能满足现代电气设备将来的发展需求，对地震所造成的巨大的间接损失及重建费用已经无能为力，因此，必须考虑新的电力设备抗震设计方法。基于性能的抗震设计在建筑工程及地震工程等方面已经得到了比较广泛的应用 [ 3 ] [ 4 ] ，但在电气设备的抗震设计方面尚未见文献报道，因此，将对基于性能的电气设备抗震设计方法进行研究。
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user: 2. 基于性能的电气设备抗震设计的必要性 2.1. 电气设备的破坏 电力系统在强震作用下，会造成非常严重的破坏。变压器是变电站的重要电气设备，在强震作用下，由于体积大、质量大的特点易产生较大的地震力；由于顶部的瓷套管较长、重心较高的特点易产生较大的位移，从而造成变压器损坏，严重威胁变压器的运行安全，以致于造成重大的直接或间接的经济损失 [ 5 ] 。此外，在地震中，变电站中的电瓷型高压电气设备也极易受到破坏 [ 6 ] [ 7 ] 。 正是由于这些特点，近年来，国内外发生了多次强烈地震中，各种电压等级的变电站电气设备遭严重破坏 [ 2 ] 。例如：电力系统在2008 年汶川特大地震中造成了严重的破坏，高压变电站受损百余座，各种开关类电气设备，更是遭到大量破坏。汶川地震造成四川电网直接经济损失106.5亿元， 重建将超过313亿元 [ 8 ] 。 由于在变电站及电气设备在进行了抗震设计，再加上变电站中人员本来就比较少的原因，在地震中由于变电站的破坏所导致的人员伤害比较少。为了减少由于变电站破坏所造成的其他影响，必须对现有的“三水准”抗震设计方法提出改进。 2.2. 基于性能的电气设备抗震设计的必要性 我国现行GB50260-2013和GB50011-2010仅对“三水准”，也就是基本抗震设防目标进行了详细的说明。这些规范中，对电气设备抗震设计的规定较为简单和笼统，未曾提及性能化抗震设计方面 [ 9 ] [ 10 ] 。 而对于基于性能的抗震设计，美国最新的电气设备抗震设计规范IEEE693 [ 11 ] 和日本的电气设备抗震设计规范JEAG5003中，已经对此提出了详细的设计要求。 为了推行抗震性能化设计方法，2004年，我国公布《建筑工程抗震性态设计通则(试用)》 CECS160-2004。并且，在2010年新版建筑抗震设计规范GB50011-2010，新增了抗震性能化设计原则，着重指出应根据设备抗震设防类别及烈度、现场条件、设备类型及特点、功能要求、成本情况、直接及间接损失和重建费用等，对抗震目标性能进行性能和经济性方面的综合考虑 [ 10 ] 。 但是，迄今为止，国内还没有学者对电气设备的基于性能抗震设计进行过研究。为了加快追赶美国、日本的电气设备抗震设计的步伐，电气设备的基于性能的抗震设计迫在眉睫，必将在电气设备抗震设计中占有一席之地。
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user: 3. 基于性能的电气设备抗震设计方法 由于基于性能的电气设备抗震设计，目前在我国尚未启用。因此，将根据 CECS160-2004和GB50011-2010的相关规定，以建筑抗震性能化设计为基础，提出基于性能的电气设备的抗震设计方法。 总体来说，基于性能的电气设备抗震设计，应根据设备特点、工程设计要求、受灾情况，选择需要建立性能目标的设备或者部件，然后逐一确定地震等级、性能目标、性能设计指标和性能评估方法等。此外，GB50011-2010的附录M给出了“实现抗震性能设计目标的参考方法” [ 10 ] ，可以直接为基于性能的电气设备抗震设计提供指导。 3.1. 基于性能的电气设备抗震设计步骤 与建筑的性能化抗震设计相似，可以认为基于性能的电气设备抗震设计，主要包括如下步骤： (1) 确定设备或部件。选择的余地比较大，可以是电气设备整体、关键零部件或者是电气设备的支架、减隔震装置等，可以根据设计需要进行选择。 (2) 确定地震等级：设备进行性能化抗震设计的地震等级可以和GB50011-2010中的所规定的小震、中震和大震的相对应，对于电气设备的设防地震的加速度和地震最大影响系数，至少应该满足GB50011-2010的规定。 (3) 确定性能目标：性能指标标志着电气设备的破坏程度或使用性能，在性能化抗震设计中起着重要作用，应该保证在不同地震等级的情况下应不低于基本抗震设防目标。 (4) 确定性能设计指标：电气设备的抗震设计选定的设计指标一般来说有两种，一种指标用于提高电气设备的抗震承载能力，另一种指标用于提高电气设备的抗变形能力。在实际操作中，上述两种设计指标可以单独选择，也可以同时选择以提高电气设备的综合能力，特别要注意要对考虑对抗震设计留有安全裕度 [ 12 ] 。对于不同的电气设备，性能设计指标的选择往往具有自己的特点。 (5) 确定性能评估方法：有两种选择方法：一种是借鉴传统的抗震设计方法，但是需要考虑明确且量化的不同等级的性能水平，采取先进行强度设计，然后进行变形校核的步骤。另一种是根据电气设备的具体情况，借鉴建筑设备的性能化抗震设计方法，以选择合适的设计方法。例如：直接基于位移、基于能力谱法、位移影响系数法、损伤性能评估法、能量分析方法、基于投资—效益准则法等 [ 12 ] [ 13 ] ，性能评估方法在选择的时候，务必要根据电气设备的自身特点，以及在地震中的易损情况进行选择。 3.2. 基于性能的电气设备的抗震设计注意事项 在进行具体的性能化抗震设计时，需要注意如下事项： (1) 关于模型：电气设备的抗震设计分析模型应正确合理，在对实际工况进行假设和简化的时候 ，特别注意是否合理，采取多种方法对分析模型的正确性和合理性进行调整和验证。 (2) 关于线性分析阶段：电气设备抗震分析中经常会遇到线性分析阶段及非线性分析阶段，对于线性分析阶段，可直接采用线性方法进行计算分析，但是需要全面考虑抗震设计过程中所碰到的各种影响因素。 (3) 关于非线性分析阶段：根据性能目标及性能设计指标所预期的不同状态的非线性等级，可以采用两种分析方法，一种是等效线性化方法，需要考虑电气设备中的阻尼效应，此外，还可以使用静力非线性分析法或者动力非线性分析法。 (4) 关于线性分析阶段和非线性分析阶段的关系：与线性分析阶段模型需要全面考虑影响因素相比，非线性分析模型可有所简化，仅仅针对其中最重要因素。但是对设备模型进行简化的同时需要保证非线性分析在计算多遇地震时，其分析结果应与的多遇地震的线性分析结果保持一致性。非线性分析在计算时应考虑重力二阶效应、考虑合理的非线性参数 [ 12 ] 。在进行相应的承载力计算时应根据电力设备的实际截面、加强筋等具体情况，并且可通过与理想假定计算结果的对比分析，以便发现设备可能破坏的部位及其非线性变形水平。
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user: 4. 基于性能的变压器抗震设计 强震往往会造成了变压器的严重破坏，并且变压器的破坏往往也是导致其顶部电瓷型电气设备破坏的主要原因。希望在不同的地震等级下，变压器具有不同的抗震性能等级，故可以考虑对变压器进行性能化的抗震设计。对变压器进行基于性能的抗震设计时除了需要关注变压器本体的抗震，还需要对变压器顶部电瓷型电气设备的抗震予以足够的重视。 变电站抗震设计中最重要的设计标准是美国电气设备抗震设计规范IEEE693，为三种等级的地震分别提供了计算荷载，也提供了性能鉴定的标准和方法。 中国、美国、日本的电气设备抗震设计规范对于变压器本体都是采用静力设计法进行抗震设计。对于套管的设计，三国标准就有所区别了，美国采用动力时程加载或者静拉力加载；日本采用拟共振动力设计方法；而中国采用动力设计方法 [ 14 ] 。 关于变压器顶部的高压瓷套管，规范规定变压器箱体动力放大系数为2 [ 9 ] 。此规定非常笼统，根本没有考虑各种不同的工况。由于变压器内部结构及组成非常复杂，对其进行基于性能抗震设计非常复杂，需要考虑众多的因素。 初步考虑基于性能的变压器抗震设计过程如下： (1) 变压器性能目标：与一般的建筑物类似，但是考虑到变压器的重要性，要求应该高于基本的抗震设防目标。 (2) 变压器性能设计指标：根据变压器本体的重要性和以及其对顶部瓷套管的影响，建议考虑两种性能设计指标。一种是变压器自身性能指标，如底部位移等，并且根据底部位移在不同地震等级下所对应的具体量值进行明确分组，以作为性能设计指标。另一种选取变压器的动力放大系数作为性能指标，这是由于在根据现有的建筑抗震设计规范，考虑变压器的动力放大系数的时候，没有考虑到地震等级、变压器电压等级以及变压器动力特性等具体情况的影响，特别是没有对变压器动力放大系数进行明确、详细的划分。当然，对变压器的性能设计指标进行选择的时候，也可同时选择上述两种指标作为性能设计指标。 (3) 变压器抗震性能评估方法：位移相关类的性能评估方法可以直接使用，同时，也可以考虑损伤性能评估法。
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user: 5. 基于性能的电瓷型电气设备抗震设计 电瓷型高压电气设备如隔离开关、互感器、断路器以及变压器顶部的瓷套管等，在各种不同等级的电力系统内得到广泛应用。但由于材料性能以及设备的特殊形状，电瓷型电气设备在地震作用下，非常容易破坏。虽然不一定造成人身伤亡和太大的直接损失，但是所造成的间接损失和后期的重建费用比较大。因此，对于电瓷型电气设备，必须对现有的抗震设计方法进行改进，对其进行基于性能的抗震设计。 目前，瓷座是这类电气设备最易损坏的部件，特别是瓷柱底部，由于在地震中所收到的应力最大，极易受到破坏，因此这类电气设备的根部剪力已经成为衡量其破坏程度的重要指标 [ 15 ] ，与此同时，在实际工程应用中还发现，这类电气设备的顶端位移，特别是通过母线与其它设备相连的设备的顶端位移，也可以用来衡量设备的破坏程度的不同等级。 建议对于电瓷型电气设备，可以采用顶部位移、根部剪力或者二者相结合作为性能设计指标，而性能目标及性能评估方法可以参考基于性能的变压器抗震设计。由于基于性能的电瓷型电气设备的抗震设计还几乎没有，研究人员还需要作出重要的努力。
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user: 6. 基于性能的电气设备支架设计 电气设备在安装的时候，大多需要安装在支架上，因此支架也起到比较重要的作用，支架的动力反应放大系数在各国标准中均加以考虑。 我国GB 50260-2013规定，当电气设备有支架时，应充分考虑支架的动力放大作用。若仅作电气设施本体的抗震设计时，地震输入加速度应乘以支架的动力反应放大系数。当支架设计参数确定时，或支架参数缺乏时，以及安装在不同位置时的支架的动力反应放大系数均作出规定 [ 9 ] 。 与此同时，美国和日本的电气设备的抗震设计规范中，也对动力反应放大系数做出了具体的规定。日本JEAG5003-1998指出支架动力放大系数为1.2。美国IEEE Std 693．2005指出支架动力放大系数应取1.1 [ 16 ] 。尽管电气设备的抗震设计中，考虑了动力反应放大系数，但是在实际情况下，动力反应放大系数往往和标准及规范中的有所出入。特别是需要支架的电气设备进行抗震性能评估时，其支架动力放大系数是否准确与合理将直接影响到到设备抗震性能评估结果的准确性。 程永峰等人不同参数的取值范围对特高压支架动力放大系数的影响规律 [ 16 ] 。陈巍等人对高压电器设备的动力方法系数的取值进行了研究，得到支架的变截面和变高度情况下的动力放大系数的变化规律 [ 17 ] 。 考虑到支架一般在电力设备的抗震设计和工程实际中占有不可忽视的地位。当支架上面安装的电气设备固定的情况下，可以通过对支架进行设计从而达到不同的动力反应放大系数。因此，建议对电气设备的支架进行基于性能的抗震设计。根据现行GB50011-2010和GB50260-2013建立适合于电气设备支架的性能目标、性能设计指标以及性能评估方法。 建议以动力放大系数作为支架的抗震性能设计指标，严格明确地划分不同的动力放大系数等级，并且全面考虑影响支架动力反应放大系数的各种参数，如：地震等级、高电压等级、安装位置、材料、重量、结构形状、截面、几何尺寸、连接情况、地表情况等。希望通过基于性能的抗震设计，在复杂的工况情况下，为支架提供确定的且等级划分明确的动力反应放大系数，从而兼顾支架的抗震性能、经济性。
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user: 7. 基于性能的电气设备减隔震装置抗震设计 对变压器和电瓷型电气设备而言，前文已经表明其在强震中容易受到破坏，对这些设备进行减隔震设计已经成为一种非常重要的解决方案。GB50011-2010指出：采用隔振或消能减震设计的建筑，当遭遇到本地区的多遇地震、设防地震和罕遇地震影响时，可按高于基本设防目标进行设计。经过减隔震处理的电气设备可以承受更强的地震 [ 10 ] 。 对电气设备进行减隔震的原理是借助于减隔震装置改变电气设备的固有频率，使得与地震波的卓越频率错开 [ 18 ] 。与变压器和电瓷型电气设备相比，电气设备的减隔震装置往往重视程度不够，因此尽管人们已经认识到减隔震装置的重要性，但是在电气设备中真正的应用并不多。现有的可以借鉴的研究成果都是和建筑减隔震有关的。由于常用的减隔震器，主要性能参数数量较少，且非常明确，因此便于实现性能化设计以有效控制设备的地震反应。 刘鹏飞等人对基于性能的基础隔震结构设计进行了探讨，建立了基础隔震结构的性能水准和设防目标及主要流程 [ 19 ] 。韩建平 [ 20 ] 指出减震器在设计时，应该尽可能在不改变原结构的同时，利用减震器的减震作用提高设备的综合性能。胡继友 [ 21 ] 对摩擦摆结构进行性能化设计，提出了摩擦摆性能化抗震设计中的性能水准、设防目标和设计性能指标。 关于减隔震器的基于性能的抗震设计方法也可以参考日本建筑界的作法 [ 22 ] 。日本在基于性能的建筑设计中，非常重视隔震设计，曾经在建设省公告第2009号(隔震建筑设计安全技术标准)中指出：隔震材料是指能够降低作用于建筑物地震力的建筑材料，并且通过时程反应分析进行性能评估，隔震建筑应以基本性能目标为依据，但是具体应满足的性能指标应根据性能评估机构的评估标准确定。 可见，考虑到减隔震装置具有比较广泛的科学研究和工程应用背景，基于性能的电气设备减隔震装置抗震设计同样具有重要的研究和应用需求。
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user: 8. 基于性能的电气设备、支架及减隔震装置一体化抗震设计 为了对高压电气设备进行稳定可靠的抗震设计，建议可以将基于性能的抗震设计与减隔震设计结合起来，或者直接将电气设备及减隔震装置的组合进行基于性能的抗震设计。由于变压器的重要地位，可以考虑将变压器与减隔震装置系统作为一体进行基于性能的抗震设计。考虑减震器与设备体系的基于性能的抗震设计在GB50011-2010中已经多次提及 [ 10 ] ，在建筑方面已有应用。 对于包含支架的电气设备，也可以把电气设备、支架及减隔震装置三者为一体，进行一体化的基于性能的抗震设计。例如，考虑隔离开关的实际情况，在进行隔离开关的抗震设计时，将隔离开关、支架和减隔震装置统一进行考虑，以顶部位移作为性能指标，进行基于性能的抗震设计。考虑基于性能的电气设备、支架和减隔震装置整个系统，进行一体化的抗震设计，将成为电气设备抗震设计将来的发展方向之一。
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user: 9. 结论 鉴于强烈地震会造成电力系统巨大的直接损失、间接损失及重建费用，现有电气设备抗震设计方法急需改进，提出了基于性能的电气设备抗震设计方法，主要结论如下： (1) 总结了基于性能的电气设备抗震设计的必要性，并在GB50011-2010和GB50260-2013的基础上，提出了基于性能的电气设备抗震设计的方法。 (2) 考虑到在强震中容易破坏，并造成巨大的损失及重建费用，提出了变压器及电瓷型电气设备可以采用基于性能的抗震设计方法，以之作为将来的研究重点。 (3) 考虑到在电气设备的抗震设计占有重要地位，提出了基于性能的电气设备支架抗震设计、 基于性能的电气设备减隔震装置抗震设计以及基于电气设备、支架及减隔震装置一体化抗震设计。 (4) 建议我国在现行抗震设计的基础上，参考美国、日本的电气设备性能化抗震设计规范，尽快建立适合于我国电气设备实际的“基于性能的电气设备抗震设计规范”，以缩小与美、日之间的差距。
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user: 摘 要 对方差建立回归模型分析是处理异方差问题中最常用的方法之一。本文基于均值方差联合模型，结合光滑阈估计方程(Smooth Threshold Estimating Equation，简记SEE)方法研究该模型的变量选择方法。该变量选择方法可以同时进行参数估计和变量选择，并且不需要解任何凸优化问题，因此实际应用中将大大减少计算量。最后， 通过随机模拟实验验证了所提出方法的有效性与可行性。 关键词 :均值方差联合模型，异方差，估计方程，变量选择 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 目前由于大部分学者已经意识到了解回归模型中方差的来源以及对方差进行调控的重要性，因此，对方差建立回归模型，即基于均值方差联合模型进行统计推断是处理异方差问题最常用的方法之一。到目前为止，很多作者已经深入讨论了异方差情况下均值方差联合模型的估计、检验和变量选择等统计推断问题。Aitkin [ 1 ] 给出了联合均值与方差模型的极大似然估计结果；Verbyla [ 2 ] 在提出联合模型限制极大似然估计的同时，更进一步的讨论了该模型的异常值诊断问题；Taylor和Verbyla [ 3 ] 则研究了利用t分布的联合位置与尺度来解决含异常值的联合模型检验问题；吴刘仓等 [ 4 ] 则在 Box-Cox变换下得出了联合均值与方差模型的参数估计结果。其中关于均值方差联合模型的变量选择的成果有，吴刘仓等 [ 5 ] 曾运用SCAD、LASSO等惩罚函数，考虑通过对似然函数进行惩罚以解决该联合模型的变量选择问题，并且证明了该变量选择方法具有相合性和Oracle性质。然而该方法须涉及凸优化问题，且必须在人为地设定一个门限值后才可利用局部二次逼近给出的迭代式得到回归结果，否则就达不到变量选择的目的。由此可见，该变量选择方法的实用性和可操作性并不强。 因此，为解决以上变量选择方法所存在的不足，本文利用Ueki [ 6 ] 的基本思想，提出基于光滑阈估计方程的均值与方差联合模型的变量选择新方法，并称之为SEE变量选择方法。该变量选择方法不仅不涉及任何凸优化问题，且可将模型中不重要变量的回归系数以较快速度向零压缩，并最终将其从模型中剔除。随机模拟结果表明该变量选择方法正确有效，且效果及可操作性均较之前方法有明显的改善。 本文的组织结构安排如下：在第2节中，我们首先介绍了均值方差联合模型，并在此基础上提出了该模型基于光滑阈估计方程的变量选择方法以及与此相关的参数调整方法。第3节给出了利用基于局部二次逼近的Gauss-Newton迭代算法来求解光滑阈估计方程的具体步骤。第4节考虑通过模拟研究来验证本文所提出的变量选择方法的可行性。最后在第5节中将给出最终的总结。
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user: 2. 基于光滑阈估计方程的变量选择 2.1. 均值方差联合模型 考虑如下正态分布下均值方差联合模型： (1) 其中 和 分别为均值模型及方差模型中的解释变量(由于可能存在同时影响均值及方差的变量，因此对于 和 而言可完全相同、部分相同或完全不相同)， 和 是对应的均值模型及方差模型中的未知参数向量， 则是模型的被解释变量。另外，令 和 为解释变量矩阵。 2.2. 光滑阈估计方程 根据模型(1)，同时在略去与参数无关的常数项后，我们最终可将均值方差联合模型的对数似然函数写为： (2) 则该均值方差联合模型的估计方程为： (3) 据此，我们便可基于Ueki [ 6 ] 的思想，改写该模型的估计方程(3)，并定义如下均值方差联合模型的光滑阈估计方程： (4) 其中， 和 分别为 和 的对角阵； 和 则分别为p阶和q阶单位阵。 在这里，考虑到求解(4)式时须对参数 和 进行设定，因此我们建议参照Ueki [ 6 ] 的思想将 和 取为： (5) 其中， 和 分别为均值部分及方差部分光滑阈估计方程的调整参数， 和 则是 和 的初始估计，可根据上述(3)式得到。 另外可以发现，在求解(4)式时，若 (或 )，则可得 (或 )，表示相应的变量在模型中并无较大意义，可将其剔除，以达到变量选择的目的。因此，从理论来看所提出的光滑阈估计方程可以起到对均值方差联合模型的变量选择的作用。而在第4节中，我们将进一步给出该变量选择方法的实际模拟研究效果。 2.3. 调整参数的选择 对于调整参数 和 的选取，可以考虑利用交叉核实(CV) [ 7 ] ，广义交叉核实(GCV)，AIC准则以及BIC准则 [ 8 ] 等一些经典的数据驱动准则来进行选取。在这里，我们主要采用BIC准则来确定光滑阈估计方程中的调整参数，并且验证了该方法的可行性。记 ，其定义如下： (6) 其中 和 为基于光滑阈估计方程(4)式获得的估计值， 为 和 中非零分量的个数。调整参数可以通过下式获得 . 从第4节的模拟研究结果可以看出，上述调整参数的选择方法是行之有效的。
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user: 3. 迭代计算 以下将给出基于Gauss-Newton迭代算法来求解光滑阈估计方程的具体过程。为方便起见，简记上述光滑阈估计方程(4)为： (7) 以 的求解为例，由于注意到对数似然函数 具有连续的一、二阶导函数，因此我们考虑将 在 处进行Taylor展开，得到： (8) 通过进一步化简(8)式，并将(7)式结果带入，即可得： (9) 考虑对于 的求解进行如上相同处理，我们最终可得光滑阈估计方程的迭代求解式为： (10) 其中， 和 为迭代初值(第一次迭代初值可取作原始估计方程(3)的解)。尝试重复进行(10)式的迭代计算，直至估计结果收敛，我们便可最终得到光滑阈估计方程的解。
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user: 4. 模拟研究 在这一节将运用模拟数据来验证本文所提出的利用光滑阈估计方程来解决均值方差联合模型的变量选择问题的可行性。同时，考虑以广义均方误差(GMSE)为精度衡量指标，来将基于光滑阈估计方程的联合模型变量选择效果与基于SCAD、LASSO惩罚函数来进行联合模型的变量选择效果进行比较。利用广义均方误差(GMSE)评价均值方差联合模型中 和 的估计精度，定义如下： (11) (12) 为实施模拟研究，我们考虑从模型(1)中产生随机模拟数据。其中，取真值 ， ， 和 分别独立地产生于 。基于1000次重复试验，表1给出了在样本量分别为100，150以及200的情况下，均值方差联合模型基于光滑阈估计方程(SEE)、SCAD罚函数以及LASSO罚函数的变量选择的平均效果。表1中“C”表示把真实零系数正确估计成0的平均个数；“IC”表示把真实非零系数错误估计成0的平均个数。 我们通过表1结果可以得到如下结论： 1) 对于固定的变量选择模型，SEE、SCAD以及LASSO三种方法均各自表现出随着样本量的增大， 和 的广义均方误差(GMSE)均越来越小，表示参数估计的精度越来越高。 2) 在固定的样本量n下，对于基于光滑阈估计方程的变量选择方法(SEE)而言，无论是从均值模型来看，还是从方差模型来看，其参数估计效果均要明显优于基于SCAD或是LASSO惩罚函数的变量选择方法。这表明本论文所提出的基于光滑阈估计方程的均值方差联合模型的变量选择方法是切实可行的。 3) 在固定的变量选择模型和固定的样本量n下，均值模型的变量选择效果均要优于方差模型的变量选择效果。
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user: 5. 结论 本文针对基于正态分布的均值方差联合模型，提出了一种利用光滑阈估计方程的变量选择方法。该变量选择方法不仅不涉及任何凸优化问题，且可将模型中不重要变量的回归系数以较快速度向零压缩，并最终将其从模型中剔除。随机模拟结果表明该变量选择方法正确有效，且效果及可操作性均较之前的变量选择方法有明显的改善。 Table 1 The results of variable selection for joint mean and variance models based on different methods 模型 n SEE SCAD LASSO C IC GMSE C IC GMSE C IC GMSE 均值 模型 100 7 0 0.0103 6.7670 0 0.0178 6.7400 0 0.0276 150 7 0 0.0062 7 0 0.0074 6.8190 0 0.0095 200 7 0 0.0042 7 0 0.0042 6.8450 0 0.0048 方差 模型 100 6.9990 0 0.1378 6.7400 0 0.1500 6.7060 0 0.1900 150 7 0 0.0422 6.8360 0 0.0530 6.8070 0 0.0676 200 7 0 0.0366 6.9800 0 0.0378 6.8330 0 0.0428 表1. 基于不同方法，均值方差联合模型的变量选择结果
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user: 摘 要 在容量/需量电价和峰谷分时电价的条件下，为了让工矿企业或家庭等用户节约用电成本，在原有市电单一方式供电的基础上引入光伏、储能，构建基于需求侧的光储一体化微电网系统，研究微电网的离/并网控制、能量管理和蓄电池控制，并结合工程案例分析了该系统的经济性。 关键词 :需求侧，容量/需量电价，峰谷分时电价，光储一体化，微电网，能量管理，蓄电池控制，削峰填谷 Copyright © 2017 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 为了应对当今世界能源供应的持续紧缺，减少由于传统化石能源而引起的环境污染，各国都将发展清洁能源和可再生能源等新型能源作为一项长期发展战略 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] ，太阳能和风能等可再生能源由于其取之不尽，用之不竭的特点，受到了广泛关注 [ 4 ] [ 5 ] 。 随着分布式发电技术的发展，光伏发电系统在能源供给中所占的比例也越来越高 [ 6 ] [ 7 ] 。但独立的光伏发电由于受日照强度和温度变化的影响具有随机性、间歇性和波动性，当其在微电网系统中渗透率较大时，必将影响系统的安全和稳定运行 [ 8 ] [ 9 ] 。为了保证包含光伏的微电网系统的安全稳定和电能质量 [ 10 ] [ 11 ] [ 12 ] ，有必要根据用户侧负荷的特性曲线和光伏发电出力的变化配备一定量的储能系统 [ 13 ] [ 14 ] [ 15 ] ，按照给定的控制策略，实现微电网系统稳定运行并尽可能全部消纳光伏的发电量，避免“弃光”现象，同时还能起到“削峰填谷”的作用 [ 16 ] [ 17 ] ，在谷值电价时给储能系统充电，在峰值电价时释放电能，有效地平抑电能供应，降低用户的电能费用 [ 18 ] ，具有较好的经济性。 现有的研究大都集中在海岛独立的风光储系统和家庭侧光储系统建模和经济性分析 [ 19 ] [ 20 ] 。本文结合无锡某工业园区的实例，根据用户的负荷特性曲线，通过计算选择光伏和储能最优的容量配置，构建最经济的光储一体化系统，并研究其控制和经济性，具有客观的实用价值。为工业企业和家庭等需求侧用户提供一种稳定、可靠、经济的多能互补供能解决方案，也为缓解当前能源紧张的局面提供了一种思路。
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user: 2. 光储一体化微电网模型 光储一体化微电网由分布式光伏、储能系统和负荷构成，系统结构如图1所示。并网型光储一体化微电网与本地主电网连接，在峰谷分时电价机制下，电价最低和光伏发电供负荷有余量时为储能电池充电，电价峰值时使用光伏发电电能、储能放电，这样既充分利用了光伏发电，又降低了用电成本，实现“自发自用、余量上网、错峰用电”的运行机制，当微电网供电不足时，从地区电网购电，满足本地负载。当电网故障或电网电能供应中断时，光储一体化微电网随即转换为孤岛运行模式，由光伏和储能为重要负荷供电，保证微电网的稳定运行。 2.1. 光伏电池模型 分布式光伏发电是利用太阳光照射到半导体界面，在界面产生光生伏特效应而将光能直接转变为电能的一种可再生能源发电技术，是最适合在用户侧屋顶等空旷的地方安装使用的发电方式，由于光伏发电的输出与太阳辐射、电池板面积、温度等因素直接相关，且受天气影响明显，光伏发电系统的功率输出可用如下公式 [ 5 ] 计算： (1) 图1. 光储一体化系统 式中： 为光伏阵列的光电转换效率； 为电池板数量； 为电池板面积； 为太阳辐射强度； 为室外温度。 根据当地的光照情况和气候、季节变化可以预测光伏发电的发电量及其变化趋势，通常情况下，光伏系统采用最大功率跟踪控制方式。 由于光伏发电存在随机性、间歇性和波动性，且为了尽可能利用太阳能，避免出现“弃光”现象，通常配置一定容量的储能来维护系统稳定。 2.2. 蓄电池模型 储能技术是智能电网和多能互补微能源网发展的核心技术之一，对平抑峰谷差、稳定分布式能源接入和光伏发电的间歇性和波动性、调整发电功率、保障电网的电能质量和安全稳定运行以及内部供电平衡有着重要的现实意义。目前主要的储能技术包括抽水储能、飞轮储能、压缩空气储能、电池储能、超级电容储能等，蓄电池储能是应用最广泛的技术，具有灵活方便等特点，同时传输装置少和传输损失小。结合铅酸电池和超级电容技术特点的铅炭电池技术，具有铅酸电池高能量和超级电容高功率的特点，有效地抑制了蓄电池充电时较早的析氢现象和放电过程中负极板表面硫酸盐的不均匀分布现象，在部分荷电态大功率充放电状态下具有较高的循环寿命。本文的研究采用铅炭电池。 蓄电池是电能的存储单元，是储能系统的核心部分，蓄电池在充电时将电能转变成化学能贮存在电池中，放电时将储存的化学能转变成电能释放。一定容量的蓄电池能作为光伏发电的保护措施，提高发电系统的惯性和动态响应速度，同时，在实施峰谷分时电价的工业园区和生活区，可以在低谷电价时存储电能，在尖峰电价时释放电能来节省电费。根据蓄电池的运行特性，其输入、输出功率及充放电状态应满足下列关系式 [ 8 ] ： 充电时： (2) 放电时： (3) 运行时充放电限值约束： (4) (5) 式中： 为时段 蓄电池的总能量； 为蓄电池的自放电率； 、 分别为时段 蓄电池的充、放电功率； 、 分别为蓄电池的充、放电效率； 、 分别为蓄电池最小、最大荷电状态值。 荷电状态是反映蓄电池运行时剩余电量的重要技术参数，可以表达为， (6) 其中， 为初始荷电状态； 为蓄电池的额定容量； 为充、放电电流；大于0时表示充电，小于0时则表示放电； 为损耗电流。 2.3. 峰谷分时电价机制 为了有效地管理负荷、改善负荷特性，降低电能生产消费的不确定性，使电网的供需用电尽可能地按照理想的曲线运行，电力需求侧管理是一种有效的方法，通过峰谷分时电价引导能源用户合理规划用电结构和电能使用方式，平衡不同时段的负荷需求，达到优化电网资源配置和节约能源的目的。 具体来说，是通过研究用户的负荷特性曲线或需求价格弹性以及实施峰谷分时电价后的反应曲线来分析用户对价格的响应程度，进而优化峰谷分时价差，达到用户与电能供应商双赢的目标。如下图2所示为某地的峰谷电价，峰平谷价差比为1.67:1:0.38。(单位为元/kWh) 在电力市场和需求侧响应环境下，用户对不同的电价会产生不同的响应，通过“削峰填谷”方式，选择最优的用电结构和方式。这样，用户对电价的反应就形成了一条反应曲线，假设未实施峰谷分时的电价为 ，以此为标准，用标么值表示谷值电价为 ，平值电价为 ，峰值电价为 ，根据当地的峰平谷电价，用户的反应曲线可表示为： (7) 式中， 为 时段用户实施峰谷分时电价前后的电量比值。 实施峰谷分时电价的目的是为了削峰填谷，减少峰谷电能使用差，平滑负荷曲线，不同需求的目标函数可分为， 图2. 某地峰谷分时电价结构 1) 日负荷曲线中峰负荷最小的目标函数 (8) 2) 日负荷曲线中谷负荷最大的目标函数 (9) 3) 日负荷曲线的用能峰谷差可表示为 (10) 式中， 为实施峰谷分时电价前各时段的用电量， 为各时段的时间。 为了保证用户的用能满意度和利益最大化，在增加光伏和储能后，实施峰谷分时电价后用户的单位购电成本不增加。
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user: 3. 本地消纳下的电源选择与容量优化 在规划需求侧光储一体化时，首先需要根据用户的负荷曲线特性、当地光照强度、光伏储能投资及维护成本等来优化分布式光伏和储能的配置容量，根据需要按容量优化或需量优化的功率平衡控制策略，分别针对基本电费按照变压器容量、15分钟最大平均功率交费的情况计算采用不同容量光伏、储能组合一体化系统电量优化后的系统经济性。然后选择经济性最优的组合，并且可以通过分析计算结果得出各变量对于系统经济性的影响，本文中所用的经济性指标主要指用电成本最低。 对于实行“峰谷分时”电价的工业用户，为了准确预测用户的用电来进行电量优化，负荷数据采样周期应尽可能小，覆盖的时间范围尽可能大，比如一年，最后通过计算平均值得到用户平均负荷日曲线(如图3所示为该工业园区的日平均负荷，横坐标为1:00~24:00，纵坐标为用户负荷的平均值)。 由于用户用电和光伏发电都受季节和天气影响而具有随机性和波动性，选择尽可能大的时间范围可以将这类因素的突变影响降至最低，电量优化预测结果也更准确。对于不能采集负荷数据的用户，可以根据用户负荷特点采用用电量拟合的日平均负荷曲线。 光照强度也采取与负荷相同采样周期和时间范围的平均值，一般的光照强度数据库和光伏出力仿真预测软件均采用光照强度月平均值，并不是日曲线，这就需要预先“拟合”，找到一条逐时分布的光照强度“日标准曲线”，乘以该月的光照强度值，代表这个月每日的光照强度分布，以此类推乘以该年的光照强度平均值，代表该年每日的光照强度分布，采用National Renewable Energy Lab的光照强度数据拟合的该地区的光照强度日平均曲线如图4所示。 为了实现本地分布式光伏的充分利用和本地负荷自维持能力达到最大，降低分布式光伏发电系统对接入电网的影响，要求分布式光伏与接入电网交互的电能尽可能最少。 假设用户全年分时平均负荷为 ，全年按8760小时计算， 为单位装机容量光伏电源在第 小时内的发电量(kWh)， 为光伏的装机容量，则第 小时的购电量为 (11) 这样，光伏发电与大电网间的功率传输为 (12) 图3. 用户年平均负荷日曲线 图4. 单位kW光伏发电功率日曲线 当 最小时，光伏发电与大电网的能量交换最小，实现本地消纳下的光伏最优配置。 在进行计算时，光伏装机容量迭代计算范围从0 kW开始，步长为50 kW，直至根据用户光伏安装场地和供电的变压器容量约束的光伏出力最大值。储能容量迭代计算同样从0 kW开始，步长为25 kW，直至根据用户用电最大功率需求设定的最大值。 因为负荷与光照强度都是用的平均值，所以计算出来的光伏装机容量、优化后的用电量能够反映长期的平均、累计需求情况。
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user: 4. 微电网控制策略 4.1. 系统控制模型 光储一体化系统的控制和能量管理系统的组成如下图5所示，主要包括数据采集、存储、转发模块、功率预测模块、经济计算和能量优化调度模块、控制模块等。 控制和能量管理系统的基础是系统运行的数据信息，数据采集和处理模块负责实时数据的采集、存储和处理，并根据系统的需要将数据转发到相应的系统软件和管理员等。该模块管理的数据有：实时数据，系统运行时实时采集的系统运行相关的功率、电压、频率等实时信息；设置的参数，根据控制策略和系统运行需要设置的系统运行中特定数据信息；历史数据，即系统运行过程中按一定的时间间隔存储的历史数据。 功率预测模块根据日前负荷曲线和当日气候及其他因素来预测当日的负荷及负荷变化趋势；光伏出力预测是根据光伏的设计容量、当地日照及当日的气候来预测当日光伏的出力。 经济计算和能量优化调度模块是软件系统核心模块，保证系统按最经济、能效最高的方式运行。 控制模块负责根据系统运行需要控制系统的运行，包括正常试运行时系统的控制；全黑时的黑启动；根据外部环境需要进行离/并网切换控制。 4.2. 黑启动 微电网正常运行时，各能源设备协同为微电网用户提供电能，但微电网难免会因为外部或内部故障进入全黑状态。为了减少故障停电时间及相应的经济损失，微电网需要具有可靠的黑启动能力。在需要进行黑启动时，风光储一体化系统中的储能设备将作为主电源进行自启动，在储能设备建立稳定的电压频率后，带动系统中不具备自启动能力的电源，如光伏发电设备等，然后逐步扩大微电网的恢复供电范围，最终实现微电网的黑启动。 4.3. 离/并网控制 在并网运行时，所有光伏发电和储能电池均采用恒功率控制，跟随负荷的功率变化，当系统转换到 图5. 光储一体化系统软件结构图 孤岛运行时，微电网采用主从控制模式，储能系统作为主能源快速从恒功率控制模式转换为恒压恒频控制，为微电网中其他分布式能源提供电压和频率参考，而光伏发电采用恒功率控制，快速跟踪负荷的波动变化。 4.4. 系统运行策略 并网光储微网系统结构示意图如图1所示。其中， 为光伏发电输出功率， 为储能系统输出功率， 为原始负荷功率， 为光储微网系统与大电网能量交换。当 时，表示储能系统放电；当 时，表示储能系统充电。当 时， ， 为大电网向微网系统供电功率，即从大电网买电功率；当 时， ， 为微电网系统输出功率，即向大电网售电功率。忽略系统各部分的能量损耗，根据能量守恒定律以及微电网运行约束可得 (13) 当 时，即微网向大电网售电，微网系统输出功率为 (14) 针对分时电价与用电负荷特点，储能出力策略基本原则为在谷值电价时充电，在峰值电价时放电，降低负荷峰值，从而降低容量/需量，节省基本电费；同时，可以将峰值电价时期所需电量转移到谷值电价时期购买，节省度电电费。 根据能量平衡关系，设计光储一体化微电网运行策略如图6所示，设储能电池中仅剩余刚性容量时对应的储能电池荷电状态(SOC)为数值M。 1) 在晴朗的白天，当分布式光伏的出力大于负荷需求时。在电价各时段，都是由分布式光伏给负荷供电，多余的电能为储能电池充电，再有多余的上网( ，此种情况发生情况较少，只在控制策略中应用)；储能电池充满后，多余光伏全部上网。 2) 当光伏出力小于负荷。在电价高峰时段，当储能电池SOC高于M时，光伏、储能电池、主网按照优先顺序对负荷供电，如果储能电池荷电状态低于M时，储能停止放电，由光伏和主电网共同对负荷供电；在电价低谷时段，光伏和主电网共同为负荷供电、为储能充电；电价平时段，光伏和主电网共同对负荷供电，储能无充放。 4.5. 蓄电池充放电控制 蓄电池的充放电控制由储能变流器(power converter system， PCS)执行。PCS 控制器通过通信接收后台控制指令，根据功率指令的符号及大小控制变流器对电池进行充电或放电，实现对电网有功功率及无功功率的调节。 综合分析光伏出力、负荷和储能特性及分时电价政策，概括光储一体化微电网日内储能电池充放电策略为：1) 在夜间电价低谷时段，从电网购电对储能电池的容量缺额进行弥补；2) 上午电价的高峰时段，储能电池对负荷供电；3) 午间光伏出力大于负荷时段，光伏对负荷供电的剩余电能对储能电池充电；4)夜间电价的高峰时段，储能电池对负荷供电，直至电池荷电状态下降至初始值。 可见，峰谷分时电价下，典型日内储能系统两充两放，按照平均值计算往往只能一充两放，储能系统充放策略如图7所示。光伏发电能够被负荷全部利用。随着充放电循环的进行，储能电池实际可用容量逐渐减少。储能电池放电深度取DOD = 80%。
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user: 5. 案例分析 在无锡梅村工业园区，有三家企业，配备630 kVA变压器1台，该园区按照峰谷分时电价用电，根 图6. 光储一体化系统控制流程图 图7. 蓄电池充放控制流程图 据如图8所示数据曲线可知，三家公司一年的日平均负荷在200~400 kW，在每天的8:00到晚上为用电需求高峰期，电费则在每天的8:00~12:00及17:00~21:00为高价期，用电高峰期很大一部分与电价高峰期重合。 用软件仿真计算交需量电费时光伏和储能的最优配置，光伏和储能仿真设定值如表1。 计算结果显示光伏的容量最优值取了最大值500 kW (受场地限制值)，用拟合的单位kW光伏发电功率日曲线(图4)计算该地区500 kW全年发电量约为523，000度，每月发电量预测结果如图9。 储能的容量最优值是1600 kWh，PCS的大小为400 kW。 优化后的负荷供电构成如图10所示，8:00~12:00，储能和光伏共同为用户供电，12:00~17:00，光伏和市电共同供电，在17:00~20:00，全部由储能供电，可见峰段时期储能替代了大部分市电，光伏发电在用电高峰期大部分都被利用。 由图10可以看出，电价高峰期所用市电大幅度减少，所以电费能够大幅降低，图11所示为优化前后的电费对比，优化后电费大幅降低；如图12所示为日累计电费的对比。 Table 1 Simulation settings and its result 区间 步长 最优配置 最优成本 元/天 光伏 0~500 100 500 3314 (相比于纯市电5712节省42%) 储能 0~2000 100 1600 PCS 0~500 50 400 需量功率 300~500 50 500 峰价保留 0~200 50 0 表1. 仿真设定值及仿真结果 图8. 年平均负荷曲线 图9. 500 kW光伏月发电量预测 图10. 优化前后供电构成对比 图11. 优化前后电费(成本)对比 运行本文设计的控制和能量管理系统，根据用户的用电特点和光伏出力和负荷预测结果，对储能实施针对性的控制后，功率平衡如图13，光伏能够被全部利用，所用市电从峰价转移到谷价时，降低用电费用；储能经历一充两放，在电价谷值时充电，在电价峰值时放电，储能状态变化见图14。 最终通过增加光伏发电和储能为用户节约了电费，还能为用户提供稳定、可靠、经济的电能供应。