含飛輪儲能單元的直驅(qū)永磁風力發(fā)電系統(tǒng)有功功率平滑控制

熊 倩，廖 勇，姚 駿

（重慶大學 輸配電裝備及系統(tǒng)安全與新技術國家重點實驗室，重慶 400044）

0 引言

隨著我國對可再生能源特別是風力資源的大規(guī)模開發(fā)和利用，大型變速恒頻風力發(fā)電技術得到長足發(fā)展和普遍應用[1-4]。由于風能為不穩(wěn)定能源，風速具有不可控性、不可準確預期性和隨機波動等特性，使得風力發(fā)電機組輸出有功功率隨風速的變化而波動。隨著風電容量在電網(wǎng)中所占比重的增加，大規(guī)模并網(wǎng)風電功率的波動性將會對電網(wǎng)電壓和頻率產(chǎn)生顯著影響，會帶來諸如系統(tǒng)電壓波動、頻率波動以及閃變等一系列電能質(zhì)量問題，這無疑會惡化電網(wǎng)的運行特性，增加電力系統(tǒng)運行與控制的難度[5-7]。為改善風電接入電網(wǎng)的電能質(zhì)量，希望風電機組在風速波動情況下亦能產(chǎn)生較為平滑的有功輸出，滿足系統(tǒng)調(diào)頻和調(diào)壓等運行需求。因此，進一步研究有關風電機組輸出有功功率平滑的運行控制策略，對于增強電網(wǎng)消納大規(guī)模風電的能力、改善風電系統(tǒng)并網(wǎng)運行特性以及有效利用風能資源而言具有重要的現(xiàn)實意義。

目前，已有不少文獻針對風電機組輸出功率平滑控制展開研究。文獻[8]采用變槳距和轉(zhuǎn)矩動態(tài)控制相結(jié)合的方式實現(xiàn)永磁直驅(qū)風力發(fā)電機的輸出功率平滑控制，在可靠限制發(fā)電機轉(zhuǎn)速運行范圍的同時可有效降低發(fā)電機輸出功率的波動，其功率輸出平滑控制的效果十分優(yōu)秀，但所提控制方案存在風能利用率大幅降低的問題。文獻[9-12]利用電池儲能系統(tǒng)與風電機組相結(jié)合實現(xiàn)風電系統(tǒng)輸出功率平滑，雖然電池儲能系統(tǒng)具有技術較為成熟的優(yōu)勢，但其也存在成本高、需定期維護以及具有環(huán)境污染性等缺點。相比于現(xiàn)有的儲能方式，飛輪儲能系統(tǒng)采用電機驅(qū)動飛輪的方式實現(xiàn)慣性儲能，具有較快的充／放電速度、高功率密度、循環(huán)使用壽命長、儲能穩(wěn)定、能量轉(zhuǎn)換效率高、無環(huán)境污染、成本較低和易于在現(xiàn)有風電系統(tǒng)中加裝和使用等優(yōu)點，非常適合用作現(xiàn)有風電系統(tǒng)的儲能元件和能量緩沖裝置，以實現(xiàn)風電機組秒級至分鐘級的功率平滑控制。文獻[13]采用飛輪儲能系統(tǒng)輔助風電機組實現(xiàn)有功功率平滑控制，在很大程度上提高了風電系統(tǒng)的并網(wǎng)電能質(zhì)量。但所提控制方案需利用或預測風速來形成功率平滑指令信號，由于風速的不確定性，將會使得該指令信號難以準確獲取，從而限制其在實際系統(tǒng)中的應用。

本文在分析傳統(tǒng)直驅(qū)永磁同步風力發(fā)電系統(tǒng)以及飛輪儲能系統(tǒng)運行控制特性的基礎上，提出一種適用于含飛輪儲能單元的直驅(qū)永磁風電系統(tǒng)整體協(xié)調(diào)運行控制策略，所提方案無需測量風速信號。通過建立含飛輪儲能單元的直驅(qū)永磁風力發(fā)電系統(tǒng)的小信號模型，進一步分析了整個控制系統(tǒng)的穩(wěn)定性并研究了系統(tǒng)相關參數(shù)對系統(tǒng)運行行為的影響。通過對一1.5 MW直驅(qū)永磁風力發(fā)電系統(tǒng)進行仿真計算和分析，驗證了全風況條件下所提控制策略抑制輸出功率波動的正確性和有效性。

1 含飛輪儲能單元的直驅(qū)永磁風力發(fā)電系統(tǒng)模型

圖1 含飛輪儲能單元的直驅(qū)永磁風力發(fā)電系統(tǒng)Fig.1 Direct-driven PMSG system with FESU

圖1為含飛輪儲能單元的直驅(qū)永磁風力發(fā)電系統(tǒng)圖，該系統(tǒng)在永磁同步發(fā)電機并網(wǎng)雙PWM變換器的直流側(cè)引入飛輪儲能系統(tǒng)，通過協(xié)調(diào)控制3個功率變換器來提高直驅(qū)永磁風力發(fā)電系統(tǒng)的輸出電能質(zhì)量。

飛輪儲能單元由高速飛輪、軸承支撐系統(tǒng)、電動／發(fā)電機、電力電子功率變換器和真空泵等設備組成。為實現(xiàn)靈活的電動／發(fā)電運行、寬范圍的速度調(diào)節(jié)以及較快的系統(tǒng)動態(tài)響應速度，本文采用高速永磁同步電機作為電動／發(fā)電一體機，永磁同步電機經(jīng)一個三相PWM變換器后連接至并網(wǎng)雙PWM變換器的直流側(cè)，通過控制永磁同步電機實現(xiàn)飛輪的充電加速控制和放電減速控制，從而實現(xiàn)飛輪儲存機械能與電能的相互轉(zhuǎn)換。通過協(xié)調(diào)控制儲能功率變換器（ESSC）、電機側(cè)變換器（MSC）以及電網(wǎng)側(cè)變換器（GSC），可使得該風力發(fā)電系統(tǒng)在獲得最優(yōu)風能利用的同時有效平滑其輸出功率。

1.1 電機側(cè)變換器控制

與風輪機直接相連的電機轉(zhuǎn)速很低，常采用多極表貼式永磁同步電機；為使電機快速儲存／釋放飛輪慣性能以實現(xiàn)功率交換，飛輪驅(qū)動電機亦采用永磁同步電機。采用轉(zhuǎn)子磁場定向方式，在dq同步旋轉(zhuǎn)軸系下永磁同步電機的數(shù)學模型可表示為：

其中，i=s，f（s表示發(fā)電機側(cè)，f表示飛輪電機側(cè)）；iid、iiq、uid、uiq分別為電機定子 d、q 軸電流和電壓；Ri為定子電阻；Lid、Liq分別為定子 d、q 軸電感，且 Lid=Liq；pi為電機極對數(shù)；ψi為轉(zhuǎn)子永磁體磁鏈；ωi為電機機械轉(zhuǎn)速。

永磁同步發(fā)電機轉(zhuǎn)矩動態(tài)方程為：

其中，J為風輪機和發(fā)電機的等效轉(zhuǎn)動慣量；Tm為風機輸出轉(zhuǎn)矩；Te為發(fā)電機電磁轉(zhuǎn)矩；F為風輪機和發(fā)電機粘滯摩擦系數(shù)，在此系統(tǒng)中忽略不計。

額定風速以下，采用最佳風能跟蹤控制實現(xiàn)風電系統(tǒng)的最大風能捕獲，發(fā)電機參考功率表示為：

其中，k=0.5ρπR5Cpmax／λ3opt，ρ為空氣密度，R 為風輪半徑，Cpmax為最大風能利用系數(shù)，λopt為最佳葉尖速比；ωs為風輪機和發(fā)電機轉(zhuǎn)速。

額定風速以上，采用變槳距控制，發(fā)電機以滿功率運行。全風況下發(fā)電機控制方案如圖2所示。

飛輪可等效為具有一定轉(zhuǎn)動慣量的質(zhì)量塊，忽略損耗，則作用在飛輪上的轉(zhuǎn)矩為驅(qū)動電機的電磁轉(zhuǎn)矩，可表示為：

其中，Jf為飛輪轉(zhuǎn)子和飛輪驅(qū)動電機的總轉(zhuǎn)動慣量。

飛輪電機采用功率、電流雙閉環(huán)運行控制方式，外環(huán)功率給定為整個發(fā)電系統(tǒng)所需平滑的有功功率指令，控制框圖見圖 2。 其中，Δufd=-pfωfLfifq，Δufq=pfωfLfdifd+pfωfψf，pf=ufdifd+ufqifq。

圖2 整體系統(tǒng)控制框圖Fig.2 Block diagram of overall system control

1.2 電網(wǎng)側(cè)變換器控制

采用電網(wǎng)電壓定向方式，則dq同步旋轉(zhuǎn)軸系下網(wǎng)側(cè)變換器數(shù)學模型為：

其中，igd、igq、ugd、ugq分別為網(wǎng)側(cè) d、q 軸電流和控制電壓分量；Rg、Lg分別為進線電抗器電阻和電感；ωg為電網(wǎng)同步電角速度；egd為電網(wǎng)電壓d軸分量。

電網(wǎng)側(cè)變換器采用傳統(tǒng)的電壓、電流雙閉環(huán)矢量控制方式[14]，控制框圖如圖2所示。其中，Δugd=ωgLgigq+egd，Δugq=-ωgLgigd。 忽略變換器損耗，直流環(huán)節(jié)可表示為：

其中，C為直流電容值；udc為直流鏈電壓；Pg為并網(wǎng)有功功率；Pe為發(fā)電機有功功率；Pf為飛輪有功功率。

2 發(fā)電系統(tǒng)功率平滑控制策略

2.1 功率平滑控制策略

利用飛輪系統(tǒng)作為整個發(fā)電系統(tǒng)的中間能量暫存環(huán)節(jié)，實現(xiàn)網(wǎng)側(cè)有功功率平滑輸出的關鍵在于獲得合適的飛輪電機外環(huán)功率給定指令。傳統(tǒng)的功率平滑指令大都利用風速平均算法獲取，由于風速測量精度不高且非常不穩(wěn)定，由此所產(chǎn)生的功率平滑指令并不準確，甚至有可能導致整個控制系統(tǒng)不穩(wěn)定，降低了系統(tǒng)運行的可靠性。為避免直接估算或測量風速，提高直驅(qū)永磁發(fā)電系統(tǒng)功率平滑控制的可靠性和準確性，本文提出一種新的功率平滑指令計算方法。

飛輪電機所需平滑的功率指令應反映出對網(wǎng)側(cè)輸出波動功率的接納或補充，本文利用具有不同截止頻率的低通濾波環(huán)節(jié)來構(gòu)造功率平滑指令，將網(wǎng)側(cè)輸出有功功率分別經(jīng)2個一階低通濾波器濾波后作差來作為飛輪電機的功率給定，即：

其中，ω1、ω2分別為2個一階低通濾波器的截止角頻率；P*f為飛輪電機的功率給定。

由式（7）可知，如果取較低的截止角頻率ω1，則網(wǎng)側(cè)有功功率將變得較為平滑，這恰好滿足網(wǎng)側(cè)輸出功率波動小的運行目標；而取較高的截止角頻率ω2，又可使得網(wǎng)側(cè)有功功率能夠迅速反映輸入功率的變化。因此在經(jīng)過具有不同截止頻率的低通濾波環(huán)節(jié)之后，網(wǎng)側(cè)有功功率的偏差可以正確及時地反映網(wǎng)側(cè)輸出功率的波動，該波動功率可以作為飛輪電機的功率參考值，經(jīng)功率、電流雙閉環(huán)控制后可使飛輪電機發(fā)出滿足功率平滑所需的有功功率。當輸出功率有余時，飛輪系統(tǒng)儲存多余的能量；當輸出功率不足時，飛輪系統(tǒng)釋放部分能量，起到一定程度的削峰和填谷作用。由式（7）進一步可知，當網(wǎng)側(cè)輸出功率穩(wěn)定時，飛輪給定功率趨近于零，這時無需飛輪系統(tǒng)參與發(fā)電系統(tǒng)能量交換。因此無論在何種風況下，由式（7）均可得到穩(wěn)定的飛輪電機功率參考，且系統(tǒng)實現(xiàn)較為簡單。

2.2 飛輪電機速度越限控制策略

在連續(xù)充電或放電模式下，飛輪驅(qū)動電機處于連續(xù)加速或減速狀態(tài)。當電機加速到最高轉(zhuǎn)速時，為防止超速應將電機轉(zhuǎn)速限制在最高轉(zhuǎn)速，此時應切換電機的外環(huán)工作模式，將功率／電流閉環(huán)控制模式切換為轉(zhuǎn)速／電流閉環(huán)控制模式，如圖2中將模式1-2切換為1-3，轉(zhuǎn)速給定設定為飛輪電機最高轉(zhuǎn)速，此時飛輪系統(tǒng)不參與發(fā)電系統(tǒng)能量交換，飛輪電機僅從直流側(cè)吸收少量功率維持恒速運行，而發(fā)電機的功率將直接經(jīng)網(wǎng)側(cè)變換器饋入電網(wǎng)。該過程將一直持續(xù)直至飛輪電機獲得減速信號，此時轉(zhuǎn)速／電流閉環(huán)控制又重新切換為功率／電流閉環(huán)控制，飛輪系統(tǒng)重新參與發(fā)電系統(tǒng)能量交換。當飛輪電機連續(xù)減速至零時，為保證其安全穩(wěn)定運行，應將電機轉(zhuǎn)速控制為零，將模式1-2切換為1-4。與限制最高轉(zhuǎn)速控制模式類似，通過采用轉(zhuǎn)速／電流閉環(huán)控制實現(xiàn)飛輪電機在零速的情況下運行，此時飛輪系統(tǒng)亦不參與能量交換，直至要求飛輪電機重新進入加速狀態(tài)。

3 控制系統(tǒng)小擾動分析

飛輪儲能單元作為輔助控制系統(tǒng)以實現(xiàn)直驅(qū)永磁風力發(fā)電系統(tǒng)輸出有功功率平滑控制，輔助控制器本身可能存在穩(wěn)定性問題，加入輔助控制器也可能影響整體系統(tǒng)的穩(wěn)定性，且由式（7）可知，截止角頻率ω1、ω2的正確選取對系統(tǒng)輸出功率的平滑作用及系統(tǒng)的穩(wěn)定運行有著顯著影響。因此有必要建立融合3個功率變換器的整個系統(tǒng)小信號模型對整體系統(tǒng)進行穩(wěn)定性分析。進一步評估系統(tǒng)關鍵參數(shù)對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響，為控制系統(tǒng)的參數(shù)選取和優(yōu)化設計奠定基礎，也對整體系統(tǒng)的穩(wěn)定性能進行定量評估。

3.1 控制系統(tǒng)小信號模型

為便于實際測量且能夠完全表征系統(tǒng)的運動狀態(tài)，選取構(gòu)成了含飛輪儲能系統(tǒng)的直驅(qū)永磁風力發(fā)電機系統(tǒng)模型的發(fā)電機電流和轉(zhuǎn)速、飛輪電機電流、網(wǎng)側(cè)電流和電壓為系統(tǒng)的狀態(tài)變量，對式（1）、（2）、（5）、（6）取增量形式形成系統(tǒng)特征方程組[15-16]。

變換器與直流鏈電壓存在如下關系：

穩(wěn)態(tài)時，有：

其中，i=s，g（s代表電機側(cè)變換器，g代表電網(wǎng)側(cè)變換器）；M為調(diào)制度；在電機側(cè)σ為電機感應電勢與變換器輸入電壓之間的夾角，而電網(wǎng)側(cè)中σ為變換器輸出電壓與電網(wǎng)電壓間的夾角。

對于飛輪電機系統(tǒng)，設d軸電流環(huán)比例系數(shù)為K1、功率環(huán)比例系數(shù)為K2，q軸電流環(huán)比例系數(shù)為K3，積分時間為Ti，代入d軸控制電壓方程得：

取增量形式得：

因Δt0，i*fd=0，穩(wěn)態(tài)情況下發(fā)電機輸出功率恒定，飛輪電機給定功率趨近于零，即飛輪所發(fā)功率趨近于零。則：

同理可得：

式（12）中含一個新的變量ΔP*f應給予表達，由式（7）得：

令 Pf*=α，則：

將上式和igd對應的特征方程代入式（13）可得Δα項對應的特征方程。

在額定風速以下，發(fā)電機有功給定取增量形式可表示為 ΔP*e=3kω2sΔωs，將各控制電壓的增量形式分別代入其狀態(tài)方程，整理后可得：

其中，下標0表示各分量穩(wěn)態(tài)時的值。

3.2 控制系統(tǒng)特征值分析

利用所建立的系統(tǒng)小信號模型，求解系統(tǒng)的特征值就可分析系統(tǒng)參數(shù)變化對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響。

求解特征值必須先得到系統(tǒng)在穩(wěn)態(tài)工作點的狀態(tài)，在額定風速 12.55 m ／s時：isd0=0，isq0=1 775.1 A，igd0=-1 739.6 A，igq0=0，Ms0=1.06，σs0=-61.88°，Mg0=0.978，保持 V=12.55 m ／s，K2=1，K3=1，f1=ω1／（2π）=0.2 Hz，f2=ω2／（2π）=20 Hz；直流鏈電壓 1 200 V，直流鏈電容40 mF。計算不同的飛輪電機d軸電流環(huán)比例系數(shù)K1所對應的特征根，如表1所示。

通過表1可知，K1變化時Δifd項的特征值發(fā)生顯著變化，隨著K1增大，特征值逐漸遠離虛軸，系統(tǒng)穩(wěn)定性增強。K1在0～29范圍內(nèi)取值時，系統(tǒng)全部特征值均具有負實部，當其繼續(xù)增大時系統(tǒng)其他特征值中將出現(xiàn)零值，此時系統(tǒng)將變得不再穩(wěn)定。

保持其他參數(shù)不變，通過計算可知，飛輪功率環(huán)比例系數(shù)K2變化時系統(tǒng)特征值未發(fā)生變化，即K2變化不影響系統(tǒng)的穩(wěn)定性能。

保持其他參數(shù)不變，當K3發(fā)生變化，分析可得Δifq所對應的特征值的變化與K1變化時基本相似。

保持風速、比例系數(shù)及截止頻率f1=0.01 Hz不變，當截止頻率f2變化時，計算系統(tǒng)的特征根，如表2所示。

由表2可知，截止頻率f2變化時Δα項的特征值發(fā)生變化，隨著f2的增大，此特征值負實部絕對值增大，系統(tǒng)穩(wěn)定性增強。f2取值小于1 600 Hz時特征根實部均為負，系統(tǒng)漸近穩(wěn)定，繼續(xù)增大f2，2個低通濾波器截止頻率的差值將繼續(xù)增大，系統(tǒng)特征值中將出現(xiàn)零值，系統(tǒng)變得不再穩(wěn)定。

保持其他參數(shù)和f2=200 Hz不變，計算截止頻率f1變化時系統(tǒng)特征根的變化，如表3所示。

截止頻率f1和f2的選取對系統(tǒng)平滑性能有重要的影響，較低的截止頻率f1反映電網(wǎng)側(cè)有功功率的平滑度，為獲得較好的平滑效果，f1通常取值較小，但由表3可知，當f1減小時系統(tǒng)ΔP*f項的特征值發(fā)生變化，特征值實部靠近虛軸，系統(tǒng)穩(wěn)定性減弱，當f1取值過小時系統(tǒng)的特征值還將出現(xiàn)零值，系統(tǒng)不再穩(wěn)定，當f1＞0.007 Hz時系統(tǒng)特征值均具有負實部，系統(tǒng)才穩(wěn)定。所以在實際系統(tǒng)中截止頻率f1的值不能取得過小，以免系統(tǒng)穩(wěn)定性能受到影響。較高截止頻率f2反映電網(wǎng)側(cè)有功功率的變化，由表2可知，隨f2取值增大，系統(tǒng)穩(wěn)定性增加，但取值過大系統(tǒng)也將出現(xiàn)不穩(wěn)定狀況，所以在實際系統(tǒng)中f2取值不能太大。

表1 K1變化時特征值的變化Tab.1 Eigenvalues variation when K1 changes

表2 f2變化時特征值的變化Tab.2 Eigenvalues variation when f2 changes

表3 f1變化時特征值的變化Tab.3 Eigenvalues variation when f1 changes

通過上述分析可知，在額定風速時，系統(tǒng)在相關參數(shù)大幅度變化下均可保持穩(wěn)定狀態(tài)，加入飛輪系統(tǒng)不影響系統(tǒng)穩(wěn)定運行性能。通過分析系統(tǒng)參數(shù)對特征值分布的影響，對飛輪系統(tǒng)參數(shù)的設計和選取具有一定的指導作用。

4 仿真分析

為驗證所提控制策略的正確性，對一含飛輪儲能單元的永磁直驅(qū)風力發(fā)電系統(tǒng)進行了仿真計算，仿真系統(tǒng)參數(shù)如下。

風機參數(shù)：空氣密度1.225kg／m3，風輪半徑30m，最優(yōu)葉尖速比6.335，最大功率系數(shù)0.4382，額定風速12.55m／s，發(fā)電機、風機總轉(zhuǎn)動慣量213 600 kg·m2。

發(fā)電機參數(shù)：額定功率1.5 MW，電機極對數(shù)32，額定轉(zhuǎn)速 2.65 rad／s，定子電阻0.006 Ω，定子d軸、q軸電感2 mH，永磁勵磁磁通6.6437 Wb。

飛輪系統(tǒng)參數(shù)：額定功率150 kW，電機極對數(shù)2，飛輪電機額定轉(zhuǎn)速 15 371 r／min，定子電阻 0.06 Ω，定子d軸、q軸電感0.3 mH，永磁勵磁磁通0.175 Wb，飛輪電機轉(zhuǎn)動慣量 0.01 kg·m2，飛輪轉(zhuǎn)動慣量1.2 kg·m2。

為評估并網(wǎng)風力發(fā)電機接入電網(wǎng)有功功率平滑程度，參照文獻[17]定義如下的有功功率平滑度系數(shù)：

其中，Ps為發(fā)電機額定功率。Pglevel越小，表示輸入到電網(wǎng)的有功功率越平滑。

對全風況條件下整個發(fā)電系統(tǒng)的運行特性進行了仿真計算，圖3—11給出了系統(tǒng)各仿真波形。

圖3為風速曲線，風速在7.5～17 m／s的范圍內(nèi)波動，發(fā)電機轉(zhuǎn)速跟隨風速變化，在額定風速以下，發(fā)電機實現(xiàn)最大風能跟蹤控制，風能利用系數(shù)基本保持在最佳值0.438 2附近，變槳系統(tǒng)不動作。在額定風速以上，當發(fā)電機超速時變槳系統(tǒng)啟動，槳距角迅速增大，風機風能利用系數(shù)大幅下降，發(fā)電機以滿功率運行，如圖5、圖6和圖11所示。

圖3 風速曲線Fig.3 Curve of wind speed

圖4 發(fā)電機轉(zhuǎn)速曲線Fig.4 Curve of generator rotor speed

圖5 風能利用效率Fig.5 Wind energy utilization efficiency

圖6 槳距角變化曲線Fig.6 Curve of pitch angle variation

圖7 發(fā)電機d、q軸電流Fig.7 d-axis and q-axis currents of generator

發(fā)電機定子d、q軸電流如圖7所示，采用傳統(tǒng)矢量控制方式可實現(xiàn)良好的電流解耦控制。飛輪電機運行曲線如圖8—10所示，飛輪系統(tǒng)根據(jù)功率平滑需求進行加／減速運行。飛輪電機定子電流d軸分量控制在零左右，q軸電流則根據(jù)功率環(huán)的調(diào)節(jié)輸出在驅(qū)動／制動狀態(tài)之間變化，飛輪電機以驅(qū)動狀態(tài)運行時，吸收發(fā)電機輸出的多余功率，飛輪加速儲能；反之，驅(qū)動電機以制動狀態(tài)運行時，向電網(wǎng)側(cè)變換器輸出補充功率，飛輪減速釋放能量。

圖8 飛輪轉(zhuǎn)速Fig.8 Flywheel speed

圖9 飛輪電機定子d、q軸電流Fig.9 d-axis and q-axis currents of flywheel motor

圖10 飛輪電機輸出功率Fig.10 Output power of flywheel motor

圖11給出了未加飛輪系統(tǒng)（上圖）與含飛輪儲能系統(tǒng)（下圖）的直驅(qū)永磁風力發(fā)電系統(tǒng)功率平滑效果的仿真對比。由圖11（a）可知，2種情況下電機側(cè)變換器輸出功率保持一致，表明含飛輪單元的發(fā)電系統(tǒng)中電機側(cè)變換器實現(xiàn)了最大風能捕獲，可最大限度地利用風能。由圖11（b）—（d）可知，風速變化時電網(wǎng)側(cè)變換器可實現(xiàn)穩(wěn)定的直流鏈電壓控制，電流解耦控制效果良好，在含飛輪單元的系統(tǒng)中電網(wǎng)側(cè)變換器d軸電流的波動較小，因此整個系統(tǒng)輸出有功功率的波動也得到有效抑制，在一定程度上可改善系統(tǒng)的并網(wǎng)電能質(zhì)量。圖11（e）進一步給出了2種情況下系統(tǒng)功率平滑程度的對比，含飛輪儲能單元的發(fā)電系統(tǒng)輸出功率平滑程度更優(yōu)。當然，由于飛輪儲能單元的容量有限，使得整個系統(tǒng)輸出功率的平滑程度亦有限。

圖11 未加飛輪系統(tǒng)與含飛輪儲能系統(tǒng)對比仿真Fig.11 Simulative results of generation system with and without flywheel energy storage system

儲能單元容量的合理選取是一個受多方面因素影響的重要問題，容量太小會使得風電系統(tǒng)輸出功率的平滑效果不明顯，容量過大則會造成不必要的投資。根據(jù)文獻[18]表2—4可知，在不同的風電場輸出功率下，儲能容量與儲能成本成正比，儲能容量增加，風電系統(tǒng)輸出功率的穩(wěn)定性和平滑度增加，成本也增加。風電場可能長時間處于無風狀況，即使儲能容量很大也不會達到絕對的平滑。表中儲能成本數(shù)據(jù)是目前蓄電池儲能的平均價格，但其成本隨容量變化的規(guī)律對其他形式的儲能單元同樣適用。若采用其他方式儲能特別是以永磁同步電機為驅(qū)動電機的飛輪儲能單元，該費用更高，因此飛輪系統(tǒng)容量的增加將使得成本大幅增大。

圖12為分別采用150 kW和300 kW飛輪系統(tǒng)進行儲能所得的電網(wǎng)側(cè)功率對比，從圖中可知采用儲能容量大的飛輪系統(tǒng)的電網(wǎng)側(cè)功率平滑效果更好。儲能單元容量的選取受技術因素、投資成本、風力發(fā)電機出力預測、風電場在電網(wǎng)中所占比例等多方面因素的影響，應結(jié)合各方面因素，合理選取飛輪系統(tǒng)容量，盡量采用較小的儲能容量達到較好的平滑效果。一般而言風電場選取安裝儲能裝置的容量為該發(fā)電機容量的10%～20%，即可有效平滑風電機組出力[19]。

圖12 儲能系統(tǒng)不同容量下電網(wǎng)側(cè)有功功率Fig.12 Grid-side active power for different capacities of energy storage system

采用相同容量的飛輪儲能單元，仿真分析本文所提控制策略與利用風速形成功率平滑指令的控制策略，定量比較2種控制下電網(wǎng)側(cè)有功功率。

圖13（a）為發(fā)電機所發(fā)功率Pe和利用平均風速計算的平均功率 Pss，圖 13（b）上圖為利用 Pss作為功率平滑指令所得的電網(wǎng)側(cè)功率，下圖為通過功率濾波作為功率平滑指令所得的電網(wǎng)側(cè)功率。圖13（b）上圖相比于下圖平滑效果較差，且實際系統(tǒng)中采集的風速較仿真中平滑指令所利用的風速的精度并不高，由此更可能引起控制系統(tǒng)的不穩(wěn)定。因此在同等儲能容量下與之前的控制策略定量比較，本文提出的控制策略更有助于提高控制的可靠性、準確性和輸出功率的穩(wěn)定性。

圖13 不同控制算法下電網(wǎng)側(cè)有功功率Fig.13 Grid-side active power for different control algorithms

由于截止頻率f1、f2對系統(tǒng)輸出功率的平滑作用有重要影響，因此對20 s內(nèi)系統(tǒng)取不同截止頻率的情況下進行仿真分析，得到其對應的功率平滑度系數(shù)Pglevel的數(shù)值，以分析截止頻率相對值與差值對功率平滑系數(shù)的影響，為系統(tǒng)截止頻率的選取提供重要參考，仿真所得平滑系數(shù)數(shù)值如表4、表5所示。

表4 f1變化、f2=20 Hz時功率平滑系數(shù)值的變化Tab.4 Pglevel variation when f1 changes and f2=20 Hz

表5 f1變化、f2=200 Hz時功率平滑系數(shù)值的變化Tab.5 Pglevel variation when f1 changes and f2=200 Hz

由表4、表5可知，當較低的截止頻率f1取值越小，截止頻率的差值越大，系統(tǒng)的功率平滑系數(shù)值越小，輸入到電網(wǎng)的有功功率越平滑。由表4前2個值可知，在f1取值過小的情況下，系統(tǒng)平滑系數(shù)反而較大，這是由于較小的濾波截止頻率使得飛輪電機有功功率給定值大于飛輪系統(tǒng)容量，飛輪電機不能發(fā)出所需的功率，且影響飛輪電機充／發(fā)電狀態(tài)的切換，不能達到較理想的平滑效果；并且過小的截止頻率f1還將影響系統(tǒng)穩(wěn)定性能，使飛輪系統(tǒng)通過充／放電來平滑電網(wǎng)側(cè)功率的作用失效。由表4最后1個值和表5第1個值可知，在f1相同的情況下，f2越大系統(tǒng)的功率平滑系數(shù)越小，即f1為定值時截止頻率差值越大，輸入到電網(wǎng)的有功功率越平滑，但總體而言，較低的截止頻率f1對系統(tǒng)的網(wǎng)側(cè)有功功率平滑系數(shù)的影響更大一些。通過分析可知，應該根據(jù)飛輪儲能系統(tǒng)的容量和實際情況選擇濾波截止頻率以實現(xiàn)有功功率相對平滑輸出。

5 結(jié)論

本文在分析傳統(tǒng)直驅(qū)永磁風力發(fā)電系統(tǒng)運行控制的基礎上，引入飛輪儲能單元來平滑發(fā)電系統(tǒng)有功功率的輸出。提出一種適用于該系統(tǒng)的功率平滑控制策略，所提控制方案無需測量或估算風速信號，在一定程度上有助于提高系統(tǒng)運行的可靠性。通過對整個系統(tǒng)進行小擾動分析，表明含飛輪儲能單元的直驅(qū)永磁風力發(fā)電系統(tǒng)可保持穩(wěn)定運行。系統(tǒng)仿真結(jié)果表明，利用飛輪儲能單元作為直驅(qū)永磁風力發(fā)電系統(tǒng)的中間能量暫存環(huán)節(jié)，可在最大限度利用風能的基礎上平滑系統(tǒng)輸出功率，為進一步提高直驅(qū)永磁風力發(fā)電系統(tǒng)的并網(wǎng)電能質(zhì)量以及增強運行穩(wěn)定性奠定了基礎。