收稿日期：2022-12-17

基金項目：內(nèi)蒙古自治區(qū)科技重大專項（2021ZD0027）；內(nèi)蒙古自治區(qū)直屬高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費項目（JY20220349）

通信作者：李 華（1983—），女，博士、教授，主要從事風(fēng)能、氫能方面的研究。lihua0806@qq.com

DOI：10.19912/j.0254-0096.tynxb.2022-1984 文章編號：0254-0096（2024）05-0400-12

摘 要：針對電解槽和燃料電池消納風(fēng)電中存在的響應(yīng)延遲問題，構(gòu)建風(fēng)力機、電解槽、燃料電池、蓄電池、超導(dǎo)磁儲能耦合于直流母線的結(jié)構(gòu)，基于儲能響應(yīng)的時間尺度特性，利用超導(dǎo)磁儲能的快速響應(yīng)補充吸收電解槽或燃料電池及蓄電池響應(yīng)延遲造成的功率缺額，制訂一套并網(wǎng)控制策略，將系統(tǒng)分為20種工作模式，確保上網(wǎng)功率與負(fù)荷調(diào)度曲線實時一致；考慮電池模型的動態(tài)響應(yīng)特性，提取動態(tài)變化過程的關(guān)鍵因素；基于電池應(yīng)用場景，簡化得到電池的多時間尺度模型，在PSCAD/EMTDC中搭建模型，4種仿真驗證了并網(wǎng)控制的有效性。結(jié)果表明：配備超導(dǎo)磁儲能可充分緩解響應(yīng)延遲，提高能源利用率。

關(guān)鍵詞：風(fēng)電；電解槽；燃料電池；超導(dǎo)磁儲能；控制策略；儲能響應(yīng)

中圖分類號：TK614 """" 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

0 引 言

風(fēng)氫耦合能提高風(fēng)能利用率，改善風(fēng)電入網(wǎng)電能品質(zhì)［1］，助力“雙碳”目標(biāo)實現(xiàn)。電解槽和燃料電池因化學(xué)動力學(xué)原因，啟停過程存在響應(yīng)延遲。超導(dǎo)磁儲能（superconducting magnetic energy storage，SMES）系統(tǒng)比功率大，能量轉(zhuǎn)換效率高，具有零電阻特性，成本較超級電容器低［2-3］，毫秒級的響應(yīng)適合短暫快速儲能的場景，用其平抑電解槽與燃料電池及蓄電池引起的響應(yīng)延遲實為明智選擇。

文獻(xiàn)［4］針對風(fēng)氫耦合系統(tǒng)，提出一種能量管理控制策略，通過超級電容的調(diào)節(jié)解決了燃料電池和電解槽響應(yīng)延遲引起的功率不平衡問題；文獻(xiàn)［5］設(shè)計了風(fēng)氫耦合系統(tǒng)的上層控制策略，分析仿真結(jié)果可知，通過超級電容器、電解槽與燃料電池的協(xié)調(diào)配合，超級電容器完全可以彌補電解槽與燃料電池響應(yīng)延遲功率；文獻(xiàn)［6］構(gòu)建包含調(diào)速差動機構(gòu)的風(fēng)氫混合系統(tǒng)，提出8種運行模式的控制策略，利用超級電容補充電解槽與燃料電池響應(yīng)引起的功率差額，有效提升功率傳輸質(zhì)量且有一定故障穿越能力；文獻(xiàn)［7］建立風(fēng)力機/光伏電池/電解槽/燃料電池的模型，提出契合的功率策略，由超級電容填補氫儲能的響應(yīng)延遲，平滑了上網(wǎng)功率，提高可再生能源發(fā)電滲透率；文獻(xiàn)［8］構(gòu)建風(fēng)力機/電解槽/燃料電池的混合系統(tǒng)結(jié)構(gòu)，提出具有直流下垂控制的功率管理策略，可抑制直流母線的快速變化，無需配備快速型儲能便能解決電解槽與燃料電池的延遲問題；文獻(xiàn)［9］提出一種由風(fēng)力機、燃料電池、儲氫罐、電解槽、柴油發(fā)電機、變流器和超級電容器構(gòu)成混合能源系統(tǒng)，通過電源管理單元的協(xié)調(diào)保證了不同尺度的場景應(yīng)用。

總結(jié)當(dāng)前研究現(xiàn)狀，對于彌補電解槽、燃料電池響應(yīng)延遲方面，大多采用超級電容做功率型儲能。SMES的零電阻特性，儲存的能量幾乎可以無損耗的一直存儲［10］，風(fēng)氫儲系統(tǒng)中采用SMES做功率型儲能的文獻(xiàn)呈現(xiàn)較少，且未考慮氫儲能容量受限時能量型儲能的后備，選用具備能量型及功率型功能的儲能，作為氫儲能與短暫快速儲能的后備，亦是需要的。

本文先建立永磁同步發(fā)電機（permanent magnet synchronous generator，PMSG）電解槽（electrolyser，ELZ）、燃料電池（fuel cell，F(xiàn)C）、蓄電池（battery，Bat）、SMES、空氣壓縮機（air compressors，AC）、儲氫罐（hydrogen tank，HT）的模型，構(gòu)建風(fēng)氫混合系統(tǒng)拓?fù)?，基于儲能單元的響?yīng)時間尺度特性，制定一套混合系統(tǒng)運行管理策略，計及動態(tài)響應(yīng)特性，簡化得到電池多時間尺度模型，最后根據(jù)PSCAD/EMTDC的4種仿真結(jié)果，驗證SMES快速儲能與緩慢儲能ELZ/FC/Bat間的相互作用與控制策略的有效性。

1 系統(tǒng)建模與控制

風(fēng)氫混合系統(tǒng)拓?fù)湟妶D1，PMSG單元、ELZ、FC、Bat、SMES分別通過機側(cè)變流器（machine-side converter，MSC）、BUCK、BOOST、雙向BUCK/BOOST、DC斬波器匯集于直流母線；ELZ消納風(fēng)電過剩功率，產(chǎn)生的H2存于HT中經(jīng)AC輸送后可供工業(yè)近區(qū)利用，也可為FC的氫源，風(fēng)力機采用變槳距控制實現(xiàn)超額定風(fēng)速保護，Bat調(diào)節(jié)ELZ和FC容量受限時的功率需求，SMES負(fù)責(zé)吸收/補償ELZ、FC、Bat響應(yīng)延遲引起的功率差額。

1.1 風(fēng)力機和發(fā)電機建模與控制

風(fēng)力機從空氣中捕獲風(fēng)能的功率[Pair]［11］：

[Pair=12ρπR2wV3wCPλ，β]"" （1）

[CP=0.6450.00912λ+-5-0.42.5+β+116λie21λi]""" （2）

[λi=1λ+0.082.5+β-0.0351+2.5+β3]""""" （3）

式中：[CP]——風(fēng)能利用系數(shù)；[λ]——葉尖速比；[β]——槳距角；[ρ]——空氣密度，kg/m3；[Rw]——風(fēng)力機半徑，m；[Vw]——風(fēng)速，m/s［12］。

葉尖速比為：

[λ=ΩRVw]"" （4）

式中：[Ω]——風(fēng)力機轉(zhuǎn)子機械轉(zhuǎn)速，rad/s。風(fēng)力機變槳距控制見圖2，圖中，[Pair-nom]——風(fēng)力機額定功率，kW；、[Vw-nom]——額定風(fēng)速，m/s。

采用單質(zhì)量塊模型模擬傳動軸系：

[2Htdωmdt=Tm-Te-Dωm]" （5）

式中：[Ht]——風(fēng)力慣性時間常數(shù)，s；[Tm]——機械轉(zhuǎn)矩，Nm；[Te]——與軸連接的發(fā)電機電磁轉(zhuǎn)矩，Nm；[D]——阻尼黏滯系數(shù)，N/（m/s）；[ωm]——發(fā)電機轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速，rad/s。

發(fā)電機選用PSCAD/EMTDC中自帶永磁同步發(fā)電機模型。

圖1中MSC與GSC（gird-side converter，網(wǎng)側(cè)變流器）間DC電路的電流關(guān)系為：

[iM_dc=PgVdciG_dc=PtVdc]"""""" （6）

式中：[iM_dc]——源自MSC的電流，A；[iG_dc]——注入GSC的電流，A；[Pg]——源自發(fā)電機的有功功率，kW；[Pt]——輸出線路終端的有功功率，kW；[Vdc]——直流母線電壓，V。[Vdc]為：

[Vdc=1CiM_dc-iG_dcdt]""""" （7）

式中：[C]——直流母線電容，μF。

PMSG的機網(wǎng)側(cè)控制如圖3所示。MSC的[q]軸采用功率外環(huán)電流內(nèi)環(huán)雙環(huán)控制，實現(xiàn)最優(yōu)功率輸出。根據(jù)最大風(fēng)能捕獲原理，[q]軸有功功率外環(huán)控制中，發(fā)電機輸出的有功參考[Pgenref]由發(fā)電機的轉(zhuǎn)速確定［13］，本文通過查表法確定[Pgenref]，[Pgenref]與發(fā)電機輸出有功功率[Pgen]進行差值比較，誤差經(jīng)PI調(diào)節(jié)得到[q]軸電流參考值[Iqref，][Iqref]與電流實際值[Iq]的誤差經(jīng)PI調(diào)節(jié)產(chǎn)生電壓控制信號，再與[d]軸電壓分量耦合項（[ωmLWdId]）及PMSG空載電勢[ωmΨf]共同作用產(chǎn)生[q]軸觸發(fā)脈沖信號，[LWd]為PMSG的[d]軸電感，設(shè)定[Qref=0]，使得[d]軸電流參考[Idref=0]，[Idref]與[d]軸電流實際值[Id]的誤差經(jīng)PI環(huán)調(diào)節(jié)產(chǎn)生電壓調(diào)節(jié)信號，再與[q]軸電壓耦合項（[ωmLWqIq]）作用產(chǎn)生[d]軸觸發(fā)脈沖，其中[LWq]為PMSG的[q]軸電感。

GSC控制目標(biāo)是保證直流母線電壓穩(wěn)定及實現(xiàn)單位功率因數(shù)運行，[d]軸采用直流電壓外環(huán)，內(nèi)環(huán)電流雙環(huán)控制，直流電壓參考值[Vdcref]與測量值[Vdc]的誤差經(jīng)PI控制器作用產(chǎn)生[d]軸電流參考值[idref]，[idref]與[d]軸電流[id]的誤差經(jīng)PI調(diào)節(jié)得到電壓控制信號后再與電壓前饋量[Ud]和[q]軸耦合項（[ωtLiq]）共同作用產(chǎn)生[d]軸觸發(fā)脈沖，其中[ωt]為網(wǎng)側(cè)同步角頻率，[L]為網(wǎng)側(cè)濾波電感。[q]軸采取[cosθ=1]的定功率因數(shù)控制，設(shè)置輸出無功參考值[Qgref=0]并將其與無功輸出反饋值[Qg]作差，二者誤差經(jīng)PI調(diào)節(jié)器調(diào)節(jié)得到[q]軸電流參考值[iqref]。[q]軸電流實際值[iq]與[iqref]的偏差經(jīng)PI環(huán)控制產(chǎn)生的電壓調(diào)節(jié)信號與[d]軸電壓耦合項（[ωtLid]）相互耦合得到[q]軸觸發(fā)脈沖。

1.2 ELZ與FC建模與控制

ELZ的輸出電壓[E]［14］：

[E=E0+Vact+Vohm"E0=ΔGf2F+RTel2FlnpH2p12O2aH2OVact=RTel2αFlnii0Vohm=δmσmi=IELZRohm]""""" （8）

式中：[E0]——開路電壓，V；[Vact]——活化過電壓，V；[Vohm]——歐姆過電壓，V；[Gf]——反應(yīng)過程中的吉布斯自由能；[R]——氣體常數(shù)，J/（mol·K）；[Tel]——電解槽溫度，K；[λm]——膜含水量；[i]——電流密度，A/cm2；[i0]——交換電流密度，A/cm2；[IELZ]——電解槽電流，A；[σm]——膜傳導(dǎo)率；[α]——傳遞系數(shù)；[δm]——膜厚度，cm；[aH2O]——陽極與電解水之間的水活度；[pH2]——氫氣有效分壓，atm；[pO2]——氧氣有效分壓，atm； [pH2O]——水壓力，kPa。

電解產(chǎn)氫速率[vgnH2]：

[vgnH2=nELZηELZIELZnF]""""" （9）

式中：[nELZ]——單體電解槽數(shù)量；[n]——反應(yīng)轉(zhuǎn)移的電子數(shù)；[F]——法拉第常數(shù)，C/mol；[ηELZ]——電流效率。

其中[nELZ]為：

[ηELZ=IELZ/A2f1+IELZ/A2?f2]" （10）

式中：[f1]——常數(shù)，取為250；[f2]——常數(shù)，取為0.96；[A]——膜電極組件的有效膜面積，cm2。

ELZ產(chǎn)出的H2送至空氣壓縮機（以下簡稱空壓機）中的輸氫率[m′ELZ]為：

[m′ELZ=vgnH2-m′out]""" （11）

式中：[m′out]——空壓機的出口速率，mol/s。

由EZL產(chǎn)出的H2送至空壓機部分的儲氫量[mELZ]為：

[mELZ=m′ELZdt+mELZ（0）]"""" （12）

式中：[mELZ（0）]——儲氫的初始值，mol。依理想氣體狀態(tài)方程，進入空壓機部分的壓力[pELZ]為：

[pELZ=RTELZVELZmELZ]" （13）

式中：[R]——氣體常數(shù)，J/（mol·K）；[TELZ]——儲氫罐溫度，K；[VELZ]——儲氫罐體積，m3。

圖4給出了ELZ模型及控制，變流器采用恒功率控制，系統(tǒng)能量管理中心產(chǎn)生ELZ應(yīng)該輸出的功率參考值[Pelref]，[Pelref]經(jīng)延遲模塊（[G、T]分別為延遲模塊的比例系數(shù)與積分系數(shù)）產(chǎn)生延遲后的功率參考，再與ELZ實際功率值[Pel]作差后經(jīng)PI調(diào)節(jié)得到電流參考值[IELZ-ref]，[IELZ-ref]與ELZ電感電流[IELZ]的誤差經(jīng)PI控制器作用得到占空比[Del]，最后通過三角波比較法得到開關(guān)觸發(fā)脈沖[gel]。

FC輸出電壓[Efc]為［15］：

[Efc=E0-fc+Vact-fc+Vohm-fc+Vcon-fcRohm=Vohm-fcIfcRf=Vact-fcIfc+Vcon-fcIfcE0-fc=ΔG2F+ΔS2FTfc-Tref+RTfc2F]"""""" （14）

式中：[E0-fc]——開路電壓，V；[Vact-fc]——活化過電壓，V；[Vohm-fc]——歐姆過電壓，V；[Vcon-fc]——濃度差過電壓，V；[Rohm]——歐姆電阻，Ω；[Ifc=Cfc·[d（Vact-fc+Vcon-fc）/dt]]——燃料電流，A；[Cfc]——活化電容，F(xiàn)；[G]——反應(yīng)過程中的吉布斯自由能；[ΔS]——反應(yīng)過程中的焓變；[Tfc]——燃料電池溫度，K；[Tref]——參考溫度值，K。各部分電壓模型參見文獻(xiàn)［16］。

FC的需氫速率[mFC′]為：

[mfc′=IfcNFCzF]"""""" （15）

式中：[z]——每次反應(yīng)的電子轉(zhuǎn)移數(shù)；[NFC]——電池串聯(lián)個數(shù)。

FC變流器控制與模型如圖4所示，能量管理中心給出FC應(yīng)該輸出的功率指令[Pfcref]，[Pfcref]經(jīng)延遲模塊產(chǎn)生延遲后的功率參考[Pfcr]，[Pfcr]與FC實際功率[Pfc]的誤差通過PI調(diào)節(jié)得到電流給定[Ifcref]，[Ifcref]與FC電感電流值[Ifc]做差后經(jīng)PI控制產(chǎn)生占空比[Dfc]，再通過三角波比較法獲取開關(guān)觸發(fā)脈沖[gFC]。

1.3 AC與HT的建模

ELZ產(chǎn)出的H2通過空壓機（AC）輸送至儲氫罐，AC和HT模型見圖5，空壓機出口速率為：

[m′out=vgnH2-m′ELZ]""" （16）

空壓機所需功率為［8］：

[Pcrp-ref=wαeffm′out]"""" （17）

式中：[Pcrp-ref]——空壓機所需功率，kW；[w]——多變功系數(shù)；[αeff]——空壓機效率，其中[w]為：

[w=kRTELZk-1ptanpELZk-1/k-1] （18）

式中：[k]——多變系數(shù)；[ptan]——儲氫罐壓力，kPa。

HT的儲氫率為：

[m′tank=m′out-m′FC]"" （19）

式中：[m′FC]——FC的需氫速率，mol/s。

HT的儲氫量[mtank]為：

[mtank=m′tankdt+mtank（0）]""""" （20）

式中：[mtank（0）]——儲氫罐中的初始儲氫量，mol。

HT的壓力[ptan]為：

[ptan=RTtankVtankmtank]""" （21）

1.4 SMES建模與控制

若終端需求功率[Pt]突然變化，化學(xué)動力學(xué)比電動力學(xué)稍慢，ELZ和FC不能快速提供能量調(diào)節(jié)[Vdc]和功率需求，通常需配置額外的功率型儲能，如SMES等，保證[Vdc]穩(wěn)定及負(fù)荷功率需求。

SMES的核心元件是超導(dǎo)磁體，SMES工作時能量以磁場形式儲存于超導(dǎo)磁體，具有電流源特性，故采用電流源型變流器（current source converter，CSC），功率調(diào)節(jié)器（power condtion system，PCS）的主電路更簡潔，然實際應(yīng)用電壓源型變流器（current source converter，VSC）的PCS較普遍，在此選用VSC+DC斬波器結(jié)構(gòu)將超導(dǎo)線圈與電網(wǎng)相連。SMES的充電模式有充電和續(xù)流兩個狀態(tài)，充電時開關(guān)[G1]常開，[G2]斬波，電流路徑處于[G1-Lsc-G2]時為充電，[G1-Lsc-D1]為續(xù)流。放電模式亦有放電、續(xù)流兩狀態(tài)，放電時[G1]常閉，[G2]斬波，電流經(jīng)[D2-Lsc-D1]路徑為放電，[G1-Lsc-D1]為續(xù)流，[G1]與[G2]的通斷決定著上述狀態(tài)，充放電原理見圖6。

斬波器采用恒功率控制，外環(huán)功率調(diào)節(jié)作為內(nèi)環(huán)電流給定［17］，能量管理中心產(chǎn)出的功率給定與實際反饋值[Psmes]做差比較經(jīng)PI環(huán)控制得到電流參考[Ismesref]，[Ismesref]與電流反饋值[Ismes]的誤差在PI控制器作用下得到[G1]和[G2]的占空比，經(jīng)模式選擇最終確定相應(yīng)開關(guān)管的導(dǎo)通關(guān)斷狀態(tài)。

1.5 電池模型與控制

目前常用電池儲能模型為二階戴維南等效電路模型，選取中國某公司生產(chǎn)的IFR26650E型電池為例，單電池性能參數(shù)見表1。根據(jù)廠家數(shù)據(jù)手冊及文獻(xiàn)［18］的實驗結(jié)果對二階戴維南等效電路進行參數(shù)辨識。

根據(jù)文獻(xiàn)［18］的實驗數(shù)據(jù)進行擬合得到開路電壓[UOCV]與荷電狀態(tài)（式中[s]代表荷電狀態(tài)）的關(guān)系如式（22）所示，結(jié)果如圖7所示，實驗條件參見文獻(xiàn)［18］和《Freedom CAR電池測試手冊》，可知擬合優(yōu)度（R2）為0.9984，和方差（SSE）為0.002629，標(biāo)準(zhǔn)差（RMSE）為0.01282，殘差值在正負(fù)0.03間波動，擬合度較好。

[UOCV=-6.332×1010+9.65×1010cos（s·ω）+5.898×1010sin（s·ω）-""""""""""" 3.66×1010cos（s·2ω）-7.142×1010sin（s·2ω）-""""""""""" 3.354×109cos（s·3ω）+4.466×1010sin（s·3ω）+""""""""""" 1.125×1010cos（s·4ω）-1.564×1010sin（s·4ω）-""""""""""" 5.692×109cos（s·5ω）+2.398×109sin（s·5ω）+""""""""""" 1.376×109cos（s·6ω）+2.077×108sin（s·6ω）-""""""""""" 1.509×108cos（s·7ω）-1.267×108sin（s·7ω）+"""""""""""" 4.201×106cos（s·8ω）+1.251×107sin（s·8ω）ω=0.01054]"""""" """""" （22）

采取復(fù)合脈沖特性（hybrid pulse power characteristic，HPPC）實驗進行離線參數(shù)辨識，具體方法及過程不在贅述。由于實驗條件限制及此處針對于電池的多時間尺度建模研究，故引用文獻(xiàn)［18］的實驗數(shù)據(jù)，結(jié)果見圖7，結(jié)果已在（20±5）℃

條件下通過充放電實驗，準(zhǔn)確性可靠，模型仿真和實驗數(shù)據(jù)高度吻合，可用于后續(xù)研究。

上述導(dǎo)出的模型為單一時間尺度模型，儲能建模應(yīng)基于應(yīng)用場景，電力系統(tǒng)應(yīng)用時采用單一尺度的儲能模型分析工作特性是低效不切實際的，據(jù)推得參數(shù)知戴維南等效電路的過渡過程的[τ1、τ2]約為18、12 s（數(shù)據(jù)取均值得到，[τ1、τ2]為兩[RC]回路的時間常數(shù)）。在電力系統(tǒng)的秒級變化過程中，如秒級風(fēng)電功率波動、一次調(diào)頻、小干擾穩(wěn)定性分析時過渡過程不可忽略且需計及電流及SOC等因素，電池秒級時間尺度模型如式（23）所示，即為二階戴維南等效電路模型，式中[f（s）]表示荷電狀態(tài)的函數(shù)關(guān)系式。

[U=UOCV-IR0-U1-U2I=U1R1+C1dU1dtI=U2R2+C2dU2dtUOCV=f（s）]" （23）

在電力系統(tǒng)分鐘級或小時級的應(yīng)用中，例如：削峰填谷、分鐘級負(fù)荷變化、分鐘或小時級可再生能源功率的波動等過程中，略去電池過渡過程，采用電壓源與內(nèi)阻的簡化模型為：

[U=Uocv-IRR=R0+R1+R2]"" （24）

中長期建模仿真時，無需繁雜的HPPC或阻抗譜實驗，不受實驗地點限制，僅根據(jù)廠商提供的UI曲線等實驗數(shù)據(jù)擬合即可完成基于式（24）的建模，降低了建模復(fù)雜度使其建模更為簡單。圖8給出了分鐘或小時級仿真時間內(nèi)簡化模型與傳統(tǒng)模型電池電壓電流差異性，由圖8可知，中長期仿真時，簡化模型僅在電流變化瞬間，輸出電壓與傳統(tǒng)模型略有差異，這是因模型忽略了動態(tài)元件，簡化了過渡過程，去除電容后，曲線變化不復(fù)存在，電壓曲線瞬態(tài)時表現(xiàn)為純阻性的直線形態(tài)，曲線整體穩(wěn)定后的靜態(tài)特性與傳統(tǒng)模型并無差別，注重穩(wěn)態(tài)性能分析時，系統(tǒng)分鐘或小時級變化時應(yīng)用簡化模型對仿真影響不大，表明簡化模型能夠在此環(huán)境中應(yīng)用，應(yīng)用時可根據(jù)實際關(guān)注點，辨析環(huán)境，因時因地選取。

電池控制詳見圖8，恒功率控制可實現(xiàn)功率輸出自由，涉及的功率量包括能量管理中心的功率指令[Pbatref]和功率輸出值[Pbat]，二者偏差經(jīng)PI控制，得到電流給定值[Ibatref]，[Ibatref]與電感電流值[Ibat]間的誤差經(jīng)PI調(diào)節(jié)得到占空比[Dbat]，后根據(jù)充放電指令選擇Buck/Boost模式。

1.6 能量管理中心控制

為提高系統(tǒng)能源利用率，ELZ和FC不同時運行，計及各單元出力限制，系統(tǒng)分為20種工作模式，如圖9所示，圖中涉及的符號表示：[Ps]為不平衡功率；[Pload]為負(fù)荷需求功率；[ptmax/ptmin]為儲氫罐壓力上限/下限；[Utmax/Utmin]為電池端電壓上限/下限；[Peln、Pfcn、Pbn]分別為ELZ、FC、Bat的額定功率；[S]為超導(dǎo)磁儲能的SOC，定義事件“[Soc]”表示SMES的[S]值處于正常范圍，相應(yīng)的對立事件則代表[S]異常。規(guī)定電池與超導(dǎo)磁儲能系統(tǒng)的功率放電為正，當(dāng)[Psgt;0]時，[Pfc=0]，為模式1～10，其中模式1～6的[Pel=0]；當(dāng)[Pslt;0]時，[Pel=0]，為模式11～20，其中模式15～20的[Pfc=0]。

模式1：系統(tǒng)條件滿足式（25）。

[ptmaxlt;ptanUtamxlt;UbatS=Soc]" （25）

儲氫罐壓力、電池端電壓、SMES的[SOC]均超越限值，ELZ、Bat、SMES待機，功率情況為：[Pel=0;Pbatref=0;][Psmesref=0]。

模式2：系統(tǒng)條件滿足式（26）。

[ptmaxlt;ptanUtamxlt;UbatS=Soc]" （26）

儲氫罐壓力及電池端電壓越限，SMES出力填補功率缺額，此時[Pel=0;Pbatref=0;Psmesref=-Ps]。

模式3：系統(tǒng)條件滿足式（27）。

[ptmaxlt;ptanUtamxgt;UbatPsgt;PbnS=Soc]""""" （27）

儲氫罐壓力過大，ELZ停止制氫，電池以額定功率消納不平衡功率，SMES填補剩余功率缺額并吸收/補償電池因延遲引起的不平衡量，因而，[Pel=0]；[Pbatref=-Pbn]；[Psmesref=-Ps-Pbat]。

模式4：系統(tǒng)條件滿足式（28）。

[ptmaxlt;ptanUtamxgt;UbatPsgt;PbnS=Soc]""""" （28）

ELZ待機，電池滿發(fā)額定功率，[S]異常SMES退出運行，各單元出力為：[Pel=0]；[Pbatref=-Pbn]；[Psmesref=0]。

模式5：模式4中功率條件變?yōu)閇Pslt;Pbn]時即為模式5，此時，系統(tǒng)無H2產(chǎn)出，電池完全消納不平衡功率，SMES因[S]異常退出運行，該模式下有[Pel=0]；[Pbatref=-Ps]；[Psmesref=0]。

模式6：系統(tǒng)條件滿足式（29）。

[ptmaxlt;ptanUtamxgt;UbatPslt;PbnS=SOC]""" （29）

儲氫罐不供氫，ELZ退出，電池承擔(dān)功率消納，SMES快速動作吸納電池因延遲引起的功率不平衡，從而有[Pel=0]；[Pbatref][=-Ps;Psmesref=Pbatref-Pbat]。

模式7：系統(tǒng)條件滿足式（30）。

[ptmaxgt;ptanPsgt;PelnS=SOC] （30）

ELZ以額定功率消納不平衡功率，系統(tǒng)ELZ與FC工作優(yōu)先級高于Bat，[ptmaxgt;ptan]條件下Bat退出運行，SMES填補剩余功率缺額并吸收/補償ELZ因延遲引起的不平衡量，此時，[Pelref=Peln;Pbatref=0;Psmesref=-（Ps-Pel）]。

模式8：若模式7中超導(dǎo)磁儲能[S]發(fā)生異常，即為模式8，該模式下，制氫過程開始，Bat待機，ELZ以額定功率消納不平衡功率，[S]異常SMES退出運行，功率參考情況如下：[Pelref=Peln;Pbatref=0;Psmesref=0]。

模式9：系統(tǒng)條件滿足式（31）。

[ptmaxgt;ptanPslt;PelnS=Soc]" （31）

制氫開始，Bat退出運行，ELZ額定功率大于不平衡功率，出力完成消納，SMES的[S]異常退出運行，因此，[Pelref=Ps;][Pbatref=0;][Psmesref=0]。

模式10：當(dāng)模式9中超導(dǎo)磁儲能[SOCs]狀態(tài)正常，其余條件不變時，即為模式10，此時，H2由ELZ產(chǎn)生，Bat退出運行，ELZ出力完成消納任務(wù)，SMES快速動作緩解因ELZ啟動延遲所造成的的功率不平衡，此時有：[Pelref=Ps]；[Pbatref=0]；[Psmesref][=-（Pelref-Pel）]。

模式11：系統(tǒng)條件滿足式（32）。

[ptangt;ptminPfcngt;PsS=Soc]" （32）

FC額定功率大于不平衡功率，出力消納不平衡量，SMES的[S]異常退出運行，此時，[Pfcref=Ps]；[Pbatref=0;Psmesref=0]。

模式12：式（32）中[S=Soc]即為模式12，該模式下，儲氫罐壓力正常，F(xiàn)C全部消納于不平衡功率，SMES快速動作緩解因燃料電池啟動延遲所造成的功率不平衡，各單位出力情況為：[Pfcref=Ps]；[Pbatref=0;Psmesref=（Pfcref-Pfc）]。

模式13：系統(tǒng)條件滿足式（33）。

[ptangt;ptminPfcnlt;PsS=Soc]" （33）

儲氫罐運行，不平衡功率大于FC額定功率，F(xiàn)C以額定功率運行，SMES退出，該模式下有：[Pfcref=Pfcn]；[Pbatref=0]；[Psmesref][=0]。

模式14：式（33）中超導(dǎo)磁儲能荷電狀態(tài)正常即為模式14，此時，儲氫罐向外輸送氫氣，F(xiàn)C滿發(fā)額定功率，SMES填補剩余功率缺額并吸收/補償燃料電池因延遲引起的不平衡量，能量管理中心輸出的指令為：[Pfcref=Pfcn;][Pbatref=0;][Psmesref=][Ps-Pfc]。

模式15：系統(tǒng)條件滿足式（34）。

[ptanlt;ptminUbatgt;UtminPbngt;PsS=SOC]"""" （34）

儲氫罐壓力異常，F(xiàn)C單元閉鎖，電池端電壓處于合理區(qū)間，由電池完成消納，SMES吸收/補償因電池延遲效應(yīng)引起的功率不平衡，此時，[Pbatref=Ps]；[Psmesref=Pbatref-Pbat]。

模式16：式（34）中[S]異常時即為模式16。該模式下，儲氫罐壓力越限，F(xiàn)C退出停機，電池端電壓處在合理范圍，電池完成消納，SMES的[S]異常立即退出，此時，[Pbatref=Ps]；[Psmesref=0]。

模式17：系統(tǒng)條件滿足式（35）。

[ptanlt;ptminUbatgt;UtminPbnlt;PsS=Soc]"""""" （35）

儲氫罐壓力受限，F(xiàn)C失去氫源停機，不平衡功率大于電池額定功率，電池全部出力，SMES立即退出，此時，[Pbatref=Pbn;][Psmesref=0]。

模式18：式（35）中[S=Soc]即為模式18。該模式下，儲氫罐壓力過低不能供氫，F(xiàn)C待機，不平衡功率大于電池額定功率，電池滿發(fā)額定功率，剩余部分及電池延遲造成的功率缺額由SMES完成，此時，[Pbatref=Pbn]；[Psmesref=][Ps-Pbat]。

模式19：系統(tǒng)條件滿足式（36）。

[ptanlt;ptminUbatlt;UtminS=SOC]" （36）

儲氫罐內(nèi)壓力過低，F(xiàn)C不動作，電池端電壓低于下限值，SMES正常工作完成功率消納，故，[Pbatref=0]；[Psmesref=Ps]。

模式20：式（36）中[S]異常即為模式20。此時有，儲氫罐內(nèi)壓力低于下限，F(xiàn)C待機，電池端電壓低于下限值，SMES因[S]原因，執(zhí)行待機命令，由此有，[Pbatref=0;][Psmesref=0]。

2 算例分析

在電力仿真軟件PSCAD/EMTDC中搭建如圖1所示的風(fēng)氫混合系統(tǒng)模型，設(shè)置進行4次仿真情景，通過多批次地有序呈現(xiàn)仿真結(jié)果，場景復(fù)雜度依次遞進，清晰地展示不同儲能的響應(yīng)尺度特性及各自運行的特點，對比上網(wǎng)功率曲線驗證基于儲能響應(yīng)的多尺度并網(wǎng)控制策略的有效性，系統(tǒng)主要參數(shù)如表2所示。

2.1 仿真1：風(fēng)力機單獨并網(wǎng)

由于PSCAD/EMTDC為電磁暫態(tài)仿真軟件，仿真時間較短，這里以秒級運行時間尺度為代表，電池模型選擇秒級時間尺度模型。風(fēng)力機單獨并網(wǎng)情況下的風(fēng)力機上網(wǎng)功率（[Pgref]）、電網(wǎng)負(fù)荷需求即調(diào)度要求曲線（[Pgref]）、最大功率跟蹤情況、風(fēng)速、槳距角及風(fēng)能利用系數(shù)如圖10所示。由圖10可知，輸入風(fēng)速為隨機風(fēng)，超過額定風(fēng)速時變槳距控制啟動，此時槳距角增大，風(fēng)能利用系數(shù)降低，風(fēng)力機處于恒功率階段，最大功率跟蹤曲線與風(fēng)力機上網(wǎng)功率跟蹤情況良好，風(fēng)力機單獨并網(wǎng)時，風(fēng)力機出力隨風(fēng)速波動，最終上網(wǎng)功率與調(diào)度曲線偏差較大，電能品質(zhì)無法保證。

基于上述風(fēng)力機出力情況下，風(fēng)力機轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)矩、[dq]軸電流跟蹤情況如圖11所示，可看出，電磁轉(zhuǎn)矩實時跟蹤機械轉(zhuǎn)矩，轉(zhuǎn)速標(biāo)幺值與轉(zhuǎn)矩趨勢相同，[dq]軸電流在PI控制器作用下，穩(wěn)定無誤差地跟蹤參考值，[q]軸電流與有功功率動態(tài)響應(yīng)一致，[d]軸電流始終處于0 kA附近，規(guī)避永磁體消磁的風(fēng)險。

2.2 仿真2：風(fēng)力機、FC、ELZ及Bat混合并網(wǎng)

基于風(fēng)力機單獨并網(wǎng)的情形，接入ELZ、FC及Bat。風(fēng)力機、FC、ELZ及Bat混合并網(wǎng)的電網(wǎng)調(diào)度曲線、風(fēng)力機出力、上網(wǎng)功率、儲氫罐壓強、FC與ELZ功率輸出情況如圖12所示。由圖12可知，與風(fēng)力機單獨并網(wǎng)時相比，引入FC及ELZ時的上網(wǎng)功率[Pg]與調(diào)度曲線差距減小，彌補了部分功率缺額，但仍不能實時滿足電網(wǎng)負(fù)荷需求。風(fēng)力機出力大于負(fù)荷需求曲線時ELZ出力消納功率不平衡量，當(dāng)儲氫罐壓力達(dá)到上限，ELZ收到待機命令，由于響應(yīng)延遲，ELZ緩慢退出運行，電網(wǎng)需求大于風(fēng)力機出力時，F(xiàn)C啟動緩慢補充功率缺額，16 s時儲氫罐壓力達(dá)到下限，F(xiàn)C因響應(yīng)延遲緩慢退出運行，存在延遲功率差額。電池儲能系統(tǒng)出力補充/吸收了ELZ及FC因壓力受限導(dǎo)致的功率缺額，電池SOC變化符合有功輸

出情況、端電壓處于合理范圍，期間上網(wǎng)功率[Pgb]較之前改善，明顯地，電池儲能亦存在響應(yīng)延遲問題。

ELZ和FC動作期間的電流跟蹤與氫氣產(chǎn)出消耗情況如圖13所示，觀圖13可知，在PI控制器作用下，各自電流值穩(wěn)定無誤差地跟蹤參考值，電解產(chǎn)氫率與燃料電池需氫率和各自電流波動情況一致，動態(tài)響應(yīng)較快，表明模型正確無誤。

2.3 仿真3：風(fēng)力機、FC、ELZ、Bat及SMES混合并網(wǎng)

基于仿真1和仿真2的同等條件下，風(fēng)力機、FC、ELZ、Bat及SMES混合并網(wǎng)的電網(wǎng)調(diào)度曲線、上網(wǎng)功率[Pg]、SMES補充/吸收因ELZ、FC、Bat響應(yīng)延遲引起的功率差額及SMES的SOC情況如圖14所示。從圖14得知，最終上網(wǎng)功率[Pg]與電網(wǎng)調(diào)度曲線[Pgref]趨于一致，曲線吻合度較高，SMES通過充放電補充/吸收ELZ、FC、Bat因響應(yīng)延遲及儲氫罐壓力達(dá)到上下限導(dǎo)致FC與ELZ緩慢退出運行所引起的短缺/剩余功率，其[S]穩(wěn)定于40%～80%之間，SMES電流波動符合功率輸出情況，在PI控制器作用下穩(wěn)定無誤差地跟蹤參考值，充電時，電流增大；放電時，電流減??；0.05～0.768 s、14.76～15.69 s時充放電命令結(jié)束，電流流向不變，處于續(xù)流階段。

網(wǎng)側(cè)[dq]軸電流、直流母線電壓、注入電網(wǎng)的無功功率情況如圖15所示，由圖15可知，經(jīng)PI調(diào)節(jié)后網(wǎng)側(cè)[dq]軸電流、直流母線電壓、注入電網(wǎng)的無功功率能穩(wěn)定無誤差地跟蹤各自的參考值，直流母線電壓穩(wěn)定于1.2 kV，無功功率穩(wěn)定于0附近上下波動不大，[q]軸電流實際值處于0 kA附近，[d]軸電流輸出與系統(tǒng)有功輸出波動一致。

2.4 仿真4：風(fēng)力機與SMES混合并網(wǎng)

基于風(fēng)力機單獨并網(wǎng)的風(fēng)速條件與電網(wǎng)負(fù)荷需求曲線，風(fēng)力機與SMES混合并網(wǎng)的上網(wǎng)功率、負(fù)荷調(diào)度曲線、SMES輸出功率、電流及[S]情況如圖16所示，由圖16可知，SMES響應(yīng)快速，單獨與風(fēng)電耦合時，由于[S]的限制，并不能實時滿足負(fù)荷需求存在差額功率，SMES電流和功率在PI控制器作用下穩(wěn)定無誤差地跟蹤參考值，SMES充放功率較大，[S]變化范圍較大，極易達(dá)到限值，于10.08～14.5 s期間[S]達(dá)到上限80%，功率為0停止儲能，電流處于續(xù)流階段。

3 結(jié) 論

本文構(gòu)建了PMSG、FC、ELZ、Bat、SMES耦合于直流母線的風(fēng)氫混合系統(tǒng)結(jié)構(gòu)，基于SMES快速儲能與ELZ、FC、Bat緩慢儲能動態(tài)響應(yīng)特性，制定了合適地并網(wǎng)控制策略，分析PSCAD/EMTDC的4種仿真結(jié)果，結(jié)論如下：

1）采用PMSG、ELZ、FC、Bat、SMES混合并網(wǎng)，使得并網(wǎng)功率實時平滑，滿足電網(wǎng)負(fù)荷需求，電能品質(zhì)較好，F(xiàn)C、ELZ因響應(yīng)延遲只能緩慢吸收/補充風(fēng)電過剩/缺額功率，功率存在延遲區(qū)域并且運行中受限于儲氫罐壓強，SMES快速充放電平抑了ELZ/FC/Bat因響應(yīng)延遲引起的功率缺額，且[S]變化范圍較小，系統(tǒng)各單元出力狀態(tài)良好。

2）SMES雖有快速響應(yīng)特性，SMES單獨與PMSG耦合并網(wǎng)時，其運行狀態(tài)受[S]的影響，[S]易達(dá)到限制，不能保證上網(wǎng)功率實時平滑，需要配合其他能量型儲能使用。

3）通常風(fēng)氫混合系統(tǒng)的研究中，功率型儲能多采用超級電容等，本文在結(jié)構(gòu)層面上嘗試采用超導(dǎo)磁儲能系統(tǒng)平抑慢儲能的延遲。對于電池儲能模型的構(gòu)建，在傳統(tǒng)二階戴維南等效電路模型基礎(chǔ)上，基于應(yīng)用場景，考慮動態(tài)響應(yīng)的主導(dǎo)因素，簡化得到電池的多時間尺度模型，即短時秒級變化時應(yīng)用戴維南二階等效電路模型，中長期（分鐘或小時級）仿真時，略去過渡過程，采用電壓源與內(nèi)阻的簡化模型。

4）目前風(fēng)電制氫或綠氫應(yīng)用鏈的痛點是氫氣儲運，氫氣儲運成本高，安全存在隱患，氨作為一種儲氫載體，具有儲存經(jīng)濟高效的特點，綠氨-綠氫能源路線未來極具研究價值，相應(yīng)的并網(wǎng)控制可參照綠氫模式。

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HYBRID WIND-HYDROGEN GRID-CONNECTED CONTROL CONSIDERING ENERGY STORAGE RESPONSE

Wang Jikang1，Li Hua2，Zhang Hailong3，Li Hongsheng3，Zhang Xinyu4，Peng Yufei5

（1. School of Electric Power， Inner Mongolia University of Technology， Hohhot 010080， China；

2. School of Energy and Power Engineering， Inner Mongolia University of Technology， Hohhot 010051， China；

3. Jingneng （Xilingol） Power Generation Co.， Ltd.， Xilingol 026200， China；

4. Tongliao Power Supply Company of State Grid Inner Mongolia East Power Co.， Ltd.， Tongliao 028000， China；

5. Shenzhen Water Planning and Design Institute Co. ， Ltd. ， Shenzhen， 518001， China）

Abstract：In response to the response delay problem in the consumption of wind power by electrolytic cells and fuel cells， construction of wind turbine， electrolyzer， fuel cell， battery， and superconducting magnetic energy storage coupled to a DC bus， Time scale characteristics based on energy storage response， the fast response of superconducting magnetic energy storage is used to supplement the power deficit caused by the delayed response of electrolytic cells or fuel cells and batteries， development of a grid-connected control strategy， divides the system into 20 working modes，ensure real-time consistency between feed-in power and load dispatch curve， consider the dynamic response characteristics of the battery model extraction of key elements of the dynamic change process， based on battery application scenarios， simplification to obtain a multi-timescale model of the battery. Model building in PSCAD/EMTDC， four simulations verify the effectiveness of grid-connected control. The results show that equipping superconducting magnetic energy storage can fully mitigate the response delay and improve energy utilization.

Keywords：wind power； electrolysis； fuel cells； superconducting magnetic energy storage； control strategy； storage response