趙永明，邱清泉,3，聶子攀,3，羅曉悅，肖立業(yè),3

（1中國科學院大學 北京 100049；2中國科學院電工研究所 北京 100190；3齊魯中科電工先進電磁驅(qū)動技術(shù)研究院 山東 濟南 250000）

大容量儲能設(shè)施可以提高電網(wǎng)調(diào)峰的能力，更好地實現(xiàn)“削峰填谷”；可以提高新能源發(fā)電的消納能力，使分布式電源大規(guī)模并入電網(wǎng)成為可能，降低化石能源的消費占比。而新型重力儲能的充放電時間、儲能功率等都可以很好地滿足電網(wǎng)需求，在提升電能質(zhì)量、平滑新能源發(fā)電輸出等方面有著突出的優(yōu)勢。

國內(nèi)外對重力儲能的電網(wǎng)應用研究尚處于初期階段：世界上新型重力儲能的類型主要有以下幾種：美國ARES公司提出的機車斜坡軌道儲能系統(tǒng)；瑞士Energy Vault 公司提出的混凝土重力塔儲能系統(tǒng)[1]；英國Gravitricity公司提出的基于廢棄礦井的地下重力儲能系統(tǒng)[2]；中科院電工研究所提出的基于山體斜坡的多重物爬坡儲能方案[3]、基于豎井的多重物提升儲能方案等[4]。有學者將液壓式重力儲能與光伏電站結(jié)合形成混合系統(tǒng)，通過重力儲能對光伏的功率補充和剩余電能存儲實現(xiàn)系統(tǒng)發(fā)電功率和負荷平衡[5]；或采用不同的算法實現(xiàn)重力儲能和風電場的容量配置和輸出優(yōu)化以實現(xiàn)穩(wěn)定并網(wǎng)，緩解新能源發(fā)電的不確定性[6-8]。但重力儲能裝置因其工作特性存在一定的時間間歇，并且單次釋能時間較短，需要頻繁啟停才能實現(xiàn)長時間的發(fā)電供能。所以單重物的重力儲能因其間歇性和波動等問題可能存在儲能、放能不及時、不充分，造成電能的浪費。

為確保重力儲能輸出功率能夠穩(wěn)定并網(wǎng)，國內(nèi)外學者提出利用多種儲能方式結(jié)合構(gòu)建綜合儲能系統(tǒng)：國外有學者研究利用超級電容補償重力儲能中重物加速和制動所需動能，再利用控制系統(tǒng)吸收重物下降過程中產(chǎn)生的特性功率浪涌，實現(xiàn)重力儲能輸出功率的有效控制與并網(wǎng)[9]；國內(nèi)有學者提出將重力儲能與液流電池等結(jié)合，提出了以重力儲能系統(tǒng)為主導，以化學電池為補充的分時分段控制策略，實現(xiàn)輸出功率穩(wěn)定且便于調(diào)節(jié)，避免單獨使用重力儲能模塊的頻繁啟停，提高各組件壽命[10-11]。由于重力儲能的輸出功率范圍較大，所以需要為重力儲能補償較大容量的電池儲能，以滿足其不間斷滿功率輸出的需求。但是化學電池本身存在能量密度較低，循環(huán)放電次數(shù)較少，壽命較短，可能造成環(huán)境污染，對于極端環(huán)境的適應性較差等問題。這些不足會造成整個儲能系統(tǒng)的成本較高，維護更換的代價較大，不利于重力儲能技術(shù)大規(guī)模投入建設(shè)運行。

在目前的研究中，重力儲能系統(tǒng)可用于電網(wǎng)調(diào)峰和二次調(diào)頻，而飛輪儲能系統(tǒng)可用于電網(wǎng)的一次調(diào)頻和功率補償。同時飛輪儲能的技術(shù)成熟度較高、單機成本較低，機組陣列的研究應用使得飛輪儲能機組整體輸出功率可以滿足重力儲能機組的需求；另外，飛輪儲能也可作為重力儲能機組的備用容量，提高整體系統(tǒng)的能量存儲能力和使用壽命，降低單位電能的存儲成本。因此針對目前卷揚提升重力儲能因多重物切換導致功率的間歇性和波動性問題，可以采用飛輪儲能來平滑重力儲能的輸出功率。在重力儲能機組發(fā)電時，飛輪儲能機組提前充電；在重力儲能機組處于間歇狀態(tài)時，飛輪儲能機組接入，無間斷完成相同功率的輸出。

國內(nèi)外對飛輪儲能的電網(wǎng)應用研究較為成熟：德州農(nóng)工大學李曉軍總結(jié)了近些年飛輪儲能技術(shù)的相關(guān)研究，分析飛輪和電機的材料、結(jié)構(gòu)等對飛輪系統(tǒng)性能的影響[12]；國內(nèi)學者提出飛輪儲能系統(tǒng)在并網(wǎng)風電場應用時的充放電功率、直流母線電壓和頻率等參數(shù)的控制策略，使飛輪儲能在風電場中發(fā)揮功率平滑和調(diào)頻作用的控制策略更為完善[13-15]。

以基于卷揚提升機的豎井重力儲能系統(tǒng)為例，為平滑多重物切換導致功率的間歇性和波動性，本文提出了以重力儲能為主，飛輪儲能為輔的綜合物理儲能系統(tǒng)設(shè)計和控制策略。綜合系統(tǒng)分為機側(cè)和網(wǎng)側(cè)電路：機側(cè)電路通過直流母線將重力和飛輪儲能系統(tǒng)各自的機側(cè)電路連接，機側(cè)變流器的控制由兩種儲能系統(tǒng)各自的控制策略和電路實現(xiàn)；網(wǎng)側(cè)電路將兩系統(tǒng)的網(wǎng)側(cè)電路和網(wǎng)側(cè)變流器合并，并使用相應的控制策略控制網(wǎng)側(cè)變流器。機側(cè)和網(wǎng)側(cè)變流器的控制策略均采用雙閉環(huán)控制的方法實現(xiàn)電壓、電流的穩(wěn)定控制；網(wǎng)側(cè)電路采用LCL濾波器實現(xiàn)網(wǎng)側(cè)電流質(zhì)量的提高和高次諧波的衰減。本文首先對重力和飛輪儲能系統(tǒng)的工作原理、組成部分、控制方法等進行分析，構(gòu)建重力和飛輪儲能電機并網(wǎng)系統(tǒng)模型；然后仿真分析兩種儲能系統(tǒng)在不同運行工況下機側(cè)和網(wǎng)側(cè)參數(shù)的變化；最后設(shè)計綜合物理儲能系統(tǒng)結(jié)構(gòu)和控制策略，并仿真研究其運行特性。

1 重力儲能系統(tǒng)

根據(jù)重力儲能系統(tǒng)高載重、低速率的特點，低速大扭矩永磁同步電機是較好的電機選擇。對于這類電機的控制，中科大梁瓊文[16]提出低速平穩(wěn)控制算法，利用自適應卡爾曼觀測器提高大扭矩電機低速運行時的平穩(wěn)性；中科大李長磊[17]對永磁同步電機在低速狀態(tài)下穩(wěn)定運行控制策略進行研究，并采用DSP進行了實驗測試；天津大學紀秉男[18]提出電流環(huán)和速度環(huán)主協(xié)控制策略和二自由度PI控制器的速度無超調(diào)控制策略，以實現(xiàn)速度無超調(diào)運行。

對于重力儲能系統(tǒng)用低速大扭矩永磁同步電機的控制要求精度較高，轉(zhuǎn)速穩(wěn)定，負載轉(zhuǎn)矩恒定，控制電路簡單，故選用id=0的矢量控制方法[19-20]。

網(wǎng)側(cè)變流器控制策略主要是保證直流母線電壓保持穩(wěn)定，進行電壓定向的矢量控制策略，采用直流母線電壓外環(huán)、網(wǎng)側(cè)電流內(nèi)環(huán)的雙閉環(huán)控制方法，以保證直流母線電壓穩(wěn)定。

將機側(cè)控制系統(tǒng)和網(wǎng)側(cè)控制系統(tǒng)結(jié)合，通過直流母線將二者連接起來，設(shè)計出適合低速大扭矩永磁同步電機并網(wǎng)系統(tǒng)，機側(cè)變流器采取轉(zhuǎn)速外環(huán)、電流內(nèi)環(huán)的控制策略，網(wǎng)側(cè)變流器采取電壓外環(huán)、電流內(nèi)環(huán)的控制策略，具體控制框圖如圖1所示。

圖1 重力儲能系統(tǒng)并網(wǎng)運行階段控制框圖Fig.1 Control block diagram of GESS at grid-connected stage

由于儲能系統(tǒng)并網(wǎng)控制采用LCL并網(wǎng)控制濾波電路有利于逆變器在較低開關(guān)頻率下獲得高質(zhì)量的進網(wǎng)電流，對高次諧波衰減效果顯著。因此需要根據(jù)并網(wǎng)系統(tǒng)參數(shù)確定LCL濾波器中參數(shù)的值[21]。

由于電機轉(zhuǎn)速方向決定了電機的工作狀態(tài)，所以通過調(diào)整電機的轉(zhuǎn)速方向即可將電機在電動機/發(fā)電機兩種工作狀態(tài)之間切換。實際電機加減速仿真時間長達10 s[22]，本節(jié)重在研究控制策略的可行性，故仿真時間盡量縮短，設(shè)置重力儲能電機的轉(zhuǎn)動慣量小于實際值?；谏鲜隹刂瓶驁D，在MATLAB 中建立永磁同步電機并網(wǎng)控制系統(tǒng)模型，并進行發(fā)電和放電的仿真分析。重力儲能電機參數(shù)如表1所示，重力儲能網(wǎng)側(cè)變流器控制系統(tǒng)及濾波器參數(shù)如表2所示。

表1 重力儲能電機參數(shù)Table 1 Parameters of gravity energy storage motor

表2 重力儲能網(wǎng)側(cè)變流器控制系統(tǒng)及濾波器參數(shù)Table 2 Parameters of GESS grid-side converter control system and filter

在t=2 s 時轉(zhuǎn)速反向，電機從電動機模式轉(zhuǎn)為發(fā)電機模式，網(wǎng)側(cè)和機側(cè)變流器的工作狀態(tài)也發(fā)生轉(zhuǎn)變。直流母線電壓的變化波形如圖2所示。

圖2 直流母線電壓波形Fig.2 Waveform of DC-bus voltage

如圖2所示，在初期，網(wǎng)側(cè)變流器工作于可控整流狀態(tài)，機側(cè)變流器工作于逆變狀態(tài)；在t=2 s之后，網(wǎng)側(cè)變流器工作于可控的逆變狀態(tài)，機側(cè)變流器工作于整流狀態(tài)。從圖中可以看到：在初期，直流母線電壓經(jīng)過短時間的調(diào)節(jié)，穩(wěn)定在設(shè)定值700 V，在t=2 s后，同樣迅速穩(wěn)定在設(shè)定值，實現(xiàn)了直流母線電壓的無差跟蹤，滿足并網(wǎng)控制要求。

電機轉(zhuǎn)速變化波形如圖3所示，在初期，電機正轉(zhuǎn)從零到額定轉(zhuǎn)速的超調(diào)量基本為0，并且在之后可以穩(wěn)定在額定轉(zhuǎn)速；在t=2 s時電機反轉(zhuǎn)，轉(zhuǎn)速迅速降為負額定轉(zhuǎn)速并保持轉(zhuǎn)速穩(wěn)定，說明轉(zhuǎn)速外環(huán)和電流內(nèi)環(huán)這組雙閉環(huán)控制器具有良好的動態(tài)和穩(wěn)態(tài)特性，能夠滿足永磁同步電機的轉(zhuǎn)速控制要求。

圖3 轉(zhuǎn)速波形Fig.3 Waveform of speed

圖4(a)是電機正轉(zhuǎn)時網(wǎng)側(cè)A相電壓和電流波形圖，可以看出：此時網(wǎng)側(cè)相電壓和相電流相位差180°，功率因數(shù)為1；圖4(b)是電機反轉(zhuǎn)時網(wǎng)側(cè)A相電壓和電流波形圖，可以看出：此時網(wǎng)側(cè)相電壓和相電流同相位，功率因數(shù)為1，滿足系統(tǒng)控制要求。由圖可知，電機正轉(zhuǎn)時相電流要大于電機反轉(zhuǎn)時的相電流，這是由于系統(tǒng)模型存在一定的功率損耗，所以從電網(wǎng)輸出的功率要小于回到電網(wǎng)的功率。

圖4 網(wǎng)側(cè)電壓電流波形Fig.4 Waveform of grid-side voltage and current

2 飛輪儲能系統(tǒng)研究

根據(jù)飛輪儲能系統(tǒng)高轉(zhuǎn)速、快響應的特點，高速永磁同步電機是較好的電機選擇。對于這類電機的控制，宋兆鑫[23]、歐躍雄[24]提出了飛輪儲能控制采用雙閉環(huán)的控制策略，通過改變閉環(huán)參量實現(xiàn)飛輪儲能系統(tǒng)在不同工況間的切換；中國科學院電工研究所劉文軍等[25]在網(wǎng)側(cè)電路中采用LCL濾波器實現(xiàn)電流質(zhì)量的提高和高次諧波的削減，同時提出采用并網(wǎng)電流和電容電流雙閉環(huán)控制策略，抑制系統(tǒng)振蕩，提高系統(tǒng)穩(wěn)定性；清華大學戴興建等[26]對大功率的飛輪儲能系統(tǒng)進行實驗測試，在充電過程中采用了弱磁、轉(zhuǎn)速和電流的雙閉環(huán)控制策略，放電過程中采用電壓閉環(huán)和電流前饋控制策略。

根據(jù)對永磁同步電機矢量控制方法的分析，確定飛輪電機采用id=0矢量控制策略。但飛輪儲能系統(tǒng)的電機控制需要更迅速，且通過轉(zhuǎn)速的加減實現(xiàn)功率的存儲和釋放，所以電機采用的矢量控制策略在啟動階段先采用恒轉(zhuǎn)矩控制后采用恒功率控制，在并網(wǎng)階段采用恒功率控制?？紤]到飛輪電機需要運行在三種工作狀態(tài)下，在不同工作狀態(tài)下其矢量控制的參量需要做出相應的變化，以保證飛輪電機能在相應的工作狀態(tài)中實現(xiàn)相應的功能。因此機側(cè)變流器和網(wǎng)側(cè)變流器的雙閉環(huán)反饋控制參量隨工作狀態(tài)的不同而存在差異[23]。

飛輪儲能的并網(wǎng)控制框圖如圖5所示，在不同運行工況下變流器采用的控制方法如圖5所示[27-28]：

圖5 飛輪儲能系統(tǒng)并網(wǎng)運行階段控制框圖Fig.5 Control block diagram of FESS at grid-connected stage

（1）在充電階段，網(wǎng)側(cè)變流器采用電壓外環(huán)、網(wǎng)側(cè)電流內(nèi)環(huán)控制策略，機側(cè)變流器采用轉(zhuǎn)速外環(huán)、電機定子電流內(nèi)環(huán)控制策略，用于維持直流母線電壓穩(wěn)定，并將飛輪轉(zhuǎn)速充電至設(shè)定轉(zhuǎn)速；

（2）在待機狀態(tài)，網(wǎng)側(cè)變流器采用網(wǎng)側(cè)電流外環(huán)、變流器側(cè)電流內(nèi)環(huán)控制策略，機側(cè)變流器采用直流母線電壓外環(huán)、電機定子電流內(nèi)環(huán)控制策略，以穩(wěn)定直流母線電壓和轉(zhuǎn)速。此時網(wǎng)側(cè)變流器未收到并網(wǎng)功率指令，系統(tǒng)機側(cè)和網(wǎng)側(cè)間無功率交換。當系統(tǒng)收到并網(wǎng)功率指令時，系統(tǒng)由待機轉(zhuǎn)為并網(wǎng)狀態(tài)；

（3）在并網(wǎng)狀態(tài)，網(wǎng)側(cè)變流器采用基于功率指令的網(wǎng)側(cè)電流外環(huán)、變流器側(cè)電流內(nèi)環(huán)控制策略，機側(cè)變流器依舊采用直流母線電壓外環(huán)、電機定子電流內(nèi)環(huán)控制策略，用于穩(wěn)定直流母線電壓，控制直流母線和飛輪電機實現(xiàn)功率交換。

當功率指令P*為正且大于系統(tǒng)總功率損耗時，系統(tǒng)工作于并網(wǎng)充電狀態(tài)，功率由電網(wǎng)流向飛輪電機；當功率指令P*為負時，系統(tǒng)工作于并網(wǎng)放電狀態(tài)，功率由電機流向電網(wǎng)；當功率指令P*為0 時，系統(tǒng)工作于待機狀態(tài)，無功率交換[25]。無功功率參考值Q*設(shè)置為0以滿足單位功率因數(shù)并網(wǎng)的要求。

基于上述控制框圖，在MATLAB中建立飛輪儲能電機并網(wǎng)控制系統(tǒng)模型，并進行發(fā)電和放電的仿真分析。本節(jié)重在研究控制策略的可行性，故仿真時間盡量縮短，設(shè)置飛輪電機轉(zhuǎn)動慣量小于實際值[24]。飛輪儲能系統(tǒng)電機參數(shù)如表3 所示，飛輪儲能網(wǎng)側(cè)變流器控制系統(tǒng)及濾波器參數(shù)如表4所示。

表3 飛輪儲能系統(tǒng)電機參數(shù)Table 3 Motor parameters of FESS

表4 飛輪儲能網(wǎng)側(cè)變流器控制系統(tǒng)及濾波器參數(shù)Table 4 Parameters of FESS grid-side converter control system and filter

（1）充電、待機和并網(wǎng)放電階段

在t=1.5 s時設(shè)并網(wǎng)有功功率指令P*=-10 kW，飛輪儲能系統(tǒng)從待機狀態(tài)轉(zhuǎn)為并網(wǎng)放電狀態(tài)，充電、待機與并網(wǎng)放電階段系統(tǒng)參數(shù)的變化如圖6所示。

由圖6(a)可知，在飛輪儲能系統(tǒng)充電階段，飛輪加速至設(shè)定轉(zhuǎn)速3600 r/min，然后系統(tǒng)進入待機運行狀態(tài)；在充電至待機的狀態(tài)切換過程，直流母線電壓能穩(wěn)定在參考值700 V。由于系統(tǒng)黏滯阻尼系數(shù)較小，飛輪轉(zhuǎn)速在待機狀態(tài)下基本恒定；在充電和待機階段，飛輪系統(tǒng)并沒有并網(wǎng)，此時電網(wǎng)側(cè)電壓和電流并不同相位，二者之間存在一定的相位差。

由圖6(b)可知，當輸出并網(wǎng)功率指令出現(xiàn)時，飛輪儲能系統(tǒng)由待機狀態(tài)轉(zhuǎn)為并網(wǎng)放電狀態(tài)，經(jīng)過約1/2 周期后，并網(wǎng)電流完成與電壓的相位同步。在切換過程中，直流母線電壓基本穩(wěn)定在700 V，并網(wǎng)電流從接近0增大到一定值。

由圖6(c)可知，放電時輸入到電網(wǎng)的有功功率為10 kW，功率因數(shù)接近1，與控制策略的理論結(jié)果相符合。

圖6 并網(wǎng)待機放電參數(shù)波形Fig.6 Waveforms of the parameters in grid-connected stand-by and discharge mode

（2）并網(wǎng)放電和并網(wǎng)充電

在轉(zhuǎn)速降低到一定數(shù)值時，將并網(wǎng)功率指令設(shè)置為P*=10 kW，此時飛輪儲能系統(tǒng)從并網(wǎng)放電狀態(tài)轉(zhuǎn)換為并網(wǎng)充電狀態(tài)，并網(wǎng)放電與并網(wǎng)充電階段系統(tǒng)參數(shù)的變化如圖7所示。

從圖7可以看到，在并網(wǎng)功率指令從P*=-10 kW變?yōu)镻*=10 kW后，經(jīng)過約1/2周期，并網(wǎng)電流與電網(wǎng)電壓的相位差從0°變?yōu)?80°；在切換過程中，直流母線電壓出現(xiàn)小幅變化，但迅速恢復到700 V；在放電和充電過程中，網(wǎng)側(cè)輸入和輸出的有功功率為10 kW，功率因數(shù)接近1，當轉(zhuǎn)速升到設(shè)定值時，系統(tǒng)進入待機狀態(tài)。

圖7 并網(wǎng)充電-放電參數(shù)波形Fig.7 Waveforms of the parameters in grid-connected charge and discharge mode

3 綜合物理儲能系統(tǒng)研究

3.1 拓撲結(jié)構(gòu)設(shè)計

針對永磁同步電機驅(qū)動的豎井重力儲能和永磁同步電機驅(qū)動的常規(guī)飛輪儲能匹配運行的綜合系統(tǒng)和控制策略，提出了如圖8所示的綜合儲能系統(tǒng)結(jié)構(gòu)意圖。對于綜合儲能系統(tǒng)來說，針對GESS 和FESS的機側(cè)變流器和電機控制相互獨立，通過控制策略進行兩部分系統(tǒng)的功率分配，保證輸出到電網(wǎng)的功率保持穩(wěn)定。兩部分系統(tǒng)共用直流母線、網(wǎng)側(cè)變流器以及濾波器等電路，實現(xiàn)維持直流母線電壓穩(wěn)定和網(wǎng)側(cè)變流器的正?？刂啤Ｆ渚唧w的控制框圖如圖9所示，其中各個電機的控制策略、變流器的控制電路結(jié)構(gòu)以及參數(shù)設(shè)置見第1、2部分。

圖8 綜合物理儲能系統(tǒng)示意圖Fig.8 Schematic diagram of integrated physical energy storage system

圖9 綜合物理儲能系統(tǒng)并網(wǎng)運行控制框圖Fig.9 Control block diagram of the integrated physical energy storage system at the grid-connected stage

本部分重在研究控制策略是否可行以及綜合系統(tǒng)運行是否正常，故仿真時間盡量縮短，設(shè)置飛輪電機轉(zhuǎn)動慣量小于實際值，從而縮短電機加速和減速時間。其中綜合系統(tǒng)模型的結(jié)構(gòu)和儲能量參數(shù)如表5所示。

表5 綜合系統(tǒng)模型的結(jié)構(gòu)和儲能量參數(shù)Table 5 Parameters of structure and energy storage for integrated system model

3.2 匹配運行特性

綜合考慮重力儲能和飛輪儲能的研究，設(shè)定t=1.5 s 為系統(tǒng)向電網(wǎng)放電的起始時間。飛輪儲能在t=1.5 s 之前已經(jīng)處于待機狀態(tài)，然后在t=1.5 s 時開始根據(jù)系統(tǒng)功率指令輸出功率，以補償仿真中重力儲能系統(tǒng)減速時間(<1 s)的功率輸出間歇。

設(shè)置輸出到電網(wǎng)的功率為10 kW，在0～1.5 s為綜合系統(tǒng)的啟動和待機階段，當轉(zhuǎn)速達到設(shè)定值時，重力儲能系統(tǒng)以額定功率從電網(wǎng)吸收電能，飛輪儲能系統(tǒng)則進入待機狀態(tài)，等待功率指令出現(xiàn)；在t=1.5 s 時，給出功率指令向電網(wǎng)輸送10 kW 的電能，此時重力儲能系統(tǒng)開始減速至反轉(zhuǎn)到額定轉(zhuǎn)速實現(xiàn)放電，而飛輪儲能系統(tǒng)供給重力儲能從儲能到釋能期間所需電能，保證整個綜合系統(tǒng)向電網(wǎng)穩(wěn)定輸送10 kW的電能；到t=4.4 s時，功率指令轉(zhuǎn)為電網(wǎng)向儲能系統(tǒng)輸送10 kW電能，實現(xiàn)能量存儲。

基于上述控制框圖和控制策略搭建MATLAB仿真模型，綜合系統(tǒng)各參數(shù)變化曲線如圖10所示。

圖10 不同工作階段的參數(shù)波形Fig.10 Waveforms of the parameters at different stages

如圖10(a)～(b)所示，重力儲能系統(tǒng)充電階段，電機轉(zhuǎn)速加速至額定轉(zhuǎn)速100 r/min，然后持續(xù)從電網(wǎng)吸收電能進行存儲，到t=4.0 s時開始減速；飛輪儲能系統(tǒng)在充電階段，飛輪轉(zhuǎn)速加速至3600 r/min，之后由于保持整體系統(tǒng)的待機狀態(tài)，需要補償重力儲能系統(tǒng)的消耗，實現(xiàn)整體系統(tǒng)與電網(wǎng)之間沒有能量交換，所以飛輪轉(zhuǎn)速會下降以滿足系統(tǒng)功率需求。

如圖10(c)～(d)所示，在電機啟動-待機-放電以及放電-充電過程中，網(wǎng)側(cè)相電壓電流也會隨著運行階段的不同而出現(xiàn)相應的變化，具體分析見第3節(jié)內(nèi)容。

圖10(e)～(f)所示，其中P-g表示綜合系統(tǒng)中重力儲能側(cè)的輸入功率，P-f表示綜合系統(tǒng)中飛輪儲能側(cè)的輸入功率，P-T表示網(wǎng)側(cè)向綜合系統(tǒng)輸出的有功總功率，正值表示從網(wǎng)側(cè)吸收功率，負值表示向網(wǎng)側(cè)輸出功率。從圖中可以得到，P-T=P-g+P-f。

在系統(tǒng)運行工況改變時，直流母線電壓會出現(xiàn)小幅變化，但很快會回復到設(shè)定值。在0～1.2 s，系統(tǒng)處于啟動階段；在1.2～1.5 s，系統(tǒng)處于待機狀態(tài)，此時P-T=0，但P-g大于0，故飛輪儲能系統(tǒng)在補償重力儲能系統(tǒng)吸收的功率，即P-f小于0；在1.5～4.0 s時，系統(tǒng)處于向電網(wǎng)放電階段，經(jīng)過因轉(zhuǎn)速變化導致的暫態(tài)過程，儲能機側(cè)輸出總功率均保持穩(wěn)定在10 kW；在1.6～2.1 s 期間，當重力儲能側(cè)的功率P-g出現(xiàn)間歇和波動時，飛輪儲能側(cè)能迅速補償功率P-f以保證輸出到網(wǎng)側(cè)的有功總功率P-T不變；t=4.0 s時，重力儲能輸出功率開始下降，t=4.4 s時，電網(wǎng)向綜合系統(tǒng)放電，重力儲能電機雖未減速至零，但其由于控制電路內(nèi)部損耗，故向電網(wǎng)輸送功率降為零；此時飛輪儲能系統(tǒng)吸收功率充電，P-g=0，P-f=P-T=10 kW且保持穩(wěn)定，從而驗證了綜合物理儲能系統(tǒng)的拓撲結(jié)構(gòu)和控制策略準確可靠。

4 結(jié)論

為平滑卷揚提升重力儲能系統(tǒng)中多重物切換導致功率的間歇性和波動性，本文提出以豎井重力儲能為主，飛輪儲能為輔的綜合物理儲能系統(tǒng)設(shè)計和控制策略。通過對重力和飛輪儲能系統(tǒng)的工作原理、控制方法以及關(guān)鍵組件等的研究，建立了重力和飛輪儲能并網(wǎng)系統(tǒng)模型，并仿真分析兩種儲能系統(tǒng)在充電、待機和放電工況下，機側(cè)和網(wǎng)側(cè)參數(shù)的變化，確定了兩種儲能系統(tǒng)各自運行控制策略的可靠性；最后建立了綜合物理儲能系統(tǒng)仿真模型，設(shè)計了系統(tǒng)的能量管理和控制策略，并對其在不同工況下的運行特性進行了仿真研究。仿真結(jié)果驗證了綜合物理儲能系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)設(shè)計和相應控制策略的可行性。