提高短時中斷故障期間新能源微電網(wǎng)穩(wěn)定性的慣性儲能永磁發(fā)電機組

鄭軍銘 馮 麗 蔡志遠 張炳義

提高短時中斷故障期間新能源微電網(wǎng)穩(wěn)定性的慣性儲能永磁發(fā)電機組

鄭軍銘1馮 麗2蔡志遠1張炳義1

（1. 沈陽工業(yè)大學(xué)電氣工程學(xué)院 沈陽 110870 2. 沈陽職業(yè)技術(shù)學(xué)院電氣工程學(xué)院 沈陽 110033）

為解決高比例新能源微電網(wǎng)的短時中斷問題，提出一種慣性儲能永磁發(fā)電機組。該文提出的永磁機組由共外轉(zhuǎn)子滾筒的永磁電動機和永磁發(fā)電機組成，具有對新能源微電網(wǎng)實時慣性支撐和輸出電能質(zhì)量高的優(yōu)點。首先，從慣性儲能角度出發(fā)，結(jié)合電網(wǎng)電能質(zhì)量指標(biāo)要求對永磁機組進行設(shè)計，通過有限元和場路耦合仿真驗證了永磁機組設(shè)計的合理性；然后，結(jié)合永磁機組電磁－機械耦合模型，建立基于PSCAD平臺的永磁機組電力系統(tǒng)仿真模型，仿真結(jié)果證明了在短時中斷故障期間永磁機組可實現(xiàn)對新能源微電網(wǎng)的慣性支撐；最后，研制了一臺55kW的縮比樣機，通過實驗測實驗證了設(shè)計思想的正確性。

新能源微電網(wǎng) 慣性儲能 永磁機組 慣性支撐

0 引言

隨著全球能源與環(huán)境問題的日益加劇，風(fēng)力發(fā)電、光伏發(fā)電等新能源裝機比例不斷增長是未來電力系統(tǒng)的發(fā)展趨勢。歐盟、中國和美國分別描繪出2050年高比例新能源電力系統(tǒng)藍圖。但新能源微電網(wǎng)缺乏可靠的慣性響應(yīng)，且對有功功率變化和頻率波動的耐受能力差，導(dǎo)致電網(wǎng)出現(xiàn)嚴(yán)重故障甚至新能源機組大規(guī)模離網(wǎng)，這給電力系統(tǒng)安全和穩(wěn)定運行帶來了新的挑戰(zhàn)[1]。

為了提高新能源微電網(wǎng)的慣性響應(yīng)能力，儲能虛擬同步發(fā)電機（Virtual Synchronous Generator, VSG）技術(shù)應(yīng)運而生，該技術(shù)是將同步發(fā)電機的數(shù)學(xué)模型引入新能源變流器的控制中，用于模擬同步發(fā)電機的慣性特性。文獻[2]提出雙饋感應(yīng)發(fā)電機虛擬同步控制策略，但控制效果受到新能源出力波動性和控制系統(tǒng)穩(wěn)定性的制約；文獻[3-4]將儲能VSG技術(shù)分別與永磁直驅(qū)式風(fēng)機、光儲相結(jié)合，提高系統(tǒng)所需的慣性響應(yīng)；文獻[5]利用在變流器直流母線所安裝的儲能裝置快速充放電特性，實現(xiàn)穩(wěn)定的能量輸出；此外，儲能VSG技術(shù)也被應(yīng)用于柔性直流輸電的變流器控制中，參與系統(tǒng)調(diào)頻[6]。然而，利用VSG控制新能源發(fā)電單元參與慣性響應(yīng)和一次調(diào)頻，在很大程度上依賴控制參數(shù)的選取，不同回路和參數(shù)間存在強耦合，增加了響應(yīng)時間，使控制系統(tǒng)設(shè)計更加復(fù)雜，而且過載和慣性響應(yīng)能力不如真實慣量裝置。

其次，新能源并網(wǎng)點常因電網(wǎng)中大功率電機起動、短路故障等產(chǎn)生較大的電壓跌落，同時因其變流器絕緣和過電流耐受水平差，導(dǎo)致其故障穿越能力低。國內(nèi)外學(xué)者針對不同新能源機組類型和低壓穿越能力提出了相應(yīng)的改進策略和方法。針對雙饋風(fēng)機定子直接并網(wǎng)電壓跌落引起轉(zhuǎn)子變流器過電流的問題，提出基于滅磁[7]、定子磁鏈動態(tài)[8]、轉(zhuǎn)子動能與補償思想[9]的控制策略，用于提升雙饋風(fēng)機低壓穿越能力。另外一些改進的控制策略被提出以提高光伏和永磁直驅(qū)式風(fēng)機的低壓穿越能力[10-12]。但是隨著新能源發(fā)電比例越來越高，一次故障周邊殘余電壓從原有低于30%(pu)的區(qū)域負荷會停機到現(xiàn)在殘余電壓低于80%(pu)的區(qū)域，敏感負荷就會停機，出現(xiàn)了新的故障形式——短時中斷。新能源機組耐受電壓能力不足，如不采取相應(yīng)措施會出現(xiàn)大范圍脫網(wǎng)。如何實現(xiàn)對發(fā)生短時中斷故障的新能源微電網(wǎng)并網(wǎng)點的就近補償鮮有報道。

現(xiàn)有的大多數(shù)解決方法都是使變流器具備同步電機的一些優(yōu)點保證電網(wǎng)的穩(wěn)定性。然而，與真正的同步電機相比，變流器的性能并不足以滿足要求。因此，文獻[13]提出用于高比例新能源并網(wǎng)運行的電勵磁發(fā)電機組，并對其輸出特性[14-15]、控制策略[16-17]等進行了分析和實驗驗證，但內(nèi)轉(zhuǎn)子磁路利用不充分，材料利用率低，且同樣電機外型尺寸，內(nèi)轉(zhuǎn)子直徑比外轉(zhuǎn)子小，電機自身轉(zhuǎn)動慣量小，無法適應(yīng)新能源場站大型慣量支撐的需要。針對這一需求，在具備文獻[13]中所提出的發(fā)電機組的特性和功能的基礎(chǔ)上，本文提出一種具有真實大慣量的可提高新能源場站抗擾動能力的慣性儲能永磁發(fā)電機組，簡稱永磁機組（Inertia Motivity Permanent Magnet Machine Set, IMPMMS），系統(tǒng)原理示意圖如圖1所示。從圖1可知，永磁機組將新能源機組和電網(wǎng)串聯(lián)，改變了新能源通過電力電子器件直接并網(wǎng)的方式；永磁機組是外轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，當(dāng)新能源并網(wǎng)點處發(fā)生短時中斷故障時，利用其外轉(zhuǎn)子機械慣量對電網(wǎng)進行瞬時功率補償。

圖1 永磁機組系統(tǒng)原理示意圖

首先，以新能源并網(wǎng)點短時中斷故障期間的電網(wǎng)特性為依據(jù)，從慣性儲能角度出發(fā)設(shè)計了額定容量為1MW的永磁機組，對其進行了場路耦合分析，仿真結(jié)果驗證了永磁機組輸出特性滿足電網(wǎng)電能質(zhì)量要求；然后，根據(jù)永磁機組等效電路模型，列寫永磁機組電氣、機械方程，基于PSCAD電力系統(tǒng)分析平臺建立永磁機組仿真模型，通過分析可知在慣性補償期間與不串入永磁機組相比，并網(wǎng)點頻率下降率降低1.2%、功角最大振幅下降22.5%且振蕩周期縮短、電壓跌落降低24.3%，證明了永磁機組在短時中斷故障期間對電網(wǎng)具有支撐作用，可提高新能源微電網(wǎng)的穩(wěn)定性；最后，由于機組功率、尺寸較大以及實驗條件的限制，以一臺縮比樣機對上述所提出的機組進行實驗驗證，其輸出特性滿足設(shè)計要求，證明了設(shè)計思想的正確性。

1 永磁機組輸出特性標(biāo)準(zhǔn)

永磁機組的慣性補償特性表現(xiàn)為對電網(wǎng)輸出電能，新能源微電網(wǎng)的電能質(zhì)量是機組最佳設(shè)計的必要條件。目前尚未制定關(guān)于新能源微電網(wǎng)電能質(zhì)量的具體標(biāo)準(zhǔn)，所以在設(shè)計之初，需對永磁機組輸出特性即慣性補償時間、電壓質(zhì)量、頻率變化范圍等進行約束。

1.1 慣性補償時間

目前關(guān)于新能源并網(wǎng)點短時中斷故障還沒有具體的標(biāo)準(zhǔn)說明。從電網(wǎng)角度，短時中斷故障是一種更嚴(yán)重的電壓暫降故障，電壓暫降也可視為只是一次不完全的短時中斷故障。國家電網(wǎng)公司在《風(fēng)電并網(wǎng)運行反事故措施要點》中指出：風(fēng)電場需具備應(yīng)對電網(wǎng)側(cè)出現(xiàn)電壓暫降故障的持續(xù)運行能力，即低電壓故障穿越能力。要求在并網(wǎng)點電壓跌落2s內(nèi)風(fēng)電機組能不脫網(wǎng)連續(xù)運行，所以本文短時中斷故障持續(xù)時間選為2s，即永磁機組慣性補償時間。

值得注意的是，不同地區(qū)新能源并網(wǎng)點短時中斷故障持續(xù)時間有差異，可根據(jù)具體情況選擇慣性補償時間。

1.2 電壓波動

在電力系統(tǒng)中電壓波動表現(xiàn)為電壓驟降和驟升，永磁機組在慣性補償期間輸出電壓波動定義如圖2所示。為了保證用戶電器設(shè)備安全可靠運行，歐洲標(biāo)準(zhǔn)EN50160[18]定義的輸出電壓幅值d的限值為

式中，Unomal為輸出電壓標(biāo)稱值。

由于永磁機組直接并網(wǎng)，輸出三相電壓的三相不平衡度忽略不計。

1.3 頻率偏差

在正常運行條件下，電網(wǎng)的頻率不會一直保持在標(biāo)稱值，存在一定的頻率偏差。頻率偏差是指系統(tǒng)頻率的實際值與標(biāo)稱值之差。不同地區(qū)頻率偏差的限制是不同的，例如，東北電力協(xié)調(diào)委員會（NPCC）的頻率偏差為±0.5Hz，中部大陸地區(qū)電力池（MCAPP）的頻率偏差為±0.3Hz，對于新能源電網(wǎng)頻率偏差一般取±0.3Hz，本文中慣性補償期間永磁機組受到?jīng)_擊負荷作用，頻率偏差規(guī)定應(yīng)更加嚴(yán)格，故選±0.2Hz[19]，如圖2所示。

1.4 諧波

輸出電壓諧波畸變率（Total Harmonic Distortion, THD）偏高會引起電機轉(zhuǎn)矩波動、高精密儀器損壞甚至燒毀，降低電壓諧波畸變率可有效地解決電能質(zhì)量問題。本文所考慮的電壓中級標(biāo)準(zhǔn)見表1，其中IEC 61000212 2003 1 to 35kV和CENELEC EN 50160:1999 1 to 35kV是國際標(biāo)準(zhǔn)，ER G5/4：2001 6.6 to 10kV和GB/T 14549—1993是國家標(biāo)準(zhǔn)。每個標(biāo)準(zhǔn)都定義了不同階次電壓諧波限值，為了便于對比，每次諧波限值皆以其基波分量為基準(zhǔn)值，第次諧波電壓含有率HRU為

式中，U為第階電壓諧波分量；1為電壓基波分量。

表1 國際和地區(qū)（國家）標(biāo)準(zhǔn)[20]

Tab.1 International and regional (national) standards [20]

階諧波的諧波畸變率（THD）計算公式為

如表1所示，ER G5/4：2001 6.6 to 10kV（單元格內(nèi)文字加粗）是四種標(biāo)準(zhǔn)中最嚴(yán)格的電壓諧波電能質(zhì)量標(biāo)準(zhǔn)，50次諧波以內(nèi)的THD需控制在4%以內(nèi)，所以選其作為本文的電壓諧波電能質(zhì)量標(biāo)準(zhǔn)。

2 永磁機組設(shè)計與分析

2.1 電機設(shè)計

永磁機組由于慣性補償期間的瞬時工作特性，尺寸參數(shù)與其瞬時補償功率、轉(zhuǎn)動慣量有關(guān)，所以從慣性儲能角度出發(fā)，確定永磁機組主要尺寸。在電網(wǎng)側(cè)頻率發(fā)生波動時，假設(shè)機械功率m不變，永磁機組運動方程為

對式（4）中第一個公式進行拉普拉斯變換得

式中，為永磁機組電動勢。

結(jié)合式（6）求得永磁機組視在功率為

式中，和分別為永磁機組的有功功率和無功功率；為阻抗角；為阻抗；*表示復(fù)數(shù)運算。

永磁機組的功角和電動勢表達式分別為

對有功功率進行拉普拉斯變換得

對式（4）中第二個公式進行拉普拉斯變換可得

式中，E為同步功率系數(shù)

令式（13）分母為零，求得極點為

將式（15）代入式（14）求得在頻率變化時，永磁機組輸出功率變化量最大值與其轉(zhuǎn)動慣量（即慣性補償所需的慣量）之間的傳遞函數(shù)為

另外永磁機組轉(zhuǎn)動慣量與其主要尺寸之間的關(guān)系為

根據(jù)式（16）得到永磁機組在電網(wǎng)側(cè)發(fā)生短時中斷故障對其進行慣性補償期間所需的轉(zhuǎn)動慣量，通過式（17）確定永磁機組的主要尺寸，結(jié)合第1節(jié)針對機組輸出特性的限定作為設(shè)計目標(biāo)值和依據(jù)，設(shè)計了額定容量為1MW的永磁機組，其主要參數(shù)見表2。

表2 新型永磁機組主要參數(shù)

Tab.2 Main design parameters of novel machine set

2.2 永磁機組的結(jié)構(gòu)特點與工作原理

永磁機組三維拓撲結(jié)構(gòu)如圖3所示，永磁機組由一臺永磁電動機和一臺永磁發(fā)電機組成。永磁電動機和永磁發(fā)電機皆采用外轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，兩臺電機轉(zhuǎn)子和外轉(zhuǎn)子滾筒以及兩側(cè)端蓋共同構(gòu)成永磁機組的旋轉(zhuǎn)部件，稱為一體化飛輪儲能轉(zhuǎn)子。永磁電動機由新能源機組驅(qū)動，新能源機組與永磁電動機一起作為原動機向永磁發(fā)電機提供機械轉(zhuǎn)矩，永磁發(fā)電機將機械能變?yōu)殡娔芎笾苯硬⑷腚娋W(wǎng)。在運行時，兩臺永磁電機轉(zhuǎn)子同時、同向和同速旋轉(zhuǎn)，這個轉(zhuǎn)速也是電網(wǎng)的同步轉(zhuǎn)速。

圖3 永磁機組三維拓撲結(jié)構(gòu)

2.3 場路耦合分析

永磁機組慣性補償外電路，如圖4所示。

圖4 永磁機組場路耦合模型

永磁機組輸出電壓波形如圖5所示。從圖5可知，在慣性補償過程2s內(nèi)輸出電壓最大值A(chǔ)(Max)、B(Max)和C(Max)三者平均值從2.415kV降至2.373kV，減小了1.74%，滿足不大于7%的要求。由于在慣性補償期間輸出電壓偏差很小，所以可選2s內(nèi)任意一周期的電壓波形進行諧波分析，時間區(qū)間為1～1.02s。

圖5 永磁機組輸出電壓波形

對圖5中的輸出電壓A進行傅里葉分解，得到永磁機組輸出相電壓A各階次諧波幅值與基波比值和THD，輸出電壓各次諧波值對比如圖6所示。從圖6可知，永磁機組相電壓A的15次諧波占基波比例0.31%，略大于ER G5/4標(biāo)準(zhǔn)的0.3%，25次、27次、33次、45次、45次和49次諧波占基波比率與ER G5/4標(biāo)準(zhǔn)相近，剩下其他次諧波皆小于ER G5/4標(biāo)準(zhǔn)要求。而且，THD值為3.35%，低于4%。

轉(zhuǎn)速變化如圖7所示。從圖7可知，永磁機組慣性補償過程2s內(nèi)轉(zhuǎn)速從1500r/min下降至 1 495.3r/min，下降率0.313%，由于永磁電機固有特性，頻率變化率與轉(zhuǎn)速變化率相等，即-0.157Hz，滿足目標(biāo)值。

圖6 輸出電壓各次諧波值對比

圖7 轉(zhuǎn)速變化

3 永磁機組新能源微電網(wǎng)系統(tǒng)穩(wěn)定性分析

永磁機組作為一種由兩個永磁電機串聯(lián)而成的慣性補償設(shè)備，兩側(cè)是完全不同的交流系統(tǒng)，其自身特性與傳統(tǒng)永磁電機有著顯著的區(qū)別。在建立電力系統(tǒng)分析模型之前，需重新列寫永磁機組電氣和機械方程。

3.1 永磁機組電氣方程

永磁機組中兩臺永磁電機轉(zhuǎn)速相同，可看作對拖的連接方式，所以在建立永磁機組電氣模型時，兩臺永磁電機的定子繞組用三相（ABC）等效繞組表示，而轉(zhuǎn)子側(cè)采用轉(zhuǎn)向相反的d-q旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系表示，如圖8所示。

圖8 永磁機組等效電路模型

永磁電動機的電壓方程為

永磁發(fā)電機的電壓方程為

為了方便表示，將直軸、交軸電壓合并成一個向量。

永磁機組電壓方程為

永磁機組轉(zhuǎn)矩方程為

永磁機組磁鏈方程為

將式（26）中直、交軸電感合并成一個向量為

從式（24）、式（25）、式（27）的電氣方程可以看到，無論是電壓、轉(zhuǎn)矩還是磁鏈方程，永磁機組中的兩臺電機的電氣量都不存在電氣上的耦合。

3.2 永磁機組機械方程

根據(jù)永磁電機的搖擺方程，將永磁電動機和永磁發(fā)電機的轉(zhuǎn)子一階微分方程合并得

永磁電動機和永磁發(fā)電機功角特性可表示為

考慮網(wǎng)側(cè)故障對于新能源變流器的影響是通過永磁機組與源側(cè)和網(wǎng)側(cè)之間的電磁-機械耦合作用實現(xiàn)的，將永磁機組的機械方程簡化為

根據(jù)式（30）、式（31）得到永磁機組的機械模型框圖如圖9所示。

3.3 模型仿真

結(jié)合永磁機組電壓方程和機械方程，在電力系統(tǒng)仿真軟件PSCAD中搭建永磁機組系統(tǒng)慣性補償仿真模型，如圖10所示。模型是一個4機2區(qū)系統(tǒng)，驗證永磁機組對風(fēng)電場的慣性補償性能。圖10中，連接母線2和4處的傳統(tǒng)發(fā)電機被兩個輸出功率為1MW的風(fēng)力發(fā)電機取代，且風(fēng)力發(fā)電機以最大輸出模型運行。在風(fēng)場中一部分風(fēng)力發(fā)電機以傳統(tǒng)方式并網(wǎng)，另一部分串入永磁機組。

圖10 基于PSCAD的永磁機組電力系統(tǒng)仿真模型

模型仿真時間共20s，在輸電線路中的F處5s時刻發(fā)生短時中斷故障，持續(xù)2s，2s后線路恢復(fù)正常。故障期間頻率響應(yīng)如圖11所示。由于電網(wǎng)側(cè)和永磁機組之間功率不平衡，電網(wǎng)頻率會立即下降，從圖11可以看出，在風(fēng)機串入永磁機組后，頻率最低點從0.985(pu)提高至0.997(pu)，提高了1.2%，說明真實大機械慣量對頻率最低點起到了支撐作用，降低了慣性響應(yīng)階段頻率的變化率，提高了系統(tǒng)頻率穩(wěn)定性。在短時中斷故障情況下，以最大機組功角差為指標(biāo)，研究了功角穩(wěn)定性，故障期間功角變化如圖12所示。從圖12可知，不串入永磁機組時振幅大（功角最大達到38.1°），且振蕩周期長；串入永磁機組后最大功角減少至29.5°，降低22.5%，振蕩趨勢得到抑制。風(fēng)電場并網(wǎng)公共耦合點母線2的電壓變化如圖13所示，從圖13中曲線可知，在采用永磁機組并網(wǎng)后，故障期間電壓跌落從0.78(pu)上升至0.97(pu)，電壓跌落率降低了24.3%，這是因為變流器電壓控制器直接并網(wǎng)不足以支撐較短時間的電壓跌落，而永磁機組具有大慣量，在短時間內(nèi)可保持穩(wěn)定的電壓輸出。

圖11 故障期間頻率響應(yīng)

圖12 故障期間功角變化

圖13 故障期間母線2處電壓變化

4 實驗測試

研制了一臺55kW的縮比樣機，進行了實驗測試。縮比樣機參數(shù)見表3。由于實驗條件的限制，測試的主要目的在于驗證縮比樣機的慣性補償能力，并將測得的輸出電壓波形與電能質(zhì)量標(biāo)準(zhǔn)進行對比。永磁電動機由變頻器拖至額定轉(zhuǎn)速后斷電；發(fā)電機電樞繞組與電阻負載相連，且接有斷路器，起到斷電保護作用。實驗的電流和電壓波形是采用功率分析儀（FLUKE4000CN）測得的，相應(yīng)的數(shù)據(jù)同步上傳至上位機中，通過對實驗數(shù)據(jù)后處理，得到輸出功率曲線。縮比樣機的定子和轉(zhuǎn)子如圖14所示，實驗平臺如圖15所示。

表3 縮比樣機參數(shù)

Tab.3 Parameters of the scaled motor prototype

樣機轉(zhuǎn)速到達額定轉(zhuǎn)速，調(diào)整負載電阻以達到55kW的額定負載后，變頻器斷電，樣機依靠轉(zhuǎn)子慣性繼續(xù)旋轉(zhuǎn)2s，此過程中電壓波形、電流波形以及輸出功率曲線如圖16、圖17所示。從圖16可知，在慣性旋轉(zhuǎn)期間，A、B、C相電流測得的有效值分別為79.5A、79.1A和79.3A，且三相平衡。從圖17可知，在2s內(nèi)輸出電壓最大值A(chǔ)(Max)、B(Max)和C(Max)平均值從334.7V降至317.6V，減小5.1%，滿足不大于7%的要求。取周期(1s, 1.02s)三相輸出電壓波形可以看出，電壓波形正弦度較好；對縮比樣機一個電周期內(nèi)的輸出電壓A進行傅里葉分解，結(jié)果如圖6所示。從圖6可知，縮比樣機輸出相電壓A的各次諧波皆小于ER G5/4標(biāo)準(zhǔn)要求，而且諧波畸變率為2.91%，低于標(biāo)準(zhǔn)4%要求。通過對實驗測得的慣性補償期間輸出電壓和輸出電流波形的各時刻的數(shù)據(jù)進行處理，得到縮比樣機輸出功率曲線，輸出功率平均值為55.3kW，與額定功率接近。由于實驗條件的限制，沒有搭建完整的真實并網(wǎng)的實驗平臺，這將在今后實現(xiàn)。總體而言，實驗結(jié)果驗證了本文設(shè)計思路的正確性，證明了所提出的永磁機組可實現(xiàn)短時的慣性補償，且滿足輸出電能質(zhì)量的指標(biāo)要求。

圖14 縮比樣機

圖15 實驗平臺

圖16 輸出電流實驗曲線

圖17 輸出電壓和輸出功率實驗曲線

5 結(jié)論

本文所提出的永磁機組是電網(wǎng)真實轉(zhuǎn)動慣量的提供者，其外轉(zhuǎn)子既可以作為旋轉(zhuǎn)部件又可以視為具有真實大慣量的儲能飛輪。通過場路耦合和電力系統(tǒng)仿真分析，證明了設(shè)計思想的合理性，并研制了一臺縮比樣機進行了實驗驗證，得到結(jié)論如下：

1）本文所提出的永磁機組作為適用于新能源場站的大型同步慣量支撐設(shè)備，在新能源并網(wǎng)點發(fā)生短時中斷故障期間，可第一時間向電網(wǎng)自動地提供所需的慣量支撐和高品質(zhì)電能，是提高新能源微電網(wǎng)穩(wěn)定性的一種解決方案。

2）通過場路耦合分析結(jié)果可知：在慣性補償期間，永磁機組的輸出電壓波動率1.7%、各階次諧波幅值、THD50th=3.35%皆滿足標(biāo)準(zhǔn)要求。通過電力系統(tǒng)仿真結(jié)果可知：與不串入永磁機組相比，并網(wǎng)點頻率下降率降低1.2%、功角最大振幅下降22.5%，且振蕩周期縮短、電壓跌落降低24.3%，明顯提高了新能源微電網(wǎng)的穩(wěn)定性。

3） 研制了一臺額定容量為55kW的縮比樣機，在機組規(guī)定的慣性運轉(zhuǎn)期間，通過實驗測試結(jié)果可知：輸出電壓波動率為5.1%，小于標(biāo)準(zhǔn)要求的7%；A相電壓THD50th為2.91%，小于標(biāo)準(zhǔn)要求的4%，且各次諧波幅值也滿足標(biāo)準(zhǔn)要求；輸出功率平均值55.3kW與額定值基本一致，驗證了本文所提出新型機組設(shè)計思想的正確性。

永磁機組是一種可有效提高高比例新能源微電網(wǎng)系統(tǒng)穩(wěn)定性的技術(shù)解決方案。今后研究將集中于永磁機組的控制策略和最優(yōu)化設(shè)計。

[1] 施靜容, 李勇, 賀悝, 等. 一種提升交直流混合微電網(wǎng)動態(tài)特性的綜合慣量控制方法[J]. 電工技術(shù)學(xué)報, 2020, 35(2): 337-345.

Shi Jingrong, Li Yong, He Li, et al. A comprehensive inertia control method for improving the dynamic characteristics of hybrid AC-DC microgrid[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2020, 35(2): 337-345.

[2] Wang Shuo, Hu Jiabing, Yuan Xiaoming, et al. On inertial dynamics of virtual-synchronous-controlled DFIG-based wind turbines[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2015, 30(4): 1691-1702.

[3] Xi Jiangbei, Geng Hua, Ma Shaokang, et al. Inertial response characteristics analysis and optimisation of PMSG-based VSG-controlled WECS[J]. IET Renewable Power Generation, 2018, 12(15): 1741-1747.

[4] 陶銀正, 蒲道杰, 毛福斌. 虛擬同步發(fā)電機技術(shù)及其在光儲微電網(wǎng)中的應(yīng)用[J]. 電氣技術(shù), 2016, 17(11): 36-40.

Tao Yinzheng, Pu Daojie, Mao Fubin. Virtual synchronous generator technology and its application in PV-storage micro-grid[J]. Electrical Engineering, 2016, 17(11): 36-40.

[5] 張靖, 張志文, 胡斯佳, 等. 獨立微電網(wǎng)風(fēng)儲協(xié)同調(diào)頻的功率柔性分配策略[J].電工技術(shù)學(xué)報, 2022, DOI:10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.211032.

Zhang Jing, Zhang Zhiwen, Hu Sijia, et al. A flexible power distribution strategy with wind turbine generator and energy storage for frequency regulation in isolated microgrid[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2022, DOI:10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.211032.

[6] 樊啟高, 呂華陽, 畢愷韜, 等. 面向直流儲能系統(tǒng)的飛跨電容三電平雙向升降壓變換器及其模型預(yù)測控制策略[J].電工技術(shù)學(xué)報, 2022, DOI:10.19595/j. cnki.1000-6753.tces.211127.

Fan Qigao, Lü Huayang, Bi Kaitao, et al. Flying capacitor three-level bi-directional buck-boost converter and its model predictive control strategy for DC energy storage system[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2022, DOI:10.19595/j.cnki. 1000-6753.tces.211127.

[7] Morren J, de Haan S W H. Ridethrough of wind turbines with doubly-fed induction generator during a voltage dip[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2005, 20(2): 435-441.

[8] 賀益康, 胡家兵. 雙饋異步風(fēng)力發(fā)電機并網(wǎng)運行中的幾個熱點問題[J]. 中國電機工程學(xué)報, 2012, 32(27): 1-15.

He Yikang, Hu Jiabing. Several hot-spot issues associated with the grid-connected operations of wind-turbine driven doubly fed induction generators[J]. Proceedings of the CSEE, 2012, 32(27): 1-15.

[9] Yang Yongheng, Blaabjerg F, Wang Huai. Low voltage ride-through of single-phase transformerless photovoltaic inverters[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 2013, 50(3): 1942-1952.

[10] 涂春鳴, 葛欽, 肖凡, 等. 基于光伏電源支撐的多端口固態(tài)變壓器故障穿越策略[J]. 電工技術(shù)學(xué)報, 2020, 35(16): 3498-3508.

Tu Chunming, Ge Qin, Xiao Fan, et al. Fault ride-through control strategy of solid state transformer with PV power generation[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2020, 35(16): 3498-3508.

[11] 徐可寒, 張哲, 劉慧媛, 等. 光伏電源故障特性研究及影響因素分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報, 2020, 35(2): 359-371.

Xu Kehan, Zhang Zhe, Liu Huiyuan, et al. Study on fault characteristics and its related impact factors of photovoltaic generator[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2020, 35(2): 359-371.

[12] Arani M F M, Mohamed Y A R I. Assessment and enhancement of a full-scale PMSG-based wind power generator performance under faults[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2016, 31(2): 728-739.

[13] Wei Siming, Zhou Yingkun, Li Song, et al. A possible configuration with motor-generator pair for renewable energy integration[J]. CSEE Journal of Power and Energy Systems, 2017, 3(1): 93-100.

[14] Zhou Yingkun, Xu Guorui, Wei Siming, et al. Experiment study on the control method of motor-generator pair system[J]. IEEE Access, 2018, 6: 925-936.

[15] Gu Yujun, Huang Yongzhang, Wu Qianyu, et al. Isolation and protection of the motor-generator pair system for fault ride-through of renewable energy generation systems[J]. IEEE Access, 8: 13251-13258.

[16] Wu Qianyu, Huang Yongzhang, Li Chenyang, et al. Small signal stability of synchronous motor-generator pair for power system with high penetration of renewable energy[J]. IEEE Access, 7: 166964-166974.

[17] Wei Siming, Zhou Yingkun, Huang Yongzhang. Synchronous motor-generator pair to enhance small signal and transient stability of power system with high penetration of renewable energy[J]. IEEE Access, 2017, 5: 11505-11512.

[18] EN 50160 Voltage characteristics in public distribution systems: voltage disturbances[S].

[19] 曹建設(shè). GB/T 15945征求意見稿中電網(wǎng)頻率測量時間間隔的探討[J]. 現(xiàn)代建筑電氣, 2010, 1(3): 57-61.

Cao Jianshe. Discussion on measuring time interval of power grid frequency in manuscript of appealing for opinions on GB/T15945[J]. Modern Architecture Electric, 2010, 1(3): 57-61.

[20] Najjar M, Moeini A, Bakhshizadeh M K, et al. Optimal selective harmonic mitigation technique on variable DC link cascaded H-bridge converter to meet power quality standards[J]. IEEE Journal of Emerging and Selected Topics in Power Electronics, 2016, 4(3): 1107-1116.

[21] Direct acting indicating analogue electrical measuring instruments and their accessories - Part 3: Special requirements for wattmeters and varmeters: IEC 60051-3[S]. IEC, 2018.

The Inertia Motivity Permanent Magnet Machine Set for Improving the Stability of New Energy Microgrid during Short-Term Interruption

Zheng Junming1Feng Li2Cai Zhiyuan1Zhang Bingyi1

（1. School of Electrical Engineering Shenyang University of Technology Shenyang 110870 China 2. School of Electrical Engineering Shenyang Polytechnic College Shenyang 110033 China）

In order to solve the short-term interruption problem of high-proportion new energy microgrids, an inertia motivity permanent magnet machine set (IMPMMS) was proposed. The IMPMMS proposed in this paper is composed of a permanent magnet motor and a permanent magnet generator with a common outer rotor roller, which has the advantages of real-time inertial support for new energy microgrids and high output power quality. From the perspective of inertial energy storage, the IMPMMS was designed according to the power quality index requirements of the power grid, and the rationality of the IMPMMS design is verified by finite element method and field-circuit coupling simulation. Combined with the electromagnetic-mechanical coupling model of IMPMMS, a simulation model of IMPMMS power system based on PSCAD platform was established. The simulation results prove that IMPMMS can realize inertial support for new energy microgrids during short-term interruptions. Finally, a 55kW scaled prototype is developed, and the correctness of the design idea is verified through test.

New energy microgrid, inertia motivity, permanent magnet machine set, inertial support

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.220695

TM351; TM712

2022-05-04

2022-06-03

鄭軍銘 男，1990年生，博士研究生，研究方向特種電機及其控制。E-mail：zhengjm@smail.sut.edu.cn

張炳義 男，1954年生，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向為特種電機及其控制等。E-mail：zhangby@sut.edu.cn（通信作者）

（編輯 赫蕾）