脈沖負荷柴油發電機組特性研究

吳 駿，龐 宇，趙凡琪

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脈沖負荷柴油發電機組特性研究

吳 駿，龐 宇，趙凡琪

（中國船舶及海洋研究工程設計研究院，上海 200011）

脈沖負荷船上給系統電能質量帶來極大的影響，甚至會威脅到船舶電力系統安全、穩定的運行。本文對含有大功率脈沖性負荷（雷達）的測量船上的柴油發電機組工作特性進行研究和分析，找到調速器介入前后，轉速跌落、恢復的規律和穩態過程轉速的變化率，從而得出利用柴油發電機組固有的機械儲能來平抑負荷功率波動的量化標準，形成系統、理論的工程總結。

脈沖性負荷 柴油發電機組 電能質量 船舶綜合電力系統

0 引言

綜合電力系統(integrated power system)是船舶電力系統未來發展的趨勢，它將電能的生產、輸送、變換和分配進行集成，實現船舶推進和滿足通信系統、導航系統等船舶負荷的用電需求，并進行合理的能量管理和負荷自動控制[1]。電力電子設備的增多，非線性電力負荷對船舶電能質量造成嚴重影響[3,4]，特別是高能功率武器、雷達等呈現的周期脈沖性瞬態特性明顯，因其特殊的能量需求和運行特性，給系統的穩定運行帶來了新的挑戰，也給船舶電力系統的發展帶來機遇。

國內許多大學和研究所已經對脈沖負荷柴油發電機組展開了研究，在脈沖性負荷大幅波動而又需要保證較高供電品質的應用場合下，改善機組調速率，優化供電頻率和電壓，并減少波動負荷對系統造成的不良影響。文獻[5,6]對影響機組性能的柴油機功率確定、儲能飛輪設計、調速系統的性能匹配以及增壓器匹配設計等因素進行了研究。文獻[7]建立了脈沖負荷柴油發電機組的仿真模型，分析了機組宏觀性能參數的動態特性，還從微觀上描述柴油機的動態熱力過程。文獻[8]通過理論分析模型和虛擬樣機模型分別對機組軸系在柴油機輸出扭矩和脈沖扭矩下的動態特性進行分析，為機組優化設計奠定基礎。文獻[9]對比分析了機組的調速器特性、飛輪慣量、壓縮空氣補氣等多種方案，認為壓縮空氣補氣方案對負荷響應性能的改進最有效。

本文對柴油發電機組的轉軸的動態特性進行研究，分析負荷波動下機組的三個過程（調速器介入前后階段，穩態階段）轉速的變化率，為實際工程案例中機組選擇和配置提供理論依據。

1 測量船雷達供電機組的設計輸入

1.1脈沖性負荷運行特性

大型電力電子設備和電動機械裝置的迅猛發展促使了脈沖能量及新型儲能裝置的研發。脈沖能量的需求在數十kJ到幾千MJ之間，而瞬時功率基本都是MW級以上的。脈沖負荷種類很多，有激光武器、電磁彈射、雷達等。本文的脈沖性負荷為雷達。

圖1 不同雷達負荷的功率特性對比

由于以往雷達電源大多是采用陸上電網，容量很大，而雷達功率一般在1 MW以下，由電網直接承受脈沖功率。以往含雷達的船舶電力系統中，雷達功率與發電機功率比都較小，因此脈沖負荷的影響沒有特別凸顯，而船舶電力系統容量相對較小，船舶上使用MW以上的大型雷達案例不多，也出現過影響發電機頻率導致發電機組無法并網的情況。

雷達是一種高頻脈沖性負荷，根據其外特性（功率波動情況）可分為兩種，第一種負荷不同工作模式下的平均功率變化不大，可等效為穩恒負荷，而另一種則由于工作性能特殊，負荷功率波動的周期和占空比都是不確定的，且平均功率變化很大，不能等效為穩恒負荷。不同特性的雷達負荷，系統解決方法不一樣，因為柴油發電機的轉軸具有轉動慣量，會對電磁功率的波動起到阻尼的作用，故工程上多利用柴油發電機固有的機械儲能來平抑第一種負荷的功率波動。本文針對的是第一種負荷進行研究，另一種負荷則需要電容儲能來解決，具體系統設計和參數計算將后續文章中研究。

雷達的典型工作模式見表1，當雷達T/R組件工作在大脈寬小工作比情況下，將導致雷達系統輸入的供電功率出現高頻的功率波動，嚴重影響發電機組正常工作，因而雷達運行時會避免使用小脈寬大工作比模式。需要說明的是為了減小負荷對系統的影響，其供電裝置中已包含了濾波單元和儲能電容，圖2為雷達其中一個模塊的典型工作模式下的功率波動情況，單位：kW。

表1 典型雷達工作模式

圖2不同工作模式下雷達功率波動情況

雷達系統中包括高頻艙、水冷等穩定用電負荷和造成功率波動的陣面負荷，從上圖可以看出該類雷達外特性（功率波動情況）為一個周期內的功率在穩定值附近波動，因而可視為穩恒負荷。

文獻[2]認為脈沖負載柴油發電機組的工作特性是：負載在空載和帶載間周期性波動，機組大部分時間運行在動態過程中，載荷幅度有時甚至超過機組額定負荷。實際上，脈沖負荷機組的負載范圍不只是在“空載”和“帶載”間波動，也可能是在低負荷和高負荷狀態下波動。低負荷可能是空載、較低負載，甚至出現機組負載倒拖；高負荷可能是機組額定負載內的較高負載，也可能遠遠高出額定負荷，比如短時持續高負荷。

為研究雷達供電柴油發電機組調速性能、發電機調壓性能是否解決負荷的功率變化問題，重點考慮兩種工況：

1）突加最惡工況（在1.2 MW穩定負荷下，突加4.25 MW負荷，同時有±0.2 MW的負荷波動，波動周期15 ms。負荷總用電5.45 MW，波動范圍5.25~5.65 MW），如圖3所示；

圖3 突加最惡工況的陣面負荷情況

2）波動最惡工況（在1.17 MW穩定負荷下，突加2.43 MW負荷，同時有±1.875 MW的負荷波動，波動周期33 ms。負荷總用電3.6 MW，波動范圍1.72~5.47 MW），如圖4所示。

1.2系統組成

電站配置6臺5.8 MVA發電機組，雷達電源連接于交流6.6 kV電網。雷達工況下，3臺機組為雷達提供電能（即脈沖負荷柴油發電機），1臺機組供給日用負荷，1臺機組供給推進負荷，系統如圖5所示。雷達陣面最大耗能5 MW，由五個電源模塊供電，陣面由直流供電，電壓額定值520 V，直流電壓波動范圍為+6%~-10%。

圖4 波動最惡工況的陣面負荷情況

圖5 測量船電力系統單線圖

2 柴油發電機組動態特性理論分析

以轉軸為分析對象，理論推導在不同負荷情況下的轉軸角速度波動情況。

2.1轉矩方程與轉軸角速度變化的關系

根據轉矩方程，機組轉軸上的轉矩之和構成了角速度的變化，如下式(1)所示[10]。

旋轉運動中的功率定義為轉矩及角速度之積，如(2)所示。

聯立式(1)及式(2)可得轉軸上的功率之和及角速度變化的關系式，如式(3)所示。

轉軸上功率之和為原動機提供的機械功率及發電機轉換的電磁功率，如式(4)所示。

在穩定狀態時機械功率及電磁功率相抵，轉速保持穩定，如式(5)所示。

暫態時兩者的此消彼長則構成角速度變化，如式(6)所示。

聯立式(5)及式(6)可知，自穩定狀態變化，機械功率及電磁功率的增量共同構成角速度變化，如式(7)所示。

考慮到電磁功率的變化可認為是瞬時的，而原動機輸出的機械功率變化存在響應時間，在機組調速器來不及響應使得暫時處于供油量不變的情況下，ΔP=0。陣面負載的所需的電磁功率變化如下圖6所示，其中A為波動幅值，B為突加功率缺口，為波動周期。

根據圖6，陣面負載所消耗電磁功率可用式(8)表示，其中ω為波動頻率。

將機械功率變化量ΔP=0及電磁功率變化量帶入轉矩方程式(7)可得原動機調速執行機構更變油量前角速度波動表達式。

圖6 陣面負載突加示意圖

整理后得到關于角速度的微分方程。

對上式積分一次可得：

2.1機組三個過程中轉速變化情況

2.2.1調速執行機構介入前的轉速跌落

初始狀態時，調速機構尚未介入工作，故此時消耗轉軸動能轉化為電磁功率，轉軸作純減速狀態，繼續按式(12)計算，該式持續時間取決于油門的響應速度及調速器的控制時間。經延時后，調速機構介入工作更變油門供油，轉入下一階段。

式(12)中的有關機組的參數均是有典型值的，而關于陣面負載的參數又是已知，因此可作初步理論計算。通過調整機組轉動慣量及額定轉速可以改變調速執行機構介入前轉速跌落的特性，如圖7所示。即單臺機組轉動慣量越大，或并聯機組數量越多，或增加機組的額定轉速可使轉速下降減緩，使暫態特性變好。

圖7 調速執行機構介入前轉速跌落示意圖

通過圖7另外可知，在突加上增加的波動分量對突加行為不產生重大影響，僅在原始突加波形上增加了抖動，但總體趨勢不變，故不會影響調速器作用，突加陣面負載的特性可以近似為突加。

2.2.2調速執行機構介入后的過渡過程

過渡態時，調速機構介入工作，油門供油量改變，增加項G(t)表示速器執行機構更變油門起所產生的機械能累計量。則式(12)可修正為在整個調速過程中的普適表達式(13)。但由于G()不能用解析式表示，故式(13)僅可用作定性分析。

開始加油門后，G(t)>0，轉速跌落開始緩解，當()>·后，新增的機械能超過了突加電磁功率，轉速開始止降回升。此過程中，轉速變化量會對轉速檢測產生影響，但總體趨勢不變。

2.2.3進入穩態后的轉速波動

穩態時，油門恒定，新增的油量產生的功率與穩態增加量相抵，式(12)中第三項、第四項消失，第二項功率波動項使角速度發生周期變化，式(12)變為：

對式（14）稍作化簡，將角速度按泰勒級數在=0處一階展開可得：

由式(19)可知角速度變化率的上界max與波動幅度、波動周期T成正比，與轉動慣量、機組額定轉速平方成反比。即：

1）軸系轉動慣量越大，變化率越小。

2）波動幅值越大，變化率越大。

3）波動周期T越快，變化率越小。此因為可計算每個波動周期內的加速面積與減速面積。在加速面積內做正功，所做正功因恰為能量守恒。

4）額定轉速越大，角速度變化率越小。但一般高速機的轉動慣量較小，故兩者相互矛盾，應綜合計算具體機型的2以對比性能。

3 工況分析及其仿真

在柴油發電機組動態特性理論分析基礎上，對1.1節中提到的兩種工況進行具體計算分析。

3.1工況1—突加最惡工況

參數輸入匯總如表2所示：

表2 工況1參數輸入

由第2節分析可知投入陣面可近似為突加負荷，波動對此基本無顯著影響。

原動機廠提供的輸入如圖8所示，根據圖8可計算突加負載的轉速跌落，如下表3所示。

再根據第2節的分析，求取穩態時單臺機的轉速變化率計算。根據式(14)和式(18)可計算單機時的轉速變化率計算，10L32/CR的額定轉速為750 r/min合78.5 rad/s。

圖8 10L32/44CR本體調速特性

表3 不同機組配置方案突加4.25 MW的轉速變化情況

合 750.1 r/min

對于多臺機的情況，2臺機則波動功率A減小一半，3臺機A減小為三分之一。根據理論計算結果，2臺機以上帶陣面負載工況1可滿足突加時的轉速特性，變化率可忽略不計。

3.2工況2—波動最惡工況

參數輸入匯總如表4所示：

表4 工況2參數輸入

根據圖8可計算突加負載時的轉速跌落，如下表5所示。

表5 不同機組配置方案突加2.43 MW的轉速變化情況

再根據第2節的分析，求取穩態時單臺機的轉速變化率計算。根據式（14）和（18）可計算單機時的轉速變化率計算，10L32/CR的額定轉速為750 r/min合78.5 rad/s。

合 752 r/min

對于多臺機的情況，2臺機則波動功率A減小一半，3臺機A減小為三分之一。此種工況由于功率波動較大，在理論計算基礎上進行了基于Simulink的建模仿真復核，如圖9所示。仿真計算結果的角速度變化率為0.29%，與理論計算值基本相近。

值得關注的是圖9中的第5副子圖的瞬時電流，注意到電流幅值波動的包絡線即圖9第4幅的波動功率。在此種情況下，系統電流會產生較大的分數次諧波，諧波源波動負荷，流通路徑為自波動負荷流向供電機組，為需要注意分數次諧波對其它設備（尤其是繼保裝置）的影響。

總之，在此種工況下，1臺機帶陣面負載工況2可滿足突加時的轉速特性，轉速變化率的理論計算值及仿真值也在允許范圍內。從仿真結果同時可知，系統電壓特性也滿足指標要求。

圖9 工況2下單機組投入波動負荷的電力系統狀態

4 結論

本文根據功率特性將脈沖性負荷雷達分成了兩類，指出了不同種類負荷的解決方法。其中，第一種平均功率變化不大可等效為恒穩負荷，采用柴油發電機組固有的機械儲能來平抑其功率波動。對測量船上為大功率雷達供電的柴油發電機組的轉軸動態特性進行了分析研究，理論推導調速器介入前后，轉速跌落、恢復的規律和穩態過程轉速的變化率，得到下述結論：

1）暫態、調速器介入前，角速度跌落按式(12)定量計算，額定轉速越高、轉動慣量越大，對轉速特性越有利。跌落過程等效于突加負載B。

2）暫態、調速器介入工作后，角速度恢復的過程按式(13)定性分析。

3）穩態時，角速度變化率的定量計算以式(14)求解，按式(19)進行定性分析。角速度變化率的上界max與電磁功率波動幅度、波動周期T成正比，與轉動慣量、機組額定轉速平方成反比。

在理論分析基礎上本文針對測量船雷達實際工況下負荷的特點，計算出所配置柴油發電機組的容量及其性能指標，并通過仿真驗證了理論推導的正確性。為用柴油發電機組固有的機械儲能來平抑此類型脈沖性負荷功率波動的提供量化標準，形成系統、理論的工程總結。

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Wu Jun, Pang Yu, Zhao Fanqi

（1. Marine Design & Research Institute of China, Shanghai 200011, China）

U664.121

A

1003-4862（2018）02-0050-07

2017-11-20

吳駿(1981-)，男，高級工程師。研究方向：船舶電力系統。15114670286@163.com