李玉生 陳瑞

（1. 大連船舶重工集團有限公司軍事代表室，遼寧大連 116005；2. 中國艦船研究設計中心，武漢 430064）

1 引言

隨著艦船技術的發展，船舶電站的容量越來越大，結構也更加復雜。再加上船舶電力系統自身特點，即：負載大多為異步電動機，部分負載和發電機的功率具有可比性，使系統存在較大的擾動，頻率和電壓不再保持為恒定，而是一個動態變化的過程；系統電壓低且供電線路短，使發電機、供電線路、斷路器及匯流排正常和故障電流非常大[1]。這樣，船舶電力系統穩定性、安全性的研究變得更加困難。電力系統數字仿真技術為我們提供了一個很好的解決辦法。通過對船舶電力系統進行精確建模，利用數字仿真軟件強大的數學運行能力對各種工況下電力系統運行情況進行仿真驗證，為系統設計提供參考和支撐。本文利用PSCAD仿真軟件對船舶電力系統中最重要的組成部分柴油發電機組進行建模仿真[2]，通過對船舶電站同步發電機的勵磁控制[3]和柴油機的轉速控制來提高船舶電力系統穩定性。

2 柴油發電機組模型建立與分析

柴油發電機組主要由柴油原動機及其調速系統以及同步發電機及其勵磁系統組成。系統方框圖如圖1所示。有調速系統和相復勵調壓系統兩個閉環。

2.1 柴油機及其調速系統的模型

柴油機調速系統的基本作用是調節機組功率輸出，維持機組轉速在調節精度允許范圍內。調速器一般都包括轉速測量放大、信號調節與伺服放大和執行等三個主要功能環節，圖2是柴油機調節系統模型原理框圖。

圖1 發電機組模型方框圖

圖2 柴油機調速系統數學模型原理框圖

圖2中，調速系統的輸入量是轉速/功率參考值（ωref和Pref）和轉速測量信號ω，輸出量是柴油機調節油門開度μ。測量放大環節增益KG是單位功率調節系數，其倒數即為調速系統靜態調差系數bp，該系數決定了調速系統穩態轉速調節偏差。在不進行載頻調節的情況下決定了并聯運行的機組之間的有功負荷分配。信號調節環節是為提高調速系統的動態響應性能設置調速控制單元，視具體調速系統而定。伺服放大是將控制信號進行功率放大用于驅動執行機構的環節，通?？紤]為一階慣性環節，TR是對應的時間常數。失靈區用于表示機械測速裝置或者油壓設備存在的動作死區，它對于調速系統的靈敏性具有重要的影響。另一方面，電氣液壓型或者微機型調速器失靈區很小，在負荷波動比較大的情況下為了避免調速器頻繁動作需要人為地設置失靈區。油動機環節是調速系統的執行組件，由配壓閥和伺服馬達組成。該環節相當于數學上的積分環節，采用單位反饋構成液壓隨動系統，執行調速控制輸出指令。其中，TSM代表油動機積分時間常數，LC1和LC2分別代表調節器門的開啟和關閉速度限制，μmax和μmin表示調節汽門的開度限制[4]。

用于電力系統動態仿真分析的柴油機模型通常要考慮當調節油門開度變化時柴油機輸出機械功率存在時滯，即當柴油機調速系統動作增大噴油量，到油料在汽缸內膨脹燃燒做功輸出增大了的機械功率這一動態過程存在一個功率輸出時滯。因此柴油機模型應該包含這一時滯環節。在仿真中采用時滯環節表示。如圖3所示。

圖3 柴油機數學模型

仿真中的調速系統模型采用的是由比例－積分調節與串聯超前－滯后補償組合構成的，具體結構如圖4所示。

2.2 同步發電機模型

PSCAD/EMTDC模型庫提供標準同步電機模型，可以直接與勵磁系統、柴油機及調速系統以及主配電網絡接口（見圖5）。該模型是基于理想同步電機假設條件和Park變換建立[5]，適用于 電力系統工頻穩態和瞬時分析。PSCAD/EMTDC同步電機模型還可以模擬同步電機飽和特性。當需要考慮飽和的時候，模型中要求輸入飽和特性曲線，也就是發電機空載特性曲線。這實際上是用 D軸方向的磁路飽和來近似地表示電機的飽和。

圖4 柴油機調速系統模型

圖5 PSCAD/EMTDC模型庫中標準同步電機模型

2.3 同步發電機勵磁系統模型

由于船舶用電設備多為感性負載，負載電流對交流同步發電機是起去磁作用的，電流大小和功率因數的變化都會引起發電機端電壓的變化，所以船舶交流同步發電機必須安裝設有自動電壓調整裝置（AVR）或自勵恒壓裝置（能自激起壓，并在負載變化時自動維持電壓恒定的裝置）來調整發電機的端電壓，否則將會影響電氣設備的正常工作[4]。由此可見，同步發電機勵磁系統設計的好壞直接關系到整個電力系統運行的穩定性。本文中設計的勵磁調節系統為自勵恒壓可控相復勵勵磁系統，由相復勵系統和自動電壓調整器等環節組成[6,7]。

相復勵系統主要由移相電抗器L1、電容器組C1、電流互感器 TA、相復勵變壓器 TC1、整流器1V1等組成，其基本工作原理見圖6所示。

首先電抗器把發電機輸出三相電壓進行移相，得到發電機空載勵磁電流分量送入相復勵變壓器，電流互感器得到負載電流的電流復勵分量，經相復勵變壓器合成復勵分量再經整流作為發電機勵磁機的勵磁。

相復勵變壓器的輸出交流電壓可以直接表示為機端電壓和電流的相量和。因此有：

圖6 相復勵系統原理圖

整流器采用三相全波橋式不可控整流，由于整流器輸入側交流電源通常具有感性電抗，二極管換相過程中存在換相壓降，該換相壓降與整流器直流側負載電流成正比關系，等效于在整流輸出直流電源和整流負載之間存在一個換相電抗。這樣整流器實際輸出電壓隨負載電流的增加會有所下降。因此，模型中需要考慮這種變化的影響?？紤]換相壓降后的整流器輸出電壓表示為[8,9]：

圖7 相復勵變壓器及整流器數學模型

相復勵勵磁雖然具有結構簡單，可靠性高的特點，但它的調壓精度不高，與發電機總體輸出電壓品質要求有距離。因此在此基礎上再用分流式自動電壓調節器使發電機輸出電壓精度達到規定的要求。自動電壓調節器由電壓測量、電壓給定、PI調節、PWM調制器、驅動器、功率模塊組成，其原理框圖如圖8所示。

圖8 自動電壓調節器原理框圖

勵磁系統，特別是交流和直流勵磁系統都包含有具有較大時間延遲特性的組件，如果不采取補償措施，會導致勵磁系統的動態響應特性變差[10,11]。除非將勵磁系統穩態調節增益調到足夠低，否則采用機端電壓反饋的勵磁控制在發電機空載時難以穩定運行。因此，需要增加勵磁穩定器環節用于動態特性補償。勵磁穩定器在物理上的實現可以是串聯補償環節，也可以是反饋補償環節。最為常用的形式是微分反饋環節，如圖9所示。圖中，微分反饋環節的參數設計原則是使得在某一頻率范圍內由于勵磁系統組件時間延遲引起的相位移動得到最大的補償。

綜上所述，此次仿真中采用的自勵恒壓可控相復勵靜止勵磁系統模型框圖如圖10所示。

3 柴油發電機組仿真模型驗證

在 PSCAD中建立的柴油發電機組仿真模型如圖11所示。

圖9 微分反饋型勵磁系統穩定器

驗證柴油發電機組勵磁系統的性能指標，即驗證：1）當三相平衡負載自滿載至空載，再自空載至滿載范圍均勻無急劇變化，發電機組的穩態電壓調整率；2）當發電機運行在額定轉速和接近額定電壓的空載狀態下，突加一個功率因子不超過0.4（滯后）、阻抗標么值為2的三相平衡負載，此時發電機的瞬態電壓調整率以及電壓恢復時間。由于 PSCAD中綜合負荷模型是不可控的，所以對均勻投切負荷的模擬采用按40%、30%、20%、10%多次投切負荷的形式進行。

穩態電壓調整率驗證仿真時間為55 s，0～5 s內發電機空載穩定運行（EMTDC仿真中考慮發電機的起動過程）；5～25 s發電機的三相平衡負載自空載至滿載；25～30 s發電機滿載穩定運行；30～50 s發電機的三相平衡負載自滿載至空載；50～55 s發電機空載運行，之后發電機空載穩定運行。瞬態電壓調整率驗證仿真時間為10 s，在0～5 s發電機空載運行，5 s時突加一個功率因子為0.4（滯后）、阻抗標么值為2的三相平衡負載。發電機機端電壓的仿真波形如圖12、13所示。

圖10 勵磁系統模型框圖

圖11 柴油發電機組仿真模型

圖12 發電機端電壓波形（均勻加減負載）

圖13 發電機端電壓波形（突加負載）

從仿真結果可以計算出穩態電壓調整率為0.5%，瞬態電壓調整率為6.84%。電壓允差帶 UN為1±%時，電壓恢復時間為0.79 s，可見該勵磁系統具有良好的穩態和動態性能。

柴油發電機組調速系統性能即驗證機組的穩態調速率以及瞬態調速率。穩態調速率仿真設計與穩態電壓調整率仿真類似。瞬態調速率仿真時間為45 s，t＝5 s前發電機空載運行，在t＝5 s時突加50%的負荷，t=15 s時突加負載使發電機的總負荷為80%，t=25 s時再突加20%的負荷使柴油發電機滿載運行，t=35 s時從滿載突減負荷至空載。發電機轉子轉速的仿真波形如圖14、15所示。

圖14 發電機轉子轉速波形（均勻加減負載）

圖15 發電機轉子轉速波形（突加突卸負載）

從仿真結果可以計算出穩態調速率為 2.58%，瞬態調速率為3.2%，可見該調速系統同樣具有良好的穩態和動態性能。

4 結論

船舶電力系統是多臺柴油發電機組組成的復雜系統，系統的特性主要取決于柴油發電機組的控制特性，柴油發電機組的控制是船舶電力系統穩定可靠運行的核心。船舶柴油發電機組控制系統的特性將直接影響船舶電力系統的供電質量。通過柴油發電機組的調速及勵磁系統的控制可以明顯提高電力系統的穩定性。本文針對柴油發電機組各組成部分分別建模分析，并最終通過PSCAD/EMTDC進行仿真，結果表明，本文所設計的柴油發電機組模型具有良好的穩態和動態性能。

[1] 王煥文. 艦船電力系統及自動裝置. 北京: 科學出版社, 2004.

[2] 任震, 歐開健, 荊勇, 余軍. 基于 PSCAD/EMTDC軟件的直流輸電系統數字仿真[J]. 電力自動化設備.2002, 22(9): 11-12.

[3] IEEE Power Engineering Society. IEEE recommended practice for excitation system models for power system stability studies. IEEE Std 421. 5, 1992.

[4] P. Kundur, D. C. Lee, J. P. Bayne. Impact of turbine generator overspeed controls on unit performance under system disturbance conditions. IEEE Trans. ,Vol. PAS-104, pp. 1262～1267, June 1985.

[5] 許實章. 電機學. 北京: 機械工業出版社, 1993.

[6] 勵磁系統數學模型專家組. 計算電力系統穩定用勵磁系統數學模型[J]. 中國電機工程學報, 199l, 19(5):65～71.

[7] 劉增煌, 吳中習, 周澤昕. 電力系統穩定計算用勵磁系統數學模型庫[J]. 電網技術, 1994，18(5)：6～11.

[8] Choi S S, Jia X M. Coordinated design of underexcitation limiters and power system stabilizers [J].IEEE Trans on Power Systems, 2000, 15(3): 937-944.

[9] Cheng Chingsing, Hsu Yuanyin. Excitation control of a synchronous generator using a lookup table [J].IEEE Trans on Aerospace and Electronic Systems,1991, 27(2):247-254.

[10] Tzouaghi, M Maguiraga, M Poloijadoff. Brushless exciter dynamic model including saturation and multiple commutation overlapping effects [A].ICEMS 2001[C].2001, 444-447.

[11] M. S. Baldwin, D. P. Mcfadden. Power systems performance as affected by turbine-generator controls response during frequency disturbance. IEEE Trans.,Vol. PAS-100, pp. 2846～2894, May 1981.