脈沖性負(fù)荷柴油發(fā)電機(jī)組特性分析

吳駿，龐宇，趙凡琪

中國(guó)船舶及海洋工程設(shè)計(jì)研究院，上海200011

0 引 言

綜合電力系統(tǒng)（IPS）是艦船電力系統(tǒng)的未來發(fā)展方向，它將發(fā)電、輸電、變電和配電進(jìn)行集成，以實(shí)現(xiàn)艦船推進(jìn)功能，并可滿足通信和導(dǎo)航系統(tǒng)等艦船負(fù)荷的用電以及合理進(jìn)行能量管理及負(fù)荷自動(dòng)控制的需求［1］。艦船上的電力電子設(shè)備眾多，其非線性電力負(fù)荷會(huì)對(duì)電能質(zhì)量造成嚴(yán)重影響［2-4］，尤其是高能武器、雷達(dá)等呈現(xiàn)的周期脈沖性瞬態(tài)特性明顯。鑒于其特殊的能量需求和運(yùn)行特性，在給系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行帶來新的挑戰(zhàn)的同時(shí)，也給艦船電力系統(tǒng)的發(fā)展帶來了機(jī)遇。

國(guó)內(nèi)許多大學(xué)和研究所已經(jīng)針對(duì)脈沖性負(fù)荷柴油發(fā)電機(jī)組開展了研究。例如，在脈沖性負(fù)荷大幅度波動(dòng)而又需要保證有較高供電質(zhì)量的應(yīng)用中，研究改善機(jī)組調(diào)速率，優(yōu)化供電頻率和電壓，并減少波動(dòng)負(fù)荷對(duì)系統(tǒng)造成的不良影響。袁利國(guó)和邢廣笑等［5-6］對(duì)影響機(jī)組性能的柴油機(jī)功率的確定、儲(chǔ)能飛輪設(shè)計(jì)、調(diào)速系統(tǒng)性能匹配以及增壓器匹配設(shè)計(jì)等因素進(jìn)行了研究。趙同賓等［7］通過建立的脈沖性負(fù)荷柴油發(fā)電機(jī)組仿真模型，分析了機(jī)組宏觀性能參數(shù)的動(dòng)態(tài)特性，并從微觀上描述了柴油機(jī)動(dòng)態(tài)熱力過程。李天水等［8］通過理論分析模型和虛擬樣機(jī)模型，分別對(duì)機(jī)組軸系在柴油機(jī)的輸出扭矩和脈沖扭矩下的動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行了分析，為機(jī)組優(yōu)化設(shè)計(jì)奠定了基礎(chǔ)。

對(duì)于脈沖性負(fù)荷的供電，目前大多數(shù)文獻(xiàn)主要研究了機(jī)械儲(chǔ)能和電容儲(chǔ)能這2種技術(shù)途徑。本文在2艘含大功率脈沖性負(fù)荷的實(shí)船電力系統(tǒng)設(shè)計(jì)過程中，發(fā)現(xiàn)雷達(dá)的種類和功率不同，其運(yùn)行特性、影響及其解決方法也會(huì)有很大差異。

本文將根據(jù)功率特性將脈沖性負(fù)荷雷達(dá)分為2類，以便采取不同種類負(fù)荷的解決方法。重點(diǎn)研究第1種平均功率變化不大的等效恒穩(wěn)負(fù)荷，提出采用柴油發(fā)電機(jī)組固有的機(jī)械儲(chǔ)能來平抑功率波動(dòng)，并對(duì)柴油發(fā)電機(jī)組轉(zhuǎn)軸的動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行研究，以分析在負(fù)荷波動(dòng)下機(jī)組調(diào)速器介入的前、后階段和穩(wěn)態(tài)階段的轉(zhuǎn)速變化率，為實(shí)際工程應(yīng)用中機(jī)組的選擇和配置提供理論依據(jù)。

1 測(cè)量船發(fā)電機(jī)組雷達(dá)負(fù)載特性分析

1.1 脈沖性負(fù)荷運(yùn)行特性

大型電力電子設(shè)備和電動(dòng)機(jī)械裝置的迅猛發(fā)展促使了脈沖能量及新型儲(chǔ)能裝置的研發(fā)。脈沖能量的需求在數(shù)十千焦到幾千兆焦之間，瞬時(shí)功率基本都在兆瓦級(jí)以上，而未來艦船可能的脈沖負(fù)荷種類很多，例如激光武器、電磁彈射、大功率雷達(dá)等。本文所研究的脈沖性負(fù)荷為雷達(dá)。

由于以往雷達(dá)電源大多采用陸上電網(wǎng)，容量很大，雷達(dá)功率一般在1 MW以下，故由電網(wǎng)直接承受脈沖功率。傳統(tǒng)上，在含雷達(dá)的艦船電力系統(tǒng)中，雷達(dá)功率與發(fā)電機(jī)功率相比都較小，脈沖性負(fù)荷的影響不是特別明顯。盡管在艦船電力系統(tǒng)中使用兆瓦級(jí)以上大型雷達(dá)的案例不多，但也出現(xiàn)過影響發(fā)電機(jī)頻率導(dǎo)致發(fā)電機(jī)組無法并網(wǎng)的情況［9-10］。

雷達(dá)負(fù)荷是一種高頻脈沖性負(fù)荷，根據(jù)功率波動(dòng)的外特性分為2種情況：一種是在負(fù)荷不同的工作模式下，平均功率變化不大的等效恒穩(wěn)負(fù)荷；另一種是由于工作性能特殊，負(fù)荷功率波動(dòng)的周期和占空比都不確定且平均功率變化很大，不能等效為恒穩(wěn)的負(fù)荷，如圖1所示。不同外特性的雷達(dá)負(fù)荷，其系統(tǒng)解決方法不同，這是因?yàn)椴裼桶l(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)軸具有轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，會(huì)對(duì)電磁功率的波動(dòng)起到阻尼作用，故工程應(yīng)用中多利用柴油發(fā)電機(jī)固有的機(jī)械儲(chǔ)能來平抑第1種負(fù)荷的功率波動(dòng)。本文研究的是第1種負(fù)荷。第2種負(fù)荷需電容儲(chǔ)能來解決，未來將進(jìn)一步開展研究。

圖1 不同雷達(dá)負(fù)荷的功率特性對(duì)比Fig.1 Power characteristics comparison of different radar loads

表1所示為雷達(dá)的典型工作模式。當(dāng)雷達(dá)T/R組件工作在大脈寬（脈沖寬度）、小工作比時(shí)，將導(dǎo)致雷達(dá)系統(tǒng)輸入的供電功率出現(xiàn)高頻功率波動(dòng)，嚴(yán)重影響發(fā)電機(jī)組的正常工作，故雷達(dá)在運(yùn)行時(shí)會(huì)避免使用大脈寬、小工作比模式。需要說明的是，為減小負(fù)荷對(duì)系統(tǒng)的影響，其供電裝置中已包含了濾波單元和儲(chǔ)能電容。圖2所示為雷達(dá)中某模塊在典型工作模式下的功率波動(dòng)情況，圖中，PRT為脈沖重復(fù)周期。

表1 雷達(dá)某模塊典型工作模式Table 1 Typical operation modes of a radar unit

圖2 4種工作模式下雷達(dá)功率波動(dòng)Fig.2 Power fluctuations of radar in four operation modes

雷達(dá)系統(tǒng)中既包含高頻艙、水冷等穩(wěn)定用電負(fù)荷，也包含有造成功率波動(dòng)的雷達(dá)陣面負(fù)荷（以下稱“陣面負(fù)荷”）。由圖2可看出，該類雷達(dá)功率波動(dòng)的外特性為一個(gè)周期內(nèi)的功率在穩(wěn)定值附近波動(dòng)，故可視為穩(wěn)恒負(fù)荷。

文獻(xiàn)［11］認(rèn)為脈沖性負(fù)荷柴油發(fā)電機(jī)組的工作特性是：負(fù)載在空載和帶載間周期性波動(dòng)，機(jī)組大部分時(shí)間運(yùn)行在動(dòng)態(tài)過程中，載荷幅度有時(shí)甚至超過機(jī)組額定負(fù)荷。實(shí)際上，脈沖性負(fù)荷機(jī)組的負(fù)載范圍不只是在“空載”和“帶載”之間波動(dòng)，也可能是在低負(fù)荷和高負(fù)荷狀態(tài)下波動(dòng)。低負(fù)荷可能是空載、較低負(fù)載，甚至還會(huì)出現(xiàn)機(jī)組負(fù)載倒拖；高負(fù)荷可能是機(jī)組額定負(fù)荷內(nèi)的較高負(fù)載，也可能遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于額定負(fù)荷，如短時(shí)持續(xù)高負(fù)荷。

本文為了研究雷達(dá)供電柴油發(fā)電機(jī)組的調(diào)速、發(fā)電機(jī)調(diào)壓性能能否解決負(fù)載功率變化的問題，重點(diǎn)考慮了2種工況。

1）突加嚴(yán)重工況（工況1）。

即在1.2 MW穩(wěn)定負(fù)荷下，突加4.25 MW負(fù)荷，同時(shí)有±0.2 MW的負(fù)荷波動(dòng)，波動(dòng)周期為15 ms。負(fù)荷總用電為5.45 MW，波動(dòng)范圍為5.25～5.65 MW，如圖3所示。

圖3 工況1的雷達(dá)陣面負(fù)荷Fig.3 Front loading of radar in operation mode 1

2）波動(dòng)最嚴(yán)重工況（工況2）。

即在1.17 MW穩(wěn)定負(fù)荷下，突加2.43 MW負(fù)荷，同時(shí)有±1.875 MW的負(fù)荷波動(dòng)，波動(dòng)周期為33 ms。負(fù)荷總用電為3.6 MW，波動(dòng)范圍為1.72～5.47 MW，如圖4所示。

圖4 工況2的雷達(dá)陣面負(fù)荷Fig.4 Fiont loading of radar in operation mode 2

1.2 系統(tǒng)組成

電站配置6臺(tái)5.8 MVA（1 000 kW）發(fā)電機(jī)組，雷達(dá)電源與6.6 kV交流電網(wǎng)連接。在雷達(dá)工況下，3臺(tái)機(jī)組為雷達(dá)提供電能（即脈沖性負(fù)荷柴油發(fā)電機(jī)），1臺(tái)機(jī)組供給日用負(fù)荷，1臺(tái)機(jī)組供給推進(jìn)負(fù)荷，如圖5所示。雷達(dá)陣面最大能耗為5 MW，由5個(gè)電源模塊供電，陣面由直流供電，電壓額定值為520 V，直流電壓波動(dòng)范圍為+6%～-10%。

2 柴油發(fā)電機(jī)組動(dòng)態(tài)特性理論分析

以轉(zhuǎn)軸為分析對(duì)象，理論推導(dǎo)不同負(fù)荷下的轉(zhuǎn)軸角速度波動(dòng)情況。

2.1 轉(zhuǎn)矩方程與轉(zhuǎn)軸角速度變化的關(guān)系

根據(jù)轉(zhuǎn)矩方程，機(jī)組轉(zhuǎn)軸上的轉(zhuǎn)矩T之和以及轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)動(dòng)慣量J構(gòu)成了角速度ω的變化，如式（1）所示［12］。

旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)中的功率P定義為轉(zhuǎn)矩和角速度的積，如式（2）所示。

聯(lián)立式（1）及式（2）可得到轉(zhuǎn)軸上的功率之和及角速度變化的關(guān)系式，如式（3）所示。

其中，轉(zhuǎn)軸上的功率之和為原動(dòng)機(jī)提供的機(jī)械功率PT及發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)換的電磁功率PE，如式（4）所示。

圖5 測(cè)量船電力系統(tǒng)示意圖Fig.5 Schematic diagram of power system for a survey ship

在穩(wěn)定狀態(tài)下，機(jī)械功率與電磁功率相抵，使轉(zhuǎn)速保持穩(wěn)定，即

暫態(tài)時(shí)，兩者此消彼長(zhǎng)構(gòu)成了角速度變化，如式（6）所示。

聯(lián)立式（5）和式（6）可知，自穩(wěn)定狀態(tài)變化、機(jī)械功率增量ΔPT及電磁功率增量ΔPE共同構(gòu)成了角速度變化，如式（7）所示。

鑒于電磁功率的變化被認(rèn)為是瞬時(shí)的，而原動(dòng)機(jī)輸出的機(jī)械功率變化存在響應(yīng)時(shí)間（t），在機(jī)組調(diào)速器來不及響應(yīng)而供油量暫時(shí)不變時(shí)，ΔPT=0。陣面負(fù)荷所需電磁功率變化如圖6所示。圖中，A為波動(dòng)功率，B為突加功率，Tp為波動(dòng)周期。

圖6 雷達(dá)陣面負(fù)荷突加Fig.6 Sudden increase of front loading in radar

根據(jù)圖6，陣面負(fù)荷所消耗的電磁功率可用式（8）表示，其中ωp為波動(dòng)頻率。

將機(jī)械功率增量（ΔPT=0）及電磁功率增量代入轉(zhuǎn)矩方程式（7），可得原動(dòng)機(jī)調(diào)速執(zhí)行機(jī)構(gòu)變更油量前的角速度波動(dòng)表達(dá)式如下：

整理后，得到關(guān)于角速度的微分方程如下：

對(duì)式（10）積分一次可得

代入初始穩(wěn)態(tài)時(shí)的角速度ω0，可得積分常數(shù)C，其中原動(dòng)機(jī)調(diào)速執(zhí)行機(jī)構(gòu)變更油量前角速度的解析表達(dá)式如式（12）所示，該式可用于油門調(diào)整前角速度變化的定量計(jì)算。

2.2 機(jī)組3個(gè)過程中轉(zhuǎn)速變化情況

2.2.1 調(diào)速執(zhí)行機(jī)構(gòu)介入前的轉(zhuǎn)速跌落

初始狀態(tài)時(shí)，調(diào)速機(jī)構(gòu)尚未介入工作，故此時(shí)消耗的轉(zhuǎn)軸動(dòng)能轉(zhuǎn)化為電磁功率，轉(zhuǎn)軸處于純減速狀態(tài)。繼續(xù)按式（12）計(jì)算，該式持續(xù)時(shí)間取決于油門的響應(yīng)速度及調(diào)速器的控制時(shí)間。經(jīng)延時(shí)后，調(diào)速機(jī)構(gòu)介入工作，變更油門供油，轉(zhuǎn)入下一個(gè)階段。

式（12）中有關(guān)機(jī)組的參數(shù)均有典型值，而關(guān)于陣面負(fù)荷的參數(shù)又已知，故可進(jìn)行初步的理論計(jì)算。通過調(diào)整機(jī)組轉(zhuǎn)動(dòng)慣量及額定轉(zhuǎn)速n，可以改變調(diào)速執(zhí)行機(jī)構(gòu)介入前的轉(zhuǎn)速跌落特性，如圖7所示。由圖可知，單臺(tái)機(jī)組轉(zhuǎn)動(dòng)慣量越大，或并聯(lián)機(jī)組數(shù)量越多，亦或增加機(jī)組的額定轉(zhuǎn)速，可減緩轉(zhuǎn)速下降，使暫態(tài)特性變好。

圖7 調(diào)速執(zhí)行機(jī)構(gòu)介入前的轉(zhuǎn)速跌落Fig.7 Speed drop without the speed control mechanism

由圖7還可知，增加的波動(dòng)分量對(duì)突加負(fù)荷不會(huì)產(chǎn)生重大影響，僅在原始突加波形上增加了抖動(dòng)，但總體趨勢(shì)未變，不會(huì)影響調(diào)速器的作用，所以突加陣面負(fù)荷的特性可近似為突加。

2.2.2 調(diào)速執(zhí)行機(jī)構(gòu)介入后的過渡過程

過渡態(tài)時(shí)，調(diào)速機(jī)構(gòu)介入工作，油門供油量改變，增加G（t）項(xiàng)，以表示調(diào)速器執(zhí)行機(jī)構(gòu)自變更油門開始產(chǎn)生的機(jī)械能累計(jì)量，則式（12）可修正為在整個(gè)調(diào)速過程中的普適表達(dá)式（13）。但因G（t）項(xiàng)不能用解析式表示，故式（13）僅可用于定性分析。

式中：根式內(nèi)第1項(xiàng)為初始角速度；第2項(xiàng)為陣列產(chǎn)生的功率波動(dòng)導(dǎo)致的機(jī)械能變化量；第3項(xiàng)為陣列突加功率產(chǎn)生的機(jī)械能缺口；第4項(xiàng)G（t）為執(zhí)行機(jī)構(gòu)增加供油量補(bǔ)充的機(jī)械能，執(zhí)行機(jī)構(gòu)反應(yīng)前G（t）=0時(shí)，式（13）簡(jiǎn)化為式（12）。

需要說明的是，將式（13）中的根式打開后，等式左右兩側(cè)均乘以J2，則該式在物理意義上與能量守恒定律等價(jià)。

在開始加油門后，當(dāng)G（t）＞0時(shí)，機(jī)組額定轉(zhuǎn)速跌落開始緩解；當(dāng)G(t)＞B·t后，新增機(jī)械能超過突加電磁功率，轉(zhuǎn)速開始止降回升。在此過程中，轉(zhuǎn)速變化量會(huì)對(duì)轉(zhuǎn)速檢測(cè)產(chǎn)生影響，但總體趨勢(shì)不變。

2.2.3 穩(wěn)態(tài)后的轉(zhuǎn)速波動(dòng)

在穩(wěn)態(tài)時(shí)，油門恒定，新增油量產(chǎn)生的功率與穩(wěn)態(tài)增量相抵，式（12）中的第3項(xiàng)、第4項(xiàng)消失，第2項(xiàng)功率波動(dòng)項(xiàng)使角速度發(fā)生周期變化，式（12）變?yōu)?/p>

此時(shí)，最大角速度ωmax為

而最小角速度ωmin為

對(duì)式（14）稍作化簡(jiǎn)，將角速度按泰勒級(jí)數(shù)在t=0處一階展開，可得

由上式可求得角速度變化率δ的上界，如下式：

由式（19），可知角速度變化率δ的上界δmax與波動(dòng)功率A和波動(dòng)周期Tp成正比，與轉(zhuǎn)動(dòng)慣量J和機(jī)組額定轉(zhuǎn)速n的平方成反比。即J越大，角速度變化率δ越??；A越大，角速度變化率δ越大；Tp越小，角速度變化率δ越??；機(jī)組額定轉(zhuǎn)速n越大，角速度變化率δ越小。但一般高速機(jī)的J較小，故兩者相互矛盾，應(yīng)綜合計(jì)算具體機(jī)型的Jn2，以對(duì)比性能。

3 工況分析及其仿真

在柴油發(fā)電機(jī)組動(dòng)態(tài)特性理論分析的基礎(chǔ)上，對(duì)1.1節(jié)中提到的2種工況進(jìn)行具體計(jì)算分析。使用Matlab軟件作為仿真平臺(tái)，發(fā)電機(jī)采用Simulink軟件自帶的三階同步發(fā)電機(jī)模型，利用經(jīng)典的Woodward調(diào)速模型以及IEEE AC type1型勵(lì)磁控制器模型進(jìn)行船舶電站仿真研究。脈沖性負(fù)荷的輸入是利用三相全橋不控整流將交流變換為直流，以受控電流源為核心元件，使其輸出電流受脈沖性負(fù)荷的輸出功率及電壓控制。此外，利用同型機(jī)組的陸上聯(lián)調(diào)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，對(duì)勵(lì)磁調(diào)壓器、調(diào)速器進(jìn)行參數(shù)辨識(shí)，使仿真模型的三級(jí)加載外特性與實(shí)驗(yàn)的一致。

3.1 工況1——突加最嚴(yán)重工況

工況1的機(jī)組型號(hào)為10L32/44CR，其他參數(shù)輸入如表2時(shí)所示。

表2 工況1有關(guān)參數(shù)輸入Table 2 Parameters of working condition 1

由第2節(jié)的分析可知，投入雷達(dá)陣面負(fù)荷可近似為突加負(fù)荷，波動(dòng)對(duì)此基本無明顯影響。原動(dòng)機(jī)設(shè)備廠家提供的輸入如圖8所示。根據(jù)圖8可計(jì)算突加負(fù)荷的轉(zhuǎn)速跌落，如表3所示。其中，方案1，2和3的系統(tǒng)配置分別指1臺(tái)5.8 MW、2臺(tái)5.8 MW及3臺(tái)5.8 MW。

根據(jù)第2節(jié)的分析，求解穩(wěn)態(tài)時(shí)單機(jī)轉(zhuǎn)速變化率。根據(jù)式（14）和式（18）可計(jì)算單機(jī)時(shí)的轉(zhuǎn)速變化率，10L32/44CR機(jī)組的額定轉(zhuǎn)速n=750 r/min，合計(jì)78.5 rad/s。

圖8 10L32/44CR機(jī)組調(diào)速特性Fig.8 Speed regulation characteristics of 10L32/44CR diesel engine

表3 不同機(jī)組配置方案突加4.25 MW功率時(shí)的轉(zhuǎn)速變化Table 3 Speed changes of different unit configurations at sudden load of 4.25 MW

對(duì)于多臺(tái)機(jī)的情況，2臺(tái)機(jī)的波動(dòng)功率A減小一半，3臺(tái)機(jī)的波動(dòng)功率A減小到1/3。根據(jù)理論計(jì)算結(jié)果，2臺(tái)柴油機(jī)以上帶雷達(dá)陣面負(fù)荷的工況1可滿足突加時(shí)的轉(zhuǎn)速特性，變化率可忽略不計(jì)。

對(duì)工況1進(jìn)行仿真復(fù)核，結(jié)果如圖9所示，此時(shí)各機(jī)轉(zhuǎn)速跌落約5%，與計(jì)算分析數(shù)值相近，電壓瞬時(shí)波動(dòng)率約5%。

3.2 工況2——波動(dòng)最嚴(yán)重工況

工況2時(shí)的其他參數(shù)輸入如表4所示。根據(jù)圖8可計(jì)算突加負(fù)載時(shí)的轉(zhuǎn)速跌落，如表5所示。

根據(jù)第2節(jié)的分析，求解穩(wěn)態(tài)時(shí)單機(jī)轉(zhuǎn)速變化率。根據(jù)式（14）和式（18）可計(jì)算單機(jī)組時(shí)的轉(zhuǎn)速變化率計(jì)算，10L32/44CR機(jī)組的額定轉(zhuǎn)速組n=750 r/min，合計(jì) 78.5 rad/s。

圖9 工況1下2臺(tái)機(jī)投入負(fù)荷波動(dòng)時(shí)電力系統(tǒng)流動(dòng)情況Fig.9 Fluctuations of two power systems in working condition 1 of two generators

表4 工況2有關(guān)參數(shù)輸入Table 4 Parameters of working condition 2

表5 不同機(jī)組配置方案2.43 MW突加功率時(shí)的轉(zhuǎn)速變化Table 5 Speed changes of different unit configurations at sudden load of 2.43 MW

對(duì)于多臺(tái)機(jī)的情況，2臺(tái)機(jī)的波動(dòng)功率A減小一半，3臺(tái)機(jī)的波動(dòng)功率A減小到1/3。該工況由于波動(dòng)功率較大，在理論計(jì)算的基礎(chǔ)上進(jìn)行了基于Simulink的建模仿真復(fù)核，如圖10所示。仿真計(jì)算結(jié)果的角速度變化率為0.29%，與理論計(jì)算值基本相近。

圖10（e）所示的瞬時(shí)電流幅值波動(dòng)的包絡(luò)線即圖10（d）所示的的波動(dòng)功率。在此情況下，系統(tǒng)電流會(huì)產(chǎn)生較大的分?jǐn)?shù)次諧波，諧波源波動(dòng)負(fù)荷流通路徑為自波動(dòng)負(fù)荷流向供電機(jī)組，因此需要注意分?jǐn)?shù)次諧波對(duì)其他設(shè)備（尤其是繼電保護(hù)裝置）的影響。

總之，此時(shí)1臺(tái)柴油機(jī)帶雷達(dá)陣面負(fù)荷的工況2可滿足突加功率時(shí)的轉(zhuǎn)速特性，轉(zhuǎn)速變化率的理論計(jì)算值及仿真值也在允許范圍內(nèi)。由仿真結(jié)果還可知，系統(tǒng)電壓特性也滿足指標(biāo)要求。

圖10 工況2單機(jī)組投入負(fù)荷波動(dòng)時(shí)電力系統(tǒng)波動(dòng)的情況Fig.10 Fluctuations of single power system in working condition 2 of two generators

4 結(jié) 論

本文根據(jù)功率特性將脈沖性負(fù)荷雷達(dá)分為2類，指出不同種類負(fù)荷的解決方法不同。重點(diǎn)研究了第1種負(fù)荷，即在不同的工作模式下負(fù)荷平均功率變化不大且可等效為恒穩(wěn)負(fù)荷的情況，提出采用柴油發(fā)電機(jī)組固有的機(jī)械儲(chǔ)能來平抑功率波動(dòng)。以測(cè)量船為例，對(duì)為其大功率雷達(dá)供電的柴油發(fā)電機(jī)組轉(zhuǎn)軸動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行了分析研究，理論推導(dǎo)出了調(diào)速器介入前、后的轉(zhuǎn)速跌落、恢復(fù)規(guī)律和穩(wěn)態(tài)過程中的轉(zhuǎn)速變化率。對(duì)2種典型工況進(jìn)行了仿真計(jì)算，并與理論結(jié)算結(jié)果進(jìn)行比較，得到如下結(jié)論：

1）在突加最嚴(yán)重工況下，對(duì)于2臺(tái)柴油機(jī)以上帶雷達(dá)陣面的負(fù)荷，在該工況下可滿足突加負(fù)荷時(shí)的功率轉(zhuǎn)速特性，變化率可忽略不計(jì)；

2）在波動(dòng)最嚴(yán)重工況下，對(duì)于1臺(tái)柴油機(jī)帶雷達(dá)陣面的負(fù)荷，在該工況下可滿足突加負(fù)荷時(shí)的轉(zhuǎn)速特性，轉(zhuǎn)速變化率在允許范圍內(nèi)，同時(shí)系統(tǒng)電壓特性也滿足指標(biāo)要求。

在理論分析的基礎(chǔ)上，本文針對(duì)測(cè)量船雷達(dá)實(shí)際工況的負(fù)荷特點(diǎn)，計(jì)算得到所配置柴油發(fā)電機(jī)組的容量及其性能指標(biāo)，并通過仿真驗(yàn)證了理論推導(dǎo)的正確性。研究結(jié)果可為用柴油發(fā)電機(jī)組固有的機(jī)械儲(chǔ)能來平抑此類型脈沖性負(fù)荷功率波動(dòng)提供量化標(biāo)準(zhǔn)，并形成系統(tǒng)、理論的工程總結(jié)。