有源前端組網(wǎng)的直流船舶電網(wǎng)高能效運行控制

肖朝霞，朱洪馳，曹家寧，徐 瑞，張世榮

（1.天津工業(yè)大學電氣工程學院，天津 300384；2.天津工業(yè)大學控制科學與工程學院，天津 300384）

海運需求的激增與能源的大量消耗迫使海運業(yè)轉(zhuǎn)型升級，以提高燃油效率并減少溫室氣體排放。直流電網(wǎng)技術的提出為該問題提供了一個有效的解決方案，促使船舶行業(yè)向低油耗、高功率密度與靈活性方向發(fā)展，直流船舶電網(wǎng)逐漸成為了當前的研究熱點。

2011年，ABB公司在全球推出直流船載電網(wǎng)技術[1]，并于2013年將該技術成功應用于“迪娜之星”號，其采用變速柴油發(fā)電技術，控制柴油發(fā)動機在35%～85%負荷范圍內(nèi)高效運行，整體節(jié)省燃油27%左右，機艙噪聲降低30%[2]。西門子推出了“Blue?Drive Plus C”的新一代直流船，采用專用的無刷同步發(fā)電機，可以根據(jù)所需扭矩和最佳油耗曲線控制其速度，從而保證最佳的能源效率，其最新直流船“大洋號”已于2020 年交付[3]。丹佛斯研發(fā)的VA?CON（偉肯）變頻器是混合動力直流組網(wǎng)電推系統(tǒng)的核心元件，包括有源前端整流器、逆變器、DC/DC變流器和并網(wǎng)變流器，配備此產(chǎn)品的鎮(zhèn)揚汽渡系列第4 艘渡輪于2019 年交付[4]，使用電池后可以進一步降低直流船網(wǎng)的燃料消耗，特別是在動力定位模式下可節(jié)約燃油達12%以上。中船重工汾西重工賽思億公司研發(fā)的國內(nèi)首艘直流組網(wǎng)全電力推進風電運維船“雄程天威1 號”于2020 年7 月正式交付[5]。由中車時代自主研發(fā)的500 kW 級內(nèi)河新能源船舶直流變頻配電一體化裝置以及80 kW 級三合一電驅(qū)系統(tǒng)于2022 年9 月發(fā)布，該產(chǎn)品將在“嘉陵明珠”豪華游船等項目推廣應用。

目前，直流貨運船的運行特點主要有：①主推工況相對固定，遠洋運輸過程中側(cè)推等沖擊類負荷變化較少；②推進負荷占比高，工況變化時超調(diào)大，變速頻繁。在民用直流貨運船中，柴油發(fā)電機由于結構簡單、運行穩(wěn)定可靠、維護費用低等特點，仍是主要的應用方案。根據(jù)發(fā)電機組接入直流母線的方式，直流船舶電網(wǎng)主要分為經(jīng)不控整流與變壓器接入直流母線和經(jīng)有源前端接入直流母線2 種拓撲結構，如圖1所示。

圖1 直流船網(wǎng)典型拓撲結構Fig.1 Typical topology of DC shipboard grid

第1 種拓撲結構（見圖1（a））的整流器成本較低，但發(fā)電機成本較高。這是因為在變速運行時需要保持船舶電網(wǎng)電壓恒定，尤其是低速運行時需大幅度增大勵磁電流，但可能導致發(fā)電機磁路飽和。為避免該問題，需要在發(fā)電機磁路設計時留有足夠大的裕度，但這會導致發(fā)電機體積變大、成本增加。第2 種拓撲結構（見圖1（b））可有效提高發(fā)電機輸出電壓利用率，節(jié)省變壓器空間，同時，第2種拓撲結構雖然增加了整流成本，但其具有響應速度快、升壓范圍寬的特點，可以通過有源前端的控制策略，實現(xiàn)發(fā)電機輸出電壓與直流母線電壓之間的解耦。此外，該拓撲還能提供更為有效的諧波管控措施，降低了發(fā)電機的選擇標準，適當?shù)目刂撇呗砸部煞乐构收蠑U大。因此，從整體運行角度來看，柴油發(fā)電機組經(jīng)有源前端接入直流母線的拓撲結構（即第2種拓撲結構）更加靈活，可通過投切發(fā)電機組運行臺數(shù)、調(diào)節(jié)發(fā)電機組轉(zhuǎn)速等方式，使系統(tǒng)更加靈活快速地適應復雜工況，降低柴油發(fā)電機組的固定損耗。目前在工程實際上已有類似應用案例。

為了更精確地描述轉(zhuǎn)速?轉(zhuǎn)矩?油耗三者之間的關系，提高變速柴油發(fā)電機組的節(jié)油性能。文獻[6]結合柴油機溫度等實際參數(shù)，對柴油機萬有特性曲線中的理論最低油耗轉(zhuǎn)速進行了修正。文獻[7]根據(jù)柴油機的轉(zhuǎn)速、噴油量和平均指示壓力等試驗數(shù)據(jù)，擬合建立了柴油機數(shù)學模型，得到了柴油發(fā)電機組在運行過程中的能耗特性曲線。同時為了提高調(diào)速器的調(diào)速性能，文獻[8?9]分別采用了模型預測和滑?？刂聘倪M調(diào)速控制器，以提高控制的響應速度和精度。

直流船舶電網(wǎng)的另一個優(yōu)點是可以將不同容量、不同轉(zhuǎn)速的柴油發(fā)電機或燃氣輪機發(fā)電機并聯(lián)到直流母線上。理想的運行狀態(tài)是直流母線電壓保持穩(wěn)定，當負載功率發(fā)生變化時，各發(fā)電機組的輸出功率始終能根據(jù)自身容量進行分配。下垂控制可以在無通信的前提下解決發(fā)電機組之間的并聯(lián)問題，其中有源前端下垂控制方法主要是通過負載電流前饋和減弱電壓控制環(huán)方式實現(xiàn)[10]。傳統(tǒng)的功率分配控制存在電壓偏差和電流分配精度之間的矛盾[11]。為了解決這個問題，二次控制利用補償方式來減小電壓偏差和提高電流分配精度[12?13]。

基于以上分析，本文提出了一種分層控制策略，主要解決了以下問題。

（1）提高系統(tǒng)運行能效。本文提出了一種分層控制結構，結合變速柴油機的能效特性曲線，實現(xiàn)了柴油機在低油耗情況下的恒轉(zhuǎn)矩運行。

（2）不同容量柴油發(fā)電機組之間的動/穩(wěn)態(tài)功率共享。為有源前端設計了包含虛擬阻抗的多環(huán)反饋控制器，該控制器可以實現(xiàn)不同容量發(fā)電組之間的動/穩(wěn)態(tài)負荷功率共享。

（3）避免頻繁變速導致的發(fā)電機組“抖振”。通過協(xié)調(diào)柴油發(fā)電機組和有源前端的底層控制器和上控制器的響應時序與時間尺度，有效避免了頻繁變速導致的發(fā)電機組“抖振”。

1 直流船舶電網(wǎng)分層控制結構

為了提高供電可靠性，船舶電網(wǎng)一般采用多臺不同容量柴油發(fā)電機并聯(lián)供電。為簡化分析，本文采用的兩臺柴油發(fā)電機組并聯(lián)拓撲結構如圖2 所示。圖2采用單母線分段結構，柴油發(fā)電機組通過有源前端接入直流母線，推進電機通過逆變器接入直流母線，日用負荷采用電阻模擬，其余支路都通過熔斷器接入母線。有源前端的引入實現(xiàn)了系統(tǒng)端口電壓與母線電壓之間的解耦，這樣同步發(fā)電機可采用固定勵磁控制，降低勵磁強度。整體的分層控制策略主要包括設備層控制與功率層控制。底層控制系統(tǒng)包括有源前端電壓電流雙閉環(huán)控制、柴油發(fā)電機組一次調(diào)速控制與下垂控制，主要負責實現(xiàn)對上層給定參數(shù)的快速響應和不同容量柴油機的功率分配。上層控制包括直流母線電壓二次恢復控制與柴油發(fā)電機組最優(yōu)轉(zhuǎn)速參考控制，主要負責維持母線電壓質(zhì)量與提高系統(tǒng)能效。在功率層控制中，合理的功率平滑時間常數(shù)設置，可避免在頻繁變速時機電單元無法及時跟隨參考轉(zhuǎn)速而引起發(fā)電單元“抖振”現(xiàn)象。

圖2 直流船網(wǎng)拓撲結構和控制結構Fig.2 Topology and control structure of DC shipboard grid

2 直流船舶電網(wǎng)分層控制器設計

2.1 柴油發(fā)電機組高能效運行控制策略設計

2.1.1 變速柴油發(fā)電機的能效特性

變速柴油機輸出功率和燃油消耗率的關系式為

式中：SFC 為柴油機燃油消耗率；n為柴油機實際轉(zhuǎn)速；m為氣缸數(shù)目；gc為柴油機單缸單次循環(huán)供油量；PDG為柴油機輸出的有功功率。

根據(jù)式（1），對CHD622V8 型1 040 kW 變速柴油機和CHD622V12 型450 kW 變速柴油發(fā)電機組進行實驗數(shù)據(jù)測量，測量結果如圖3所示。

圖3 變速柴油發(fā)電機組燃油消耗曲線Fig.3 Fuel consumption curves of variable-speed diesel generator sets

2.1.2 原動機一次調(diào)速器和最優(yōu)轉(zhuǎn)速給定控制器設計

1）一次調(diào)速控制器設計

柴油發(fā)電機的一次調(diào)速環(huán)節(jié)如圖4 所示。其中：Tm為柴油機輸出的機械轉(zhuǎn)矩；Te為同步發(fā)電機的電磁轉(zhuǎn)矩；K為柴油機燃油和機械轉(zhuǎn)矩的轉(zhuǎn)化系數(shù)；J和Dμ分別為同步發(fā)電機的轉(zhuǎn)動慣量與摩擦系數(shù)，則一次調(diào)速器閉環(huán)傳遞函數(shù)可表示為

圖4 柴油發(fā)電機組一次調(diào)速環(huán)節(jié)Fig.4 Primary speed regulation of diesel generator set

式中，Kp1、Ki1分別為調(diào)速控制器比例和積分控制參數(shù)。

當調(diào)速控制器參數(shù)設置為Kp1= 400 和Ki1=300 時，調(diào)速器帶寬為2.404 Hz，相位角裕度為89.5°，上升時間tr為0.472 s 且無過沖，穩(wěn)態(tài)誤差較小，即ess(∞)=0.004 6。

2）最優(yōu)轉(zhuǎn)速參考給定控制器設計

最優(yōu)轉(zhuǎn)速參考給定控制器處于能量控制層，主要是根據(jù)系統(tǒng)輸出功率和燃油消耗曲線，去尋找不同工況下的最優(yōu)轉(zhuǎn)速。最優(yōu)轉(zhuǎn)速參考給定環(huán)節(jié)如圖5 所示。其中：Prat、ωrat分別為柴油發(fā)電機組的額定功率和額定轉(zhuǎn)速；Tp為功率平滑時間常數(shù)。

圖5 柴油發(fā)電機組最優(yōu)轉(zhuǎn)速參考給定環(huán)節(jié)Fig.5 Reference setting for optimal speed of diesel generator set

2.2 不同容量柴油發(fā)電機組功率共享方案設計

由于是對稱結構，本節(jié)以其中一臺有源前端為例進行分析，有源前端傳遞函數(shù)框圖如圖6所示。

圖6 有源前端控制結構Fig.6 Active front end control structure

圖6中，Gm為空間矢量調(diào)制的傳遞函數(shù)；Idc為并聯(lián)電感電流；dd為占空比的d軸分量；Gig,d為從占空比dd到交流側(cè)電流d軸分量ig,d的傳遞函數(shù)；GIdc為從占空比dd到并聯(lián)電感電流Idc的傳遞函數(shù)；Guc為從占空比dd到直流側(cè)電容電壓uc的傳遞函數(shù)；GPIi為電流內(nèi)環(huán)PI控制器；GPIu為電壓外環(huán)的PI控制器。

1）有源前端電流內(nèi)環(huán)

Gm、Gig,d、Guc和GIdc的傳遞函數(shù)可以分別表示為

式中：上標^表示小信號擾動；uc為有源前端直流側(cè)電容電壓；Bd、Ig,d和Uc分別為dd、ig,d和uc對應的穩(wěn)態(tài)運行點；Rs為交流側(cè)電感寄生電阻；RL為有源前端的負載電阻。

電流內(nèi)環(huán)的開環(huán)傳遞函數(shù)為

電流內(nèi)環(huán)的閉環(huán)傳遞函數(shù)為

當電流內(nèi)環(huán)的控制參數(shù)設置為Kpi= 3.5 和Kii=100時，電流內(nèi)環(huán)的帶寬為2.28 kHz，相位角裕度為88.5°，而上升時間為tr=0.000 6 s且系統(tǒng)無超調(diào)，穩(wěn)態(tài)誤差ess( ∞)=0.001 5。

2）有源前端電壓外環(huán)

電壓外環(huán)的開環(huán)傳遞函數(shù)為

電壓外環(huán)的閉環(huán)傳遞函數(shù)為

當電壓外環(huán)Kpu=2和Kiu=150時，電壓外環(huán)的帶寬為42.68 Hz，相位角裕度為112°，而階躍響應時間tr=0.13 s且系統(tǒng)無超調(diào)，穩(wěn)態(tài)誤差為0.000 2。

3）虛擬阻抗設計

有源前端自然阻抗傳遞函數(shù)為

系統(tǒng)的自然阻抗主要受電壓外環(huán)PI 參數(shù)影響，如圖7 所示，其中幅值裕度Gm=∞表示相頻曲線與相位θm=?180°沒有交點，系統(tǒng)穩(wěn)定。由圖7可以看出，隨著電壓控制器Kpu的增加，Zno的幅值裕度將減小，系統(tǒng)將變得不穩(wěn)定，輸出阻抗Zno在低頻段呈感性，高頻帶呈容性，電壓外環(huán)的Kiu對系統(tǒng)穩(wěn)定性幾乎沒有影響。

結合源端輸出阻抗Zo的特性，為實現(xiàn)不同機組之間的功率分配，虛擬阻抗設計應滿足以下3個原則：

（1）虛擬阻抗Zv必須大于自然下垂系數(shù)Zo，以減少自然阻抗對不同發(fā)電機組功率分配的影響；

（2）當負載功率從30%額定功率變?yōu)闈M載時，增加虛擬阻抗回路后，直流母線電壓變化不能超過額定電壓的±5%；

（3）虛擬阻抗的設計需考慮系統(tǒng)的帶載能力，虛擬阻抗過大會增加系統(tǒng)源端的輸出阻抗，降低系統(tǒng)整體帶載能力。

根據(jù)虛擬阻抗設計原則，選定直流母線額定電壓Vdc_rat為750 V，當系統(tǒng)負荷在30%～100%變化時，母線電壓波動范圍為±5%。圖8所示為虛擬阻抗設計原則。

圖8 虛擬阻抗設計原則Fig.8 Design principle for virtual impedance

根據(jù)圖8可以得出

式中：ZV為虛擬阻抗；U1、U2、I1、I2分別為DG1出力等于0.3Prate和Prate（Prate為額定功率）對應的母線電壓和電流。

引入虛擬阻抗后，輸出阻抗Zov的傳遞函數(shù)可表示為

引入虛擬阻抗后輸出阻抗的頻率響應如圖9所示。

圖9 引入虛擬阻抗后輸出阻抗的頻率響應Fig.9 Frequency response of output impedance after introducing virtual impedance

由圖9 可以看出，引入虛擬阻抗后系統(tǒng)在低頻段呈現(xiàn)出純阻性，其阻值大小與引入的下垂系數(shù)相關，基本可以忽略系統(tǒng)自然阻抗的影響。根據(jù)式（13）可以得出，400 kW 柴油發(fā)電機組的虛擬阻抗為0.221 Ω，同理可得900 kW 柴油發(fā)電機組的虛擬阻抗為0.095 Ω。

4）母線電壓二次恢復控制

母線電壓二次恢復控制通過對母線電壓進行補償，解決了虛擬阻抗引入導致的母線電壓隨功率變化而變化的問題。

引入母線電壓二次恢復控制系統(tǒng)的開環(huán)傳遞函數(shù)為

式中，GIr為母線電壓二次恢復環(huán)節(jié)等效傳遞函數(shù)，GIr=Ksvrc/s。

引入母線電壓二次恢復控制系統(tǒng)的閉環(huán)傳遞函數(shù)為

為了讓母線電壓二次恢復環(huán)節(jié)與電壓外環(huán)拉開足夠的時間尺度，選取Ksvrc=4，此時母線電壓二次恢復環(huán)節(jié)帶寬為0.77 Hz，相角裕度為87.5°，幅值裕度為44.9 dB，上升時間tr=1.6 s 且系統(tǒng)無超調(diào)，穩(wěn)態(tài)誤差為ess(∞)=0.001 6。

3 仿真結果分析

本文在Matlab/Simulink 中搭建了不同容量的柴油發(fā)電機組并聯(lián)供電的直流船舶電網(wǎng)的時域模型。柴油發(fā)電機、同步發(fā)電機、推進電機、有源前端和控制器參數(shù)分別如表1～表6所示。

表1 柴油機參數(shù)Tab.1 Parameters of diesel engine

表2 同步發(fā)電機參數(shù)Tab.2 Parameters of synchronous generator

表3 推進電動機參數(shù)Tab.3 Parameters of propulsion motor

表4 有源前端參數(shù)Tab.4 Parameters of active front-end

表5 電壓環(huán)、電流環(huán)與母線電壓二次恢復環(huán)控制參數(shù)Tab.5 Controller parameters of voltage，current and svrc loop

表6 調(diào)速器控制器參數(shù)Tab.6 Controller parameters of governor

船舶直流電網(wǎng)中不同容量柴油發(fā)電機的動/穩(wěn)態(tài)負荷變化情況如圖10～圖21所示。

圖10 推進電機實際轉(zhuǎn)速Fig.10 Actual speed of propulsion motor

圖10 顯示了2 臺相同容量的推進電機在不同運行工況下的實際轉(zhuǎn)速，由于2臺推進電機運行工況一致，所以圖10中僅顯示了其中1條曲線。依次按照推進電機額定功率的0、50%、100%、50%、0 運行，對應轉(zhuǎn)速分別為0 r/min、1 192 r/min、1 500 r/min、1 192 r/min、0 r/min。

圖11顯示了2個柴油發(fā)電機端口電壓幅值，可以看出，在保證穩(wěn)定運行的前提下，有源前端控制可以使發(fā)電機端口電壓在175～380 V范圍內(nèi)變化。

圖11 發(fā)電機端口電壓幅值Fig.11 Amplitude of generator port voltage

圖12 和圖13 分別為450 kW 和1 040 kW 柴油機不同工況下的輸出機械扭矩。

圖12 450 kW 柴油機機械轉(zhuǎn)矩Fig.12 Mechanical torque of 450 kW diesel engine

圖13 1 040 kW 柴油機機械轉(zhuǎn)矩Fig.13 Mechanical torque of 1 040 kW diesel engine

其中TDG、TDG_rate、TDG_mean分別為柴油機的實際輸出轉(zhuǎn)矩、額定輸出轉(zhuǎn)矩和實際輸出轉(zhuǎn)矩平均值。由圖12和圖13可以看出，利用本文控制策略，柴油機基本可以保持恒轉(zhuǎn)矩運行，平均扭矩基本保持在其額定扭矩的85%，這里的轉(zhuǎn)矩脈動是由原動機與各缸交替運轉(zhuǎn)引起的。

圖14和圖15顯示了兩臺變速柴油發(fā)電機組在不同工況下輸出轉(zhuǎn)速變化情況。

圖14 450 kW 變速柴油發(fā)電機組實際轉(zhuǎn)速Fig.14 Actual speed of 450 kW variable speed diesel generator set

圖15 1 040 kW 變速柴油發(fā)電機組實際轉(zhuǎn)速Fig.15 Actual speed of 1 040 kW variable speed diesel generator set

由圖14 和圖15 可以看出，所提出的最佳轉(zhuǎn)速控制可以避免“抖振”現(xiàn)象出現(xiàn)。

圖16 和圖17 顯示了當負載功率變化時，變速柴油發(fā)電機組可在最低油耗點附近運行，其燃油消耗率遠低于定速柴油發(fā)電機組，其中SFCvs和SFCfs分別為變速柴油發(fā)電機組和定速柴油發(fā)電機組的燃油消耗率。

圖16 450 kW 柴油機燃油消耗率Fig.16 Specific fuel consumption of 450 kW diesel sets

圖17 1 040 kW 柴油機燃油消耗率Fig.17 Specific fuel consumption of 1 040 kW diesel sets

圖18 顯示了船舶電網(wǎng)在不同運行條件下的直流母線電壓變化情況。

圖18 直流母線電壓Fig.18 Voltage of DC bus

由圖18 可以看出，母線電壓二次恢復控制器有效地提高了母線電壓質(zhì)量，負載功率變化引起的動態(tài)電壓變化小于±3.3%。

圖19 為動/穩(wěn)態(tài)功率共享，其中PAFE1、PAFE2分別為有源前端1 和有源前端2 的輸出功率。由圖19 可以看出，450 kW 和1 040 kW 柴油發(fā)電機組基本上可以根據(jù)容量大小分配負荷功率，最大負荷分配誤差不超過4%。針對于2 臺以上柴油發(fā)電機組并聯(lián)結構，只需對不同供電支路的下垂系數(shù)進行合理配置，即可實現(xiàn)多臺柴油發(fā)電機組的功率共享。結果表明，在有源前端控制中使用虛擬阻抗控制可以實現(xiàn)機組之間的動/穩(wěn)態(tài)功率共享。

圖19 動/穩(wěn)態(tài)功率共享Fig.19 Dynamic/steady-state power sharing

為驗證上述理論分析結果，搭建了硬件在環(huán)HIL（hardware?in?the?loop）仿真系統(tǒng)，如圖20所示。

圖20 實驗平臺Fig.20 Experimental platform

HIL系統(tǒng)包括DS1006處理器板卡、受控三相交流電源和兩個有源前端接口變流器。HIL系統(tǒng)實驗結果如圖21所示。其中，圖21（a）顯示了推進電動機負載功率從40%的額定功率升高至額定功率過程中，不同容量柴油發(fā)電機組之間的動/穩(wěn)態(tài)負載功率分配；圖21（b）顯示了負載變化下的直流母線電壓變化情況。

圖21 HIL 系統(tǒng)實驗結果Fig.21 HIL system experimental results

4 結 論

本文基于直流船用電網(wǎng)的運行特點，提出了由不同容量的并聯(lián)柴油發(fā)電機組和有源前端接口組成的直流船網(wǎng)的分級協(xié)調(diào)控制結構，以提高能量效率和實現(xiàn)動態(tài)/穩(wěn)態(tài)負載功率分配。主要結論如下。

（1）在有源前端的控制策略中引入虛擬阻抗控制，設計了各控制回路的控制器參數(shù)，解決了不同容量柴油發(fā)電機組并聯(lián)運行時動態(tài)功率分配問題，使系統(tǒng)的能量調(diào)節(jié)更加靈活。

（2）依據(jù)柴油發(fā)電機組能效特性曲線，設計了上層最優(yōu)轉(zhuǎn)速參考給定控制器，以提高系統(tǒng)能效。通過調(diào)節(jié)底層與上層控制器的響應時間，有效避免了因頻繁變速而帶來的柴油發(fā)電機組“抖振”問題。