靠港船舶接入港口岸电时负载转移策略研究

doi:10.11985/2022.03.017

靠港船舶接入港口岸电时负载转移策略研究

陈建东^,, 叶志浩^,, 黄靖^,, 范娜丽^,

海军工程大学电气工程学院武汉 430033

Research on Load Transfer Strategy When Berthing Ships Connecting to Shore-to-ship Power Supply

CHEN Jiandong^,, YE Zhihao^,, HUANG Jing^,, FAN Nali^,

College of Electrical Engineering, Naval University of Engineering, Wuhan 430033

通讯作者: 黄靖,男,1980年生,副教授,硕士研究生导师。主要研究方向为船舶电力系统。E-mail：15855415396@163.com

收稿日期: 2021-03-4 修回日期: 2022-03-20

Received: 2021-03-4 Revised: 2022-03-20

作者简介 About authors

陈建东,男,1994年生,硕士研究生。主要研究方向为船舶电力系统。E-mail： cjdhg2018@163.com

叶志浩,男,1975年生,博士,教授。主要研究方向为船舶电力系统。E-mail： yezhihao1975@163.com

范娜丽,女,1986年生,硕士研究生。主要研究方向为船舶电力系统。E-mail： 513720992@qq.com

摘要

靠港船舶使用港口岸电电源代替船侧发电机为船用负载供电,可有效减少环境污染。船舶靠港和离港时,岸电电源与发电机都存在短时并联的过程用来实现船舶负载的平滑转移。针对岸电电源采用传统下垂控制(Droop控制)实现负载转移时容易出现功率超调而导致船舶发电机逆功率的缺点,采用虚拟同步发电机(Virtual synchronous generator,VSG)策略对岸电电源进行控制,并提出二段式负载转移策略使岸电电源能够先与发电机均分负载功率再达到功率指令值,通过参数优化使负载在转移的过程中不出现功率超调进而提高船舶岸电系统的稳定性。仿真结果表明,所提策略可以有效解决岸电电源输出功率超调问题且保证了负载转移过程平滑、无冲击,研究成果可对岸电电源设计提供参考。

关键词： 岸电电源 ; 平滑转移 ; 二段式 ; 功率超调

Abstract

It can effectively reduce the environmental pollution if the berthing ship is connected to the shore-to-ship power supply instead of the ship side generator to supply power for the marine load. When the ship berths or leaves the port, there is a short-term parallel connection between the shore-to-ship power supply and the generator to realize the smooth transfer of the marine load. In view of the disadvantage that power overshoot is easy to occur when using traditional droop control to realize load transfer of shore-to-ship power supply, the virtual synchronous generator(VSG) strategy is adopted to control the shore-to-ship power supply, and a two-stage load transfer strategy is proposed to enable the shore-to-ship power supply to share the load power with the generator first and then reach the power command value. Through parameter optimization, the power overshoot in the process of transfer is avoided, and the stability of the system is improved. The simulation results show that the proposed strategy can effectively solve the problem of output power overshoot of shore-to-ship power supply, and ensure the load transfer process smooth and without impact. The research results can provide reference for the design of shore-to-ship power supply.

Keywords： Shore-to-ship power supply ; smooth transition ; two-stage ; power overshoot

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本文引用格式

陈建东, 叶志浩, 黄靖, 范娜丽. 靠港船舶接入港口岸电时负载转移策略研究. 电气工程学报[J], 2022, 17(3): 147-153 doi:10.11985/2022.03.017

CHEN Jiandong, YE Zhihao, HUANG Jing, FAN Nali. Research on Load Transfer Strategy When Berthing Ships Connecting to Shore-to-ship Power Supply. Chinese Journal of Electrical Engineering[J], 2022, 17(3): 147-153 doi:10.11985/2022.03.017

1 引言

采用岸电电源代替船舶发电机为船用负载供电可以很大程度上减轻靠港船舶对港口环境的污染^[1⇓⇓-4]。港口的岸电电源可以将陆地电网经过调压、整流、逆变等环节为靠港船舶的负载提供合格的电能,具备较好的经济和环境效益^[5-6]。

为了保证船舶负载的不间断供电,岸电电源与船舶电网存在一个短时并联的过程,该过程主要通过对岸电电源核心装置—逆变器的控制来实现船用负载在船舶电网与岸电电源之间的平滑转移。目前针对该负载转移策略的研究较少。文献[7]对逆变器采用P/Q控制,但其输出功率为固定值,在并网前输出电流较大,在并网瞬间容易产生较大功率冲击。文献[8]提出一种利用船舶电网与岸电电源电压差实现负载转移的策略,该方法简单易行但需要牺牲一定的电压精度,容易造成输出电能质量不佳。文献[9]对逆变器采用Droop控制,通过逐级增大设定功率的方式来主动调节岸电电源输出功率进而实现负载转移,但由于逆变器响应过快的缺点,岸电电源输出功率会出现超调,容易对船舶发电机造成逆功率,威胁系统稳定性。文献[10 ⇓-12]在Droop控制的基础上引入虚拟惯性,使负载转移的过程更加平缓,但其是通过调节发电机的输出功率,岸电按自身输出特性调节输出功率,增加了船侧的操作量。文献[13]研究了VSG控制的岸电电源在频率抗扰动性方面的优势,但并未研究船岸间负载转移过程。

综上,现有岸电电源无缝接入策略主要存在以下缺点：① 负载转移的过程中可能出现功率超调,平滑性较差;② 无法直接对岸电电源输出功率进行调节,并网后需要依赖调节船侧发电机功率来实现负载转移,增加了船侧操作量,不利于港口岸电自动化、智能化的实现。

本文对岸电电源采用VSG控制,并提出二段式负载转移策略,使岸电电源先与船舶发电机均分负载功率再达到功率设定值。相比于文献[9]逐级切换策略,在能够实现岸电电源功率主动调节的同时,通过参数优化解决了功率超调问题,使发电机能够在正确的时间切除,有利于船舶岸电系统安全稳定运行。

2 基于VSG的岸电电源控制方式

基于VSG的岸电电源控制主要由功频调节单元、励磁单元、定子电压方程,预同步单元等部分组成。

2.1 功频调节单元

功频调节单元模拟了原动机调频特性和发电机转子特性,如式(1)所示

(1)$\left\{ \begin{align} & \frac{{{P}_{\text{m}}}}{{{\omega }_{\text{n}}}}-\frac{{{P}_{\text{e}}}}{{{\omega }_{\text{n}}}}=J\frac{\text{d}(\omega -{{\omega }_{\text{n}}})}{dt}+D(\omega -{{\omega }_{\text{n}}}) \\ & {{P}_{\text{m}}}={{P}_{\text{ref}}}+{{k}_{\text{f}}}({{\omega }_{\text{n}}}-\omega ) \\ & \frac{\text{d}\delta }{\text{d}t}=\omega -{{\omega }_{\text{n}}} \\ \end{align} \right.$

式中,P_ref、P_e分别为功率参考值和实际输出值;P_m为机械功率;J、D、k_f分别为惯量系数、阻尼系数和调频系数;ω为角频率,ω_n为额定角频率;δ为功角。

由式(1)可得

(2)$\frac{{{\omega }_{\text{n}}}-\omega }{{{P}_{\text{ref}}}-P}=-\frac{1}{J{{\omega }_{\text{n}}}s\text{+}D{{\omega }_{\text{n}}}+{{k}_{\text{f}}}}=-\frac{n}{ms+1}$

(3)$\left\{ \begin{align} & n=\frac{1}{D{{\omega }_{\text{n}}}+{{k}_{\text{f}}}} \\ & m=\frac{J{{\omega }_{\text{n}}}}{D{{\omega }_{\text{n}}}+{{k}_{\text{f}}}} \\ \end{align} \right.$

式中,系数n决定岸电电源稳态频率误差;系数m决定岸电电源动态响应速度。

当D=J=0时,有n=1/k_f且m=0,此时岸电电源的VSG控制即变为文献[9]中的Droop控制。

2.2 励磁单元

与实际中同步发电机类似,可得VSG励磁单元方程

(4)$\left\{ \begin{align} & {{u}_{\text{ref}}}-{{u}_{\text{n}}}\text{=}{{k}_{\text{u}}}({{Q}_{\text{ref}}}-Q) \\ & {{E}_{0}}=({{k}_{\text{p}}}+\frac{{{k}_{i}}}{s})({{u}_{\text{ref}}}-{{u}_{\text{m}}}) \\ \end{align} \right.$

式中,Q_ref、Q分别为无功功率指令值和实测值;u_ref、u_n分别为电压设定值和实测值;E₀为控制环节中励磁电动势;k_u为调压系数。

VSG励磁单元将无功功率差值通过调压系数得到输出电压设定值u_ref,再将u_ref与电压实测值u_n的差值送入PI控制器,最终得到E₀,使逆变器具备与实际发电机类似的Q-U下垂特性。

2.3 定子电压方程

本文采用较为简单的二阶方程,如式(5)所示

(5)$\left\{ \begin{align} & {{u}_{\text{dref}}}={{L}_{\text{v}}}\frac{d{{i}_{\text{d}}}}{dt}\text{+}\omega {{L}_{\text{v}}}{{i}_{\text{q}}}-{{R}_{\text{v}}}{{i}_{\text{d}}}+{{E}_{\text{d}}} \\ & {{u}_{\text{qref}}}={{L}_{\text{v}}}\frac{d{{i}_{\text{q}}}}{dt}\text{+}\omega {{L}_{\text{v}}}{{i}_{\text{d}}}-{{R}_{\text{v}}}{{i}_{\text{q}}} \\ \end{align} \right.$

式中,u_dref、u_qref分别为岸电输出电压dq轴分量;i_d、i_q分别为岸电输出电流;E_d为VSG内电势;L_v、R_v为VSG虚拟阻抗。

2.4 预同步单元

并网前,为了实现岸电电源电压对船舶电网电压的追踪,本文提出如图1所示的预同步策略。

图1

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图1 预同步单元

图1中,u_gd、u_gq分别为船网电压以岸电电源输出端电压相位为参考相位进行坐标变化得到的dq轴分量;u_d、u_q分别为岸电电源输出电压的dq轴分量;Δu_m、Δω分别为电压幅值补偿量和角频率补偿量。由预同步单元得到的Δu_m、Δω分别送入VSG的励磁单元和功频调节单元,最终通过闭环控制实现了岸电电源与船舶电网间电压幅值、相位的同步。

综上可得基于VSG策略的岸电电源控制框图如图2所示。

图2

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图2 基于VSG策略的岸电电源控制框图

3 二段式负载转移策略

3.1 负载转移原理

为了实现船舶负载的平滑转移,本文提出二段式负载转移策略,即将船舶负载转移过程分为两个阶段：① 岸电电源与船舶发电机均分负载功率;② 岸电电源输出功率根据指令值达到全部负载功率或者零,其示意图如图3所示。

图3

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图3 船舶负载转移示意图

图3中,船舶靠港和船舶离港时都需要进行负载转移,下文分别进行讨论。

(1) 负载从船舶电网向岸电电源转移。船舶靠岸时,船舶发电机带载运行于B点,岸电电源空载运行于A点,经过预同步并网后两者稳定运行于C点并自然均分功率,然后对岸电电源输出功率进行阶跃给定,使岸电输出特性由曲线①调整为曲线②,最终逆变器稳定运行于A点,发电机稳定运行于D点且输出功率为零,退出运行。

(2) 负载从岸电电源向船舶电网转移。船舶离港时,岸电电源带载运行于D点,发电机空载运行于A点,通过阶跃给定逆变器输出功率参考值,使其输出特性曲线由②→①→③,最终发电机稳定运行于B点,逆变器稳定运行于E点且输出功率为零,退出运行。

值得注意的是：船侧发电机在接入岸电的过程中调速特性只进行一次调节^[14],即发电机输出特性始终为曲线①,且初始带载运行的频率略低于50 Hz;若岸电电源在并网后立即阶跃功率给定,则其初始空载频率为F点频率,相比于文章提出的二段式负载转移策略,增加了频率的波动范围。

3.2 控制参数设计

电压参考值经过电压、电流环得到的输出电压为^[12]

(6)$u(s)={{G}_{\text{u}}}(s){{u}_{ref}}(s)-{{Z}_{\text{u}}}(s)i(s)$

式中,G_u(s)为电压传递函数,一般幅值为1,相角为0;Z_u(s)为岸电电源输出阻抗,其表达式为

(7)${{Z}_{\text{u}}}(s)=\frac{L{{s}^{2}}}{LC{{s}^{3}}+\frac{KC{{U}_{\text{dc}}}}{2}{{s}^{2}}+\frac{2+K{{K}_{\text{p}}}{{U}_{\text{dc}}}}{2}s+\frac{K{{K}_{\text{i}}}{{U}_{\text{dc}}}}{2}}$

本文取文献[15]中的控制参数,如表1所示,可得当f=50 Hz时,有

(8)${{Z}_{\text{u}}}(s)=0.01\angle {{90}^{\text{ }\!\!{}^\circ\!\!\text{ }}}$

表1 岸电电源控制参数

参数	U_dc/V	L/μH	C/μF	K	K_p	K_i
数值	800	600	1 500	5	10	100

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当引入式(5)中的虚拟阻抗后,可得如图4所示的岸电电源输出电压跟踪图。

图4

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图4 岸电电源输出电压跟踪图

由图4可得

(9)$\begin{align} & {{u}_{\text{ref}}}(s)=E(s)-i(s)({{R}_{\text{v}}}+{{L}_{\text{v}}})= \\ & E(s)-i(s){{Z}_{\text{v}}}(s) \end{align}$

由式(6)、(8)可得

(10)$\begin{matrix} u(s)={{G}_{\text{u}}}(s)E(s)-i(s)({{Z}_{\text{u}}}(s)+{{G}_{\text{u}}}(s){{Z}_{\text{v}}}(s))= \\ {{G}_{\text{u}}}(s)E(s)-i(s)Z(s) \\ \end{matrix}$

由式(8)、(10)可知,由于Z_u(s)很小,岸电电源引入虚拟阻抗后的等效输出阻抗Z(s)主要由Z_v决定。且由于岸电上船的传输线路很短,线路阻抗中阻性成分影响很小,本文取R_v=0,L_v=2.5 mH,可使岸电电源总输出阻抗近似为感性。

船舶岸电系统等效电路如图5所示^[6]。

图5

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图5 岸电电源系统等效电路图

图5中,u_c$\angle$δ、u_g$\angle$0°分别为岸电电源电压和船舶电网电压;X_v$\angle$90°为虚拟电抗;$\bar{S}$,I分别为岸电电源输出的复功率和电流。由电路基本原理可得

(11)$\mathbf{I}=\frac{{{u}_{\text{c}}}\angle \delta -{{u}_{\text{g}}}\angle {{0}^{{}^\circ }}}{{{X}_{\text{v}}}\angle {{90}^{{}^\circ }}}$

则岸电电源的有功功率为

(12)$\begin{matrix} P=\operatorname{Re}[\bar{S}]=\operatorname{Re}[{{u}_{\text{c}}}\angle \delta \times {{\mathbf{I}}^{*}}]= \\ \frac{u_{\text{c}}^{2}\cos {{90}^{{}^\circ }}-{{u}_{c}}{{u}_{\text{g}}}\cos (\delta +{{90}^{{}^\circ }})}{{{X}_{\text{v}}}}=\frac{{{u}_{c}}{{u}_{\text{g}}}\sin \delta }{{{X}_{\text{v}}}} \\ \end{matrix}$

当岸电电源和船舶发电机并联运行时,两者电压相位基本相同,即可认为δ 约等于零,可得

(13)$P\approx \frac{{{u}_{\text{c}}}{{u}_{\text{g}}}\delta }{{{X}_{\text{v}}}}$

由上述分析可得,逆变器与发电机并联运行时,功频控制环节如图6所示。

图6

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图6 岸电电源功频控制环节

由图6可得有功功率实际输出与给定值间的传递函数为

(14)${{G}_{\text{p}}}\left( s \right)=\frac{{{P}_{e}}\left( s \right)}{{{P}_{ref}}\left( s \right)}=\frac{\frac{1}{J{{\omega }_{\text{n}}}}\frac{{{u}_{\text{c}}}{{u}_{\text{g}}}}{{{X}_{\text{v}}}}}{{{s}^{2}}+\left( \frac{D}{J}+\frac{{{k}_{\text{f}}}}{J{{\omega }_{\text{n}}}} \right)s+\frac{1}{J{{\omega }_{\text{n}}}}\frac{{{u}_{\text{c}}}{{u}_{\text{g}}}}{{{X}_{\text{v}}}}}$

由G_p(s)可知图6为二阶系统,进一步可得

(15)$\left\{ \begin{align} & {{\omega }_{1}}=\sqrt{\frac{1}{J{{\omega }_{\text{n}}}}\frac{{{u}_{\text{c}}}{{u}_{\text{g}}}}{X}} \\ & \zeta =\frac{(D{{\omega }_{\text{n}}}+{{k}_{\text{f}}})\sqrt{{\frac{1}{J{{\omega }_{\text{n}}}}}/{\frac{{{u}_{\text{c}}}{{u}_{\text{g}}}}{X}}\;}}{2} \\ \end{align} \right.$

式中,ω₁为无阻尼振荡角频率;ζ为阻尼比。由于岸电在达到设定功率的过程中应尽量避免功率超调,以防止对船舶发电机造成逆功率,故本文将系统设计为临界阻尼系统,即满足ζ=1。

因此,结合本文提出的二段式负载转移策略,提出控制参数设计过程如下：首先确定岸电电源下垂系数n,使其与发电机下垂系数一致,在负载转移的第一阶段可以实现功率均分,再根据约束方程式(16)确定系数D、J、k_f,使系统为临界阻尼系统,在负载转移的第二阶段能够使输出功率达到设定值且不出现功率超调。

(16)$\left\{ \begin{align} & n=\frac{1}{D{{\omega }_{\text{n}}}+{{k}_{\text{f}}}} \\ & \zeta =\frac{(D{{\omega }_{\text{n}}}+{{k}_{\text{f}}})\sqrt{{\frac{1}{J{{\omega }_{\text{n}}}}}/{\frac{{{u}_{\text{c}}}{{u}_{\text{g}}}}{X}}\;}}{2}\text{=}1 \\ \end{align} \right.$

综上,当u_c=u_g=326.6 V时,可以得到一组合适的参数：L_v=2.5 mH,k_f=4 300,D=50,J=2.34。

4 仿真结果分析

本文在Matlab/Simulink平台上搭建仿真模型,分别对船舶靠港使用岸电电源与离港断开岸电电源的过程进行仿真验证。仿真模型参数如表2所示。

表2 船舶岸电电源算例参数

参数	数值
岸电电源额定容量/(kV·A)	600
船舶发电机额定容量/(kV·A)	600
交流母线电压/V	400
滤波电感/μH	600
滤波电容/μF	1 500
船用负载/kW	500

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4.1 靠港时负载转移仿真结果

船舶停靠港口,船舶负载需要由船舶发电机供电无缝切换至岸电电源供电,仿真过程如下：0~0.5 s时段为岸电电源空载运行过程;0.5~0.55 s时段为岸电电源的预同步过程;0.55~2.5 s时段为岸电电源与船舶发电机并网并实现负荷转移的过程。仿真结果如图7所示。

图7

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图7 靠港时负载转移仿真结果

为了对比效果,本文同时对文献[6]所提出的基于Droop控制的逐级切换策略进行仿真,得到如图8所示波形。

图8

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图8 基于Droop控制的逐级切换策略仿真结果

由图7a可知,并网前发电机相位超前于岸电相位,t=0.5 s时开始进行预同步使岸电电源对船舶发电机相位进行追踪,t=0.55 s时两者相位一致完成并网;图7b为有功功率波形,0.55~1.5 s岸电电源与发电机均分负载功率,t=1.5 s时将岸电电源功率参考值阶跃给定至500 kW,使岸电电源输出功率继续增大,直至发电机功率降为零左右并退出运行,由岸电电源单独带负载运行;图7c为频率波形,发电机初始带载频率约为49.65 Hz,并网后先转移一半负载,系统频率上升至49.82 Hz,当完成全部负载转移后,频率上升至50 Hz,与理论分析一致且频率的波动范围符合《码头船舶岸电设施建设技术规范》JTS155—2018规定的50 Hz±5%要求;由图7d、7e可知负载转移过程中电压能够保持稳定且没有大的电流冲击。

相比于图8所示的基于Droop控制的逐级切换策略可能出现8%左右功率超调的问题,本文提出的二段式负载转移策略能够保证负载转移过程中不出现功率超调且整个过程平滑无冲击。

4.2 离港时负载转移仿真结果

本文不讨论岸电电源单独带负载运行的工况,在完成负载从船舶电网向岸电电源转移后立即使负载从岸电电源向船舶电网转移来模拟船舶离港时断开岸电的工况。仿真结果如图9所示。

图9

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图9 离港时负载转移仿真结果

仿真过程如下：2.5~3.5 s为岸电电源与发电机达到均分负载功率的过程;3.5~4.5 s为岸电电源输出功率降为零并退出运行,发电机输出功率达到全部负载功率的过程。

由图9a、9b可知,离港时负载转移结果与靠港时负载转移结果类似,岸电电源先与发电机均分负载功率再逐渐降为零并退出运行,系统频率在标准范围类阶梯式变化;由图9c、9d可知,离港时负载转移过程中电压无大的波动且不出现电流冲击。

5 结论

(1) 本文提出二段式船岸间负载转移策略,使岸电电源输出功率能够先均分负载功率再达到功率设定值。

(2) 通过参数优化将系统设计为二阶临界阻尼系统,最终使岸电电源输出功率能够无超调的达到设定值,相比于基于Droop控制的逐级切换方式,能够有效避免对发电机造成逆功率,实现了船舶负载的平滑转移。

(3) 本文通过仿真验证了上述控制策略的有效性。

参考文献

原文顺序

文献年度倒序

文中引用次数倒序

被引期刊影响因子

[1]

陈枫, 应鸿, 徐鲲鹏, 等.

船舶岸电电源多机并联的并网无缝切换技术的研究

[J]. 电气工程学报, 2017, 12(4):33-37.