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第 44 卷第 8 期2023 年 8 月哈 尔 滨 工 程 大 学 学 报Journal of Harbin Engineering UniversityVol.44.8Aug.2023燃-燃联合动力系统并车控制方法优化李健1,王志涛1,李铁磊2,李淑英1(1.哈尔滨工程大学 动力与能源工程学院,黑龙江 哈尔滨 150001;2.哈尔滨工程大学 工程训练中心,黑龙江 哈尔滨 150001)摘 要:为提高燃-燃联合动力系统的动态性能,本文对系统运行模式切换过程的并车控制方法进行了研究。依据动力学与热力学原理,采用多平台集成仿真的方法建立了由三轴燃气轮机、螺旋桨和传动装置组成的燃-燃联合动力系统的集成仿真模型。在此基础上,将线性自抗扰控制与平行功率反馈策略相结合,提出了 PD-ADRC 串级控制方法,建立了并车控制器模型,对燃-燃联合动力系统的并车和解列过程进行了仿真研究。结果表明:PD-ADRC 串级控制可以有效控制燃-燃联合动力系统的并车、解列过程,负荷转移时不会出现功率超调与振荡现象,与传统PID 控制相比,可以有效提高燃-燃联合动力系统的动态性能。关键词:燃-燃联合动力;燃气轮机;集成仿真;平行功率反馈;自抗扰控制;串级控制;多机并车;负荷分配DOI:10.11990/jheu.202110008网络出版地址:https:/ 文献标志码:A 文章编号:1006-7043(2023)08-1345-09Control method optimization for the paralleling operation of a combined gas turbine and gas turbine systemLI Jian1,WANG Zhitao1,LI Tielei2,LI Shuying1(1.College of Power and Energy Engineering,Harbin Engineering University,Harbin 150001,China;2.Engineering Training Center,Harbin Engineering University,Harbin 150001,China)Abstract:The control method for the merging operation in working mode switching is studied to improve the dynam-ic performance of combined gas turbine and gas turbine(COGAG)systems.An integrated simulation model of a COGAG system consisting of a three-shaft gas turbine,propeller,and transmission device is established on the ba-sis of dynamics and thermodynamics principles by using a multiplatform integrated method.On this basis,the linear active disturbance rejection control(ADRC)and parallel power feedback strategy are combined for simulation.Then,a PD-ADRC cascade control method is proposed.Furthermore,a controller model is established to perform simulation tests of the paralleling and disconnecting operations of the COGAG system.The simulation results show that the COGAG system can be controlled effectively by the PD-ADRC method and that power overshoot and oscilla-tion do not exist in dynamic processes.Compared with the traditional PID control,the controller designed in this work can improve the dynamic performance of the COGAG system.Keywords:COGAG;gas turbine;integrated simulation;parallel power feedback strategy;active disturbance rejec-tion control;cascade control;parallel running;power distribution收稿日期:2021-10-02.网络出版日期:2023-05-18.基金项目:国家科技重大专项(2017-V-0005-0055).作者简介:李健,男,博士研究生;王志涛,男,副教授.通信作者:王志涛,E-mail:wangzhitao .燃-燃联合动力(combined gas turbine and gas turbine,COGAG)系统是指多台燃气轮机通过协调控制共同工作的动力装置。此装置功率大、机动性好,主要用于船舶推进1-2。COGAG 系统的工作模式灵活,为保证系统的机动性及经济性,针对不同船速可选用不同的运行模式。并车、解列为不同运行模式切换时必需的动态操作,此过程的控制效果直接影响船舶整体的动态性能。国内外专家对并车控制策略进行了广泛研究,主要包括:并列式、主从式和平行功率反馈式控制3-4。张振海5基于 C+编程语言建立了燃气轮机及其控制系统模型,采用仿真的方法验证了功率反馈控制方法的有效性。陈虞涛6-7基于双机并车实验台建立了其仿真模型,通过仿真的方法对比了主从控制、平行功率反馈控制和单调速控制这 3 种控制策略的优劣。黎振宇8采用比例-积分-微分(proportional integral deriva-哈 尔 滨 工 程 大 学 学 报第 44 卷tive,PID)控制算法设计了燃-燃联合动力装置的并车控制器,通过仿真试验验证了控制策略及控制算法的正确性。Xiros9基于从螺旋桨扰动到输出轴转速的闭环传递函数,设计了一种船舶系统鲁棒PID 控制方法,为并车过程主机调速器的设计提供了方法。Guillemette10 利用卡尔曼滤波估计了当前发动机的负载扰动,将扰动以一定增益比例放大后,与转速信号一同反馈到调速器,降低了扰动对调速器的影响。Van11 提出多输入、多输出 H 无穷控制的调速器设计方法可有效防止船舶发动机过载,降低转速波动。多数算法的设计与改进主要是针对调速器部分,在与并车控制策略结合时,不能很好地实现兼容。现有并车控制主要基于 PID 算法实现,即使是改进也是在其基础上进行控制参数优化。PID被动地基于误差反馈来消除误差,这样的控制算法使其自身的调节滞后于扰动,当控制力过大时,系统可能出现振荡与超调现象,而且容易出现积分饱和现象。自抗扰控制(active disturbance rejection con-trol,ADRC)将控制系统简化为积分串联型系统,其余未建模部分及系统不确定因素均被归结为总扰动12。ADRC 算法具有较强的鲁棒性和天然的解耦性,而且建模方法简单,非常适合 COGAG 系统并车控制设计。由于传动系统结构复杂,离合器、齿轮箱等部件机械耦合现象明显,0 维模型精度不足,本文采用多平台联合仿真的方法,对系统不同模块分别建立不同维度仿真模型,通过开发接口模块集成建立COGAG 系统模型。对线性 ADRC 算法进行研究,设计了 PD-ADRC 串级并车控制器,基于模型模拟系统并车、解列过程,验证控制方法的有效性和优越性。1 燃-燃联合动力系统仿真模型 COGAG 装置左舷侧的结构如图 1 所示。燃气轮机各自通过一台 SSS 离合器与传动系统相连接,燃气轮机经由齿轮箱减速将功率传递至螺旋桨。螺旋桨产生推力,克服阻力推动船舶前进。装置左右舷侧为对称结构,本文以装置左舷侧为对象进行控制方法研究。1.1 燃气轮机模型 分别对压气机、涡轮、燃烧室进行模块化建模,采用容积惯性法集成建立燃气轮机模型13-15。1)压气机及涡轮模型。建立压气机特性计算模块时,确定折合流量、压比、效率、折合转速这 4 个参数中的 2 个,压气机的工作状态就可以确定,进而得到其他 2 个特性参数。图 1 COGAG 左舷侧结构示意Fig.1 Schematic of the port side of COGAG折合流量 Gcor、工作效率 c分别为:Gcor=f1(pcoutpcin,ncTcin)(1)c=f2(pcoutpcin,ncTcin)(2)式中:pcin和 pcout分别为压气机进、出口压力;nc为压气机转速;Tcin为压气机进口空气温度;Gc为进口空气流量;nc/Tcin为折合转速;f1为折合流量特性计算函数;f2为工作效率特性计算函数。采用变比热法建立压气机热力性能计算模块,以理想气体特性处理压气机中的空气可得:Scout,s=Scin+Rgln(pcout/pcin)(3)式中:Scout,s为绝热条件下压气机出口熵函数;Scin为压气机进口熵函数;Rg为空气的气体常数。熵函数为工作的状态参数,只与温度有关,进而根据热力特性计算压气机进出口工质的温度和焓值。涡轮部件的建模方法与压气机类似,不再赘余。需要说明,本文所采用的压气机及涡轮的特性线数据均取自于 Gasturb 商业软件。2)燃烧室模型。考虑燃烧室的容积惯性与热惯性,根据质量能量守恒定律可得:dPBoutd=Rg(GBin+Gf-GBout)VB+PBoutTBoutdTBoutd(4)dTBoutd=RgTBoutk(GBinhBin+GfHuB-GBouthBout)-hBout(GBin+Gf-GBout)/(PBoutVCp)(5)式中:PBout为燃烧室出口压力;TBout为出口燃气温度;VB为燃烧室容积;GBin、Gf、GBout分别为进口空气流量、燃油流量、出口燃气流量;hBin为进口空气焓值;hBout为出口燃气焓值;Cp为燃气比热;k 为绝热系数;V 为体积。6431第 8 期李健,等:燃-燃联合动力系统并车控制方法优化3)转子模块。在涡轮驱动压气机及输出功率的过程中,转子动力方程可表示为:dnd=900I2n(NA-NL)(6)式中:n 为转子转速;NA、NL分别为主动功率和负载功率;I 为转动惯量;为时间。4)容积模块。容积惯性表征了有限空间中质量积累效应,一般在部件连接部分及气体流通管路部分给予考虑。根据质量守恒定律,容积惯性模块可表示为:dPd=RgToutV(Gin-Gout)(7)式中:P 为容积内气体平均压力;Tout为出口温度;Gin、Gout分别为容积进出口流量。1.2 螺旋桨及船体模型 螺旋桨相对于水的轴向速度称为进速,可表示为:VA=Vs(1-)(8)式中:VA为螺旋桨进速;Vs为船速;为伴流分数。螺旋桨进速系数 J 为:J=hpD=VAnspD(9)式中:hp为螺旋桨进程;nsp为螺旋桨转速;D 为螺旋桨直径。基于进速系数 J 与螺距比 H,通过相应函数关系可求解推力系数 KT与扭矩系数 KQ为:KT=g1(J,H)(10)KQ=g2(J,H)(11)螺旋桨推力 Tp和扭矩 Mp为:Tp=KTn2spD4(12)Mp=KQn2spD5(13)螺旋桨提供的有效推力 Te为:Te=(1-tp)Tp(14)式中 tp为推力减额系数。本文采用 Holtrop-Menner 法计算相应船舶阻力,基于动量定律建立船速模型为:dVsd=(Te-R)ms(15)式中:R 为船舶阻力;ms为船体质量。1.3 传动系统模型 传动系统的仿真模型主要包括 SSS 离合器、齿轮箱与必要的连接轴。1)SSS 离合器。同步自动切换离合器,简称 SSS 离合器,主要由主动件、中间件和从动件 3 部分组成16-17。当主动件转速高于从动件转速,离合器自动接合;当主动件转速低于从动件转速,离合器自动脱开。主动件、中间件以及从动件的运动学方程可表示为:Md-Mr1=I1dw1d(16)Mr1-Mr2=I2(dw1d+dw2d)(17)Mr2-Ml=I3dw3d(18)式中:Md为输入动力矩;Mr1为主动件的阻力矩,主要包括螺旋齿上阻力矩、齿面摩擦力矩、结合面处摩擦力矩;Mr2为中间件阻力矩,主要包括从动件施加的阻力矩和驱动齿啮合产生的摩擦力矩;Ml为负载力矩;I1、I2、I3分别为主动件、中间件与从动件的转动惯量;w1、w2、w3为主动件、中间件与从动件角速度。中间件相对主动件做螺旋运动,中间件的运动规律为:v2=-Dt22tan(19)L2=v2dt(20)式中:v2为中间件轴向速度;L2为中间件轴向位移;Dt为螺旋齿分度圆直径;为螺旋齿螺旋角。2)齿轮箱。多输入齿轮箱用于减速与传递扭矩,运动学方程可表示为:(Mi1ni1+Mi2ni2)g=Mo1no1(21)式中:Mi1与 Mi2为输入扭矩;Mo1为输出扭矩;ni1与ni2为输入轴转速;no1为输出轴转速;g为效率。传动系统的运行原理复杂,存在明显的机械耦合现象。为保证仿真精度,本文建立了 COGAG 装置的传动装置,如图 2 所示三维动力学模型。在CREO 软件建立各部件的三维模型,进行装配集成后,导入到动力学软件 Adams 中。模型的属性及约束设置参见文献2的方法实现。1.4 协同仿真 燃气轮机模型与螺旋桨船体模型均是基于数学模型编程建立,传动系统模型是在 Adams 软件中基于三维模型建立的,需要将不同部件模块进行集成。本文在 Adams 中利用 C 语言编译生成接口模块,利用德国 TLK-Thermo GmbH 公司的 TISC软件实现接口调用与协同仿真。设置传动系统的输入参数为各台燃气轮机转速、扭矩;系统的输出参数为 SSS 离合器滑移距离、SSS 离合器扭矩、螺旋桨转速。在 Adams 中生成接口模块时,需要保证设置的仿真步长与 TICS 仿真平台通讯步长一致,同时保证各部件模块的初始相互匹配。接口模块如图 3 所示。7431哈 尔 滨 工 程 大 学 学 报第 44 卷图 2 传动装置仿真模型Fig.2 Simulation model of transmission device1.5 模型验证 在额定工况下,三轴燃气轮机的仿真值与试验值对比如表 1 所示。与试验数据相比,各部件的仿真数据的相对误差均在 3.2%以内,本文建立的燃-燃联合动力系统的准确性得到验证。2 并车控制方法研究2.1 线性 ADRC 算法 燃气轮机为一阶动态系统18,可表示为:y=h(t,y,u,w)+bu(22)式中:y 为输出变量;u 为输入变量;t 为时间;w 为外部扰动;b 为增益。可以将其分解为 b 的估计值 b0和估计偏差(b-b0)共 2 部分。式(22)可表示为:y=h+(b-b0)u+b0u=f+b0u(23)式中:f=h+(b-b0)u,表示总扰动。图 3 传动装置接口模块Fig.3 Interface module of transmission device表 1 试验数据与仿真数据对比Table 1 Comparison of experiment data and simulation data类型高压压气机转速/(r/min)低压压气机转速/(r/min)进口空气量/(kg/s)低压压气机压缩比高压压气机压缩比动力涡轮膨胀比燃烧室出口温度/K动力涡轮出口温度/K试验值9 5007 500854.554.403.451 550773.15仿真值9 7567 38883.34.524.463.561 510.3772.1 ADRC 算法的思路是对总扰动进行估计,从而在设计控制器时将这部分抵消,简化需要控制系统的结构。设置控制率为:u=(u0-f)/b0(24)式中:u0为状态误差反馈控制率;f为总扰动的估计。将式(24)代入式(23)可得:y=(f-f)+u0(25)由式(25)可以看出,如果总扰动的估计准确,系统则可以简化为:y u0(26)式(26)可以利用简单的 P 控制实现:u0=kp(r-y)(27)式中 r 为控制目标设定值。为得到总扰动的估计值,令 x1=y,x2=f,式(23)可改写成状态空间方程的形式:X=AEX+BEu+Efy=CEX(28)式中:X=x1x2T,AE=0100,BE=b00T,E=0 1T,CE=1 0。为式(28)系统设计状态观测器:Z=AEZ+BEu+L(y-y)=(AE-LCE)Z+BEu+Ly(29)式中:Z=z1 z2T=y fT为 X 的估计值;L=1 2T为观测器增益向量。8431第 8 期李健,等:燃-燃联合动力系统并车控制方法优化基于状态观测器的估计值,式(24)控制率为:u=u0-z2b0=-KEZ+Nr(30)式中:KE=kp/b0 1/b0,N=kp/b0。分别将式(30)代入到式(28)与式(29),可得闭环系统与补偿系统的特征方程:det(sI-(AE-BEKE)=0(31)det(sI-(AE-BEKE-LCE)=0(32)式中 s 分别为各自特征方程的根。分别求解式(31)与(32),采用带宽参数化调节方法19,可得:kp=wc(33)1=2w0,2=w20(34)式中:wc表示闭环系统的带宽;w0表示状态观测器的带宽。所以在针对燃气轮机系统设计线性 ADRC控制器时,只需调节 wc、w0和 b0即可。2.2 并车控制策略 并车过程可分为 2 个阶段,首先空载机提升转速,转速略高于工作机的转速时,轻载机通过 SSS 离合器进入系统,这一过程称为转速同步;随后工作机将部分功率转移至空载机,直至功率分配平衡,这一过程称为负荷转移。平行功率反馈策略下的 2 个控制器不分主从,同时反馈各自的转速、功率参数到控制器中。可以控制并车前后的转速与功率平衡,稳定性较好,本文采用此种控制策略。以图 1 的左舷侧 2 台燃气轮机的并车过程为例。输入变量为 2 台燃气轮机的燃油流量,若将 2台燃机的功率作为输出变量,在并车过程可以通过功率偏差控制燃油流量,随后需要切换到基于转速差控制并车后系统的加速过程,涉及到无扰切换过程,控制过程复杂,系统稳定性会受到挑战。本文对系统进行开环辨识,在 0.5 船速下(本文所有数据均进行归一化处理),2 台燃气轮机功率分配平衡时,分别对 2 台燃气轮机的燃油流量作当前燃油量 1%阶跃,比较 2#燃机的功率变化:Ne1-2/Ne2-2=1.2%(35)式中:Ne1-2为 1#燃机燃油流量变化引起的 2#燃机功率变化;Ne2-2为 2#燃机燃油流量变化引起的 2#燃机功率变化。在负荷分配过程中,1#燃机燃油流量变化对于2#燃机输出功率的影响很小,相比于 2#燃机燃油流量引起的功率变化,其影响可以忽略。故而可以分别单独设计控制回路。为避免控制切换过程,同时可以实现并车及并车后的控制操作,本文采用 PD-ADRC 串级控制设计并车控制器。通过外环的 PD 回路计算设定转速,通过内环线性 ADRC 回路控制燃气轮机的燃油流量,实现功率转移。控制回路如图 4 所示。图 4 PD-ADRC 控制回路示意Fig.4 Diagram of PD-ADRC control circuit 在并车过程中需要保证系统总功率的平稳,本文将反馈的总功率与相应燃机的功率分配系数相乘,作为不同燃机的目标功率。由于各燃机的比例系数总和为1,这样即可保证不同燃机的目标功率的总和与系统总功率实时相等。可以通过调节功率分配系数实现 2台燃机的不同功率分配比例。当需要 2 台燃机功率平均分配时,比例系数设置为0.5。基于目标功率与反馈功率的偏差在 PD 控制器中计算设定转速;基于设定转速与反馈转速的偏差通过线性 ADRC 控制算法实现燃机燃油流量的控制,从而完成功率转移过程。9431哈 尔 滨 工 程 大 学 学 报第 44 卷集成控制器与各部件模型,建立的 COGAG 系统模型结构示意图如图 5 所示。图 5 燃-燃联合动力系统模型结构示意Fig.5 Schematic diagram of COGAG model3 并车/解列仿真试验与分析 基于集成建立的 COGAG 模型及设计的控制器,进行 COGAG 系统左舷侧并车、解列仿真试验。3.1 并车仿真试验 仿真实验操作条件为前 20 s 时 1#燃机单独驱动螺旋桨,此时 2#燃机为空载状态,只发出小部分功率以克服阻力。在 20 s 时给出并车指令,使 2#燃机并入系统;40 s 时给出负荷分配指令,2 台燃机的功率进行平均分配,120 s 仿真结束。图 6 为并车过程系统运行特性曲线。图 6 并车过程 COGAG 系统运行特性Fig.6 Operation characteristics of COGAG system during the merging operation 在 20 s 开始进行并车时,2#燃机的燃油流量略有增加,这一侧 SSS 离合器的主动件转速升高,中间件向主动件移动,滑移距离减小。在 25 s 左右滑移距离变为 0,主动件与从动件完全接合,2#燃气轮机0531第 8 期李健,等:燃-燃联合动力系统并车控制方法优化进入系统。本文建立的传动系统模型是通过施加阻尼力模拟 SSS 离合器的阻尼油腔结构。在油阻尼的作用下,主动件在 SSS 离合器快要接合之前就需要克服一定的阻力,从而使 SSS 离合器的传递力矩在接合之前就开始增大,所以在 23 s 左右,2#燃机的功率与扭矩也会由于克服阻尼力略有变化。随后在40 s 时,开始进行负荷分配过程。在并车控制器的作用下,1#燃机的燃油流量减小,2#燃机的燃油流量增大,1#燃机逐渐将部分功率转移至 2#燃机,直至 2台燃机的功率分配平衡。由于此时两侧的 SSS 离合器均一直处于接合状态,所以传递扭矩的变化规律与功率一致。由图 7 可知,2 台燃机在负荷分配完成时,不会出现功率分配不平衡现象,功率分配控制精度较高。设计的 PD-ADRC 串级控制回路可以实现系统的并车过程。分别在 PD-ADRC 控制与传统的平行功率反馈PID 控制20-21下,设置不同的功率分配系数(系数设置为 0.5、0.6 及 0.4)进行功率转移仿真试验。前 10 s,1#燃机为系统提供功率,2#燃机虽然并入系统,但尚未承担负载。在 10 s 时给出指令进行功率转移,直至 80 s 仿真结束,功率转移特性如图 7所示。PD-ADRC 可根据实际需求实现不同分配比例的功率转移控制。比例系数为 0.5 时,PD-ADRC 控制下的 2 台燃机用时 21 s 即可达到功率平衡,比PID 控制的功率转移快了近 30 s。虽然功率变化的速度较快,但并未出现功率超调与振荡现象。在传统的 PID 的控制下,随着功率转移,功率变化曲线的斜率逐渐减小,转移速度逐渐变慢。PD-ADRC 控制下的功率在平衡前一直保持着较快的变化速率。比例系数为 0.6 与 0.4 时,表现出了相同的变化规律。对比 PID 控制,PD-ADRC 控制可以缩短功率分配所需时间,提高系统机动性。3.2 解列仿真试验 前 20 s,2 台燃机提供相同的功率共同驱动螺旋桨。在 20 s 时给出负荷转移指令,2#燃机将功率转移至 1#燃机。在 100 s 时给出解列指令,2#燃机从系统中脱开,由 1#燃机单独驱动负载,140 s 仿真结束。图 8 为解列过程系统运行特性曲线。当给出负荷转移指令后,在并车控制器的作用下,1#燃机燃油流量增大,2#燃机燃油流量减小,2#燃机迅速将功率转移至 1#燃机。此时两侧的 SSS离合器均处于接合状态,离合器传递力矩的变化规 律与燃机功率变化规律一致。当 100 s 给出解列指令时,2#燃机的燃油量迅速下降,SSS 离合器的主动件迅速与从动件脱开,由于此时 2#燃机还会承担小部分的功率,当其从系统脱开时,2#燃机的功率与传递力矩均会发生小的向下阶跃。同时本由 2#燃机承担的这部分功率会转由 1#燃机承担,这一不连续过程会对系统产生冲击,1#燃机的功率与传递扭矩会突增,随着系统将这一突变冲击消化,系统恢复平稳运行。图 7 功率转移过程 COGAG 系统运行特性Fig.7Operation characteristics of COGAG system dur-ing power transfer process图 9 为双机解列时的功率转移特性对比。由图可知,本文设计的 PD-ADRC 控制器同样可以缩减解列过程中负荷转移的所需时间。1531哈 尔 滨 工 程 大 学 学 报第 44 卷图 8 解列过程 COGAG 系统运行特性Fig.8 Operation characteristics of COGAG system during the separating operation图 9 解列过程功率转移特性Fig.9Power transfer characteristic of COGAG system during the separating operation4 结论 1)通过对系统进行开环辨识发现,在负荷分配过程中,一台燃机燃油流量变化引起另一台燃机的输出功率变化很小,相比于由自身燃油流量引起的变化,其影响可以忽略。故而可以为并车过程的各燃机分别单独设计控制回路。2)在并车开始阶段,SSS 离合器在快要接合时需要克服一定的阻尼力,此时燃机的功率与传递力矩均会略有增大;在解列过程中,当轻载机从系统脱开时,本由轻载机承载的小部分功率瞬间转移至重载机,这一过程会对系统产生冲击,重载机的功率及传递扭矩会突增。随着系统将这一功率冲击消化,系统恢复平稳运行。3)PD-ADRC 串级控制器可以有效地 实 现COGAG 系统的并车、解列过程,负荷转移时不存在功率超调和振荡现象。与 PID 控制相比,可以提高负荷分配过程的系统机动性。本文提出的控制结构与方法,不局限于燃-燃联合动力系统,同样适用于以其他类型主机作为动力源的联合动力系统,为多机系统控制提供了思路与方法。参考文献:1 吴继传,刘永文.燃燃共同运行功率均衡控制策略研究J.船舶工程,2015,37(S1):142-145,177.WU Jichuan,LIU Yongwen.Study of power equalization control strategy for COGAGJ.Ship engineering,2015,37(S1):142-145,177.2 李铁磊,王志涛,李淑英.燃-燃联合动力装置工作特性仿真研究J.哈尔滨工程大学学报,2016,37(10):1366-1372.LI Tielei,WANG Zhitao,LI Shuying.Simulation of per-formance characteristics of a combined gas turbine and gas turbine deviceJ.Journal of Harbin Engineering Univer-sity,2016,37(10):1366-1372.3 王志涛.燃燃联合动力发电模块特性仿真研究D.哈尔滨:哈尔滨工程大学,2008.WANG Zhitao.The simulation study on the dynamic be-havior of COGAG generating moduleD.Harbin:Harbin Engineering University,2008.4 雷昊达.柴燃联合动力装置半物理仿真实验研究D.哈尔滨:哈尔滨工程大学,2019.LEI Haoda.Experimental study on semi-physical simula-tion of diesel-fuel combined power plantD.Harbin:Har-bin Engineering University,2019.5 张振海,张仁兴,龚建政.舰船燃气轮机双机并车控制2531第 8 期李健,等:燃-燃联合动力系统并车控制方法优化仿真技术研究J.海军工程大学学报,2005,17(2):28-32,58.ZHANG Zhenhai,ZHANG Renxing,GONG Jianzheng.Simulation researchof control technology of paralleled twin-engine on naval shipJ.Journal of Naval University of Engineering,2005,17(2):28-32,58.6 陈虞涛,曾凡明,陈国钧,等.基于单调速器法的并车控制器模型与并车推进装置特性分析J.武汉理工大学学报(交通科学与工程版),2008,32(6):1037-1039,1047.CHEN Yutao,ZENG Fanming,CHEN Guojun,et al.Model of parallel running controller and analysis of charac-teristics of marine CODAD propulsion plant based on single governor methodJ.Journal of Wuhan University of Tech-nology(transportation science&engineering),2008,32(6):1037-1039,1047.7 陈虞涛,曾凡明,陈国钧,等.船舶并车推进装置负荷均衡控制策略研究J.舰船科学技术,2008,30(5):24-27.CHEN Yutao,ZENG Fanming,CHEN Guojun,et al.Study on power control strategy of marine CODAD propul-sion plant J.Ship science and technology,2008,30(5):24-27.8 黎振宇.船用燃气轮机并车控制器设计与研究D.哈尔滨:哈尔滨工程大学,2013.LI Zhenyu.Study and design of parallel operarion control-ler for marine gas turbineD.Harbin:Harbin Engineer-ing University,2013.9 XIROS N.Robust control of diesel ship propulsionM.London:Springer London,2002.10 SULLIGOI G,CASTELLAN S,AIZZA M,et al.Active front-end for shaft power generation and voltage control in FREMM frigates integrated power system:modeling and validationC/International Symposium on Power Elec-tronics Power Electronics,Electrical Drives,Automation and Motion.Piscataway,NJ:IEEE,2012:452-457.11 VAN SPRONSEN P J,TOUSAIN R L.An optimal con-trol approach to preventing marine diesel engine overloa-ding aboard karel doorman class frigatesJ.IFAC pro-ceedings volumes,2001,34(7):493-498.12 HAN Jingqing.From PID to active disturbance rejection controlJ.IEEE transactions on industrial electronics,2009,56(3):900-906.13 KIM T,HWANG S.Part load performance analysis of re-cuperated gas turbines considering engine configuration and operation strategy J.Energy,2006,31(2/3):260-277.14 CAMPOREALE S M,FORTUNATO B,MASTROVITO M.A modular code for real time dynamic simulation of gas turbines in simulinkJ.Journal of engineering for gas turbines and power,2006,128(3):506-517.15 MA Wentong,LIU Yongwen,SU Ming,et al.Multi-stage axial flow compressors characteristics estimation based on system identificationJ.Energy conversion and manage-ment,2008,49(2):143-150.16 HENDRY M L,ZEKAS B M.U.S.navy experience with SSS(synchro-self-shifting)clutchesC/Proceedings of ASME turbo expo 2008:power for land,sea,and air,New York,2009:463-474.17 HENDRY M L,HOFFMAN M G.Development,testing,and implementation of a gas turbine starting clutch with manual turning feature for U.S.navy shipsJ.Journal of engineering for gas turbines and power,2007,129(3):785-791.18 陆军,郭迎清,陈小磊.线性拟合法建立航空发动机状态变量模型J.航空动力学报,2011,26(5):1172-1177.LU Jun,GUO Yingqing,CHEN Xiaolei.Establishment of aero-engine state variable model based on linear fitting methodJ.Journal of aerospace power,2011,26(5):1172-1177.19 GAO Zhiqiang.Scaling and bandwidth-parameterization based controller tuningC/Proceedings of the 2003 A-merican Control Conference.Piscataway,NJ:IEEE,2003:4989-4996.20 马文奇.柴-燃联合动力装置集成仿真及工作特性研究D.哈尔滨:哈尔滨工程大学,2019.MA Wenqi.Research on the integrated simulation and op