兩葉片變速風(fēng)力機(jī)組避免塔架共振控制策略

第一作者宋冬然男，博士生，1983年生

通信作者楊建男，博士，副教授，1978年生

兩葉片變速風(fēng)力機(jī)組避免塔架共振控制策略

宋冬然1，楊建1，董密1，晏勤2，張博2

(1.中南大學(xué)信息科學(xué)與工程學(xué)院，長沙410083；2.廣東明陽風(fēng)電產(chǎn)業(yè)集團(tuán)有限公司，廣東中山528437)

摘要：變速風(fēng)力發(fā)電機(jī)組中塔架固有頻率及葉輪旋轉(zhuǎn)頻率一致會(huì)致機(jī)組出現(xiàn)共振現(xiàn)象。為避免共振，設(shè)立轉(zhuǎn)速禁區(qū)控制風(fēng)力發(fā)電機(jī)組快速通過共振區(qū)間。在研究分析兩種不同基于轉(zhuǎn)速禁區(qū)控制策略基礎(chǔ)上，提出適合兩葉片風(fēng)電機(jī)組避免塔架共振控制方案。通過Bladed軟件仿真測(cè)試并分析不同轉(zhuǎn)速禁區(qū)對(duì)機(jī)組性能影響，將所得參數(shù)用于現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)。仿真、實(shí)驗(yàn)表明，所提轉(zhuǎn)速禁區(qū)方案能有效避開共振區(qū)，并能保證發(fā)電量損失最小。

關(guān)鍵詞：變速風(fēng)力發(fā)電機(jī)組；速度禁區(qū)；塔架共振；兩葉片

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金(61203031)

收稿日期：2014-04-28修改稿收到日期：2014-08-29

中圖分類號(hào):TK83文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Control strategy to avoid tower resonance for two-blade variable-speed wind turbine

SONGDong-ran1,YANGJian1,DONGMi1,YANQin2,ZHANGBo2(1.School of Information Science & Engineering, Central South University, Changsha 410083, China;2.Guangdong Ming Yang Wind Power Group Co., Ltd, Zhongshan 528437, China)

Abstract:For variable-speed wind turbine (VSWT), resonance appears when the natural frequency of tower is close to the rotational frequency of rotor. In order to avoid resonance, a speed exclusion zone (SEZ) to control a wind turbine passing quickly through the zone was established. Two control strategies based on SEZ were analyzed and the suitable one for two-blade VSWT was proposed. The impacts of different SEZs on turbine performance were measured and analyzed through simulations with the Bladed software, and the parameters obtained were applied to field trials. The simulation and experimental results show that the proposed strategy can effectively avoid the arousal of tower resonance, and ensure the minimum loss of generation power.

Key words:variable speed wind turbine (VSWT); speed exclusion zone; tower resonance; two-blade

風(fēng)能是發(fā)展最快的可再生能源之一。據(jù)世界風(fēng)能學(xué)會(huì)統(tǒng)計(jì)[1]，止2013年底全世界風(fēng)電總裝機(jī)容量達(dá)296 255 MW，僅上半年新增裝機(jī)容量13 980 MW。盡管風(fēng)電裝機(jī)容量快速增長，但在工程、科學(xué)方面風(fēng)電技術(shù)發(fā)展仍存在挑戰(zhàn)[2]。現(xiàn)代風(fēng)力發(fā)電機(jī)組基本為變速、柔性結(jié)構(gòu)；且單機(jī)容量從上世紀(jì)的千瓦級(jí)別突破到目前3～8 MW，未來用于海上的單機(jī)容量將達(dá)10 MW。在此背景下，為最大程度獲取風(fēng)能、降低機(jī)組載荷，風(fēng)力發(fā)電機(jī)組需擁有大范圍變速運(yùn)行區(qū)間。而大的速度范圍可能導(dǎo)致機(jī)組葉輪旋轉(zhuǎn)頻率及其它部件如葉片、塔架、傳動(dòng)鏈的固有頻率在某速度點(diǎn)重合，從而產(chǎn)生共振。

為避免引發(fā)機(jī)組共振，設(shè)計(jì)階段通常進(jìn)行機(jī)組固有特性計(jì)算、可能引起的共振及共振區(qū)域分析[3]。機(jī)組概念設(shè)計(jì)過程中除考慮葉片、塔架、傳動(dòng)鏈固有頻率間保持一定距離外，應(yīng)盡可能避免與外界諧振力頻率重合[4]。文獻(xiàn)[5]建議葉片固有頻率與葉輪旋轉(zhuǎn)頻率(1 P)、葉片穿越頻率(nP，n為葉片數(shù))保持±12%范圍距離；塔架固有頻率、葉輪旋轉(zhuǎn)頻率與葉片穿越頻率保持10%范圍距離。實(shí)際應(yīng)用中塔架共振問題尤其突出[6]，會(huì)致整個(gè)機(jī)組振動(dòng)，直接影響機(jī)組安全性；正常設(shè)計(jì)中塔架一階固有頻率較低，與葉輪旋轉(zhuǎn)頻率較接近。對(duì)三葉片風(fēng)力發(fā)電機(jī)組可通過改變壁厚[7]或半徑改變塔架固有頻率，使固有頻率位于1P～3P之間。而對(duì)兩葉片風(fēng)力發(fā)電機(jī)組，對(duì)塔架進(jìn)行優(yōu)化使固有頻率低于1P或高于2P將導(dǎo)致塔架成本大幅上升。唯一可行方案為采取適當(dāng)控制策略避免機(jī)組運(yùn)行在共振轉(zhuǎn)速區(qū)間。

近些年，已對(duì)風(fēng)電機(jī)組共振轉(zhuǎn)速區(qū)域稱謂形成共識(shí)[8]，稱為轉(zhuǎn)速禁區(qū)(Speed Exclusion Zone，SEZ)。避免風(fēng)電機(jī)組長期運(yùn)行在該區(qū)域?yàn)榭刂颇繕?biāo)的控制策略見文獻(xiàn)[9]。Bossanyi等[10-12]提出在共振轉(zhuǎn)速前后10%范圍內(nèi)設(shè)SEZ，設(shè)轉(zhuǎn)速在該區(qū)間內(nèi)以一定斜率增加(Ramped Speed Reference，RSR)； Schaak等[13]提出在SEZ范圍內(nèi)據(jù)葉輪轉(zhuǎn)速設(shè)定發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)矩并給定函數(shù)(Torque Demanding Function，TDF)，而此函數(shù)確保SEZ為非穩(wěn)定工作區(qū)；Licari等[14]對(duì)Bossanyi方法進(jìn)行基于Matlab/Simulink的仿真及1.3 kW測(cè)試系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，獲得指導(dǎo)性建議。本文以兩葉片機(jī)組為研究對(duì)象，從應(yīng)用角度分析研究避免塔架共振的控制策略及不同控制參數(shù)下機(jī)組性能，提出適合兩葉片風(fēng)電機(jī)組避免塔架共振控制方案。研究結(jié)果可為風(fēng)電機(jī)組跨越共振區(qū)域的控制策略設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)。

1兩葉片機(jī)組塔架振動(dòng)分析

為研究塔架結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)性能，需進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析[15]。通常動(dòng)力學(xué)分析主要有系統(tǒng)動(dòng)力特性分析(即求解結(jié)構(gòu)的固有頻率和振型)、系統(tǒng)受某方向簡(jiǎn)諧激勵(lì)時(shí)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)分析[16]。本文基于塔架動(dòng)力特性分析討論兩葉片機(jī)組避免塔架共振的必要性。

1.1塔架固有頻率及共振原理

據(jù)結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)原理，塔架運(yùn)動(dòng)方程可表述為

(1)

求解式(1)，可得塔架第j階振動(dòng)頻率為

(2)

風(fēng)力機(jī)激振力主要來自葉片受力，見圖1。葉片受推力F(t)分解到水平、垂直方向的力分別為

F1(t)=F(t)sin(Ωtt)

(3)

F2(t)=F(t)cos(Ωtt)

(4)

式中：Ωt為葉輪轉(zhuǎn)速。

對(duì)風(fēng)電機(jī)組而言，葉片的受力通過塔架支撐，葉片所受推力在水平方向分力作用體現(xiàn)為塔架在左右方向(x軸)位移，垂直方向分力作用體現(xiàn)為塔架前后方向(y軸)位移?？紤]水平方向分力F1(t)，此時(shí)塔架為受迫振動(dòng)，不計(jì)阻尼的系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)方程為

(5)

式(5)的特解為

qpi(t)=Qisin(wt)

(6)

聯(lián)立式(5)、(6)，得

Qi=F(t)/[K(1-(Ωt/wij)2)]

(7)

塔架受迫運(yùn)動(dòng)的解為

qi(t)=ci1sin(wijt)+ci2cos(wijt)+Qisin(wt)

(8)

當(dāng)Ωt趨向wij時(shí)塔架振幅將趨向無窮，即共振。

圖1　葉片受力分解示意圖 Fig.1 Schematic diagram of force decomposition

1.2兩葉片機(jī)組塔架動(dòng)力學(xué)分析

對(duì)不同葉片數(shù)風(fēng)電機(jī)組，葉片所受外力合力情況不同。三葉片機(jī)組因葉片空間分布均勻，使葉輪面慣性力及氣動(dòng)力較均勻，動(dòng)力學(xué)特性較好。而兩葉片機(jī)組因葉片的空間分布使動(dòng)力學(xué)問題極為突出，易產(chǎn)生參數(shù)激振[17]。此力學(xué)問題超出本文討論范圍，此處僅以風(fēng)剪切對(duì)兩葉片塔架影響為例進(jìn)行分析。由圖1，兩葉片所受推力分別為F(t)，F(xiàn)′(t)。據(jù)文獻(xiàn)[17]，推力FT可表述為

FT=ρACTv2

(9)

式中：ρ為空氣密度；A為葉輪圓周面積；CT為推力系數(shù)；v為風(fēng)速。

由赫爾曼指數(shù)公式，風(fēng)速隨高度變化為

v(z1)/v(z2)=(z1/z2)α

(10)

式中：v(z1)，v(z2)分別為高度z1，z2處風(fēng)速。一般條件下指數(shù)取0.14。

式(10)表明風(fēng)速隨高度增加而減小，即風(fēng)剪切效應(yīng)。設(shè)輪轂中心風(fēng)速v，葉片1、2所處位置平均風(fēng)速分別為v+Δv及v-Δv，則水平方向推力分力合成為

(11)

由式(11)知，風(fēng)剪切導(dǎo)致兩葉片機(jī)組承受水平方向2倍頻的扭轉(zhuǎn)力；同理，風(fēng)剪切也導(dǎo)致兩葉片機(jī)組承受垂直方向2倍頻的俯仰力。而相同風(fēng)剪切對(duì)三葉片作用力相互疊加，完全平衡。由此表明，同等容量下，兩葉片機(jī)組塔架承受的外力激振遠(yuǎn)比三葉片機(jī)組嚴(yán)重。

一般性假設(shè)，兩葉片機(jī)組工作轉(zhuǎn)速范圍為[10 r/min, 20 r/min]，對(duì)應(yīng)1P、2P頻率范圍分別為[0.167 Hz, 0.334 Hz]及[0.334 Hz, 0.668 Hz]。而柔性塔架的一階固有頻率均位于此范圍。因此，避免塔架共振的控制策略對(duì)兩葉片變速風(fēng)力發(fā)電機(jī)組不可或缺。

2明陽風(fēng)電兩葉片機(jī)組

2.1機(jī)組基本信息

明陽風(fēng)電兩葉片機(jī)組為由德國Aerodyn公司設(shè)計(jì)的永磁同步半直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組，具有3 MW與6.5 MW兩種型號(hào)。其中3 MW機(jī)組已投入運(yùn)行，原始設(shè)計(jì)參數(shù)見表1。機(jī)組工程圖見圖2。機(jī)組塔架為圓筒式鋼塔結(jié)構(gòu)，塔架高85 m，頂部直徑2865 mm，底部直徑4 200 mm，總質(zhì)量201.7 t。

表1　機(jī)組參數(shù)

圖2　兩葉片機(jī)組 Fig.2 Two-blade wind turbine

2.2塔架共振問題

機(jī)組原始設(shè)計(jì)中，塔架固有頻率為0.34 Hz，塔架共振將發(fā)生在10.2 r/min葉輪轉(zhuǎn)速上。為避免共振，機(jī)組切入轉(zhuǎn)速設(shè)計(jì)為11.3 r/min。據(jù)最佳葉尖速比計(jì)算，11.3 r/min葉輪轉(zhuǎn)速對(duì)應(yīng)的最佳風(fēng)速為v=ΩtR/λ=11.3×3.14×50/(9.7×30)=6.1 m/s，說明在6.1 m/s之前無法實(shí)現(xiàn)最大風(fēng)能獲取?？紤]機(jī)組為全功率永磁同步發(fā)電機(jī)類型，將切入轉(zhuǎn)速優(yōu)化為切入風(fēng)速對(duì)應(yīng)的6 r/min，研究控制策略解決塔架共振問題。

機(jī)組塔架經(jīng)優(yōu)化設(shè)計(jì)后其固有頻率被改變，因此需重新計(jì)算。而塔架固有頻率取決于塔架本身質(zhì)量及剛度。塔架設(shè)計(jì)過程中，通常利用有限元分析軟件ANSYS建立有限元模型，進(jìn)行模態(tài)分析[18]。在開發(fā)避免塔架共振控制策略過程中，本文利用Bladed軟件[19]生成的坎貝爾(Campbell)圖確認(rèn)部件模態(tài)及頻率，用于控制器仿真參數(shù)設(shè)定；現(xiàn)場(chǎng)通過實(shí)測(cè)方法確認(rèn)塔架實(shí)際固有頻率修正塔架模型及控制器參數(shù)優(yōu)化。

2.2.1坎貝爾圖分析

機(jī)組坎貝爾圖見圖3。該圖顯示出2 Hz以下不同轉(zhuǎn)速對(duì)應(yīng)的塔架、葉片等部件模態(tài)。由圖3看出，塔架一階模態(tài)固有頻率f(tower)=0.354。葉輪轉(zhuǎn)速為f(tower)×60/2=10.62時(shí)，其旋轉(zhuǎn)2倍頻與該固有頻率一致，塔架將發(fā)生共振。

圖3　機(jī)組坎貝爾圖 Fig.3 Campbell diagram under study

2.2.2測(cè)試驗(yàn)證

風(fēng)力機(jī)緊急停機(jī)、剎車或偏航時(shí)會(huì)對(duì)塔架及其它支撐結(jié)構(gòu)產(chǎn)生沖擊載荷，因此可通過控制該激勵(lì)源的產(chǎn)生測(cè)量塔架實(shí)際固有頻率。本文采用緊急停機(jī)進(jìn)行測(cè)試。具體操作過程為，機(jī)組運(yùn)行在正常工作情況時(shí)按鈕緊急停機(jī)，記錄此時(shí)塔架振動(dòng)曲線，見圖4。由圖4知，急停后計(jì)算的塔架一階固有頻率為0.353 Hz,對(duì)應(yīng)的共振轉(zhuǎn)速為10.6 r/min。

圖4　急停時(shí)振動(dòng)加速度-時(shí)間曲線 Fig.4 Acceleration curves under emergency stop

3基于SEZ的控制策略

該控制策略有兩種，即RSR法與TDF法。本文在此基礎(chǔ)上對(duì)其進(jìn)行對(duì)比分析；對(duì)TDF法進(jìn)行完善，確定兩葉片機(jī)組避免塔架共振策略。

3.1RSR法

RSR法示意圖見圖5。機(jī)組共振轉(zhuǎn)速為137.1 rad/s，C、E點(diǎn)對(duì)應(yīng)的橫坐標(biāo)分別為123.4 rad/s及150.8 rad/s，二者之間即為SEZ區(qū)域。

該方法基于PI類型的轉(zhuǎn)矩控制器，其數(shù)學(xué)表達(dá)式為

Tset=(kp+ki/s)(wmes-wset)

(12)

(13)

式中：wmes，wset，wrate分別為葉輪轉(zhuǎn)速(或發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速)測(cè)量值、設(shè)定值及額定值；Tset，Trate分別為轉(zhuǎn)矩設(shè)定值、額定值；wcut_in為切入轉(zhuǎn)速；wc可取wcut_in與wrate均值；kλ為最優(yōu)轉(zhuǎn)矩系數(shù)。

圖5　RSR法示意圖 Fig.5 Diagram of RSR

由圖5看出，引入SEZ之前機(jī)組轉(zhuǎn)矩-轉(zhuǎn)速運(yùn)行曲線為A-B-C-F-G-H；引入SEZ后機(jī)組轉(zhuǎn)矩-轉(zhuǎn)速運(yùn)行曲線增加了CD-FE部分。為實(shí)現(xiàn)此目的，對(duì)式(13)進(jìn)行改造，得

(14)

3.2TDF法

TDF法示意圖見圖6。該法要點(diǎn)為在SEZ(B-C區(qū)域)及臨近區(qū)域(A-B及C-D區(qū)域)對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)速給定設(shè)置轉(zhuǎn)矩函數(shù)，利用該函數(shù)保證在SEZ內(nèi)發(fā)電機(jī)負(fù)載轉(zhuǎn)矩與驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)矩間形成非正常匹配關(guān)系，從而使SEZ區(qū)域?yàn)榉欠€(wěn)定工作區(qū)域。

圖6　TDF法示意圖 Fig.6 Diagram of TDF

3.3兩種方法優(yōu)缺點(diǎn)分析

塔架共振轉(zhuǎn)速一般位于額定轉(zhuǎn)速以下，此時(shí)風(fēng)電機(jī)組控制目標(biāo)為在安全運(yùn)行前提下實(shí)現(xiàn)最大風(fēng)能獲取。為此, 機(jī)組變槳系統(tǒng)控制槳葉維持在最佳角度，而最優(yōu)葉輪轉(zhuǎn)速跟蹤通過控制機(jī)組發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)矩實(shí)現(xiàn)。因此，對(duì)RSR法、TDF法優(yōu)缺點(diǎn)分析僅考慮槳葉角度維持不變時(shí)風(fēng)能捕獲效率及跨域SEZ區(qū)域時(shí)機(jī)組塔架及傳動(dòng)鏈載荷等因素。因定量分析需涉及大量數(shù)據(jù)計(jì)算。為簡(jiǎn)便，本文僅作定性分析。

對(duì)風(fēng)能捕獲效率，RSR法優(yōu)于TDF法。圖5的RSR法僅在SEZ區(qū)域內(nèi)無法實(shí)現(xiàn)最大風(fēng)能捕獲；而圖6的TDF法無法實(shí)現(xiàn)最大風(fēng)能捕區(qū)域包含SEZ及臨近區(qū)域(A-B及C-D區(qū)域)。SEZ范圍大小設(shè)置一致時(shí)，避免共振損失的能量RSR法小于TDF法。

對(duì)跨越SEZ區(qū)域時(shí)機(jī)組載荷，TDF法優(yōu)于RSR法?；冢孩倏缭角肮ぷ鼽c(diǎn)分析。機(jī)組在TDF法作用下運(yùn)行在A-B或C-D區(qū)域，而在RSR法作用下運(yùn)行在C-D或E-F區(qū)域。據(jù)共振分析，機(jī)組轉(zhuǎn)速頻率越遠(yuǎn)離塔架固有頻率塔架振幅越小。因此，TDF法下機(jī)組運(yùn)行轉(zhuǎn)速對(duì)塔架影響小于RSR法。此外，考慮轉(zhuǎn)矩波動(dòng)對(duì)傳動(dòng)鏈影響，TDF法亦優(yōu)于RSR法。②跨越過程中動(dòng)態(tài)分析。設(shè)跨越前機(jī)組在TDF法下運(yùn)行在A-B區(qū)域，在RSR法下運(yùn)行在C-D區(qū)域；之后風(fēng)速增加，機(jī)組嘗試跨越SEZ，在TDF法作用下機(jī)組轉(zhuǎn)矩給定隨轉(zhuǎn)速上升而減??；而RSR法下轉(zhuǎn)矩先從Thigh減小到Tlow后隨轉(zhuǎn)速給定增加而從Tlow增加到Thigh。在此跨越過程中，因兩種方法均用減小發(fā)電機(jī)負(fù)載轉(zhuǎn)矩促使機(jī)組轉(zhuǎn)速實(shí)現(xiàn)跨越。當(dāng)跨越過程中風(fēng)速突然變小，TDF法仍能保證機(jī)組跨越到C-D區(qū)域，因TDF設(shè)定B-C區(qū)域轉(zhuǎn)矩-轉(zhuǎn)速曲線為一條非穩(wěn)定運(yùn)行工作點(diǎn)集合；而RSR法卻可能使機(jī)組運(yùn)行在C-F區(qū)域。

3.4基于SEZ的兩葉片機(jī)組控制策略

由以上分析知，兩葉片機(jī)組塔架承受的外力激振遠(yuǎn)比三葉片機(jī)組嚴(yán)重，因此在控制策略中以減小機(jī)組載荷、保證機(jī)組安全運(yùn)行為第一控制目標(biāo)?；谏瞎?jié)分析，采用基于TDF方法避免塔架共振，并在監(jiān)控保護(hù)設(shè)計(jì)中，增加跨越SEZ監(jiān)視功能模塊。

TDF法核心為建立SEZ。文獻(xiàn)[13]僅提出關(guān)于TDF法理論，未涉及SEZ參數(shù)選擇及優(yōu)化。為設(shè)計(jì)合適的SEZ，需研究機(jī)組功率曲線。繪制3 MW兩葉片機(jī)組功率曲線見圖7。圖中，SEZ涉及的參數(shù)主要含A，B，C，D四點(diǎn)對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)速及功率值。為保證機(jī)組在SEZ區(qū)域及鄰近區(qū)域外其它運(yùn)行區(qū)間能獲取最大風(fēng)能，且機(jī)組不會(huì)在SEZ區(qū)域頻繁過渡，四點(diǎn)轉(zhuǎn)速及功率設(shè)置需滿足

wA≤wB

(15)

(16)

很明顯，滿足式(15)、(16)的不同轉(zhuǎn)速及功率取值對(duì)應(yīng)不同的控制性能。對(duì)轉(zhuǎn)速值選取，本文采用仿真測(cè)試方法確定。B、C點(diǎn)功率設(shè)定以機(jī)組安全穩(wěn)定跨越SEZ為首要目標(biāo)，并盡量減小SEZ導(dǎo)致的能量損失，分別取

(17)

考慮實(shí)際情況下機(jī)組運(yùn)行風(fēng)況不確定性，在監(jiān)控保護(hù)程序中增加SEZ跨越監(jiān)視功能模塊。該模塊為SR計(jì)時(shí)器，當(dāng)機(jī)組進(jìn)入SEZ區(qū)域(據(jù)轉(zhuǎn)速判斷)時(shí)開始計(jì)時(shí)；機(jī)組在SEZ區(qū)域內(nèi)超過預(yù)先所設(shè)時(shí)間時(shí)，模塊輸出觸發(fā)信號(hào)，啟動(dòng)機(jī)組保護(hù)程序；計(jì)時(shí)器復(fù)位由退出SEZ區(qū)域及機(jī)組保護(hù)程序啟動(dòng)等邏輯觸發(fā)。

圖7　功率曲線圖 Fig.7 Diagram of power curve

4仿真及現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)

仿真目的為測(cè)試控制策略的合理性；并對(duì)比不同SEZ轉(zhuǎn)速區(qū)間的機(jī)組性能，為轉(zhuǎn)速參數(shù)選取提供依據(jù)?，F(xiàn)場(chǎng)測(cè)試機(jī)組控制策略及參數(shù)設(shè)置在真實(shí)環(huán)境下的有效性，并盡可能據(jù)實(shí)際風(fēng)況對(duì)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，確保機(jī)組安全可靠運(yùn)行。

4.1仿真研究

仿真測(cè)試在專業(yè)軟件Bladed平臺(tái)下進(jìn)行，從而確保仿真的可靠性。

4.1.1仿真參數(shù)選取

仿真目的為測(cè)試不同參數(shù)對(duì)機(jī)組性能影響，考慮SEZ寬度對(duì)塔架振動(dòng)影響、SEZ臨近區(qū)域?qū)挾葘?duì)塔架振動(dòng)影響及湍流強(qiáng)度對(duì)塔架振動(dòng)影響。對(duì)前兩種情況，選±6%及±10%范圍作為SEZ及臨近區(qū)域?qū)挾取楸阌诿枋?將不同SEZ參數(shù)組合分別定義為0～4，與之相匹配的組合參數(shù)見表2。據(jù)式(21)、(22)及轉(zhuǎn)速區(qū)間，SEZ涉及的A、B、C、D點(diǎn)轉(zhuǎn)速及功率見表3。

表2　參數(shù)組合定義

表3　仿真參數(shù)設(shè)置

考慮第三種情況，據(jù)最優(yōu)葉尖速比計(jì)算共振轉(zhuǎn)速10.6 r/min對(duì)應(yīng)的平均風(fēng)速為5.7 m/s；湍流強(qiáng)度選擇據(jù)IEC 61400-1風(fēng)電機(jī)組設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)[20]分別設(shè)置為12%，14%，16%。

4.1.2仿真結(jié)果及分析

4.1.2.1穩(wěn)態(tài)風(fēng)時(shí)仿真

穩(wěn)態(tài)風(fēng)速目的主要為確認(rèn)對(duì)應(yīng)共振轉(zhuǎn)速的所需風(fēng)速及觀察所選控制參數(shù)是否能保證SEZ區(qū)域?yàn)榉欠€(wěn)定工作區(qū)。按理論計(jì)算風(fēng)速應(yīng)選5.7 m/s，但實(shí)際仿真中卻發(fā)現(xiàn)6.1 m/s風(fēng)速才能使葉輪轉(zhuǎn)速達(dá)到共振轉(zhuǎn)速10.6 r/min。原因?yàn)槟Ｐ椭泄β蕮p耗及計(jì)算誤差存在。鑒于此現(xiàn)象更符合實(shí)際應(yīng)用場(chǎng)景，故本文設(shè)置平均風(fēng)速6.1 m/s作為基準(zhǔn)進(jìn)行仿真。

穩(wěn)態(tài)風(fēng)時(shí)仿真結(jié)果見圖8，仿真曲線按順序依次為風(fēng)速、葉輪轉(zhuǎn)速、輸出功率及機(jī)艙左右方向位移。圖中黑色、紅色、綠色、藍(lán)色及青色曲線分別為組合0(即未設(shè)置SEZ區(qū)域)、組合1～組合4下結(jié)果(后續(xù)仿真設(shè)置與此一致)。組合0下轉(zhuǎn)速及功率值分別穩(wěn)定在10.6 r/min及0.42 MW左右， 但此時(shí)機(jī)艙左右位移振幅卻在增大，即出現(xiàn)本文所需解決的共振問題。組合1、組合2下的轉(zhuǎn)速值分別從10.6 r/min上升到11.4 r/min及11.8 r/min；發(fā)電機(jī)輸出功率先分別從0.42 MW減小到0.34 MW及0.32 MW，再增加并分別穩(wěn)定在0.43 MW、0.42 MW附近；機(jī)艙位移振幅經(jīng)先增加再減小過程后趨于穩(wěn)定。組合3、4下的轉(zhuǎn)速值分別從10.6 r/min下降到9.6 r/min及9.2 r/min；發(fā)電機(jī)輸出功率先分別從0.42 MW增加到0.5 MW及0.52 MW，再減小并分別穩(wěn)定在0.41 MW及0.4 MW附近；機(jī)艙位移振幅經(jīng)動(dòng)態(tài)過程后趨于穩(wěn)定。不同組合下的穩(wěn)態(tài)功率之間差異原因?yàn)槿~尖速比不同。此外，所有組合中轉(zhuǎn)速、功率均存在一定波動(dòng)，此為塔架振動(dòng)所致影響。

圖8　穩(wěn)態(tài)風(fēng)下仿真結(jié)果 Fig.8 Simulation results at steady wind

由分析可知，本文設(shè)計(jì)的參數(shù)組合在穩(wěn)態(tài)風(fēng)下均能有效避免塔架共振，但不同組合對(duì)機(jī)組功率輸出及塔架載荷影響明顯不同：機(jī)艙位移動(dòng)態(tài)變化過程反映出塔架受力情況，穩(wěn)態(tài)功率間差異顯示出機(jī)組不同的風(fēng)能轉(zhuǎn)換效率。對(duì)此分析結(jié)合湍流風(fēng)下仿真研究進(jìn)行。

4.1.2.2湍流風(fēng)時(shí)仿真

以6 m/s平均風(fēng)速為基準(zhǔn)，分別設(shè)定湍流強(qiáng)度為12%，14%，16%風(fēng)況，進(jìn)行5種參數(shù)組合下仿真，所得結(jié)果見圖9～圖11。

圖9　湍流風(fēng)12%強(qiáng)度下仿真結(jié)果 Fig.9 Simulation results at turbulent wind of 12%

圖9中，機(jī)艙位移最明顯為組合0的結(jié)果，其次為組合1。在200 s、480 s、530 s時(shí)刻，組合0下機(jī)艙位移振幅達(dá)到局部最大值(超過0.1 m)，風(fēng)速、轉(zhuǎn)速均為局部最大值：風(fēng)速接近 m/s，轉(zhuǎn)速值分別為11.4 r/min、11.4 r/min、11.5 r/min。在215 s時(shí)刻，組合1下位移振幅達(dá)峰值(超過0.1 m)，轉(zhuǎn)速達(dá)局部最大值11.5 r/min。其它組合下位移振幅峰值均未超過0.1 m。

圖10　湍流風(fēng)14%強(qiáng)度下仿真結(jié)果 Fig.10 Simulation results at turbulent wind of 14%

圖10中，機(jī)艙位移最明顯有組合0、組合3下結(jié)果，其次為組合1、組合2。組合0的曲線特征與圖9類似。在時(shí)間段210～280 s，組合3機(jī)艙位移振幅一直維持在0.1 m水平上，轉(zhuǎn)速處于10～11.2 r/min范圍內(nèi)。在215 s時(shí)刻，組合1、2下位移振幅達(dá)到峰值(接近0.1 m)，轉(zhuǎn)速達(dá)局部最大值，分別為11.6 r/min及10.4 r/min。

圖11　湍流風(fēng)16%強(qiáng)度下仿真結(jié)果 Fig.11 Simulation results at turbulent wind of 16%

圖11中，機(jī)艙位移最明顯有組合0、2下結(jié)果，其次為組合3、1。組合0的曲線特征與圖9、圖11類似，但機(jī)艙位移振幅略小。在時(shí)間段220～260 s，組合2機(jī)艙位移振幅一直維持在0.1 m水平，轉(zhuǎn)速處于9.6～11.2 r/min范圍內(nèi)。215 s時(shí)刻，組合3位移振幅達(dá)到峰值(超過0.1 m)，轉(zhuǎn)速達(dá)到局部最大值11.6 r/min；組合1位移振幅達(dá)峰值(接近0.1 m)，轉(zhuǎn)速達(dá)局部最大值11.8 r/min。

圖12　現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果 Fig.12 The testing results on field trial

對(duì)比分析圖9～圖11可知，組合0下機(jī)組有較大機(jī)率運(yùn)行在共振轉(zhuǎn)速區(qū)間，機(jī)艙位移最大；組合1下機(jī)艙位移振幅在三種湍流風(fēng)下均接近0.1 m，即便成功跨越定義的共振區(qū)域；組合2、3分別在SEZ區(qū)域及鄰近區(qū)域?qū)捰诮M合1，但卻分別在湍流強(qiáng)度16%、14%風(fēng)況下未完成共振區(qū)域跨越，導(dǎo)致機(jī)艙位移振幅長時(shí)間大于0.1 m；組合4擁有±10%寬的SEZ區(qū)域及鄰近區(qū)域，保證機(jī)組不會(huì)在共振區(qū)域頻繁跨域，機(jī)艙位移在不同湍流下均未被激振。

4.2現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)

據(jù)仿真分析，選組合4的參數(shù)為現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試基準(zhǔn)，所得實(shí)驗(yàn)結(jié)果見圖12。據(jù)風(fēng)速變化，將圖12劃分為幾個(gè)時(shí)間段進(jìn)行分析：①0～6 s平均風(fēng)速在5 m/s左右，機(jī)組輸出功率約為200 kW，塔架左右振動(dòng)加速度幅值維持在較小值(接近0.005 g)；②6～9 s風(fēng)速突然增加到7 m/s，葉輪轉(zhuǎn)速緩慢增大，機(jī)組進(jìn)入SEZ臨近區(qū)域，塔架振動(dòng)加速度幅值增大到0.01 g；③9～12 s風(fēng)速繼續(xù)增大到11 m/s，葉輪轉(zhuǎn)速從9.2 r/min加速上升到約15 r/min，振動(dòng)加速度經(jīng)歷先增大再減小的動(dòng)態(tài)過程，幅值在11.3 s達(dá)到最大值0.07g；④12～18 s，風(fēng)速穩(wěn)定在9～10 m/s之間，葉輪轉(zhuǎn)速及振動(dòng)加速度分別穩(wěn)定在約15 r/min及0.03 g。

由以上描述明顯看出，機(jī)組塔架在跨域共振區(qū)域時(shí)，其振動(dòng)加速度幅值在3 s內(nèi)快速增大，表明機(jī)組快速通過共振區(qū)域是保證機(jī)組安全運(yùn)行的必要條件； SEZ區(qū)域設(shè)置使機(jī)組加速通過共振區(qū)域，從而減小塔架載荷。值得注意的是，現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試過程中須充分考慮風(fēng)速不確定性，測(cè)試參數(shù)需據(jù)現(xiàn)場(chǎng)風(fēng)況對(duì)仿真參數(shù)作一定調(diào)整(本文現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試參數(shù)在組合4基礎(chǔ)上作了修正，葉輪轉(zhuǎn)速9.6 r/min對(duì)應(yīng)功率設(shè)為551 kW)。因現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試時(shí)間有限，無法監(jiān)測(cè)到不同風(fēng)況下數(shù)據(jù)，建議選擇保守參數(shù)。

5結(jié)論

通過闡述兩葉片變速風(fēng)力發(fā)電機(jī)組避免共振的必要性，給出仿真計(jì)算及現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試中確定塔架固有頻率方法，重點(diǎn)分析比較兩種避免塔架共振策略優(yōu)缺點(diǎn)，并以明陽3.0 MW兩葉片機(jī)組為例重點(diǎn)研究避免塔架共振參數(shù)確定，結(jié)論如下：

(1)對(duì)兩葉片機(jī)組，其塔架所受外力激振遠(yuǎn)大于三葉片機(jī)組，控制策略設(shè)計(jì)需以減小機(jī)組載荷、保證機(jī)組安全運(yùn)行為第一控制目標(biāo)。建議選擇TDF法作為避免塔架共振控制策略。

(2)TDF法參數(shù)選擇中，±10%寬度SEZ及鄰近區(qū)域可保證機(jī)組在不同湍流風(fēng)下跨越共振區(qū)，可設(shè)為通用型參數(shù)用于現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試。

(3)風(fēng)資源數(shù)據(jù)掌握足夠及現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試過程中，可適當(dāng)減小SEZ或鄰近區(qū)域?qū)挾龋恍柙诒O(jiān)控保護(hù)程序中增加SEZ跨越監(jiān)視功能模塊，機(jī)組長時(shí)間運(yùn)行在共振轉(zhuǎn)速區(qū)將導(dǎo)致塔架疲勞載荷增大，且易使機(jī)組振動(dòng)值超限。

(4)避免塔架共振的控制策略難以兼顧機(jī)組塔架載荷及輸出功率兩個(gè)性能指標(biāo)，欲獲得固定的滿足塔架載荷最小、發(fā)電量最大參數(shù)不現(xiàn)實(shí)，測(cè)試中須據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際風(fēng)況對(duì)參數(shù)適當(dāng)優(yōu)化。

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