浮式風(fēng)機(jī)變槳故障后停機(jī)的動(dòng)力特性研究

丁紅巖， 韓彥青， 張浦陽， 樂叢歡

(1.天津大學(xué) 水利工程仿真與安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072；2.濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(天津大學(xué))，天津 300072；3.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300072)

浮式風(fēng)機(jī)變槳故障后停機(jī)的動(dòng)力特性研究

丁紅巖1，2，3， 韓彥青3， 張浦陽1，2，3， 樂叢歡1，2，3

(1.天津大學(xué) 水利工程仿真與安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072；2.濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(天津大學(xué))，天津 300072；3.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300072)

浮式風(fēng)機(jī)變槳故障后緊急順槳停機(jī)可能會(huì)引起風(fēng)機(jī)傳動(dòng)系統(tǒng)、機(jī)艙設(shè)備、塔筒和浮式基礎(chǔ)荷載和彎矩的巨大波動(dòng)。采用空氣動(dòng)力-水動(dòng)力-控制系統(tǒng)-結(jié)構(gòu)動(dòng)力全耦合非線性方法模擬了不同海況下的全潛式浮式風(fēng)機(jī)變槳系統(tǒng)故障，分析了風(fēng)機(jī)低速軸彎矩、機(jī)艙加速度、塔筒彎矩和浮式基礎(chǔ)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)變化。結(jié)果表明，在變槳故障后緊急順槳停機(jī)工況下，風(fēng)機(jī)系統(tǒng)內(nèi)部所受荷載和彎矩與正常運(yùn)行相比有明顯增加，在優(yōu)化控制方法后，即變槳故障后高速軸剎車并減速順槳，風(fēng)機(jī)系統(tǒng)內(nèi)部增加的荷載和彎矩得到有效緩解。

浮式風(fēng)機(jī)；變槳系統(tǒng)故障；空氣動(dòng)力-水動(dòng)力-控制系統(tǒng)-結(jié)構(gòu)動(dòng)力分析；控制方法

海上風(fēng)電因其距離負(fù)荷中心近，不占用土地面積，海上風(fēng)湍流強(qiáng)度小，發(fā)電穩(wěn)定等特點(diǎn)，逐漸受到人們的重視。潮間帶、近海等固定式基礎(chǔ)海上風(fēng)機(jī)[1-3]已經(jīng)成為研究熱點(diǎn)。未來海上風(fēng)電將逐漸向深海發(fā)展，但是固定式基礎(chǔ)不適宜在水深大于50 m建造，浮式風(fēng)機(jī)將成為海上風(fēng)電向深海發(fā)展的必然選擇。學(xué)者們主要對(duì)Spar[4]、半潛式[5]、張力腿[6]三種型式的浮式風(fēng)機(jī)進(jìn)行了多方面的研究。對(duì)于海上浮式風(fēng)機(jī)的控制系統(tǒng)方面：NIELSEN等[7]通過研究發(fā)現(xiàn)控制策略對(duì)浮式風(fēng)力機(jī)的動(dòng)力響應(yīng)有較大影響。ETEMADDAR等[8]研究了陸上風(fēng)機(jī)在變槳故障和傳動(dòng)軸速度傳感器故障后風(fēng)機(jī)的動(dòng)力響應(yīng)特性，發(fā)現(xiàn)變槳故障主要影響風(fēng)機(jī)傳動(dòng)軸彎曲荷載，對(duì)風(fēng)機(jī)推力的影響不大。JIANG等[9]對(duì)比分析了陸上風(fēng)機(jī)和浮式風(fēng)機(jī)變槳故障后緊急停機(jī)的動(dòng)力響應(yīng)，并研究了順槳速率對(duì)風(fēng)機(jī)系統(tǒng)的影響，結(jié)果指出兩種風(fēng)機(jī)在變槳故障緊急停機(jī)的情況下均會(huì)使風(fēng)機(jī)系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)增大。在國(guó)內(nèi)，海上浮式風(fēng)機(jī)的研究仍處于起步階段。王磊等[10]建立海上浮式平臺(tái)水動(dòng)力模型和空氣動(dòng)力模型，并將其施加到“風(fēng)輪-機(jī)艙-塔筒-系泊系統(tǒng)”組成的多柔體系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型中，對(duì)比固定式海上風(fēng)機(jī)發(fā)現(xiàn)，浮式風(fēng)機(jī)氣動(dòng)載荷與水動(dòng)力相互耦合對(duì)整機(jī)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)及功率波動(dòng)有著明顯影響。在風(fēng)機(jī)控制方面，安利強(qiáng)等[11]研究了發(fā)電機(jī)故障時(shí)固定式海上風(fēng)電機(jī)組動(dòng)態(tài)特性，發(fā)現(xiàn)故障對(duì)風(fēng)電機(jī)組葉片危害嚴(yán)重，且變槳速率對(duì)葉尖位移有重要影響。魯效平等[12]研究了浮式風(fēng)機(jī)獨(dú)立變槳距控制技術(shù)有效減小平臺(tái)的縱搖運(yùn)動(dòng)，并且對(duì)輸出功率的影響較小。李嘉文[13]研究了一種新型浮式風(fēng)機(jī)在變槳故障后繼續(xù)運(yùn)行的基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)和塔筒彎矩，發(fā)現(xiàn)對(duì)基礎(chǔ)橫蕩、橫搖、艏搖及塔筒彎矩增加明顯。綜上研究，對(duì)比陸上風(fēng)機(jī)來說，海上浮式風(fēng)機(jī)具有更多的自由度，并且系統(tǒng)振動(dòng)的頻率分布范圍大，從0.01 Hz(基礎(chǔ)橫蕩)到5 Hz(二階基礎(chǔ)縱搖、塔筒彎曲)[14]，這些振動(dòng)頻率可能與典型波浪頻率或者風(fēng)機(jī)運(yùn)行1P和3P頻率相近，從而產(chǎn)生共振響應(yīng)，引起較大的動(dòng)力響應(yīng)，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)損傷。浮式風(fēng)機(jī)在風(fēng)浪環(huán)境載荷耦合的作用下變槳故障后停機(jī)時(shí)將會(huì)表現(xiàn)出復(fù)雜的動(dòng)力特性，可能產(chǎn)生明顯的沖擊載荷，對(duì)風(fēng)機(jī)葉片、機(jī)艙設(shè)備及塔筒等結(jié)構(gòu)造成損壞。停機(jī)時(shí)控制方法的不同，也會(huì)造成不同的風(fēng)機(jī)動(dòng)力響應(yīng)。因此需要基于空氣動(dòng)力-水動(dòng)力-結(jié)構(gòu)彈性-伺服系統(tǒng)耦合方法對(duì)浮式風(fēng)機(jī)緊急停機(jī)時(shí)動(dòng)力特性進(jìn)行非線性時(shí)域分析。

本文針對(duì)提出的全潛式浮式風(fēng)機(jī)，基于全耦合動(dòng)力理論對(duì)浮式風(fēng)機(jī)在變槳系統(tǒng)故障后的控制策略及相應(yīng)的動(dòng)力特性進(jìn)行研究，分析了不同風(fēng)速、波浪環(huán)境下的風(fēng)機(jī)正常運(yùn)行、變槳故障后緊急順槳停機(jī)和優(yōu)化控制方法，即變槳故障后剎車減速順槳下的風(fēng)機(jī)及浮式基礎(chǔ)的動(dòng)力響應(yīng)。

1 全潛式浮式風(fēng)機(jī)

全潛式浮式風(fēng)機(jī)是為開發(fā)水深為30～100 m海上風(fēng)電提出的一種新型浮式風(fēng)機(jī)如圖1所示。主要由風(fēng)機(jī)、全潛式浮式基礎(chǔ)和系泊系統(tǒng)組成。全潛式浮式基礎(chǔ)由立式浮筒、臥式浮筒、立柱通過橫撐和斜撐連接而成。塔筒底部距海平面以上10 m與立柱頂端相連?；A(chǔ)具體參數(shù)詳見表1。本文研究中采用美國(guó)可再生能源實(shí)驗(yàn)室NREL-5MW風(fēng)機(jī)模型[15]，系泊系統(tǒng)參考文獻(xiàn)[16]，浮式風(fēng)機(jī)與系泊系統(tǒng)的具體參數(shù)見表2。系統(tǒng)坐標(biāo)系原點(diǎn)在水線面中心，x方向?yàn)轱L(fēng)浪入射和系統(tǒng)橫蕩方向，y方向?yàn)橄到y(tǒng)縱蕩方向，z方向豎直向上。

表1 全潛式浮式基礎(chǔ)參數(shù)

表2 浮式風(fēng)機(jī)及系泊系統(tǒng)參數(shù)

2 浮式風(fēng)機(jī)動(dòng)力學(xué)模型

風(fēng)機(jī)與浮式基礎(chǔ)構(gòu)成的耦合系統(tǒng)承受外界環(huán)境荷載和彎矩。作用在風(fēng)機(jī)及塔筒上的空氣動(dòng)力荷載及作用在基礎(chǔ)和錨鏈上的波浪、流荷載引起風(fēng)機(jī)系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)。而風(fēng)機(jī)運(yùn)行過程中的控制系統(tǒng)策略使得風(fēng)機(jī)系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)更加復(fù)雜。建立空氣動(dòng)力學(xué)-水動(dòng)力學(xué)-控制系統(tǒng)-結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)[17]全耦合模型是十分必要的，如圖2所示，為該模型的實(shí)現(xiàn)方法。

2.1 風(fēng)機(jī)系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)方程

海上浮式風(fēng)機(jī)在外界作用下的運(yùn)動(dòng)方程如下：

圖2 空氣動(dòng)力-水動(dòng)力-控制系統(tǒng)-結(jié)構(gòu)動(dòng)力模型

(1)

2.2 風(fēng)荷載

風(fēng)機(jī)葉片受到的氣動(dòng)荷載通過基于葉素動(dòng)量理論和動(dòng)態(tài)尾流模型的Aerodyn軟件計(jì)算。作用于風(fēng)機(jī)塔筒上的風(fēng)荷載通過下式求得：

(2)

式中:ρ為空氣密度;D為塔筒直徑;dl為單位塔筒長(zhǎng)度;CD為空氣拖曳系數(shù);V為對(duì)應(yīng)高度的瞬時(shí)風(fēng)速。

2.3 波浪荷載

全潛式浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)中的浮箱及立柱部分受到的波浪荷載通過勢(shì)流理論計(jì)算得到；基礎(chǔ)中的支撐圓管受到的波浪力采用莫里森公式計(jì)算。

2.4 控制系統(tǒng)

NREL-5MW風(fēng)機(jī)的控制系統(tǒng)由高速軸制動(dòng)控制、發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)矩控制、偏航控制及變槳距控制組成，緊急情況時(shí)采取超控策略，具體如圖3所示。風(fēng)電機(jī)組在額定功率恒定區(qū)運(yùn)行時(shí)，發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)矩控制方式實(shí)現(xiàn)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速升高、 轉(zhuǎn)矩降低的控制。變槳距控制方式的目的是調(diào)節(jié)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速，采用槳距角PID控制器實(shí)現(xiàn)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速控制，PID控制器函數(shù)如下式所示：

(3)

式中：Δθ為槳距角與最優(yōu)槳距角的差值；KP為比例增益；KI為積分增益；KD為微分增益；Ng為齒輪傳動(dòng)比；Δω為風(fēng)輪當(dāng)前轉(zhuǎn)速與額定轉(zhuǎn)速的差值。風(fēng)機(jī)變槳系統(tǒng)發(fā)生故障后，風(fēng)電機(jī)組控制策略變?yōu)槌夭呗裕哼M(jìn)行緊急順槳停機(jī)，優(yōu)先級(jí)高于變速變槳距功率控制。故障發(fā)生后，風(fēng)電機(jī)組葉片在一定時(shí)間內(nèi)從當(dāng)前位置線性過渡到順槳位置。

圖3 NREL-5MW風(fēng)機(jī)控制系統(tǒng)

3 模擬工況

本文采用FAST軟件[18]對(duì)海上浮式風(fēng)機(jī)在正常運(yùn)行、變槳故障后緊急順槳停機(jī)和剎車減速順槳停機(jī)兩種工況下進(jìn)行模擬。

3.1 海況

分別模擬平均風(fēng)速低于額定風(fēng)速、等于額定風(fēng)速、高于額定風(fēng)速和接近切出風(fēng)速四種湍流風(fēng)及其對(duì)應(yīng)的不規(guī)則隨機(jī)波浪，不規(guī)則隨機(jī)波浪通過JONSWAP譜生成，具體海況見表3。風(fēng)和波浪的入射方向沿x軸正向，即浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)的橫蕩方向。所在海域水深設(shè)置為100 m。海況2條件下的湍流風(fēng)及波浪升高時(shí)程曲線如圖4所示。

表3 模擬采用的海況

3.2 控制方法

本文對(duì)全潛式浮式風(fēng)機(jī)在不同海況下運(yùn)行800 s進(jìn)行了模擬。并在400 s時(shí)加入變槳系統(tǒng)故障，即其中一個(gè)風(fēng)機(jī)葉片的變槳系統(tǒng)出現(xiàn)故障無法運(yùn)行(槳距角停留在某一固定值)。為了研究全潛式浮式風(fēng)機(jī)在變槳系統(tǒng)故障后停機(jī)對(duì)風(fēng)機(jī)系統(tǒng)的影響，模擬了正常運(yùn)行及變槳系統(tǒng)故障后常規(guī)緊急順槳停機(jī)[19]的控制方法M1：在變槳系統(tǒng)故障出現(xiàn)后0.1 s風(fēng)機(jī)控制系統(tǒng)監(jiān)測(cè)到該故障，并啟動(dòng)控制其他兩個(gè)風(fēng)機(jī)葉片順槳緊急停機(jī)策略，順槳速率為8 deg/s。并提出一種優(yōu)化后的變槳系統(tǒng)故障剎車減速順槳控制方法M2：在變槳系統(tǒng)故障出現(xiàn)后0.1 s風(fēng)機(jī)控制系統(tǒng)監(jiān)測(cè)到該故障，并啟動(dòng)高速軸剎車控制，在0.6 s內(nèi)剎車扭矩增加到發(fā)電機(jī)額定扭矩，并在此之后控制其他兩個(gè)風(fēng)機(jī)葉片順槳停機(jī)，順槳速率為2 deg/s，流程圖見圖5。由于本文目的不在于控制器設(shè)計(jì)，故對(duì)以上兩種簡(jiǎn)化控制方法進(jìn)行仿真，以表明優(yōu)化的控制效果。

(a)平均風(fēng)速為額定風(fēng)速的時(shí)程曲線

(b)通過JONSWAP譜生成的隨機(jī)波浪

Fig.4 Time histories of turbulent wind and wave elevation in sea state 2

圖5 風(fēng)機(jī)運(yùn)行、變槳故障監(jiān)測(cè)及控制流程圖

4 模擬結(jié)果

4.1 變槳故障后緊急順槳停機(jī)M1

浮式風(fēng)機(jī)變槳系統(tǒng)通過控制葉片的迎風(fēng)角度來控制風(fēng)輪的轉(zhuǎn)速，進(jìn)而控制風(fēng)機(jī)的輸出功率。在變槳故障后控制系統(tǒng)通常會(huì)采取直接斷開變頻器、并迅速順槳的緊急停機(jī)策略。但是緊急順槳可能引起葉片、傳動(dòng)系統(tǒng)、塔筒等的荷載和彎矩的較大變化。并且在緊急順槳過程中由于風(fēng)輪轉(zhuǎn)速降低，尾流速度增加，風(fēng)機(jī)將會(huì)承受反向空氣推力，在陸上風(fēng)機(jī)緊急順槳過程中，塔筒受到的彎矩可能會(huì)超過運(yùn)行階段成為控制彎矩。浮式風(fēng)機(jī)的緊急停機(jī)過程中也可能出現(xiàn)上述問題。

以額定風(fēng)速及其對(duì)應(yīng)的不規(guī)則波海況為例，圖6為浮式風(fēng)機(jī)在運(yùn)行400 s時(shí)出現(xiàn)變槳系統(tǒng)故障并在0.1 s后緊急順槳停機(jī)受到的風(fēng)機(jī)推力曲線?？梢钥闯?，風(fēng)機(jī)在緊急停機(jī)時(shí)受到的風(fēng)機(jī)推力迅速減小為負(fù)值，即反向推力，之后逐漸恢復(fù)到順槳狀態(tài)下的大小。圖7為風(fēng)機(jī)低速軸彎矩My在整個(gè)模擬過程中的變化，400.1 s后在順槳的過程中My增大到1.68×104kN·m，約為正常運(yùn)行時(shí)期最大My的3.5倍。圖8為風(fēng)機(jī)機(jī)艙y向加速度，同樣在順槳過程中增大了約3倍。由此可知，順槳過程中葉片的空氣動(dòng)力失衡引起了低速軸彎矩及機(jī)艙加速度的較大波動(dòng)，對(duì)風(fēng)機(jī)機(jī)艙內(nèi)部設(shè)備將會(huì)產(chǎn)生很大的影響。圖9為風(fēng)機(jī)順槳過程中塔筒頂部和底部出現(xiàn)的反向彎矩。對(duì)于塔筒頂部，反向彎矩增加更為明顯，而對(duì)于塔筒底部，反向彎矩?cái)?shù)值的相對(duì)于正常運(yùn)行下的正向彎矩?cái)?shù)值較小，沒有出現(xiàn)像陸上風(fēng)機(jī)緊急停機(jī)時(shí)那種較為明顯的增加，這是由于風(fēng)機(jī)塔筒底部與浮式基礎(chǔ)相連，浮式基礎(chǔ)的順應(yīng)性將因緊急順槳停機(jī)引起的塔筒底部較大負(fù)彎矩通過基礎(chǔ)的運(yùn)動(dòng)緩解。圖10為全潛式浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)時(shí)程曲線，在變槳系統(tǒng)故障后緊急順槳停機(jī)過程中對(duì)基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的影響較小，并隨著葉片的順槳逐漸減小。

圖6 風(fēng)機(jī)推力時(shí)程曲線圖

圖7 低速軸彎矩My時(shí)程曲線

圖8 機(jī)艙y向加速度時(shí)程曲線

圖9 塔筒頂部、底部彎矩My時(shí)程曲線

4.2 變槳故障后控制方法優(yōu)化M2

由上節(jié)可知變槳故障后緊急順槳停機(jī)M1會(huì)導(dǎo)致傳動(dòng)系統(tǒng)，機(jī)艙內(nèi)部設(shè)備及塔筒受到較大的荷載沖擊，解決該問題傳統(tǒng)的做法是調(diào)節(jié)緊急停機(jī)時(shí)的順槳速度，來減小沖擊載荷。但當(dāng)緊急停機(jī)的順槳速度變慢時(shí)，又會(huì)導(dǎo)致葉片、塔筒正方向載荷的增加，同時(shí)風(fēng)輪轉(zhuǎn)速也會(huì)大幅上升帶來其他隱性問題[19]。本文基于變槳故障停機(jī)時(shí)控制葉尖速比和槳距角的理念，建立優(yōu)化后的簡(jiǎn)化控制方法M2(實(shí)際需要更為詳細(xì)的控制策略優(yōu)化)：在變槳系統(tǒng)故障出現(xiàn)后0.1 s風(fēng)機(jī)控制系統(tǒng)監(jiān)測(cè)到該故障，并啟動(dòng)高速軸剎車控制，在0.6 s內(nèi)剎車扭矩增加到發(fā)電機(jī)額定扭矩，并在此之后控制其他兩個(gè)風(fēng)機(jī)葉片順槳停機(jī)，順槳速率為2 deg/s，與第一種控制方法相比減小了順槳速率。

(b)基礎(chǔ)轉(zhuǎn)角

圖11為優(yōu)化后的風(fēng)機(jī)低速軸彎矩My變化的時(shí)程曲線，和第一種控制方法M1相比，My在變槳故障后略有增加，最大值為0.5×104kN·m，和正常運(yùn)行時(shí)最大值相比只增加了約20%。如圖12所示，對(duì)于機(jī)艙y向加速度的減小更為明顯，在變槳故障后剎車時(shí)，機(jī)艙y向加速度和正常運(yùn)行時(shí)相近，在順槳后略有減小。圖13為塔筒頂部和底部彎矩變化曲線，在變槳故障出現(xiàn)后剎車和減小順槳速率有效地控制了塔筒頂部和底部負(fù)彎矩的變化，在停機(jī)過程中沒有沖擊荷載出現(xiàn)，并隨著順槳的進(jìn)行，該彎矩逐漸減小，在整個(gè)過程中，沒有較大的沖擊載荷出現(xiàn)。這是由于在變槳故障后加入剎車可有效限制風(fēng)輪轉(zhuǎn)速的增加，控制葉尖速比。而降低順槳速率則可以減小因快速順槳導(dǎo)致的風(fēng)輪釋放能量過快及空氣動(dòng)力失衡，減小了傳動(dòng)系統(tǒng)，機(jī)艙內(nèi)部設(shè)備及塔筒受到較大的荷載沖擊。

圖11 低速軸彎矩My時(shí)程曲線

Fig.11 Time history of low-speed shaft bending moment about they-axis

圖12 機(jī)艙y向加速度時(shí)程曲線

Fig.12 Time history of nacelle translational acceleration along they-axis

圖13 塔筒頂部、底部彎矩My時(shí)程曲線

4.3 變槳故障及優(yōu)化后的動(dòng)力響應(yīng)對(duì)比

不同海況下作用在風(fēng)機(jī)葉片上的空氣動(dòng)力荷載和作用在浮式基礎(chǔ)上的波浪荷載變化較大，因此處在不同風(fēng)浪中的風(fēng)機(jī)變槳故障并停機(jī)引起的荷載及彎矩變

化有較為明顯的差別。本文分析了正常運(yùn)行、變槳故障后緊急順槳停機(jī)M1和剎車減速順槳M2三種工況下的風(fēng)機(jī)系統(tǒng)的響應(yīng)，包括風(fēng)機(jī)低速軸彎矩My、機(jī)艙y向加速度、塔筒頂部和底部的彎矩My，隨風(fēng)浪大小的變化特性。圖14為歸一化后不同海況下的風(fēng)機(jī)系統(tǒng)響應(yīng)。圖14(a)、(b)中，風(fēng)機(jī)正常運(yùn)行時(shí)，低速軸彎矩My和機(jī)艙y向加速度隨風(fēng)浪的增大略有增加；在變槳故障后緊急順槳停機(jī)M1時(shí)，各海況下低速軸彎矩My和機(jī)艙y向加速度增加均較為明顯，均增加2倍以上。尤其是在額定風(fēng)速時(shí)，低速軸彎矩My增加到正常運(yùn)行時(shí)期最大My的3.5倍，形成較大的沖擊載荷。這是由于在額定風(fēng)速對(duì)應(yīng)的海況下，正常運(yùn)行時(shí)受到的風(fēng)機(jī)推力最大，變槳故障后緊急順槳停機(jī)導(dǎo)致風(fēng)輪釋放能量過快，使得尾流速度增加，風(fēng)輪承受相反方向的推力，槳距角的不同同樣引起了風(fēng)機(jī)葉片明顯的空氣動(dòng)力失衡，造成較大的沖擊載荷。而經(jīng)過優(yōu)化后的控制方法M2可以很好的緩解低速軸彎矩My和機(jī)艙y向加速度的增大，與正常運(yùn)行時(shí)相比僅增加20%～30%。圖14(c)為塔筒頂部正彎矩My在不同海況時(shí)運(yùn)行與故障工況下的變化，其隨著風(fēng)浪的增加略有增大。在控制方法M2下由于風(fēng)輪轉(zhuǎn)速和順槳速率得到有效控制，且由于順槳作用，塔筒頂部彎矩My比正常運(yùn)行時(shí)減小。圖14(d)為塔筒底部彎矩My的變化，緊急停機(jī)導(dǎo)致了負(fù)彎矩出現(xiàn)，但是由于浮式基礎(chǔ)的順應(yīng)性，塔筒底部的負(fù)彎矩變化并不是很明顯。

(a)低速軸彎矩My

(b)機(jī)艙y向加速度

(c)塔筒頂部彎矩My

(d)塔筒底部彎矩My

5 結(jié) 論

浮式風(fēng)機(jī)變槳故障后停機(jī)會(huì)引起風(fēng)機(jī)葉片的空氣動(dòng)力失衡，并導(dǎo)致風(fēng)機(jī)傳動(dòng)系統(tǒng)、機(jī)艙、塔筒及浮式基礎(chǔ)的荷載和彎矩變化。本文研究了不同海況下風(fēng)機(jī)系統(tǒng)在正常運(yùn)行、變槳故障后緊急順槳停機(jī)時(shí)的動(dòng)力響應(yīng)，并提出了一種簡(jiǎn)化的浮式風(fēng)機(jī)變槳故障后剎車減速順槳的優(yōu)化控制方法，主要結(jié)論如下：

(1)浮式風(fēng)機(jī)變槳系統(tǒng)故障后緊急順槳停機(jī)會(huì)引起風(fēng)機(jī)葉片的空氣動(dòng)力失衡，導(dǎo)致風(fēng)機(jī)傳動(dòng)系統(tǒng)、機(jī)艙、塔筒頂部的荷載和彎矩變化。

(2)由于全潛式浮式基礎(chǔ)的順應(yīng)性，變槳故障后緊急順槳停機(jī)引起的塔筒底部的彎矩和浮式基礎(chǔ)的運(yùn)動(dòng)變化不顯著。

(3)提出了簡(jiǎn)化浮式風(fēng)機(jī)變槳故障后剎車減速順槳優(yōu)化控制方法可以較為明顯的緩解由于緊急順槳停機(jī)導(dǎo)致的荷載和彎矩的增加。

[1] 丁紅巖, 翟少華, 張浦陽. 海上風(fēng)電大尺度頂承式筒型基礎(chǔ)承載力特性有限元分析[J]. 工程力學(xué), 2013, 30(6):124-132.

DING Hongyan, ZHAI Shaohua, ZHANG Puyang. Finite element analysis of bearing capacity behavior of cover-load-bearing large-scale bucket foundation for offshore wind turbines[J]. Engineering Mechanics, 2013, 30(6): 124-132.

[2] LIU Run, ZHOU Long, LIAN Jijian, et al. Behavior of monopile foundations for offshore wind farms in sand[J]. Journal of Waterway, Port, Coastal, and Ocean Engineering, 2016,42(1):04015010.

[3] BYRNE B, HOULSBY G. Foundations for offshore wind turbines[J]. Philosophical Transactions of the Royal Society of London A: Mathematical,Physical and Engineering Sciences, 2003,361: 2909-2930.

[4] STIESDAL H. Hywind: the world’s first floating MW-scale wind turbine[J]. Wind Directions, 2009, 5: 52-53.

[5] RODDIER D, CERMELLI C, AUBAULT A, et al. Windfloat: a floating foundation for offshore wind turbines[J]. Journal of Renewable and Sustainable Energy, 2010(2): 033104.

[6] BACHYNSKI E E, MOAN T. Design considerations for tension leg platform wind turbines[J]. Marine Structures, 2012,29(1): 89-114.

[7] NIELSEN F G, HANSON T D, SKAARE B. Integrated dynamic analysis of floating offshore wind turbines[C]//Proceedings of OMAE 25th International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering.Hamburg, 2006.

[8] ETEMADDAR M, GAO Z, MOAN T. Structural load analysis of a wind turbine under pitch actuator and controller faults[J]. Journal of Physics: Conference Series. IOP Publishing, 2014, 555(1): 012034.

[9] JIANG Z, KARIMIRAD M, MOAN T. Dynamic response analysis of wind turbines under blade pitch system fault, grid loss, and shutdown events[J]. Wind Energy, 2014, 17(9): 1385-1409.

[10] 王磊, 何玉林, 金鑫,等. 漂浮式海上風(fēng)電機(jī)組動(dòng)力學(xué)仿真分析[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2012, 43(4):1309-1314.

WANG Lei, HE Yulin, JIN Xin，et al. Dynamic simulation analysis of floating wind turbine[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2012, 43(4):1309-1314.

[11] 安利強(qiáng), 孫少華, 周邢銀. 發(fā)電機(jī)故障時(shí)海上風(fēng)電機(jī)組動(dòng)態(tài)特性分析[J]. 動(dòng)力工程學(xué)報(bào), 2014, 34(11):891-896.

AN Liqiang, SUN Shaohua, ZHOU Xingyin. Analysis on dynamic characteristics of offshore wind turbines with generator faults[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2014, 34(11):891-896.

[12] 魯效平, 李偉, 林勇剛, 等. 漂浮式海上風(fēng)力發(fā)電機(jī)組獨(dú)立變槳距控制技術(shù)研究[J]. 太陽能學(xué)報(bào), 2012, 33(4): 600-608.

LU Xiaoping, LI Wei, LIN Yonggang, et al. Research on the individual pitch control of floating offshore wind turbines[J]. Acta Energiae Solaris Sinica, 2012, 33(4): 600-608.

[13] 李嘉文. 新型海上風(fēng)機(jī)浮式基礎(chǔ)設(shè)計(jì)與風(fēng)機(jī)系統(tǒng)耦合動(dòng)力分析[D]. 天津:天津大學(xué),2014.

[14] BACHYNSKI E E. Design and dynamic analysis of tension leg platform wind turbines[D]. Trondheim: Norwegian University of Science and Technology, 2014.

[15] JONKMAN J M, BUTTERFIELD S, MUSIAL W, et al. Definition of a 5-MW reference wind turbine for offshore system development[R]. Colorado, USA: National Renewable Energy Laboratory, 2009.

[16] MATHA D. Model development and loads analysis of an offshore wind turbine on a tension leg platform with a comparison to other floating turbine concepts: April 2009[R]. Golden, Colorado: National Renewable Energy Laboratory (NREL), 2010.

[17] JONKMAN J M. Dynamics of offshore floating wind turbines model development and verification[J]. Wind Energy, 2009, 12(5): 459-492.

[18] JONKMAN J M, BUHL Jr M L. FAST User’s Guide[R]. Golden, Colorado: National Renewable Energy Laboratory (NREL), 2005.

[19] 茂詩, 韓花麗, 楊微. 兆瓦級(jí)風(fēng)電機(jī)組緊急停機(jī)過程載荷分析及優(yōu)化[J]. 風(fēng)能, 2015(1): 92-95.

MAO Shi, HAN Huali, YANG Wei. Load analysis and optimization in emergency shutdown of MW scale wind turbine[J]. Wind Energy, 2015(1): 92-95.

Dynamic analysis of floating wind turbine in blade pitch fault followed by shutdown

DING Hongyan1,2,3, HAN Yanqing3, ZHANG Puyang1,2,3, LE Conghuan1,2,3

(1. State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Simulation and Safety, Tianjin University, Tianjin 300072, China; 2. Key Laboratory of Coast Civil Structure Safety (Tianjin University), Ministry of Education, Tianjin 300072, China; 3. School of Civil Engineering, Tianjin University, Tianjin 300072, China)

Floating wind turbine blade pitch fault followed by emergency shutdown may cause large loads fluctuation in wind turbine drivetrain, nacelle, tower, and support structures. Coupled non-linear aero-hydro-servo-elastic simulations of a submersible platform supported floating wind turbine were carried out for blade pitch fault cases over a range of environmental conditions. The loads and moments in low-speed shaft, nacelle, tow-top, tow-base and the motions of floating platform were investigated. The results show that loads and moments in the wind turbine system increase significantly in blade pitch fault followed by emergency shutdown condition comparing to the normal operation phase. However, the increases of the loads and moments are effectively remitted using the optimized control methods of blade pitch fault followed by high-speed shaft brake and low-speed feathering.

floating wind turbine; blade pitch fault; aero-hydro-servo-elastic simulations; control method

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51309179)；天津市應(yīng)用基礎(chǔ)與前沿技術(shù)研究計(jì)劃(13JCYBJC19100)；天津市應(yīng)用基礎(chǔ)與前沿技術(shù)研究計(jì)劃(14JCQNJC07000)

2016-04-11 修改稿收到日期：2016-08-25

丁紅巖 男，博士，教授，1963年生

張浦陽 男，博士，副教授，1978年生

TK83

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.08.020