基于獨立變槳控制的臺風下風電機組停機載荷分析

許波峰，戴成軍，蔣 澎，王海良，汪亞洲，紀寧毅，劉皓明，蔡 新

（1.河海大學 江蘇省風電機組結(jié)構(gòu)工程研究中心，江蘇 南京 211100；2.河海大學 可再生能源發(fā)電技術(shù)教育部工程研究中心，江蘇 南京 211100；3.中國船級社質(zhì)量認證公司 南京分公司，江蘇 南京 210011；4.新興重工集團有限公司，北京 100070；5.新興際華集團技術(shù)中心，北京 100070）

0 引言

不斷增長的能源需求促進了風力發(fā)電行業(yè)的迅速發(fā)展。為了提升風力發(fā)電對化石能源發(fā)電的競爭力，風電機組逐步向著大功率大尺寸的方向發(fā)展，相應的機組載荷也在不斷增加。隨著我國海上風電的發(fā)展，臺風對風電機組的影響受到了更多的關(guān)注。

近年來，不斷有整機廠商嘗試設(shè)計抗臺型機組，但還是出現(xiàn)了很多風電場受臺風影響而造成經(jīng)濟損失的事故。在臺風作用下，機組葉片載荷會顯著增加，受風切變、塔影效應、湍流效應和對風誤差等的影響，載荷的不平衡也更明顯。獨立變槳控制技術(shù)在降低機組的不平衡載荷方面優(yōu)勢明顯，學者們主要從獨立變槳控制器的輸入量[1]、控制器參數(shù)的整定方法[2]，[3]和降載效果[4]，[5]等方面對獨立變槳控制技術(shù)展開了研究。這些控制技術(shù)一般都是控制機組正常發(fā)電時的載荷，卻很少關(guān)注停機過程的控制策略。文獻[6]研究了5 MW風電機組緊急停機時傳動系統(tǒng)載荷的動態(tài)響應，發(fā)現(xiàn)緊急停機使轉(zhuǎn)子發(fā)生轉(zhuǎn)矩反轉(zhuǎn)，對傳動系統(tǒng)造成較大的負面影響。Jiang Z[7]研究了葉片失去控制故障下采用液壓驅(qū)動變槳的緊急停機控制情況，研究結(jié)果表明，在停機過程中產(chǎn)生了較強的系統(tǒng)動力學和共振響應。金鑫[8]分析了基于線性二次型調(diào)節(jié)（LQR）和干擾自適應控制（DAC）技術(shù)的獨立變槳控制策略，該控制策略可有效降低風電機組振動以及系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的等效疲勞載荷。柯世堂[9]研究了風力發(fā)電塔-輪系統(tǒng)的隨機風場模擬和風振動力響應，發(fā)現(xiàn)風振動力響應以共振分量為主，背景分量和交叉耦合項不能忽略，主要呈現(xiàn)多模態(tài)耦合和多振型響應兩個特性。丁紅巖[10]分析了漂浮式風力發(fā)電機組在停機時的變槳控制策略，在不同變槳速率情況下對停機過程的載荷進行了仿真，相對于直接順槳，采取高速軸剎車并減速順槳的方法可以有效減小機組系統(tǒng)內(nèi)部載荷和彎矩的增加量。

以上研究說明，在葉片大型化后，停機過程的不平衡載荷更加顯著，需要針對停機設(shè)計更優(yōu)的降載變槳控制策略。風速更大、風向變化更快的臺風會加劇機組停機時的載荷沖擊，而目前鮮有針對臺風環(huán)境下機組停機的控制策略研究。

為研究適合臺風作用下機組停機的控制策略，進一步提高極端環(huán)境下的機組安全，減小機組損壞率，本文設(shè)計了應用于臺風下風電機組停機控制的獨立變槳控制策略。對臺風環(huán)境下的設(shè)計載荷工況中風向變化的極端相干陣風（ECD）和臺風極端風向變化（EDCT）兩種工況進行載荷動態(tài)仿真，分析了機組停機時輪轂極限載荷的變化情況。

1 臺風下機組正常停機時的設(shè)計載荷工況

為了確保臺風環(huán)境下風力發(fā)電機組的安全，國家質(zhì)量監(jiān)督檢驗檢疫總局和國家標準化管理委員會聯(lián)合發(fā)布了《臺風型風力發(fā)電機組》標準。該標準是在IEC 61400-1等非針對臺風型機組標準的基礎(chǔ)上，對臺風型機組安全運行條件的補充和完善?？古_型風力發(fā)電機組的設(shè)計載荷工況表由兩部分組成，第一部分為正常的設(shè)計載荷工況表，第二部分為《臺風型風力發(fā)電機組》中提出的臺風環(huán)境下的設(shè)計載荷工況表。臺風環(huán)境下機組正常停機時的設(shè)計載荷工況如表1所示，該設(shè)計載荷工況為機組風向變化工況，這足以反映抗臺型機組的特性并為在臺風登陸前仍在發(fā)電的機組的安全性提供參考依據(jù)。

表1 臺風環(huán)境下機組正常停機時的設(shè)計載荷工況表Table 1 Design load conditions when the unit is normally shut down under typhoon environment

2 獨立變槳控制

圖1所示為獨立變槳控制系統(tǒng)框圖。

圖1 獨立變槳控制系統(tǒng)框圖Fig.1 Block diagram of individual pitch angle control

獨立變槳控制的槳距角需求為統(tǒng)一變槳的槳距角需求與載荷控制的槳距角需求之和。其中，統(tǒng)一變槳的主要控制目標是通過調(diào)節(jié)槳距角使機組的功率穩(wěn)定在額定值附近。載荷控制通常分為1P，2P和4P載荷控制（P為風輪旋轉(zhuǎn)頻率），目的是減小葉片葉根面外彎矩的1P，2P和4P載荷，在固定輪轂坐標系下表現(xiàn)為降低輪轂MYN和MZN的平均值和3P載荷。

獨立變槳控制策略一般是基于葉片葉根載荷的測量量設(shè)計的。第i（i=1，2，3）個葉片的葉根MYBi載荷為

葉片葉根MYB的第h次諧波經(jīng)過矩陣Pk的坐標變換后滿足式（4）所示的關(guān)系[11]。MYB中的高次諧波對載荷的影響較小，一般只考慮4P及以下的分量[12]。坐標變換后葉根面外彎矩中的部分高頻諧波分量不會消失，因此需要加入低通濾波器以避開高次諧波的影響，通常情況下將此濾波器的截止頻率設(shè)置為低于3P的一個值。

在載荷控制中，PI控制器的輸出量是d軸和q軸下的槳距角β需求量，需要進行坐標反變換以得到實際獨立變槳三葉片需求的β。以1P載荷控制為例，βd1和βq1在進行如式（5）所示的坐標反變換后，得到了實際獨立變槳三葉片需求的槳距角Δβ11，Δβ21和Δβ31。

正常停機時，控制功率的統(tǒng)一變槳距控制策略停止運作，取而代之的是主控發(fā)出的順槳速率需求，因此最終的β為順槳速率的β與載荷控制的β需求之和?？紤]到測量載荷的傳感器的延時、變槳驅(qū)動機構(gòu)的機械延遲和濾波器導致的相位偏移等，在進行坐標反變換時會加入一定的相位補償。其中，測量載荷的傳感器的延時相對較低，可以忽略不計；濾波器導致的相位偏移固定不變；變槳機構(gòu)的機械延遲ΔT通常為幾十毫秒甚至幾百毫秒[13]，在相位補償中占很大比重。當機組以額定轉(zhuǎn)速運行時，變槳機構(gòu)的機械延遲導致的相位補償固定不變。而當機組停機時，機組的轉(zhuǎn)速會在短時間內(nèi)發(fā)生較大的變化，因此變槳機構(gòu)的機械延遲所導致的相位補償也應隨之變化，本文按照式（6）進行機械延遲導致的相位補償?shù)脑O(shè)置。

在機組所受的載荷中，科氏力占較大的比重，隨著機組轉(zhuǎn)速的下降，由該力導致的載荷會迅速衰減。此外，由于風輪半徑可達數(shù)十米，因此轉(zhuǎn)速下降一點即可使葉片的相對風速顯著下降，從而使風載荷大幅下降?？傊?，停機時，只需經(jīng)過很短的時間，機組所受的載荷便會降低很多，即使不進行獨立變槳控制也可以保證機組的安全。而隨著風輪轉(zhuǎn)速的降低，需要降低濾波器的截止頻率才能濾除坐標變換后的高次諧波分量。不斷調(diào)整低通濾波器的截止頻率是一件比較困難的事情，而停機初始時刻，可以采取在設(shè)計濾波器截止頻率時保留更多裕量的方法滿足初始時刻的濾波需求。停機3 s后，機組的轉(zhuǎn)速已經(jīng)顯著下降，即使不進行獨立變槳停機控制，機組的不平衡載荷也不會超限。因此，最終的槳距角期望值可按照式（7）進行設(shè)置。

式中：Δβ11，Δβ21，Δβ31，Δβ12，Δβ22，Δβ32，Δβ13，Δβ23和Δβ33均為獨立變槳控制的槳距角需求量；t0為主控發(fā)出正常停機信號時的時間；t為當前時間；v為順槳速率。

3 仿真與分析

3.1 仿真軟件與機組模型

GH Bladed是風力發(fā)電機組設(shè)計和載荷分析領(lǐng)域應用最為廣泛的軟件之一，該軟件支持以C/C++，F(xiàn)ortran編寫的外部動態(tài)鏈接庫（DLL）進行仿真機組的控制。但DLL的編程和調(diào)試過程比較復雜，而在MATLAB/Simulink中，只需要對相關(guān)的模塊進行簡單的“拖”、“拽”操作即可構(gòu)建一些主流的控制器。本文基于MATLAB Engine技術(shù)和命名管道技術(shù)設(shè)計了GH Bladed和MATLAB/Simulink交互軟件，其數(shù)據(jù)流向如圖2所示。其中機組模型為美國國家可再生能源實驗室公開的5 MW風力發(fā)電機組模型[14]。

圖2 GH Bladed和MATLAB/Simulink交互軟件的數(shù)據(jù)流向圖Fig.2 Data flow diagram for GH Bladed and MATLAB/Simulink interactive software

3.2 控制效果對比

為了獲得更高的經(jīng)濟效益，機組的偏航對風控制系統(tǒng)并不會實時地跟蹤風向的變化。表1中的ECD和EDCT風況存在風向變化的情況，在這兩種風況下會存在一定的偏航誤差，機組的不平衡載荷較大。ECD和EDCT兩個風模型的風向變化均為恒速變化，變化周期分別為10 s和6 s。本文選擇在風向變化的半個周期時進行停機控制仿真。臺風型機組的風機等級為TIIB，本文按照風速最大值25 m/s（切出風速）設(shè)置仿真所用風速。仿真所用前10 s風速為恒定的25 m/s，從第10秒開始分別進入ECD和EDCT，并分別在第15秒和第13秒進行正常停機。圖3，4分別為ECD和EDCT下未使用獨立變槳停機控制和使用獨立變槳停機控制時固定輪轂坐標系下輪轂MYN和MZN的變化曲線。

圖3 風電機組在臺風ECD工況下的載荷變化情況Fig.3 The load variation of typhoon wind turbine under ECD of typhoon

圖4 風電機組在臺風EDCT工況下的載荷變化情況Fig.4 The load variation of typhoon wind turbine under EDCT of typhoon

由圖3，4可知：在主控發(fā)出停機信號（ECD為15 s，EDCT為13 s）前，無論采用何種停機控制方式，固定輪轂坐標系下的MYN和MZN均保持一致；在停機初始時刻，采用獨立變槳控制策略可以有效減小MYN和MZN，隨著獨立變槳控制策略的切出，對MYN和MZN的抑制作用逐步消失。

表2為ECD和EDCT下的MYN和MZN的絕對值的最大值（MOAV）對比。由表2可知：使用獨立變槳停機控制策略可以有效降低臺風下機組停機時MYN和MZN的MOAV；在ECD下，MYN和MZN的MOAV分別降低了27.89%和39.33%；在EDCT下，MYN和MZN的MOAV分別降低了38.46%和39.10%。但采用獨立變槳停機控制策略會顯著增大機組變槳機構(gòu)的動作，因此需要在降低載荷和增加變槳機構(gòu)的機械磨損之間做一個權(quán)衡。

表2 MYN和MZN的MOAV對比Table 2 Comparison table of the MOAV of hub MYN and MZN

4 結(jié)論

本文對傳統(tǒng)獨立變槳控制濾波器的設(shè)置方法、相位補償?shù)脑O(shè)置方法和工作時間進行了改進，將其引入到了臺風工況下機組的停機控制中?；贕H Bladed和MATLAB/Simulink交互軟件進行了ECD和EDCT風況下的停機控制仿真研究。仿真結(jié)果表明，本文提出的獨立變槳停機控制策略可以將機組停機時MYN和MZN的極限載荷降低27.89%～39.33%。但采用獨立變槳停機控制策略會顯著增大機組變槳機構(gòu)的動作，因此需要在降低載荷和增加變槳機構(gòu)的機械磨損之間做一個權(quán)衡。