馬君豪,劉江濤,王海云, 羅建春,羅 慶

(1.昌吉回族自治州鍋爐水處理技術(shù)服務(wù)部，新疆 昌吉 831100；2. 國網(wǎng)重慶武隆縣供電有限責(zé)任公司，重慶 408500；3.新疆大學(xué)電氣工程學(xué)院，新疆 烏魯木齊 830008； 4.國網(wǎng)新疆電力公司電力科學(xué)研究院，新疆 烏魯木齊 830000)

基于Spar平臺浮式海上風(fēng)力機獨立變槳距控制研究

馬君豪1,劉江濤2,王海云3, 羅建春2,羅 慶4

(1.昌吉回族自治州鍋爐水處理技術(shù)服務(wù)部，新疆 昌吉 831100；2. 國網(wǎng)重慶武隆縣供電有限責(zé)任公司，重慶 408500；3.新疆大學(xué)電氣工程學(xué)院，新疆 烏魯木齊 830008； 4.國網(wǎng)新疆電力公司電力科學(xué)研究院，新疆 烏魯木齊 830000)

Spar平臺深吃水導(dǎo)致平臺俯仰和滾轉(zhuǎn)固有頻率較低，因此采用了引入縱蕩、橫蕩自由度的線性狀態(tài)空間模型的控制設(shè)計。為了有效減少風(fēng)機載荷及更好調(diào)節(jié)風(fēng)機出力，提出了基于Spar平臺浮式海上風(fēng)力機獨立變槳距控制(IBP)的線性多目標狀態(tài)反饋控制器模型。同時為了能夠較好驗證該模型的有效性，對基于基本控制器、擾動干擾控制器以及狀態(tài)反饋控制器的3種獨立變槳距控制進行對比。仿真結(jié)果表明：相對于基于可變增益比例積分控制器的統(tǒng)一變槳距控制，基于多目標狀態(tài)反饋控制器的獨立變槳距控制能將塔架前后及側(cè)向彎曲疲勞載荷平均減少9%。

多目標狀態(tài)反饋；浮式；獨立變槳；海上；Spar平臺；風(fēng)力機

0 引 言

浮動式風(fēng)力機為海上深水發(fā)電(深度大于60 m)提供了切實可行的解決辦法[1-2]。但是，浮動式平臺的采用相應(yīng)地引入了其他運動，它們可能對風(fēng)力機載荷及電能的產(chǎn)生帶來負面影響。因此，減少這些運動以便更好調(diào)節(jié)風(fēng)力機出力及減少風(fēng)力機載荷的控制系統(tǒng)變得尤為重要。

目前主要有3種形式的浮動式風(fēng)力機概念。圖1給出了這3種概念的浮動式風(fēng)力機平臺：駁船式(Barge)、拉力腿式(TLP)、桅桿式(Spar-Buoy)。

圖1 3種浮動式風(fēng)力機

顯然，每種概念都有其優(yōu)缺性。國內(nèi)外眾多學(xué)者早期通常采用排除控制系統(tǒng)影響的簡單動態(tài)或靜態(tài)模型來比較這3種平臺[1，3，6]。

目前有對桅桿式風(fēng)力機有功控制系統(tǒng)進行動態(tài)分析的文章。但是，這些研究主要是利用統(tǒng)一變槳距手段，通過單一目標控制器對轉(zhuǎn)速進行調(diào)節(jié)。Jonkman與Matha[8，10]采用可變增益的比例積分控制器針對這3種平臺進行了大量的分析，結(jié)果表明駁船式平臺需要的塔架最高，風(fēng)機葉片承受載荷最大，并且其支撐風(fēng)力機的平臺運動最大，桅桿式(Spar-Buoy)平臺的載荷比駁船式平臺的小，并且其平臺運動相對穩(wěn)定，而拉力腿式(TLP)平臺是最好的。

Nielsen[1]等人提出了一種主動控制策略來避免平臺結(jié)構(gòu)性共振。為了避免風(fēng)機變槳距運動產(chǎn)生諧振運動并提高風(fēng)機疲勞壽命，尼爾森等人又提出一個基于估計器的控制器。實驗結(jié)果表明該控制器雖能提高塔架和葉片的疲勞壽命，但卻減少了風(fēng)力機的出力。

Larsen和Hansen[12]采用與文獻[1，11]中相同的桅桿式平臺，由于浮動結(jié)構(gòu)過低固有頻率引起的平臺俯仰運動的負阻尼效應(yīng)，因此采用了PI轉(zhuǎn)矩控制器和可變增益比例積分(GSPI)槳距角控制器限制變槳距的使用提高平臺阻尼。該控制器提高了阻尼但卻加劇了轉(zhuǎn)速與功率變化，即使在使用了恒轉(zhuǎn)矩算法之后。

文獻[12]對采用基于線性狀態(tài)反饋與擾動調(diào)節(jié)(DAC)的多目標控制器的駁船式、拉力腿式平臺進行了分析研究。多目標控制器利用獨立變槳距建立必要的轉(zhuǎn)子對稱和不對稱氣動恢復(fù)力。該控制器也稱之為基本控制器，相對于GSPI控制器，這種組合顯然提高了風(fēng)力機性能。

這里采用文獻[12]中的多目標控制器，提出了基于Spar平臺浮式海上風(fēng)力機獨立變槳距控制(IBP)的線性多目標狀態(tài)反饋控制器模型。同時為了能夠較好驗證該模型的有效性，對基于基本控制器、擾動干擾控制器以及狀態(tài)反饋控制器的3種獨立變槳距控制進行對比。根據(jù)IEC-61400-3標準的設(shè)計載荷工況1.2對Spar平臺疲勞載荷在正常運行條件下進行了測試。仿真結(jié)果表明：相對于基于可變增益比例積分控制器的統(tǒng)一變槳距控制，基于多目標狀態(tài)反饋控制器的獨立變槳距控制能將塔架前后及側(cè)向彎曲疲勞載荷平均減少9%。

1 建立桅桿式(Spar-Buoy)平臺模型

桅桿式(Spar-Buoy)平臺采用深吃水的壓載物來維持其靜力穩(wěn)度，懸鏈系泊繩索來定位。這里采用的桅桿式(Spar-Buoy)平臺模型是為人們所熟知的“OC3-Hywind”桅桿式，它是基于Hywind桅桿式模型。表1列出了OC3-Hywind桅桿式模型性能參數(shù)。

表1 桅桿式平臺主要參數(shù)

這里采用單臺5 MW風(fēng)力發(fā)電機，該風(fēng)機是一個上風(fēng)式風(fēng)力機，其主要參數(shù)見表2。

表2 NREL 5-MW風(fēng)力機主要參數(shù)

2 仿真條件

采用FAST仿真代碼仿真浮動式風(fēng)力機的響應(yīng)，并采用MATLAB中動態(tài)仿真模塊Simulink設(shè)計控制策略，最后與FAST軟件配合實現(xiàn)整個過程的仿真。

2.1 仿真條件

仿真的實現(xiàn)參照IEC 61400-3標準中DLC(設(shè)計載荷工況)1.2，即疲勞載荷在正常運行條件下，并在表3中給出了仿真條件。由于迄今為止還沒有統(tǒng)一的浮動式風(fēng)力機標準，因此下面將采用DLC1.2標準實現(xiàn)仿真。

由于研究的是超過額定風(fēng)速的區(qū)域，因此DLC

表3 設(shè)計載荷工況1.2參照條件

其中，Vin為切入風(fēng)速；Vhub為輪轂風(fēng)速；Vout為切出風(fēng)速。

分析的范圍限定在風(fēng)速段為15～24 m/s的風(fēng)速之間，并以1 m/s的速度遞增。根據(jù)IEC標準要求，對每個風(fēng)速段采用不同的隨機種子產(chǎn)生6個600 s的干擾風(fēng)速譜及不規(guī)則的波浪譜?；谙嗤瑓⒖嫉攸c選擇位于蘇格蘭的東北部波浪條件[8]，該地點針對相對應(yīng)平均風(fēng)速產(chǎn)生單一有效波高及一系列的波周期。采用 TurbSim[24]子程序產(chǎn)生全區(qū)域的隨機風(fēng)速譜，并采用FAST軟件產(chǎn)生隨機波浪譜。為了考察不同平臺的動力學(xué)響應(yīng)，在同一工況中，所有平臺所施加的風(fēng)速譜、波浪譜均相同，分析時間都為 600 s。

表4 觀測性能趨勢類型

每個控制器通過所有60次600 s仿真得到仿真結(jié)果。仿真模型將通過FAST軟件實現(xiàn)，該模型含有22個自由度，并能夠使用干擾風(fēng)速譜、隨機波浪譜。當(dāng)平均風(fēng)向保持不變時，風(fēng)力機的偏航自由度(DOF)也保持鎖定狀態(tài)，因為此時不需要主動偏航控制。下面將采用功率的均方根(RMS)、轉(zhuǎn)速誤差、風(fēng)力機關(guān)鍵部件在選擇參考頻率為1 Hz時的疲勞損害等效載荷(DEL)以及平臺旋轉(zhuǎn)矢量的均方根等指標評估控制器的性能。

將它們相應(yīng)的風(fēng)速段仿真結(jié)果的性能指標進行平均。但是，實際的風(fēng)力機不可能在每個風(fēng)速段花費等量的時間。因此，將對總體平均性能指標采用加權(quán)平均的方法，其中加權(quán)平均是采用威布爾分布計算權(quán)重或者比例因子。另外，還對風(fēng)速段的平均歸一化性能指標趨勢進行了討論。表4中列出了觀測趨勢的類型。

3 控制器的實現(xiàn)

3.1 基本控制器

在超過額定風(fēng)速的區(qū)域，基本控制器將由2個單獨的控制回路組成，圖2給出了該回路。其中ud作為擾動輸入矢量；η為風(fēng)力發(fā)電機的效率。第1個控制回路是一個統(tǒng)一變槳距的GSPI控制，主要是為了調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)速達到額定轉(zhuǎn)速。增益調(diào)節(jié)作為變槳距的函數(shù)是為了說明不同風(fēng)速時風(fēng)機靈敏度的變化。

另一個控制回路采用了2種發(fā)電機轉(zhuǎn)矩可能配置中的一種。

1)恒功率算法：為了盡可能降低發(fā)電機轉(zhuǎn)矩對功率的影響，需要改變風(fēng)機轉(zhuǎn)速與發(fā)電機轉(zhuǎn)矩成反比例的關(guān)系；

2)恒轉(zhuǎn)矩算法：保持發(fā)電機轉(zhuǎn)矩的恒定，可以改善轉(zhuǎn)速的調(diào)節(jié)并可減少風(fēng)機載荷對功率的影響。

圖2 在超過額定風(fēng)速區(qū)域?qū)D(zhuǎn)矩控制器采用恒功率算法的基本控制器的框圖

該控制器將作為基本控制器與新控制器的性能進行比較。

3.2 狀態(tài)反饋控制器

在處理多目標的多輸入輸出系統(tǒng)時，線性狀態(tài)反饋控制器往往作為首選的控制器類型之一。這種方法通常要求一個非線性浮動系統(tǒng)的線性狀態(tài)空間模型。因此，系統(tǒng)狀態(tài)x，擾動Δx以及被選擇的操作點xop之間滿足：x=Δx+xop。狀態(tài)反饋控制規(guī)律，即：Δu=-KΔx，式中，K為狀態(tài)反饋控制增益矩陣。圖3給出了該控制器實現(xiàn)的邏輯框圖。

文獻[26]為了解決風(fēng)機的周期性問題采用了多槳葉協(xié)調(diào)(MBC)轉(zhuǎn)換。多槳葉協(xié)調(diào)轉(zhuǎn)換允許在轉(zhuǎn)換后的非旋轉(zhuǎn)參考系進行線性時不變設(shè)計。獨立變槳距允許控制器在轉(zhuǎn)子上建立不對稱的氣動載荷以外并通過統(tǒng)一變槳距建立對稱的氣動載荷。對于轉(zhuǎn)速與平臺俯仰調(diào)節(jié)來說，不對稱載荷的實用性有效的解決了變槳距指令不一致的問題[13]。

圖3 獨立變槳狀態(tài)空間控制器實現(xiàn)框圖

控制規(guī)律要求所有狀態(tài)信息都能夠通過測量或者估計得到。采用全狀態(tài)反饋(FSFB)來實現(xiàn)狀態(tài)空間控制器，即可以直接測量所有狀態(tài)。對于所設(shè)計的所有狀態(tài)空間控制器而言，所選的設(shè)計狀態(tài)可以很容易通過現(xiàn)有傳感器來測量。減少所需傳感器以實現(xiàn)一個狀態(tài)估計器在實際中是可取的，但是只做一個探索性的描述。

3.3 擾動調(diào)節(jié)控制器

圖4 浮式風(fēng)力機采用全狀態(tài)反饋的擾動調(diào)節(jié)控制器的實現(xiàn)框圖

4 仿真結(jié)果及其討論

通過對狀態(tài)反饋控制器與擾動調(diào)節(jié)控制器的對比得出設(shè)計載荷工況性能分析結(jié)果，并對基于基本控制器的桅桿式平臺進行了歸一化處理。

4.1 平均歸一化結(jié)果

圖5給出了所有的平均與歸一化結(jié)果。狀態(tài)反饋控制器能使得塔架疲勞損害等效載荷減小9%。除了均方根誤差、變槳速度、低速軸扭曲疲勞損害等效載荷以外，其他所有指標仍然接近于不變。雖然其轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)性能本質(zhì)上類似于基本控制器，但是功率誤差卻大幅減少64%，主要是由于狀態(tài)反饋控制器對轉(zhuǎn)矩操作點采用了恒功率算法。氣動轉(zhuǎn)矩加劇波動使得變槳距速度相應(yīng)地大幅增大并因此影響了軸轉(zhuǎn)矩，所以變槳距速度的增大對低速軸疲勞載荷產(chǎn)生了負面影響。相對于從駁船式平臺相同類型的控制器獲得的相關(guān)性能指標都有大幅減少[14]，而大多數(shù)狀態(tài)反饋控制器的相關(guān)性能指標卻接近不變，主要有以下兩個原因：1)與駁船式平臺不同，所采用的基本控制器的性能很好，轉(zhuǎn)速受到嚴密的調(diào)控，并且平臺俯仰運動的角度始終低于5°；2)由于獨立變槳距的有效性是受限的，因此控制器需要驅(qū)動槳葉獲得所需的驅(qū)動力。但是，由于現(xiàn)存驅(qū)動器飽和，基于狀態(tài)反饋控制器的獨立變槳距控制僅能有限的影響浮動式風(fēng)力機。因此，相對于基本控制器而言，狀態(tài)反饋控制器僅能有限的改善桅桿式平臺。

擾動調(diào)節(jié)控制器能通過減少風(fēng)速擾動的影響或者增加變槳距的使用來改善轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)，并最終達到改善功率調(diào)節(jié)的效果；然而，增加變槳距驅(qū)動會對平臺的滾轉(zhuǎn)及偏航運動產(chǎn)生負面影響，因此塔架側(cè)向載荷平均增加了9%。

擾動調(diào)節(jié)控制器前饋項的運行要遠離線性化點；遠離線性化點的風(fēng)機運行，并進一步驅(qū)動槳葉。系統(tǒng)的非線性化意味著擾動調(diào)節(jié)控制器為了將風(fēng)速擾動遠離線性化點的影響最小化，對槳葉要么過驅(qū)要么驅(qū)動不足。為了能夠利用擾動調(diào)節(jié)控制器對風(fēng)速擾動的抑制作用，擾動調(diào)節(jié)控制器需要進一步緩解轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)達到對狀態(tài)反饋控制器調(diào)節(jié)的預(yù)期影響。

根據(jù)既定風(fēng)速段仿真的性能趨勢，表6根據(jù)表4中定義的4種類型趨勢對狀態(tài)反饋控制器與擾動調(diào)節(jié)控制器的趨勢進行了總結(jié)。有趣的是，對于桅桿式平臺的2種控制器的某些性能指標來說，它們表現(xiàn)出了隨風(fēng)速增大漸增的趨勢。由此表明驅(qū)動器的受限影響了這些控制目標。這種限制可能是由于獨立變槳距的有效性受限引起的；從增大增益的角度看，現(xiàn)存驅(qū)動器飽和也限制了控制器的設(shè)計。

圖5 相對于桅桿式平臺的基本控制器對桅桿式平臺設(shè)計載荷工況進行平均歸一化的結(jié)果

趨勢SFCDAC定常型葉尖邊沿疲勞損害等效載荷塔架前后及側(cè)向疲勞損害等效載荷平臺矢量塔架前后疲勞損害等效載荷低速軸疲勞損害等效載荷平臺俯仰、偏航矢量遞增型葉尖揮舞疲勞損害等效載荷平臺運動平臺橫蕩及平臺運動平臺橫蕩矢量遞減型轉(zhuǎn)速誤差低速軸疲勞損害等效載荷轉(zhuǎn)速誤差低速軸疲勞損害等效載荷葉尖邊沿疲勞損害等效載荷拋物線型功率誤差功率誤差平臺偏航葉尖揮舞疲勞損害等效載荷

狀態(tài)控制器(圖6(a))與擾動調(diào)節(jié)控制器(圖6(b))的拋物線型功率誤差趨勢也許看起來不合常理，隨著風(fēng)速的增大轉(zhuǎn)速誤差隨之改善，功率誤差也理應(yīng)如此變化。但是，由于2種控制器都采用了相對寬松的轉(zhuǎn)速控制，并通過增加發(fā)電機轉(zhuǎn)矩來補償，因此達到了各自最大飽和度限制。隨著風(fēng)速增大轉(zhuǎn)速波動也隨之加劇。這樣反而增大了發(fā)電機轉(zhuǎn)矩飽和的周期，進而導(dǎo)致了功率調(diào)節(jié)比在低風(fēng)速時更加差強人意。

圖6 隨著平均風(fēng)速增大轉(zhuǎn)速與功率調(diào)節(jié)誤差的趨勢

表5中并未把塔架側(cè)向彎曲疲勞損害等效載荷包括在擾動調(diào)節(jié)控制器趨勢中，因為它并不屬于4種趨勢類型中的任何一種。如圖7所示，平臺的滾轉(zhuǎn)運動引起了指標的大幅波動。

圖7 平臺滾轉(zhuǎn)運動對塔架側(cè)向彎曲趨勢的影響

因為狀態(tài)反饋控制器性能普遍優(yōu)于擾動調(diào)節(jié)控制器，考慮到現(xiàn)有驅(qū)動器的限制，認為狀態(tài)反饋控制器更適合桅桿式平臺獨立變槳距控制。

4.2 采樣時序結(jié)果

圖8給出了基本控制器與狀態(tài)反饋控制器的獨立變槳距控制采樣時序響應(yīng)。由于2種控制器的轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)性能幾乎一致，因此給出了發(fā)電機輸出功率的對比。從圖中可以看出狀態(tài)反饋控制器的功率調(diào)節(jié)明顯優(yōu)于基本控制器，這是因為狀態(tài)反饋控制器對轉(zhuǎn)矩操作點采用了恒功率算法。圖8中塔架前后及側(cè)向彎曲力矩的高頻頻譜為塔架前后及側(cè)向第1個彎曲模式下的固有頻率。塔架力矩的低頻變化是由平臺俯仰和滾轉(zhuǎn)運動引起塔架前后及側(cè)向載荷變化所致。

圖8 桅桿式平臺上基本控制器與SFC采樣時序響應(yīng)

從圖8中可以清楚地看到塔架前后及側(cè)向底部載荷在減小。從圖8中可以看出狀態(tài)反饋控制器的葉片1槳距角的變化趨勢緊隨基本控制器的統(tǒng)一變槳距的槳距角軌跡。既然2種控制器都有著相似轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)性能，這就表明基于狀態(tài)反饋控制器的大多數(shù)改進能夠?qū)崿F(xiàn)平臺的獨立變槳控制，盡管其在高頻部分的效力有限。圖9(a)給出了在特定頻率下塔架前后底部彎曲載荷減小的曲線，特別是在平臺俯仰運動固有頻率為0.03Hz時。然而，從圖9(b)中可以看出，在平臺滾轉(zhuǎn)固有頻率為0.03Hz時，塔架側(cè)向底部力矩卻出現(xiàn)一定的增長。這種由平臺滾轉(zhuǎn)諧振頻率改變引起的增長是因為將平臺橫蕩排除在了基于相同原理的線性模型之外。由于變槳距驅(qū)動器的效力已經(jīng)達到極限，因此平臺橫蕩自由度未包含到控制設(shè)計中。另外，塔架側(cè)向載荷的減小應(yīng)歸功于包含了平臺橫蕩自由度的設(shè)計并未改變整個桅桿式平臺的可行性。

圖9 塔基力矩的頻譜圖

5 結(jié) 論

桅桿式平臺采用系有深吃水壓載物的懸鏈系泊纜繩定位，有效地實現(xiàn)了靜力穩(wěn)度。桅桿式的深吃水明顯增加了平臺的滾轉(zhuǎn)與俯仰慣性，因此減小了它們各自的固有頻率。這種設(shè)計特性使得平臺的滾轉(zhuǎn)與俯仰頻率低于大多數(shù)海況下波浪的激發(fā)頻率。

1)平臺較低的俯仰頻率影響了狀態(tài)反饋控制器的控制設(shè)計選擇何種自由度。增加平臺縱蕩自由度與第一個塔架前后彎曲模式到線性模型以獲取平臺俯仰運動動力學(xué)所需必要技術(shù)特征。

2)平臺較低的俯仰頻率的另一個影響是限制了獨立變槳距對調(diào)節(jié)平臺俯仰運動的作用。較低的固有頻率相對于其他的浮動式平臺意味著高頻變槳距輸入在進一步衰減。在高頻的要求下，控制器可以增加驅(qū)動得到相同效果，因此，桅桿式平臺獨立變槳距并不比其他平臺更加有效。但是，變槳距驅(qū)動飽和度限制對控制器增益強加了一個上限，因此降低了獨立變槳在桅桿式平臺的有效性。

3)狀態(tài)反饋控制器與擾動調(diào)節(jié)控制器都對轉(zhuǎn)矩控制采用了恒功率算法，與采用恒轉(zhuǎn)矩算法的基本控制器相比，它們明顯改善了功率調(diào)節(jié)。相對于基本控制器，狀態(tài)反饋控制器能夠?qū)⑺芷趽p害等效載荷平均減小9%。除了低速軸扭曲損害等效載荷平均增大18%之外，其他所有指標仍然接近不變。這種增長是由于變槳距驅(qū)動相對顯著增長的結(jié)果。

4)擾動調(diào)節(jié)控制器能夠通過增加變槳距驅(qū)動抑制風(fēng)速擾動來改善轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)進而改善功率調(diào)節(jié)。但基于擾動調(diào)節(jié)控制器的變槳距驅(qū)動的明顯增長給平臺俯仰與偏航運動帶來了負面影響?？紤]到現(xiàn)有驅(qū)動器的限制，認為狀態(tài)反饋控制器更適合桅桿式平臺的獨立變槳距控制。

[1]F.G.Nielsen,T.D.Hanson,andB.Skaare.IntegratedDynamicAnalysisofFloatingOffshoreWindTurbines[C].inProc. 25thInt.Conf.OffshoreMech.ArcticEng., 2006：671-679.

[2]W.Musial,S.Butterfield,andB.Ram.EnergyfromOffshoreWind[C].inProc.OffshoreTechnol.Conf.,Houston,TX,USA, 2006:1888-1898.

[3]B.Bulder,J.Peeringa,J.Pierik,etal.FloatingOffshoreWindTurbinesforShallowWaters[C].inProc.Eur.WindEnergyConf,2003.

[4]W.Musial,S.Butterfield,A.Boone.FeasibilityofFloatingPlatformSystemsforWindTurbines[C].inProc. 23rdASMEWindEnergySymp, 2004:1-11.

[5]I.Ushiyama,K.Seki,H.Miura.AFeasibilityStudyforFloatingOffshoreWindFarmsinJapaneseWaters[J].WindEng., 2004,28(4):383-397.

[6]S.Butterfield,W.Musial,J.Jonkman,etal.EngineeringChallengesforFloatingOffshoreWindTurbines[C].inProc.CopenhagenOffshoreWindConf.Expedit., 2005:1-10.

[7]D.Biester. (2009,Jul. 3).Hywind:SiemensandStatoilHydroInstallFirstFloatingWindTurbine[Online].Available:http://www.siemens.com/press/pool/de/pressemitteilungen/2009/renewable_energy/ERE200906 064e.pdf.

[8]J.M.Jonkman.DynamicsModelingandLoadsAnalysisofanOffshoreFloatingWindTurbine[D].Ph.D.DissertationDepart,Aerosp,Eng.Sci.Univ.Colorado,Boulder,CO,USA, 2007.

[9]D.Matha.ModelingandLoads&StabilityAnalysisofaFloatingOffshoreTensionLegPlatformWindTurbine[C].M.S.thesis,NationalRenewableEnergyLab′sNationalWindTurbineCenter,Stuttgart,Germany, 2009.

[10]J.Jonkman,D.Matha.AQuantitativeComparisonoftheResponsesofThreeFloatingPlatforms[C].NationalRenewableEnergyLaboratory,Golden,CO,USA,Tech.Rep.NREL/CP-46726, 2010.

[11]B.Skaare,T.D.Hanson,F.G.Nielsen.ImportanceofControlStrategiesonFatigueLifeofFloatingWindTurbines[C].inProc. 26thInt.Conf.OffshoreMech.ArcticEng.,SanDiego,CA,USA, 2007:493-500.

[12]T.J.Larsen,T.D.Hanson.AMethodtoAvoidNegativeDampedLowFrequentTowerVibrationsforaFloating,PitchControlledWindTurbine[C].J.Phys.,Conf,Ser.,2007,75(1):012073.

歡迎訂閱《四川電力技術(shù)》

The deep draft of spar-buoy results in the low platform pitch and roll natural frequencies. Therefore, the control design of linear state-space model which includes the surge and sway degrees of freedom is adopted. In order to effectively reduce the loads and adjust the output power of wind turbine, the state feedback controller model of linear multi-objective based on individual variable pitch control of floating offshore wind turbine in the Spar platform is proposed. And in order to verify the validity of the proposed model, three kinds of individual pitch controls based on the basic controller, disturbance-accommodating controller and a state feedback controller are compared. Simulation results show that compared to collective pitch control based on a gain-scheduled proportional-integral controller, individual variable pitch control based on a multi-objective state feedback controller is able to reduce the tower FA (fore-aft) and side-side bending fatigue loads by an average of 9%.

multi-objective state feedback; floating; individual blade pitch (IBP); offshore; Spar-buoy; wind turbin.

教育部創(chuàng)新團隊項目(IRT1285)；國家自然科學(xué)基金項目(51267017)；自治區(qū)重大攻關(guān)項目(201230115)

TM763

A

1003-6954(2015)03-0001-07

2015-04-07)