王 瀟,俞佳男,唐 波,余清清,許國東

(浙江運達風電股份有限公司 浙江省風力發(fā)電技術重點實驗室,浙江 杭州 310012)

0 引 言

隨著風電行業(yè)的發(fā)展,對風能的利用率要求越來越高,風電機組的塔架也越建越高,葉輪和塔架發(fā)生耦合振動的臨界風速也越來越低,由此引起的整機低頻振動問題日益嚴峻。長期的低頻振動會造成葉片、塔架、傳動鏈部件和機電設備的故障和失效破壞,這不僅帶來了維修更換的經濟損失,嚴重時還會導致風電機組的安全事故。

目前,對風電機組的振動監(jiān)測大多通過加速度傳感器來實現(xiàn)。但在實際測試和計算過程中,傳統(tǒng)加速度傳感器對低頻振動不敏感,長期監(jiān)測還會出現(xiàn)零漂和溫漂,加速度二次積分計算位移的算法會引入較大誤差,所以尋找可靠的風電機組低頻振動位移計算方法尤為重要。

目前,風電機組在線狀態(tài)監(jiān)測[1]是數(shù)字化、智能化風電技術發(fā)展的趨勢和需求,振動監(jiān)測主要通過加速度傳感器進行特征信號記錄和故障診斷分析[2-4]。對于風電機組的低頻振動位移,卓沛駿等[5]利用傾角傳感器測量了塔頂轉角數(shù)據(jù),并通過Bladed軟件仿真獲取了不同風速下塔頂位移與轉角的線性關系,進而實現(xiàn)了塔頂轉角到位移的轉換;但該方法需要通過仿真模型計算轉換關系,與實際情況存在一定的偏差。BANG等[6]將光纖光柵應變片粘貼到塔筒不同高度處,實時獲取塔筒的變形撓曲線,從而計算塔頂位移;但該方法成本較高、操作困難。ZENDEHBAD等[7]提出了利用激光測振的方法測試風電機組塔頂位移;該方法雖然操作方便且精度高,但設備成本較高,不適合長期監(jiān)測。

隨著GNSS(global navigation satellite systems)技術的發(fā)展,其定位精度能夠達到毫米級,國內很多專家將其應用在建筑高塔、橋梁等的變形和安全監(jiān)測上[8-13],并開展了深入研究。在國外,TAMURA等[14]考慮了加速度傳感器無法準確獲取建筑物風致振動響應的動態(tài)波動分量,利用RTK-GPS技術對其進行了測量分析。BREUER等[15]利用GNSS技術對弱風條件下高層結構位移進行了測量。PIOTR[16]對GNSS技術在高煙囪水平動態(tài)位移計算中的局限性進行了分析。

本文將GNSS技術引入到風電機組的低頻振動監(jiān)測,提出一種基于GNSS-RTK精準定位技術的風電機組機艙低頻振動位移計算方法;通過構建風電機組機艙空間運行軌跡模型,利用該方法對仿真模型進行解算,并與仿真設定的位移作對比分析;在現(xiàn)場測試中,同時布置GNSS設備和加速度傳感器設備,并將它們的位移結果與Bladed軟件計算的理論位移作趨勢和誤差分析,進而從仿真計算和現(xiàn)場測試兩方面驗證本方法的正確性和準確度。

1 計算方法

筆者在風電機組運行空間中建立三維直角坐標系,X軸和Y軸表示水平面兩個方向,與移動站天線的坐標方向一致,Z軸表示風電機組的高度方向,風電機組低頻振動位移計算模型如圖1所示。

圖1 風電機組低頻振動位移計算模型

下面,筆者具體介紹單天線定位坐標解算風電機組機艙低頻振動位移的方法。

1.1 基準設定

以風電機組無風狀態(tài)下的位置為基準,設定水平面內塔筒中心點Z方向上投影到機艙頂部的點為理論計算中心點(x0,y0,z0)。由于塔筒是標準的圓形結構,筆者在塔筒外壁采用三點定圓心的方法測定x0和y0;z0是無風狀態(tài)下機艙頂部距離地面的垂直距離。

在水平面內,以小風停機狀態(tài)下GNSS移動站天線的坐標(x1,y1,z1)為起始點,其相對于中心點的對稱點坐標為(xb,yb,z1)。當風電機組運行時,機艙會發(fā)生偏航和擺振的復合運動(如圖1所示),移動站天線從位置1運動到位置i,GNSS接收機記錄移動站天線坐標為(xi,yi,zi);在水平面內,起始點(x1,y1,z1)以中心點(x0,y0,z0)為圓心旋轉到位置i處的等效坐標為(xa,ya,z1),移動站天線起始點坐標滿足x1=xa,y1=ya。

1.2 位移計算

基于GNSS的機艙低頻振動位移的計算,都是相對于機艙運動后等效的起始點坐標(xa,ya,z1),定義位移為di。

在水平面內,起始點到中心點的距離L0/2可表示為:

(1)

當風電機組運行時,移動站天線在位置i處的空間坐標為(xi,yi,zi),其中i=1,2,3…。

在水平面內,移動站天線與Y軸的夾角α為:

(2)

這里反正切函數(shù)的取值范圍是[-π/2,π/2],但風電機組運行時,移動站天線與Y軸正方向的夾角為α+會出現(xiàn)在[0,2π]范圍內,可表示如下:

(3)

機艙運動后等效的起始點坐標可以表示為(xa,ya,z1),其中,xa和ya的計算式為:

(4)

(5)

通過移動站天線坐標(xi,yi,zi)和等效起始點坐標(xa,ya,z1),可以計算得到機艙低頻振動的位移di,即:

(6)

將式(4，5)代入式(6),可得位移di的具體表達式為:

其中,i=1,2,3…。

(7)

1.3 方向判定

由式(6)可知,機艙低頻振動計算的位移值均為絕對值,無法反映機艙振動的前后方向,故本文計劃通過特定的位移條件來判定,并給相應的位移值添加正負號來表示機艙低頻振動位移的方向。

此處以機艙朝著葉輪方向的運動為位移計算的正方向,反之為負方向。

機組運行到位置i時等效起始點為(xa,ya,z1),在水平面內等效起始點相對于中心點(x0,y0,z0)的對稱點為(xb,yb,z1),通過坐標變換可表示為:

xb=2x0-xa

(8)

yb=2y0-ya

(9)

當機組運行到位置i,移動站天線坐標(xi,yi,zi)到對稱點(xb,yb,z1)的距離為Li,其計算式如下:

(10)

等效起始點(xa,ya,z1)到對稱點(xb,yb,z1)的距離為L0,其計算式如下:

(11)

將式(4,5,8,9)代入式(10)中,可得其具體表達式為:

(12)

結合式(10,11),機艙低頻振動位移的方向判斷條件可表示如下:

(13)

綜上所述,筆者介紹了基于GNSS-RTK精準定位技術的風電機組機艙低頻振動位移計算方法,其流程如圖2所示。

圖2 風電機組低頻振動位移計算方法流程圖

2 仿真驗證

針對上述的風電機組機艙低頻振動位移的計算方法,筆者開展理論仿真驗證。

首先,筆者搭建風電機組運行時GNSS移動站天線空間軌跡模型;然后,利用上述建立的低頻振動位移計算方法得到風電機組機艙的低頻振動位移;最后,將仿真計算得到的機艙低頻振動位移與仿真模型中的理論位移作對比分析,計算它們之間的偏差。

GNSS移動站天線空間運行軌跡如圖3所示。

圖3 GNSS移動站天線空間運行軌跡

在圖3中,設定中心點坐標為(10,10),GNSS移動站起始點到中心點的水平距離為2.5 m,到地面的垂直高度為120 m,漸變線帶為GNSS移動站天線的運行軌跡,虛線圓表示GNSS移動站起始點的等效軌跡圓。

該仿真研究中,風電機組一邊作逆時針的偏航運動,一邊沿著機艙前后方向作擺振運動,機艙最大擺動位移設為0.4 m,擺振頻率設為0.2 Hz。因此,GNSS移動站運行軌跡沿著虛線前后作簡諧振動,并沿著逆時針方向作旋轉運動。另外,云圖顏色表示GNSS移動站天線垂直高度的變化。

筆者利用上述低頻振動位移計算方法,對仿真模型中風電機組機艙低頻振動位移進行計算,結果如圖4所示。

圖4 風電機組低頻振動位移仿真計算結果

由圖4可知,仿真計算得到的機艙低頻振動位移是幅值為0.4 m,頻率為0.2 Hz的簡諧振動,與仿真模型設計的結果一致;將仿真計算得到的低頻振動結果與仿真模型中機艙前后振動的理論位移作對比分析,得到它們之間偏差在10-15數(shù)量級。

通過以上的仿真計算結果,驗證了筆者提出的基于GNSS的風電機組低頻振動位移計算方法的正確性。

3 現(xiàn)場測試

3.1 測試設備

針對該方法的現(xiàn)場測試在某風場進行。現(xiàn)場的測試風機和使用設備的詳細參數(shù)如表1所示。

表1 現(xiàn)場測試風機和主要設備參數(shù)表

3.2 設備布置

在測試過程中,主要包括兩套設備的現(xiàn)場布置,分別是GNSS設備和低頻加速度設備。其中,GNSS設備分為基準站和移動站,基準站包括了CR3-G3天線、GNSS接收機和外置電臺,整體布置在空曠的地面上;移動站包括了CR2天線和GNSS接收機,布置在風電機組機艙頂部靠后端的吊耳處。

GNSS基準站現(xiàn)場布置圖如圖5所示。

圖5 GNSS基準站現(xiàn)場布置圖

為了保證移動站盡可能水平和穩(wěn)固的布置于機艙頂部,筆者設計了特定的固定裝置,加速度傳感器通過磁吸式的方式布置在固定裝置的肋板上,與機艙前后振動方向一致。

GNSS移動站和加速度傳感器現(xiàn)場布置圖如圖6所示。

圖6 GNSS移動站和加速度傳感器現(xiàn)場布置圖

3.3 數(shù)據(jù)采集

對于GNSS設備,測試前需對基準站和移動站進行參數(shù)配置,并保證移動站與基準站經電臺保持有效通訊,當移動站配置界面的解狀態(tài)顯示為固定解,差分延時小于5,說明移動站接收機的采集結果有效。

加速度傳感器通過LEMO接口與數(shù)據(jù)采集儀連接,采樣頻率為100 Hz。另外,實際測試前需對GNSS設備和加速度數(shù)據(jù)采集儀進行對時,保證兩套設備的北京時間一致,方便后續(xù)數(shù)據(jù)分析。

4 數(shù)據(jù)計算與分析

通過SCADA導出現(xiàn)場測試時的風速,筆者利用Bladed軟件,計算得到測試風速下機艙的理論位移,并與加速度傳感器設備和GNSS設備的計算結果作趨勢分析和誤差分析。

4.1 趨勢分析

筆者選取18:34:25至18:38:47時間段的數(shù)據(jù)進行計算和分析,并對SCADA導出風速、加速度數(shù)據(jù)和GNSS接收機采集數(shù)據(jù)進行截取;通過Bladed軟件計算風電機組機艙的理論位移;利用高階逼近的方法,對理論位移曲線進行擬合，反映了理論位移的變化趨勢。

Bladed軟件計算的理論位移和其擬合曲線如圖7所示。

圖7 Bladed軟件計算的理論位移和其擬合曲線

依據(jù)所提出的風電機組機艙低頻振動位移計算方法,筆者對GNSS設備采集數(shù)據(jù)進行計算和分析,得到實測的機艙低頻振動位移;同樣,利用高階逼近的方法對位移曲線進行擬合,該擬合曲線反映了基于GNSS實測數(shù)據(jù)計算位移的變化趨勢。

基于GNSS的機艙低頻振動位移和其擬合曲線如圖8所示。

圖8 基于GNSS的機艙低頻振動位移和其擬合曲線

由于風電機組機艙的低頻振動頻率在0.2 Hz左右,筆者對加速度信號進行濾波處理,得到只包含低頻振動成份的加速度信號;接著,又對其進行二次積分,得到其位移。

加速度傳感器設備計算位移如圖9所示。

圖9 加速度傳感器設備計算位移

對比圖(7,8)可知,理論位移和基于GNSS實測數(shù)據(jù)計算的機艙低頻振動位移的結果范圍相近,均在0.45 m附近;另外,它們的擬合曲線相似,一致性較好,表明理論位移和該方法計算位移的變化趨勢一致,進一步驗證了基于GNSS的風電機組低頻振動位移計算方法的正確性。

然而,在加速度計算位移的方法中,濾波處理不僅不能準確地獲取低頻成分,還會造成高頻成分的泄露,兩次積分運算會引入計算誤差,所以位移曲線中很多細節(jié)丟失,位移的變化趨勢簡單,無法真實地反映風電機組機艙低頻振動的情況。

4.2 誤差分析

為了進一步驗證基于GNSS的風電機組低頻振動位移計算方法的準確度,筆者將對理論位移、GNSS設備計算位移和加速度傳感器計算位移中,任意10個相同時刻的位移結果進行提取,計算它們的誤差。

誤差計算式如下:

(14)

式中:Di—某一時刻GNSS設備計算位移,或某一時刻加速度傳感器計算位移;di—某一時刻理論位移;i=1,…,N,N=10。

筆者分別在圖(7～9)中選取10個相同時刻的位移值,并統(tǒng)計它們對應的測試時間,結果如表2所示。

表2 任意10個時刻對應的理論位移和計算位移(單位：m)

筆者利用式(14)對表2的數(shù)據(jù)進行計算可得,基于GNSS實測數(shù)據(jù)計算的機艙低頻振動位移與理論位移的誤差為2.9%,而通過加速度信號二次積分得到的位移與理論位移的誤差為47.1%。

以上結果說明,基于GNSS的風電機組低頻振動位移計算方法遠遠優(yōu)于加速度二次積分計算位移的方法;同時,也從實際工程測試的角度進一步驗證了該振動位移計算方法的正確性和準確度。

5 結束語

本文提出了一種基于GNSS-RTK精準定位技術的風電機組機艙低頻振動位移計算方法,并從仿真和現(xiàn)場測試的角度對其正確性和準確度進行了驗證,得到如下結論:

(1)通過構建機組機艙空間運行軌跡模型,利用本文提出的低頻振動位移計算方法對仿真模型進行解算,并與仿真設定的位移值作對比發(fā)現(xiàn),機艙位移作簡諧振動的幅值和頻率相同,兩者的位移偏差在10-15數(shù)量級;

(2)利用Bladed軟件計算的理論位移與基于GNSS實測數(shù)據(jù)計算的位移幅值范圍相近,均在0.45 m附近,兩者的擬合曲線相似,一致性較好,說明了它們的變化趨勢一致;而加速度二次積分的位移結果缺少諸多細節(jié),變化趨勢簡單,無法真實反映風電機組機艙低頻振動的情況;

(3)在理論位移、GNSS設備計算位移和加速度傳感器計算位移中提取了任意10個相同時刻的位移值,根據(jù)計算誤差可得,基于GNSS設備計算的位移誤差遠小于加速度信號二次積分計算位移的誤差。

綜上所述,不管是仿真研究還是現(xiàn)場測試計算都驗證了基于GNSS-RTK精準定位技術的機艙低頻振動位移計算方法的正確性和準確度。

另外,該方法精度高、費用成本低,適用于對機組機艙低頻振動位移的長期監(jiān)測。