楊 翀，王瑞良，孫 勇，李 濤，徐伊麗

（1. 浙江運達風電股份有限公司， 杭州 310012；2. 浙江省風力發(fā)電技術重點實驗室， 杭州 310012）

0 引言

隨著世界各國對能源安全、生態(tài)環(huán)境、氣候變化等問題的日益重視，加快發(fā)展風電產業(yè)已成為國際社會推動能源轉型發(fā)展、應對全球氣候變化的普遍共識和一致行動[1]。2019年，中國新增風電并網裝機容量25.74 GW，其中陸上新增并網裝機容量23.76 GW，優(yōu)質風場基本已經被開發(fā)完，風電的開發(fā)轉向低風速高湍流的風資源區(qū)[2]，此類風場大都是山地復雜地形，出現(xiàn)極端陣風風況較多，陣風特點是風速與風向在短時間內均發(fā)生較大變化。極端陣風對機組的載荷與控制策略帶來很大的挑戰(zhàn)，短時間的大風會導致機組觸發(fā)超速保護動作而停機，大大的提高了機組所受載荷。因此研究陣風控制策略，抑制或者減少風電機組超速脫網，對降低機組機械載荷、提高電網穩(wěn)定性有重要的工程意義。

為了控制陣風風況對機組載荷的不利作用，行業(yè)學者們做了大量的研究。盧曉光等[3]基于激光雷達測風設計了變槳前饋陣風控制算法，對陣風附加載荷進行了有效控制。婁堯林等[4]結合變速變槳控制算法基本結構，通過增加轉速控制環(huán)以及非線性增益因子的策略，使得機組在陣風工況下進行快速變槳動作。Stoyan Kanev和Tim van Engelen[5]通過構建非線性觀測器快線監(jiān)測面內外彎矩來識別極端陣風。E A Bossanyi等[6]提出借助機載式激光雷達，發(fā)現(xiàn)來流的陣風，通過前饋控制實現(xiàn)降載。曹碧生等[7]通過優(yōu)化變槳PI和加入轉差系數(shù)，應對大湍流的影響。Andrew Pace 等[8]設計了一種雷達輔助控制方式，在極限陣風情況下，切換到雷達輔助控制模式降低過速概率。

本文對抑制陣風工況機組過速停機問題開展研究，通過監(jiān)測轉速變化特性，適當增加槳距角的策略來解決，同時根據(jù)機組特性設置的觸發(fā)條件控制，能有效保證正常發(fā)電工況不會觸發(fā)該功能，不增加機組的疲勞載荷，并選用實際機組進行了仿真驗證。

1 控制策略

1.1 極端相干陣風

陣風在山地復雜地形容易出現(xiàn)，其特點是在短時間內風速與風向發(fā)生大幅變化。根據(jù)IEC61400-1標準載荷計算的定義，方向變化的極端相干陣風ECD，方向變化的極端相干陣風的幅值Vcg=15 m/s。

風速變化上升時間為T=10 s，實時風速：

風速的上升與風向從0到T的變化是同步進行的，風向變化量為：

則同步的實時風向為：

圖1 所示為陣風的風速風向變化時程圖，可以看出在短時間內風速與風向都發(fā)生了驟變，這對風機的載荷與控制會產生很大的影響。

圖1 陣風風速風向變化

1.2 超速機理

風力機組的控制主要包括轉矩控制與變槳控制，風機能夠在不同的轉速下運行。機組運行發(fā)電控制過程可以分為4個階段，如圖2所示。

圖2 變槳變速機組控制

（1）轉速恒定階段（BC）。發(fā)電機保持切入轉速，通過轉矩的變化，風輪的轉速會保持不變直到達到最優(yōu)葉尖速比。

（2）變轉速運行階段（CD）。通過改變發(fā)電機轉矩來調節(jié)發(fā)電機的轉速，從而保持機組在最優(yōu)葉尖速比下運行。

（3）恒轉速運行階段（DE）。通過改變發(fā)電機轉矩，發(fā)電機轉速會被調節(jié)至額定轉速直到達到額定轉矩和額定功率。

（4）恒功率運行階段（EF）。機組已經達到額定功率，通過變槳系統(tǒng)的氣動調節(jié)來限制風輪吸收功率。

機組運行過程中遭遇陣風，此時風速急速上升，導致發(fā)電機轉速急劇上升，但機組還未達到額定功率，即在圖2轉矩轉速關系的BC段，此時變槳系統(tǒng)還未開始響應，而當機組達到額定功率時，由于變槳系統(tǒng)的滯后性以及此時轉速已經很高，這時已經不能有效地抑制發(fā)電機超速。一方面是由于風輪慣性，另一方面由于槳葉回調速率較慢，使得機組的發(fā)電機轉速容易超1.1倍的保護限值，導致機組超速停機。對于超速執(zhí)行快速停機的情況，由于劇烈的停機導致的推力和風輪不對稱載荷會變得非常高，對于部分DLC1.4 工況（陣風工況）而言，停機與否可能引起極限載荷一個數(shù)量級的變化。

表1 更新

2 非線性控制策略

針對DLC1.4 工況設置中存在的風速和風向驟變情況，采取非線性控制策略改善機組超速停機情況，下面稱為風輪面動態(tài)推力削減功能。該方法通過探測到發(fā)電機轉速的急劇變化，采取在適當時刻疊加非線性槳距角的策略，抑制機組陣風工況的超速停機。在本非線性控制策略中，通過監(jiān)測實時的發(fā)電機轉速變化特征值（轉速誤差乘以轉速誤差的變化率），即槳濾波后的發(fā)電機轉速乘以其導數(shù)超過動態(tài)推力削減轉速參考閾值時，且同時發(fā)電機轉矩超過一定閾值時，在傳統(tǒng)PI 控制的基礎上額外疊加一個槳距角命令，快速削減風輪面推力，避免關鍵部件在過速停機中出現(xiàn)極限載荷。

對于DLC1.2正常發(fā)電工況，由于引入了風輪面動態(tài)推力削減方法，如果風輪面動態(tài)推力削減閾值設計不合理容易造成正常發(fā)電工況也觸發(fā)該功能，導致槳距角發(fā)生間斷性的突變，造成機組疲勞載荷的增大，如圖3所示。

圖3 DLC1.2工況下風輪面動態(tài)推力削減觸發(fā)

對于動態(tài)推力削減轉速參考閾值使用了一個非對稱滑動濾波器用來快速跟隨增加的變槳動作，同時在槳距角快速下降時引入了衰減特性。這使得當風機經歷極限陣風時，非線性特征盡可能容易地被激活，且盡量避免風機處于正常發(fā)電的情況下本特征被激活。

3 實例分析

采用風力機組仿真如今Bladed 對該策略進行仿真驗證，仿真模型為某4.8 MW 雙饋機組，風輪直徑156 m，額定轉速為1750 r/min，根據(jù)IEC 規(guī)范工況設置，對DLC1.2 與DLC1.4正常發(fā)電與陣風工況開展仿真驗證，比較非線性控制策略應用效果，從機組的槳距角、轉速等運行參數(shù)以及極限載荷特性幾方面進行對比研究。

3.1 載荷驗證

圖4 所示為DLC1.4 某子工況的槳距角與轉速時序，可以看出采用非線性控制策略后陣風工況機組避免了超速停機，在風速快速上升的時候，檢測到轉速急速上升，變槳系統(tǒng)進行了提前變槳。圖5所示為機組載荷響應，機組的塔底彎矩下降了一個量級，驗證了該非線性控制策略的有效性。

圖4 動態(tài)推力削減功能過速抑制效果

圖5 動態(tài)推力削減功能降載效果

3.2 觸發(fā)條件

為了保證在DLC1.2 工況不觸發(fā)風輪面動態(tài)推力削減功能，對動態(tài)推力削減轉速參考閾值進行規(guī)劃，圖6 所示為DLC1.2工況所有槳距角對應動態(tài)推力削減轉速參考閾值的散點圖，在槳距角較小階段，初設的動態(tài)推力削減轉速參考閾值偏低，可能會導致DLC1.2部分工況不必要的觸發(fā)風輪面動態(tài)推力削減功能，現(xiàn)在采取新的包絡動態(tài)推力削減轉速參考閾值，提高在小槳距角階段的閾值，來實現(xiàn)風輪面動態(tài)推力削減功能的合理觸發(fā)，如圖7所示。

圖6 優(yōu)化前的DLC1.2 工況的散點圖

圖7 優(yōu)化后的DLC1.2 工況的散點圖

通過提升小槳距角段的閾值，在更新動態(tài)推力削減轉速參考閾值后，避免了DLC1.2 工況中的動態(tài)推力削減功能觸發(fā)。從圖8～9 中可見，在避免不必要的EEdot 觸發(fā)之后，對于DLC1.2-gb3 工況中塔底My 載荷的疲勞和極限值都獲得了一定優(yōu)化。

圖8 DLC1.2-gb3工況轉速時序

圖9 DLC1.2-gb3工況塔底My時序

同時，對比更新前后DLC1.4中觸發(fā)動態(tài)推力削減功能的工況統(tǒng)計情況，表3 所示為更新前后DLC1.4 中動態(tài)推力削減功能不受影響。

表3 更新前后DLC1.4中觸發(fā)動態(tài)推力削減功能工況統(tǒng)計

4 結束語

本文針對極端陣風工況機組出現(xiàn)過速停機，造成機組載荷增大的問題，設置一個以減少超速為目的非線性變槳控制策略，在陣風工況抑制了機組的過速停機，通過實際機組仿真結果分析，驗證了該策略能夠有效解決極端陣風工況機組超速停機問題，降低了風電機組塔底的載荷，提高運行的穩(wěn)定性。

通過對控制策略觸發(fā)閾值的有效設置，在陣風工況抑制機組過速停機的同時，保證正常發(fā)電工況不觸發(fā)該功能，避免出現(xiàn)轉速振蕩導致機組疲勞載荷增大的風險，且不影響本功能在極端陣風工況中的正常觸發(fā)。