高峻澤,柳亦兵,周傳迪,張彬
(1.華北電力大學 先進飛輪儲能技術研究中心,北京 102206;2.貝肯新能源天津有限公司,天津 300300)
主動磁懸浮軸承(Active Magnetic Bearing,AMB)具有無機械接觸,零磨損失效,低待機功耗,長使用壽命,低維護成本和可主動控制等優(yōu)勢,廣泛應用于飛輪儲能領域[1]。隨著飛輪儲能對電網(wǎng)調(diào)峰、調(diào)頻的逐步應用,飛輪轉(zhuǎn)子趨向于高速化以及寬轉(zhuǎn)速范圍的工作特點,導致飛輪轉(zhuǎn)子系統(tǒng)面臨多次過臨界轉(zhuǎn)速問題。由于飛輪轉(zhuǎn)子存在材料缺陷、加工精度、工作變形等因素造成的不平衡質(zhì)量,在過臨界轉(zhuǎn)速時可能產(chǎn)生較大振動,對轉(zhuǎn)子運行可靠性產(chǎn)生不利影響,故需對飛輪轉(zhuǎn)子在高速旋轉(zhuǎn)狀態(tài)下的不平衡振動進行有效控制[2]。
通過AMB實現(xiàn)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)不平衡振動控制主要分為兩類方法[3-4]:1)自動平衡方法(最小作用力補償控制),其原理為在傳感器采集的位移信號進入控制器前,通過引入位移補償信號或濾波方法,消除與轉(zhuǎn)速同頻的不平衡振動信號分量,不對該分量產(chǎn)生控制力,使轉(zhuǎn)子繞其慣性主軸旋轉(zhuǎn),自動平衡方法主要有自適應陷波器法[5-6]、自適應最小均方誤差(Least Mean Square,LMS)算法[7-9]和迭代搜索法[10]等;2)不平衡補償方法(最小位移補償控制),其實質(zhì)為通過一定控制算法使AMB產(chǎn)生一個與轉(zhuǎn)子自身不平衡力大小相等、方向相反的補償力,從而使轉(zhuǎn)子繞其幾何中心旋轉(zhuǎn),不平衡補償方法主要有自適應自對中方法[11]、基于模型的補償方法[12]、基于觀測器的補償方法[13]、影響系數(shù)法[14]等。以往文獻中大多針對AMB剛性轉(zhuǎn)子的某一固定轉(zhuǎn)速或某一小范圍轉(zhuǎn)速段設計相應的控制算法,對寬轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)實現(xiàn)不平衡振動控制的研究較少。此外,文獻[15]首次表明在AMB-儲能飛輪轉(zhuǎn)子系統(tǒng)中,除殘余不平衡激振力產(chǎn)生與轉(zhuǎn)速同頻的簡諧振動外,還存在因系統(tǒng)固有頻率而產(chǎn)生的自由振動,該文獻采用變控制器參數(shù)的方法在一定程度上減弱了2種振動頻率接近時系統(tǒng)產(chǎn)生的“拍振”現(xiàn)象,但影響依然很大。
針對AMB-儲能飛輪轉(zhuǎn)子系統(tǒng)全轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的振動問題,在自適應LMS算法的基礎上,提出了一種自適應變步長LMS算法,可同時解決由不平衡產(chǎn)生的同步轉(zhuǎn)速不平衡振動和由臨界轉(zhuǎn)速產(chǎn)生的“拍振”現(xiàn)象。首先,基于有限單元法建立了AMB-儲能飛輪轉(zhuǎn)子系統(tǒng)模型;然后,在已有步長因子的基礎上提出了一種新的步長因子迭代公式;最后,對提出的自適應變步長LMS算法的有效性進行了驗證。
AMB-儲能飛輪轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的立式結(jié)構如圖1所示,飛輪轉(zhuǎn)子軸向由永磁軸承支承,徑向由上下2套主動磁懸浮軸承支承。
為便于分析,特作以下假設:轉(zhuǎn)子是軸對稱的,忽略軸向永磁軸承對徑向的干擾力,傳感器與AMB在軸向位置上重合。
根據(jù)轉(zhuǎn)子動力學理論,基于有限單元法得到AMB-儲能飛輪轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的動力學方程為
(1)
式中:xk,yk(k=1,…,n)分別為飛輪轉(zhuǎn)子n個節(jié)點沿x,y方向的位移;αk,βk分別為飛輪轉(zhuǎn)子n個
1—上徑向主動磁懸浮軸承;2—軸向永磁軸承;3—飛輪轉(zhuǎn)子;4—真空外殼;5—下徑向主動磁懸浮軸承。
節(jié)點繞x,y軸旋轉(zhuǎn)的角位移;M,G,C,K分別為轉(zhuǎn)子的質(zhì)量、陀螺、阻尼、剛度矩陣;Fmag為AMB對轉(zhuǎn)子施加的電磁力;n為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速;Fd為轉(zhuǎn)子受到的不平衡激振力。
控制系統(tǒng)采用分散PD控制,可得AMB線性化電磁力為[2]
fmag=kii+kss,
(2)
式中:ki,ks分別為AMB的力-電流剛度系數(shù)和力-位移剛度系數(shù);i為AMB的控制電流;s為儲能飛輪轉(zhuǎn)子在AMB節(jié)點處的位移。
儲能飛輪轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為2 000~20 000 r/min,對圖1的AMB-儲能飛輪轉(zhuǎn)子系統(tǒng)進行模態(tài)分析,轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的相關參數(shù)見表1。
表1 AMB-儲能飛輪轉(zhuǎn)子系統(tǒng)仿真參數(shù)
轉(zhuǎn)子系統(tǒng)臨界轉(zhuǎn)速(頻率特征值)是關于支承軸承剛度的函數(shù)[16],可預測臨界轉(zhuǎn)速與轉(zhuǎn)子運行速度的接近程度,其變化曲線如圖2所示,僅包括轉(zhuǎn)子剪切變形和慣性效應的影響,不包括轉(zhuǎn)子陀螺效應。由圖2可知,當軸承支承剛度約為2×107N/m時,前3個模態(tài)均表現(xiàn)出明顯的斜坡特性,說明此剛度比較合理[17]。在軸承支承剛度為2×107N/m和阻尼為1×104N·s/m下,繪制了轉(zhuǎn)子坎貝爾圖(圖3),在陀螺效應影響下,前2階模態(tài)分解為2個隨轉(zhuǎn)速變化趨勢完全不同的模態(tài),其中隨轉(zhuǎn)速升高而增大的為正進動,隨轉(zhuǎn)速升高而減小的為反進動。與轉(zhuǎn)速同步振動頻率(1×)的交點即為轉(zhuǎn)子一階臨界轉(zhuǎn)速7 213 r/min(120.230 Hz)。飛輪轉(zhuǎn)子在3 000 r/min轉(zhuǎn)速下的前2階模態(tài)振型如圖4所示,x,y,z分別為飛輪轉(zhuǎn)子在x,y,z方向上量綱一的位移。其中,一階反進動頻率為120.217 Hz,正進動頻率為120.223 Hz;二階反進動頻率為328.988 Hz,正進動頻率為417.406 Hz。
圖2 轉(zhuǎn)子頻率特征值隨AMB剛度的變化Fig.2 Variation of rotor eigenvalues with stiffness of AMB
圖3 飛輪轉(zhuǎn)子坎貝爾圖Fig.3 Campbell diagram of flywheel rotor
圖4 3 000 r/min下飛輪轉(zhuǎn)子的振型圖Fig.4 Mode shapes of flywheel rotor under 3 000 r/min
基于標準LMS算法的自適應濾波器原理如圖5所示,其迭代公式為
圖5 LMS算法自適應濾波器原理Fig.5 Adaptive filter principle of LMS algorithm
(3)
式中:d(k)為輸入期望信號;k為采樣時刻;a1(k),a2(k)分別為d(k)中正、余弦成分的幅值;ω為期望信號角頻率;Ts為采樣周期;y(k)為輸出跟隨信號;wL1(k),wL2(k)為迭代權函數(shù);ω0為算法的濾波角頻率;e(k)為誤差信號;μ為迭代步長因子。LMS算法的目標是當k趨于無限大時,wL1(k),wL2(k)分別無限趨近于a1(k),a2(k),使y(k)無限趨近于d(k),從而達到消除干擾信號的目的。
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利用Z變換可以得到從d(k)到e(k)的脈沖傳遞函數(shù)為
H(Z)=
(4)
由(4)式知,H(Z)的零點為Z0=e±jω0Ts,其中j為虛數(shù)單位,j2=-1。當d(k)為角頻率等于ω0的正弦信號時H(Z)=0,表明自適應LMS算法可以完全濾掉輸入信號中與ω0同頻的正弦信號分量。
由于AMB-儲能飛輪轉(zhuǎn)子處于頻繁升降速的工況中,而固定步長的LMS算法在轉(zhuǎn)速頻率失配時不能取得良好的濾波效果[18],需要考慮可實時濾波的變步長LMS算法。
文獻[19]針對文獻[20]中變步長LMS算法存在的問題提出一種改進算法,其步長因子為
(5)
(6)
式中:b為一個正參數(shù),反映了μM受e(k)的影響程度,一般取1~10,b越大說明受影響程度越小。
圖6 不同LMS算法下的信號誤差比較Fig.6 Comparison of signal errors under differentLMS algorithms
基于自適應變步長LMS算法的AMB-儲能飛輪轉(zhuǎn)子系統(tǒng)不平衡補償控制的結(jié)構框圖如圖7所示,其中u(t)為轉(zhuǎn)子參考信號,F(xiàn)d(t)為不平衡產(chǎn)生的激振力,Y(t)為AMB節(jié)點處的振動響應。在位移傳感器采集的振動信號和參考信號加權后的信號進入分散PD控制器前,通過LMS算法對位移響應信號中與轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速同頻的分量進行補償,使位移響應信號在進入控制器前就消除了轉(zhuǎn)子同頻振動位移干擾。
圖7 基于自適應變步長LMS算法的AMB-儲能飛輪轉(zhuǎn)子系統(tǒng)不平衡補償控制Fig.7 Unbalance compensation control of AMB-energy storage flywheel rotor system based onadaptive variable step LMS algorithm
搭建Simulink模型將上述算法應用于飛輪儲能系統(tǒng),分別在亞臨界區(qū)(臨界轉(zhuǎn)速7 213 r/min以下)和超臨界區(qū)(臨界轉(zhuǎn)速7 213 r/min以上)恒轉(zhuǎn)速工況以及恒加速工況下進行仿真分析。仿真時設定不平衡質(zhì)量位于轉(zhuǎn)子中心平面,不平衡量取為1×10-3kg·m,初始位置角為0。
當AMB-儲能飛輪轉(zhuǎn)子系統(tǒng)分別在3 000,15 000 r/min的恒轉(zhuǎn)速下運行時,在0.3 s時引入基于自適應變步長LMS算法的不平衡補償控制。由于仿真模型中轉(zhuǎn)子為中心對稱結(jié)構,參數(shù)完全相同的上、下兩端AMB處的轉(zhuǎn)子振動位移響應相同,因此僅給出3 000,15 000 r/min恒轉(zhuǎn)速時上端軸承處的轉(zhuǎn)子振動位移時域仿真結(jié)果,如圖8所示,其中仿真參數(shù)μ0=0.000 000 2,b=10。
圖8 恒轉(zhuǎn)速工況下上端軸承處轉(zhuǎn)子振動位移Fig.8 Vibration displacement of rotor with upper bearingunder constant speed condition
由圖8可知,AMB-儲能飛輪轉(zhuǎn)子在0.3 s引入基于自適應變步長LMS算法的不平衡補償控制后,軸承處轉(zhuǎn)子的振動位移大幅降低,在3 000 r/min 恒轉(zhuǎn)速工況時最大振幅由原來的超過100 nm減小到不足6 nm,振幅減小了約94%;而在15 000 r/min恒轉(zhuǎn)速工況時最大振幅由原來的7 nm減小到不足1 nm,振幅減小了約86%。
為進一步驗證本文提出的自適應變步長LMS算法在實際轉(zhuǎn)子運行工況中的控制效果,將儲能飛輪轉(zhuǎn)子在加速度a=40π rad/s2的恒加速工況下從0升速至20 000 r/min,仿真結(jié)果如圖9所示。
圖9 恒加速工況下加入補償前后上端軸承處轉(zhuǎn)子振動位移Fig.9 Vibration displacement of rotor with upper bearingbefore and after adding compensation underconstant acceleration condition
由圖9可知,在整個工作轉(zhuǎn)速范圍內(nèi),基于自適應變步長LMS算法的不平衡振動控制開啟后,轉(zhuǎn)子不平衡振動均有所減小。但在不平衡振動控制開啟前,轉(zhuǎn)子越過臨界轉(zhuǎn)速之后振動減小甚微,而在不平衡振動控制開啟后,轉(zhuǎn)子越過臨界轉(zhuǎn)速之后振動大幅減小,控制效果明顯。
針對AMB-儲能飛輪轉(zhuǎn)子系統(tǒng)中的不平衡振動問題,引入一種基于自適應變步長LMS算法,在反饋信號進入PD控制器前實時補償同頻分量,從而實現(xiàn)不平衡振動補償控制,保證磁懸浮飛輪轉(zhuǎn)子在整個轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的穩(wěn)定運行。結(jié)果表明,所提出的基于自適應變步長LMS算法的不平衡補償控制方法能夠有效地抑制磁懸浮儲能飛輪轉(zhuǎn)子的不平衡振動。