許波峰，戴成軍，蔣 澎，王海良，汪亞洲，紀(jì)寧毅，劉皓明，蔡 新

（1.河海大學(xué) 江蘇省風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)工程研究中心，江蘇 南京 211100；2.河海大學(xué) 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(guó)船級(jí)社質(zhì)量認(rèn)證公司 南京分公司，江蘇 南京 210011；4.新興重工集團(tuán)有限公司，北京 100070；5.新興際華集團(tuán)技術(shù)中心，北京 100070）

0 引言

不斷增長(zhǎng)的能源需求促進(jìn)了風(fēng)力發(fā)電行業(yè)的迅速發(fā)展。為了提升風(fēng)力發(fā)電對(duì)化石能源發(fā)電的競(jìng)爭(zhēng)力，風(fēng)電機(jī)組逐步向著大功率大尺寸的方向發(fā)展，相應(yīng)的機(jī)組載荷也在不斷增加。隨著我國(guó)海上風(fēng)電的發(fā)展，臺(tái)風(fēng)對(duì)風(fēng)電機(jī)組的影響受到了更多的關(guān)注。

近年來，不斷有整機(jī)廠商嘗試設(shè)計(jì)抗臺(tái)型機(jī)組，但還是出現(xiàn)了很多風(fēng)電場(chǎng)受臺(tái)風(fēng)影響而造成經(jīng)濟(jì)損失的事故。在臺(tái)風(fēng)作用下，機(jī)組葉片載荷會(huì)顯著增加，受風(fēng)切變、塔影效應(yīng)、湍流效應(yīng)和對(duì)風(fēng)誤差等的影響，載荷的不平衡也更明顯。獨(dú)立變槳控制技術(shù)在降低機(jī)組的不平衡載荷方面優(yōu)勢(shì)明顯，學(xué)者們主要從獨(dú)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(duì)獨(dú)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(jī)組正常發(fā)電時(shí)的載荷，卻很少關(guān)注停機(jī)過程的控制策略。文獻(xiàn)[6]研究了5 MW風(fēng)電機(jī)組緊急停機(jī)時(shí)傳動(dòng)系統(tǒng)載荷的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，發(fā)現(xiàn)緊急停機(jī)使轉(zhuǎn)子發(fā)生轉(zhuǎn)矩反轉(zhuǎn)，對(duì)傳動(dòng)系統(tǒng)造成較大的負(fù)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(dòng)變槳的緊急停機(jī)控制情況，研究結(jié)果表明，在停機(jī)過程中產(chǎn)生了較強(qiáng)的系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)和共振響應(yīng)。金鑫[8]分析了基于線性二次型調(diào)節(jié)（LQR）和干擾自適應(yīng)控制（DAC）技術(shù)的獨(dú)立變槳控制策略，該控制策略可有效降低風(fēng)電機(jī)組振動(dòng)以及系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的等效疲勞載荷?？率捞肹9]研究了風(fēng)力發(fā)電塔-輪系統(tǒng)的隨機(jī)風(fēng)場(chǎng)模擬和風(fēng)振動(dòng)力響應(yīng)，發(fā)現(xiàn)風(fēng)振動(dòng)力響應(yīng)以共振分量為主，背景分量和交叉耦合項(xiàng)不能忽略，主要呈現(xiàn)多模態(tài)耦合和多振型響應(yīng)兩個(gè)特性。丁紅巖[10]分析了漂浮式風(fēng)力發(fā)電機(jī)組在停機(jī)時(shí)的變槳控制策略，在不同變槳速率情況下對(duì)停機(jī)過程的載荷進(jìn)行了仿真，相對(duì)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(jī)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(jī)過程的不平衡載荷更加顯著，需要針對(duì)停機(jī)設(shè)計(jì)更優(yōu)的降載變槳控制策略。風(fēng)速更大、風(fēng)向變化更快的臺(tái)風(fēng)會(huì)加劇機(jī)組停機(jī)時(shí)的載荷沖擊，而目前鮮有針對(duì)臺(tái)風(fēng)環(huán)境下機(jī)組停機(jī)的控制策略研究。

為研究適合臺(tái)風(fēng)作用下機(jī)組停機(jī)的控制策略，進(jìn)一步提高極端環(huán)境下的機(jī)組安全，減小機(jī)組損壞率，本文設(shè)計(jì)了應(yīng)用于臺(tái)風(fēng)下風(fēng)電機(jī)組停機(jī)控制的獨(dú)立變槳控制策略。對(duì)臺(tái)風(fēng)環(huán)境下的設(shè)計(jì)載荷工況中風(fēng)向變化的極端相干陣風(fēng)（ECD）和臺(tái)風(fēng)極端風(fēng)向變化（EDCT）兩種工況進(jìn)行載荷動(dòng)態(tài)仿真，分析了機(jī)組停機(jī)時(shí)輪轂極限載荷的變化情況。

1 臺(tái)風(fēng)下機(jī)組正常停機(jī)時(shí)的設(shè)計(jì)載荷工況

為了確保臺(tái)風(fēng)環(huán)境下風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的安全，國(guó)家質(zhì)量監(jiān)督檢驗(yàn)檢疫總局和國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)化管理委員會(huì)聯(lián)合發(fā)布了《臺(tái)風(fēng)型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組》標(biāo)準(zhǔn)。該標(biāo)準(zhǔn)是在IEC 61400-1等非針對(duì)臺(tái)風(fēng)型機(jī)組標(biāo)準(zhǔn)的基礎(chǔ)上，對(duì)臺(tái)風(fēng)型機(jī)組安全運(yùn)行條件的補(bǔ)充和完善。抗臺(tái)型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的設(shè)計(jì)載荷工況表由兩部分組成，第一部分為正常的設(shè)計(jì)載荷工況表，第二部分為《臺(tái)風(fēng)型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組》中提出的臺(tái)風(fēng)環(huán)境下的設(shè)計(jì)載荷工況表。臺(tái)風(fēng)環(huán)境下機(jī)組正常停機(jī)時(shí)的設(shè)計(jì)載荷工況如表1所示，該設(shè)計(jì)載荷工況為機(jī)組風(fēng)向變化工況，這足以反映抗臺(tái)型機(jī)組的特性并為在臺(tái)風(fēng)登陸前仍在發(fā)電的機(jī)組的安全性提供參考依據(jù)。

表1 臺(tái)風(fēng)環(huán)境下機(jī)組正常停機(jī)時(shí)的設(shè)計(jì)載荷工況表Table 1 Design load conditions when the unit is normally shut down under typhoon environment

2 獨(dú)立變槳控制

圖1所示為獨(dú)立變槳控制系統(tǒng)框圖。

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

獨(dú)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(biāo)是通過調(diào)節(jié)槳距角使機(jī)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(fēng)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(biāo)系下表現(xiàn)為降低輪轂MYN和MZN的平均值和3P載荷。

獨(dú)立變槳控制策略一般是基于葉片葉根載荷的測(cè)量量設(shè)計(jì)的。第i（i=1，2，3）個(gè)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(biāo)變換后滿足式（4）所示的關(guān)系[11]。MYB中的高次諧波對(duì)載荷的影響較小，一般只考慮4P及以下的分量[12]。坐標(biāo)變換后葉根面外彎矩中的部分高頻諧波分量不會(huì)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(gè)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(jìn)行坐標(biāo)反變換以得到實(shí)際獨(dú)立變槳三葉片需求的β。以1P載荷控制為例，βd1和βq1在進(jìn)行如式（5）所示的坐標(biāo)反變換后，得到了實(shí)際獨(dú)立變槳三葉片需求的槳距角Δβ11，Δβ21和Δβ31。

正常停機(jī)時(shí)，控制功率的統(tǒng)一變槳距控制策略停止運(yùn)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(cè)量載荷的傳感器的延時(shí)、變槳驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)的機(jī)械延遲和濾波器導(dǎo)致的相位偏移等，在進(jìn)行坐標(biāo)反變換時(shí)會(huì)加入一定的相位補(bǔ)償。其中，測(cè)量載荷的傳感器的延時(shí)相對(duì)較低，可以忽略不計(jì)；濾波器導(dǎo)致的相位偏移固定不變；變槳機(jī)構(gòu)的機(jī)械延遲ΔT通常為幾十毫秒甚至幾百毫秒[13]，在相位補(bǔ)償中占很大比重。當(dāng)機(jī)組以額定轉(zhuǎn)速運(yùn)行時(shí)，變槳機(jī)構(gòu)的機(jī)械延遲導(dǎo)致的相位補(bǔ)償固定不變。而當(dāng)機(jī)組停機(jī)時(shí)，機(jī)組的轉(zhuǎn)速會(huì)在短時(shí)間內(nèi)發(fā)生較大的變化，因此變槳機(jī)構(gòu)的機(jī)械延遲所導(dǎo)致的相位補(bǔ)償也應(yīng)隨之變化，本文按照式（6）進(jìn)行機(jī)械延遲導(dǎo)致的相位補(bǔ)償?shù)脑O(shè)置。

在機(jī)組所受的載荷中，科氏力占較大的比重，隨著機(jī)組轉(zhuǎn)速的下降，由該力導(dǎo)致的載荷會(huì)迅速衰減。此外，由于風(fēng)輪半徑可達(dá)數(shù)十米，因此轉(zhuǎn)速下降一點(diǎn)即可使葉片的相對(duì)風(fēng)速顯著下降，從而使風(fēng)載荷大幅下降?？傊C(jī)時(shí)，只需經(jīng)過很短的時(shí)間，機(jī)組所受的載荷便會(huì)降低很多，即使不進(jìn)行獨(dú)立變槳控制也可以保證機(jī)組的安全。而隨著風(fēng)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(biāo)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(jī)初始時(shí)刻，可以采取在設(shè)計(jì)濾波器截止頻率時(shí)保留更多裕量的方法滿足初始時(shí)刻的濾波需求。停機(jī)3 s后，機(jī)組的轉(zhuǎn)速已經(jīng)顯著下降，即使不進(jìn)行獨(dú)立變槳停機(jī)控制，機(jī)組的不平衡載荷也不會(huì)超限。因此，最終的槳距角期望值可按照式（7）進(jìn)行設(shè)置。

式中：Δβ11，Δβ21，Δβ31，Δβ12，Δβ22，Δβ32，Δβ13，Δβ23和Δβ33均為獨(dú)立變槳控制的槳距角需求量；t0為主控發(fā)出正常停機(jī)信號(hào)時(shí)的時(shí)間；t為當(dāng)前時(shí)間；v為順槳速率。

3 仿真與分析

3.1 仿真軟件與機(jī)組模型

GH Bladed是風(fēng)力發(fā)電機(jī)組設(shè)計(jì)和載荷分析領(lǐng)域應(yīng)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(dòng)態(tài)鏈接庫(kù)（DLL）進(jìn)行仿真機(jī)組的控制。但DLL的編程和調(diào)試過程比較復(fù)雜，而在MATLAB/Simulink中，只需要對(duì)相關(guān)的模塊進(jìn)行簡(jiǎn)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(jì)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(jī)組模型為美國(guó)國(guó)家可再生能源實(shí)驗(yàn)室公開的5 MW風(fēng)力發(fā)電機(jī)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(duì)比

為了獲得更高的經(jīng)濟(jì)效益，機(jī)組的偏航對(duì)風(fēng)控制系統(tǒng)并不會(huì)實(shí)時(shí)地跟蹤風(fēng)向的變化。表1中的ECD和EDCT風(fēng)況存在風(fēng)向變化的情況，在這兩種風(fēng)況下會(huì)存在一定的偏航誤差，機(jī)組的不平衡載荷較大。ECD和EDCT兩個(gè)風(fēng)模型的風(fēng)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(fēng)向變化的半個(gè)周期時(shí)進(jìn)行停機(jī)控制仿真。臺(tái)風(fēng)型機(jī)組的風(fēng)機(jī)等級(jí)為TIIB，本文按照風(fēng)速最大值25 m/s（切出風(fēng)速）設(shè)置仿真所用風(fēng)速。仿真所用前10 s風(fēng)速為恒定的25 m/s，從第10秒開始分別進(jìn)入ECD和EDCT，并分別在第15秒和第13秒進(jìn)行正常停機(jī)。圖3，4分別為ECD和EDCT下未使用獨(dú)立變槳停機(jī)控制和使用獨(dú)立變槳停機(jī)控制時(shí)固定輪轂坐標(biāo)系下輪轂MYN和MZN的變化曲線。

圖3 風(fēng)電機(jī)組在臺(tái)風(fēng)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(fēng)電機(jī)組在臺(tái)風(fēng)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(jī)信號(hào)（ECD為15 s，EDCT為13 s）前，無論采用何種停機(jī)控制方式，固定輪轂坐標(biāo)系下的MYN和MZN均保持一致；在停機(jī)初始時(shí)刻，采用獨(dú)立變槳控制策略可以有效減小MYN和MZN，隨著獨(dú)立變槳控制策略的切出，對(duì)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(duì)值的最大值（MOAV）對(duì)比。由表2可知：使用獨(dú)立變槳停機(jī)控制策略可以有效降低臺(tái)風(fēng)下機(jī)組停機(jī)時(shí)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(dú)立變槳停機(jī)控制策略會(huì)顯著增大機(jī)組變槳機(jī)構(gòu)的動(dòng)作，因此需要在降低載荷和增加變槳機(jī)構(gòu)的機(jī)械磨損之間做一個(gè)權(quán)衡。

表2 MYN和MZN的MOAV對(duì)比Table 2 Comparison table of the MOAV of hub MYN and MZN

4 結(jié)論

本文對(duì)傳統(tǒng)獨(dú)立變槳控制濾波器的設(shè)置方法、相位補(bǔ)償?shù)脑O(shè)置方法和工作時(shí)間進(jìn)行了改進(jìn)，將其引入到了臺(tái)風(fēng)工況下機(jī)組的停機(jī)控制中。基于GH Bladed和MATLAB/Simulink交互軟件進(jìn)行了ECD和EDCT風(fēng)況下的停機(jī)控制仿真研究。仿真結(jié)果表明，本文提出的獨(dú)立變槳停機(jī)控制策略可以將機(jī)組停機(jī)時(shí)MYN和MZN的極限載荷降低27.89%～39.33%。但采用獨(dú)立變槳停機(jī)控制策略會(huì)顯著增大機(jī)組變槳機(jī)構(gòu)的動(dòng)作，因此需要在降低載荷和增加變槳機(jī)構(gòu)的機(jī)械磨損之間做一個(gè)權(quán)衡。