基于Spar平臺浮式海上風力機獨立變槳距控制研究

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服務部，新疆 昌吉 831100；2. 國網重慶武隆縣供電有限責任公司，重慶 408500；3.新疆大學電氣工程學院，新疆 烏魯木齊 830008； 4.國網新疆電力公司電力科學研究院，新疆 烏魯木齊 830000)

基于Spar平臺浮式海上風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服務部，新疆 昌吉 831100；2. 國網重慶武隆縣供電有限責任公司，重慶 408500；3.新疆大學電氣工程學院，新疆 烏魯木齊 830008； 4.國網新疆電力公司電力科學研究院，新疆 烏魯木齊 830000)

Spar平臺深吃水導致平臺俯仰和滾轉固有頻率較低，因此采用了引入縱蕩、橫蕩自由度的線性狀態空間模型的控制設計。為了有效減少風機載荷及更好調節風機出力，提出了基于Spar平臺浮式海上風力機獨立變槳距控制(IBP)的線性多目標狀態反饋控制器模型。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反饋控制器的3種獨立變槳距控制進行對比。仿真結果表明：相對于基于可變增益比例積分控制器的統一變槳距控制，基于多目標狀態反饋控制器的獨立變槳距控制能將塔架前后及側向彎曲疲勞載荷平均減少9%。

多目標狀態反饋；浮式；獨立變槳；海上；Spar平臺；風力機

0 引 言

浮動式風力機為海上深水發電(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地引入了其他運動，它們可能對風力機載荷及電能的產生帶來負面影響。因此，減少這些運動以便更好調節風力機出力及減少風力機載荷的控制系統變得尤為重要。

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

圖1 3種浮動式風力機

顯然，每種概念都有其優缺性。國內外眾多學者早期通常采用排除控制系統影響的簡單動態或靜態模型來比較這3種平臺[1，3，6]。

目前有對桅桿式風力機有功控制系統進行動態分析的文章。但是，這些研究主要是利用統一變槳距手段，通過單一目標控制器對轉速進行調節。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，結果表明駁船式平臺需要的塔架最高，風機葉片承受載荷最大，并且其支撐風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構性共振。為了避免風機變槳距運動產生諧振運動并提高風機疲勞壽命，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，由于浮動結構過低固有頻率引起的平臺俯仰運動的負阻尼效應，因此采用了PI轉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速與功率變化，即使在使用了恒轉矩算法之后。

文獻[12]對采用基于線性狀態反饋與擾動調節(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子對稱和不對稱氣動恢復力。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平臺浮式海上風力機獨立變槳距控制(IBP)的線性多目標狀態反饋控制器模型。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反饋控制器的3種獨立變槳距控制進行對比。根據IEC-61400-3標準的設計載荷工況1.2對Spar平臺疲勞載荷在正常運行條件下進行了測試。仿真結果表明：相對于基于可變增益比例積分控制器的統一變槳距控制，基于多目標狀態反饋控制器的獨立變槳距控制能將塔架前后及側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。

表1 桅桿式平臺主要參數

這里采用單臺5 MW風力發電機，該風機是一個上風式風力機，其主要參數見表2。

表2 NREL 5-MW風力機主要參數

2 仿真條件

采用FAST仿真代碼仿真浮動式風力機的響應，并采用MATLAB中動態仿真模塊Simulink設計控制策略，最后與FAST軟件配合實現整個過程的仿真。

2.1 仿真條件

仿真的實現參照IEC 61400-3標準中DLC(設計載荷工況)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一的浮動式風力機標準，因此下面將采用DLC1.2標準實現仿真。

由于研究的是超過額定風速的區域，因此DLC

表3 設計載荷工況1.2參照條件

其中，Vin為切入風速；Vhub為輪轂風速；Vout為切出風速。

分析的范圍限定在風速段為15～24 m/s的風速之間，并以1 m/s的速度遞增。根據IEC標準要求，對每個風速段采用不同的隨機種子產生6個600 s的干擾風速譜及不規則的波浪譜。基于相同參考地點選擇位于蘇格蘭的東北部波浪條件[8]，該地點針對相對應平均風速產生單一有效波高及一系列的波周期。采用 TurbSim[24]子程序產生全區域的隨機風速譜，并采用FAST軟件產生隨機波浪譜。為了考察不同平臺的動力學響應，在同一工況中，所有平臺所施加的風速譜、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仿真得到仿真結果。仿真模型將通過FAST軟件實現，該模型含有22個自由度，并能夠使用干擾風速譜、隨機波浪譜。當平均風向保持不變時，風力機的偏航自由度(DOF)也保持鎖定狀態，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)、轉速誤差、風力機關鍵部件在選擇參考頻率為1 Hz時的疲勞損害等效載荷(DEL)以及平臺旋轉矢量的均方根等指標評估控制器的性能。

將它們相應的風速段仿真結果的性能指標進行平均。但是，實際的風力機不可能在每個風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平均的方法，其中加權平均是采用威布爾分布計算權重或者比例因子。另外，還對風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

3.1 基本控制器

在超過額定風速的區域，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為風力發電機的效率。第1個控制回路是一個統一變槳距的GSPI控制，主要是為了調節轉速達到額定轉速。增益調節作為變槳距的函數是為了說明不同風速時風機靈敏度的變化。

另一個控制回路采用了2種發電機轉矩可能配置中的一種。

1)恒功率算法：為了盡可能降低發電機轉矩對功率的影響，需要改變風機轉速與發電機轉矩成反比例的關系；

2)恒轉矩算法：保持發電機轉矩的恒定，可以改善轉速的調節并可減少風機載荷對功率的影響。

圖2 在超過額定風速區域對轉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 狀態反饋控制器

在處理多目標的多輸入輸出系統時，線性狀態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的線性狀態空間模型。因此，系統狀態x，擾動Δx以及被選擇的操作點xop之間滿足：x=Δx+xop。狀態反饋控制規律，即：Δu=-KΔx，式中，K為狀態反饋控制增益矩陣。圖3給出了該控制器實現的邏輯框圖。

文獻[26]為了解決風機的周期性問題采用了多槳葉協調(MBC)轉換。多槳葉協調轉換允許在轉換后的非旋轉參考系進行線性時不變設計。獨立變槳距允許控制器在轉子上建立不對稱的氣動載荷以外并通過統一變槳距建立對稱的氣動載荷。對于轉速與平臺俯仰調節來說，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 獨立變槳狀態空間控制器實現框圖

控制規律要求所有狀態信息都能夠通過測量或者估計得到。采用全狀態反饋(FSFB)來實現狀態空間控制器，即可以直接測量所有狀態。對于所設計的所有狀態空間控制器而言，所選的設計狀態可以很容易通過現有傳感器來測量。減少所需傳感器以實現一個狀態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 擾動調節控制器

圖4 浮式風力機采用全狀態反饋的擾動調節控制器的實現框圖

4 仿真結果及其討論

通過對狀態反饋控制器與擾動調節控制器的對比得出設計載荷工況性能分析結果，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 平均歸一化結果

圖5給出了所有的平均與歸一化結果。狀態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。雖然其轉速調節性能本質上類似于基本控制器，但是功率誤差卻大幅減少64%，主要是由于狀態反饋控制器對轉矩操作點采用了恒功率算法。氣動轉矩加劇波動使得變槳距速度相應地大幅增大并因此影響了軸轉矩，所以變槳距速度的增大對低速軸疲勞載荷產生了負面影響。相對于從駁船式平臺相同類型的控制器獲得的相關性能指標都有大幅減少[14]，而大多數狀態反饋控制器的相關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，轉速受到嚴密的調控，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，因此控制器需要驅動槳葉獲得所需的驅動力。但是，由于現存驅動器飽和，基于狀態反饋控制器的獨立變槳距控制僅能有限的影響浮動式風力機。因此，相對于基本控制器而言，狀態反饋控制器僅能有限的改善桅桿式平臺。

擾動調節控制器能通過減少風速擾動的影響或者增加變槳距的使用來改善轉速調節，并最終達到改善功率調節的效果；然而，增加變槳距驅動會對平臺的滾轉及偏航運動產生負面影響，因此塔架側向載荷平均增加了9%。

擾動調節控制器前饋項的運行要遠離線性化點；遠離線性化點的風機運行，并進一步驅動槳葉。系統的非線性化意味著擾動調節控制器為了將風速擾動遠離線性化點的影響最小化，對槳葉要么過驅要么驅動不足。為了能夠利用擾動調節控制器對風速擾動的抑制作用，擾動調節控制器需要進一步緩解轉速調節達到對狀態反饋控制器調節的預期影響。

根據既定風速段仿真的性能趨勢，表6根據表4中定義的4種類型趨勢對狀態反饋控制器與擾動調節控制器的趨勢進行了總結。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，它們表現出了隨風速增大漸增的趨勢。由此表明驅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，現存驅動器飽和也限制了控制器的設計。

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

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速誤差低速軸疲勞損害等效載荷轉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

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

圖6 隨著平均風速增大轉速與功率調節誤差的趨勢

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

圖7 平臺滾轉運動對塔架側向彎曲趨勢的影響

因為狀態反饋控制器性能普遍優于擾動調節控制器，考慮到現有驅動器的限制，認為狀態反饋控制器更適合桅桿式平臺獨立變槳距控制。

4.2 采樣時序結果

圖8給出了基本控制器與狀態反饋控制器的獨立變槳距控制采樣時序響應。由于2種控制器的轉速調節性能幾乎一致，因此給出了發電機輸出功率的對比。從圖中可以看出狀態反饋控制器的功率調節明顯優于基本控制器，這是因為狀態反饋控制器對轉矩操作點采用了恒功率算法。圖8中塔架前后及側向彎曲力矩的高頻頻譜為塔架前后及側向第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運動引起塔架前后及側向載荷變化所致。

圖8 桅桿式平臺上基本控制器與SFC采樣時序響應

從圖8中可以清楚地看到塔架前后及側向底部載荷在減小。從圖8中可以看出狀態反饋控制器的葉片1槳距角的變化趨勢緊隨基本控制器的統一變槳距的槳距角軌跡。既然2種控制器都有著相似轉速調節性能，這就表明基于狀態反饋控制器的大多數改進能夠實現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，在平臺滾轉固有頻率為0.03Hz時，塔架側向底部力矩卻出現一定的增長。這種由平臺滾轉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。由于變槳距驅動器的效力已經達到極限，因此平臺橫蕩自由度未包含到控制設計中。另外，塔架側向載荷的減小應歸功于包含了平臺橫蕩自由度的設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 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，有效地實現了靜力穩度。桅桿式的深吃水明顯增加了平臺的滾轉與俯仰慣性，因此減小了它們各自的固有頻率。這種設計特性使得平臺的滾轉與俯仰頻率低于大多數海況下波浪的激發頻率。

1)平臺較低的俯仰頻率影響了狀態反饋控制器的控制設計選擇何種自由度。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所需必要技術特征。

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節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)狀態反饋控制器與擾動調節控制器都對轉矩控制采用了恒功率算法，與采用恒轉矩算法的基本控制器相比，它們明顯改善了功率調節。相對于基本控制器，狀態反饋控制器能夠將塔架疲勞損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動相對顯著增長的結果。

4)擾動調節控制器能夠通過增加變槳距驅動抑制風速擾動來改善轉速調節進而改善功率調節。但基于擾動調節控制器的變槳距驅動的明顯增長給平臺俯仰與偏航運動帶來了負面影響。考慮到現有驅動器的限制，認為狀態反饋控制器更適合桅桿式平臺的獨立變槳距控制。

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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.

教育部創新團隊項目(IRT1285)；國家自然科學基金項目(51267017)；自治區重大攻關項目(201230115)

TM763

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1003-6954(2015)03-0001-07

2015-04-07)