风电机组刚性塔架共振分析及其控制策略

第48卷第7期2019年7月
Vol.48No.7
Jul.2019热力发电
THERMAL POWER GENERATION
风勒机组刖性塔架共振分析及其控制策略
李颖峰，童博，韩斌，赵勇
(西安热工研究院有限公司，陕西西安710054)
［摘要］本文对风电机组刚性塔架振动故障进行诊断和治理，基于刚性塔架风电机组的塔架动力学模型，确定了刚性塔架共振判定条件，分析了机组刚性塔架因阵风引起转速超调导致塔架
共振的原因，提出在叶轮转速反馈控制基础上，建立以功率输出平稳为准则、以叶轮为风
速计的预估风速控制优化方法。

将该方法用于某2000kW风电机组刚性塔架振动故障，
实际结果表明，叶轮转速反馈与预估风速联合控制可有效降低阵风引起的叶轮转速超调，
避免机组刚性塔架共振，效果显著。

［关键词］风电机组；刚性塔架；塔架共振；阵风；转速超调；预估风速；叶轮转速反馈
［中图分类号］TK83［文献标识码］B［DOI编号］10.19666/j.rlfd.201904081
［引用本文格式］李颖峰，童博，韩斌，等.风电机组刚性塔架共振分析及其控制策略［些热力发电,2019,48(7):122-125.LI Yingfeng,TONG Bo,HAN Bin,et al.Resonance analysis and control strategy for wind turbine with rigid tower［J］.Thermal Power Generation,2019,48(7):122-125.
Resonance analysis and control strategy for wind turbine with rigid tower
LI Yingfeng,TONG Bo,HAN Bin,ZHAO Yong
(Xi'an Thermal Power Research Institute Co.,Ltd.,Xi'an710054,China)
Abstract:In this paper,the vibration fault of rigid tower of wind turbine is diagnosed and treated.On the basis of dynamic model of the rigid tower of wind turbine,the conditions for judging the resonance of the rigid tower are determined,the reasons of the tower resonance caused by overshoot of rotating speed induced by gust are analyzed,and an optimization method for predicting the wind speed control is put forward,which takes the stable power output as the aim and rotor as a'anemometer',on the basis of feedback control of rotation speed of the impeller.Moreover,this method is applied to analyze the vibration fault of a rigid tower of a2000kW wind turbine,and the results show that,the combined control of impeller speed feedback and estimated wind speed can efifectively reduce the overshoot of impeller speed caused by gust,avoid the resonance of rigid tower of the unit, and the effect is remarkable.
Key words:wind turbine unit,rigid tower,tower resonance,gust,speed overshoot,estimated wind speed,rotor speed feedback
现代风电机组为了更好地捕获风能、降低运行载荷，普遍采用变速变桨运行方式。

而叶轮转速范围大可能导致叶轮旋转频率与其他部件如叶片、塔架、传动链的固有频率在某转速点重合，从而产生共振。

为避免机组共振，设计阶段通常进行机组固有特性计算和引起共振及共振区域分析［1］。

风电机组总体设计中，除考虑叶片、塔架、传动链固有频率保持一定间隔外，应尽可能避免与外界谐振频率重合［2］。

文献［3-4］建议叶片固有频率与叶轮旋转频率、叶片穿越频率保持距离，塔架固有频率、叶轮旋转频率保持距离。

工程实践中因塔架一阶弯曲频率较低，与叶轮旋转频率和叶片穿越频率更接近，因此塔架共振问题尤为突出冈，这会导致整个机组振动，直接影响机组安全性。

控制策略上在避免风电机组塔架共振问题时，常采用设定塔架共振转速区域［旬，称为转速禁区(speed exclusion zone,SEZ)。

文献［7］提出避免风电机组长期运行在该区域的控制策略。

Bossanyi等人提出在共振转速前后10%范围内设定SEZ30］,设定转速在该区域内以一定斜率上升(ramped speed
收稿日期：2019-04-13
基金项目：西安热工研究院有限公司科技项目(TM-19-TYK01)
第7期李颖峰等风电机组刚性塔架共振分析及其控制策略123
reference,RSR)。

Schaak等人⑴】提出在SEZ范围内根据叶轮转速设定发电机转矩给定函数(torque demanding function,TOF),此函数确保SEZ为非稳定工作区。

Licari等人【12］对Bossanyi的方法进行了基于MATLAB/Simulmk的仿真及1.3kW测试系统实验验证。

对于在役刚性机组，其风况复杂，强烈频繁的阵风会引起叶轮转速超调量大幅上升，叶轮转速进入塔架共振带，引起共振，导致机组报警停机，无法正常运行。

在此情况下，无法使用SEZ方法避免塔架共振，而重新设计塔架的代价巨大。

降低额定转速，虽然可以避免塔架共振，但会增加发电机和变流器额定工况下电流，导致效率下降，加大散热系统工作负荷，提高发电机和变流器运行温度升高，引起报警停机。

本文针对某在役刚性塔架风电机组，建立风电机组塔架动力学模型，分析了塔架共振的条件，在风电机组转速反馈控制的基础上，增加预估风速，以补偿阵风对叶轮转速控制的干扰，达到抑制转速超调的目的，从而避免了塔架的共振。

1风电机组塔架动力学模型及共振
1.1塔架动力学模型
风电机组塔架是一种典型的细长杆结构，将其简化为带弯曲变形的无质量梁单元和集中质量单元的组合。

考虑到基础的刚度和阻尼，塔架模型可以简化为如图1所示的模型问。

簧阻尼系统，其中一个为平动弹簧阻尼系统，其刚度和阻尼分别为Kh、Ch；另一个为扭转弹簧和扭转阻尼系统，其刚度和阻尼分别Kt、Cto塔架顶部质量，包括机舱、叶轮、发电机等塔顶以上部件的质量［14］均集中加载到塔架顶部集中质量单元上。

1.2塔架共振
风电机组连续运行在共振范围附近时，若机组不满足式(1)和式(2),则应进行运行振动监测⑷。

厶W0.95(1)
f0,n
厶Ml.05⑵
/o,…
式中，乐为正常运行范围内转子的最大旋转频率，%,”为塔架的第n阶固有频率。

由塔架及其基础简化模型可知，实际机组位置的地质条件差异，会引起基础刚度发生变化，导致塔架一阶弯曲固有频率相对设置值漂移。

因此，结合文献［3］及设计经验，将A^0.90/i^作为判定塔架共振的条件，九”为现场测量值。

2风电机组预估风速控制
2.1风电机组基本转速反馈控制
风电机组的主控制器为转速扭矩控制器，其转速反馈控制如图2【15］所示。

由图2可见，转速扭矩控制器在额定工况下，追寻叶轮的最优Cp曲线，最大限度捕获风能。

在额定工况下，其通过变桨动作,调整叶轮气动力矩，在不同风速下，将转速稳定在额定转速附近，实现限制功率的目的。

图2风电机组转速反馈控制
Fig.2The rotor speed feedback control
图1塔架基础简化模型
Fig.l The simplified model of the tower and foundation
将塔架底部法兰盘单独分离出来作为一个刚体进行建模，叶轮-机舱总成作为一个集中质量；塔架其他部分离散为无质量梁单元和集中质量单元的组合。

底部法兰盘有2个自由度，分别为X方向平动及绕y轴方向的转动。

塔架基础简化为2个弹2.2预估风速控制
为避免叶轮转速超调量过大，可以使叶轮转速不进入塔架共振带，从而避免其共振。

在控制策略上可以将强阵风看作干扰，这样就可以通过补偿来抵消这种干扰。

而机组风速计受叶轮尾流干扰，其测量结果不可靠且含有变桨系统无法响应的高频成分，将叶轮转速作为风速计反馈，则可以避免上
124热力发电2019年
述问题。

以输出功率稳定为准则，转速反馈与预估风速联合控制如图3所示。

图3转速反馈与预估风速联合控制
Fig.3The rotor speed feedback control with
estimated wind speed
通过以下3步构建预估风速模块。

1）气动扭矩重构
基于功率守恒，将气动扭矩％重构，
7>4&+町+7；⑶式中，Jt为机组旋转总成的转动惯量，R和Q分别为叶轮转速及其角加速度，町为扭矩控制设定值, 71为气动扭矩损失。

2）预估风速
由于重构的气动扭矩Ta中没有高阶分量（0>0器），预估风速人是叶轮等效均匀风的近似。

％和必的关系为
19
Cq（0,2）三如凤•（《）=7；（4）又Cq取决于叶尖速比2,
2=^-^（5）
5
由式（3）—式（5）可得％和Fw的隐函数
归（人）（6）机组运行范围内式（6）并不总具有明确的数学意义，也就是由气动扭矩％、叶轮转速Q和桨角0确定的运行点存在不惟一解，特别是在小桨角下这种情况更容易出现。

在较大桨角下，K=f（yj存在惟一解。

由空气动力学可知，低风速解对应的是附面流，而高风速解则对应失速或紊流，因机组为变速变桨调节，故而高风速解为无效解。

3）变桨指令给定
预估风速用于实现额外的变桨，可以优化机组输出功率，提高机组在突然阵风下的运行品质。

目标变桨值是为保持平稳的额定功率。

预估风速和叶轮转速的关系为
Cp（代，2）斗％凤（7）
可最终确定对应风速变化的祭速度设定值B；”
B；T；）叮匸（8）3实例分析
某风电场2000kW风电机群频发塔架加速度报警停机故障和叶轮超速停机故障，经检查振动报警传感器，排除了机组误报警。

经过叶片零位等检查,排除了机组控制系统运行品质问题。

现场调研得到风电场值班记录记载“风速从3.25m/s瞬间涨到13.53m/s”，对较突出的13号机组的运行数据进行分析，机组使用预估风速前的运行数据如图4所示。

由图4a）发现风电场值班记录属实，风速变化一般在3s内完成，且强烈阵风反复发生。

这对转速反馈控制干扰很大，必然引起轮毂转速超调，且与塔架振动报警特征量（塔架水平正交方向加速度矢量和的模）大幅增加和报警停机相吻合，怀疑塔架共振。

经现场塔架模态测试，塔架一阶弯曲固有频率0.358Hz,共振带下沿设定为0.322Hz,对应IP（叶轮旋转频率）激励的轮毂转速为19.332r/min（图4b））,机组额定转速为18.9r/mino由此可知，轮毂转速在额定工况僦多次进入塔架域带，引曲架共振，导致机组报警停机。

由此，采取的治瓚t施为在额定工况的叶轮松反馈控制回路的基础上，增加预估风速模块,抑制转速超调,塔架振动报警故障随之消失。

由此排除了其他故障的可能性。

预估风速设计输入参
第7期李颖峰等凤电机组刚性塔架共振分析及其控制策略125图4机组使用预估风速前的运行数据
Fig.4Operation data of t he unit before the estimated wind
speed is used
表1预估凤速设计输入参数
Thb.1The design input parameters of t be estimated wind speed
类别项目数值
直初m81.4
叶片数量3
锥角/（。

）2
仰角代）5
叶轮
_阶模态/Hz 2.32
机头等效质ft/kg176690
叶轮齣惯环审5583516
发电机转子转动惯量/（焰疋2）22120
变桨阻尼率0.4
变桨等施敕0.1
轮毂高度加79.19
塔架一阶弯曲固有频率/Hz0.358阻尼比0.005机头等麵*/kg176690切出凤速25额定功率（发电机出口）/kW2165
运行额定1&9
切入发电转速心min-i）7
切入发电转速/（rmiL）25
4结论
1）对某型2000kW风力发电机组塔架振动故障进行分析诊断，在机组转速反馈控制的基础上，构建了预估风速控制模型，解决了机组塔架振动故障。

2）分析该2000kW刚性塔架风电机组表明，强烈反复的阵风引起机组转速超调变大，使转速连续停留在共振带中，是导致塔架共振，引发振动故障的主要原因。

3）预估风速与叶轮转速反馈联合控制，可有效减小阵风对传统转速反馈控制的干扰，降低转速超调量，避免塔架共振的发生。

[参考文献]
[1]姚兴佳，刘颖明，刘光總，等.大型风电机组振动分析
和在线状态检测技术[JJ.沈阳工业大学学报，2008:
29(6):627-632.
^?AO Xingjia,LIU Yingming,LIU Guan^e,et al.Oration
analysis and online condition monitoring technology fiw
laige wind turbine[J].Journal of Shenyang University of Technology,2008,29(6):627-632.
[2]单光坤，王晓东，姚兴佳，等.兆瓦级风力发电机组的
稳定性分析[JJ.太阳能学报,2008,29(7):786-791.
SHAN Guangkun,WANG Xiaodong,YAO Xin^ia,et al.
Stability analysis on MW wind turbine]J].Acta Eneriae
Solaris Sinica,2008,29(7):786-791.
[3]VERTIAS N.Guidelines for design of wind tuibine[M].
Det Norske Veritas:Wind Energy Department,Riso,
National Laboratory,2002:171.
[4]Guideline for the certification of w ind turbines:2010[S].
Hamburg:Germamscher Lloyd^ndEnergie GmbH,
2010:6-16.
[5]姚兴佳，刘光德，邢作霞，等.大型变速风力发电机组
总体设计中的几个问题探讨[几沈阳工业大学学报,
2006:28(2):196-201.
YA.0Xingjia,LIU Guangde,XING Zuoxia,et al.
Discussions on general design of large scale variable
印eed wind turbine]J].Journal of Shenyang University of Technology,2006,28⑵：196-201.
[6]FISCHER B,SHAN M.A survey on control methods for
the mitigatioii of t ower loadsfR.].Fraunhofer-Institute for
Wind Energy and Clergy Systems Technology IWES,
2013:4.
[7]DIVALENTIN E.Vmiable ftequency modal response
testing of t he WTS-4[R].Report N O.HSER,1985:6. [8]BOSSANYI E A.The design of closed loop controllers
for wind turbines[J].Wind Energy2000,3(3):149-163.
[9]BOSSANYI E A.Wind turbine control for load
reduction[JJ.Wind Energy2003,6(3):229-244.
[10]BOSSANYI E A.ControUer for5MW reference
turbine[EB/OL].[2009-01-18].http://www.upwind.eu. [11]SCHAAK P,CORTEN G P,VAN DER HOOFT E L.
Crossing resonance ictra peds of wind turbines[EB/OL].
[2003-01-03].http://www.ecn.nl.
[12]LICARI J,EKANAYAKE J B.Investigation of a speed
exclusion zone to prevent tower resonance in variable-
印eed wind turbines[J].IEEE Transaction on Sustainable
Energy,2013,4(4):977-984.
[13]縻明夫，宋文萍，王四季，等.风力机设计理论与结构
动力学[M].西安：西北工业大学出版社,2014:176.
LIAO Mingfii,SONG Wenping,WANG Syi,et al.Wind
turbine design theory and structure dynamics[M].Xi'an:
Northwestern Polytechnical UnivCTsity Press,2014:176.
[14]BOSSANYI E A.GH bladed theory manual[Z].Garrad
Hassan and Partners Ltd.,2009:13.
[15]RIETVELD W V Wind speed feedforward control for a
wind turbine using LIDARfD].Delft:Delft University of Technology,2013:8-11.
（责任编辑杜亚勤）。