风力发电机组偏航余压动态控制分析

2020-02-08陈义保王志奎解传宁

烟台大学学报（自然科学与工程版） 2020年1期

陈义保,王志奎,解传宁

(1.烟台大学机电汽车工程学院,山东烟台 264005 2. 北京三力新能科技有限公司,北京 100176)

自然界中风向变化是无规律的,风机有效捕获风能实现发电离不开准确可靠的偏航控制系统．现有的偏航一般采用主动偏航,通过监测风向与风轮轴间的角度偏差角(即偏航对风误差角)实现风力发电机组(简称机组)的偏航对风控制．当偏航对风误差角为θ时,风机所获得的风能是风轮正对风向的cos3θ倍[1]．当风向偏差超过主控设定值时,风机主动偏航可以实现最大限度捕获风能,提升机组发电量．在风速不变,风向变化时,功率的损失与风速三次方成正比,即P∝V3cos3θ,当θ值取值范围为±5°时,功率损失在0～1.14%之间,因此一般风机会选择该角度偏差作为偏航对风目标角度．一方面该对风角度下机组功率损失较小,可以较大限度地捕获风能,不足之处是会导致风机偏航动作频繁,造成偏航电机功率损耗和偏航刹车机构磨损增加．另一方面偏航对风角度数值需要经过低通滤波处理,而滤波器会产生数值滞后,故实际对风角度会比给定角度绝对值偏小,更有利于偏航对风控制[2]．

主控程序通过控制偏航电机的正反转实现机组的主动偏航．按照偏航过程中压力情况,可分为全压制动、余压对风偏航与零压解缆偏航．当风向标与机舱的对风角度数值符合控制程序的设定阈值时,机组偏航电机不动作,偏航液压站保持全压制动,液压卡钳将机舱锁定,实现最大限度捕获风能．当风向变化,机组有对风偏航请求时,主控系统控制余压阀启动,溢流阀(压力范围1.5～2.5 MPa可调)维持偏航状态1.5 MPa余压．给定余压可以防止在风向突变时,机组偏航电机动作过程中因制动压力较小,在偏航过程中会产生陀螺力矩,导致偏航轴承外齿与偏航减速器齿间引起较大的冲击载荷,导致过大的机舱加速度．机组动力电缆有扭转极限,当机组的偏航角度超过程序设定值,为保证电缆不受损,机组会执行零压解缆偏航．当机组触发解缆请求,偏航电机开始动作时,偏航液压站的零压阀开启,机组制动器没有偏航制动压力,维持零压偏航[3]．

在风机偏航电机控制中,主要采用变频器软启动方式和直接驱动方式[4]．其中,直接驱动方式控制简单且节省变频器,较为经济．但随着风机容量增大,叶轮直径以及塔架高度相应增大,导致风机在运行过程中承受的风载变大．偏航液压站作为偏航刹车制动动力源,根据主控系统执行对应的偏航刹车形式．现有风机控制中在机舱和塔筒连接处设定偏航卡钳,经偏航液压站对卡钳施加压力保持偏航制动力．但如果偏航液压站提供的偏航余压过小、摩擦片的摩擦系数降低、偏航卡钳的数目较少等都会导致机组在偏航过程中因为制动力不足,无法克服风载而使得机组发生“跑飞”现象．通常,机组偏航过程中容易产生偏航制动异响[5-6]、失稳颤振[7-10]、加速度异常[11]等问题,一般都是通过机械方式(如更换摩擦片、调节锁紧螺栓预紧力、清理摩擦片油污等)来解决异响和颤振问题．对加速度异常,文献[11]给出了建议但未给出明确的实施方法和控制方式．本文基于现场实测的机组故障数据,对机组的故障数据进行分析,发现机组的偏航速率跳变严重,且在触发振动类故障时机组的偏航角度发生变化,即出现机头“跑飞”现象．针对该现象,结合主控逻辑和故障数据,本文给出了偏航余压的动态控制方式,并在大风风况下测试验证该方法,通过对录取的测试数据进行分析,发现该动态控制方式可以有效解决上述问题,并且提升了机组的可利用率．

1 问题分析

某项目50 MW风电场机组在大风运行条件下频繁报振动传感器类故障．机组在故障触发时,控制器会生成对应故障的记录文件,文件记录故障发生前后30 s的变量数据．通过对故障记录文件中的数据分析,可以发现故障触发时偏航电机动作．现对文件中偏航角度进行分析,发现在偏航电机指令未执行前,机组偏航角度已经发生变化,出现机头“跑飞”或“爬行”现象,进一步对机组偏航加速度、偏航速率分析,均出现较大波动,如图1—3．

风机故障监测数据一般至少保留故障前后30 s数据,图1—3中横坐标范围-30表示故障触发前30 s时间点,30表示故障触发后30 s时间点,0表示故障报出时间．因机组报加速度类故障,首先对机组的机舱加速度故障数据进行分析,图1所示机组在偏航角度发生变化(图2中-5.04 s)时,在-4.06 s后加速度变大,容易导致瞬时x方向加速度过大,使得机组报振动类故障停机．通过对图1加速度分析,确认了加速度数据确实变大,说明该故障真实,不是传感器自身故障问题．

如图2所示,在偏航电机动作之前(实线1表示电机动作,0表示电机不动作),偏航液压站的余压阀开启,机组卡钳的制动压力为1.5 MPa,偏航电机电磁刹车松闸,偏航制动机构仅靠摩擦片摩擦力克服风载．由图2可见,在偏航电机尚未动作前5 s时,偏航角度已经发生变化,说明机舱已经发生了“爬行”现象．机舱在风载下被动偏航,且偏航角度幅值在10°以上,被动偏航速率大于0.034 9 rad·s-1,远大于设计的正常偏航速率0.004 5 rad·s-1．

图3为机组偏航过程中偏航速率的变化情况,机组的设计偏航速率为0.004 5 rad·s-1(规定左偏航速率为:+0.004 5 rad·s-1,右偏航速率为:-0.004 5 rad·s-1),正常偏航时允许波动范围为0.004 4～0.005 2 rad·s-1．图3中偏航速率最高可达-0.052 4 rad·s-1以上,在偏航电机动作时间区间内(图2中偏航电机0～10 s),偏航速率由-0.052 4 rad·s-1变为-0.008 7 rad·s-1左右,机组的偏航速率发生瞬时变化．偏航速率瞬时变化会给机组带来瞬时冲击,引起机组产生较大的加速度,容易产生振动传感器类故障．因此可确定机组的偏航齿间啮合存在瞬时冲击,导致偏航编码器读数跳变,同时触发振动类故障．在偏航电机动作指令结束后,偏航速率跳变到0.012 2 rad·s-1左右,存在偏航速率瞬时正向冲击．这是因为偏航电机未采用软启动控制方式,在启动和停止电机时存在齿间啮合冲击．需要说明的是,图2中偏航位置未发生变化部分(-30～-5.04 s之间),机组的偏航速率仍出现多次小幅跳变值,说明偏航齿圈与减速器之间存在小幅啮合波动,风载大于偏航制动力,在风载作用下齿间存在小幅啮合冲击,但对机组的影响较小．可见,偏航余压不足是引起该故障的原因[12],需要动态地调整偏航余压值以适应风载变化．为此,需要确认机组风载与偏航余压之间的关系、偏航余压阀余压与响应时间的关系．

2 基本原理与控制方法

1.1 基本原理

偏航余压的动态调节通过偏航液压站中马达、管路以及阀块作用实现,偏航控制原理如图4．

1.油温传感器; 2.偏航电机;3.驱动泵站;4.过滤器;5.单向阀;6.蓄能器;7.压力开关;8.溢流阀;9.电磁换向阀;10.溢流阀;11.电磁阀;12.节流阀;13.活塞.

图4偏航控制原理

Fig.4 The yaw control schematic diagram

其基本控制原理如下[13]:

偏航电机(2)驱动泵站(3)的油液经过滤器(4)、溢流阀(8,其中超过16 MPa溢流)进入电磁换向阀(9)位置,此时因电磁阀(11)处于右位,在偏航液压站马达驱动下偏航卡钳靠压力锁紧机舱与塔筒连接处,保证机组在风载下不发生被动偏航．卡钳处压力大于16 MPa时,压力开关(7)动作,主控下发指令停止偏航液压站建压,维持机组在16 MPa下的制动压力实现全压制动．在机组对风偏航时,电磁换向阀(9)切换阀块位置,活塞(13)中油液经溢流阀(10)维持1.5 MPa的偏航余压,保证偏航过程中机组的稳定性．但机组零压解缆偏航时,电磁阀(11)切换至左位,此时油液直接回油箱,机组偏航制动处压力为零,维持零压偏航．

通过上述原理可见,机组的控制中仅靠溢流阀(10)维持1.5 MPa的偏航余压,并未对偏航余压阀的动作时间做限制,而电磁换向阀(9)可受控,因此偏航卡钳处的余压可通过设定电磁换向阀(9)的开启时间长短来进行余压限制．故机组偏航余压动态控制可以通过时间设定,维持偏航卡钳在合理的余压水平下,保证在偏航动作前、动作过程中以及偏航结束后,机组偏航稳定且偏航电机与偏航轴承齿间无频繁撞击磨损．

1.2 控制方法

由上述偏航控制原理,结合图4可知,在机组余压偏航过程中,主要依据电磁换向阀(9)和溢流阀(10)来实现余压的控制．但因厂家提供数据不足,不能够获取实测的余压变化曲线,故本文通过对其原理做分析,给出等效控制曲线和简化控制方式．

机组的偏航卡钳由泵站压力推动活塞实现偏航刹车片的夹紧,通过摩擦片产生的摩擦力实现机舱的稳定．当泄压时,卡钳内部弹簧实现活塞的复位．为了保证偏航余压至少为1.5 MPa,弹簧复位时最小弹力大于余压阀给定的油液压力．在余压偏航动作开始,瞬时加速度最大,速度最小,单位时间内其位移也最小,导致产生的压强差ΔP变小;在活塞到达止位,余压阀作用下压力最小为1.5 MPa,因受活塞位置限值,在接近活塞最大位移时,瞬时加速度接近0,速度最大,单位时间内位移最大,导致产生的压强差变大．

卡钳活塞位移模型可以近似为弹簧振子模型,即:

x=Acos(ωt+φ0).

(1)

式中，x表示位移;A表示幅值;ω表示振动频率;φ0为初相位．

在余压阀切换时,卡钳活塞的截面积不变,而根据公式(1),活塞位移增量Δx变大,导致体积流量ΔQ变大,而流量与压差的关系见公式(2),其流量为

(2)

式中，ΔP表示压强差,单位为Pa;ρ表示介质密度,根据ISO VG 32矿物油,即0.848 kg·m-3;g表示重力加速度,即9.8 m·s-2;s表示流道比阻;L表示流道长度,此处可等效为管路长度．

由公式(2)可见,其压差与流量成正比,而流量与活塞位移成正比,由此推断出压差与位移正相关,即Δx∝ΔP．经现场实测余压阀动作到反馈触发时间周期约为1s,此时系统的压力从16 MPa→1.5 MPa．基于该时间周期做理论偏航余压压力变化曲线P(t),如图5所示．图中Δτ表示控制器指令周期,一般为20 ms,相比压力变化周期很小,故可以忽略．偏航余压数值工程上建议不超过3 MPa,以防止余压过大导致摩擦片磨损过快引起机组偏航异响．现将余压阀可调范围取值1.5～2.5 MPa之间,对应余压阀开启时间为0.95～1.0 s之间．为便于控制系统计算,选取余压阀开启和结束2个端点做一次函数,即P=16-14.5t．假定卡钳活塞处压力P按照线性变化,开启时间位于0.95～1.0 s之间时与理论曲线相差不大,但更利于现场控制程序的编写和控制逻辑的实施．

一般情况下,机组卡钳余压的摩擦力矩足以克服小风条件下风载,但大风下因余压不足会出现不同程度机舱“跑飞”情况[14-15]．因此,为了满足风机在整个运行风速区间内都能够保证机组的平稳偏航并避免振动类故障的发生和机舱“跑飞”情况,需要对实际风速进行采集分析,研究不同风速下的余压控制时间及偏航余压阀开启时间,实现对偏航余压阀余压的控制．一般风速8 m·s-1左右机组会出现变桨动作,若此时偏航会出现“爬行”现象,不仅机舱会存在较大的加速度冲击,叶轮加速度出现跳变,而且偏航齿圈外齿和偏航电机减速器外齿啮合处会产生机械冲击,导致外齿磨损加剧,增加了偏航轴承和偏航电机的疲劳载荷,降低了使用寿命,严重时会发生断齿情况．而22 m·s-1风速时机组出于保护一般会脱网,执行安全停机．此时桨距角处于顺桨状态,机组偏航载荷以及整机载荷较小,不需要考虑余压阀的时间控制．故在8～22 m·s-1风速区间内,余压阀响应的时间最长为1 s,据此构建风速-时间曲线,如图6所示．给定一个线性控制方程(也可构造反时限控制,本文考虑到时间区间0.9～1.0 s偏小,采用线性代替),根据采集到的风速均值计算出一个初始时间T0．在有偏航请求时,主控锁定当前风速值以及对应的初始时间,给定余压阀一个脉冲信号,此时余压阀开启,开启信号持续时间等于初始时间T0,且在T0时间后脉冲消除余压阀关闭．在风速大于8 m·s-1时余压阀开启时间T0小于1s,使得偏航余压值大于余压阀溢流值1.5 MPa,卡钳处余压不完全释放,实现了动态余压控制．机组偏航完成后,根据风速变化情况,当处于大风条件时,主控根据是否有偏航指令调整不同风速下余压阀开启时间,这个开启时间作为下次偏航时偏航余压响应时间;当风速变小时,主控给定余压阀一个延时时间大于5 s的T1,使得卡钳完全释放以保持1.5 MPa的偏航余压,下次偏航时继续前述的判定逻辑．

3 试验验证

在主控程序中完成编写程序后,对一台机组实测并录取大风条件下机组偏航时变量数据,对数据中偏航速率、偏航位置以及振动加速度分析,分别如图7—9所示．

图7给出了机舱x方向和y方向振动加速度数值,在偏航电机运行时间内未发生瞬时加速度过大的情况,整个偏航过程加速度不存在突变值,说明机组在偏航过程中机舱振动较小,运行相对平稳,机组大风下经常报出来的振动类故障没有复现．

图8给出了偏航位置与偏航电机动作曲线,在电机启动前,机组的偏航角度未发生变化,机组不存在前期出现的机舱“跑飞”或“爬行”现象;当偏航电机动作时偏航角度基本同步发生变化,偏航速率均值为-0.004 4 rad·s-1,说明动态调整偏航余压的控制方式可以有效的解决该问题．图8中偏航角度发生变化的时间为184.6 s,较偏航电机动作时间185.2 s提前了0.6 s左右,但在0.6 s的时间中,因偏航速率较小,机组偏航误差角度较小,不影响机组正常运行,偏航控制时间和余压参数可以不做调整．

Fig.8 The yaw position and yaw motor action diagram (after)

图9为更改偏航控制方式后的机组偏航速率曲线,可见在机组无偏航请求时,偏航速率无波动或是存在小幅短时速率跳变,说明机组的偏航余压足以克服风载,机组不发生偏航齿圈外齿与减速器外齿撞击的情况．但在偏航电机启动瞬时同样存在偏航速率突增的情况,因为偏航电机未采用软启动控制,直接通过偏航电机带动偏航齿圈通过齿间啮合,引起瞬时啮合冲击,但其数值已经明显变小．在偏航过程中,偏航速率仍有超过-0.007 rad·s-1的时候,但偏航速率均值基本维持在-0.005 2 rad·s-1左右,比实施前有明显改善,其均值满足机组控制要求．在偏航动作结束时瞬时冲击引起的偏航速率跳变较小,说明该控制方法可以有效减小偏航速率跳变．