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第七章 常规控制对驳船节距阻尼的影响
第6章表明，ITI能源驳船的俯仰运动在被支撑的风力涡轮机中引起的负载偏移量超过了将其安装在陆地上时涡轮机承受的负载偏移量。改善浮动系统响应的一种可能方法是合并设计特征，这些特征将增加阻尼以稳定驳船-俯仰运动。可以通过被动设计功能和主动控制来定制阻尼。我开发并用于陆基和海基负载分析的NREL近海5兆瓦基准风力发电机组依靠传统的变速，可变桨距-羽化控制系统（请参阅第3.1.6节）。但是，常规风轮机到羽机控制的结果是，稳态风速推力会随着风速高于额定值而降低（见图3-12）。正如尼尔森（Nielsen），汉森（Hanson）和斯卡（Skaare）在参考资料中指出的那样。[75，p.673]，“此效应可能会在系统中引入负阻尼，从而可能导致[a]浮动风力涡轮机产生较大的共振运动。”正如第6章的载荷分析结果所表明的，重要的是，驳船螺距模式的阻尼应为正并保持尽可能大。
部分7.2 解决了传统风力涡轮机控制方法对第6章中分析的浮动风力涡轮机系统的俯仰阻尼的影响。在这项工作中，我的目标是修改NREL 5-MW涡轮机的基线控制系统，以改善风力涡轮机的俯仰阻尼ITI能源驳船。此外，我想使用常规的风力涡轮机控制技术进行这些改进，以建立修改后的基准，通过该基准可以比较更高级或非常规的控制方案。即使我专门针对NREL基准风力涡轮机和ITI能源驳船进行了此项工作，但分析过程对于其他概念仍然有效，在这些概念中，浮动平台支持由叶片螺距控制的风力涡轮机。部分7.3 定性地讨论了使用风力涡轮机控制来改善阻尼性能的其他潜在方法。
但是，首先，更详细地描述驳船节距阻尼问题很重要。部分7.1 提供更多细节和问题的量化。
平台间距阻尼问题概述
可以通过将刚体平台-俯仰模式视为一个自由度来分析驳船-俯仰阻尼问题。这个简单模型的运动方程为
所有系泊缆的螺距静液压恢复，T为气动转子推力，Lh为轮毂高度（即转子-推力力矩臂）。
虽然不能从等式中直接看出。(7-1)，气动转子推力也有助于平台节距阻尼。考虑其效果，可以方便地根据轮毂的平移运动而不是平台的俯仰运动来陈述运动方程。对于小俯仰角，轮毂的平移位移x与平台俯仰角线性相关
(7-2)
像第3.1.6.3节中讨论的叶片螺距灵敏度一样，空气动力学的转子推力取决于风速，转子速度和叶片螺距角。需要明确的是，它对风速的依赖性实际上是对轮毂相对风速的依赖性，因为轮毂可以在平台-俯仰模式的这种简单模型中运动。如果轮毂平移变化缓慢，则转子的尾流将响应轮毂速度的变化，就像风速变化一样。考虑到空气动力转子推力仅随轮毂速度变化，一阶泰勒级数展开式给出了
T T0
T x , (7-3)
V
amp;
其中T0是在线性化点的空气动力学转子推力，V是转子盘平均风速。
负号出现在等式中。(7-3) 因为从图2-1可以看出，正的平台俯仰角对应于轮毂的顺风平移位移，从而导致相对风速降低。通过结合式(7-1) 通过(7-3) 并且简化，以轮毂的平移运动表示的平台-俯仰模式的运动方程变为
就像在PID控制的转子速度误差中一样，可以看到隔离的刚体平台节距自由度将作为二阶系统响应，其固有频率omega;n和阻尼比zeta;x相等。至
(7-5)
Kx
Mx
和
有效质量，阻尼和刚度系数中的大多数术语都用公式表示。(7-4) 容易量化。尤其是，与有效质量和刚度有关的术语，包括在俯仰中增加的惯性（增加的质量）和系泊系统的线性化的俯仰恢复，很容易从使用HydroDyn进行的FAST中的线性化分析中计算出来。该线性化分析为ITI Energy驳船的Nitch 5 MW基准风力涡轮机的平台间距固有频率为omega;n= 0.5420 rad / s = 0.0863 Hz。1
等式中的两个术语。(7-4)，与节距B辐射中的水动力辐射相关的阻尼，
对风速的推力敏感度TV更加难以量化。
这是有问题的，因为真正的线性流体动载荷表达式中的流体动波辐射载荷实际上是由卷积积分描述的（请参阅第2.4.1.3节），该卷积积分用于捕获波辐射记忆效应。这个卷积项在此分析或现代控制系统的设计中并不方便。用于控件工程，例如，参考[53]描述了一种通过添加“辐射存储状态”将卷积项转换为状态空间形式的方法。但是，为了避免这种复杂性，我忽略了记忆效应，将B辐射近似为平台螺距固有频率omega;n处的线性辐射衰减量（即B辐射asymp;0.86） E 8 kgbull;m2/ s，见图4-5）。该选择与第2.4.2.1节中描述的频域问题的线性时域表示形式一致。
推力对风速的敏感度可以用多种方法计算。
将以3.1.8节中讨论并在图3-12中显示的稳态推力与风速响应的斜率估算（在每个风速下）此灵敏度。（因为空气动力学的转子推力取决于风速，除其他因素外，对风速的推力灵敏度也取决于风速。）这种计算对风速的推力灵敏度的方法表征了理想闭环叶片的灵敏度。俯仰速度调节系统。我之所以说“理想的”，是因为实际的桨距控制系统（请参阅第3.1.6.3节）会响应转子速度误差（而不是风速的变化），并且因为稳态速度在整个区域3中随风速而恒定，转子速度控制系统功能（再次参见图3-12）。
估计推力对风速敏感度的第二种方法是使用AeroDyn在FAST中执行线性化分析。带AeroDyn的FAST可用于计算在给定的，稳定且均匀的风速中的每一个下以及相关的风速下稳态响应中的转子速度和桨距角。
通过扰动每个工作点处的风速并测量产生的气动推力的变化（使用第3.1.6.3节中描述的相同过程来计算气动功率对叶片桨距角的敏感性）。这种计算推力对风速灵敏度的方法表征了开环系统的灵敏度，因为叶片螺距角不会随风速扰动而变化。
我使用这两种方法计算了TV，并在表7-1.我发现了
理想闭环方法中的稳态推力与风速响应，这是通过在给定风速的任一侧使用两个风速对导数进行中心差分近似得到的。这就是为什么我没有估计切入和切出风速下的斜率。该斜率的大小在额定值附近最大，斜率在此改变符号。在开环方法中，推力灵敏度会随风速低于额定值而增加，并保持平稳且高于额定值时为正。
使用这些推力敏感度与NREL 5MW基准风力涡轮机的ITI Energy驳船的风速和其他特性，我根据等式估算了驳船节距阻尼比。(7-6). 图7-1 显示这些比率。对于理想的闭环方法，驳船节距阻尼比的幅度最大，并且在额定风速11.4 m / s时会改变符号，就像推力对风速的敏感性一样。刚好高于额定值，阻尼比小于-10％。在接近风速25 m / s时，正值流体动力辐射和粘性阻尼超过负值空气动力学阻尼的大小，因此，驳船节距阻尼比再次变得略微为正。在开环方法中，驳船
表7-1。气动推力对风速的节距至羽毛灵敏度
|
风速 (m/s) |
转子转速 （转/分钟） |
俯仰角 (ordm;) |
开环part;T/part;V (N/(m/s)) |
理想闭环part;T/part;V (N/(m/s)) |
|
3.0-切入 |
6.97 |
0.00 |
29.43E 3 |
|
|
4.0 |
7.18 |
0.00 |
32.81E 3 |
48.61E 3 |
|
5.0 |
7.51 |
0.00 |
36.17E 3 |
57.17E 3 |
|
6.0 |
7.94 |
0.00 |
39.86E 3 |
64.83E 3 |
|
7.0 |
8.47 |
0.00 |
43.63E 3 |
73.89E 3 |
|
8.0 |
9.16 |
0.00 |
46.49E 3 |
90.33E 3 |
|
9.0 |
10.30 |
0.00 |
52.26E 3 |
106.74E 3 |
|
10.0 |
11.43 |
0.00 |
57.97E 3 |
105.69E 3 |
|
11.0 |
11.89 |
0.00 |
57.64E 3 |
-0.769E 3 |
|
12.0 |
12.10 |
3.82 |
74.80E 3 |
-91.09E 3 |
|
13.0 |
12.10 |
6.60 |
79.98E 3 |
-66.00E 3 |
|
14.0 |
12.10 |
8.67 |
82.50E 3 |
-43.99E 3 |
|
15.0 |
12.10 |
10.45 |
83.82E 3 |
-33.37E 3 |
|
16.0 |
12.10 |
12.05 |
84.49E 3 |
-26.39E 3 |
|
17.0 |
12.10 |
13.54 |
84.90E 3 |
-21.42E 3 |
|
18.0 |
12.10 |
14.92 |
85.85E 3 |
-17.68E 3 |
|
19.0 |
12.10 |
16.23 |
86.43E 3 |
-14.79E 3 |
|
20.0 |
12.10 |
17.47 |
85.41E 3 |
-12.79E 3 |
|
21.0 |
12.10 |
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