葉片變槳失效過程中空氣動力失衡對海上風機影響

李嘉文，唐友剛，李 焱

(天津大學 建筑工程學院，天津大學水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072)

葉片變槳失效過程中空氣動力失衡對海上風機影響

李嘉文，唐友剛，李 焱

(天津大學 建筑工程學院，天津大學水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072)

葉片槳距角之間的角度差異產生的空氣動力失衡是海上風機的主要動力問題之一。基于海上風機分析程序FAST和水動力計算程序WADAM開發的一種時域數值模擬程序，可計算海上風機系統在風浪載荷作用下的耦合動力響應。應用此數值工具，模擬一個葉片上變槳控制系統失效的情況，研究空氣動力失衡對浮式海上風機系統運動響應的影響。分析表明，空氣動力載荷失衡引起的激振不僅激發了浮式基礎的橫向運動，而且增大了基礎的縱蕩運動和首搖運動。同時，空氣動力失衡還大幅增加了風機塔柱底部受到的橫向剪切力，對風機系統的安全性造成了威脅。

海上風機；葉片變槳系統；空氣動力失衡；耦合動力分析

Abstract: Aerodynamic imbalance due to the difference between the blade pitch angles is a major cause of the dynamic problems of the offshore wind turbine. The effects of the aerodynamic imbalance on the responses of an offshore wind turbine were analyzed. Based on the wind turbine analysis code FAST and hydrodynamics computational code WADAM, a time-domain numerical simulation tool was developed to calculate the coupled dynamic analysis of the offshore wind turbine in the presence of wind and wave loads. To investigate the influence of the aerodynamic imbalance, the case with one pitch controller failure was simulated and performed with this numerical tool. The analysis shows that the excitation induced by the aerodynamic imbalance results in the significant changes in the responses of the floating foundation, not only the horizontal motion, but also the surge motion and yaw motion. Meanwhile, the side-side shear forces of the tower base are significantly increased, which could be the potential risk to the safety of the wind turbine system.

Keywords: offshore wind turbine; blade pitch control; aerodynamic imbalance; dynamic coupled analysis

在現代風機設計中，每一個葉片都配有一個獨立的變槳控制系統，其所有部件都安裝在輪轂上，風機正常運行時所有部件隨輪轂以一定的速度旋轉。當風速在風機額定風速內時，為了控制電機的輸出功率，變槳控制系統會根據風速調節每個葉片的槳距角，從而改變葉片上受到的升力，使風機的轉速保持在一個穩定的區間。在停機自存工況下，變槳系統會將每一個葉片順槳至90°位置，因此葉片上受到的阻力會大幅增加，升力大幅減小。通過這種空氣動力制動的方式使風機逐漸停機，確保整個風機系統在停機自存海況下的安全。

然而每個葉片的變槳控制系統都是一個獨立的機械單元，當三個葉片的槳距角存在差異時，每個葉片上受到的空氣載荷便各不相同，進而導致空氣動力失衡，產生的激振載荷與葉片旋轉的聯合作用可能對風機轉子產生一定頻率的附加載荷。研究表明，葉片空氣動力失衡和葉片質量失衡是傳動系統低速軸扭矩波動的主要原因。據統計，60%的扭矩激振來自于葉片質量失衡，40%來自于葉片空氣動力失衡，而葉片槳距角失衡是空氣動力失衡的主要原因[1]。大約20%～50%的風機存在明顯的轉子空氣動力失衡，會導致重要構件損傷、高額維修費用以及發電量減產[2]。由于空氣動力失衡對風機系統的正常運行具有重要影響，很多學者提出了針對空氣動力失衡的模擬和探測方法。Hameed等[3]對探測及監控轉子動力失衡進行了研究。Kusnick等[4]的研究發現應用機艙和葉片的組合測量法，可以形成一種探測和定位轉子動力失衡的方法。Niebsch等[5]提出了模擬風機動力和質量失衡的方法。Petrovic等[6]發展了一種控制算法以減少轉子不對稱產生的結構載荷。

應用自主開發的空氣動力-水動力時域耦合分析模型，對一種新型海上浮式風機系統的空氣動力失衡的極限情況進行重點研究。在正常工作工況下，某一時刻一個葉片的變槳控制系統失效，導致該葉片進入順槳狀態(槳距角為90°)，其產生的空氣制動力沒有使風機停轉，其他兩個葉片的槳距角保持在6.5°左右以維持風機轉子正常運轉，因此風機進入了空氣動力失衡的極限情況。下文重點研究這種情況對風機系統的響應造成的影響，并分析塔柱底部橫向剪切力的變化，探討葉片變槳系統故障對海上風機安全的影響。

1 數值計算模型

本文應用的空氣動力-水動力耦合動態分析模型基于水動力計算程序WADAM，風機分析軟件FAST，以及編制的MATLAB模塊。數值模型包括三葉片風機、變速和變槳控制系統、發動機、機艙、塔柱、浮式基礎以及錨泊系統。

WADAM程序[7]是基于繞射理論和莫里森理論的波浪分析方法。頻域水動力分析由WADAM完成，得到浮式基礎的附加質量系數、阻尼系數、回復力系數以及一階、二階波浪傳遞函數。FAST軟件[8]由美國國家可再生能源實驗室(NREL)開發，是氣動力-水動力-隨動-彈性全耦合模擬程序。以上水動力系數和傳遞函數通過編制的MATLAB程序傳遞到FAST程序中。葉片上的空氣動力載荷由FAST的模塊AeroDyn根據葉素動量理論計算。控制系統根據平臺實時的狀態信息，輸出控制變量，主要對葉片槳距角、發電機扭矩、高速軸剎車以及機艙首搖進行控制，控制特性采用NREL基準控制系統設置[9]。風機與浮式基礎的時域耦合分析在此基礎上由FAST完成。圖1為耦合動態分析的流程圖。

圖1 數值模擬模型流程Fig. 1 Flowchart for the simulation model

為了驗證上述空氣動力-水動力耦合分析模型的合理性和準確性，利用此模型對DeepCwind浮式風機在波浪作用下的縱蕩響應進行了預報，并與Coulling等[10]得到的實驗數據和其他數值模擬數據進行對比。對于數值計算模型的驗證過程與結果已發表于文獻[11]中。

2 海上風機浮式基礎結構參數

針對設計的新型浮式基礎形式，進行空氣動力失衡研究。該浮式基礎整體設計形式類似于桁架式Spar平臺，如圖2所示。浮式基礎由六個部分組成：浮力艙(A1)；主動壓載艙(A2)；桁架構件(A3)；錨泊系統(A4)；垂蕩板(A5)；以及混凝土壓載艙(A6)。

圖2 浮式基礎結構設計Fig. 2 Configuration of the floating foundation

浮式基礎上部布置浮力艙內部充滿空氣，為整個浮式基礎提供浮力與回復力，通過水線面慣性保持穩性。主動壓載艙內部設置十二個分艙，并裝有主動壓載系統。在平均風速和風向發生劇變時，主動壓載系統使壓載水根據需求在不同分艙內移動，提供額外回復力矩，目的在于保持塔柱豎直，以保證發電機的最大電力輸出。下部布置混凝土壓載艙降低整個浮式基礎的重心，以提高穩性。上部和下部艙室由桁架構件連接。垂蕩板可增加垂蕩方向的附加質量和黏性阻尼，以減小垂蕩響應，同時連接桁架構件，增強結構強度。表1為浮式基礎的主尺度參數。

浮式基礎由三根懸鏈線錨泊定位，通過三角連接形式與浮式基礎相連，以提高風機系統的首搖剛度。表2列出了錨泊系統的其他信息。

表1 浮式基礎主尺度Tab. 1 Dimension of the floating foundation

表2 錨泊系統信息Tab. 2 Mooring system properties

為了研究新型浮式風機系統在錨泊系統作用下的剛體運動的固有周期，對六個自由度的自由衰減運動分別進行了數值模擬。風機系統的固有周期信息如表3所示。

表3 浮式基礎自振周期Tab. 3 Natural periods of floating foundation motions

3 故障工況模擬

本文稱風機葉片出現變槳失效的情況為故障工況，模擬一個葉片意外發生順槳，其他兩個葉片正常，轉子依然運行的情況。此時由于故障葉片迎風角度為90°，其旋轉過程受到的阻力大幅增加，造成了風機空氣動力的嚴重失衡。在數值模擬中，在1 500 s時，一個葉片的變槳系統發生故障。經過300 s后，此葉片的槳距角增大為90°，并保持不變。在此期間，其他兩個葉片的槳距角約保持在6.5°。總模擬時間為3 600 s，時間步長為0.012 5 s。

在數值模擬中，采用JONSWAP海浪譜和全域Kaimal風譜，考慮葉片掃過面積內的水平豎直隨機變量。輪轂處平均風速為NREL-5MW風機的額定工作風速。海洋風浪入射方向沿x軸方向，具體的海況信息見如表4所示。為了對比，還模擬了風機在相同海況下的正常工作情況。

表4 海況信息Tab. 4 Sea state information

4 數值結果

4.1運動響應時間歷程分析

圖3對比了風機系統在正常工況和故障工況下的六自由度運動時間歷程。圖中虛線和黑色實線分別代表了正常工況和故障工況下的模擬結果。通過對比可以發現，在葉片變槳控制系統發生故障前(1 500 s)，兩種工況預測相同的浮式基礎響應。故障發生后，三個葉片之間的槳距角差異不斷變大，風機空氣動力平衡被打破，導致浮式基礎的六個自由度運動發生了不同程度的變化。

由于故障葉片的槳距角不斷變大，其受到的沿縱蕩方向(圖2中x軸方向)阻力不斷減小，從而導致整個浮式基礎受到的縱蕩風載荷減小。此時，錨泊系統提供的縱蕩回復力大于浮式基礎所受的平均縱蕩力，因此從圖3(a)中可見在1 500 s后浮式基礎的縱蕩不斷變小，最終出現了最小值。由于故障葉片對浮式基礎所受的垂向載荷影響很小，因此圖3(b)中浮式基礎的垂蕩運動在兩種工況下幾乎一致。對于浮式基礎的縱搖運動來說，由于風機受到的縱向阻力減小，所以圖3(c)中前后搖擺位置的平衡角明顯變小，即浮式基礎塔柱運動的平衡位置更接近豎直位置。

圖3(d)對比了浮式基礎在兩種海況下的首搖運動。對比可見，首搖運動被葉片控制系統故障所激發，其振幅被放大數倍。圖4展示了故障發生后由風載荷失衡產生的首搖彎矩的機理。圖中箭頭長度表示風載荷大小。由于1號葉片進入順槳程序，因此2號和3號葉片受到沿縱蕩方向的風載荷遠大于1號葉片。三個葉片上的風載荷會產生一個總的首搖彎矩作用于風機。隨著風機轉子的轉動，三個葉片風載荷的首搖力臂不斷變化，產生的首搖彎矩會周期性地變換其方向，作用于整個風機系統。然而，由于此新型風機系統與Spar平臺相似，其首搖阻尼很小。失衡產生的較大首搖彎矩與較小的首搖阻尼最終導致了首搖運動幅度成倍增加。此現象說明了Spar類型浮式風機的首搖運動在葉片變槳系統發生故障后的不穩定性。在設計浮式基礎過程中，應考慮添加阻尼板以加大浮式基礎的首搖阻尼。

當故障葉片的槳距角不斷增大過程中(從6.5°到90°)，故障葉片提供的升力不斷減小，最終變為負值，阻礙風機的轉動，并周期性地作用于浮式基礎的橫向方向(沿y軸方向)，如圖5所示。由于風機處于很高位置，此橫向載荷產生了很大的橫搖彎矩作用于浮式基礎上，因此浮式基礎的橫搖響應于1 600 s開始逐漸增大(見圖3(e))。當浮式基礎槳距角增大到90°時，空氣動力失衡造成的激蕩力增加到最大值，浮式基礎的橫蕩響應開始被激發，并不斷增加(見圖3(f))。

綜上可知，葉片控制系統發生故障后，此浮式基礎的縱蕩會產生一個很大的振幅，然后首搖運動最先被激發，不斷增大的失衡載荷會相繼激發浮式基礎的橫搖和橫蕩運動。風機葉片控制系統失效不僅會影響浮式基礎的橫向運動，還會影響浮式基礎的縱蕩運動和首搖運動。

圖3 風機系統六自由度運動時間歷程Fig. 3 Fan system six degree of freedom motion response time history

圖4 風動力首搖彎矩示意Fig. 4 Illustration of the aerodynamic yaw moment

圖5 相對風速、攻角與升力方向示意Fig. 5 Illustration of the relative wind speed, angle of attack and lift force

4.2運動響應譜分析

圖6(a)為正常工作工況和故障工況下的橫蕩運動響應譜。對比可知，橫蕩響應譜的譜峰值因為故障的發生而大幅增大。橫搖運動的響應譜如圖6(b)所示，與橫蕩情況相似，故障工況下橫搖的譜峰值被大幅增大。同時，由于橫蕩運動的影響，橫搖運動也出現了相應的低頻運動。圖6(c)對比了在正常工況和故障工況下的首搖運動響應譜。故障工況下，響應譜中出現了最大譜峰對應的故障葉片轉動的頻率，而次大譜峰對應的為浮式基礎首搖的固有頻率。值得注意的是在正常工況下這兩個譜峰值并沒有出現。由此看出，風機空氣動力平衡被打破后，產生的高頻氣動載荷會大幅激發浮式基礎的首搖運動。

圖6 海上風機系統運動響應譜Fig. 6 Motion response spectrum of offshore wind turbine system

4.3塔柱底部載荷分析

為了分析葉片變槳失效后對結構安全的影響，本節將討論變槳失效對塔柱底部剪切力的影響，分為縱向剪切力(沿x軸方向)和橫向剪切力(沿y軸方向)兩個部分。圖7(a)給出了兩種工況下塔柱縱向剪切力的時間歷程。從圖中可以看出，當葉片變槳系統發生故障后，突然變化的風機阻力使縱蕩響應出現了很大的波谷(見圖3(a))，因而塔柱底部的縱向剪切力也出現了一個很大的負值。之后，隨著縱蕩運動的不斷減小，縱向剪切力逐漸變小，其變化形式與縱搖運動相似。

圖7(b)給出了兩種工況下塔柱橫向剪切力的時間歷程。如圖所示，塔柱橫向剪切力的振幅在故障工況與正常工況下截然不同。由于塔柱底部橫向剪切力主要由橫搖運動影響，對比可以發現橫向剪切力的變化形式與橫搖運動相似。數值方面，故障工況下塔柱底部受到的最大剪切力達到正常工況下最大剪切力的四倍。由此可見，葉片發生故障后將會對海上風機的結構安全造成很大威脅。

圖7 兩種工況下塔柱底部縱向和橫向剪切力時間歷程Fig. 7 The time history of the tower base fore-aft and side-side shear force under two conditions

5 結 語

應用空氣動力-水動力時域耦合模型，模擬了一種新型海上風機系統在正常工況和故障工況下的多自由度響應。重點探討了空氣動力載荷失衡對海上風機的運動響應以及結構安全造成的影響，得到以下結論：

1)通過對比故障工況與正常工況下浮式基礎的響應可知，故障發生后，由于風機空氣動力載荷不斷增加，葉片故障不僅會增大浮式基礎的橫向運動，而且還激發了浮式基礎的首搖運動，揭示了Spar類型海上風機系統首搖運動的不穩定性。

2)對塔柱底部的橫向和縱向剪切力的對比分析發現，橫向和縱向剪切力的時間歷程分別與浮式基礎的橫搖和縱搖運動的時間歷程相似，兩種剪切力均因葉片故障不同程度地增大。

綜上，將故障工況納入Spar類型海上風機系統的設計過程中是必要的。

[1] BORG J P, KIRCHHOFF R H. Mass and aerodynamic imbalance of a horizontal axis wind turbine[J]. Journal of Solar Energy Engineering-Transactions of the ASME, 1998, 120(1): 66-74.

[2] MYRENT N, KUSNICK J, BARRETT N, et al. Structural health and prognostics management for offshore wind turbines: Case studies of rotor fault and blade damage with initial O&M cost modeling. SAND2013-2735 [R].USA: Sandia National Laboratories, 2013.

[3] HAMEED Z, HONG Y S, CHO Y M, et al. Condition monitoring and fault detection of wind turbines and related algorithms: A review [J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2009, 13 (1): 1-39.

[4] KUSNICK J, ADAMS D E, GRIFFITH D T. Wind turbine rotor imbalance detection using nacelle and blade measurements [J]. Wind Energy, 2015, 18 (2): 267-276.

[5] NIEBSCH J, RAMLAU R. Simultaneous estimation of mass and aerodynamic rotor imbalances for wind turbines [J]. Journal of Mathematics in Industry, 2014, 4 (1): 1-19.

[6] PETROVIC V, JELAVIC M, BAOTIC M. Advanced control algorithms for reduction of wind turbine structural loads [J]. Renewable Energy, 2015, 76: 418-431.

[7] DNV. SESAM user manual: WADAM[S]. 2008.

[8] JONKMAN J M, BUHL M L JR. FAST user's guide[R]. NREL Technical Report No. EL-500-38230, Golden, CO: National Renewable Energy Laboratory, 2005.

[9] JONKMAN J M, BUTTERFIELD S, MUSIAL W, et al. Definition of a 5 MW reference wind turbine for offshore system development[R]. NREL Technical Report No. TP-500-38060, Golden, CO: National Renewable Energy Laboratory, 2009.

[10] COULLING A J, GOUPEE A J, ROBERTSON A N, et al. Importance of second-order difference-frequency wave-diffraction forces in the validation of a FAST semi-submersible floating wind turbine model [C]// Proceedings of the ASME 32nd International Conference on Ocean, Offshore and Arctic Engineering. 2013：V008T09A019-V008T09A019.

[11] LI J W, TANG Y G, YEUNG R W. Effects of second-order difference-frequency wave forces on a new floating platform for an offshore wind turbine[J]. Journal of Renewable and Sustainable Energy, 2014, 6(3): 10.1063/1.4872360.

Influence of aerodynamic imbalance on an offshore wind turbine during pitch controller fault

LI Jiawen, TANG Yougang, LI Yan

(State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Simulation and Safety, School of Civil Engineering, Tianjin University, Tianjin 300072, China)

TM614

A

10.16483/j.issn.1005-9865.2017.03.005

1005-9865(2017)03-0037-07

2016-01-16

國家自然科學基金項目(51479134)；國家自然科學基金創新研究群體科學基金資助項目(51321065)

李嘉文(1987-)，女，遼寧大連人，博士后，從事海洋工程方向研究。E-mail：lijiawen527@163.com

唐友剛。E-mail：tangyougang_td@163.com