JP2023073241A - ロバスト制御に基づく風力発電ユニットの空力アンバランス負荷制御方法 - Google Patents

ロバスト制御に基づく風力発電ユニットの空力アンバランス負荷制御方法 Download PDF

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Abstract

【課題】ロバスト制御に基づく風力発電ユニットの空力アンバランス負荷制御方法を提供する。【解決手段】方法は、測定待ち機関室の主軸負荷の測定量を取得するステップ、機関室の座標変換を用いて機関室の主軸負荷測定をロバストの独立可変ピッチ制御器の有効入力に変換するステップ、風力発電ユニットの空力アンバランスの積摂動モデルを確立するステップ、ロバストの独立可変ピッチ制御器を計算するステップ、機関室の座標逆変換を用いて風力発電ユニット制御システムの入力ピッチ角を得るステップを含む。機関室に基づく曲げモーメント測定量を制御器のフィードバック入力とすることで、回転部品にセンサを取り付ける問題を解決する。コールマン変換に基づくことで、１つの制御器で空力アンバランス制御を完了する。多入力多出力及びロバストの独立可変ピッチ制御ポリシーを採用して、従来の不完全なデカップリングとシステムの非線形問題を解決する。【選択図】なし

Description

本出願は、風力発電技術分野に属し、特にロバスト制御に基づく風力発電ユニットの空力アンバランス負荷制御方法に関する。
風力発電ユニットは、製造の精度及び取り付けレベルの制約を受け、ブレードの初期取り付け角度と質量の分布が不均一になり、各ブレード間のアンバランスやタワー上部の負荷波動が大きくなり、各ブレードの振り回し負荷に明らかな差が現れ、これは、風力発電ユニットの性能を低下するだけでなく、ユニットの疲労負荷を増大し発電コストを増加させる。
従来の風力発電ユニットの独立可変ピッチの設計は、３枚のブレードが対称を完成することが前提であり、特性が全く同じであるためインペラ負荷のアンバランスを解消することが困難であった。
上記問題点に鑑み、合理的に設計され且つ上記問題を効果的に解決する、ロバスト制御に基づく風力発電ユニットの空力アンバランス負荷制御方法を提案することが必要である。
本発明は、先行技術に存在する技術的課題の少なくとも１つを解決し、ロバスト制御に基づく風力発電ユニットの空力アンバランス負荷制御方法を提供することを目的とする。
本発明は、ロバスト制御に基づく風力発電ユニットの空力アンバランス負荷制御方法を提供する。前記方法は、
測定待ち機関室の主軸負荷の測定量を取得するステップ、
機関室の座標変換を用いて、前記機関室の主軸負荷の測定を、ロバストの独立可変ピッチ制御器の有効入力に変換するステップ、
前記風力発電ユニットの空力アンバランスに対する積摂動モデルを確立するステップ、
前記ロバストの独立可変ピッチ制御器を計算するステップ、及び
機関室の座標逆変換を使用して、前記風力発電ユニット制御システムの入力ピッチ角を得るステップを含む。
選択的に、機関室の座標変換を用いて、前記機関室の主軸負荷の測定をロバストの独立可変ピッチ制御器の有効入力に変換するステップは、
前記機関室の主軸負荷の測定が前記機関室の主軸ｙ方向の曲げモーメントＭｙとｚ方向の曲げモーメントＭｚとを含み、
前記座標変換の変換式は、
Figure 2023073241000001
であり、
ここで、φは風輪の方位角であり、Ｍｙ２は座標変換を経て得られる曲げモーメントであり、Ｍｙ３は座標変換を経て得られる曲げモーメントであることを含む。
選択的に、前記風力発電ユニットの空力アンバランスの積摂動モデルを確立するステップは、
入力積摂動モデルを使用してユニットモデルの不確定性を、線形決定モデルと積摂動要素の組み合わせで表すステップを含み、
前記機関室の主軸ｙ方向の曲げモーメントＭｙ及び前記機関室の主軸ｚ方向の曲げモーメントＭｚにおける高調波成分を、ユニット負荷モデルの不確定性部分と見なし、固定座標系における転倒モーメント、ヨーモーメント及びピッチ角の入力積摂動モデルを得、ここで、前記積摂動モデルの実際制御対象
Figure 2023073241000002
は、
Figure 2023073241000003
であり、ここで、
Figure 2023073241000004
は実際制御対象であり、Ｐは公称制御対象（状態空間モデル）であり、Δ（ｓ）はスケールファクタであり、Ｗ（ｓ）は重み係数である。
選択的に、前記スケールファクタΔ（ｓ）の構造は
Figure 2023073241000005
であり、
前記重み係数Ｗ（ｓ）の構造は
Figure 2023073241000006
であり、
ここで、Δｄ（ｓ）はｄ軸上でのスケールファクタの成分であり、Δｑ（ｓ）はｑ軸上でのスケールファクタの成分であり、Ｗｄ（ｓ）はｄ軸上での重み係数の成分であり、Ｗｑ（ｓ）はｄ軸上での重み係数の成分である。
選択的に、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器を計算する前に、前記方法は、
μ統合方法を用いて解を求め、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器Ｋ等価を
Figure 2023073241000007
に表すステップをさらに含み、
ここで、Ｋは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器であり、Ｋｙは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器のフィードバック部分であり、Ｋｒは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器のフィードフォワード部分である。
前記ロバストの独立可変ピッチ制御器のフィードバック部分Ｋｙ及び前記ロバストの独立可変ピッチ制御器のフィードフォワード部分Ｋｒに基づいて、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器の入力重み付け関数Ｗｕ及び出力重み付け関数Ｗｐを設計し、ここで、
Figure 2023073241000008
であり、
ここで、ｅｐは転倒モーメント及びヨーモーメントの重み付け出力であり、ｅｕはピッチ角の重み付け出力であり、Ｓはシステムの感度関数であり、Ｔはシステムの補感度関数であり、ｒは基準入力であり、ｎはセンサの測定ノイズであり、Ｉは単位行列であり、Ｍは基準モデルである。
選択的に、前記システムの感度関数Ｓは
Figure 2023073241000009
であり、
ここで、Ｋは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器であり、Ｉは単位行列であり、Ｐは公称制御対象（状態空間モデル）であり、
前記システムの補感度関数Ｔは
Figure 2023073241000010
であり、
ここで、Ｋは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器であり、Ｉは単位行列であり、Ｐは公称制御対象（状態空間モデル）であり、Ｋｙは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器のフィードバック部分である。
選択的に、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器の性能目標は、
Figure 2023073241000011
を満たす必要がある。
選択的に、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器を計算する前に、前記方法は、
構造化特異値μの統合を用いて、独立可変ピッチ制御回路を構成するステップをさらに含み、
前記ロバストの独立可変ピッチ制御器Ｋの解を求めるために、モジュール構造Δｐを
Figure 2023073241000012
に定義し、
Δはシステムの不確定性モジュールであり、ΔＦは架空のモジュールであり、
安定した前記ロバストの独立可変ピッチ制御器Ｋの設計目標を満たすには、各周波数
Figure 2023073241000013
に対して、構造特異値が、
Figure 2023073241000014
を満たす必要があり、
ここで、ＦＬは下線形分数の変換であり、Ｐは公称制御対象（状態空間モデル）であり、Ｋは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器であり、ｊは虚数記号であり、ωは周波数である。
選択的に、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器を計算する前に、前記方法は、
前記ロバストの独立可変ピッチ制御器の基準モデルＭを設計するステップをさらに含み、前記基準モデルＭは
Figure 2023073241000015
であり、
ここで、Ｔは時間常数であり、ξは減衰率である。
選択的に、前記機関室の座標逆変換を用いて、前記風力発電ユニット制御システムの入力ピッチ角を得るステップは、
機関室の座標逆変換に基づいて、ブレードのピッチ角β１、β２、β３を得、集中可変ピッチ制御器のピッチ角βｃと重ね、ユニット制御システムの入力ピッチ角を得るステップを含み、ここで、前記機関室の座標逆変換式は
Figure 2023073241000016
であり、
ここで、βｉ（ｉ＝１、２、３）はブレードのピッチ角であり、φｉ（ｉ＝１、２、３）は風輪の方位角であり、ここで、φ２＝φ１＋２π／３、φ３＝φ１＋４π／３であり、βｄはｄ－ｑ座標系下でｄ軸のピッチ角であり、βｑはｄ－ｑ座標系下でｑ軸のピッチ角である。
本発明の実施形態に係る、ロバスト制御に基づく風力発電ユニットの空力アンバランス負荷制御方法で、風力発電ユニットの風輪の空力アンバランス負荷を抑制する。この制御方法において、機関室の座標変換を用いて、取得した測定待ち機関室の主軸負荷の測定を、ロバストの独立可変ピッチ制御器の有効入力に変換する。羽根根元曲げモーメントの測定に基づく従来の可変ピッチ制御器とは異なり、本発明では、機関室に基づく曲げモーメント測定量を制御器のフィードバック入力として使用し、回転部品にセンサを取り付ける問題を解決し、制御キャビネット及びセンサ両方を機関室の内部に位置させることによって、センサを配置する難易度を低減すると共に、センサの数を減らし、センサの故障リスクを軽減し、測定の信頼性を向上させる。コールマン座標変換を改善する方法を採用した従来の空力アンバランス負荷制御方法とは異なり、提案される制御ポリシーは、依然としてコールマン変換に基づいて行われ、１つの制御のみを使用して空力アンバランス制御を完成する。本発明は、従来の複数の単一入力単一出力のＰＩ独立可変ピッチ制御器とは異なり、多入力多出力と強いロバスト性のロバストの独立可変ピッチ制御ポリシーを採用して、従来の制御における不完全なデカップリングとシステムの非線形問題を解決する。この制御方法を採用すると、ブレードの取り付け工程のレベル制約による風力発電ユニットの空力アンバランス負荷を抑制することができ、風力発電ユニットの疲労負荷増加による発電コストを低減することができる。
本発明の一実施例に係るロバスト制御に基づく風力発電ユニットの空力アンバランス負荷制御方法の流れを示す模式図である。 本発明の他の実施例における羽根車アンバランスに対する改良型ロバストの独立可変ピッチ制御ポリシーの構造を示す模式図である。 本発明他の実施例における風力発電ユニットの不確定性モデル構造を示す模式図である。 本発明の他の実施例におけるロバストの独立可変ピッチ制御器の制御構造を示す模式図である。
当業者が本発明の技術的解決策をより良く理解できるように、以下、添付図面及び具体的な実施形態を組合せて本発明を更に詳細に説明する。
図１に示すように、本発明は、ロバスト制御に基づいて風力発電ユニットの空力アンバランス負荷制御方法Ｓ１００を提供し、前記監視方法Ｓ１００は、以下のステップを含む。
ステップＳ１１０：測定待ち機関室の主軸負荷の測定量を取得する。
具体的に、本実施形態では、測定待ち機関室の主軸負荷の測定量が、測定待ち機関室の主軸ｙ方向の曲げモーメントＭｙとｚ方向の曲げモーメントＭｚである。
ステップＳ１２０：機関室の座標変換を用いて、前記機関室の主軸負荷測定を、ロバストの独立可変ピッチ制御器の有効入力に変換する。
具体的には、図２に示すように、まず、測定待ち機関室の負荷測定量を座標変換して、ロバストの独立ピッチ制御器の有効入力とする必要がある。通常の独立可変ピッチ制御ポリシーにおけるコールマン変換とは異なり、本発明では、式（１）の機関室の座標変換を用いて、機関室の主軸ｙ及びｚ方向の曲げモーメントＭｙ及びＭｚをロバストの可変ピッチ制御器のフィードバック入力Ｍｙ２及びＭｙ３に変換する。前記座標変換の変換式は
Figure 2023073241000017
であり、
ここで、φは風輪の方位角であり、Ｍｙ２は座標変換を経て得られる曲げモーメントであり、Ｍｙ３は座標変換を経て得られる曲げモーメントである。
この座標系によって形成されたロバストの独立可変ピッチ制御器は、回転変数の測定に依頼せず、そのフィードバック入力は機関室の主軸に基づいて、センサ配置の難易度を下げ、同時にセンサ数を３個から２個に減らし、センサの故障リスクを軽減し、測定の信頼性を高める。
ステップＳ１３０：前記風力発電ユニットの空力アンバランスの積摂動モデルを確立する。
具体的には、前記機関室の主軸ｙ方向の曲げモーメントＭｙ及び前記機関室の主軸ｚ方向の曲げモーメントＭｚにおける高調波成分を、ユニット負荷モデルの不確定性部分と見なし、式（２）の固定座標系の転倒モーメント、ヨーモーメント及びピッチ角の入力積摂動モデルを得、ここで、前記積摂動モデルの実際制御対象
Figure 2023073241000018
は
Figure 2023073241000019
であり、
Figure 2023073241000020
は実際制御対象であり、Ｐは公称制御対象（状態空間モデル）であり、Δ（ｓ）はスケールファクタであり、Ｗ（ｓ）は重み係数である。
選択的に、前記スケールファクタΔ（ｓ）の構造は
Figure 2023073241000021
であり、
前記重み係数Ｗ（ｓ）の構造は
Figure 2023073241000022
であり、
ここで、Δｄ（ｓ）はｄ軸上でのスケールファクタの成分であり、Δｑ（ｓ）はｑ軸上でのスケールファクタの成分であり、Ｗｄ（ｓ）はｄ軸上での重み係数の成分であり、Ｗｑ（ｓ）はｄ軸上での重み係数の成分である。
線形化された後の状態空間モデルに基づいて、式（２）により適切な摂動範囲を選択して公称モデル及び重み係数を計算して取得し、ユニットの空力アンバランスの積摂動モデルを確立する。
図３に示すように、風輪のアンバランス負荷を考慮するシステムモデルは、決定モデル及び不決定モデルの組み合わせとして表すことができる。そして、積摂動モデルに基づいて、２自由度のロバストの独立可変ピッチ制御器を設計する。ロバストの独立可変ピッチ制御器は、曲げモーメント及び基準曲げモーメントを測定して入力とし、ピッチ角を出力とし、ロバストの独立可変ピッチ制御器の制御構造を図４のように示す。図４に示すように、Ｇは広義のモデルであり、モデル
Figure 2023073241000023
と、モデル及びロバストの独立可変ピッチ制御器との間の相互接続構造を含む。相互接続構造は、さらなるループ形成を促進するための重み付け機能を含む。
ステップＳ１４０：前記ロバストの独立可変ピッチ制御器を計算する。
独立可変ピッチ制御器が所望の閉ループ動的性能を有するように、制御器Ｋの解を求める前に重み関数Ｗｐ、Ｗｕ及び基準モデルＭを設計する必要がある。
具体的に、μ統合方法を用いて解を求め、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器Ｋ等価を
Figure 2023073241000024
と表し、
ここで、Ｋは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器であり、Ｋｙは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器のフィードバック部分であり、Ｋｒは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器のフィードフォワード部分である。
前記ロバストの独立可変ピッチ制御器の入力重み付け関数Ｗｕ及び出力重み付け関数Ｗｐは、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器のフィードバック部分Ｋｙ及び前記ロバストの独立可変ピッチ制御器のフィードフォワード部分Ｋｒに基づいて設計され、ここで、
Figure 2023073241000025
である。
ここで、ｅｐは転倒モーメント及びヨーモーメントの重み付け出力であり、ｅｕはピッチ角の重み付け出力であり、Ｓはシステムの感度関数であり、Ｔはシステムの補感度関数であり、ｒは基準入力であり、ｎはセンサの測定ノイズであり、Ｉは単位行列であり、Ｍは基準モデルである。
重み関数ＷｐとＷｕも伝達関数であり、異なる周波数領域内の成分重みが異なる。重み関数Ｗｕは、可変ピッチアクチュエーターの動作量を制限することを目的として、ロバストの独立パドル制御器の出力をペナルティする。同時に、可変ピッチアクチュエータの速度限界に達するような高周波の制御動作は避ける必要がある。したがって、Ｗｕを選択する場合、アクチュエータ帯域幅を超える周波数には高い利得があり、アクチュエータ帯域幅以下の周波数には低い利得があることを保証する必要がある。重み関数Ｗｐは制御出力誤差に対して重み付けを行い、特定の周波数において、高利得はこの周波数での感度を低下させることによって、干渉除去能力を改善する高制御器ゲインを発生する。
例示的に、前記システムの感度関数Ｓは
Figure 2023073241000026
であり、
ここで、Ｋは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器であり、Ｉは単位行列であり、Ｐは公称制御対象（状態空間モデル）であり、
前記システムの補感度関数Ｔは
Figure 2023073241000027
であり、
ここで、Ｋは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器であり、Ｉは単位行列であり、Ｐは公称制御対象（状態空間モデル）であり、Ｋｙは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器のフィードバック部分である。
例示的に、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器の性能目標は
Figure 2023073241000028
を満たす必要がある。
例示的に、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器を計算する前に、前記方法は、
構造化特異値μの総合を用いて、独立可変ピッチ制御回路を構成するステップをさらに含み、
前記ロバストの独立可変ピッチ制御器Ｋの解を求めるために、モジュールの構造Δｐは
Figure 2023073241000029
と定義し、
Δはシステムの不確定性モジュールであり、ΔＦは架空のモジュールである。
安定した前記ロバストの独立可変ピッチ制御器Ｋの設計目標を満たすには、各周波数
Figure 2023073241000030
に対して、構造特異値が
Figure 2023073241000031
を満たす必要があり、
ここで、ＦＬは下線形分数変換であり、Ｐは公称制御対象（状態空間モデル）であり、Ｋは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器であり、ｊは虚数記号であり、ωは周波数である。
例示的に、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器を計算する前に、前記方法は、
前記ロバストの独立可変ピッチ制御器の基準モデルＭを設計するステップをさらに含み、前記基準モデルＭは
Figure 2023073241000032
であり、
ここで、Ｔは時間定数であり、ξは減衰率である。
基準モデルＭは、基準信号と出力信号を接続させ、ロバストの独立可変ピッチ制御器の性能とロバストの安定性を向上させる。風力発電ユニットの応答特性と可変ピッチシステムの調整能力を総合的に考慮し、安定したモデルＭを設計することにより、望ましい閉ループシステムの動的応答を実現する。
基準モデルで同じ伝達関数の係数Ｔとξは、２つのチャンネルに近い動特性を持たせるように選ばれ、ロバストの独立可変ピッチ制御器Ｋは、混合感度問題をＤ－Ｋ反復アルゴリズムで解を求めることによって計算することができる。
ステップＳ１５０：機関室の座標逆変換を用いて、前記風力発電ユニット制御システムの入力ピッチ角を得る。
具体的には、式（１３）の座標逆変換を用いて、ブレードのピッチ角β１、β２、β３を得、集中可変ピッチ制御器のピッチ角βｃと重ね、ユニット制御システムの入力ピッチ角を得る。ここで、前記機関室の座標逆変換式は
Figure 2023073241000033
であり、
ここで、βｉ（ｉ＝１、２、３）はブレードのピッチ角であり、φｉ（ｉ＝１、２、３）は風輪の方位角であり、ここでφ２＝φ１＋２π／３、φ３＝φ１＋４π／３であり、βｄはｄ－ｑ座標系下でｄ軸のピッチ角であり、βｑはｄ－ｑ座標系下でｑ軸のピッチ角である。
コールマン座標変換を改善する方法を採用した従来の空力アンバランス負荷制御方法とは異なり、提案される制御ポリシーは、依然としてコールマン変換に基づいて行われ、１つの制御器のみを使用して空力アンバランス制御を完了する。
以上の実施形態は、本発明の原理を説明するために採用された例示的な実施形態に過ぎず、本発明はこれらに限定されないことが理解できる。当業者にとっては、本発明の精神と本質を逸脱することなく、様々な変形及び改善を行うことができ、これらの変形及び改善も本発明の保護範囲とみなされる。
本出願は、風力発電技術分野に属し、特にロバスト制御に基づく風力発電ユニットの空力アンバランス負荷制御方法に関する。
風力発電ユニットは、製造の精度及び取り付けレベルの制約を受け、ブレードの初期取り付け角度と質量の分布が不均一になり、各ブレード間のアンバランスやタワー上部の負荷波動が大きくなり、各ブレードの振り回し負荷に明らかな差が現れ、これは、風力発電ユニットの性能を低下するだけでなく、ユニットの疲労負荷を増大し発電コストを増加させる。
従来の風力発電ユニットの独立可変ピッチの設計は、３枚のブレードが対称を完成することが前提であり、特性が全く同じであるためインペラ負荷のアンバランスを解消することが困難であった。
上記問題点に鑑み、合理的に設計され且つ上記問題を効果的に解決する、ロバスト制御に基づく風力発電ユニットの空力アンバランス負荷制御方法を提案することが必要である。
本発明は、先行技術に存在する技術的課題の少なくとも１つを解決し、ロバスト制御に基づく風力発電ユニットの空力アンバランス負荷制御方法を提供することを目的とする。
本発明は、ロバスト制御に基づく風力発電ユニットの空力アンバランス負荷制御方法を提供する。前記方法は、
測定待ち機関室の主軸負荷の測定量を取得するステップ、
機関室の座標変換を用いて、前記機関室の主軸負荷の測定量を、ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルの有効入力に変換するステップ、
前記風力発電ユニットの空力アンバランスに対する積摂動モデルを確立するステップ、
前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルを計算するステップ、及び
機関室の座標逆変換を使用して、前記風力発電ユニット制御システムの入力ピッチ角を得るステップを含む。
選択的に、機関室の座標変換を用いて、前記機関室の主軸負荷の測定量をロバストの独立可変ピッチ制御器モデルの有効入力に変換するステップは、
前記機関室の主軸負荷の測定量が前記機関室の主軸ｙ方向の曲げモーメントＭｙとｚ方向の曲げモーメントＭｚとを含み、
前記座標変換の変換式は、
Figure 2023073241000069
であり、
ここで、φは風輪の方位角であり、Ｍｙ２は座標変換を経て得られる曲げモーメントであり、Ｍｙ３は座標変換を経て得られる曲げモーメントであることを含む。
選択的に、前記風力発電ユニットの空力アンバランスの積摂動モデルを確立するステップは、
入力積摂動モデルを使用してユニットモデルの不確定性を、線形決定モデルと積摂動要素の組み合わせで表すステップを含み、
前記機関室の主軸ｙ方向の曲げモーメントＭｙ及び前記機関室の主軸ｚ方向の曲げモーメントＭｚにおける高調波成分を、ユニット負荷モデルの不確定性部分と見なし、固定座標系における転倒モーメント、ヨーモーメント及びピッチ角の入力積摂動モデルを得、ここで、前記積摂動モデルの実際制御対象
Figure 2023073241000070
は、
Figure 2023073241000071
であり、ここで、
Figure 2023073241000072
は実際制御対象であり、Ｐは公称制御対象（状態空間モデル）であり、Δ（ｓ）はスケールファクタであり、Ｗ（ｓ）は重み係数である。
選択的に、前記スケールファクタΔ（ｓ）の構造は
Figure 2023073241000073
であり、
前記重み係数Ｗ（ｓ）の構造は
Figure 2023073241000074
であり、
ここで、Δｄ（ｓ）はｄ軸上でのスケールファクタの成分であり、Δｑ（ｓ）はｑ軸上でのスケールファクタの成分であり、Ｗｄ（ｓ）はｄ軸上での重み係数の成分であり、Ｗｑ（ｓ）はｄ軸上での重み係数の成分である。
選択的に、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルを計算する前に、前記方法は、
μ統合方法を用いて解を求め、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルＫ等価を
Figure 2023073241000075
に表すステップをさらに含み、
ここで、Ｋは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルであり、Ｋｙは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルのフィードバック部分であり、Ｋｒは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルのフィードフォワード部分である。
前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルのフィードバック部分Ｋｙ及び前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルのフィードフォワード部分Ｋｒに基づいて、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルの入力重み付け関数Ｗｕ及び出力重み付け関数Ｗｐを設計し、ここで、
Figure 2023073241000076
であり、
ここで、ｅｐは転倒モーメント及びヨーモーメントの重み付け出力であり、ｅｕはピッチ角の重み付け出力であり、Ｓはシステムの感度関数であり、Ｔはシステムの補感度関数であり、ｒは基準入力であり、ｎはセンサの測定ノイズであり、Ｉは単位行列であり、Ｍは基準モデルである。
選択的に、前記システムの感度関数Ｓは
Figure 2023073241000077
であり、
ここで、Ｋは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルであり、Ｉは単位行列であり、Ｐは公称制御対象（状態空間モデル）であり、
前記システムの補感度関数Ｔは
Figure 2023073241000078
であり、
ここで、Ｋは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルであり、Ｉは単位行列であり、Ｐは公称制御対象（状態空間モデル）であり、Ｋｙは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルのフィードバック部分である。
選択的に、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルの性能目標は、
Figure 2023073241000079
を満たす必要がある。
選択的に、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルを計算する前に、前記方法は、
構造化特異値μの統合を用いて、独立可変ピッチ制御回路を構成するステップをさらに含み、
前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルＫの解を求めるために、モジュール構造Δｐを
Figure 2023073241000080
に定義し、
Δはシステムの不確定性モジュールであり、ΔＦは架空のモジュールであり、
安定した前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルＫの設計目標を満たすには、各周波数
Figure 2023073241000081
に対して、構造特異値が、
Figure 2023073241000082
を満たす必要があり、
ここで、ＦＬは下線形分数の変換であり、Ｐは公称制御対象（状態空間モデル）であり、Ｋは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルであり、ｊは虚数記号であり、ωは周波数である。
選択的に、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルを計算する前に、前記方法は、
前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルの基準モデルＭを設計するステップをさらに含み、前記基準モデルＭは
Figure 2023073241000083
であり、
ここで、Ｔは時間常数であり、ξは減衰率である。
選択的に、前記機関室の座標逆変換を用いて、前記風力発電ユニット制御システムの入力ピッチ角を得るステップは、
機関室の座標逆変換に基づいて、ブレードのピッチ角β１、β２、β３を得、集中可変ピッチ制御器のピッチ角βｃと重ね、ユニット制御システムの入力ピッチ角を得るステップを含み、ここで、前記機関室の座標逆変換式は
Figure 2023073241000084
であり、
ここで、βｉ（ｉ＝１、２、３）はブレードのピッチ角であり、φｉ（ｉ＝１、２、３）は風輪の方位角であり、ここで、φ２＝φ１＋２π／３、φ３＝φ１＋４π／３であり、βｄはｄ－ｑ座標系下でｄ軸のピッチ角であり、βｑはｄ－ｑ座標系下でｑ軸のピッチ角である。
本発明の実施形態に係る、ロバスト制御に基づく風力発電ユニットの空力アンバランス負荷制御方法で、風力発電ユニットの風輪の空力アンバランス負荷を抑制する。この制御方法において、機関室の座標変換を用いて、取得した測定待ち機関室の主軸負荷の測定量を、ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルの有効入力に変換する。羽根根元曲げモーメントの測定に基づく従来の可変ピッチ制御器とは異なり、本発明では、機関室に基づく曲げモーメント測定量を制御器のフィードバック入力として使用し、回転部品にセンサを取り付ける問題を解決し、制御キャビネット及びセンサ両方を機関室の内部に位置させることによって、センサを配置する難易度を低減すると共に、センサの数を減らし、センサの故障リスクを軽減し、測定の信頼性を向上させる。コールマン座標変換を改善する方法を採用した従来の空力アンバランス負荷制御方法とは異なり、提案される制御ポリシーは、依然としてコールマン変換に基づいて行われ、１つの制御器のみを使用して空力アンバランス制御を完成する。本発明は、従来の複数の単一入力単一出力のＰＩ独立可変ピッチ制御器とは異なり、多入力多出力と強いロバスト性のロバストの独立可変ピッチ制御ポリシーを採用して、従来の制御器における不完全なデカップリングとシステムの非線形問題を解決する。この制御方法を採用すると、ブレードの取り付け工程のレベル制約による風力発電ユニットの空力アンバランス負荷を抑制することができ、風力発電ユニットの疲労負荷増加による発電コストを低減することができる。
本発明の一実施例に係るロバスト制御に基づく風力発電ユニットの空力アンバランス負荷制御方法の流れを示す模式図である。 本発明の他の実施例における羽根車アンバランスに対する改良型ロバストの独立可変ピッチ制御ポリシーの構造を示す模式図である。 本発明他の実施例における風力発電ユニットの不確定性モデル構造を示す模式図である。 本発明の他の実施例におけるロバストの独立可変ピッチ制御器の制御構造を示す模式図である。
当業者が本発明の技術的解決策をより良く理解できるように、以下、添付図面及び具体的な実施形態を組合せて本発明を更に詳細に説明する。
図１に示すように、本発明は、ロバスト制御に基づいて風力発電ユニットの空力アンバランス負荷制御方法Ｓ１００を提供し、前記監視方法Ｓ１００は、以下のステップを含む。
ステップＳ１１０：測定待ち機関室の主軸負荷の測定量を取得する。
具体的に、本実施形態では、測定待ち機関室の主軸負荷の測定量が、測定待ち機関室の主軸ｙ方向の曲げモーメントＭｙとｚ方向の曲げモーメントＭｚである。
ステップＳ１２０：機関室の座標変換を用いて、前記機関室の主軸負荷測定量を、ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルの有効入力に変換する。
具体的には、図２に示すように、まず、測定待ち機関室の負荷測定量を座標変換して、ロバストの独立ピッチ制御器モデルの有効入力とする必要がある。通常の独立可変ピッチ制御ポリシーにおけるコールマン変換とは異なり、本発明では、式（１）の機関室の座標変換を用いて、機関室の主軸ｙ及びｚ方向の曲げモーメントＭｙ及びＭｚをロバストの可変ピッチ制御器モデルのフィードバック入力Ｍｙ２及びＭｙ３に変換する。前記座標変換の変換式は
Figure 2023073241000085
であり、
ここで、φは風輪の方位角であり、Ｍｙ２は座標変換を経て得られる曲げモーメントであり、Ｍｙ３は座標変換を経て得られる曲げモーメントである。
この座標系によって形成されたロバストの独立可変ピッチ制御器モデルは、回転変数の測定に依頼せず、そのフィードバック入力は機関室の主軸に基づいて、センサ配置の難易度を下げ、同時にセンサ数を３個から２個に減らし、センサの故障リスクを軽減し、測定の信頼性を高める。
ステップＳ１３０：前記風力発電ユニットの空力アンバランスの積摂動モデルを確立する。
具体的には、前記機関室の主軸ｙ方向の曲げモーメントＭｙ及び前記機関室の主軸ｚ方向の曲げモーメントＭｚにおける高調波成分を、ユニット負荷モデルの不確定性部分と見なし、式（２）の固定座標系の転倒モーメント、ヨーモーメント及びピッチ角の入力積摂動モデルを得、ここで、前記積摂動モデルの実際制御対象
Figure 2023073241000086
は
Figure 2023073241000087
であり、
Figure 2023073241000088
は実際制御対象であり、Ｐは公称制御対象（状態空間モデル）であり、Δ（ｓ）はスケールファクタであり、Ｗ（ｓ）は重み係数である。
選択的に、前記スケールファクタΔ（ｓ）の構造は
Figure 2023073241000089
であり、
前記重み係数Ｗ（ｓ）の構造は
Figure 2023073241000090
であり、
ここで、Δｄ（ｓ）はｄ軸上でのスケールファクタの成分であり、Δｑ（ｓ）はｑ軸上でのスケールファクタの成分であり、Ｗｄ（ｓ）はｄ軸上での重み係数の成分であり、Ｗｑ（ｓ）はｄ軸上での重み係数の成分である。
線形化された後の状態空間モデルに基づいて、式（２）により適切な摂動範囲を選択して公称モデル及び重み係数を計算して取得し、ユニットの空力アンバランスの積摂動モデルを確立する。
図３に示すように、風輪のアンバランス負荷を考慮するシステムモデルは、決定モデル及び不決定モデルの組み合わせとして表すことができる。そして、積摂動モデルに基づいて、２自由度のロバストの独立可変ピッチ制御器を設計する。ロバストの独立可変ピッチ制御器は、曲げモーメント及び基準曲げモーメントを測定して入力とし、ピッチ角を出力とし、ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルの制御構造を図４のように示す。図４に示すように、Ｇは広義のモデルであり、モデル
Figure 2023073241000091
と、モデル及びロバストの独立可変ピッチ制御器モデルとの間の相互接続構造を含む。相互接続構造は、さらなるループ形成を促進するための重み付け機能を含む。
ステップＳ１４０：前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルを計算する。
独立可変ピッチ制御器モデルが所望の閉ループ動的性能を有するように、制御器モデルＫの解を求める前に重み関数Ｗｐ、Ｗｕ及び基準モデルＭを設計する必要がある。
具体的に、μ統合方法を用いて解を求め、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルＫ等価を
Figure 2023073241000092
と表し、
ここで、Ｋは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルであり、Ｋｙは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルのフィードバック部分であり、Ｋｒは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルのフィードフォワード部分である。
前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルの入力重み付け関数Ｗｕ及び出力重み付け関数Ｗｐは、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルのフィードバック部分Ｋｙ及び前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルのフィードフォワード部分Ｋｒに基づいて設計され、ここで、
Figure 2023073241000093
である。
ここで、ｅｐは転倒モーメント及びヨーモーメントの重み付け出力であり、ｅｕはピッチ角の重み付け出力であり、Ｓはシステムの感度関数であり、Ｔはシステムの補感度関数であり、ｒは基準入力であり、ｎはセンサの測定ノイズであり、Ｉは単位行列であり、Ｍは基準モデルである。
重み関数ＷｐとＷｕも伝達関数であり、異なる周波数領域内の成分重みが異なる。重み関数Ｗｕは、可変ピッチアクチュエータの動作量を制限することを目的として、ロバストの独立パドル制御器の出力をペナルティする。同時に、可変ピッチアクチュエータの速度限界に達するような高周波の制御動作は避ける必要がある。したがって、Ｗｕを選択する場合、アクチュエータ帯域幅を超える周波数には高い利得があり、アクチュエータ帯域幅以下の周波数には低い利得があることを保証する必要がある。重み関数Ｗｐは制御出力誤差に対して重み付けを行い、特定の周波数において、高利得はこの周波数での感度を低下させることによって、干渉除去能力を改善する高制御器ゲインを発生する。
例示的に、前記システムの感度関数Ｓは
Figure 2023073241000094
であり、
ここで、Ｋは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルであり、Ｉは単位行列であり、Ｐは公称制御対象（状態空間モデル）であり、
前記システムの補感度関数Ｔは
Figure 2023073241000095
であり、
ここで、Ｋは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルであり、Ｉは単位行列であり、Ｐは公称制御対象（状態空間モデル）であり、Ｋｙは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルのフィードバック部分である。
例示的に、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルの性能目標は
Figure 2023073241000096
を満たす必要がある。
例示的に、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルを計算する前に、前記方法は、
構造化特異値μの総合を用いて、独立可変ピッチ制御回路を構成するステップをさらに含み、
前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルＫの解を求めるために、モジュールの構造Δｐは
Figure 2023073241000097
と定義し、
Δはシステムの不確定性モジュールであり、ΔＦは架空のモジュールである。
安定した前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルＫの設計目標を満たすには、各周波数
Figure 2023073241000098
に対して、構造特異値が
Figure 2023073241000099
を満たす必要があり、
ここで、ＦＬは下線形分数変換であり、Ｐは公称制御対象（状態空間モデル）であり、Ｋは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルであり、ｊは虚数記号であり、ωは周波数である。
例示的に、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルを計算する前に、前記方法は、
前記ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルの基準モデルＭを設計するステップをさらに含み、前記基準モデルＭは
Figure 2023073241000100
であり、
ここで、Ｔは時間定数であり、ξは減衰率である。
基準モデルＭは、基準信号と出力信号を接続させ、ロバストの独立可変ピッチ制御器の性能とロバストの安定性を向上させる。風力発電ユニットの応答特性と可変ピッチシステムの調整能力を総合的に考慮し、安定したモデルＭを設計することにより、望ましい閉ループシステムの動的応答を実現する。
基準モデルで同じ伝達関数の係数Ｔとξは、２つのチャンネルに近い動特性を持たせるように選ばれ、ロバストの独立可変ピッチ制御器モデルＫは、混合感度問題をＤ－Ｋ反復アルゴリズムで解を求めることによって計算することができる。
ステップＳ１５０：機関室の座標逆変換を用いて、前記風力発電ユニット制御システムの入力ピッチ角を得る。
具体的には、式（１３）の座標逆変換を用いて、ブレードのピッチ角β１、β２、β３を得、集中可変ピッチ制御器のピッチ角βｃと重ね、ユニット制御システムの入力ピッチ角を得る。ここで、前記機関室の座標逆変換式は
Figure 2023073241000101
であり、
ここで、βｉ（ｉ＝１、２、３）はブレードのピッチ角であり、φｉ（ｉ＝１、２、３）は風輪の方位角であり、ここでφ２＝φ１＋２π／３、φ３＝φ１＋４π／３であり、βｄはｄ－ｑ座標系下でｄ軸のピッチ角であり、βｑはｄ－ｑ座標系下でｑ軸のピッチ角である。
コールマン座標変換を改善する方法を採用した従来の空力アンバランス負荷制御方法とは異なり、提案される制御ポリシーは、依然としてコールマン変換に基づいて行われ、１つの制御器のみを使用して空力アンバランス制御を完了する。
以上の実施形態は、本発明の原理を説明するために採用された例示的な実施形態に過ぎず、本発明はこれらに限定されないことが理解できる。当業者にとっては、本発明の精神と本質を逸脱することなく、様々な変形及び改善を行うことができ、これらの変形及び改善も本発明の保護範囲とみなされる。

Claims (10)

  1. ロバスト制御に基づく風力発電ユニットの空力アンバランス負荷制御方法であって、
    前記方法は、
    測定待ち機関室の主軸負荷の測定量を取得するステップ、
    前記機関室の座標変換を用いて、前記機関室の主軸負荷の測定を、ロバストの独立可変ピッチ制御器の有効入力に変換するステップ、
    前記風力発電ユニットの空力アンバランスに対する積摂動モデルを確立するステップ、
    前記ロバストの独立可変ピッチ制御器を計算するステップ、及び
    機関室の座標逆変換を使用して、前記風力発電ユニット制御システムの入力ピッチ角を得るステップを含むことを特徴とする、制御方法。
  2. 前記機関室の座標変換を用いて、前記機関室の主軸負荷の測定をロバストの独立可変ピッチ制御器の有効入力に変換するステップは、
    前記機関室の主軸負荷の測定が前記機関室の主軸ｙ方向の曲げモーメントＭｙとｚ方向の曲げモーメントＭｚとを含み、
    前記座標変換の変換式が、
    Figure 2023073241000034
    であり、
    ここで、φは風輪の方位角であり、Ｍｙ２は座標変換を経て得られる曲げモーメントであり、Ｍｙ３は座標変換を経て得られる曲げモーメントであることを含むのを特徴とする、請求項１に記載の制御方法。
  3. 前記風力発電ユニットの空力アンバランスの積摂動モデルを確立するステップは、
    入力積摂動モデルを使用してユニットモデルの不確定性を、線形決定モデルと積摂動要素の組み合わせで表し、
    前記機関室の主軸ｙ方向の曲げモーメントＭｙ及び前記機関室の主軸ｚ方向の曲げモーメントＭｚにおける高調波成分を、ユニット負荷モデルの不確定性部分と見なし、固定座標系における転倒モーメント、ヨーモーメント及びピッチ角の入力積摂動モデルを得、ここで、前記積摂動モデルにおける実際制御対象
    Figure 2023073241000035
    は、
    であり、ここで、
    Figure 2023073241000036
    は実際制御対象であり、Ｐは公称制御対象（状態空間モデル）であり、Δ（ｓ）はスケールファクタであり、Ｗ（ｓ）は重み係数であることを特徴とする、請求項２に記載の制御方法。
  4. 前記スケールファクタΔ（ｓ）の構造は、
    Figure 2023073241000037
    であり、
    前記重み係数Ｗ（ｓ）の構造は、
    Figure 2023073241000038
    であり、
    ここで、Δｄ（ｓ）はｄ軸上でのスケールファクタの成分であり、Δｑ（ｓ）はｑ軸上でのスケールファクタの成分であり、Ｗｄ（ｓ）はｄ軸上での重み係数の成分であり、Ｗｑ（ｓ）はｄ軸上での重み係数の成分であることを特徴とする、請求項３に記載の制御方法。
  5. 前記ロバストの独立可変ピッチ制御器を計算する前に、前記方法は、
    μ統合方法を用いて解を求め、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器Ｋ等価を
    Figure 2023073241000039
    と表すステップをさらに含み、
    ここで、Ｋは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器であり、Ｋｙは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器のフィードバック部分であり、Ｋｒは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器のフィードフォワード部分であり、
    前記ロバストの独立可変ピッチ制御器のフィードバック部分Ｋｙ及び前記ロバストの独立可変ピッチ制御器のフィードフォワード部分Ｋｒに基づいて、前記ロバストの独立可変ピッチ制御器の入力重み付け関数Ｗｕ及び出力重み付け関数Ｗｐを設計し、ここで、
    Figure 2023073241000040
    であり、
    式で、ｅｐは転倒モーメントとヨーモーメントの重み付け出力であり、ｅｕはピッチ角の重み付け出力であり、Ｓはシステムの感度関数であり、Ｔはシステムの補感度関数であり、ｒは基準入力であり、ｎはセンサの測定ノイズであり、Ｉは単位行列であり、Ｍは基準モデルであることを特徴とする、請求項３に記載の制御方法。
  6. 前記システムの感度関数Ｓは
    Figure 2023073241000041
    であり、
    ここで、Ｋは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器であり、Ｉは単位行列であり、Ｐは公称制御対象（状態空間モデル）であり、
    前記システムの補感度関数Ｔは
    Figure 2023073241000042
    であり、
    ここで、Ｋは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器であり、Ｉは単位行列であり、Ｐは公称制御対象（状態空間モデル）であり、Ｋｙは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器のフィードバック部分であることを特徴とする、請求項５に記載の制御方法。
  7. 前記ロバストの独立可変ピッチ制御器の性能目標は、
    Figure 2023073241000043
    を満たす必要があることを特徴とする、請求項５に記載の制御方法。
  8. 前記ロバストの独立可変ピッチ制御器を計算する前に、前記方法は、
    構造化特異値μの統合を用いて、独立可変ピッチ制御回路を構成するステップをさらに含み、
    前記ロバストの独立可変ピッチ制御器Ｋの解を求めるために、モジュール構造Δｐを
    Figure 2023073241000044
    に定義し、
    Δはシステムの不確定性モジュールであり、ΔＦは架空のモジュールであり、
    安定した前記ロバストの独立可変ピッチ制御器Ｋの設計目標を満たすには、各周波数
    Figure 2023073241000045
    に対して、構造特異値が、
    Figure 2023073241000046
    を満たす必要があり、
    ここで、ＦＬは下線形分数の変換であり、Ｐは公称制御対象（状態空間モデル）であり、Ｋは前記ロバストの独立可変ピッチ制御器であり、ｊは虚数記号であり、ωは周波数であることを特徴とする、請求項１に記載の制御方法。
  9. 前記ロバストの独立可変ピッチ制御器を計算する前に、前記方法は、
    前記ロバストの独立可変ピッチ制御器の基準モデルＭを設計するステップをさらに含み、前記基準モデルＭは
    Figure 2023073241000047
    であり、
    ここで、Ｔは時間常数であり、ξは減衰率であることを特徴とする、請求項８に記載の
    制御方法。
  10. 前記機関室の座標逆変換を用いて、前記風力発電ユニット制御システムの入力ピッチ角を得るステップは、
    機関室の座標逆変換に基づいて、ブレードのピッチ角β１、β２、β３を得、集中可変ピッチ制御器のピッチ角βｃと重ね、ユニット制御システムの入力ピッチ角を得るステップを含み、ここで、前記機関室の座標逆変換式は
    Figure 2023073241000048
    であり、
    ここで、βｉ（ｉ＝１、２、３）はブレードのピッチ角であり、φｉ（ｉ＝１、２、３）は風輪の方位角であり、ここで、φ２＝φ１＋２π／３、φ３＝φ１＋４π／３であり、βｄはｄ－ｑ座標系下でｄ軸のピッチ角であり、βｑはｄ－ｑ座標系下でｑ軸のピッチ角であることを特徴とする、請求項９に記載の制御方法。
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