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CN106014857B - 抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法及装置 - Google Patents

抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法及装置 Download PDF

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CN106014857B CN201610321017.6A CN201610321017A CN106014857B CN 106014857 B CN106014857 B CN 106014857B CN 201610321017 A CN201610321017 A CN 201610321017A CN 106014857 B CN106014857 B CN 106014857B
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Abstract

本发明公开了一种抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法及装置，所述方法包括：根据叶轮转速生成用于限制高风速下风电机组输出功率的统一桨距角；根据经过相位补偿后的叶根载荷测量值生成用于抑制叶片平衡载荷的第一偏差桨距角；根据所述叶根载荷测量值生成用于抑制轮毂不平衡载荷的第二偏差桨距角；根据统一桨距角、第一偏差桨距角和第二偏差桨距角和计算出最终桨距角。本发明的技术方案根据统一桨距角、第一偏差桨距角和第二偏差桨距角，计算出最终桨距角，同时抑制了风电机组平衡载荷和不平衡载荷，从而提高风电机组的可靠性和使用寿命。

Description

抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法及装置
技术领域
本发明涉及风力发电技术领域，特别涉及一种抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法及装置。
背景技术
风力发电是当前发展最快、最具潜力、可大规模应用的可再生能源发电方式之一。风力发电系统中最核心的部件就是风电机组。在实际应用中，风电机组受随机风、风切变和塔影效应等因素影响，加之其大型化发展必然导致的叶片、塔筒、传动轴等部件柔性大、阻尼小的特点，导致风电机组所承受的动态载荷不断增加且异常复杂，以致于降低了风电机组的使用寿命。
针对这一问题，现有技术采用独立变桨控制方法来降低作为风电机组动态载荷源头的叶片载荷，同时又不会引起其他部件载荷的增加，因此，这种独立变桨方法近年来得到了越来越多的关注。现有技术的独立变桨控制方法为减小风电机组的叶片载荷，主要采用基于科尔曼坐标变换(Coleman Transform)的独立变桨控制方法。该控制方法主要通过科尔曼变换方法将叶根弯矩的周期载荷转化为静态轮毂倾覆和偏航力矩载荷，然后利用比例积分(PI)控制器来减小该轮毂的静态载荷及叶片的1p、2p、3p、4p周期载荷。从控制的角度来看，虽然科尔曼坐标变换能够将周期时变的风力发电系统变换为时不变系统，方便利用经典单输入单输出(SISO)理论进行控制器参数设计，但是，其给倾覆和偏航变量带来较为严重的耦合，因此，利用经典SISO理论设计出的控制器参数难以保护该独立变桨控制系统的控制性能。另外，随着叶片长度和柔性的不断增加，叶片的动态特性变的不可忽略，加之变桨驱动系统的动态，致使桨距角参考给定值和叶片输出载荷之间产生大的相位偏移，从而导致现有独立变桨控制策略的载荷抑制效果较差。再次，叶片初始安装角偏差及叶片本身质量分布不均等因素造成的叶轮不平衡问题，在当前的大型风电机组制造和安装工艺水平下不可避免。当风电机组叶轮不平衡时，倾覆和偏航力矩上会产生1p周期的不平衡载荷分量。然而，当前国内外提出的独立变桨控制方法中大多并未考虑这一问题，因此，其也难以有效抑制由叶轮不平衡给风电机组带来的额外1p不平衡载荷。
发明内容
有鉴于此，本发明的目的是提供一种能够同时抑制风电机组平衡和不平衡载荷，以提高风电机组的可靠性和使用寿命的抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法及装置。
为了实现上述目的，本发明提供了一种抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法，包括：根据叶轮转速生成用于限制高风速下风电机组输出功率的统一桨距角；
根据经过相位补偿后的叶根载荷测量值生成用于抑制叶片平衡载荷的第一偏差桨距角；
根据所述叶根载荷测量值生成用于抑制轮毂不平衡载荷的第二偏差桨距角；
根据统一桨距角、第一偏差桨距角和第二偏差桨距角和计算出最终桨距角。
优选地，根据叶轮转速生成用于限制高风速下风电机组输出功率的统一桨距角，包括：
S21，测量所述风电机组的叶轮转速，以得出所述叶轮转速测量值；
S22，根据风电机组的叶轮转速测量值与叶轮转速参考值的偏差，计算出用于限制高风速下风电机组输出功率的所述统一桨距角，其中计算出所述统一桨距角的公式如下：
其中，△ω为叶轮转速偏差值，为统一变桨桨距角给定信号，kp为比例系数，ki为积分系数，Fk为增益系数，s为拉普拉斯算子。
优选地，所述方法还包括：
S31，测量叶片的所述叶根载荷，以获得所述叶根载荷测量值；
S32，根据所述叶根载荷测量值生成叶根拍打弯矩。
优选地，根据叶片的叶根载荷测量值生成用于抑制轮毂不平衡载荷的第一偏差桨距角，包括：
S41，对所述叶根拍打弯矩进行相位补偿，其中，相位补偿公式为：
其中，Gc(s)为……α>1为分度系数，T为时间常数，s为拉普拉斯算子；
S42，根据相位补偿后的所述叶根拍打弯矩生成抑制平衡载荷的第一偏差桨距角；其中，生成第一偏差桨距角的公式为：
其中，Kp1为比例增益系数，Kr1为谐振增益系数，ωc1为截止频率，hωo1(h＝1,2,4)为叶根拍打弯矩的1p、2p和4p周期载荷分量的频率，GPR1为第一偏差桨距角，s为拉普拉斯算子。
优选地，，根据所述叶根载荷测量值生成用于抑制轮毂不平衡载荷的第二偏差桨距角，包括：
S51，对所述叶根拍打弯矩进行科尔曼变换，以获得倾覆力矩分量和偏航力矩分量，其中，所述科尔曼变换公式为：
其中，Md为倾覆力矩分量，Mq为偏航力矩分量，M1、M2、M3分别为第一叶片、第二叶片和第三叶片的叶根拍打弯矩；
S52，根据所述倾覆力矩分量和偏航力矩分量计算出第二偏差桨距角参考值，所述计算公式为：
其中，Kp2为比例增益系数，Kr2为谐振增益系数，ωc2为截止频率，ωo2为轮毂1p周期不平衡载荷的频率；
S53，根据所述第二偏差桨距角参考值，计算出无耦合桨距角给定值；
S54，根据所述无耦合桨距角给定值计算出用于抑制叶片平衡载荷的第二偏差桨距角。
本发明还提供一种抑制风电机组载荷的独立变桨控制装置，包括：
第一生成模块，用于根据叶轮转速生成用于限制高风速下风电机组输出功率的统一桨距角；
第二生成模块，用于根据经过相位补偿后的叶根载荷测量值生成用于抑制叶片平衡载荷的第一偏差桨距角；
第三生成模块，用于根据所述叶根载荷测量值生成用于抑制轮毂不平衡载荷的第二偏差桨距角；
计算模块，用于根据统一桨距角、第一偏差桨距角和第二偏差桨距角计算出最终桨距角。
优选地，第一生成模块，具体包括：
测量子模块，用于测量所述风电机组的叶轮转速，以得出所述叶轮转速测量值；
第一计算子模块，用于根据风电机组的叶轮转速测量值与叶轮转速参考值的偏差，计算出用于限制高风速下风电机组输出功率的所述统一桨距角，其中计算出所述统一桨距角的公式如下：
其中，△ω为叶轮转速偏差值，为统一变桨桨距角给定信号，kp为比例系数，ki为积分系数，Fk为增益系数，s为拉普拉斯算子。
优选地，还包括：
测量模块，用于测量所述叶根载荷，以获得所述叶根载荷测量值；
第四生成模块，用于根据所述叶根载荷测量值生成叶根拍打弯矩。
优选地，第二生成模块，包括：
补偿子模块，用于对所述叶根拍打弯矩进行相位补偿，其中，相位补偿公式为：
其中，Gc(s)为……α>1为分度系数，T为时间常数，s为拉普拉斯算子；
生成子模块，用于根据相位补偿后的所述叶根拍打弯矩生成抑制平衡载荷的第一偏差桨距角；其中，生成第一偏差桨距角的公式为：
其中，Kp1为比例增益系数，Kr1为谐振增益系数，ωc1为截止频率，hωo1(h＝1,2,4)为叶根拍打弯矩的1p、2p和4p周期载荷分量的频率，GPR1为第一偏差桨距角，s为拉普拉斯算子。
优选地，第三生成模块，包括：
第二计算子模块，对所述叶根拍打弯矩进行科尔曼变换，以获得倾覆力矩分量和偏航力矩分量，其中，所述科尔曼变换公式为：
其中，Md为倾覆力矩分量，Mq为偏航力矩分量，M1、M2、M3分别为第一叶片、第二叶片和第三叶片的叶根拍打弯矩；
第三计算子模块，用于根据所述倾覆力矩分量和偏航力矩分量计算出第二偏差桨距角参考值，所述计算公式为：
其中，Kp2为比例增益系数，Kr2为谐振增益系数，ωc2为截止频率，ωo2为轮毂1p周期不平衡载荷的频率；
第四计算子模块，用于根据所述第二偏差桨距角参考值，计算出无耦合桨距角给定值；
第五计算子模块，用于根据所述无耦合桨距角给定值计算出用于抑制叶片平衡载荷的第二偏差桨距角。与现有技术相比，本发明具有以下有益效果：本发明的技术方案根据叶轮转速生成用于限制高风速下风电机组输出功率的统一桨距角，再根据经过相位补偿后的叶根载荷测量值生成用于抑制叶片平衡载荷的第一偏差桨距角，再根据所述叶根载荷测量值生成用于抑制轮毂不平衡载荷的第二偏差桨距角，最后根据统一桨距角、第一偏差桨距角和第二偏差桨距角和计算出最终桨距角，同时抑制了风电机组平衡载荷和不平衡载荷，从而提高风电机组的可靠性和使用寿命。
附图说明
图1为本发明的抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法的原理图；
图2为本发明的抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法的其中一个实施例的流程图；
图3为本发明的抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法的其中一个实施例的生成用于限制高风速下风电机组输出功率的统一桨距角的流程图；
图4为本发明的抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法的其中一个实施例的生成用于抑制叶片平衡载荷的第一偏差桨距角的流程图；
图5为本发明的抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法的其中一个实施例的生成用于抑制轮毂不平衡载荷的第二偏差桨距角的流程图；
图6为本发明的抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法与现有技术的统一变桨控制方法的叶轮不平衡风电机组的叶片叶根弯矩频谱的比较图；
图7为本发明的抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法与现有技术的统一变桨控制方法的叶轮不平衡风电机组轮毂上的倾覆和偏航力矩频谱的比较图；
图8为本发明的抑制风电机组载荷的独立变桨控制装置的其中一个实施例的示意图；
图9为本发明的抑制风电机组载荷的独立变桨控制装置的其中一个实施例的示意图。
具体实施方式
下面结合附图和实施例，对本发明的具体实施方式作进一步详细描述。以下实施例用于说明本发明，但不用来限制本发明的范围。
为解决现有技术中的风电机组难以有效抑制由叶轮不平衡给风电机组带来的额外1p不平衡载荷的技术问题，本发明提供一种抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法。目前所采用的风电机组的风力机一般具有三片叶片，分别为叶片1、叶片2和叶片3。具有本发明的独立变桨控制方法所涉及的风电机组包括统一变桨控制回路、平衡载荷独立变桨控制回路和不平衡载荷独立变桨控制回路，其原理图如图1所示。统一变桨控制回路将叶轮转速测量值ω和参考值ωr的偏差△ω作为比例积分(PI)控制器的输入，产生用于限制高风速下风电机组输出功率的统一桨距角平衡载荷独立变桨控制回路，载荷测量传感器装置测量出三叶片的叶根拍打弯矩M1、M2、M3，将经过相位补偿后的三个叶片的叶根载荷测量值分别作为三个高谐波比例谐振(PR)控制器的输入，产生对应于三个叶片的用于抑制叶片平衡载荷的第一偏差桨距角不平衡载荷独立变桨控制回路将三个叶片的叶根载荷测量值依此经过科尔曼变换、PR控制、解耦控制和科尔曼逆变换几个步骤，产生对应于三个叶片的用于抑制轮毂不平衡载荷的第二偏差桨距角最后，根据上述三个控制回路得出的统一桨距角第一偏差桨距角和第二偏差桨距角 形成最终桨距角参考信号分别送至对应的变桨驱动系统，以实现叶片的变桨动作，叶片最终的桨距角为β1、β2、β3。
应当理解，本文中的“高风速”符合风电机组技术开发领域中对于风速的一般性定义。针对本发明，高风速可以是一预设风速值，也可以是本领域通常规范下的一高风速值。高风速值的具体限定方式，不会对本发明技术方案造成不清楚的影响。
图2为本发明的抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法的其中一个实施例的流程图，如图2所示，本实施例的抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法，具体可以包括如下步骤：
S1，根据叶轮转速生成用于限制高风速下风电机组输出功率的统一桨距角；
S2，根据经过相位补偿后的叶根载荷测量值生成用于抑制叶片平衡载荷的第一偏差桨距角；
S3，根据叶根载荷测量值生成用于抑制轮毂不平衡载荷的第二偏差桨距角；
S4，根据统一桨距角、第一偏差桨距角和第二偏差桨距角和计算出最终桨距角。
本实施例的技术方案根据叶轮转速生成用于限制高风速下风电机组输出功率的统一桨距角，再根据经过相位补偿后的叶根载荷测量值生成用于抑制叶片平衡载荷的第一偏差桨距角，再根据叶根载荷测量值生成用于抑制轮毂不平衡载荷的第二偏差桨距角，最后根据统一桨距角、第一偏差桨距角和第二偏差桨距角和计算出最终桨距角，同时抑制了风电机组平衡载荷和不平衡载荷，从而提高风电机组的可靠性和使用寿命。
如图3所示，为本实施例中生成用于限制高风速下风电机组输出功率的统一桨距角的流程图，在如图1所示的实施例的基础上，S1进一步包括：
S101，测量风电机组的叶轮转速，以得出叶轮转速测量值；
S102，根据风电机组的叶轮转速测量值与叶轮转速参考值的偏差，计算出用于限制高风速下风电机组输出功率的统一桨距角，其中计算出统一桨距角的公式如下：
其中，△ω为叶轮转速偏差值，为统一变桨桨距角给定信号，kp为比例系数，ki为积分系数，Fk为增益系数，s为拉普拉斯算子。
如图4所示，为生成用于抑制叶片平衡载荷的第一偏差桨距角的流程图。以下实施例同时请参见图1，本实施例在如图2所示的实施例的步骤S2基础上，采用平衡载荷独立变桨控制回路来生成用于抑制叶片平衡载荷的第一偏差桨距角的过程为：
S201，测量叶片的叶根载荷，以获得叶根载荷测量值.
具体地，在风力机上设置有载荷测量传感器装置，该载荷测量传感器装置测量出叶根载荷测量值，并将该叶根载荷测量值发送给平衡载荷独立变桨控制回路。由于叶片的数量为三个，相应地，载荷测量传感器装置所测量的叶根载荷测量值也为三个。
S202，根据叶根载荷测量值生成叶根拍打弯矩。
具体地，平衡载荷独立变桨控制回路根据三叶片的叶根载荷测量值分别生成三叶片对应的叶根拍打弯矩M1、M2、M3。
S203，对叶根拍打弯矩进行相位补偿，其中，相位补偿公式为：
其中，α>1为分度系数，T为时间常数，s为拉普拉斯算子。
具体地，由于受叶片和变桨驱动系统动态的影响，桨距角给定值与叶根拍打弯矩之间存在较大的相位滞后，为取得更好的控制性能，将叶根拍打弯矩M1、M2、M3发送至高谐波PR控制器之前，最好利用超前补偿器对其进行相位补偿。
S204，根据相位补偿后的叶根拍打弯矩生成抑制平衡载荷的第一偏差桨距角；其中，生成第一偏差桨距角的公式为：
其中，Kp1为比例增益系数，Kr1为谐振增益系数，ωc1为截止频率，hωo1(h＝1,2,4)为叶根拍打弯矩的1p、2p和4p周期载荷分量的频率，GPR1为第一偏差桨距角，s为拉普拉斯算子。
具体地，经过相角补偿后的叶根拍打弯矩M1、M2、M3作为高谐波PR控制器的输入信号(其给定值分别为0)，产生抑制平衡载荷的偏差桨距角为抑制叶根拍打弯矩M1、M2、M3的1p、2p和4p有害疲劳周期载荷分量，高谐波PR控制器在s域的传递函数如下式所示：
其中，Kp1为比例增益系数，Kr1为谐振增益系数，ωc1为截止频率，hωo1(h＝1,2,4)，为叶根拍打弯矩的1p、2p和4p周期载荷分量的频率。
本实施例中，平衡载荷独立变桨控制回路在不经过科尔曼变换的前提下，直接利用高谐波PR控制回器对叶根弯矩进行控制，避免了科尔曼变换带来的系统耦合及随之而来的控制系统的控制效果不佳的问题，并且利用相位补偿器减小了叶片柔性和变桨驱动系统动态引起的控制系统相位偏移问题。
如图5所示，为生成最终桨距角的流程图。以下实施例同时请参见图1，本实施例在如图2所示的实施例的步骤S3基础上，采用不平衡载荷独立变桨控制回路来生成用于抑制轮毂不平衡载荷的第二偏差桨距角的过程为：
S301，测量叶片的叶根载荷，以获得叶根载荷测量值。
S302，根据叶根载荷测量值生成叶根拍打弯矩。
具体地，在风力机上设置有载荷测量传感器装置，该载荷测量传感器装置测量出叶根载荷测量值，并将该叶根载荷测量值发送给平衡载荷独立变桨控制回路。由于叶片的数量为三个，相应地，载荷测量传感器装置所测量的叶根载荷测量值也为三个。不平衡载荷独立变桨控制回路根据三叶片的叶根载荷测量值分别生成三叶片对应的叶根拍打弯矩M1、M2、M3。
S303，对叶根拍打弯矩进行科尔曼变换，以获得倾覆力矩分量和偏航力矩分量，其中，科尔曼变换公式为：
其中，Md为倾覆力矩分量，Mq为偏航力矩分量，M1、M2、M3分别为第一叶片、第二叶片和第三叶片的叶根拍打弯矩；
具体地，对三叶片对应的叶根拍打弯矩M1、M2、M3进行科尔曼变换，转换为静止坐标系下对应于d、q轴的倾覆力矩分量Md和偏航力矩分量Mq。
S304，根据倾覆力矩分量和偏航力矩分量计算出第二偏差桨距角参考值，计算公式为：
其中，Kp2为比例增益系数，Kr2为谐振增益系数，ωc2为截止频率，ωo2为轮毂1p周期不平衡载荷的频率。
具体地，不平衡载荷独立变桨控制回路中的PR控制器根据静止坐标系下对应于d、q轴的倾覆力矩分量Md和偏航力矩分量Mq，计算出静止坐标系下对应于d、q轴的桨距角参考值
S305，根据第二偏差桨距角参考值，计算出无耦合桨距角给定值。
具体地，不平衡载荷独立变桨控制回路中的解耦控制器根据静止坐标系下对应于d、q轴的桨距角参考值输出静止坐标系下对应于d、q轴的无耦合桨距角给定值需要说明的是，本实施例的解耦控制器可以基于叶片和变桨驱动系统的简单传递函数模型通过前馈补偿方法获取。
S306，根据无耦合桨距角给定值计算出用于抑制叶片平衡载荷的第二偏差桨距角。
具体地，对静止坐标系下对应于d、q轴的无耦合桨距角给定值进行科尔曼逆变换，得到抑制不平衡载荷的偏差桨距角给定信号所述科尔曼逆变换的表达式如下：
其中，
根据统一变桨回路输出的统一变桨桨距角给定值平衡载荷独立变桨控制回路输出的偏差桨距角给定信号及不平衡载荷独立变桨控制回路输出的偏差桨距角给定信号得出三个叶片上最终的桨距角：
将三个叶片上最终的桨距角参考信号分别送至对应的变桨驱动系统，获得实际的桨距角：β1、β2、β3，从而实现了叶片的变桨动作。
本实施例中的不平衡载荷独立变桨控制回路中的传统科尔曼坐标变换能够将叶根拍打弯矩的不平衡直流信号转化为静止坐标系下的交流周期信号，解决了叶轮不平衡信号难以提取的问题，且采用前馈补偿的方法对传统的科尔曼变换系统进行改进，解决了倾覆和偏航变量存在的变量耦合的问题。
如图6所示，将本实施例的抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法与现有技术的统一变桨控制方法的叶轮不平衡风电机组的叶片叶根弯矩频谱进行比较。可以看出，在传统统一变桨控制方法下，叶片载荷中含有大量的1p、2p、3p、4p平衡载荷分量。由图6还可以进一步看出，通过采用本实施例的抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法后，叶根弯矩的1p、2p和4p平衡载荷分量得以大幅度减小，但是，由于叶片3p平衡载荷分量不会反映在轮毂载荷上，且为了减少变桨驱动系统的频繁动作，本实施例的抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法并没有抑制该载荷分量。
如图7所示，将本实施例的独立变桨控制两种控制方法与现有技术的统一变桨控制方法的叶轮不平衡风电机组轮毂上的倾覆和偏航力矩频谱进行比较。可以看出，在现有技术的统一变桨控制方法下，倾覆和偏航力矩中含有大量由1p、2p和4p叶片平衡载荷分量引起的3p平衡载荷分量，且含有由叶轮不平衡引起的1p不平衡载荷分量。由图7还可以进一步看出，通过采用本实施例的抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法，倾覆和偏航力矩的1p不平衡载荷分量和3p平衡载荷分量得以大幅度减小。
图6和图7充分表明，本实施例的独立变桨控制方法能够同时有效的抑制风电机组平衡和不平衡载荷，对机组的可靠性和使用寿命的提高具有重要实际应用价值。
图8为本发明的抑制风电机组载荷的独立变桨控制装置的实施例一的示意图，如图8所示，本实施例的抑制风电机组载荷的独立变桨控制装置，具体可以包括第一生成模块81、第二生成模块82、第三生成模块83和计算模块84。
第一生成模块81，用于根据叶轮转速生成用于限制高风速下风电机组输出功率的统一桨距角；
第二生成模块82，用于根据经过相位补偿后的叶根载荷测量值生成用于抑制叶片平衡载荷的第一偏差桨距角；
第三生成模块83，用于根据叶根载荷测量值生成用于抑制轮毂不平衡载荷的第二偏差桨距角；
计算模块84，用于根据统一桨距角、第一偏差桨距角和第二偏差桨距角计算出最终桨距角。
本实施例的抑制风电机组载荷的独立变桨控制装置，通过采用上述模块抑制叶片平衡载荷和轮毂不平衡载荷的实现机制与上述图2所示实施例的抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法的实现机制相同，详细可以参考上述图2所示实施例的记载，在此不再赘述。
图9为本发明的抑制风电机组载荷的独立变桨控制装置的实施例二的示意图，本实施例的抑制风电机组载荷的独立变桨控制装置在如图8所示的实施例一的基础上，进一步更加详细地介绍本发明的技术方案。如图9所示，本实施例的抑制风电机组载荷的独立变桨控制装置，进一步可以包括：
第一生成模块81，具体包括：
测量子模块811，用于测量风电机组的叶轮转速，以得出叶轮转速测量值；
第一计算子模块812，用于根据风电机组的叶轮转速测量值与叶轮转速参考值的偏差，计算出用于限制高风速下风电机组输出功率的统一桨距角，其中计算出统一桨距角的公式如下：
其中，△ω为叶轮转速偏差值，为统一变桨桨距角给定信号，kp为比例系数，ki为积分系数，Fk为增益系数，s为拉普拉斯算子。
进一步地，抑制风电机组载荷的独立变桨控制装置还包括：
测量模块91，用于测量叶根载荷，以获得叶根载荷测量值；
第四生成模块92，用于根据叶根载荷测量值生成叶根拍打弯矩。
进一步地，第二生成模块82，具体包括：
补偿子模块821，用于对叶根拍打弯矩进行相位补偿，其中，相位补偿公式为：
其中，Gc(s)为……α>1为分度系数，T为时间常数，s为拉普拉斯算子；
生成子模块822，用于根据相位补偿后的叶根拍打弯矩生成抑制平衡载荷的第一偏差桨距角；其中，生成第一偏差桨距角的公式为：
其中，Kp1为比例增益系数，Kr1为谐振增益系数，ωc1为截止频率，hωo1(h＝1,2,4)为叶根拍打弯矩的1p、2p和4p周期载荷分量的频率，GPR1为第一偏差桨距角，s为拉普拉斯算子。
进一步地，第三生成模块83，包括：
第二计算子模块831，对叶根拍打弯矩进行科尔曼变换，以获得倾覆力矩分量和偏航力矩分量，其中，科尔曼变换公式为：
其中，Md为倾覆力矩分量，Mq为偏航力矩分量，M1、M2、M3分别为第一叶片、第二叶片和第三叶片的叶根拍打弯矩；
第三计算子模块832，用于根据倾覆力矩分量和偏航力矩分量计算出第二偏差桨距角参考值，计算公式为：
其中，Kp2为比例增益系数，Kr2为谐振增益系数，ωc2为截止频率，ωo2为轮毂1p周期不平衡载荷的频率；
第四计算子模块833，用于根据第二偏差桨距角参考值，计算出无耦合桨距角给定值；
第五计算子模块834，用于根据无耦合桨距角给定值计算出用于抑制叶片平衡载荷的第二偏差桨距角。
本实施例的抑制风电机组载荷的独立变桨控制装置，通过采用上述模块抑制叶片平衡载荷和轮毂不平衡载荷的实现机制与上述图3至8所示实施例的抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法的实现机制相同，详细可以参考上述图3至7所示实施例的记载，在此不再赘述。
以上实施例仅为本发明的示例性实施例，不用于限制本发明，本发明的保护范围由权利要求书限定。本领域技术人员可以在本发明的实质和保护范围内，对本发明做出各种修改或等同替换，这种修改或等同替换也应视为落在本发明的保护范围内。

Claims (10)

1.一种抑制风电机组载荷的独立变桨控制方法，其特征在于，包括：
根据叶轮转速生成用于限制高风速下风电机组输出功率的统一桨距角；
直接根据经过相位补偿后的叶根载荷测量值，利用高谐波比例谐振(PR)控制器生成用于抑制叶片平衡载荷的第一偏差桨距角；
根据所述叶根载荷测量值生成用于抑制轮毂不平衡载荷的第二偏差桨距角；
根据统一桨距角、第一偏差桨距角和第二偏差桨距角和计算出最终桨距角。
2.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，根据叶轮转速生成用于限制高风速下风电机组输出功率的统一桨距角，包括：
S21，测量所述风电机组的叶轮转速，以得出所述叶轮转速测量值；
S22，根据风电机组的叶轮转速测量值与叶轮转速参考值的偏差，计算出用于限制高风速下风电机组输出功率的所述统一桨距角，其中计算出所述统一桨距角的公式如下：
其中，△ω为叶轮转速偏差值，为统一变桨桨距角给定信号，kp为比例系数，ki为积分系数，Fk为增益系数，s为拉普拉斯算子。
3.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述方法还包括：
S31，测量叶片的所述叶根载荷，以获得所述叶根载荷测量值；
S32，根据所述叶根载荷测量值生成叶根拍打弯矩。
4.根据权利要求3所述的方法，其特征在于，根据叶片的叶根载荷测量值生成用于抑制叶片平衡载荷的第一偏差桨距角，包括：
S41，对所述叶根拍打弯矩进行相位补偿，其中，相位补偿公式为：
其中，Gc(s)为……α>1为分度系数，T为时间常数，s为拉普拉斯算子；
S42，根据相位补偿后的所述叶根拍打弯矩生成抑制平衡载荷的第一偏差桨距角；其中，生成第一偏差桨距角的公式为：
其中，Kp1为比例增益系数，Kr1为谐振增益系数，ωc1为截止频率，hωo1(h＝1,2,4)为叶根拍打弯矩的1p、2p和4p周期载荷分量的频率，GPR1为第一偏差桨距角，s为拉普拉斯算子。
5.根据权利要求3所述的方法，其特征在于，根据所述叶根载荷测量值生成用于抑制轮毂不平衡载荷的第二偏差桨距角，包括：
S51，对所述叶根拍打弯矩进行科尔曼变换，以获得倾覆力矩分量和偏航力矩分量，其中，所述科尔曼变换公式为：
其中，Md为倾覆力矩分量，Mq为偏航力矩分量，M1、M2、M3分别为第一叶片、第二叶片和第三叶片的叶根拍打弯矩；
S52，根据所述倾覆力矩分量和偏航力矩分量计算出第二偏差桨距角参考值，计算公式为：
其中，Kp2为比例增益系数，Kr2为谐振增益系数，ωc2为截止频率，ωo2为轮毂1p周期不平衡载荷的频率；
S53，根据所述第二偏差桨距角参考值，计算出无耦合桨距角给定值；
S54，根据所述无耦合桨距角给定值计算出用于抑制叶片平衡载荷的第二偏差桨距角。
6.一种抑制风电机组载荷的独立变桨控制装置，其特征在于，包括：
第一生成模块，用于根据叶轮转速生成用于限制高风速下风电机组输出功率的统一桨距角；
第二生成模块，用于直接根据经过相位补偿后的叶根载荷测量值，利用高谐波比例谐振(PR)控制器生成用于抑制叶片平衡载荷的第一偏差桨距角；
第三生成模块，用于根据所述叶根载荷测量值生成用于抑制轮毂不平衡载荷的第二偏差桨距角；
计算模块，用于根据统一桨距角、第一偏差桨距角和第二偏差桨距角计算出最终桨距角。
7.根据权利要求6所述的装置，其特征在于，第一生成模块，具体包括：
测量子模块，用于测量所述风电机组的叶轮转速，以得出所述叶轮转速测量值；
第一计算子模块，用于根据风电机组的叶轮转速测量值与叶轮转速参考值的偏差，计算出用于限制高风速下风电机组输出功率的所述统一桨距角，其中计算出所述统一桨距角的公式如下：
其中，△ω为叶轮转速偏差值，为统一变桨桨距角给定信号，kp为比例系数，ki为积分系数，Fk为增益系数，s为拉普拉斯算子。
8.根据权利要求6所述的装置，其特征在于，还包括：
测量模块，用于测量所述叶根载荷，以获得所述叶根载荷测量值；
第四生成模块，用于根据所述叶根载荷测量值生成叶根拍打弯矩。
9.根据权利要求8所述的装置，其特征在于，第二生成模块，包括：
补偿子模块，用于对所述叶根拍打弯矩进行相位补偿，其中，相位补偿公式为：
其中，Gc(s)为……α>1为分度系数，T为时间常数，s为拉普拉斯算子；
生成子模块，用于根据相位补偿后的所述叶根拍打弯矩生成抑制平衡载荷的第一偏差桨距角；其中，生成第一偏差桨距角的公式为：
其中，Kp1为比例增益系数，Kr1为谐振增益系数，ωc1为截止频率，hωo1(h＝1,2,4)为叶根拍打弯矩的1p、2p和4p周期载荷分量的频率，GPR1为第一偏差桨距角，s为拉普拉斯算子。
10.根据权利要求8所述的装置，其特征在于，第三生成模块，包括：
第二计算子模块，对所述叶根拍打弯矩进行科尔曼变换，以获得倾覆力矩分量和偏航力矩分量，其中，所述科尔曼变换公式为：
其中，Md为倾覆力矩分量，Mq为偏航力矩分量，M1、M2、M3分别为第一叶片、第二叶片和第三叶片的叶根拍打弯矩；
第三计算子模块，用于根据所述倾覆力矩分量和偏航力矩分量计算出第二偏差桨距角参考值，计算公式为：
其中，Kp2为比例增益系数，Kr2为谐振增益系数，ωc2为截止频率，ωo2为轮毂1p周期不平衡载荷的频率；
第四计算子模块，用于根据所述第二偏差桨距角参考值，计算出无耦合桨距角给定值；
第五计算子模块，用于根据所述无耦合桨距角给定值计算出用于抑制叶片平衡载荷的第二偏差桨距角。
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