第 7 章 ブレードピッチ角度の運転特性モデルに基づくフィードフォワードを利用したブレー
7.5 シミュレーション結果
よびブレードピッチ角度の累積移動量（3本のブレードの平均値）を示すが，縦軸はフィードフ
表7-2. シミュレーションで利用したパラメータ
ローパスフィルタのカットオフ周波数 [Hz] 0.107 中間風速でのブレードピッチ角度モデルを定義する近似曲線の定数 𝜌𝜌𝑑𝑑 [ deg/(m/s)-2] 0.181 中間風速でのブレードピッチ角度モデルを定義する近似曲線の定数 𝐵𝐵𝑑𝑑 [ deg/(m/s)] 3.098 中間風速でのブレードピッチ角度モデルを定義する近似曲線の定数 𝐶𝐶𝑑𝑑 [ deg] 13.211 高風速でのブレードピッチ角度モデルを定義する近似曲線の定数 𝜌𝜌ℎ [ deg/(m/s)-2] -0.074 高風速でのブレードピッチ角度モデルを定義する近似曲線の定数 𝐵𝐵ℎ [ deg/(m/s)] 4.541 高風速でのブレードピッチ角度モデルを定義する近似曲線の定数 𝐶𝐶ℎ [ deg] -43.383 フィードフォワード制御ゲイン 𝐺𝐺𝐹𝐹𝐹𝐹 0.2
図7-9. 平均ハブ高風速18m/sでのシミュレーション結果
10 20 30
Wind speed [m/s]Electrical power [MW]
Mean bladepitch angle [deg.]
0 100 200 300 400 500 600
0 2 4
Nacellepitchangle [deg.]
Time [s]
4.2 4.6 5.0
with FVC with FVC & FF 10.5
11 11.5 12
Fine Feather
Rotor speed [rpm]
ォワード制御未適用時（with FVC，黒色×印）を基準としたフィードフォワード制御適用時（with FVC & FF，緑色丸印）の変化率を示す．シミュレーション条件としては，各風速でヨーエラー
0deg.および±8degの3種のシミュレーションの平均値をプロットした．なお，海象条件は初期
ヨーエラーに関わらず一定とした．
まず，図 7-11(a)の平均発電電力に注目すると，増加と減少がみられるが，その絶対値の最大
は 0.5%未満であり，フィードフォワード制御は大きな性能の変化を及ぼさないことが確認でき
る．次に，図 7-11(b)のナセルピッチ角度の標準偏差に注目すると，これも同様に増加と減少が あり，風速に基づく傾向はみられない．また，その値が大きい傾向があるが，これは図7-9の際 下段に示したように，フィードフォワード制御未適用時の絶対値が小さいためであって，フィー ドフォワード制御が大きく影響を及ぼさないと考える．最後に，図 7-11(c)および(d)のブレード ピッチ角度の標準偏差と累積移動量に注目すると，双方の値が風速8 m/s以上で大きく減少する
図7-10. 平均ハブ高風速18m/sでのシミュレーション結果のパワースペクトル密度
100 Wind speed [m2/s2/Hz]
10-5 100 Rotor speed [1/min-2/Hz]
10-5 100
Electrical power [MW2/Hz]
100 105
Mean bladepitch angle [deg.2/Hz]
10-2 10-1 100
10-5 100
Nacelle pitchangle [deg.2/Hz]
Frequency [Hz]
10-4 104
with FVC with FVC & FF
ことが確認できる．標準偏差の減少はブレードピッチ角度の変動幅が減少したことを示し，累積 移動量の減少はブレードピッチ角度の動作量が減少したことを示す．これらより，フィードフォ ワード制御の適用によってブレードピッチ角度の動作を抑制できると考える．
以上の結果から，FVCのみ適用した場合に対してフィードフォワード制御を追加することで，
浮体式洋上風力発電システムに搭載されるブレードピッチ駆動部の負荷を低減できる見込みを 得た．
7.5.4 最大荷重
図7-11に示した運転特性を取得するためのシミュレーション結果を利用し，フィードフォワ ード制御適用前後での最大荷重を比較した．図7-12に，フィードフォワード制御未適用時を基 準とした最大荷重の比率を示す．評価部位はブレードピッチ角度の中心軸の回転方向のモーメン ト，同中心軸の曲げモーメント，ロータ回転軸の曲げモーメント，タワートップ（ヨー旋回軸）
の曲げモーメント，およびタワー基部の曲げモーメント，である．
(a) 平均発電電力 (b) ナセルピッチ角度の標準偏差
(c) ブレードピッチ角度の標準偏差 (d) ブレードピッチ角度の累積移動量
図7-11. フィードフォワード制御適用時のシミュレーション結果（運転特性）
4 8 12 16 20 24
Average wind speed [m/s]
-0.4 -0.3 -0.2 -0.1 0 0.1 0.2 0.3
Average electrical power [%]
with FVC with FVC & FF
4 8 12 16 20 24
Average wind speed [m/s]
-10 -5 0 5 10 15
Standard deviationof nacellepitchangle[%]
4 8 12 16 20 24
Average wind speed [m/s]
-14 -12 -10 -8 -6 -4 -2 0 2
Standard deviationof mean blade pitch angle[%]
4 8 12 16 20 24
Average wind speed [m/s]
-35 -30 -25 -20 -15 -10 -5 0 5
Cumulativemoving distance of blade pitch angle[%]
図7-12に注目すると，ブレードピッチ角度の回転方向モーメントおよび曲げモーメントがフ ィードフォワード制御未適用前よりも増加している．理由を確認した結果，フィードフォワード 制御未適用よりもブレードピッチ角度がファイン側（風からの荷重をより受ける方向）となる場 合があり，その状態からフェザー側へ調整する際に発生していた．ただ，他の運転状態でも，上 記のファイン側よりもさらにファイン側へ変化し，その後にフェザー側へ変化するが，荷重が最 大荷重に達しない場合があることを確認した．このことから，フィードフォワード制御の適用に よって必ずしも最大荷重が増加するのではなく，運転条件やタイミングによって最大荷重が増加 する場合があると考える．ただし，これらの最大荷重は設計許容値を超えることはなく，問題な いレベルの増加であることを確認した．
7.5.5 疲労等価荷重
前節と同様に，図7-11に示した運転特性のためのシミュレーション結果を利用し，フィード フォワード制御適用前後での疲労等価荷重を比較した．疲労等価荷重の算出の条件を以下に示す．
(a) 発電運転時のみで比較．待機時，スタートアップ，およびシャットダウンなどは考慮しな い．
(b) Rainflow方式を適用．期間20年，繰返し回数2e×108回，およびウェーラー数をm=4と
した．
(c) 発生頻度はワイブル分布より演算．設置サイト（福島沖）の計測環境条件に基づき，形状 パラメータを1.68，平均風速を8.4 m/sとした．
図7-13に，フィードフォワード制御未適用時を基準とした疲労等価荷重の比率を示す．比較 項目は前節の図7-12と同様である．
図7-13より，フィードフォワード制御の適用により，疲労等価荷重はすべての項目で減少す ることが確認できる．この理由は，フィードフォワード制御の適用によってブレードピッチ角度 の変動が低減できたことにより，浮体式洋上風力発電システムの各コンポーネントに発生する繰 返し荷重が低減できたためと考える．
以上の結果より，フィードフォワード制御は疲労に悪影響を及ぼさず，浮体式洋上風力発電シ ステムの疲労軽減に貢献できる見込みを得た．
図7-12. フィードフォワード制御適用前後のシミュレーションにおける最大荷重の比較
with FVC & FF
0.88 0.92 0.96 1.00 1.04
Pitch bearing (axial)
Blade root (bending)
Main shaft (bending)
Yaw bearing (bending)
Tower bottm (bending) with FVC
Ratios of maximumloads [-]