風(fēng)力發(fā)電機主軸承的雷電防護分析

梁明亮，董黎生

（鄭州鐵路職業(yè)技術(shù)學(xué)院，鄭州451460）

0 引言

風(fēng)能因其清潔、可再生等優(yōu)點，越來越受到世界各國的重視，我國風(fēng)力發(fā)電的規(guī)模也越來越大，風(fēng)電已經(jīng)成為我國第三大電源[1]。風(fēng)力發(fā)電行業(yè)的發(fā)展也伴隨著日益嚴重的雷電災(zāi)害威脅[2]。

國內(nèi)外對于風(fēng)機防雷的相關(guān)研究較多，包括了風(fēng)機的直擊雷防護[3]與葉片防雷[4]；風(fēng)機升壓變壓器等集電設(shè)備雷電浪涌防護[5]；風(fēng)機接地雷擊暫態(tài)特性[6]等，這些研究大多較為成熟，有詳細的數(shù)據(jù)和理論支撐。但是目前對于風(fēng)機主軸承的雷電防護沒有統(tǒng)一的標準，大部分做法依據(jù)相關(guān)經(jīng)驗[7]，沒有具體理論依據(jù)。風(fēng)機雷擊事故案例分析[8]表明軸承遭受雷電流損害將會縮短其剩余使用壽命，更嚴重的是雷電流還沒通過軸承繼續(xù)傳導(dǎo)至風(fēng)機發(fā)電機，嚴重影響風(fēng)機機組的安全運行，因此科學(xué)地進行主軸承的防雷保護至關(guān)重要。

筆者利用EMTP軟件[9]搭建完整風(fēng)機模型，包括葉片、塔筒、接地體和軸承模型，討論單獨安裝火花間隙和同時增加滑動接觸器對于主軸承雷電流防護的效果，分析雷電流幅值、波頭時間和接地電阻對于火花間隙和滑動接觸器分流比的影響。

1 軸承防雷

目前風(fēng)機的防雷保護思路[10]一般是通過葉片上防雷裝置或者機艙接閃桿接閃，將雷電流從雷擊點安全地傳導(dǎo)到塔筒，再經(jīng)機組接地裝置泄散入地。具體泄流路徑有兩條，一條是葉片接閃器-引下線-輪轂-主軸承/主軸承碳刷-偏航軸承-塔筒-塔基接地裝置；另一條是機艙接閃桿-機艙罩引下線-主機架-偏航軸承-塔筒-塔基接地裝置。

雖然重載軸承和靜止的軸承能傳導(dǎo)雷電流而并不產(chǎn)生明顯的損壞，但是從安全角度考慮，主軸承和偏航軸承仍有必要采取防雷保護措施。通過提供一條與軸承并行的低阻抗通道，對沿軸傳來的雷電流實施旁路分流，從而盡可能減少流過軸承的雷電流。過去較為常用的做法是采用碳刷，但是碳刷在摩擦接觸時會產(chǎn)生電弧，加劇其磨損程度，增大了接觸電阻，削弱了分流作用，保護性能也變差?，F(xiàn)在，碳刷大多被替換為耐磨性能較好的銅質(zhì)電刷，接觸電阻始終維持在較低數(shù)值，在一定程度上改善了磨損狀況。無論是碳刷還是電刷都只能分走部分雷電流，仍然會有一部分雷電流流經(jīng)軸承。為此在主軸承、齒輪箱與機艙底板之間加裝絕緣墊層增加軸承結(jié)構(gòu)的阻抗，以阻隔雷電流的通過。此外，在齒輪箱與發(fā)電機之間加裝絕緣聯(lián)軸器，阻斷雷電流從高速軸進入發(fā)電機的路徑，具體做法如圖1所示[10]。

2 仿真模型

完整的風(fēng)力發(fā)電機模型包括葉片、塔筒、接地系統(tǒng)和軸承。

2.1 雷電流模型

雷電流波形采用Heidler函數(shù)[11]表示，表達式如下：

圖1 軸承防雷示意Fig.1 Illustration of lightning protection for main shaft bearings

式中:Im為峰值電流；τ1和τ2分別為波頭時間和波尾時間常數(shù)；n為電流陡度因子，取10。雷電流波形取2.6/50 μs[12]，幅值取50 kA，對應(yīng)雷電通道等值波阻抗[12]取 700 Ω。

2.2 葉片、塔筒及接地模型

考慮到雷電流在葉片和塔筒上傳播中波過程，葉片采用波阻抗模型表示[13]。

葉片波阻抗采用下式計算[14]：

式中，lb為葉片長度；rb為葉片等效半徑。

風(fēng)機塔筒模型采用分布參數(shù)電路來等效[15]，計算分布電路參數(shù)時，將塔筒等效成一個空心圓柱體，塔筒等值阻抗[15]：

式中，h為塔筒高度；ρt為塔筒材料的電阻率；S為塔筒截面積。

塔筒縱向電感[16]：

式中，req為塔筒等效半徑；c為塔體內(nèi)徑與外徑之比；μ0為真空磁導(dǎo)率；μr為塔筒相對磁導(dǎo)率[16]。

塔筒與大地間的分布電容[15]：

考慮到雷電流流經(jīng)接地體時回擊穿周圍土壤導(dǎo)致產(chǎn)生電離，因此風(fēng)機接地采用GIGRE電阻模型[9]，接地電阻通過下式計算：

式中，i為流過接地裝置的電流；R0為接地體工頻接地電阻；Ig為臨界土壤擊穿電流，通過下式計算：

式中：ρs為土壤電阻率；Ec為土壤擊穿強度，取400 kV/m。

2.3 軸承和保護電路模型

相關(guān)試驗[17]表明：雷電流在通過主軸承時會產(chǎn)生油膜放電現(xiàn)象，主軸承呈現(xiàn)出明顯的容性特征，因此電容來表征軸承的電氣特性。軸承等效電容計算如下[17]：

式中：ε是潤滑油介電常數(shù)；l為主軸承的長度；D為軸承環(huán)軸線到滾子軸線的距離；R1為滾子半徑；R2為軸承環(huán)的半徑[17]。

目前較為常用軸承的旁路分流措施是在主軸承前端設(shè)置一條與其并行的低阻抗通道，常用的有導(dǎo)體滑環(huán)、電刷等滑動接觸器和火花間隙等。圖2給出了軸承及滑動接觸器旁路分流等效電路模型[18]，R為滑動接觸器接觸電阻。

圖2 軸承及旁路分流模型Fig.2 Model of main shaft bearings and lightning current bypass path

圖3給出了火花間隙電路模型[19]。R1和C1分別代表火花間隙的絕緣電阻和極間電容。當(dāng)UG小于火花間隙觸發(fā)電壓時，開關(guān)未閉合，火花間隙處于開路狀態(tài)；當(dāng)UG超過觸發(fā)電壓后，開關(guān)閉合，此時火花間隙成為雷電流的低阻抗路徑。

3 仿真結(jié)果

3.1 未安裝防雷保護系統(tǒng)

以金風(fēng)GW77-1500 kW風(fēng)機為例，其葉片長度77 m，葉片半徑1.6 m，塔架高度65 m，塔筒半徑2 m。

圖4給出了未安裝火花間隙時流經(jīng)軸承的雷電流波形。

圖3 火花間隙仿真模型Fig.3 The model of the spark gap

圖4 未采取保護措施時流經(jīng)軸承電流Fig.4 Current through main bearings without lightning protection system

由圖4可以看出，未安裝軸承防雷保護系統(tǒng)時，流經(jīng)軸承的雷電流幅值非常高。根據(jù)相關(guān)試驗結(jié)果，造成軸承損傷的雷電流密度的下限值[10]大約是4 kA/mm2。過高的雷電流幅值肯定會造成損傷，增加軸承磨損和減少其壽命。

3.2 安裝防雷保護系統(tǒng)

圖5給出了并聯(lián)安裝火花間隙后，軸承和火花間隙的雷電流波形。

從圖5可以看出，在火花間隙導(dǎo)通之前，有部分雷電流先行通過主軸承，當(dāng)達到火花間隙擊穿電壓時，絕大部分雷電流通過火花間隙，大大降低了通過軸承的電流峰值，但是流經(jīng)軸承的峰值仍然高達數(shù)千安。

單獨采用火花間隙保護能夠取得一定效果，但是仍然存在一些缺點：火花間隙的導(dǎo)通需要高電壓以形成電弧放電，因此導(dǎo)通時間緩慢，會有部分電流先行留至軸承；火花間隙的擊穿電壓取決于大氣條件[20]，典型擊穿電壓值約為3～4 kV，而風(fēng)場所處的惡劣大氣環(huán)境通常會增加擊穿電壓值。此外，雷擊還有可能使火花間隙的電極退化或腐蝕，這些都降低了采用火花間隙的防護效果。為了避免這些情況，額外增加了一組滑動接觸器。圖6給出了安裝火花間隙同時并聯(lián)滑動接觸器后，流經(jīng)軸承、火花間隙和滑動接觸器雷電流波形。

圖5 流經(jīng)軸承和火花間隙電流Fig.5 Current through main bearings and the spark gap

圖6 火花間隙和滑動接觸器分流Fig.6 Shunting of the spark gap and sliding contacts

從圖6可以看出，安裝火花間隙同時并聯(lián)滑動接觸器后，流經(jīng)軸承的雷電流幅值非常小，幾乎全部雷電流經(jīng)由火花間隙和滑動接觸器泄散，這是因為雷電流在火花間隙導(dǎo)通之前先行通過的是滑動接觸器而非主軸承。此外，絕大部分雷電流還是流經(jīng)火花間隙。

3.3 火花間隙和滑動接觸器分流比

圖7給出了火花間隙和滑動接觸器的分流比隨波頭時間變化情況。分流比=流經(jīng)火花間隙電流峰值/流經(jīng)滑動接觸器電流峰值。

圖7 分流比隨波頭時間變化Fig.7 Split ratio vs wave front time

從圖7可以看出，分流比隨著雷電流波頭時間的增加而降低。分流比受波頭時間變化的影響較為明顯，這主要是由于電流波頭時間越短，火花間隙兩端電壓變化率dV/dt幅度越大，火花間隙導(dǎo)通時延就越短。

圖8給出了火花間隙和滑動接觸器的分流比隨雷電流幅值變化情況。

圖8 分流比隨雷電流幅值變化Fig.8 Split ratio vs lightning current amplitude

從圖8可以看出，分流比隨著雷電流幅值的增加而增大。相較于波頭時間，雷電流幅值變化對分流比的影響相對較小，主要是由于雷電流幅值對火花間隙兩端電壓變化率影響如波頭時間。

圖9給出了火花間隙和滑動接觸器的分流比隨接地電阻變化情況。

由圖9可以看出，分流比隨著風(fēng)機接地電阻的增加而降低。風(fēng)機接地電阻對分流比的影響主要體現(xiàn)在影響流經(jīng)火花間隙和滑動接觸器的電流總幅值。由于塔筒波阻抗與接地阻抗不匹配，雷電流在交界處上產(chǎn)生折、反射，部分在接地裝置上形成折射電流波，向下傳播，另一部分被反射回來，沿著塔筒向上運動，影響通過火花間隙和滑動接觸器的電流。

圖9 分流比隨接地電阻變化Fig.9 Split ratio vs grounding resistance

4 結(jié)論

利用ATP-EMTP軟件分析了安裝火花間隙同時增加滑動接觸器對于風(fēng)機軸承的雷電防護效果，得到結(jié)論如下：

1）單獨采用火花間隙防護時，絕大部分雷電流通過火花間隙泄散，但流過軸承的雷電流幅值仍然較高。

2）增加滑動接觸器后幾乎全部雷電流經(jīng)由火花間隙和滑動接觸器泄散，流過軸承的雷電流幅值很低。

3）火花間隙和滑動接觸器的分流比隨著雷電流幅值的增加而增加，隨著波頭時間的增加而降低。

4）分流比隨著風(fēng)機接地電阻的增加而降低。

[1]李俊峰.2015中國風(fēng)電發(fā)展報告[M].北京：中國環(huán)境科學(xué)出版社．

[2]于建國.風(fēng)電機組防雷改造與案例分析[J].電瓷避雷器，2016（2）：135-139．YU Jiangu.Reconstruction and case analysis on lightning protection of wind turbine generators[J].Insulators and Surge Arresters，2016（2）:135-139.

[3]洪華芳，周歧斌，邊曉燕.風(fēng)力發(fā)電機葉片的雷擊損傷與雷電保護[J].華東電力，2009（10）：1778-1781．HONG Huafang，ZHOU Qibin，BIAN Xiaoyan.Lightning damages and protection for wind turbine blades[J].East China Electric Power，2009（10）:1778-1781.

[4] 周嬋媛.風(fēng)力發(fā)電機的雷電繞擊分析與防護[J].電瓷避雷器，2017（1）：77-81．ZHOU Chanyuan.Analysis and protection of lightning shielding failure of wind turbines[J].Insulators and Surge Arresters，2017（1）:77-81.

[5]李立君，李麗榮，靳晨聰.風(fēng)力發(fā)電機組升壓變壓器的雷電電涌防護[J].電瓷避雷器，2016（6）：93-96．LI Lijun，LI Lirong，JIN Chencong.Lightning surge pro?tection for step-up transformer in wind turbines[J].Insula?tors and Surge Arresters，2016（6）:93-96.

[6]余光凱，張博，魯鐵成，等.風(fēng)電場雷電反擊暫態(tài)計算與分析[J].電瓷避雷器，2015（6）：136-141．YU Guangkai，ZHANG Bo，LU Tiecheng，et al.Tran?sient calculation and analysis on lightning back striking of wind farm[J].Insulators and Surge Arresters，2015（6）:136-141.

[7]張小青.風(fēng)電機組防雷與接地[M].北京：中國電力出版社，2009．

[8] Aggarwal R K.Estimation of the failure rate of wind tur?bine electrical systems exposed to lightning strikes[C].Power&Energy Society General Meeting.IEEE，2015:1-5.

[9]李云閣.ATP-EMTP及其在電力系統(tǒng)中的應(yīng)用[M]．北京：中國電力出版社，2016．

[10]IEC 61400-24:2010.Wind turbine generation system part 24:lightning protection[S].

[11]IEEE Std.1410-2010.IEEE guide for improving the light?ning performance of electric power overhead distribution lines[S].

[12]GB50064-2014，交流電氣裝置的過電壓保護和絕緣配合設(shè)計規(guī)范[S]．

[13]WANG D J，ZHOU H，CHEN J M，et al.Design of multisurge impedance model for ultra-high transmission tower and analysis on its transient characteristic caused by light?ning stroke[J].Power System Technology，2007，31（23）:11-16.

[14]MENDEZ Hernandez Y，BARTON W，TSOVILIS T，et al.A simulation approach in electrostatic charging of rotor blades and its effects on transferred overvoltages in wind parks[C].International Conference on Lightning Protection（ICLP 2014），2014:1838-1849.

[15]常俊.基于EMTP/ATP的風(fēng)電場內(nèi)直擊雷過電壓及其防護的研究[D].吉林：東北電力大學(xué)，2015．

[16]肖翔.風(fēng)電機組雷電過電壓防護研究[D].北京：北京交通大學(xué)，2010．

[17]NAPOLITANO F，PAOLONE M，BORGHETTI A，et al.Models of wind-turbine main-shaft bearings for the devel?opment of specific lightning protection systems[J].IEEE Transactions on Electromagnetic Compatibility，2011，53（1）:99-107.

[18]GOUD R D，RAYUDU R，MOORE C P，et al.Lightning protection analysis of main shaft bearings in wind turbine generators[C].IEEE International Conference on Power System Technology，2016:1-6.

[19]LARSSON A，SCUKA V，BORGEEST K，et al.Numeri?cal simulation of gas discharge protectors-a review[J].1999，14（2）:405-410.

[20]SMITH D J，MCMEEKIN S G，STEWART B G，et al.A numerical model for the electrical breakdown of air within a gap under standard atmospheric conditions:One-dimen?sional versus two-dimensional approach[C].IEEE Confer?ence on Electrical Insulation，2011:387-391.