滿于維，余光凱，韋煥林，常泰福，張博，魯鐵成

(1.中電投廣西金紫山風電有限公司，廣西壯族自治區(qū) 桂林市 541100；2.武漢大學電氣工程學院，武漢市 430072)

風電機組箱式變壓器低壓側雷電過電壓仿真

滿于維1，余光凱2，韋煥林1，常泰福1，張博2，魯鐵成2

(1.中電投廣西金紫山風電有限公司，廣西壯族自治區(qū) 桂林市 541100；2.武漢大學電氣工程學院，武漢市 430072)

針對某高山風電場風機塔頂遭受雷擊，造成風電機組塔外箱式變壓器(簡稱箱變)損壞事故，分析了箱變低壓側雷電過電壓產(chǎn)生的機理，根據(jù)風機-箱變系統(tǒng)防雷配置情況，建立了ATP-EMTP仿真模型。利用該模型計算了電涌保護器(surge protective device，SPD)接入時和脫開后箱變低壓側的電壓，并分析了雷電流波形、幅值及接地網(wǎng)沖擊接地電阻對箱變低壓側電壓的影響，同時計算了低壓側短路后的工頻續(xù)流。計算結果表明，SPD脫開后低壓側電壓超過了箱變的沖擊耐壓值(12 kV)，低壓側工頻續(xù)流為4.50～8.75 kA。由于開關型SPD無法切斷工頻續(xù)流，提出將其更換為無續(xù)流的氧化鋅避雷器，推薦避雷器型號為YH10W-0.8/3.0，并通過仿真計算進行了防雷效果驗證。

風電機組；箱式變壓器；地電位升高；雷電過電壓；工頻續(xù)流；電涌保護器(SPD)

0 引 言

2013年，國家能源局連續(xù)出臺了一系列政策措施，為加強風電產(chǎn)業(yè)監(jiān)測與評價體系，有序推進風電基地建設，促進風電產(chǎn)業(yè)平穩(wěn)快速發(fā)展，提供政策支撐，同年我國風力發(fā)電上網(wǎng)電量達1 350億kW·h，連續(xù)第2年成為繼火電、水電之后的第3大能源[1]。在未來較長時間里，我國風電行業(yè)仍將保持快速發(fā)展勢頭，預計到2020年，我國風電總裝機容量將超過100 GW，風能成為我國能源結構中的支柱能源之一[2-3]。為了獲取充足的風能資源，風電場多建于高海拔山區(qū)、平原曠野或沿海地區(qū)，葉片和塔筒位置較為突出，遭受雷擊概率較高。風電場遭受雷擊損壞的部件主要集中于風機葉片、風機內部通信及控制系統(tǒng)以及變壓器、電力電纜、避雷器等電氣一次設備[4]。

關于風電場防雷問題的研究，文獻[5-7]對風機葉片的引雷特性及雷擊損害機理進行了模擬試驗和分析；文獻[8-12]利用電路模型對風電機組及風電場集電系統(tǒng)雷電暫態(tài)過程進行了計算和分析；文獻[13-15]研究了雷電流對風電機組接地裝置沖擊接地電阻和地電位抬升的影響。近年來，經(jīng)常發(fā)生由于遭受雷擊造成風電機組塔外箱式變變壓器(簡稱箱變)損壞的事故，并且以箱變低壓側損壞居多，而國內外在這方面研究較少，相關標準中對風機箱變的防雷保護也沒有詳細說明。

本文通過對某實際風電場箱變損壞事故現(xiàn)場進行調研，初步認為事故原因主要是低壓側電涌保護器(surge protective device，SPD)串聯(lián)脫扣裝置跳開后，較大的雷電過電壓使低壓側絕緣擊穿，引起工頻短路。在此基礎上，利用電磁暫態(tài)仿真軟件ATP-EMTP建立風機-箱變系統(tǒng)雷電暫態(tài)模型，計算分析不同雷電流幅值、波形及接地網(wǎng)沖擊接地電阻情況下，箱變低壓側SPD接入時和脫開后雷電過電壓的變化情況，并對低壓側短路后的工頻續(xù)流大小進行計算，最后提出改進措施，為風電場防雷整改及設計提供參考依據(jù)。

1 箱變低壓側過電壓產(chǎn)生機理

目前我國風電場中，風電機組上網(wǎng)接線大多采用1臺風電機組配置1臺升壓變壓器的方式，風力發(fā)電機出口電壓為690 V，通過就近的升壓變壓器將電壓升至35 kV，再輸送至風電場集電線路并網(wǎng)。當升壓變壓器在風機塔筒外布置時，通常采用箱變，風機、690 V送電電纜、箱變構成了風機-箱變系統(tǒng)，圖1為某高山風電場風機-箱變系統(tǒng)典型接線及防雷配置情況。

風機塔頂葉片遭受雷擊時，雷電流經(jīng)過風機塔筒及接地網(wǎng)流散到土壤中，引起地電位升高，此時箱變接地母排、外殼及低壓側中性點均處于高電位，而箱變低壓側入口處電纜芯線處于低電位，因此，低壓側SPD兩端出現(xiàn)電位差，導致SPD動作導通；SPD導通就形成了電纜芯線對地短路，工頻短路電流較大，而一般開關型SPD沒有熄滅工頻續(xù)流的能力，從而造成與SPD串聯(lián)的脫扣裝置動作跳閘。

圖1 風機-箱變系統(tǒng)防雷配置

雷擊導致SPD脫扣裝置跳閘，使SPD失去對箱變的保護作用，此時若再次遭受雷擊，箱變低壓側雷電過電壓若超過其絕緣耐受強度，則在過電壓作用下，絕緣脆弱處被擊穿，使箱變低壓側相線對地形成導電通路。若風機處于發(fā)電狀態(tài)，則會在導電通路上產(chǎn)生較長時間的工頻續(xù)流，工頻電弧在密閉箱變內發(fā)展，對箱變內各設備造成損害。當SPD脫扣裝置未正常動作時，工頻短路電流則會長期作用于SPD兩端，導致SPD損壞。

2 仿真計算模型

為研究箱變低壓側雷電過電壓大小及其影響機制，本文利用ATP-EMTP軟件建立了風機-箱變系統(tǒng)等值電路模型，如圖2所示。

圖2 風機-箱變系統(tǒng)等值電路

2.1 雷電流模型

仿真中雷電流函數(shù)采用Heidler函數(shù)模型[16]，其表達式為：

(1)

η=e[-(τ1/τ2)(nτ2/τ1)1/n]

(2)

式中：Im為雷電流峰值；η為電流峰值修正系數(shù)；n為電流陡度修正因子；τ1、τ2分別為電流波頭時間和下降時間。

同時考慮2.6/50μs、10/350μs2種不同雷電流波形情況。其中2.6/50μs波形是我國電力行業(yè)標準規(guī)定的雷電參數(shù)[17]，10/350μs則是IEC風電機組雷電防護標準推薦波形[18]，計算時雷電流峰值分別取5，10，20，50，100kA，雷電通道波阻抗取300Ω。

2.2 塔筒及接地網(wǎng)模型

為了模擬雷電流在塔筒上傳播的波過程，參考高桿塔雷電暫態(tài)分析的建模方法[19]，風機塔筒采用波阻抗模型，塔筒高度為70m，塔筒上段平均半徑為1.45m，塔筒下段平均半徑為2.1m，計算得到波阻抗為187Ω。

風機側與箱變側接地網(wǎng)通過水平接地扁鋼相連，忽略接地扁鋼的電感，接地網(wǎng)總沖擊接地電阻可等效為風機側和箱變側沖擊接地電阻的并聯(lián)值，計算時分別取3，5，10，15，20Ω進行分析。

2.3 電纜模型

690V側送電電纜型號為YJV-1×240，是單芯不帶屏蔽層電纜，三相電纜按品字形排列，使用ATP中LCC模型，建模如圖3所示，建模時將其分為塔內電纜和埋地電纜2部分，塔內電纜長70m，埋地電纜長15m，埋地深度為0.5m。35kV側電纜采用100Ω的波阻抗進行等效。

圖3 690 V電力電纜模型

2.4 發(fā)電機及變壓器模型

風力發(fā)電機為變速恒頻雙饋異步發(fā)電機，包括1臺定子繞組與三相電網(wǎng)直連的異步發(fā)電機以及連接發(fā)電機轉子和定子輸出端的變頻器，為了簡化分析，直接采用ATP中穩(wěn)態(tài)同步電機模型進行等效；變壓器采用ATP中三相雙繞組變壓器模型。風力發(fā)電機及變壓器模型均不考慮磁飽和及鐵芯損耗的影響，計算參數(shù)如表1所示。計算工頻續(xù)流時，主要考慮風機以額定功率發(fā)電時，箱變低壓側的短路情況。

表1 發(fā)電機及變壓器模型參數(shù)

Table 1 Model parameters of generator and transformer

2.5 SPD及避雷器模型

箱變低壓側開關型SPD和高壓側避雷器均采用非線性電阻模型等效，其伏安特性參數(shù)如表2所示。

表2 SPD及避雷器參數(shù)

Table 2 Parameters of SPD and arrester

3 計算結果及分析

3.1 雷電過電壓計算

分別計算50 kA，2.6/50 μs、10/350 μs雷電流雷擊塔頂風機葉片情況下，箱變低壓側SPD接入時和脫開后的電壓(取三相中電壓幅值最大相)，波形如圖4所示。

接地網(wǎng)沖擊接地電阻取10 Ω，取不同雷電流峰值進行仿真。分別計算SPD接入和SPD脫開2種情況下箱變低壓側電壓，計算結果見表3。

雷電流峰值取50 kA，取不同接地網(wǎng)沖擊接地電阻分別進行仿真，計算結果見表4。

圖4 低壓側電壓仿真計算波形

(1)當SPD接入時，由于其鉗位作用，可有效將箱變低壓側電壓限制在其保護電平(3 kV)以下；當與SPD串聯(lián)的脫扣裝置跳閘，SPD脫開后，箱變低壓側電壓明顯增大，即使在5 kA、10/350 μs的雷電流作用下也達到10.8 kV，當雷電流幅值或陡度更大時，箱變低壓側電壓將超過其沖擊耐壓值(12 kV)[20]。

表4 不同沖擊接地電阻下箱變低壓側電壓

Table 4 Potential difference of low-voltage side of box-type transformer with different impulse grounding resistance

(2)雷電流峰值和陡度越大，箱變低壓側電壓越大。SPD接入時電壓變化很小，當SPD脫開保護后，雷電流峰值從5 kA增大至20 kA，雷電流波頭時間為2.6 μs時，箱變低壓側過電壓從27.5 kV增大至428.4 kV；雷電流波頭時間為10 μs時，箱變低壓側過電壓從10.8 kV增大至145.5 kV，約為前者的1/3，這是由于雷電流陡度增加后，在電纜分布電感上壓降增大，使地電位與低壓側電纜芯線電位的差值增大。

(3)箱變低壓側電壓隨接地網(wǎng)沖擊接地電阻的增大而增大。當SPD脫開保護后，沖擊接地電阻從3 Ω增加至20 Ω，雷電流波頭時間分別為2.6，10 μs時，箱變低壓側過電壓分別從94.6，31.9 kV增大至326.0，120.5 kV，這是由于當沖擊接地電阻增大時，雷電流流過接地網(wǎng)引起的地電位抬升也相應增加，使箱變低壓側相線對地的電位差增大。箱變低壓側一旦失去SPD保護，即使充分降低接地網(wǎng)沖擊接地電阻，對低壓側的雷電過電壓也無法起到理想的限制效果。

3.2 工頻續(xù)流計算

當?shù)蛪簜萐PD導通或低壓側絕緣擊穿后，出現(xiàn)工頻短路點，開始時是單相對變壓器外殼放電，由于變壓器相間母排距離較近，相線對地短路可能發(fā)展成相間短路，甚至三相短路。假設短路前風機以額定參數(shù)運行，功率因數(shù)為0.8，計算箱變低壓側出現(xiàn)各種類型短路后，短路電流最大瞬時值和穩(wěn)態(tài)值(取最嚴重的情況)，如表5所示。

表5 短路電流計算結果

Table 5 Calculation results of short circuit current

由表5可知，短路后最大瞬時電流可達8.75 kA，即使單相短路,工頻續(xù)流穩(wěn)態(tài)值也達到4.50 kA，而通常開關型SPD可切斷的工頻續(xù)流為200～300 A，遠低于計算值，因此，在雷電流作用下，SPD導通后基本無法熄滅工頻電弧，導致SPD串聯(lián)脫扣裝置跳閘或SPD損壞。

3.3 改進措施及仿真驗證

根據(jù)上述分析，由于開關型SPD在切斷工頻續(xù)流方面存在較大問題，因此不適用于風機箱變低壓側的防雷保護。而氧化鋅閥片具有無續(xù)流的優(yōu)點，并且可以將電壓限制在殘壓范圍內，因此可以考慮將原有SPD更換為通流容量大于5 kA，殘壓低于12 kV的氧化鋅避雷器。推薦避雷器型號為YH10W-0.8/3.0，其伏安特性參數(shù)如表6所示。仿真計算50 kA，2.6/50 μs、10/350 μs雷電流雷擊塔頂風機葉片情況下，箱變低壓側改裝氧化鋅避雷器后的電壓(取三相中電壓幅值最大相)，波形如圖5所示。

表6 低壓側更換避雷器參數(shù)

Table 6 Parameters of replaced arrester at low-voltage side

圖5 低壓側電壓仿真計算波形

更換氧化鋅避雷器后，2.6/50 μs、10/350 μs雷電流波形下，低壓側最大電壓分別為2.44 kV和2.16 kV，比裝設SPD時更低，且無工頻續(xù)流，因此在箱變低壓側采用氧化鋅避雷器效果更好。

4 結 論

(1)風電機組升壓變壓器以箱變的形式在塔筒外布置時，經(jīng)常發(fā)生由于雷擊造成低壓側損壞的事故。事故原因主要是箱變低壓側SPD導通后無法熄滅工頻電弧，導致脫扣裝置跳開，出現(xiàn)較高的雷電過電壓使低壓側絕緣擊穿，形成相線對地或相間工頻短路，造成箱變內設備損壞；SPD脫扣裝置未正常動作時，工頻短路電流則會長期作用于SPD兩端，導致SPD損壞。

(2)當?shù)蛪簜萐PD正常接入時，由于其鉗位作用，箱變低壓側電位差限制在SPD保護電平(3 kV)以下；脫扣裝置跳閘使SPD脫開后，箱變低壓側出現(xiàn)較大的雷電過電壓，并隨著雷電流幅值及接地網(wǎng)沖擊接地電阻的增大而增大。當100 kA，2.6/50 μs的雷電流作用于沖擊接地電阻為10 Ω的風機塔頂時，低壓側過電壓可達428.4 kV；雷電流波形為10/350 μs時，過電壓值降至145.5 kV，約為前者的1/3。

(3)箱變低壓側的工頻短路電流遠大于開關型SPD允許的工頻續(xù)流值，在低壓側安裝SPD存在過流保護裝置跳開，使箱變失去防雷保護的風險，可以將其更換為氧化鋅避雷器，同時也應加強風電場安全運行維護工作。

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(編輯 張小飛)

Box-Type Transformer Lightning Overvoltage Simulation at Low-Voltage Side in Wind Turbines

MAN Yuwei1, YU Guangkai2, WEI Huanlin1, CHANG Taifu1，ZHANG Bo2, LU Tiecheng2

(1. Guangxi Jinzishan Branch of China Power Investment Corporation, Guilin 541100, Guangxi Zhuang Autonomous Region, China;2. School of Electrical Engineering, Wuhan University, Wuhan 430072, China)

Aimed at damage accidents of box-type transformer outside wind turbine when the top of wind tower being struck by lightning, an ATP/EMTP simulation model is established according to wind turbine-box type transformer system lightning protection, which is based on the mechanism analysis of the lightning overvoltage of box-type transformer at low-voltage side. We use this model to calculate the lightning overvoltage of box-type transformer at low-voltage side when surge protective device (SPD) is connected and disconnected, and analyze the influences of the waveform and peak of lightning current, impulse grounding resistance on the voltage on the low voltage side of box-type transformer. Meanwhile, we calculate the power frequency current after the low-voltage side short circuit of transformer. The calculation result shows that the potential differences of low-voltage side of transformer when SPD is disconnected exceed the impulse withstand voltage 12kV, and the power frequency current at low-voltage side is 4.50-8.75 kA. Because switch-type SPD cannot cut off power frequency current, it is suggested that switch-type SPD should be replaced by zinc oxide arrester (YH10W-0.8/3.0) without follow current, whose lightning protection effect is verified by simulating calculation.

wind turbines; box-type transformer; ground potential rise; lightning overvoltage; power frequency current; surge protective device(SPD)

TM 614

A

1000-7229(2016)01-0131-06

10.3969/j.issn.1000-7229.2016.01.020

2015-10-09

滿于維(1989)，男，高級工程師，主要從事風電場升壓站、風電機組維護與檢修工作；

余光凱(1991)，男，碩士研究生，主要研究方向為電力系統(tǒng)過電壓及防雷接地技術；

韋煥林(1988)，男，工程師，主要從事風電場運行維護工作；

常泰福(1990)，男，工程師，主要從事風電場設備維護與檢修工作；

張博(1979)，男，博士，副教授，主要從事電力系統(tǒng)過電壓及仿真計算方面的研究工作；

魯鐵成(1953)，男，博士，教授，博導，主要從事電力系統(tǒng)過電壓方面的研究工作。