风力发电机主轴承的雷电防护分析

梁明亮，董黎生

（郑州铁路职业技术学院，郑州451460）

0 引言

风能因其清洁、可再生等优点，越来越受到世界各国的重视，我国风力发电的规模也越来越大，风电已经成为我国第三大电源[1]。风力发电行业的发展也伴随着日益严重的雷电灾害威胁[2]。

国内外对于风机防雷的相关研究较多，包括了风机的直击雷防护[3]与叶片防雷[4]；风机升压变压器等集电设备雷电浪涌防护[5]；风机接地雷击暂态特性[6]等，这些研究大多较为成熟，有详细的数据和理论支撑。但是目前对于风机主轴承的雷电防护没有统一的标准，大部分做法依据相关经验[7]，没有具体理论依据。风机雷击事故案例分析[8]表明轴承遭受雷电流损害将会缩短其剩余使用寿命，更严重的是雷电流还没通过轴承继续传导至风机发电机，严重影响风机机组的安全运行，因此科学地进行主轴承的防雷保护至关重要。

笔者利用EMTP软件[9]搭建完整风机模型，包括叶片、塔筒、接地体和轴承模型，讨论单独安装火花间隙和同时增加滑动接触器对于主轴承雷电流防护的效果，分析雷电流幅值、波头时间和接地电阻对于火花间隙和滑动接触器分流比的影响。

1 轴承防雷

目前风机的防雷保护思路[10]一般是通过叶片上防雷装置或者机舱接闪杆接闪，将雷电流从雷击点安全地传导到塔筒，再经机组接地装置泄散入地。具体泄流路径有两条，一条是叶片接闪器-引下线-轮毂-主轴承/主轴承碳刷-偏航轴承-塔筒-塔基接地装置；另一条是机舱接闪杆-机舱罩引下线-主机架-偏航轴承-塔筒-塔基接地装置。

虽然重载轴承和静止的轴承能传导雷电流而并不产生明显的损坏，但是从安全角度考虑，主轴承和偏航轴承仍有必要采取防雷保护措施。通过提供一条与轴承并行的低阻抗通道，对沿轴传来的雷电流实施旁路分流，从而尽可能减少流过轴承的雷电流。过去较为常用的做法是采用碳刷，但是碳刷在摩擦接触时会产生电弧，加剧其磨损程度，增大了接触电阻，削弱了分流作用，保护性能也变差。现在，碳刷大多被替换为耐磨性能较好的铜质电刷，接触电阻始终维持在较低数值，在一定程度上改善了磨损状况。无论是碳刷还是电刷都只能分走部分雷电流，仍然会有一部分雷电流流经轴承。为此在主轴承、齿轮箱与机舱底板之间加装绝缘垫层增加轴承结构的阻抗，以阻隔雷电流的通过。此外，在齿轮箱与发电机之间加装绝缘联轴器，阻断雷电流从高速轴进入发电机的路径，具体做法如图1所示[10]。

2 仿真模型

完整的风力发电机模型包括叶片、塔筒、接地系统和轴承。

2.1 雷电流模型

雷电流波形采用Heidler函数[11]表示，表达式如下：

图1 轴承防雷示意Fig.1 Illustration of lightning protection for main shaft bearings

式中:Im为峰值电流；τ1和τ2分别为波头时间和波尾时间常数；n为电流陡度因子，取10。雷电流波形取2.6/50 μs[12]，幅值取50 kA，对应雷电通道等值波阻抗[12]取 700 Ω。

2.2 叶片、塔筒及接地模型

考虑到雷电流在叶片和塔筒上传播中波过程，叶片采用波阻抗模型表示[13]。

叶片波阻抗采用下式计算[14]：

式中，lb为叶片长度；rb为叶片等效半径。

风机塔筒模型采用分布参数电路来等效[15]，计算分布电路参数时，将塔筒等效成一个空心圆柱体，塔筒等值阻抗[15]：

式中，h为塔筒高度；ρt为塔筒材料的电阻率；S为塔筒截面积。

塔筒纵向电感[16]：

式中，req为塔筒等效半径；c为塔体内径与外径之比；μ0为真空磁导率；μr为塔筒相对磁导率[16]。

塔筒与大地间的分布电容[15]：

考虑到雷电流流经接地体时回击穿周围土壤导致产生电离，因此风机接地采用GIGRE电阻模型[9]，接地电阻通过下式计算：

式中，i为流过接地装置的电流；R0为接地体工频接地电阻；Ig为临界土壤击穿电流，通过下式计算：

式中：ρs为土壤电阻率；Ec为土壤击穿强度，取400 kV/m。

2.3 轴承和保护电路模型

相关试验[17]表明：雷电流在通过主轴承时会产生油膜放电现象，主轴承呈现出明显的容性特征，因此电容来表征轴承的电气特性。轴承等效电容计算如下[17]：

式中：ε是润滑油介电常数；l为主轴承的长度；D为轴承环轴线到滚子轴线的距离；R1为滚子半径；R2为轴承环的半径[17]。

目前较为常用轴承的旁路分流措施是在主轴承前端设置一条与其并行的低阻抗通道，常用的有导体滑环、电刷等滑动接触器和火花间隙等。图2给出了轴承及滑动接触器旁路分流等效电路模型[18]，R为滑动接触器接触电阻。

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

图3给出了火花间隙电路模型[19]。R1和C1分别代表火花间隙的绝缘电阻和极间电容。当UG小于火花间隙触发电压时，开关未闭合，火花间隙处于开路状态；当UG超过触发电压后，开关闭合，此时火花间隙成为雷电流的低阻抗路径。

3 仿真结果

3.1 未安装防雷保护系统

以金风GW77-1500 kW风机为例，其叶片长度77 m，叶片半径1.6 m，塔架高度65 m，塔筒半径2 m。

图4给出了未安装火花间隙时流经轴承的雷电流波形。

图3 火花间隙仿真模型Fig.3 The model of the spark gap

图4 未采取保护措施时流经轴承电流Fig.4 Current through main bearings without lightning protection system

由图4可以看出，未安装轴承防雷保护系统时，流经轴承的雷电流幅值非常高。根据相关试验结果，造成轴承损伤的雷电流密度的下限值[10]大约是4 kA/mm2。过高的雷电流幅值肯定会造成损伤，增加轴承磨损和减少其寿命。

3.2 安装防雷保护系统

图5给出了并联安装火花间隙后，轴承和火花间隙的雷电流波形。

从图5可以看出，在火花间隙导通之前，有部分雷电流先行通过主轴承，当达到火花间隙击穿电压时，绝大部分雷电流通过火花间隙，大大降低了通过轴承的电流峰值，但是流经轴承的峰值仍然高达数千安。

单独采用火花间隙保护能够取得一定效果，但是仍然存在一些缺点：火花间隙的导通需要高电压以形成电弧放电，因此导通时间缓慢，会有部分电流先行留至轴承；火花间隙的击穿电压取决于大气条件[20]，典型击穿电压值约为3～4 kV，而风场所处的恶劣大气环境通常会增加击穿电压值。此外，雷击还有可能使火花间隙的电极退化或腐蚀，这些都降低了采用火花间隙的防护效果。为了避免这些情况，额外增加了一组滑动接触器。图6给出了安装火花间隙同时并联滑动接触器后，流经轴承、火花间隙和滑动接触器雷电流波形。

图5 流经轴承和火花间隙电流Fig.5 Current through main bearings and the spark gap

图6 火花间隙和滑动接触器分流Fig.6 Shunting of the spark gap and sliding contacts

从图6可以看出，安装火花间隙同时并联滑动接触器后，流经轴承的雷电流幅值非常小，几乎全部雷电流经由火花间隙和滑动接触器泄散，这是因为雷电流在火花间隙导通之前先行通过的是滑动接触器而非主轴承。此外，绝大部分雷电流还是流经火花间隙。

3.3 火花间隙和滑动接触器分流比

图7给出了火花间隙和滑动接触器的分流比随波头时间变化情况。分流比=流经火花间隙电流峰值/流经滑动接触器电流峰值。

图7 分流比随波头时间变化Fig.7 Split ratio vs wave front time

从图7可以看出，分流比随着雷电流波头时间的增加而降低。分流比受波头时间变化的影响较为明显，这主要是由于电流波头时间越短，火花间隙两端电压变化率dV/dt幅度越大，火花间隙导通时延就越短。

图8给出了火花间隙和滑动接触器的分流比随雷电流幅值变化情况。

图8 分流比随雷电流幅值变化Fig.8 Split ratio vs lightning current amplitude

从图8可以看出，分流比随着雷电流幅值的增加而增大。相较于波头时间，雷电流幅值变化对分流比的影响相对较小，主要是由于雷电流幅值对火花间隙两端电压变化率影响如波头时间。

图9给出了火花间隙和滑动接触器的分流比随接地电阻变化情况。

由图9可以看出，分流比随着风机接地电阻的增加而降低。风机接地电阻对分流比的影响主要体现在影响流经火花间隙和滑动接触器的电流总幅值。由于塔筒波阻抗与接地阻抗不匹配，雷电流在交界处上产生折、反射，部分在接地装置上形成折射电流波，向下传播，另一部分被反射回来，沿着塔筒向上运动，影响通过火花间隙和滑动接触器的电流。

图9 分流比随接地电阻变化Fig.9 Split ratio vs grounding resistance

4 结论

利用ATP-EMTP软件分析了安装火花间隙同时增加滑动接触器对于风机轴承的雷电防护效果，得到结论如下：

1）单独采用火花间隙防护时，绝大部分雷电流通过火花间隙泄散，但流过轴承的雷电流幅值仍然较高。

2）增加滑动接触器后几乎全部雷电流经由火花间隙和滑动接触器泄散，流过轴承的雷电流幅值很低。

3）火花间隙和滑动接触器的分流比随着雷电流幅值的增加而增加，随着波头时间的增加而降低。

4）分流比随着风机接地电阻的增加而降低。

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