风电机组变流器雷电浪涌防护实验研究

周歧斌，程 彧，赵 洋

（1.上海电力学院电气工程学院，上海200090；2.上海市防雷中心，上海201615；3.南京信息工程大学大气物理学院，南京210044）

0 引言

随着人们对可再生清洁能源需求的增加，风电场的规模日益扩大，与此同时，风电场的安全稳定运行也越来越受到重视[1-3]。近年来，风电机组装机数量不断增加，导致其遭雷击损坏率超过预期，因此对风电机组进行雷电防护十分重要[4-9]。

风电机组防雷主要分为直击雷和雷电浪涌防护。风电机组叶片最容易遭受直击雷，雷电流经接闪器、引下线和接地体泄放入地。针对直击叶片及相关接地问题，目前已有相关文献进行研究[10-15]。文献[10-11]研究风电机组正常工作时叶片遭雷击情况，提出叶片旋转会增大雷击闪络电压；文献[12]计算雷电流在碳纤维复合材料叶片的分布特性，并通过实验验证。文献[13-15]分析接地对防雷的影响，给出风电场电气设备的接地建议。此外，雷电还可以以浪涌入侵的形式危害风电机组，对发电机及风电机组内部电力电子设备安全运行产生威胁[16-18]。基于绝缘栅双极型晶体管（IGBT）的风电机组变流器可提高风电机组输出的电能质量使其满足并网要求[19-20]，因此变流器雷电防护是风电机组防雷的重要环节。风电机组防雷标准IEC61400-24提出变流器两侧需加装合适的浪涌保护器（Surge Protec⁃tion Device，SPD）作为保护[21]，但SPD的接地方式以及SPD参数选型都未做出具体规定，目前也没有关于变流器雷电防护的研究。针对这一问题，笔者借助高压实验室平台，结合实际情况设计两组实验并具体分析，给出参考建议，为变流器雷电防护提供实验依据。

为了研究不同风电机组类型变流器防护效果，第一组实验选取直驱永磁风电机组。雷电浪涌分别从发电机侧和电网侧入侵变流器，比较变流器在两种运行状态（不工作、正常工作）下，不同接地方式的过电压防护效果，选出最佳接地方案。第二组实验以双馈风电机组为例，取实验一中最佳接地方式，雷电流注入位置、变流器工作状态设定与实验一相同，比较几种市场常见SPD的过电压防护效果，分析SPD参数与过电压的关系，筛选满足雷电防护要求的SPD型号。此外，实验二还讨论了线路寄生电感和变流器谐波电压对变流器入口电压的影响，并给出SPD参数选取的建议。

1 变流器防雷分析及实验设计

1.1 雷电流传播路径

风电场通常位于空旷地区，遭雷击概率较大。风电机组或风电场集电线路遭直击雷时，雷电浪涌分别沿发电机转子侧和线路侧（电网侧）侵入风电机组，最终都通过SPD泄放入地。

1.2 变流器防雷要求

风电场遭雷击时，雷电浪涌从电网侧和发电机转子侧入侵变流器，危害其正常工作。由于缺乏相关标准规定，变流器雷电防护一般遵循风电机组绝缘配合要求。通常变流器内核心器件IGBT管耐压值为6 kV[22]，需要安装合适的SPD将变流器两侧电压限定在6 kV以内。此外，雷电流经SPD泄放入地，接地方式不同会影响SPD接入点电压大小，因此，选择合适的接地方式也是变流器防护的重要环节。

实验中发现，SPD接入点与变流器入口侧存在线路寄生电感、变流器工作时产生谐波电压都会影响SPD参数选型。

1.3 实验设计方案

为了保护变流器免遭雷击侵害，笔者设计SPD接地方式选取及SPD选型两个实验，实验方案如下：

实验一：SPD接地方式选取

冲击电流发生器产生浪涌电流，按照以下三种方案注入变流器中，比较不同接地方式下过电压情况，寻找最佳接地方式。为了保护变流器，首先在变流器不工作的情况下进行实验。

方案一：变流器不工作，浪涌电流从电网侧注入变流器；方案二：变流器不工作，浪涌电流从发电机侧注入变流器；方案三：变流器正常工作，选取方案一、二中最佳接地方式，比较过电压保护效果。

实验二：SPD选型

取实验一中最佳接地方式，比较不同参数SPD对过电压抑制效果，选取保护效果最好的SPD。实验方案如下：

方案一：变流器正常工作，浪涌电流从电网侧注入变流器；方案二：变流器正常工作，浪涌电流从发电机侧注入变流器。

目前风电场主要采用永磁直驱风电机组和双馈风电机组，由于针对此两种风电机组变流器保护设计的SPD接地方式选取及SPD选型实验结果类似，下节分别对永磁直驱风电机组变流器SPD接地方式选取实验和双馈风电机组变流器SPD参数选取实验进行描述和分析。

2 实验结果分析

2.1 永磁直驱风电机组变流器SPD接地方式选取实验

实验电路如图1所示。在永磁直驱风电机组的变流器两侧分别并联接入SPD，近风电机组出口侧接690/380 V变压器以提供自身控制系统用电，因此需要加装SPD保护风电机组控制电路。实际风电场中，SPD接入点与变流器相距不远，SPD可经变流器金属框架、铜带、电缆单独接地，也可采取多种方式混合接地，图2为变流器经铜带接地实验现场图。

图1 永磁直驱风电机组SPD接地实验电路图Fig.1 Experiment circuit of the grounding of SPDs in directdriven permanent-magnetic wind turbines

图2 变流器经铜带接地Fig.2 The converter by copper grounding

实验选取8/20 μs标准雷电流波形，浪涌电流I0幅值为15 kA。由于本实验重点考察不同接地方式对变流器的保护效果，暂选用SPD参数如下：Uc=600 V；Imax=25 kA；In=15 kA；Up=3 kV，SPD参数差异及线路寄生电感对过电压防护效果的影响将在实验二中具体讨论。为表述简洁，定义SPD经变流器金属框架接地为G1类接地方式，经铜带接地为G2类接地，经电缆接地为G3类接地。

方案一：变流器不工作，雷电流从网侧注入。实验结果如表1所示。U1为网侧SPD接入点电压，U2为控制电路前SPD接入点电压，I1、I2分别为流入变流器和控制电路的电流，各测量点位置均已在图1中标注。

方案二：变流器不工作，雷电流从发电机转子侧注入。实验结果如表2所示。U3为发电机侧SPD接入点电压，U4为SPD残压，I3为SPD泄放电流。

由表1及表2可知，SPD采用合适的接地方式后可将雷电过电压限制在变流器耐压值6 kV[22]以内且可以泄放绝大部分雷电流。比较不同的接地方式，除SPD仅经电缆接地外，其他接地方式都能满足变流器防护要求。SPD经两种方式混合接地对过电压抑制效果优于单一方式接地，经变流器框架与电缆共同接地对过电压抑制效果最好。此外，控制电路前变压器一侧为三角形接线，浪涌电流无法通过，实验中测得I2点电流为0。

方案三：变流器正常工作，选取方案一、二中最佳接地方式：经变流器框架和电缆共同接地，浪涌电流从电网测注入，实验结果如表3所示。

表1 雷电流从网侧注入时测量点数据Table 1 The measuring point data for surge current injected from grid

表2 雷电流从发电机转子侧注入时测量点数据Table 2 The measuring point data for surge current injected from the rotor side

表3 变流器工作，取最佳接地方式时测量点数据Table 3 The measuring point data when the converter works with the best earthing mode

变流器处于工作状态时，会分流一部分浪涌电流，变流器侧电压较不工作时更低。表3实验数据可以证明，SPD经变流器框架与电缆或铜带共同接地可以较好抑制雷电浪涌过电压，维持设备正常运行。

2.2 双馈风电机组变流器SPD参数选取实验

本实验选取双馈风电机组，浪涌电流主要通过SPD泄放入地，由于SPD参数差异，其浪涌电流泄放能力不同。实验二分别在变流器冷态（不工作）与热态（正常工作）下模拟发电机转子侧和电网侧遭雷电浪涌冲击，选取目前市场上常见的几种SPD型号，对比分析过电压保护效果。

实验电路如图3所示。由2.1节结果可知，本实验采取SPD经变流器框架与电缆共同接地。实验选取8/20 μs标准雷电流波形，对于不同型号SPD，浪涌电流I0幅值取其标称放电电流。

图3 双馈风电机组SPD参数选取实验电路图Fig.3 Experiment circuit of the parameter selection of SPDs in double fed induction generators

SPD通常安装于雷电防护区域交界处，网侧SPD位于LPZ0区与LPZ1区交界，发电机转子侧SPD位于LPZ1与LPZ2区交界[21]；根据IEC 62305-4及IEC 61400-24，网侧选用I类SPD，发电机转子侧选用Ⅱ类SPD。主要参数如表4、表5所示。其中，UC为SPD的最大持续工作电压；In为SPD标称放电电流，波形为8/20 μs；Iimp为I类SPD的冲击电流，波形为10/350 μs；Imax为Ⅱ类SPD的最大放电电流，，波形为8/20 μs；Up为SPD的电压保护水平，是表征SPD限制接线端子间电压的性能参数。

表4 实验选用Ⅰ类SPD参数（近电网侧）Table 4 Experimental selection of parameters of SPDs with classⅠ（near grid side）

表5 实验选用Ⅱ类SPD参数（近发电机转子侧）Table 5 Experimental selection of parameters of SPDs with classⅡ（near rotor side）

方案一：变流器不工作，冲击雷电流分别从机侧、网侧注入。各型号SPD在冲击电流施加不同相时，SPD接入点（图3中P、R）最大电压如图4所示。

方案二：变流器正常工作，冲击雷电流分别从机侧、网侧注入，实验数据如图5所示。

通过图4、图5实验数据结合表4、表5，a、b型号SPD的In相等，b型号Up值较小，SPD接入点电压较a型号明显偏小，三种Ⅱ类SPD也有类似的对比数据。此外，b、c型号Up值相同，c型号实验中遭受35 kA冲击电流，大于b型号的25 kA，因此c型号SPD接入点电压较大。对比图4、图5，变流器正常工作时，一部分浪涌电流向变流器分流，因此各实验情况下，SPD接入点电压较变流器不工作时小。综上所述，SPD接入点电压与施加冲击电流幅值呈正相关；SPD的Up值越小对过电压的抑制效果越好。浪涌电流I0取25 kA时，电压保护水平Up为2.5 kV的SPD能够满足变流器绝缘配合的要求。

图4 方案一SPD接入点最大电压Fig.4 The maximum voltage at the SPD access point in case one

图5 方案二SPD接入点最大电压Fig.5 The maximum voltage at the SPD access point in case two

2.3 线路寄生电感对SPD选型影响

实际情况中，SPD接入点与变流器入口侧往往通过一小段线路连接，如图6所示，线路的等值电感称为线路寄生电感，浪涌电流入侵时，线路寄生电感会产生电压降，见式（1）：

式中：UL为线路两端电压降；L为线路寄生电感；di/dt为浪涌电流陡度[23]。虽然L值很小，但浪涌电流陡度很大，线路两端会产生明显的电压差。因此被保护设备入口侧电压将高于SPD接入点电压。SPD参数选型实验中，在发电机转子侧增加一个电压测量点Q（U6），用于考察线路寄生电感对保护设备入口侧电压抬升的影响。具体实验数据如表6所示，U5、U6分别为SPD接入点与变流器入口侧电压，即图3中P、Q点；UL为线路两端电压降。选取各型号SPD电压抬升最严重情况，其实验现场示波器波形如图7所示。

图6 SPD接入点与变流器间连接线路Fig.6 The connection lines between the SPD access point and the converter

由表6及图7可知，在各实验情况下，U6点电压均高于U5点，其中f型号SPD浪涌电流从B相注入时寄生电感对变流器入口侧电压抬升最严重。图7中的绿线为SPD接入点电压U5，在SPD动作后电压迅速下降；而由于线路电感中电流不能发生突变，图7中的蓝线，即变流器入口侧电压U6在SPD动作后先小幅上升，再下降，线路两端电压降UL最大可达6 kV，将严重削弱保护效果。GB 50343规定SPD连接线路长度不宜超过0.5m[24]。

表6 SPD接入点与变流器连接线两端电压最大值Table 6 The maximum voltage between the connection line of the SPD access point and the converter

2.4 变流器产生的谐波电压对SPD选型影响

e、f型号SPD的最大持续工作电压UC=760 V，为最大交流电压有效值[25]，其幅值为1 074.64 V。实验中监测到变流器正常工作时转子侧出现幅值约1 350 V的谐波电压，如图8所示。由于谐波电压震荡频率较高，会导致SPD频繁动作而有电流流过，使得压敏电阻（MOV）升温，触发SPD内部脱离器误动作，SPD将迅速失效。实验中e、f型SPD均出现此类情况，更换UC为1000 V的d型号产品则可以正常工作。因此，SPD选型时应考虑变流器的谐波电压，选取SPD的最大持续工作电压幅值大于谐波电压的型号。

图7 各型号SPD电压抬升最严重情况实验波形Fig.7 Oscillogram of the most serious voltage rise cases of each SPD model

图8 变流器转子侧谐波电压Fig.8 Oscillogram of the harmonic overvoltage at rotor side of the converter

3 结论

风电机组变流器两侧加装SPD可有效防护雷电浪涌冲击。笔者通过两个实验，研究SPD接地方式及型号参数对变流器的保护效果，并考虑谐波电压对SPD选型的影响，得出结论如下。

1）SPD经两种方式混合接地对雷电浪涌产生的过电压抑制效果优于单一方式接地，实验结果表明最佳接地方式为经变流器框架与铜带或电缆共同接地。

2）连接变流器控制电路的变压器高压侧为三角形接线，可有效防止浪涌电流分流，保证控制电路正常工作。

3）变流器遭雷电浪涌入侵时，SPD的电压保护水平Up越小对过电压的抑制效果越好；浪涌电流I0为25 kA时，电压保护水平Up取2.5 kV能够满足变流器雷电防护要求。

4）线路寄生电感会使被保护设备入口侧电压有明显抬升，严重削弱过电压保护效果。

5）谐波电压会使SPD频繁导通，导致脱离器误动作造成保护失效，应选取最大持续工作电压幅值大于谐波电压幅值的SPD型号。

[1]汪宁渤，马彦宏，丁 坤，等.酒泉风电基地脱网事故频发的原因分析[J].电力系统自动化，2012，36（19）:42-46.WANG Ningbo，MA Yanhong，DING Kun，et al.Analy⁃sis on root reasons of WTGs nuisance tripping in Jiuquan wind power base[J].Automation of Electric Power Sys⁃tems，2012，19:42-46.

[2] LILJESTR L，SANNINO A，BREDER H，et al.Tran⁃sients in collection grids of large offshore wind parks[J].Wind Energy，2008，11（1）:45-61.

[3]张新燕，孟瑞龙，梅生伟，等.含大规模风电送端系统对直流系统的影响[J].高电压技术，2015，41（3）:730-738.ZHANG Xinyan，MENG Ruilong，MEI Shengwei，et al.Impact on HVDC systems by the sending AC system with Large-scale wind farms[J].High Voltage Engineering，2015，41（3）:730-738.

[4]中国可再生能源学会风能专业委员会（CWEA）.2014年中国风电装机容量统计[J].风能，2015（2）:36-49.Chinese Wind Energy Association（CWEA）.Statistics of wind power installed capacity in China in 2014[J].Wind Energy，2015：（2）:36-49.

[5]YASUDA Y，UNO N，KOBAYASHI H，et al.Surge analy⁃sis on wind farm when winter lightning strikes[J].Energy Conversion IEEE Transactions on，2008，23（1）:257-262.

[6]RODRIGUES R B，MENDES V M F，CATALAO J P S，et al.Analysis of the thunderstorm activity in Portugal for its application in the lightning protection of wind turbines[J].IEEELatinAmericaTransactions，2009，7（5）:519-526.

[7]肖翔，张小青，李 聪.风电机组雷电过电压的仿真分析[J].电工技术学报，2015，30（24）:237-244.XIAO Xiang，ZHANG Xiaoqing，LI Cong.Simulation analysis on overvoltage in wind turbines by lightning stroke[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2015，30（24）:237-244.

[8]潘俊文，罗日成，唐祥盛，等.风电场架空集电系统雷电暂态过电压分析[J].高压电器，2015（10）:34-39.PAN Junwen，LUO Richeng，TANG Xiangsheng，et al.Analysis on lightning transient overvoltage of overhead Line power collection system in wind power plant[J].High Voltage Apparatus，2015（10）:34-39.

[9]赵海翔，王晓蓉.雷击引起风电场的地电位升高问题[J].高电压技术，2003，29（3）:13-15.ZHAO Haixiang，WANG Xiaorong.Analysis of ground po⁃tential rise of wind farm grounding systems[J].High Volt⁃age Engineering，2003，29（3）:13-15.

[10]RADICEVIC B M，SAVIC M S.Experimental research on the influence of wind turbine blade rotation on the charac⁃teristics of atmospheric discharges[J].Energy Conversion IEEE Transactions on，2011，26（4）:1181-1190.

[11]RADICEVIC B M，SAVIC M S，BADEA I.Impact of wind turbine blade rotation on the lightning strike incidence[C]//International Conference on Lightning Protection.Vi⁃enna，Austria:IEEE，2012:1-9.

[12]ROMERO D，MONTANYA J，VINCK J.Test and simula⁃tion of lightning current distribution on a wind turbine blade[C]//International Conference on Lightning Protec⁃tion.Shanghai，China:IEEE，2014:1720-1724.

[13]ZHOU Q，LIU F，CHENG Y，et al.Experimental study on the surge protection of converters in direct-driven per⁃manent-magnetic wind turbines[C]//International Sympo⁃sium on Lightning Protection.Balneario Camboriu，Brazil:IEEE，2015:186-190.

[14]IKEDA Y，NAGAOKA N，BABA Y.Lightning surge anal⁃ysis on wind farm with interconnecting grounding wire us⁃ing circuit model for vertical conductor[C]//Power Engi⁃neering Conference.Stoke on Trent，England:IEEE，2015:1-6.

[15]杨文斌，周 浩.风电机组过电压保护与防雷接地设计[J].高电压技术，2008，34（10）:2081-2085.YANG Wenbin，ZHOU Hao.Design for overvoltage pro⁃tection and lightning grounding of wind turbine[J].High Voltage Engineering，2008，34（10）:2081-2085.

[16]方志，邱毓昌.电子设备的雷电浪涌抗扰性试验[J].高压电器，2001，37（4）:18-19.FANG Zhi，QIU Yuchang.Surge immunity tests for elec⁃tronic devices[J].High Voltage Apparatus，2001，37（4）:18-19.

[17]王建国，周 蜜，刘 洋，等.雷击浪涌抗扰度试验中的耦合/去耦网络[J].高电压技术，2007，33（11）:84-87.WANG Jianguo，ZHOU Mi，LIU yang，et al.Coupling and decoupling network（CDN）for lightning surge immuni⁃ty test[J].High Voltage Engineering，2007，33（11）:84-87.

[18]刘 嵘，刘学忠，王 莹，等.风力发电机定子绕组雷电过电压分布的仿真（英文）[J].高电压技术，2011（11）:2680-2685.LIU Rong，LIU Xuezhong，WANG Ying，et al.Simula⁃tion of lightning overvoltage distribution on stator windings of wind turbine generators[J].High Voltage Engineering，2011（11）:2680-2685.

[19]杨珍贵，杜 雄，孙鹏菊，等.风电全功率变流器参数对可靠性的影响分析[J].电工技术学报，2015，30（16）:137-145.YANG Zhengui，DU Xiong，SUN Pengju，et al.Analysis of effect of the converter parameters on Full-Rated wind power converters reliability[J].Transactions of China Elec⁃trotechnical Society，2015，30（16）:137-145.

[20]李辉，刘盛权，李 洋，等.考虑多热源耦合的风电变流器IGBT模块结温评估模型[J].电力自动化设备，2016，36（2）:51-56.LI Hui，LIU Shengquan，LI Yang，et al.Junction temper⁃ature evaluation model for IGBT module of wind-power converter considering multi-thermal coupling[J].Electric Power Automation Equipment，2016，36（2）:51-56.

[21]IEC 61400-24 Wind turbines-Part 24:Lightning protec⁃tion[s].IEC，2010.

[22]NED Mohan，UNDELAND TORE M，ROBBINS WIL⁃LIAM P.Power Electronics:Converters，Applications and Design[M].Aurora，IL，USA:Wiley press，2002:45-52.

[23]王涪德，钟国明，吕许君.寄生电感对SPD的影响[J].低压电器，2009（22）:43-45.WANG Fude，ZHONG Guoming，LV Xujun.Influence of parasitic inductance on SPD[J]，Low Voltage Apparatus，2009（22）:43-45.

[24]GB 50343-2004建筑物电子信息系统防雷技术规范[S].2004.

[25]GB 18802.1-2011低压电涌保护器（SPD）第1部分：低压配电系统的电涌保护器性能要求和试验方法[S].2011.