海上風(fēng)機一體化電磁暫態(tài)模型與雷電暫態(tài)過電壓研究

王國政 ，張 黎 ，吳 昊 ，趙 彤 ，鄒 亮

（1.山東大學(xué) 電氣工程學(xué)院，山東 濟南 250061；2.山東大學(xué) 山東省特高壓輸變電技術(shù)與裝備重點實驗室，山東 濟南 250061）

0 引言

在能源問題日益嚴(yán)峻的形勢下，風(fēng)能逐步成為當(dāng)今世界上發(fā)展最為迅速、應(yīng)用最為廣泛的可再生能源［1-3］。風(fēng)機作為風(fēng)能資源開發(fā)利用的直接載體，隨著風(fēng)電場的海洋化及大容量發(fā)電機組的投入使用，風(fēng)機的高度越來越高。再加之海洋環(huán)境潮濕多雨、接地環(huán)境復(fù)雜、雷暴現(xiàn)象頻繁，使得海上風(fēng)機遭受雷擊的概率大幅增加。根據(jù)國際電工委員會統(tǒng)計的實際運行情況顯示，在雷暴活動頻繁的區(qū)域由雷擊造成風(fēng)機的損壞率高達(dá)14%。風(fēng)機是風(fēng)電場中最貴重的組成部分，其成本超過風(fēng)電工程總投資的60%。雷擊不僅會造成風(fēng)機本身損壞，嚴(yán)重時還會造成風(fēng)電場停運，甚至威脅到電網(wǎng)的安全運行［4］。因此海上風(fēng)機的雷擊防護已經(jīng)成為目前亟需解決的重大技術(shù)問題。

風(fēng)機遭受雷電襲擊時，攜帶巨大能量的雷電流一般會在機組槳葉頂端的接閃器（或機艙尾部的避雷針）注入，由槳葉內(nèi)部布設(shè)的金屬導(dǎo)體引流，再經(jīng)機艙的導(dǎo)流路徑進(jìn)入塔體頂端，經(jīng)過塔體進(jìn)入風(fēng)機的接地裝置，最終泄流進(jìn)入大地。雷電流在整個泄流的暫態(tài)過程中，會導(dǎo)致風(fēng)機各部位出現(xiàn)電位躍升現(xiàn)象，可能對設(shè)備造成反擊或絕緣損壞［5］。機艙處存在電力系統(tǒng)和控制系統(tǒng)等大量電氣設(shè)備，對其過電壓的防護顯得尤為重要。

目前國內(nèi)外學(xué)者對風(fēng)機防雷性能的研究主要有實驗研究和理論分析2種。在實驗研究方面，日本科學(xué)家Kazuo Yamamoto［6］按照實際風(fēng)機進(jìn)行縮比搭建風(fēng)機模型，并用電極模擬雷電發(fā)生器完成了雷擊模擬實驗，分析塔筒底部地電位升。但由于實驗研究耗資巨大［7］，實驗?zāi)Ｐ涂梢浦残圆混`活，以及實驗電源難以模擬雷電既是電壓源又是電流源的雙重特性，與實際風(fēng)機的等效性有待進(jìn)一步考證，所以現(xiàn)有針對雷擊風(fēng)機特性的研究以計算機理論分析為主。在理論分析方面，清華大學(xué)張波教授［8-9］利用矩量法探討了風(fēng)機接地裝置電位升的影響因素；文獻(xiàn)［10-12］利用時域有限差分（FDTD）法對風(fēng)機環(huán)形接地極進(jìn)行分析；文獻(xiàn)［13］考慮塔筒與傳輸線間雜散電容的影響，分析了塔筒內(nèi)部傳輸線的感應(yīng)過電壓。雖然現(xiàn)有針對風(fēng)機的雷電暫態(tài)響應(yīng)已有較多研究，但都以陸上風(fēng)機為主，沒有考慮海洋因素尤其是海水層對風(fēng)機暫態(tài)電位的影響，且專門針對機艙處暫態(tài)電位的研究較少。另外多數(shù)風(fēng)機建模一般采用傳統(tǒng)的經(jīng)驗公式［14-15］，不能體現(xiàn)葉片旋轉(zhuǎn)角度對波阻抗模型的影響。

本文首先結(jié)合海洋接地環(huán)境的分層特性，建立了海上風(fēng)機接地模型，提出了海上風(fēng)機沖擊接地電阻數(shù)值計算方法；根據(jù)海上風(fēng)機槳葉旋轉(zhuǎn)特性和圓錐天線理論，分別建立了槳葉和塔筒的波阻抗模型；在波阻抗模型基礎(chǔ)上搭建了雷擊風(fēng)機的ATP-EMTP仿真模型，并與傳統(tǒng)的波阻抗模型進(jìn)行比較；分析了海水深度、槳葉和塔體長度、雷電流參數(shù)、雷擊點和槳葉旋轉(zhuǎn)位置對機艙處暫態(tài)過電壓的影響。這對海上風(fēng)機防雷系統(tǒng)的設(shè)計具有一定的指導(dǎo)意義。

1 海上風(fēng)機雷電暫態(tài)效應(yīng)計算模型

當(dāng)海上風(fēng)機遭受雷擊時，雷電流在風(fēng)機上會形成一定的流通路徑，通常是經(jīng)過風(fēng)機槳葉、塔筒向下傳導(dǎo)至接地裝置。要準(zhǔn)確地分析風(fēng)機體上暫態(tài)過電壓的情況，需要準(zhǔn)確地建立風(fēng)機各部位的計算模型。

1.1 海上風(fēng)機沖擊接地電阻數(shù)值計算

海上風(fēng)機的接地系統(tǒng)設(shè)計與傳統(tǒng)的陸上風(fēng)機存在著較大差別。海上風(fēng)機普遍采用導(dǎo)管架基礎(chǔ)，考慮到經(jīng)濟性和施工的難易程度，一般工程上利用基礎(chǔ)作為自然接地體。目前海上風(fēng)機的基礎(chǔ)形式具體可細(xì)分為單樁式基礎(chǔ)、重力式基礎(chǔ)、吸力式基礎(chǔ)、多樁式基礎(chǔ)和漂浮 式 基 礎(chǔ)［16］。其 中，目前應(yīng)用最為廣泛的是單樁式基礎(chǔ)，其結(jié)構(gòu)示意圖見圖1。

圖1 單樁式海上風(fēng)機基礎(chǔ)示意圖Fig.1 Schematic diagram of single piled foundation of offshore wind turbine

接地電阻的計算采用土壤中點電流源格林函數(shù)求解，利用傅里葉變換、分離變量法［17］求解圓柱坐標(biāo)系下的拉普拉斯方程，獲得土壤中點電流源的電位函數(shù)為：

其中，φ（λ）和 γ（λ）為待定系數(shù)；J0（λr′）為第一類零階Bessel函數(shù)；λ為任意常數(shù)；r′為圓柱坐標(biāo)系下的徑向距離。

由于海上風(fēng)機接地環(huán)境分為海水層和土壤層，接地體被分成上、下2段圓柱體，需要分別進(jìn)行電位函 數(shù)計 算［18］。海上風(fēng)機接地示意圖如圖2所示。圖中，l為接地體總長度；a為基礎(chǔ)半徑；h1為上層海水深度；ρ1為上層海水電阻率；ρ2為下層海床砂石電阻率。可得到上層海水和下層土壤中接地體部分的電流密度分別為δ1與 δ2，其關(guān)系如式（2）所示。

圖2 海上風(fēng)機接地示意圖Fig.2 Grounding diagram of offshore wind turbine

其中，I為進(jìn)入接地極的總電流。

利用式（1）、式（2）可分別求出上層海水、下層土壤的電位函數(shù)φδ1、φδ2。由疊加原理可得到海洋雙層接地環(huán)境下單樁式風(fēng)機的沖擊接地電阻數(shù)值表達(dá)式為：

其中，k=（ρ2-ρ1）／（ρ2+ρ1）；αd為沖擊系數(shù)，考慮到單樁式基礎(chǔ)為垂直筒狀，其半徑遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于普通接地裝置中扁鋼的半徑，接地體周圍火花放電現(xiàn)象不明顯［19］，αd可取近似值1。

1.2 考慮旋轉(zhuǎn)因素的槳葉波阻抗建模

槳葉的旋轉(zhuǎn)會使槳葉的電容、電感等參數(shù)發(fā)生改變，由波阻抗定義式可知槳葉波阻抗也會隨之發(fā)生變化，這種變化隨著槳葉長度的增加愈加明顯。因此，要準(zhǔn)確地建立槳葉波阻抗模型，就要同時考慮旋轉(zhuǎn)角度、塔筒高度和槳葉長度的影響。由于海水導(dǎo)電性良好，可將海面視為良導(dǎo)體，計算時風(fēng)機及其關(guān)于海面的鏡像如圖3所示。圖中，l1、l2、l3和h分別為風(fēng)機3片槳葉長度和塔筒高度；l′1、l′2、l′3和 h′分別為風(fēng)機槳葉和塔筒關(guān)于海面的鏡像。

圖3 風(fēng)機及其鏡像示意圖Fig.3 Schematic diagram of wind turbine and its mirror image

采用平均電位法計算槳葉電容?？紤]到海上風(fēng)機高度遠(yuǎn)大于塔筒半徑，故可忽略塔筒半徑的影響，假設(shè)槳葉和塔筒均勻帶電且電荷都集中在軸線上，其電荷線密度為τ。根據(jù)圖3所示的幾何關(guān)系可以求得槳葉對地電容Cg、槳葉對塔筒電容Clh和槳葉間電容 Cl1／2，分別如式（4）—（6）所示。

其中，L為槳葉長度；ε為空間電導(dǎo)率；D為兩微元之間的距離。

導(dǎo)體的電感包括內(nèi)電感與外電感兩部分。但考慮到雷電流變化迅速，并且雷擊暫態(tài)過程時間比較短暫，一般在防雷電氣參數(shù)計算中，通常認(rèn)定內(nèi)電感可以忽略不計，僅考慮外電感即可［20］。對于空間導(dǎo)體而言，（外）電感為自感和互感之和。目前國內(nèi)外學(xué)者普遍運用電磁場理論中的Neumann積分法計算自感和互感［21］。根據(jù)槳葉幾何關(guān)系可以求得槳葉自電感 Lg、槳葉與塔筒的互感 Llh和槳葉間互感 Ll1／2，分別如式（7）—（9）所示。

其中，θ1、θ2、θ3分別為槳葉與槳葉鏡像、槳葉與塔筒、槳葉與槳葉之間的夾角；μ為空間磁導(dǎo)率。

由上述分析可以得到單個葉片的總電容、總電感，根據(jù)波阻抗的定義式可以求得葉片波阻抗如式（10）所示。

該槳葉波阻抗模型與傳統(tǒng)風(fēng)機槳葉波阻抗模型相比不僅考慮了槳葉的長度、塔筒的高度，還考慮了槳葉旋轉(zhuǎn)角度的影響。

1.3 海上風(fēng)機塔筒波阻抗模型

當(dāng)雷電流通過風(fēng)機塔筒時，將風(fēng)機的塔體視為一個垂直圓柱體，忽略上下底面半徑的差別。雷電流經(jīng)過風(fēng)機塔體的過程可視為以球面波的形式傳播［22］，與錐形天線的波過程相似，可采用圓錐天線理論［23-25］求其波阻抗。

圖4為海上風(fēng)機塔體部分的圓錐天線等效模型。圖中，H為塔體高度；r為上下底半徑。選取風(fēng)機塔體上某一微分元段dh，距離地面高度為hd，所形成的倒圓錐頂點O為圓柱中心在地面上的投影點，θd為圓錐頂角的一半。選取任意微元角dθ，并將點O與微分元段外邊界的距離標(biāo)記為R，則微圓弧的弧長即為Rdθ，并且根據(jù)圖中幾何關(guān)系可知：r=Rsinθd，

圖4 海上風(fēng)機塔體錐形天線模型Fig.4 Conical antenna model of offshore wind turbine tower

由圓錐天線理論可求得微分元段dh的波阻抗 Z′為：

沿著塔體求取積分并平均后，即可推導(dǎo)得出整個海上風(fēng)機塔體等效波阻抗Z為：

2 海上風(fēng)機一體化電磁暫態(tài)模型

2.1 雷電參數(shù)模型

雷電是一種隨機發(fā)生的大氣中云與云或云與地面之間的放電現(xiàn)象，自然界的雷電有正負(fù)極性之分，為了表述方便，研究中將其設(shè)定為正極性。由于雷電流雙指數(shù)模型可方便地進(jìn)行微分、積分，故采用雙指數(shù)模型模擬雷電流。其數(shù)學(xué)表達(dá)式如式（13）所示。

其中，I0為雷電流峰值；η為雷電流的峰值修正系數(shù)；α和β分別為由波頭時間和波尾時間決定的時間常數(shù)?；诶纂娪^測以及前人的研究［9，26］，本文采用8／20 μs標(biāo)準(zhǔn)雷電流波形模擬風(fēng)機所遭受的雷電流，雷電流峰值取120kA，參數(shù)α和β分別取7.713×104s和2.484×105s。根據(jù)文獻(xiàn)［21］對雷電流通道進(jìn)行簡化，忽略先導(dǎo)的影響和雷電流波形在放電通道內(nèi)的畸變，假設(shè)電通道垂直于地面且電流集中在通道的軸線上，利用彼得遜電流源等效電路代替雷電流放電過程，其中雷電流通道波阻抗取為300 Ω。

2.2 海上風(fēng)機一體化電磁暫態(tài)模型

根據(jù)上文建立的風(fēng)機槳葉、塔體波阻抗數(shù)學(xué)模型和海上風(fēng)機沖擊接地電阻模型，按照雷電流在海上風(fēng)機的實際泄流順序進(jìn)行連接，可得到海上風(fēng)機雷擊暫態(tài)一體化模型，如圖5所示。圖中，Zb1、Zb2、Zb3為風(fēng)機的3片槳葉波阻抗；Zt為風(fēng)機塔體部分的波阻抗；Rg為海上風(fēng)機等效沖擊接地電阻。

圖5 海上風(fēng)機雷擊暫態(tài)一體化模型Fig.5 Transient integration model of offshore wind turbine with lightning stroke

利用本文波阻抗計算方法和傳統(tǒng)風(fēng)機波阻抗計算方法［15］分別建立風(fēng)機一體化模型和傳統(tǒng)模型，并在ATP-EMTP軟件中進(jìn)行仿真，取塔筒頂端機艙處的暫態(tài)過電壓為研究對象，結(jié)果如圖6所示。

從仿真結(jié)果可以看出兩者在幅值和振蕩頻率上已有較為明顯的差別。新建的風(fēng)機一體化模型綜合考慮了槳葉旋轉(zhuǎn)角度、塔筒高度、槳葉長度等因素的影響，更加貼合實際的風(fēng)機運行狀態(tài)；傳統(tǒng)的風(fēng)機波阻抗模型在一定程度上夸大了雷擊過電壓的幅值，可能導(dǎo)致采用更高等級的防雷措施而增加不必要的成本。

圖6 一體化模型與傳統(tǒng)模型暫態(tài)電壓對比圖Fig.6 Transient voltage comparison between integration model and traditional model

3 海上風(fēng)機雷電沖擊暫態(tài)特性影響因素

以單樁式海上風(fēng)機作為仿真中的標(biāo)準(zhǔn)機型，機型參數(shù)如下：塔體高度H=120 m，塔體平均半徑rt=2.3 m，塔壁平均厚度0.0257 m，槳葉長度L=70 m，槳葉位置為圖7所示位置I，引下線半徑rb=0.001m，海水層深度h1=15m，海水電阻率ρ1=5Ω·m，砂石土壤電阻率ρ2=1500 Ω·m，接地基礎(chǔ)半徑rg=3 m，伸入海床部分長度h2=10 m，接地體總長lg=25 m。利用上述參數(shù)對海上風(fēng)機機艙處暫態(tài)電位進(jìn)行分析。內(nèi)部設(shè)備線路采用分離式接地系統(tǒng)，則內(nèi)部設(shè)備暫態(tài)電位升遠(yuǎn)小于機艙暫態(tài)電位，設(shè)備與機艙電位差可近似等于機艙電位［5］，故下述以機艙處暫態(tài)電位分析為主。

圖7 風(fēng)機槳葉的3種典型空間位置Fig.7 Three typical blade positions

3.1 海水層深度對風(fēng)機雷電沖擊暫態(tài)響應(yīng)的影響

對于海上風(fēng)機而言，海水層深度是影響海上風(fēng)機接地參數(shù)的一個重要因素。由式（3）可知，隨著海水層降低，海上風(fēng)機沖擊接地電阻會增大，當(dāng)海水層深度為0時，可以近似看作陸上風(fēng)機，根據(jù)土壤層電阻率不同，其沖擊接地電阻在［0，20） Ω［27］范圍內(nèi)變化。在不同海洋深度下，由一體化模型得到風(fēng)機機艙處的暫態(tài)電位如圖8所示。

圖8 海水層深度對暫態(tài)電壓的影響Fig.8 Effect of ocean depth on transient voltage

從仿真結(jié)果可以看出，機艙處暫態(tài)電位升的最大值與海水層深度無關(guān)，且最大值出現(xiàn)在第一個振蕩周期內(nèi)；隨著時間的推移，海水層越淺振蕩幅值衰減越快，當(dāng)海水層深度為0時，振蕩衰減最快。

由于風(fēng)機整體阻抗呈現(xiàn)感性，故在機艙處的電壓值可用式（14）表示。

其中，Leq為風(fēng)機等效電感；Req為風(fēng)機等效電阻；i為雷電流；di／dt為雷電流本身的變化和電流反射波變化兩部分之和，當(dāng)兩者變化同相時出現(xiàn)極大值，反相時出現(xiàn)極小值，故等號右邊第1項為振蕩項，所以機艙處電壓波形會出現(xiàn)明顯的振蕩現(xiàn)象。

在雷電流波前時間內(nèi)雷電流陡度很大，當(dāng)反射波與注入雷電流波同相時，di／dt的數(shù)值達(dá)到整個過程最大值，式（14）數(shù)值主要由等號右邊第1項決定，所以機艙處暫態(tài)電位最大值幾乎不受海水層深度的影響，而雙指數(shù)電流波在波前時間內(nèi)越靠前其陡度越大，所以過電壓最大值一般出現(xiàn)在第一個振蕩周期內(nèi)；當(dāng)反射波與注入雷電流波反相時，di／dt的絕對值減小，式（14）等號右邊第2項的作用體現(xiàn)出來，從而出現(xiàn)了圖8中暫態(tài)電壓在前幾個振蕩周期波谷處不重合、波峰處重合的現(xiàn)象，這種現(xiàn)象在接地電阻較大時（圖8中0曲線）最為明顯。

在雷電流波尾時間內(nèi)，雷電流陡度減緩，此時振蕩劇烈程度較波前時間內(nèi)有所降低。由于塔筒波阻抗數(shù)值大于接地電阻，而海水層越淺，沖擊接地電阻越大，故電流波反射系數(shù)越小，振蕩幅值越小。另外由于電阻消耗能量，接地電阻越大則振蕩衰減越快。

對比圖8中0曲線可以看出，海上風(fēng)機比陸上風(fēng)機的振蕩更加劇烈，在保證海上風(fēng)機接地體電位升允許的情況下，對接地裝置進(jìn)行處理，適當(dāng)增加接地電阻的阻值可有效地加快機艙處暫態(tài)電位的衰減速度。圖9為標(biāo)準(zhǔn)機型與接地裝置優(yōu)化到2 Ω時塔筒頂部電壓的對比圖。

3.2 槳葉長度和塔筒高度對風(fēng)機雷電沖擊暫態(tài)響應(yīng)的影響

保持其他參數(shù)不變，取不同槳葉長度（L=40 m、L=70 m與L=100 m）以及塔筒高度（H=90 m、H=120 m與H=150 m）進(jìn)行仿真，分析槳葉長度和塔筒高度對機艙處暫態(tài)電位躍升（見圖10）和振蕩頻率（見表1）的影響。

圖9 接地電阻優(yōu)化前后暫態(tài)電壓對比圖Fig.9 Comparison of transient voltage before and after optimization of ground resistance

圖10 槳葉長度和塔筒高度對暫態(tài)電壓峰值的影響Fig.10 Effect of blade length and tower height on transient voltage peak

表1 槳葉長度和塔筒高度對暫態(tài)電壓振蕩頻率的影響Table 1 Effect of blade length and tower height on transient voltage oscillation frequency

由圖10可以看出，隨著槳葉長度和塔筒高度的增加，風(fēng)機機艙處的暫態(tài)電位都呈現(xiàn)上升趨勢，但槳葉長度增加對塔筒頂端電位的影響較小。這是由于機艙處暫態(tài)電壓峰值可近似用式（15）表示。

其中，Up為機艙處電壓峰值；Uh和Ug分別為此刻塔筒和接地體上的電壓降，Uh與塔筒高度H正相關(guān)，Ug幾乎不變。當(dāng)風(fēng)機塔筒高度增加時，Uh隨之增大，Up明顯上升。風(fēng)機槳葉長度的增加對Uh和Ug的影響較小，所以Up變化不明顯。

由表1可看出，振蕩頻率與風(fēng)機槳葉長度和塔筒高度負(fù)相關(guān)。槳葉長度和塔筒高度的增加相當(dāng)于雷電流傳播路徑的增長，則機艙處暫態(tài)電位振蕩的頻率就減小，其頻率數(shù)值約等于 v／［4（H+L）］，其中v為雷電流波在風(fēng)機上的傳播速度。

3.3 雷電參數(shù)對風(fēng)機雷電沖擊暫態(tài)響應(yīng)的影響

波前時間與波尾時間是決定雷電流波形的2個主要參數(shù)，圖 11 為 4 ／20 μs、8 ／20 μs、8 ／50 μs 3 個不同雷電參數(shù)下的雷電流波。

圖11 不同雷電參數(shù)下的雷電流波Fig.11 Lightning current waveforms with different lightning parameters

利用上述3種不同波前、波尾時間的雷電流波形進(jìn)行仿真得到風(fēng)機機艙處暫態(tài)電位如表2所示?？煽闯隼纂娏鲄?shù)中波前時間對雷擊海上風(fēng)機暫態(tài)過程的影響較大。其原因仍可用式（14）進(jìn)行分析：由于雷電流的波前時間遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于波尾時間，當(dāng)波前時間減小時，高頻分量增加明顯，di／dt數(shù)值變大，則暫態(tài)電位峰值升高越明顯；而雷電流波尾比較平緩，波尾時間的改變對di／dt數(shù)值影響較小，則對機艙處暫態(tài)電位的影響也較小。

表2 不同雷電參數(shù)下雷擊暫態(tài)響應(yīng)情況Table 2 Transient response caused by lightning stroke with different lightning parameters

3.4 雷擊點對風(fēng)機雷電沖擊暫態(tài)響應(yīng)的影響

海上風(fēng)機遭受雷擊后，雷電流可能會從風(fēng)機槳葉尖端接閃器或機艙尾部避雷針注入，因此不同的雷擊點位置將改變雷電流在風(fēng)機上的泄流路徑，進(jìn)而對雷擊暫態(tài)過程產(chǎn)生影響。下面分別對雷電擊中風(fēng)機槳葉尖端接閃器和機艙尾部避雷針這2種不同雷擊點的情況進(jìn)行分析（見圖12），研究風(fēng)機機艙處暫態(tài)電位響應(yīng)情況。

圖12 雷擊點對暫態(tài)電壓峰值的影響Fig.12 Effect of lightning strike point on transient voltage peak

由圖12可以看出，雷電流流通路徑的改變，導(dǎo)致雷擊槳葉尖端接閃器時機艙處暫態(tài)電位峰值比雷擊機艙尾部避雷針時大約高出7.6%，這將增加機艙內(nèi)部電力系統(tǒng)和控制系統(tǒng)的雷擊損壞故障率。所以在機艙內(nèi)部設(shè)備的防雷設(shè)計中，應(yīng)以雷擊槳葉情況為研究對象。

3.5 槳葉旋轉(zhuǎn)位置對風(fēng)機雷電沖擊暫態(tài)響應(yīng)的影響

保持其他參數(shù)不變，選取3種典型的槳葉空間位置Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ，如圖7所示。

根據(jù)所建立的風(fēng)機波阻抗模型得到風(fēng)機在不同葉片旋轉(zhuǎn)角度下的暫態(tài)響應(yīng)，如表3所示。由表3可看出，隨著槳葉轉(zhuǎn)動，風(fēng)機機艙處暫態(tài)電壓峰值發(fā)生了變化。由1.1節(jié)可知，這主要是因為槳葉旋轉(zhuǎn)改變了風(fēng)機各部分電感、電容參數(shù)，從而改變了波阻抗，使得槳葉和塔筒交界處電流折反射系數(shù)發(fā)生改變。由對比結(jié)果可知，當(dāng)槳葉處于位置Ⅰ時，機艙處雷電暫態(tài)電位躍升為最高水平，此種情況下的雷擊對機艙內(nèi)部設(shè)備產(chǎn)生的危害最嚴(yán)重。

表3 槳葉位置對暫態(tài)電壓峰值的影響Table 3 Effect of blade position on transient voltage peak

結(jié)合3.4、3.5節(jié)，當(dāng)研究風(fēng)機機艙內(nèi)部絕緣水平時，要在雷擊位置Ⅰ槳葉尖端的情況下進(jìn)行分析，此時不僅風(fēng)機的引雷能力最強，而且機艙處的暫態(tài)電壓達(dá)到最大值。

4 結(jié)論

a.根據(jù)海上風(fēng)機環(huán)境的特點以及槳葉旋轉(zhuǎn)特性，建立了海上風(fēng)機的一體化多波阻抗模型；

b.海上風(fēng)機遭受雷擊時機艙處暫態(tài)過電壓振蕩幅值隨海水深度減小而減小，對于海上風(fēng)機而言，適當(dāng)增加接地電阻阻值可有效減緩機艙處暫態(tài)電壓的振蕩；

c.機艙處雷電暫態(tài)過電壓頻率主要受槳葉長度和塔筒高度的影響，其中塔筒高度的增加還會顯著提高機艙暫態(tài)電壓的幅值；

d.雷電流波前時間、雷擊點、槳葉旋轉(zhuǎn)位置都會對機艙暫態(tài)電壓峰值產(chǎn)生影響，在雷電防護設(shè)計時要對上述參數(shù)加以說明。

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