Elektrostatische Aufladung von Rotorblättern und deren Effekte auf das Überspannungsschutzsystem in Windparks Electrostatic Charging of Rotor Blades and Its Effects on Wind Parks Y. Méndez, T. Tsovilis, F. Asimakopoulou und Z. Politis, Raycap, München, Deutschland,
[email protected] W. Barton, Electric Power Systems: Wind Power, General Electric Company, Salzbergen, Deutschland M. Martínez Lozano, Universidad De La Salle Bajío, Mexiko
Kurzfassung Diese Veröffentlichung ist ein Versuch, die Hypothese der elektrostatischen Aufladung von Windturbinen-Rotorblätter darzustellen und anhand von Simulationsmodellen zu analysieren. Es ist wissenschaftlich erwiesen, dass Stürme oder Gewitter in ihrer unmittelbaren Umgebung die elektrische Feldstärke erhöhen und zu elektrostatischer Aufladung und Blitzentladung führen können. Dieser Effekt führt zu einer erhöhten Beanspruchung des Blitz- und Überspannungsschutzes von Windturbinen und wird zusätzlich durch Konstruktionsmaterialien (z.B. GFK oder CFK) verstärkt, die anisotrope dielektrische Eigenschaften besitzen. Schwerpunkt dieser Veröffentlichung ist es, die Effekte der auftretenden transienten Ausgleichsvorgänge auf das Überspannungsschutzsystem zu untersuchen.
Abstract Overvoltages in form of surges may be the result of electromagnetic traveling waves caused by lightning strikes, especially if the earthing (grounding) system of the wind turbines (WTs) is galvanic connected to each other in order to ensure a common earth potential in the wind park (WP) and reduce further touch and step voltage. The object of this paper is to present a theoretical approach of the hypothesis of electrostatic charging of rotor blades during storms and its effects on the lightning protection and overvoltage protection systems; taking into consideration the increasing physical dimensions of multi-megawatt wind turbines and a particular wind turbine’s electrical topology.
1
Einleitung und Motivation
Es wurde in Forschungsgremien wissenschaftlich nachgewissen, dass während eines Sturmes und vor einer Blitzentladung die elektrische Feldstärke erhöht wird [1], [2]. Aus dieser Aussage lässt es sich ableiten, dass vor, während und kurz nach einem Sturm erhöhte elektrische Aktivität vorherrschen kann und eventuell die elektrostatische Aufladung von Rotorblättern begünstigen könnte. Diese Hypothese wurde auch von Fachpersonal bestätigt, welches Glimmentladungen an Stellen in der Gondel oder am Rotorblatt beobachten konnte. Ein Beispiel dafür ist in Bild 1 dargestellt [3].
Bild 1 Permanente elektrische Lichtbogenentladung, verursacht durch elektrostatische Aufladung am Rotorblatt, in der Nähe des Pitch-Systems. (Rot umrandet).
Kommerzielle Rotorblätter moderner Windturbinen werden oft mit glas- (GFK) oder carbonfaserverstärkten Kunststoff (CFK) hergestellt, die anisotrope Eigenschaften in Bezug auf Dielektrizitätszahl und elektrischer Leitfähigkeit aufweisen. Diese Parameter spielen eine wichtige Rolle, wenn das Rotorblatt-Material erhöhten elektromagnetischen Feldern ausgesetzt wird. Der Trend zu immer größeren und massereicheren Windturbinen lässt erwarten, dass sich zunehmend transiente Ausgleichvorgänge (Wanderwellen) ereignen, wenn elektrostatische Aufladung bzw. Entladung in Form von Blitzen stattfinden. Dieser Effekt wird spürbar, wenn die Erdungssysteme der Windturbinen eines Windparks mit einander galvanisch verbunden sind, wie dies in IEC-61400-24 empfohlen wird [4].
2
Theorie und Simulationsmodelle
2.1
Windturbine und Windpark
Die Komponenten der Windturbine wurden als Stoßimpedanzen mit einer bestimmten Ausbreitungsgeschwindigkeit simuliert. Bild 2 zeigt eine vereinfachte Version des Ersatzschaltbildes einer Windturbine. Andere Komponente, wie z.B. Turm, Generator, Verteilungssystem, Rotorblatt- und Gondellager wurden ebenfalls in der Simulation berücksichtigt. Die Topologie der ausgewählten Windturbine wird im Bild 3 dargestellt und in [5] und [6] geschildert. Die Besonderheit dieser Topologie liegt daran, dass der Ständer des
ZRnn
Down conductor: R
ZR22
ZR11
Asynchrongenerators mit einer Spannung von 4,16 kV und der doppeltgespeiste gewickelte Läufer (Rotor) mit 0,575 kV @ 60 Hz angeregt ist.
Z
Z Tnn
Sn n
Z T22
Z
S2 2
Z T11
Z
ZTower
S1 1
Down conductor: T
REarth
Down conductor: S
Bild 2 Referenzen für die Simulationsmodelle.
Bild 4 V-I-Kurve: Überspannungsschutz an der Niederspannungsseite (0,575 kV). Die V-I-Kurve der Überspannungsschutzgeräte an der Mittelspannungsseite (4,16 kV) wird im Bild 5 dargestellt. Sie sind am Hauptspeisepunkt des Ständers (Stator) in der Gondel und an der Mittelspannungsseite (4,16 kV) des Haupttrafos am Turm angeschlossen. Die Mittelspannung wird von der Sekundärwicklung des Haupttrafos bereitgestellt und erfordert 2 Sätze pro Windturbine.
Bild 3 Elektrisches Ersatzschaltbild der Windturbine mit Drei-Wicklungstrafo und Umrichter. Für diese Studie wurde die folgende Vereinfachung angenommen: Der Asynchrongenerator wird als Ideal-Trafo angenähert, da der Schwerpunkt dieser Analyse die hochfrequente kapazitive Kopplung zwischen Ständer und Läufer während transienter Vorgänge bis im MHz-Bereich ist. Auf diese Aussage wird in [5] näher eingegangen.
2.2
Überspannungsschutz
Da der Schwerpunkt dieser Studie, die Effekte der elektrostatischen Auf- und Blitzentladung auf den Überspannungsschutz ist, wird dieser in Bezug auf die Nieder(0,575kV), Mittel- (4,16 kV) und Hochspannung (34,5 kV) näher erläutert. Die V-I-Kurve der Überspannungsschutzgeräte an der Niederspannungsseite (0,575 kV) wird im Bild 4 dargestellt. Sie sind am Hauptspeisepunkt des Läufers in der Gondel, an der Niederspannungsseite (0,575kV) des Haupttrafos am Turm und an der Niederspannungsseite (0,575kV) des Hilfstrafos an der Gondel angeschlossen. Der Überspannungsschutz an der Niederspannungsseite erfordert in dieser Studie drei Sätze pro Windturbine.
Bild 5 V-I-Kurve: Überspannungsschutz an der Mittelspannungsseite (4,16 kV). Die V-I-Kurve der Überspannungsschutzgeräte an der Hochspannungsseite (34,5 kV) wird im Bild 6 dargestellt. Sie sind am Hauptspeisepunkt an der Hochspannungsseite (34,5 kV) des Haupttrafos am Turm angeschlossen. Die Hochspannung wird vom Verteilsystem bereitgestellt, ermöglicht die elektrische Anbindung zwischen den Windturbinen im Windpark und erfordert ein Satz pro Windturbine. Für diese Studie werden die Windturbinen mittels Hochspannungskabel miteinander galvanisch angeschlossen, darüber hinaus werden die Erdungssysteme der Windturbinen ebenfalls miteinander verbunden.
Bild 6 V-I-Kurve: Überspannungsschutz an der Hochspannungsseite (34,5 kV).
2.3
Elektrostatische Aufladung und Blitzentladung
Als erster Ansatz fand die Cohen-Theorie in dieser Studie Anwendung [7], [8] und [9]. Sie ist in Gleichung (1) beschrieben und Bild 7 dargestellt. Es spiegelt die elektrostatische Aufladung durch den Reibungseffekt zwischen Luft und einer Oberfläche mit anschließend Blitzentladung wider.
SW1
wird, wird duch das Blitzchutzsystem in das Erdungssystem sicher weitergeleitet. Unmittelbar vor der Blitzentladung: eine Erhöhung der Aufladung regt die Rotorblätter (50 – 100 kV/m) an. Während der Blitzentlaudng: die elekrische Feldstärke bricht zusammen und wird mit dem Ersatzschaltbild von [10] nachgebildet, das die elektrostatische Entladung simuliert. Die Blitzenladung selbst wird mit dem HeidlerStoßstrom-Modell dargestellt.
Das Ersatzschaltbild vom Bild 7 stellt die Rotorblätter und das Modell der elektrostatischen Auf- und Blitzentladung dar, wobei die Quelle Vesd1 die elektostatische Aufladung vor der Blitzentladung und die Quelle Vesd2 den Zusamenbruch der Spanunng während der Blitzentladung simuliert. Die ideale Schalter SW1, SW2 und SWChg, Widerstände Rd (330 Ohm) und Rch (0.1 Ohm), Kondensator C (150 pF) und Induktivität Ld (3 µH) sind Bestandteile des Ersatzschaltbildes und dienen der Steuerung der elektrostatichen Auf- und Blitzentladung. Die Ionisierung der Luft wird in dieser Studie nicht berücksichtigt und der Luftwiderstand spiegelt den Widerstand Renv (1E10 Ohm) in Bild 7 wider. Stirnzeit
Rückenhalbwertzeit
Tstart
25 kV
-
-
≤ 50µs
100 kV
-
-
≤ 45µs
Quelle
Wert
Vesd1 Vesd2
Vesd1
V
Blades SW2
Blades
Rd
ESD based on 61400-4-2 Ld SWChg Rch
C
Vesd2
Renv
Heidler 200 kV 10µs 350µs ≥ 50µs Tabelle 1 Parameter der elektrostatischen Aufladung und Blitzentladung.
V
V
V
Blitz I
WT1 Blades
Bild 7 Modell der elektrostatischen Auf- und Blitzentladung und Rotorblätter. Die Annahme besteht darin, dass die Rotorblätter der Windturbine elektrisch bis zu einer gewissen elektrischen Spannung aufgeladen werden. Dieser Effekt wird in Bezug auf die elektrische Feldstärke vergrößert, wenn ein Sturm sich der Windturbine nähert. Gleichung (1) stellt dieses Verhältnis dar: 𝜌𝑎𝑐 = 15 ∙ 10
−6
∙ (𝜀𝑟2 − 𝜀𝑟1 ) [C/m ] 2
(1)
wobei, 𝜀𝑟1 und 𝜀𝑟2 die Dielektrizitätszahlen für Luft (ca. 1,00) und Rotorblattmaterial (ca. 2,40) sind und folgende Annahmen berücksichtigen: Die elektrostatische Aufladung vor der Blitzentladung wird als eine Gleichspannungsquelle mit einer Reibungsgeschwindigkeit von ca. 12 m/s oder 20 – 25 kV repräsentiert. Der Ladungsträgerüberschuss, der weiter von der elektrostatische Aufladung zur Verfügung gestellt
Eine ausführliche Beschreibung und Annahme der Modelle kann in [5] nachgeschlagen werden.
3
Windpark
Die Simulationen wurde mit dem Programm EMTP-ATP durchgeführt und bestehen aus folgenden Merkmalen:
Stahl-Turmhohe: 140 m
Rotorblattlänge: 56 m
Rotorblattmaterial: GFK
Entfernung zwischen den Windturbinen: 300 m mit insgesamt 5 Windturbinen für diese Studie
Die Blitzentladung wurde an der Rotorblattspitze (“Tip”) eingespeist und mit den Parametern der Tabelle 1 simuliert
Gesamtsimulationszeit: 100 µs und Zeitschritt (delta t): 10 ns
Spezifischer Erdwiderstand 200 Ohmm (mooriger Boden oder Sand)
3.1
Transiente Ausgleichsvorgänge mit elektrostatischer Aufladung (EA)
Die kurze Dauer der elektrostatischen Aufladung bewirkt eine Erhöhung der Scheitelwerte des transienten Verlaufes (Bild 8 und Bild 9).
3.2
Ohne elektrostatische Aufladung ist ein geringerer Ausschlag der Scheitelwerte des transienten Verlaufes zu verzeichnen (Bild 11 und Bild 12).
50
50
[kV]
[kV]
40
40
30
30
20
20
10
10
0
0
-10 0,00
0,02
0,04
0,06
(f ile WP_Fachtagung14_w_EC_200_Ohmm.pl4; x-v ar t) v :WT1SSA-WT1SG v :WT1SSC-WT1SG
0,08
[ms] 0,10
-10 0,00
0,02
0,04
0,06
(f ile wp_f achtagung14_wo_ec_200_ohmm.pl4; x-v ar t) v :WT1SSA-WT1SG v :WT1SSC-WT1SG
v :WT1SSB-WT1SG
Bild 8 Windturbine 1 (vom Blitz getroffen): Transiente Vorgänge (Spannung) an der Mittelspannungsseite des Haupttrafos (4,16 kV) mit EA und Erde = 200 Ohmm.
0,08
[ms] 0,10
v :WT1SSB-WT1SG
Bild 11 Windturbine 1 (vom Blitz getroffen): Transiente Vorgänge (Spannung) an der Mittelspannungsseite des Haupttrafos (4,16 kV) ohne EA und Erde = 200 Ohmm. 8000
8000
[V]
[V] 6000
6000
4000
4000
2000
2000
0
0
-2000
-2000
-4000
-4000
-6000
-6000
-8000 0,00
Transiente Ausgleichsvorgänge ohne elektrostatischer Aufladung (EA)
0,02
0,04
0,06
(f ile WP_Fachtagung14_w_EC_200_Ohmm.pl4; x-v ar t) v :WT5SSA-WT5SG v :WT5SSC-WT5SG
0,08
[ms] 0,10
-8000 0,00
0,02
0,04
0,06
(f ile wp_f achtagung14_wo_ec_200_ohmm.pl4; x-v ar t) v :WT5SSA-WT5SG v :WT5SSC-WT5SG
v :WT5SSB-WT5SG
0,08
[ms] 0,10
v :WT5SSB-WT5SG
Bild 9 Windturbine 5 (am weitesten entfernt): Transiente Vorgänge (Spannung) an der Mittelspannungsseite des Haupttrafos (4,16 kV) mit EA und Erde = 200 Ohmm.
Bild 12 Windturbine 5 (am weitesten entfernt): Transiente Vorgänge (Spannung) an der Mittelspannungsseite des Haupttrafos (4,16 kV) ohne EA und Erde = 200 Ohmm.
Bild 10 und Bild 14 zeigen den transienten Verlauf an der Windturbine 1 und 5 mit EA. Eine hochfrequente Schwingung ist anhand der DC-Komponente der elektrostatischen Aufladung zu sehen.
Bild 13 und Bild 15 zeigen den Verlauf an der Niederspannungsseite des Haupttrafos der Windturbine 1 und 5 ohne EA. Die EA verursacht einen Glättungseffekt an der Windturbine 5.
2000
2000
[V]
[V]
-200
-200
-2400
-2400
-4600
-4600
-6800
-6800
-9000 0,00
0,02
0,04
0,06
(f ile WP_Fachtagung14_w_EC_200_Ohmm.pl4; x-v ar t) v :WT1TSA-WT1SG v :WT1TSC-WT1SG
0,08
[ms] 0,10
v :WT1TSB-WT1SG
Bild 10 Windturbine 1 (vom Blitz getroffen): Transiente Vorgänge (Spannung) an der Niederspannungsseite des Haupttrafos (0,575 kV) mit EA und Erde = 200 Ohmm.
-9000 0,00
0,02
0,04
0,06
(f ile wp_f achtagung14_wo_ec_200_ohmm.pl4; x-v ar t) v :WT1TSA-WT1SG v :WT1TSC-WT1SG
0,08
[ms] 0,10
v :WT1TSB-WT1SG
Bild 13 Windturbine 1 (vom Blitz getroffen): Transiente Vorgänge (Spannung) an der Niederspannungsseite des Haupttrafos (0,575 kV) ohne EA und Erde = 200 Ohmm.
5
1500 [V] 1000
500
0
-500
-1000
-1500 0,00
0,02
0,04
0,06
(f ile WP_Fachtagung14_w_EC_200_Ohmm.pl4; x-v ar t) v :WT5TSA-WT5SG v :WT5TSC-WT5SG
0,08
[ms] 0,10
v :WT5TSB-WT5SG
Bild 14 Windturbine 5 (am weitesten entfernt): Transiente Vorgänge (Spannung) an der Niederspannungsseite des Haupttrafos (0,575 kV) mit EA und Erde = 200 Ohmm. 1500 [V] 1000
500
0
-500
-1000
-1500 0,00
0,02
0,04
0,06
(f ile wp_f achtagung14_wo_ec_200_ohmm.pl4; x-v ar t) v :WT5TSA-WT5SG v :WT5TSC-WT5SG
0,08
[ms] 0,10
v :WT5TSB-WT5SG
Bild 15 Windturbine 5 (am weitesten entfernt): Transiente Vorgänge (Spannung) an der Niederspannungsseite des Haupttrafos (0,575 kV) ohne EA und Erde = 200 Ohmm.
4
Zusammenfassung und Ausblick
Diese Veröffentlichung ist ein Versuch zu zeigen, dass Rotorblätter teilweise kapazitive Eigenschaften (Kondensatoren) während eines Sturmes aufweisen können und eventuell, während einer unkontrollierten Blitzentladung, einen Beitrag zur eigenen Zerstörung beitragen könnten. Die Installation von Überspannungsschutzgeräten an der Hoch-, Mittel- und Niederspannungsseite wird optimiert, wenn die elektrostatische Aufladung berücksichtig ist, da unerwartete Überspannungen besser und kontrolliert in das Erdungssystem der Windturbine abgeleitet werden können. Für die geringere Zeit, dass die Dauer der elektrostatischen Aufladung simuliert wurde, sind Unterschiede im Spannungsverlauf mit und ohne elektrostatische Aufladung zu sehen, die weniger Auswirkungen aus energetischen Sicht auf den Überspannungsschutzsystem haben, sondern auf dessen elektrische Beanspruchung in Bezug auf Isolation und Durchschlagfestigkeit.
Literatur
[1] W. Schulz, H. Pichler, and G. Diendorfer. “Evaluation of 45 Negative Flashes based on E-Field Measurements, Video Data and Lightning Location Data in Austria”, 30th International Conference on Lightning Protection - ICLP 2010, Italien, 2010 [2] N. Wilson, J. Myers, K. Cummins, M. Hutchinson, and A. Nag. “Lightning Attachment to Wind Turbines in Central Kansas: Video Observations, Correlation with the NLDN and in-situ Peak Current Measurements”, EWEA, Vienna, 2013 [3] Privatkorrespondenz mit Herrn Dipl-Ing. MSc Yoel Pernía aus seiner Erfahrungen mit der Windenergie in Deutschland, Caracas, 2014 [4] IEC 61400-24: "IEC 61400-24 Ed.1: Wind turbines – Part 24: Lightning protection", 2010 [5] Y. Méndez Hernández, T. Tsovilis, F. Asimakopoulou, Z. Politis, W. Barton and M. Martínez. “A Simulation Approach in Electrostatic Charging of Rotor Blades and Its Effects on Transferred Overvoltages in Wind Parks. ICLP 2014, China, 2014 [6] G. J. Wakileh, “GE Wind Turbine 3.6 MW 60Hz Reactive Power Capability – Reliability Committee Materials ISO”, Link: http://www.iso-ne.com/committees/comm_wkgrps/relblty_comm/relblty/mtrls/2005 /jul282005/a12_1_reactive_capability_curve_0114ge_are_e0190_3_6mw_rev0.pdf, letzter Zugang Sep. 2014 [7] E. Kuffel, W. Zaengl, J. Kuffel, “High Voltage Engineering Fundamentals”. 2. Auflage. ButterworthHeinemann, 2000 [8] H. W. Dommel. “EMTP – Theory Book”, Branch of System Engineering, Bonneville Power Administration, 1986 [9] B. Hermoso, E. Eizaguirre, I. Eizaguirre. “Risk Assesment on a Windmill higher than 90 meters”. ICLP 2002. Poland [10] IEC 61400-4-2. Edition 1.2. “Electromagnetic Compatibility. Part 4-2: Testing and measurement techniques - Electrostatic discharge immunity test”, 2001