风电机组偏航电机驱动能力的分析与设计

黎 焱，刘瑞兵，马金宝，祝振鸿，杨剑秋

(北京金风科创风电设备有限公司，北京 100176)

0 引言

风电机组偏航系统主要负责让机舱绕塔架轴线旋转及停止在指定位置。目前兆瓦级风电机组的偏航系统主要由偏航电机、减速器、偏航轴承、相关电气设备和控制系统等组成。偏航电机的驱动能力对于风电机组是否能够安全可靠地偏航、降低风电机组荷载和提升风电机组的发电量非常重要。

偏航电机通常采用常规的三相异步电机[1]，其是否正常运行与3 个非常重要的扭矩参数有关，即启动扭矩、最大扭矩和额定扭矩。当风电机组稳定偏航时，偏航电机需要克服塔顶的偏航扭矩荷载及偏航系统的摩擦阻力矩，即：

式中：Mt为偏航系统中所有偏航电机能提供的总驱动扭矩；m为偏航系统从偏航电机到偏航轴承的总传动比；η为偏航系统的总传动效率；Mz为塔顶偏航扭矩荷载，该值在风电机组运行过程中持续波动；Md为偏航轴承及刹车阻尼系统的总摩擦阻力矩，其是关于Mz的函数。

如果设计时偏航电机的最大驱动扭矩不能超过最大外部荷载，则风电机组实际运行中会存在偏航电机无法驱动偏航的可能性。当塔顶的偏航扭矩荷载增大，偏航电机转速会下降，偏航系统中所有偏航电机能提供的总驱动扭矩会增大并伴随电流的增加。当大电流导致的热效应累积到一定程度时，偏航马达保护开关会断开电路以保护偏航电机，此时偏航功能丧失，风电机组停止发电并报出故障，直到保护开关重新合闸。因此，通过对故障进行分析，摸清偏航电机运行特性与塔顶偏航扭矩荷载之间的关系，有助于改进偏航电机驱动能力的评估及进行偏航电机选型，从而降低该种故障的故障率，确保风电机组的偏航功能安全可靠并减少发电量损失。

本文通过对上述故障进行分析，找到一种合理的适用于风电机组偏航电机驱动能力的评估方法。以某型兆瓦级风电机组为例，首先分析偏航马达保护开关跳闸故障数据，结合实际偏航电机的固有工作特性，分析产生故障的原因和机理；然后基于详细的现场测试确定外部荷载与故障之间的关联关系，建立一套判断偏航电机进入堵转状态的时刻及堵转时长的方法；最后通过对比本文所提出评估方法的逻辑判定结果与典型故障时刻偏航电机堵转状态大电流下的实测数据，对本文所提出的评估方法进行验证。

1 偏航马达保护开关跳闸故障数据分析

以某型兆瓦级风电机组的偏航系统为例，实时测量偏航电机的总电流。在某次发生跳闸故障时，监测了从偏航开始到故障报出时段偏航电机的电流，如图1 所示。

图1 发生偏航马达保护开关跳闸故障时偏航电机的电流Fig.1 Current of yaw motor when yaw motor protection switch trips

从图1 可以看出：在第74 s 时刻，偏航电机启动，产生一个瞬时的冲击电流，这属于偏航电机的正常启动特征；此后电流持续波动，波动的峰值超过了偏航电机的额定电流(26 A)，初步判断在此期间外部荷载(即塔顶的偏航扭矩荷载与偏航轴承及刹车阻尼系统的总摩擦扭矩之和)的波动导致偏航电机的转速波动及驱动扭矩波动，伴随着电流在额定电流和较大电流之间频繁波动。在故障时刻(第90 s)前4 s 时刻，电流陡然增加并持续稳定在110 A 左右，初步判断此时外部荷载已经超过了偏航电机的最大有效驱动能力并持续维持在较高水平；4 s 之后，偏航马达保护开关跳闸，风电机组报出偏航反馈丢失故障。在此过程中，对风电机组转速、功率、机舱加速度及叶片桨距角进行分析，分析结果未见异常，风电机组也未报出其他故障信号。发生该故障后，对偏航电机、减速器及偏航轴承等硬件结构进行检查，未见异常。因此初步认为该次故障是由于外部荷载超过了偏航电机的最大有效驱动能力导致的。

2 偏航电机的运行特性及荷载特征分析

本案例中单个偏航电机的额定功率为3 kW，对该偏航电机的运行特性(即扭矩-转速特性、电流-转速特性)进行了测量，曲线如图2 所示。图中：A点对应偏航电机的额定扭矩点；B点对应偏航电机的最大扭矩点；C点对应偏航电机的启动扭矩点。

图2 偏航电机的扭矩-转速与电流-转速特性曲线Fig.2 Characteristic curves of torque-speed and current-speed of yaw motor

根据式(1)，当外部荷载与偏航电机额定扭矩所能提供的有效驱动扭矩平衡时，偏航电机会稳定工作在额定扭矩点，此时的额定电流约为6.5 A。从图2 可以看出：当外部荷载导致偏航电机工作在额定扭矩点到最大扭矩点阶段(即A-B段)时，随着偏航电机转速的降低，电流增大并伴随扭矩的增加，在该区间内，偏航电机通过降低转速来抵抗外部增大的扭矩负载。当外部荷载导致偏航电机工作在最大扭矩点到启动扭矩点阶段(即B-C段)时，特征与其工作在A-B段时的特征恰好相反。此阶段随着偏航电机转速的降低，其驱动能力进一步下降，导致偏航电机进入堵转状态；只有当外部扭矩低于偏航电机启动扭矩时，才有可能让偏航电机重新加速并回到额定扭矩点。

由上述分析可见，图1 中第74 s 到故障前4 s时刻偏航电机的电流状态对应图2 中偏航电机运行特性曲线的A-B段；图1 中故障前4 s 时刻到故障时刻偏航电机的电流状态对应图2 中偏航电机运行特性曲线的B-C段。

3 塔顶偏航扭矩荷载的测试分析

为了更详尽地分析外部荷载与偏航电机运行特性之间的关联性，对该型兆瓦级风电机组的塔顶偏航扭矩荷载、偏航电机的电流-转速特性进行了在线监测。

该型兆瓦级风电机组配置了4 台3 kW 的三相异步电机作为偏航电机。在克服了偏航轴承及刹车阻尼系统的总摩擦扭矩之后，偏航电机可提供的有效启动扭矩为2363 kN·m、最大有效驱动扭矩为3836 kN·m。针对该风电机组某次出现的典型偏航电机大电流过程进行分析，测量数据如图3 所示。图中：塔顶偏航扭矩载荷的正、负表示扭矩方向不同。

图3 某次偏航电机大电流过程的测量数据Fig.3 Measurement data for a yaw motor during high current process

从图3 可以看出：在偏航一开始的阶段，偏航电机的转速在900 rpm 左右轻微波动，4 台偏航电机的电流同步性很好，且均在10 A上下波动，对照图2 的偏航电机运行特性曲线可知，此时塔顶偏航扭矩荷载略高于偏航电机的额定有效驱动能力。在第32 s 时刻，塔顶偏航扭矩荷载突然快速超过4000 kN·m，此时偏航电机的转速快速下降到300 rpm 附近，偏航电机出现堵转且伴随电流急速上升到超过30 A；此后即使塔顶偏航扭矩荷载频繁出现小于3836 kN·m 的时刻，偏航电机的转速依然维持在300 rpm 以下。在34～43 s 的时段内，出现了两次塔顶偏航扭矩荷载显著小于3836 kN·m 的时段，但偏航电机依然无法退出堵转状态。直到第43 s 后，出现一段塔顶偏航扭矩荷载小于有效启动扭矩(2363 kN·m)的情况，偏航电机才顺利退出堵转状态，此时偏航电机的转速和电流也均恢复到正常状态。

该偏航电机大电流过程的测量数据反应了偏航电机在实际运行中与其在单独测试时体现出了相同的运行特性，并且与塔顶偏航扭矩荷载变化特征具备高度相关性，验证了图1 中某次偏航马达保护开关跳闸故障的分析过程和结论。

4 偏航电机驱动能力的设计

风电机组设计通常参考DNV-ST-0361《Machinery for wind turbines》[2]，但是该规范中并没有对偏航电机驱动能力的设计给出明确要求。通常情况下，偏航电机的设计要求是其最大有效驱动能力及额定有效驱动能力分别能覆盖一定比例的塔顶偏航扭矩荷载[3]，若设计上完全覆盖所有可能出现的塔顶偏航扭矩荷载，则偏航电机及偏航系统的设计会过余冗余。文献[4]已经探讨了一种基于塔顶偏航扭矩荷载时序进行偏航电机选型优化的方法，但缺乏实际测试数据的验证，同时未考虑最大外部荷载导致的截断，以及偏航电机退出堵转的扭矩阈值特征。从上文分析及风电机组实际运行的故障情况来看，采用文献[4]提出的设计思路，仍然会导致偏航马达保护开关跳闸故障发生。

仍以上文进行测试的兆瓦级风电机组为例，测试其11 个月实际运行过程中的塔顶偏航扭矩载荷、偏航电机的电流-转速特性等数据并进行统计。在此期间，偏航电机的最大有效驱动扭矩可以覆盖99.9%的塔顶偏航扭矩荷载，额定有效驱动扭矩可以覆盖96.6%的塔顶偏航扭矩荷载。这段时间风电机组共完成26250 次偏航，偏航总时长占总运行时长的5.6%。即使如此，该风电机组还是出现了偏航电机堵转和偏航马达保护开关跳闸故障，具体统计数据如表1 所示。

表1 某兆瓦级风电机组实际发生的偏航电机堵转统计数据Table 1 Statistical data on actual occurrence of yaw motor locked rotor in a certain megawatt wind turbine

从表1 可以看出：该风电机组发生了数次时长超过3 s 的堵转，甚至发生过1 次将近14 s 的堵转。

因此仅通过对比外部荷载的大小，即使偏航电机可以覆盖很高比例的塔顶偏航扭矩荷载，但仍然不能充分判断是否会导致偏航马达保护开关跳闸故障。这是因为从前文分析可以看到，偏航电机运行特性是与一段时间内的外部荷载历程紧密相关，而不是与单个时刻外部荷载的大小相关，这是导致偏航电机状态异常和偏航马达保护开关跳闸故障的根本原因。因此，结合偏航电机运行特性，本文在常规设计的基础上，提出了一种适用于风电机组偏航电机驱动能力的评估方法，通过补充特定工况的塔顶偏航载荷时序判断偏航电机是否堵转并统计相应的堵转时长，对偏航电机驱动能力的健壮性进行复核。该方法可应用于偏航电机及偏航系统的选型设计和风电机组的项目适应性评估。

该风电机组偏航电机驱动能力评估方法的具体逻辑为：首先，针对某个风电机组设计的塔顶偏航载荷时序，结合其中的风向信息及具体风电机组的偏航控制策略，可以筛选出发生偏航动作的时间段。设该时间段的塔顶偏航扭矩荷载分别为Mz1、Mz2、…、Mzn(1、2、…、n表示第n个连续时刻点)，每两个时刻之间的间隔为Δt。在考虑了偏航轴承和刹车阻尼系统的总摩擦扭矩、偏航系统的从偏航电机到偏航轴承的总传动比，以及偏航系统的总传动效率之后，对比偏航电机所能提供的最大有效驱动扭矩Mt,max、有效启动扭矩Mts。通过该方法可以判断风电机组偏航过程中是否发生偏航电机堵转，并可以统计堵转时长t、连续堵转次数k及每次的堵转时长tk，从而判定偏航马达保护开关跳闸的风险。偏航电机堵转判定逻辑示意图如图4 所示。图中：i代表每个离散点序号。

图4 偏航电机堵转判定逻辑示意图Fig.4 Logic diagram for determining locked rotor of yaw motor

针对某兆瓦级风电机组实测的偏航电机电流、转速和塔顶偏航扭矩荷载，根据图4 的判定逻辑对塔顶偏航载荷时序进行滑移判断，统计出逻辑判断的偏航电机堵转次数和堵转时长，并将其与实际的偏航电机堵转时长进行对比，具体如表2 所示。

表2 某兆瓦级风电机组实际与逻辑判断的偏航电机堵转时长对比Table 2 Comparison of locked rotor duration of yaw motor between actual and logic judgment of a certain megawatt wind turbine

从表2 可以看出：基于逻辑判断，2020 年12 月30 日发生了两次分别为0.88 s 和3.78 s 的偏航电机堵转，但实际为连续5.42 s 的偏航电机堵转，说明逻辑判断结果本身在数值上与实际情况接近，但在某些特殊时刻还不能与实际情况完全一致。实际与逻辑判断的结果非常接近，验证了该评估方法判定逻辑的有效性。因此，基于该逻辑结合风电机组设计的塔顶偏航载荷时序，可以准确判断出偏航电机的堵转状态和相应的偏航马达保护开关跳闸风险，从而可更为合理地进行偏航驱动能力设计及偏航电机选型。

5 结论

本文对风电机组偏航马达保护开关跳闸的故障原因进行了分析，建立了塔顶偏航扭矩荷载-偏航电机运行特性-故障特征之间的关联关系，提出了一种适用于风电机组偏航电机驱动能力的评估方法，并通过实际风电机组荷载测试及偏航电机大电流特征下的监测对该评估方法进行了验证，得到以下结论：

1)偏航电机驱动能力的设计对于防止偏航电机出现堵转乃至发生偏航马达保护开关跳闸故障非常重要，而仅通过偏航电机驱动能力覆盖一定比例的塔顶偏航扭矩荷载，不能完全防止发生偏航马达保护开关跳闸故障。

2)偏航电机发生堵转及偏航马达保护开关跳闸故障，并不是由某一时刻的外部荷载大小造成的，而是与偏航电机运行特性密切相关的一段时间内的外部荷载历程有关。一旦外部荷载超过偏航电机的最大有效驱动能力之后，将会发生偏航电机堵转，但之后外部荷载低于偏航电机的最大有效驱动能力后并不能让偏航电机状态回归正常，而是需要外部荷载降低到偏航电机启动扭矩以下才可以恢复。通常这个过程会持续一段时间，这是偏航马达保护开关发生跳闸的高危时刻。

3)结合偏航电机运行特性及偏航系统逻辑提出的适用于风电机组偏航电机驱动能力的评估方法是根据塔顶偏航载荷时序对偏航电机堵转次数和堵转时长进行统计的方法，基于该评估方法并结合实际风电机组设计的可靠性要求，可以更为合理地进行偏航电机驱动能力的设计与偏航电机的选型，并指导风电场项目的定制化开发，从设计和适应性分析源头降低偏航故障发生的概率，提升风电机组运行可靠性。