1 250 kV·A三相高溫超導變壓器的系統集成與試驗

馬 韜 朱志芹 邱清泉 胡 磊 滕玉平

(1.中國科學院電工研究所 北京 100190 2.中國科學院應用超導重點實驗室 北京 100190)

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1 250 kV·A三相高溫超導變壓器的系統集成與試驗

馬 韜1，2朱志芹1，2邱清泉1，2胡 磊1，2滕玉平1，2

(1.中國科學院電工研究所 北京 100190 2.中國科學院應用超導重點實驗室 北京 100190)

對1 250 kV·A/10.5 kV/0.4 kV三相高溫超導變壓器的系統設計、集成、試驗與并網示范運行進行了研究。該超導變壓器的一次側繞組為螺線管型，二次側繞組為餅式線圈結構，均采用Bi2223/Ag銅合金加強高溫超導帶材制備；鐵心為三相三柱式，采用取向硅鋼片疊成；低溫恒溫器帶有室溫孔，采用耐低溫的玻璃鋼制作。測試表明，該超導變壓器的空載損耗為2 319.2 W，空載電流為0.254%，短路阻抗為5.6%，負載損耗為249 W。此外，對一、二次側之間的主絕緣進行了35 kV/1 min/50 Hz工頻耐壓測試，測試最大泄漏電流12.6 mA；對一次側繞組縱絕緣進行了負向75 kV/1.2 μs/50 μs全波雷電沖擊電壓測試。完成相關測試后，該超導變壓器于2014年9月9日開始并網示范運行，長時間運行可靠。

高溫超導變壓器 Bi2223/Ag超導帶材 變壓器測試

0 引言

變壓器是電力應用中最為重要的設備之一，而高溫超導變壓器具有負載損耗低、綜合效率高、體積小、重量輕、無火災隱患與環境友好等優點，受到各國電力行業的廣泛關注。大量相關研究表明，大容量的高溫超導變壓器相比常規變壓器可節能60%以上[1]。

1997年，ABB聯合法國電力集團(EDF)和美國超導公司(AMSC)研制成功基于Bi-2223超導帶材的630 kV·A/18.72 kV/0.42 kV三相高溫超導變壓器，并在日內瓦電網并網運行一年[2]。美國Waukesha Electric Systems公司正開展基于YBCO超導帶材的28 MV·A/70.5 kV/12.47 kV三相限流型超導變壓器的研究[3]。日本九州大學正在致力于基于GdBCO超導帶材的20MV·A/66 kV/6.9 kV三相超導變壓器研發，已經研制兩組400 kV·A/6.6 kV/2.3 kV單相超導變壓器用于短路測試[4]，一組2 MV·A/66 kV/6.9 kV三相超導變壓器用于系統制造的驗證[5]。該超導變壓器采用65～70 K過冷液氮循環，由Ne Turbo-Brayton循環制冷機在65 K條件下提供2 kW的制冷量。

為降低超導繞組的交流損耗，文獻[6]采用基于YBCO材料的Roebel電纜制備1 MV·A/11 kV/0.415 kV三相超導變壓器的低壓繞組，采用70 K過冷液氮循環。目前有較多研究開始關注限流型超導變壓器[7-9]，文獻[10]對采用YBCO制備超導變壓器繞組以實現短路故障電流限制的特性進行了研究，并以64 MV·A/121 kV/10.5 kV電力變壓器的參數進行了對比分析，指出采用不銹鋼加強的超導帶材可將短路電流限制到額定電流的1.5倍左右。

中國科學院電工研究所于2003年完成了26 kV·A/400 V/16 V三相高溫超導變壓器用于熱穩定性試驗；2004年完成了45 kV·A/2.4 kV/0.16 kV單相高溫超導變壓器用于短路測試；2005年完成基于Bi-2223的三相630 kV·A/10.5 kV/0.4 kV高溫超導變壓器，完成了測試與并網運行試驗，綜合效率達到98.5%[11]。該變壓器于2010年在甘肅白銀超導變電站繼續進行示范運行[12]，但由于變電站負荷已超過該變壓器的額定容量，因此需研制1 250 kV·A的超導變壓器進行升級替代。

本文介紹了該1 250 kV·A/10.5 kV/0.4 kV三相高溫超導變壓器的設計、制造、試驗與并網運行情況。綜合考慮系統的經濟性、可靠性等因素，選擇采用Bi-2223超導帶材制備超導繞組。與630 kV·A超導變壓器采用非晶合金鐵心不同，1 250 kV·A超導變壓器選擇常規取向硅鋼片制備鐵心，以減小系統體積和重量，與此同時方便系統維護。研制的1 250 kV·A超導變壓器于2014年9月9日投入甘肅白銀超導變電站示范運行，未發生故障。

1 超導變壓器的設計與制造

1 250 kV·A高溫超導變壓器面向10 kV超導變電站的應用，根據變電站進出母線的聯接特點，變壓器額定電壓為10.5 kV/0.4 kV，聯結組標號為Yyn0，額定頻率50 Hz。1 250 kV·A高溫超導變壓器采用三相三柱型，總體結構如圖1所示，包含鐵心、超導繞組、低溫恒溫器等部件。鐵心為常規空冷，超導繞組置于低溫恒溫器中，以77K液氮作為冷卻與絕緣介質。低溫恒溫器內液氮自動補充，揮發氮氣冷卻低壓電流引線后經真空絕熱管道排出室外。

圖1 1 250 kV·A高溫超導變壓器結構圖Fig.1 Structure of the 1 250 kV·A HTS transformer

1.1 鐵心

1 250 kV·A超導變壓器的鐵心為三相三柱型式，與常規油浸式變壓器類似，可與超導繞組一起浸泡在液氮中，但鐵心空載損耗將給低溫制冷系統帶來很大負擔，降低變壓器的效率。綜合考慮系統制備難度、空載損耗、低溫制冷系統容量與變壓器綜合效率等因素，選擇圖1所示鐵心與繞組分立結構，即超導繞組置于真空絕熱低溫恒溫器內部，而鐵心柱則位于低溫恒溫器的室溫孔中，由空氣自然冷卻。

超導變壓器的鐵心材料選用寶鋼生產的磁疇細化高磁感取向硅鋼，公稱厚度0.27 mm，最大鐵損P17/50為0.85 W/kg，最小磁感B8為1.87 T，疊裝系數fd為0.97。為降低工藝復雜度，指定疊片片寬尾數為0或5。根據疊片工藝，總體以每7片作為一組進行疊片，且在部分層級間插入一組4片，以盡量增加凈截面積。鐵心設計參數見表1。

表1 鐵心設計參數Tab.1 The parameters of core

1.2 繞組

繞組采用住友電氣生產的Bi-2223/Ag銅合金加強超導帶材HT-CA50，其在77 K自場條件下標稱臨界電流為170 A，超導帶材絕緣采用2根50 μm厚聚酰亞胺薄膜1/2搭接疊包[13]，以解決繞組的匝間絕緣問題，避免因匝間絕緣失效而發生短路[14，15]。高壓繞組采用螺線管式，根據高壓繞組的相電流值及安全系數，選擇使用兩根超導帶并繞。高壓繞組共262匝，分為8層，由內而外依次緊密纏繞在環氧芯筒上。低壓繞組采用餅式線圈，采用場路耦合模型對參數進行優化設計[16，17]，共包含22個餅式線圈。繞組的設計參數見表2。

表2 繞組設計參數Tab.2 The parameters of windings

變壓器短路阻抗具有電阻分量和電抗分量兩個部分，但超導變壓器的超導繞組電阻分量遠小于電抗分量。圖2所示為繞組尺寸及磁勢，其中Bq1、Bq2為各繞組的輻向尺寸，根據總體設計，有Bq1=0.75 cm，Bq2=1.35 cm；A12為一、二次繞組間主空道尺寸，A12=3.45 cm；Rp1，Rp2為一、二次繞組的平均半徑，Rp1=25.7 cm，Rp2=21.175 cm；Rp12為一、二次繞組間主空道平均半徑，Rp12=23.575 cm；λ為漏磁總寬度，λ=Bq1+A12+Bq2，cm；Hk1，Hk2為一、二次繞組的高度，Hk1=34.25 cm，Hk2=35.5 cm。

圖2 繞組尺寸及磁勢圖Fig.2 Winding size and magnetomotive

根據圖2可得[18]

(1)

式中，f為額定頻率，f=50 Hz；I1W1為分接的每相安匝，I1W1=18 078 A；et為每匝電勢，有et=23.09 V；Hk為平均電抗高度，Hk=0.5(Hk1+Hk2)；Kx為電抗修正系數，根據經驗系數取Kx=1.12；ΣDR為漏磁等值總面積(cm2)，有

(2)

ρ為洛氏系數，表達式為

(3)

式中，u=Hk/λ。由此可得，ρ=0.95，Xk%=5.8%。

1.3 低溫恒溫器

低溫恒溫器用于盛放液氮，為超導繞組提供低溫運行環境。常規低溫恒溫器一般采用不銹鋼材料制備，其強度高，真空維持時間長。但1 250 kV·A超導變壓器的低溫恒溫器包圍鐵心磁路，因此不能使用金屬材料制備，而采用無緯玻璃纖維與環氧樹脂一體化成型技術，其結構如圖3所示。

圖3 低溫恒溫器結構Fig.3 Structure of the cryostat

低溫恒溫器室溫孔直徑為325 mm，外徑為750 mm，低溫腔體高650 mm，不含法蘭高為715 mm。內筒與外筒之間的真空夾層包含多層絕熱紙與金屬反射屏，以減少傳導熱和輻射熱。反射屏沿圓周方向斷開以減小渦流，在真空夾層內放置活化的活性炭吸附劑以吸附非金屬材料產生的氣體分子。

高壓電流引線額定電流有效值為69 A，需要重點解決絕緣問題。圖4所示為高壓電流引線，其導電桿為Φ6 mm銅棒，外部采用環氧整體纏繞，然后按照尺寸加工而成。加工完成后，在其表面涂抹環氧并加溫固化，以防止水分滲入而降低絕緣強度。

圖4 高壓電流引線Fig.4 High-voltage current lead

低壓電流引線額定電壓為400 V，額定電流有效值為1 806 A。為充分利用揮發氮氣的冷量，采用氣冷引線結構。氣冷電流引線的優化主要基于Wilson計算方法[19]，以額定電流條件下蒸發的冷氮氣能夠將引線產生的熱量與沿引線的傳導熱全部帶走作為優化目標。根據實際使用需求，優化后選擇直徑Φ20 mm銅棒傳輸電流，氮氣在距引線底部374 mm處排出，引線總長為944 mm。為方便中性點的連接，另一側引線總長選擇為1 144 mm，可以進一步降低引線漏熱。由于低溫恒溫器蓋板上部空間有限，為保證氮氣排放回路的緊湊，將兩根低壓引線排氣回路和蓋板上部原有排氣回路集中在一起，其中低壓引線排氣回路直接排放，固有排氣回路安裝一個手動截止閥。圖5所示為低壓電流引線。

圖5 低壓電流引線Fig.5 Low-voltage current lead

2 超導變壓器集成及試驗

2.1 超導變壓器集成

圖6所示為集成完畢的超導變壓器，通過真空絕熱管道實現超導變壓器低溫系統與外部低溫制冷系統的連接，并通過自動補液系統維持低溫恒溫器內液氮液位。

圖6 1 250 kV·A/10.5 kV/0.4 kV超導變壓器Fig.6 1 250 kV·A/10.5 kV/0.4 kV HTS transformer

系統集成后分別對超導繞組直流載流能力、低溫恒溫器損耗、超導變壓器空載與負載特性、絕緣性能等進行測試，測試結果符合國家標準要求[20]。

2.2 超導繞組直流載流能力測試

根據超導變壓器的特點，額定載流能力試驗用于考核超導繞組本身的載流能力。按照設計要求，自場條件下一次繞組交流額定電流為69 A，相應的直流臨界電流要求不低于98 A；二次繞組交流額定電流為1 804 A，相應的直流臨界電流要求不低于2 551 A。考慮到1.25倍的工作裕度，即要求自場下一、二次繞組直流臨界電流需分別大于122 A與3 188 A。

圖7 一次繞組直流臨界電流試驗曲線Fig.7 DC critical current test of primary windings

圖7給出了A、B和C相一次繞組的直流臨界電流試驗曲線。試驗結果表明，以E=1.0 μV/cm作為失超判據，則A相一次繞組臨界電流為188 A，B相預期臨界電流為191 A，C相臨界電流為203 A，三相一次繞組的實際指標均超過設計值。若以E=1.0 μV/cm處E-I曲線切線與電流軸交點作為交流臨界電流判斷依據，則交流臨界電流分別為168 A、170 A和180 A。

圖8所示為二次繞組直流臨界電流試驗曲線，包括A、B、C三相的二次繞組載流能力試驗曲線。直流試驗按照額定運行電流(峰值)1.25倍過載進行檢驗，預期指標為3188A。依據測量結果可以看出，A相在運行電流3 300 A、B相在運行電流3 210 A和C相在運行電流3 261 A的情況下，繞組兩端電壓無明顯變化，均小于0.1 μV/cm，即若按照E=1.0 μV/cm的失超判據，三相線圈的預期臨界電流均超過3 200 A。考慮到系統的設計要求及測試安全性，未測試到各組成線圈及繞組整體的精確臨界電流值。

圖8 二次側繞組直流臨界電流試驗曲線Fig.8 DC critical current test of secondary windings

2.3 低溫恒溫器損耗測試

采用量熱法測量低溫恒溫器的熱損耗，其中低溫恒溫器中繞組不通電，其他部分均按照實際運行時工況連接，灌注77 K液氮經24 h充分冷卻后進行測試。低溫恒溫器熱負荷導致內部盛放液氮揮發成氣體，氣體經恒溫換熱器復熱至室溫后進行質量流量測量，基于液氮的汽化潛熱進行損耗估算。

圖9 低溫恒溫器熱損耗測試曲線Fig.9 Thermal loss of cryostats

圖9所示為三相低溫恒溫器損耗測試曲線，其穩態基本損耗分別約為230 W、105 W和68 W。由于非金屬低溫恒溫器在制備過程中的工藝并不完全一致，真空夾層的真空度因非金屬材料的放氣而略有區別，且非金屬法蘭與低溫恒溫器低溫腔間的絕熱層密實程度有所區別，從而導致三相低溫恒溫器的熱損耗均不一致。

2.4 空載測試

采用直流電阻測試儀分別對一、二次繞組在室溫及液氮環境下的直流電阻進行了測試，測試結果見表3，可知室溫條件下線電阻的不平衡率均小于2%，符合國標要求。超導態低壓繞組的電阻不平衡率稍大，其原因在于超導導體的電阻近似為0，而引線銅導體電阻小于引線焊接電阻，焊接的不一致性相對較大，導致不平衡率偏大。

表3 繞組直流電阻Tab.3 DC resistance of windings

采用變比測試儀對超導變壓器的各相變比及聯結組標號進行檢定，測試結果見表4，測試結果均符合國家標準要求。

表4 繞組變比測試結果Tab.4 No-load voltage ratio of windings

待超導變壓器繞組由77 K液氮充分冷卻后，從各繞組的低壓側供給頻率為50 Hz的額定電壓，其余繞組開路。運行中的地電位處(含中性點)和外殼可靠接地。通過調節調壓器輸出，使得超導變壓器低壓側的輸入電壓達到額定的400 V，待參數穩定后記錄此時的電流、電壓、功率等參數，由此獲得超導變壓器的空載損耗和空載電流。經計算，1 250 kV·A超導變壓器的空載電流為0.254%，空載損耗為2 319.2 W。

2.5 負載測試

負載測試主要對超導變壓器的負載損耗和短路阻抗進行測量。超導變壓器的負載損耗主要包含電流流經超導繞組產生的交流損耗、電流引線及繞組連接接頭產生的引線損耗、漏磁通在鋼鐵結構件中產生渦流而形成的雜散損耗。由于超導變壓器采用非金屬結構的低溫恒溫器，電流引線未穿過鋼結構件，且非金屬低溫恒溫器內部的防輻射層為沿圓周斷開的薄鋁箔，因此雜散損耗相對較小。在負載試驗狀態下，由于所施加的電壓比額定電壓低得多，在鐵心中產生的磁通較小，故鐵心損耗很小，常忽略不計。

基于以上分析，將超導變壓器的負載損耗主要歸結為超導繞組的交流損耗Pac與電流引線及連接損耗Pl[21]。采用的Bi-2223/Ag超導帶材在77 K自場下標稱臨界電流為170 A，帶材寬4.5 mm，厚度為0.36 mm，兩面分別為50 μm銅合金加強層。超導繞組中心部位的垂直場和平行場分別小于0.01 T和0.15 T，中心部位線圈的峰值電流小于60 A[17]。根據文獻[22]，垂直場與平行場中磁滯損耗分別為0.16 mW/m、36.3 mW/m，耦合損耗為0.4 mW/m，渦流損耗為1.2 mW/m。超導繞組使用帶材總量為4 317米，由此可得交流損耗的估計值為164 W。

超導繞組本身直流電阻為零，因此繞組直流電阻即為電流引線、引線與超導繞組連接等部位的電阻值，則Pl可近似按計算為

(4)

式中，Irp為一次繞組額定電流值，A；Rp為一次繞組直流電阻均值，Ω；Irs為二次繞組額定電流值，A；Rs為二次繞組直流電阻均值，Ω。如表3所示，77 K條件下Rp=2.032 mΩ，Rs=15.9 μΩ，因此可得Pl=106 W。

測試中待超導變壓器繞組由77 K液氮充分冷卻后，將二次繞組短路，通過調節調壓器輸出，使得一次繞組的輸入電流達到額定值69 A，測得此時的輸入功率P=249 W，計算短路阻抗為

(5)

式中，Zk為短路阻抗標幺值；Uk為試驗電壓，V；Ur為額定電壓，V；Ik為試驗電流值，A；Ir為額定電流值，A。經計算可得Zk=5.6%，與設計值基本相符，滿足國家標準要求。根據負載損耗P與引線及接頭電阻損耗Pl，可得超導變壓器的超導繞組交流損耗在額定條件下約為Pac=P-Pl=143 W。繞組損耗的估計值比測試值大21 W，其原因在于計算中組成二次繞組的22個超導線圈及二次繞組整體的臨界電流值均不精確，且裝配鐵心后繞組的直流臨界電流值會增大。此外，由于計算中采用平均值，而實際繞組各處的磁場分布與電流分布均不盡相同。

2.6 絕緣測試

絕緣測試主要測量超導變壓器一次繞組對二次繞組間的主絕緣以及高壓繞組的縱絕緣。圖10所示為超導變壓器一次繞組對二次繞組間的工頻外施耐受電壓測試結果，其中測試電壓為35 kV/1 min/50 Hz，測試中泄漏電流為12.6 mA，低于相同電壓等級油浸式變壓器的泄漏電流。

圖10 工頻外施耐受電壓試驗曲線Fig.10 Insulation between primary and secondary windings

圖11所示為1∶1模型線圈雷電沖擊電壓試驗曲線，采用負極性標準雷電波測試，設定試驗電壓為75 kV/1.2 μs/50 μs，實際沖擊電壓測量結果為76.6 kV/1.65 μs/54.97 μs，符合國家標準要求。

圖11 全波雷電沖擊試驗曲線Fig.11 Full wave lighting impulse tests curve

3 超導變壓器并網示范運行

表5為1 250 kV·A超導變壓器的主要設計參數與相應測試結果，均滿足相關要求。測試完成后，研制的1 250 kV·A超導變壓器安裝至位于甘肅白銀的10 kV超導變電站中，于2014年9月9日開始為變電站下游負荷提供電力。超導變電站中包含超導限流器、超導儲能系統、超導變壓器與超導電纜，除超導儲能系統為并聯接入外，其他裝置采用逐一串聯方式接入電網。超導變電站10.5 kV進線經10.5 kV/1.5 kA三相超導限流器后連接至1 250 kV·A/10.5 kV/0.4 kV三相超導變壓器的一次側；超導變壓器的二次側連接至75 m/10.5 kV/1.5 kA三相交流超

表5 1 250 kV·A超導變壓器主要測試結果Tab.5 Main results of the 1 250 kV·A superconducting transformer

導電纜，經開關柜后連接至負荷。超導變壓器在空載狀態下接入電網，需要逐級合閘，以免勵磁涌流超過超導繞組的最大允許電流[23，24]。

圖12所示為超導變壓器自2014年9月9日～12月31日間的運行負荷曲線，主要負荷范圍約為系統容量的10%～60%，平均液氮消耗量約為300 L/天，折算后超導變壓器的熱負荷約為556 W，考慮制冷效率后的綜合運行效率約為99.04%。

圖12 超導變壓器負荷曲線Fig.12 Typical load profile of the HTS transformer

4 結論

本文介紹了1 250 kV·A/10.5 kV/0.4 kV三相高溫超導變壓器的研制、試驗與并網示范運行情況，其在超導變電站的運行結果表明，超導變壓器能夠在未來的電網中長期穩定可靠運行。根據運行結果統計，超導變壓器的綜合效率可達到99%，比同等容量的S11油浸式變壓器和干式變壓器的綜合效率高約0.2%。

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Integration and Tests of the 1 250 kV·A Three-Phase High Temperature Superconducting Transformer

Ma Tao1，2Zhu Zhiqin1，2Qiu Qingquan1，2Hu Lei1，2Teng Yuping1，2

(1.Institute of Electrical Engineering Chinese Academy of Sciences Beijing 100190 China 2.Key Laboratory of Applied Superconducting Chinese Academy of Sciences Beijing 100190 China)

A 1 250 kV·A/10.5 kV/0.4 kV three-phase high temperature superconducting (HTS) transformer has been designed, integrated，tested and grid-connection demonstrated.The windings of the HTS transformer are made from copper alloy enforced Bi2223/Ag tapes，and the structures of the primary and secondary windings are solenoid and double-pancake，respectively.The three-phase three-limb core is composed of oriented silicon sheet steel，and the cryostat is made of low-temperature resistant glass fiber enforced plastics with room temperature bore.According to the tests，the no-load loss is 2 319.2 W，the no-load current is 0.254%，the short-circuit impedance is 5.6%，and the average load loss is 249 W.Besides，the maximum leakage current between primary and secondary windings is about 12.6 mA under the power frequency voltage withstand test of 35 kV/1 min/50 Hz，and the negative full wave lighting impulse test with a peak voltage of 75kV/1.2 μs/50 μs from the primary winding is carried out.The grid-connection demonstration of the HTS transformer was carried out since September 9th，2014 and is reliable until now.

High temperature superconducting (HTS) transformer，Bi2223/Ag hermetic tapes，transformer test

國家自然科學基金(61403361，51377154，51477168)和甘肅省科技重大專項計劃(1302GKDD010)資助項目。

2015-06-17 改稿日期2015-09-29

TM41

馬 韜 男，1984年生，博士，助理研究員，研究方向為超導電力技術與信號處理。

E-mail：taom@bjtu.edu.cn(通信作者)

朱志芹 女，1979年生，碩士，高級工程師，研究方向為超導電力設備測控技術。

E-mail：zzqbit@mail.iee.ac.cn