10 Mvar超導同步調相機總體電磁設計

史正軍，宋彭，宋萌，梅桂華，李力，瞿體明

(1. 南方電網公司電力超導聯合實驗室(廣東電網有限責任公司電力科學研究院)，廣州510080；2. 清華大學機械工程系， 北京100084)

0 引言

隨著國內遠距離直流輸電規模的不斷擴大，珠三角和長三角等負荷密集地區的直流落點越來越集中[1 - 3]。對于直流多饋入受端電網，如果動態無功補償不足，交流系統故障容易導致多回直流換相失敗，電壓穩定問題突出[4]。相較于SVC、STATCOM等靜態無功補償裝置，同步調相機具有更快的響應速度和更強的電壓支撐能力[5 - 6]，且無功功率調節范圍更廣[7]，因此備受關注。

但常規調相機的銅勵磁繞組存在電阻，在低功率輸出時效率較低，并且在強勵時轉子過度發熱導致絕緣壽命縮減，需要頻繁維護。高溫超導材料具有高電流密度、低損耗的特點，將其應用于同步調相機中可以大幅度降低轉子熱損耗，提升運行效率。此外，超導電機的定子可采用無磁性齒結構，電機的物理氣隙很大，故超導同步調相機的同步電抗大幅度減小。相比于常規調相機，超導調相機只需要改變很小的勵磁電流便可使輸出的無功功率成倍增加，并且強勵過程中勵磁繞組的溫度不變[8]。

日本的三菱電機和富士電機曾于20世紀80年代合作開發一臺30 MVA的低溫超導同步調相機，其轉子勵磁繞組采用的是NbTi和Nb3Sn低溫超導繞組[9]。日本的Super-GM研究組曾于20世紀90年代開發出基于NbTi低溫超導繞組的70 MW超導發電機，并進行了同步調相機運行模式測試[10]。2003年，美國超導公司設計開發了名為SuperVARTM的高溫超導同步調相機，該調相機額定功率和轉速分別為8 Mvar和1 800 r/min，轉子勵磁繞組采用Bi2223/Ag高溫超導帶材繞制。在實際電網中的測試中表現出優異的無功補償性能[11]。

為研究超導同步調相機在電網中應用的可行性，廣東電網公司2018年啟動了超導同步調相機樣機研制工作。本文介紹了10 Mvar超導同步調相機樣機(以下簡稱10 Mvar樣機)的總體電磁設計方案、電機的定子、轉子配置和阻尼屏蔽層的方案。為計算該調相機的無功補償曲線采用ANSYS Simplorer進行了電路仿真。

1 總體設計

根據電機設計的一般原則，首先應當確定電機的拓撲結構。超導同步調相機的定子頻率固定為50 Hz，為降低轉速以降低超導轉子的設計難度，同時又要控制電機的體積，轉子極數和轉速可設定為4極和1 500 r/min。定子繞組采用較為傳統的雙層分布式繞組形式，每極每相槽數設為3，即定子槽數為36。

10 Mvar樣機的二維電磁有限元仿真模型圖(1/4模型)如圖1所示。轉子勵磁繞組采用REBCO高溫超導帶材繞制而成，氣隙磁密最高可達1.4 T。為避免定子鐵心飽和導致的損耗增大、過度發熱的現象，該調相機的定子為無磁性齒定子結構，即定子齒采用環氧樹脂等非金屬材料制造，而背鐵仍采用疊壓的硅鋼鐵心。為進一步提高功率密度，定子繞組為水內冷繞組。在保守設計中，定子電樞線負荷設定為900 A/cm，該數值也符合一般常規電機的性能指標。由上述給定參數可大致算得電機的體積參數。

圖 1 10 Mvar超導同步調相機二維電磁仿真模型圖Fig.1 2D electromagnetic FEM model of the 10 Mvar superconducting synchronous condenser

轉子整體連同REBCO超導勵磁繞組均置于真空腔中。真空腔壁同時起到了阻尼屏蔽層(以下簡稱阻尼屏)的作用。REBCO超導繞組的工作溫度為20～30 K，采用冷氦氣冷卻。REBCO超導繞組固定在不銹鋼制成的轉子主骨架上(圖1中未畫出)，并通過該主骨架傳遞電磁轉矩。主骨架內部壓裝有轉子鐵心以提高整體磁密、減少超導材料用量。10 Mvar樣機的主要設計參數列于表1中。

表1 10 Mvar樣機的主要設計參數Tab.1 General electromagnetic parameters of the 10 Mvar prototype

1.1 定子繞組

在無磁性齒定子中，電樞繞組直接暴露于氣隙磁密中，為減小渦流損耗繞組導體應采用細銅線絞制而成。根據文獻[12]，當氣隙磁密為1～2 T左右時，優選的細銅線直徑應在1～2 mm之間。故10 Mvar樣機中采用1 mm直徑的細銅線制造定子線圈。在定子繞組的初步設計中，7根細銅線絞制成Litz線，9股Litz線和兩根方形不銹鋼水管共同絞制成定子繞組導體。每個定子線圈共有6匝導體，每匝導體中有63根細銅線，銅線中電流密度約為10.6 A/mm2。電樞線負荷約為900 A/cm。定子線圈導體的截面如圖2所示。

1.2 REBCO超導勵磁繞組

利用理論計算公式和有限元仿真相結合，并帶入REBCO帶材的Ic-B特性曲線，對REBCO超導勵磁繞組進行了設計。首先根據文獻[13]中的計算公式算出產生目標氣隙磁密B0所需的勵磁安匝數，然后利用ANSYS Maxwell有限元電磁仿真軟件進行仿真，計算得到REBCO超導繞組的幾何尺寸以及空載勵磁安匝數。初步估算可得單個磁極上所需勵磁安匝數IfNf約為4.51×105A。受限于REBCO帶材的Ic-B特性曲線，對空載勵磁電流If,0的計算需要進行多次迭代。此外，當電網發生故障時，轉子勵磁繞組的瞬時電流可能達到If,0的2～3倍以上[7,14]，因此If,0應當遠離Ic以防止不可逆損傷。

對于大型超導電機來說，為使得定子電壓波形近似正弦形，勵磁繞組安匝數在轉子圓周上的分布也應當近似正弦形[13]。但因為跑道形線圈的形狀限制，只能通過改變不同位置線圈的內徑來近似等效。如圖1所示，超導轉子共有4個磁極，每個磁極上的超導繞組由6個單餅REBCO跑道形線圈組成，所用高溫超導帶材為上海超導公司生產的REBCO涂層導體，該涂層導體采用50 μm的C- 276哈式合金基帶，超導層采用“EuBCO+BaHfO3”或“YGdBCO”超導材料[15]，以提高其在低溫高場下的電流性能。帶材寬度為10 mm，采用雙面75 μm的銅帶進行封裝，包覆絕緣后帶材厚度約0.4 mm。該類型的涂層導體封裝帶在77 K下的臨界拉伸應力可達到1 000 MPa(5%Ic衰減的判據)[15]，其臨界彎曲半徑也將小于30 mm，即小于所設計的超導繞組的最小半徑。

超導電機因采用無磁性齒定子以及轉子需要絕熱結構，其物理氣隙通常較大，因此超導電機的端部磁場較為發散，磁路特征不明顯。常規電機中的二維仿真通常不能滿足要求，需借助三維有限元仿真來計算電感矩陣參數和確定超導勵磁繞組的工作點。為簡化計算，在仿真模型中REBCO超導繞組被簡化為理想導體。圖3為二維和三維仿真模型中，當勵磁電流If=If,0=375 A時，REBCO超導繞組在 圖3(a)為線圈直線邊中部截面和圖3(b)為線圈弧段端部截面的磁密分布圖。

圖3 當勵磁電流If=375 A，超導線圈磁密分布圖Fig.3 The flux density distribution at the middle part of the REBCO coils and the end part of the REBCO coils when If=375 A

從圖3可以看出，REBCO線圈端部的最大磁場為Bm,end=3.05 T，比線圈中部的最大磁場Bm,mid=2.92 T要高一些，因此線圈端部磁場對線圈的性能有更大的影響。為保證REBCO線圈的安全性做保守設計，線圈上磁場對帶材性能的影響均按照垂直場進行評估。根據新西蘭維多利亞大學的羅賓遜研究所(RRI)所測量的上海超導公司PA1212型REBCO涂層導體的性能數據[16]，對于10 mm寬的帶材，當外界垂直場為5 T的情況下帶材在30 K、25 K、20 K下的Ic分別為665 A、840 A和1 010 A，其在平行場下的Ic遠高于垂直場下的Ic。圖4顯示了Bm,end隨If變化的曲線和所用REBCO帶材的在30 K、25 K、20 K/垂直場下的Ic-B特性曲線[16]的交叉點，在30 K下的交叉點即為REBCO超導繞組的極限工作點If,m=665 A，即10 Mvar樣機運行過程中，勵磁電流不得超過665 A。

1.3 阻尼屏蔽層

圖4 REBCO勵磁繞組極限工作點決定圖Fig.4 The determination of the maximum excitation current of the REBCO exciting windings

阻尼屏蔽層是超導電機的特有結構，其作用是屏蔽定子側高次諧波對轉子超導繞組的不利影響，以及延緩定子短路脈沖磁場在轉子超導繞組處的上升速度[17]。但另一方面，當超導勵磁繞組進行快速勵磁以提供瞬時無功功率時，阻尼屏蔽層的屏蔽效果延緩了磁場上升的速度，削弱了瞬時無功補償的效果。這兩個作用是相互矛盾的，在設計時需綜合考量。

經過綜合分析，6061鋁合金是較為合適的阻尼屏材料。根據文獻[17]中的公式，可算得阻尼屏的時間常數TD和表示屏蔽效果的復函數S(f)。由于REBCO勵磁繞組自身具有很大的時間常數(Tf=Lf/Rf)，使得阻尼屏的TD發生了改變，進而影響了S(f)。圖5為|S(f)|在隨諧波頻率的變化曲線，可以看出當不考慮勵磁繞組的影響時，有阻尼屏時可將100 Hz以上的諧波對勵磁繞組的影響屏蔽至無阻尼屏時的1%左右。若考慮勵磁繞組的影響，|S(f)|的值略微有增加，屏蔽效果略有下降。

圖5 屏蔽效果|S(f)|隨諧波頻率f的變化曲線Fig.5 The screening effect of the damper |S(f)| at different harmonic frequencies f

2 電路仿真

利用ANSYS Simplorer軟件進行電路仿真以計算10 Mvar樣機的無功補償曲線，仿真電路圖如圖6所示。在仿真軟件中，10 Mvar樣機用帶有阻尼繞組的同步電動機模塊來實現，其定子端連接到三相理想電壓源來模擬連接到無窮大電網中的情況，理想電壓源的電壓設定為定子額定空載電壓，頻率為50 Hz。超導勵磁繞組通過理想電流源進行勵磁，勵磁電流的變化通過控制函數進行控制。當勵磁電流If發生變化時，電樞電流Ia也相應的發生變化。定子電流初值設為0，勵磁電流初值設為額定空載勵磁電流375 A，轉子初始角度為0 °，初始轉速為1 500 r/min。調相機模塊中的各個電感矩陣參數通過三維有限元仿真，以及針對大氣隙結構的超導電機理論計算公式算得[13,18](包括阻尼屏蔽層相關電感參數)，計算結果及在仿真模塊中的設定值如表2所示。在電路仿真中，超導勵磁繞組的電流均在容許的通流能力之下，因此超導材料的性能參數對電路仿真的結果沒有顯著影響。

圖6 10 Mvar樣機的無功補償仿真電路圖Fig.6 Simple circuit layout of the reactive compensation simulation of the 10 Mvar HTS DSC

表2 10 Mvar樣機主要電感矩陣參數Tab.2 Main parameters of the inductance matrix of the 10 Mvar prototype

圖7為10 Mvar超導同步調相機的“V形”無功補償曲線。當勵磁電流If,n=428 A時，10 Mvar樣機可以產生額定的10 Mvar無功功率(滯相)，此時勵磁電流變化率僅為14.13 %。如圖7中的虛線所示，當勵磁電流為534 A時，10 Mvar樣機可以實現30 Mvar，即3倍額定的輸出功率，此時的勵磁電流仍小于極限工作點If,m=665 A，因此勵磁繞組是安全的，在此過程中勵磁電流變化率為42.4%。而對于大型常規調相機而言，定子的無功功率過載率通常小于勵磁電流的變化率。如某300 Mvar常規同步調相機中，其勵磁電流過載倍數為2.5倍時，定子電流的過載倍數僅為1.5倍[19]，即最大滯相無功輸出能力不超過額定值的1.5倍。這表明超導同步調相機可以以較小的勵磁電流變化產生較大的無功輸出功率，無功補償能力優于常規同步調相機。

圖7 10 Mvar樣機的無功補償曲線Fig.7 Result curves of the reactive power compensation simulation of the 10 Mvar HTS DSC

圖8表明當勵磁電流在0.5 s時間內從空載勵磁電流If,0=375 A線性增加至滿載勵磁電流If,n=428 A過程中，勵磁電壓和電樞電流的變化過程。可以看到電樞電流的上升有一定的延遲，這是阻尼屏的屏蔽效果導致的。阻尼屏還遲滯了電樞反應磁通對勵磁繞組的作用，所以勵磁電壓的波形也受到一定的影響。因此在制定10 Mvar樣機的控制策略時，需考慮阻尼屏對快速勵磁過程的負面影響。

圖8 當勵磁電流在0.5 s內從375 A升至428 A過程中勵磁電壓和電樞電流的變化曲線Fig.8 Variation curves of armature current Ia and the excitation voltage Uf during the 0.5 s forced excitation from 375 A to 428 A

3 結語

本文介紹了10 Mvar超導同步調相機的基本電磁設計方案和無功補償仿真結果。該調相機的定子擬采用無磁性齒定子結構，轉子勵磁繞組采用10 mm寬的REBCO高溫超導導線繞制。額定空載勵磁電流為375 A，此時氣隙磁密約為1.4 T，REBCO繞組上的最大磁密約為3.05 T，出現在線圈的端部位置。作為超導電機中特有結構，阻尼屏蔽層既屏蔽了定子側的高次諧波對轉子超導繞組的影響，也給快速勵磁過程帶來了負面的影響，在設計時需要綜合考慮。最后借助電路仿真軟件，計算了10 Mvar樣機的無功補償曲線，可以看出超導同步調相機具有較為優異的無功補償性能。