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1994年,西安交通大学王锡凡院士提出了50/3 Hz的分频输电技术,通过倍频变压器实现低速水轮机接入工频电网,以解决远距离、大功率低频电力送出问题[18]。
实现频率变换是LFAC技术的核心环节,20年以来,国内外学者提出了多种变频方式。早期,以倍频变压器、同步变频器[19]为代表的铁磁、旋转变频方式是主流研究方向。该类变频方式虽然结构简单、造价较低,但效率低、谐波含量大、难以实现大规模功率变换等问题严重限制了其发展应用。因此,学者们逐渐转向研究以电力电子器件为核心的变频器,包括基于半控型晶闸管构成的周波变换器[20]和交交变频器[21]。这些以半控型器件为核心的变频器普遍存在换相失败、动态响应慢、需要无功补偿等问题。基于全控器件的模块化多电平矩阵换流器(Modular Multilevel Matrix Converter,M3C)具有低能量存储、高能量密度的特点,是近来的研究热点,其具体拓扑结构如图1所示。
M3C共有9个桥臂,两侧分别连接工频系统和低频系统,适用于大功率高电压等级的变频场景。M3C虽然控制逻辑较为复杂,但是能实现两侧有功无功解耦控制,具备黑启动能力和较强的故障穿越能力。同时,大量子模块组合和灵活的开关模式能大幅降低谐波含量,实现多电平输出。
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海上风电低频交流输电系统拓扑图如图2所示。海上风机发出低频电力进行汇集到海上升压站平台,经过海上低频主变压器升压,再通过低频海缆远距离输送到陆上交交换流站,陆上变频器再将低频电能转换为工频接入电网。
若忽略海缆电阻,根据线路静态稳定极限功率传输公式(1)和线路电压降落公式(2),当线路频率
$f$ 下降时,线路电抗$X$ 成正比下降,理论上线路静态稳定有功传输极限${P_{\max }}$ 成反比上升,同时线路的电压降落也有所降低。$$ {P_{\max }} = \dfrac{{{U^2}}}{X} = \dfrac{{{U^2}}}{{2{\text{π}}fL}} $$ (1) $$ \Delta U\text{%}=\dfrac{QX}{{U}^{2}}\times 100 $$ (2) 式中:
Pmax ——线路静态稳定有功传输极限(W);
U ——系统线电压(V);
X ——线路感抗(Ω);
$f$ ——系统频率(Hz);L ——线路电感(H);
$ \Delta U% $ ——系统线电压、线路电压降百分数;Q ——线路无功功率(Var)。
实际上,电缆特别是长距离海底电缆,由于容升效应,其传输容量直接受到电缆的充电功率限制,因而远低于静态稳定有功传输极限
${P_{\max }}$ 。根据式(3)和式(4),理论上频率$f$ 下降时,电缆充电无功功率${Q_{\rm{C}}}$ 成正比下降,使得电缆可用于传输的有功功率$P$ 提升。$$ {Q_{\rm{C}}} = {U^2}{X_{\rm{C}}} = 2{\text{π}} fCl{U^2} $$ (3) $$ P = \sqrt {{S_{\rm{N}}}^2 - {Q_{\rm{C}}}^2} $$ (4) 式中:
${X}_{{\rm{C}}}$ ——海缆容抗(Ω);C ——单位长度下的电容值(F/km);
l ——电缆长度(km);
${S}_{{\rm{N}}}$ ——电缆额点视在功率(VA)。除去低频传输能够提升海缆电能传输距离这一特性外,LFAC技术在海上风电送出场景下的应用还有如下优势:
1)大功率海上风机主要采用直驱/半直驱风机,变流器可灵活改变输出频率,不需要改动风机侧变流器本体。
2)在中长距离海上风电送出应用场景下,由于低频送出使得海缆无功充电功率的降低,与HVAC技术相比,采用LFAC技术能减少甚至取消海上无功补偿装置的配置。
3)LFAC技术不需要进行海上变频,无海上换流平台,低频海上升压站与工频升压站相当。因此在一定输送距离范围内,采用LFAC的技术经济性能高于HVDC技术。
黄明煌等[1]从技术性和经济性的角度分析HVAC、HVDC和LFAC技术在海上风电送出场景下的适用性,以400 MW风电场为例,各技术的经济适用区间划分如图3所示。
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海上低频主变压器是海上风电低频交流输电系统的关键设备之一。LFAC技术仍属于交流输电范畴,研究海上低频变压器,可以先从研究交流变压器的低频特性着手。
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变压器是主要由原边绕组、副边绕组和铁心(磁芯)构成的能够改变交流电压的装置。其工作原理是基于电磁感应现象,即在变压器原边绕组通上交变的电流后,变压器铁心感应产生主磁通,进一步在主磁通交链的原边绕组和副边绕组都感应出主电动势,通过两侧绕组的匝数不同实现不同电压等级的变换及功率传输。变压器的感应电动势
$E$ 如式(5)。$$ E \approx 4.44fN{\varPhi _{\rm{m}}} \approx 4.44fN{B_{{\rm{sat}}}}{A_{{\rm{core}}}} $$ (5) 式中:
E ——变压器的感应电动势(V);
N ——变压器绕组匝数(匝);
Φm ——绕组内磁通量(Wb);
Bsat ——铁心中的磁通密度(T);
Acore——变压器铁心有效截面积(m2)。
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变压器本体结构导致其重量和体积的决定性因素是铁心截面
${A_{{\rm{core}}}}$ 和绕组匝数$N$ 。根据变压器感应电动势$E$ 的公式(5)可知,若要求变压器的额定电压${U_1}$ 不变,也就是变压器感应电动势$E$ 不变,变压器运行的频率$f$ 降低时,必然要求绕组匝数$N$ 、绕组内磁通量${\varPhi _{\rm{m}}}$ 增加或者两者均增加。进一步地,交流变压器铁心截面${A_{{\rm{core}}}}$ 与变压器容量的设计经验公式为:$$ {A_{{\rm{core}}}} \approx {K_{\rm{A}}}\sqrt[2]{{P'}} \approx \sqrt[2]{{\frac{{2.52{\phi _{\rm{k}}}\rho k}}{{fB_{{\rm{sat}}}^2{H_{\rm{k}}}{U_{\rm{x}}} \times {{10}^{ - 5}}}}}}\sqrt[2]{{P'}} $$ (6) 式中:
${K_{\rm{A}}}$ ——变压器铁心截面积设计经验系数;$ P' $ ——额定工况下每柱的容量(W);${\phi _{\rm{k}}}$ ——等效漏磁通(Wb);$ \rho $ ——罗氏系数;$ k $ ——横向漏磁通导致的附加电抗系数;${H_{\rm{k}}}$ ——绕组平均电抗(Ω);${U_{\rm{x}}}$ ——电抗压降百分数(%)。根据经验公式(6)可知,
${A_{{\rm{core}}}} \propto {1 \mathord{\left/ {\vphantom {1 {\sqrt[2]{f}}}} \right. } {\sqrt[2]{f}}}$ ,也就是说,在其他条件不变的情况下,交流变压器铁心截面${A_{{\rm{core}}}}$ 与频率的平方成反比。因此,在对变压器进行低频化改造时,常规思路有以下两种:
1)增大铁心的有效截面积
${A_{{\rm{core}}}}$ ;2)增加绕组匝数
$N$ 。显然无论采取上述哪种方式对变压器进行低频化改造,都会使得变压器的质量和体积增加。特别是频率下降到20 Hz之后,变压器的质量、体积都将大幅提升。以1 GW风电场配置2台的220 kV,550/275-275 MVA分裂双绕组变压器(全穿越阻抗电压14%、半穿越阻抗26%)为例。若不进行额外的优化措施,单台变压器重量与体积与频率的关系如图4所示。20 Hz的低频变压器的重量为870 t左右,是同等电气参数工频变压器的1.7倍,体积则是1.5倍。
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变压器损耗也是影响远距离大容量海上风电低频交流送出方案的一个关键因素。变压器的损耗主要是由空载损耗(铁损)和负载损耗(铜损)两部分组成。空载损耗是由铁心材料的磁滞和涡流现象产生的,铁心损耗密度
${P_{\rm{v}}}$ 可以用Steinmetz经验公式[22]简要表示为:$$ {P_{\rm{v}}} \approx {k_{\rm{h}}}fB_{{\rm{sat}}}^\alpha + {k_{\rm{e}}}{f^2}B_{{\rm{sat}}}^2 $$ (7) 式中:
${P_{\rm{v}}}$ ——铁心损耗密度(W/mm2);${k_{\rm{h}}}$ ——磁滞效应系数,其值与材料有关;${k_{\rm{e}}}$ ——涡流效应系数,其值与材料有关;${B_{{\rm{sat}}}}$ ——铁心中的磁通密度(T);$\alpha $ ——Steinmetz公式的经验参数,其值与材料有关。根据公式(7)可知,铁心材料的磁滞损耗密度与频率成正比,铁心材料的涡流损耗密度与频率的平方成正比。在低频运行情况下,变压器的铁损密度呈指数下降。
变压器的铜损是指基本损耗和附加损耗。其中,由于基本损耗主要是由绕组的直流电阻决定,因此频率变化几乎不引起其数值变化。附加损耗是由漏磁通在绕数内产生的涡流
${k_{\rm{a}}}$ 引起的,如式(8)所示。显然,当绕组相关参数不发生变化时,其附加损耗与频率的平方成正比,频率降低会使得附加损耗也随之下降。$$ {k_{\rm{a}}} = \dfrac{{{{17.8}^2}{{\text{π}}^2} \times {{10}^{ - 9}}}}{{18\rho _{\rm{r}}^2}}{\left( {\dfrac{{fmb\alpha A\rho }}{{{H_{\rm{k}}}}}} \right)^2} $$ (8) 式中:
${k_{\rm{a}}}$ ——附加损耗(W);${\rho _{\rm{r}}}$ ——绕组导线的电阻率(Ω·mm2/m−1);m ——绕组导线的单根净截面(mm2);
${H_{\rm{k}}}$ 、$ \rho $ ——经验公式计算系数。通过上述理论分析可知,在变压器铁心和绕组参数恒定不变的情况下,变压器的空载损耗和负载损耗均能随频率下降而降低。然而为保持额定电压不变,变压器低频化改造势必需要增大铁心截面或增大绕组匝数,因此总体的负载损耗会随之增大。且变压器负载损耗要远高于空载损耗,因而在同一设计磁密下,低频变压器的总损耗要高于工频变压器。赵国亮等[23]指出,20 Hz 220 kV/180 MVA变压器(短路阻抗14%)的空载损耗较工频降低57%,负载损耗则较工频增加61%。
Characteristics Analysis and Technical Prospect of Low-Frequency Main Transformer for Offshore Wind Power
doi: 10.16516/j.gedi.issn2095-8676.2023.05.017
- Received Date: 2022-02-06
- Rev Recd Date: 2022-04-05
- Available Online: 2023-08-24
- Publish Date: 2023-09-10
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Key words:
- low-frequency alternating current power transmission /
- offshore wind power /
- offshore low-frequency transformer /
- miniaturization /
- silicon steel sheet /
- cooling /
- ester high ignition point insulated oil
Abstract:
Citation: | YANG Xi, TANG Xiang, LI Jutian, LU Ying, CHEN Ying. Characteristics Analysis and Technical Prospect of Low-Frequency Main Transformer for Offshore Wind Power[J]. SOUTHERN ENERGY CONSTRUCTION, 2023, 10(5): 139-148. doi: 10.16516/j.gedi.issn2095-8676.2023.05.017 |