程 靈,張艷秉,馬 光,陳云翔,何承緒,韓 鈺

(1 國網(wǎng)智能電網(wǎng)研究院有限公司 先進輸電技術全國重點實驗室,北京 102209;2 國家電網(wǎng)有限公司 特高壓事業(yè)部,北京 100031;3 國網(wǎng)福建省電力有限公司 電力科學研究院,福州 350007)

電力行業(yè)作為國民經(jīng)濟中重要的能源產(chǎn)業(yè),是國家節(jié)能降碳重點領域。圍繞國家“雙碳”目標構(gòu)建新型電力系統(tǒng),對變壓器的節(jié)能性提出了更高要求[1-2]。目前,我國在網(wǎng)運行的變壓器數(shù)量約1700萬臺,總?cè)萘考s110億千伏安,電能損耗約為三峽電站全年發(fā)電量(2021年約1036.5億kW·h)的2倍,節(jié)能降碳潛力大,開發(fā)和應用新型取向硅鋼材料[3-4],制造超高能效電力變壓器,對于推動電網(wǎng)節(jié)能降碳具有重要意義。在眾多變壓器類型中,耐熱型取向硅鋼立體卷鐵心變壓器具備提升能效等級高于1級的潛質(zhì),且三相磁路平衡、抗突發(fā)短路能力強、負載損耗與噪聲低,代表變壓器技術重要的發(fā)展方向。制造高性能立體卷鐵心要求取向硅鋼可耐800～850 ℃消除應力退火,常規(guī)低損耗激光刻痕取向硅鋼(如20QH070,23QH75,27QH80等)在溫度高于400 ℃后,磁疇細化效果逐漸消失、損耗增加[5-6],不適用于超高能效立體卷鐵心變壓器制造,需采用耐熱型低損耗取向硅鋼材料。

不同的技術措施已用于耐熱型磁疇細化取向硅鋼開發(fā)研究。Kosuge等[7]采用微米級齒輪軋輥在帶硅酸鎂底層的取向硅鋼表面引入局部應變并進行退火,磁疇細化降損效果在高溫下仍可保持,并研究了不同溝槽形貌和晶粒尺寸對磁性能的影響;孫鳳久等[8]以氮分子束流和CW-CO2激光進行掃描,形成具有高溫穩(wěn)定性的鐵氮化合物進而細化主磁疇分布,鐵損可下降超20%,耐熱溫度可達1000 ℃;Yabumoto等[9]和Sato等[10]提出在3%(質(zhì)量分數(shù))Si取向硅鋼表面進行化學刻蝕的耐熱磁疇細化工藝,于800 ℃進行2 h消除應力退火后,鐵損可降低10%～15%。在耐熱型產(chǎn)品方面,日本制鐵采用局部應變和熱處理相結(jié)合的技術路線批量生產(chǎn)20ZDMH75,23ZDMH80等耐熱型機械刻痕取向硅鋼;日本JFE基于化學刻蝕技術可生產(chǎn)23 JGSD080,27 JGSD090等牌號產(chǎn)品;國內(nèi)寶鋼首次采用大功率激光刻痕技術開發(fā)了B20HS075,B23HS080等耐熱型激光刻痕取向硅鋼新產(chǎn)品。

目前,國內(nèi)外有關耐熱型激光刻痕與機械刻痕取向硅鋼產(chǎn)品微觀組織結(jié)構(gòu)及復雜工況電磁特性研究鮮見報道,同時基于耐熱型激光刻痕取向硅鋼的立體卷鐵心性能優(yōu)化研究有待深入,以充分發(fā)揮新型材料的耐高溫和低損耗優(yōu)勢。本工作以B20HS075和20ZDMH75(同為頂級牌號)耐熱型取向硅鋼作為研究對象,對比分析兩者的表面刻痕工藝與形貌、刻痕線微區(qū)組織與晶粒取向特征、退火后正弦及諧波工況磁特性,并開展耐熱型激光刻痕硅鋼10 kV/400 kVA超高能效變壓器鐵心和繞組建模、仿真分析及實驗驗證,推動國產(chǎn)耐熱型低損耗取向硅鋼在超高能效變壓器中應用。

1 實驗材料與方法

收集B20HS075耐熱型激光刻痕取向硅鋼和20ZDMH75耐熱型機械刻痕取向硅鋼頂級牌號成品鋼卷,公稱厚度均為0.20 mm,從鋼卷中部取樣:(1)各切取尺寸為30 mm(TD橫向)×100 mm(RD軋向)的樣品,觀測表面刻痕特征和去除表面絕緣涂層后的金相組織;(2)各切取尺寸為5 mm(TD)×10 mm(RD)的樣品,觀測帶涂層樣品的側(cè)面組織形貌和去除涂層樣品的表面組織形貌,采用裝配HKL Channel 5電子背散射衍射(EBSD)系統(tǒng)的ZEISS-ULTRA55掃描電子顯微鏡對樣品刻痕微區(qū)組織及晶粒取向進行觀測;(3)各切取尺寸為30 mm(TD)×300 mm(RD)的愛潑斯坦方圈樣品5副(每副數(shù)量為28片),樣品在850 ℃退火0.5,1,2,4,8 h后分別測量磁性能,采用MPG-200D任意波形磁場激勵測量系統(tǒng)開展正弦、諧波、直流偏磁工況下的電磁特性測量;(4)優(yōu)化提升B20HS075耐熱型取向硅鋼的應用性能,采用MagNet有限元分析軟件對10 kVA小容量立體卷鐵心模型進行仿真建模,設計7級、8級和12級鐵心模型,研究級數(shù)對鐵心磁場分布及損耗的影響,并采用CSW 5550交直流電源和WT 3000精密功率分析儀等測試完全去應力退火后的鐵心實物模型的空載勵磁特性;(5)進一步基于MagNet有限元軟件開展耐熱型激光刻痕取向硅鋼10 kV/400 kVA超高能效變壓器鐵心和繞組建模、仿真分析及實驗驗證,并進行樣機型式實驗與掛網(wǎng)運行。

2 結(jié)果與分析

2.1 耐熱型激光刻痕與機械刻痕取向硅鋼微觀組織對比

圖1為B20HS075耐熱型激光刻痕取向硅鋼和20ZDMH75機械刻痕取向硅鋼表面形貌及去除涂層后的晶粒組織。由圖1可知,B20HS075硅鋼表面激光刻痕線平行于鋼帶橫向,刻痕間距約為5 mm,統(tǒng)計10個不同區(qū)域得到平均晶粒尺寸約為13.7 mm;20ZDMH75硅鋼表面機械刻痕線與鋼帶橫向呈約為12.5°的夾角,刻痕間距同樣約為5 mm,平均晶粒尺寸約為11.6 mm?？傮w上,耐熱型激光刻痕取向硅鋼和機械刻痕取向硅鋼的刻痕間距相當,刻痕線以下的二次再結(jié)晶晶粒平均尺寸較為接近,主要區(qū)別在于機械刻痕取向硅鋼采用帶齒軋輥壓完后表面形成與橫向成約12.5°夾角平行排列的壓痕,而耐熱型激光刻痕取向硅鋼的刻痕線幾乎平行于橫向。

圖1 B20HS075耐熱型激光刻痕取向硅鋼(1)和20ZDMH75機械刻痕取向硅鋼(2)的表面形貌(a)與去除涂層后的晶粒組織(b)Fig.1 Surface topography(a) and microstructures after removing coating(b) of B20HS075 heatproof LSGO steel(1)and 20ZDMH75 MNGO steel(2)

圖2給出了B20HS075耐熱型激光刻痕取向硅鋼和20ZDMH75機械刻痕取向硅鋼樣品表面菊池帶襯度圖及晶粒取向成像。對于B20HS075樣品,通過控制大功率激光照射能量密度形成溝槽及熱影響區(qū),大尺寸Goss取向晶粒(綠色代表{110}〈001〉取向)表面刻痕線處未收集到晶粒取向信息,刻痕線橫穿晶界(見圖2(b));對于20ZDMH75樣品,采用齒狀輥沿帶材橫向呈一定角度施加載荷壓力加工變形,退火后在溝槽位置處形成了非Goss取向晶粒組織,微小的再結(jié)晶晶粒直徑約40～50 μm,形態(tài)以柱狀晶為主(見圖2(d)),連成串的柱狀晶附近還存在一個應力影響區(qū)(見圖2(c)矩形區(qū)域),推測亦可促進磁疇細化降損。宏觀上耐熱型激光刻痕取向硅鋼和機械刻痕取向硅鋼表面的刻痕線均表現(xiàn)為刻痕線溝槽,但微觀上兩者存在本質(zhì)區(qū)別。

圖2 耐熱型激光刻痕和機械刻痕取向硅鋼表面晶粒取向成像(a)B20HS075樣品菊池帶襯度圖;(b)B20HS075樣品電子背散射衍射圖;(c)20ZDMH75樣品菊池帶襯度圖;(d)20ZDMH75樣品電子背散射衍射圖;(e)B20HS075樣品對應的{001}極圖;(f)20ZDMH75樣品對應的{001}極圖Fig.2 EBSD orientation maps of heatproof LSGO steel and MNGO steel(a)Kikuchi band of contrast of B20HS075 sample;(b)EBSD orientation map of B20HS075 sample;(c)Kikuchi band of contrast of 20ZDMH75 sample;(d)EBSD orientation map of 20ZDMH75 sample;(e){001} pole map of B20HS075 sample;(f){001} pole map of 20ZDMH75 sample

為更好地表征兩種耐熱型取向硅鋼樣品刻痕線微區(qū)組織結(jié)構(gòu)差異,圖3給出了B20HS075激光刻痕和20ZDMH75機械刻痕取向硅鋼樣品側(cè)面SEM形貌及EBSD取向成像。結(jié)合圖3(a-1),(a-2)可清晰地觀察到,B20HS075樣品刻痕溝槽被涂層成分和金屬氧化物填充,呈倒三角形嵌入取向硅鋼基體,進而實現(xiàn)磁疇分區(qū)、細化磁疇及降低反常渦流損耗[11-12]的效果;由圖3(b-1),(b-2)可知,20ZDMH75機械刻痕取向硅鋼樣品刻痕位置處為完整的微米級非Goss取向晶粒,且晶粒周圍的應力影響區(qū)能觀察到明顯的亞晶界(黑色箭頭所指位置),推測同樣可起到細化磁疇的作用。

圖3 B20HS075耐熱型激光刻痕取向硅鋼(a)和20ZDMH75機械刻痕取向硅鋼(b)側(cè)面SEM形貌(1)與EBSD取向成像(2)Fig.3 SEM topography(1) and EBSD orientation maps(2) of B20HS075 heatproof LSGO steel(a) and 20ZDMH75 MNGO steel(b)

課題組前期研究表明[13-14],耐熱型激光刻痕樣品和機械刻痕樣品在900 ℃保溫2 h退火后,鐵損增大明顯,均高于牌號標稱值。前者鐵損升高可能與溝槽附近處Goss晶粒取向的變化有關,而后者主要是由于刻痕微區(qū)與兩側(cè)的初始大尺寸Goss晶粒取向差降低、微區(qū)隨機取向晶粒逐漸被吞并所導致,同時觀測到兩種樣品中180°主磁疇的寬度均明顯增大。兩種耐熱刻痕取向硅鋼均無法耐900 ℃退火,本實驗中后續(xù)重點關注850 ℃去應力退火過程中磁性能變化規(guī)律。

2.2 消除應力退火后耐熱型激光刻痕與機械刻痕取向硅鋼磁性能對比

圖4為B20HS075耐熱型激光刻痕樣品和20ZDMH75機械刻痕取向硅鋼樣品在850 ℃退火0.5,1,2,4,8 h不同時間后的磁性能變化曲線。對于兩種相同等級耐熱型樣品,各采用5副(每副含28片30 mm×300 mm 尺寸樣品)愛潑斯坦方圈樣品進行消除應力退火及鐵損與磁感應強度測量,以提高實驗結(jié)果的準確性?？傮w上,隨著退火時間的延長,B20HS075和20ZDMH75樣品的鐵損呈現(xiàn)先下降、后緩慢上升的趨勢;退火1～2 h后鐵損P1.7平均值達到最低,分別為0.722 W/kg(較初始狀態(tài)降低5.2%)和0.709 W/kg(較初始狀態(tài)降低4.8%);退火時間延長至8 h后,鐵損P1.7平均值較最低值略有增加,分別增加2.1%和1.1%。隨著退火時間的延長,耐熱型取向硅鋼樣品的磁感應強度先小幅增大、后趨于平緩。受850 ℃退火時樣品邊部毛刺應力逐漸消除和刻痕線微區(qū)磁疇細化效果略有減弱雙重因素影響,磁性能呈上述規(guī)律變化。

針對立體卷鐵心變壓器運行時鐵心上軛和下軛中長期存在的諧波磁通以及特殊場景下存在的直流偏磁工況[15-16],對比研究了頂級牌號耐熱型激光刻痕樣品和機械刻痕取向硅鋼樣品在諧波、直流偏磁工況下的損耗特性。被測樣品為圖4中退火后5副方圈樣品中鐵損最接近平均值的樣品。由圖5(a)可知,隨著3次、5次諧波含量的增加,B20HS075和20ZDMH75樣品的諧波損耗不斷增大,10%含量3次諧波典型工況下,兩種樣品的損耗較正弦激勵時分別上升了15.9%,14.5%。磁通密度波形中3次、5次諧波與基波的相位差對損耗的影響表現(xiàn)為,相位差從0°增加到180°的過程中,兩種樣品的諧波損耗均不斷增大,且3次諧波損耗受相位差的影響更大(見圖5(b))。同時,磁通密度峰值Bmax不變時,直流偏置磁場越大,損耗越高;1.9 T飽和條件下,偏置磁場大小對損耗的影響明顯降低,且B20HS075和20ZDMH75樣品損耗存在一定差異(見圖5(c),(d)中圓形和橢圓形標記區(qū)域),原因是20ZDMH75機械刻痕樣品正弦工況下?lián)p耗略低并具有相對更高的磁感應強度[17]。

總體上,B20HS075耐熱型激光刻痕取向硅鋼與20ZDMH75機械刻痕取向硅鋼樣品刻痕線微區(qū)組織及取向特征存在本質(zhì)差異,但兩者在消除應力退火后的基礎磁性能及諧波和直流偏磁工況下的損耗變化規(guī)律基本相當。

2.3 基于國產(chǎn)耐熱型取向硅鋼的鐵心磁場與損耗仿真分析及實驗驗證

2.3.1 小容量鐵心模型仿真分析與實驗驗證

(1)耐熱型取向硅鋼鐵心模型參數(shù)設計

為優(yōu)化提升B20HS075耐熱型激光刻痕取向硅鋼的應用性能,基于材料損耗與磁化特性設計3臺級數(shù)不同的10 kVA小容量立體卷鐵心模型,研究了鐵心截面級數(shù)對空載損耗的影響。鐵心疊層厚度、鐵心直徑、有效截面積、窗口高度、中心距離、鐵心質(zhì)量等設計參數(shù)見表1。7級、8級和12級單框卷鐵心截面(多邊形鐵心截面近似為半圓)設計見圖6,每3個單框卷鐵心以120°夾角拼接后得到立體卷鐵心模型。采用相同的剪切、卷繞及熱處理工藝完成了3臺10 kVA小容量立體卷鐵心模型試制。

表1 3種不同級數(shù)的10 kVA小容量鐵心模型主要設計參數(shù)Table 1 Main design parameters of 10 kVA small-capacity iron core models with 3 different stages

圖6 不同級數(shù)單框卷鐵心模型截面設計圖 (a)7級;(b)8級;(c)12級Fig.6 Cross-sectional design drawing of single-frame wound core models with different stages (a)stage 7;(b)stage 8;(c)stage 12

(2)耐熱型取向硅鋼鐵心仿真模型建立

采用SOLIDWORKS軟件對10 kVA小容量立體卷鐵心進行建模,并進一步將1/2模型導入Infolytica MagNet中進行有限元仿真分析。基于耐熱型取向硅鋼的10 kVA小容量立體卷鐵心模型與1/2模型整體網(wǎng)格剖分如圖7所示,采用非線性時諧場進行三維仿真計算。

圖7 基于B20HS075耐熱型取向硅鋼建立的10 kVA小容量立體卷鐵心模型與網(wǎng)格剖分(a)基于SOLIDWORKS建立的模型;(b)基于MagNet的1/2模型;(c)網(wǎng)格剖分圖Fig.7 Model and mesh generation of 10 kVA three-dimensional wound core based on B20HS075 heatproof LSGO steel(a)model base on SOLIDWORKS;(b)1/2 model based on MagNet;(c)mesh generation map

(3)鐵心模型內(nèi)部磁場與損耗仿真分析

利用有限元軟件分別對設計的7級、8級和12級10 kVA小容量立體卷鐵心模型進行仿真,得到3臺立體卷鐵心模型內(nèi)部磁場分布,進而依次得到磁通密度分布云圖(見圖8(a-1)～(c-1))。同時,圖8(a-2)～(c-2)給出了7級、8級和12級鐵心損耗密度分布云圖。根據(jù)公式(1)立體卷鐵心空載損耗計算方法,對仿真模型鐵心的各磁通密度段的損耗進行計算:

圖8 3種不同級數(shù)10 kVA立體卷鐵心模型心柱磁通密度分布云圖(1)和損耗密度分布云圖(2) (a)7級卷鐵心;(b)8級卷鐵心;(c)12級卷鐵心Fig.8 Nephograms of magnetic flux density(1) and loss density(2) of 10 kVA three-dimensional wound core models with three different stages(a)wound core with 7 stages;(b)wound core with 8 stages;(c)wound core with 12 stages

P0=k0×kj×p0×G

(1)

式中:P0為立體卷鐵心模型空載損耗,W;k0為工藝系數(shù);kj為結(jié)構(gòu)系數(shù),取1.02;p0為給定磁通密度條件下B20HS075耐熱型取向硅鋼的比總損耗,W/kg;G為立體卷鐵心質(zhì)量,kg。

仿真結(jié)果表明,當鐵心直徑、窗高、中心距相同時,盡管采用8級鐵心截面時質(zhì)量最低、最節(jié)省硅鋼材料,但12級截面鐵心空間占用率最高、鐵心損耗最低。同時,表2給出了采用B20HS075耐熱型取向硅鋼試制的10 kVA小容量立體卷鐵心模型空載損耗仿真值與實測值,空載損耗實測值與仿真值相差優(yōu)于3%、甚至1%,驗證了結(jié)果的可靠性。此外,實測小容量鐵心模型的損耗與磁化特性曲線數(shù)據(jù),可支撐2.3.2節(jié)中10 kV/400 kVA超高能效變壓器精細設計。

表2 基于B20HS075耐熱硅鋼試制的3種不同級數(shù)10 kVA小容量鐵心模型空載損耗仿真與實測值對比Table 2 Comparison of no-load loss simulation and measured values of three types of 10 kVA iron core models with different stages based on B20HS075 heatproof silicon steel

2.3.2 10 kV/400 kVA超高能效變壓器仿真分析、實驗驗證及掛網(wǎng)運行

為考察并提升耐熱型激光刻痕取向硅鋼在高能效變壓器中的應用優(yōu)勢,基于實測的小容量鐵心模型電磁特性(B-H,B-P)曲線,設計了額定電壓為10 kV、容量為400 kVA的三相超高能效變壓器立體卷鐵心及繞組結(jié)構(gòu)。鐵心采用2.3.1.節(jié)中優(yōu)化的12級截面,鐵心直徑209 mm、窗高615 mm、中心距369 mm、質(zhì)量約758 kg,高壓繞組(1411匝)為連續(xù)式線圈結(jié)構(gòu),低壓繞組(31匝)為多層疊繞箔式結(jié)構(gòu),繞組采用低電阻率TU1無氧銅,聯(lián)結(jié)組標號為Dyn11。

采用與2.3.1節(jié)中相同的仿真方法,建立10 kV/400 kVA變壓器鐵心三維模型并對1/2模型進行網(wǎng)格剖分,采用非線性時諧場進行三維仿真計算。圖9給出了10 kV/400 kVA變壓器鐵心磁密分布云圖和損耗密度云圖。由于卷鐵心內(nèi)外磁路長度的不同,鐵心內(nèi)外磁密為不均勻分布;鐵心內(nèi)側(cè)轉(zhuǎn)彎并分叉處損耗密度高,鐵軛內(nèi)側(cè)較外側(cè)損耗密度高。依據(jù)空載損耗計算公式(式(1)),得到空載損耗約為270.1 W,小于能效1級要求值330 W,產(chǎn)品實測值為273 W。

圖9 基于B20HS075耐熱型取向硅鋼的10 kV/400 kVA變壓器鐵心磁密分布云圖(a)和損耗密度云圖(b)Fig.9 Magnetic flux density cloud chart(a) and loss density cloud chart(b) of the 10 kV/400 kVA transformer core based on B20HS075 heatproof MNGO steel

進一步開展線圈三維漏磁場仿真分析,根據(jù)設計的10 kV/400 kVA變壓器鐵心與線圈圖紙,建立1/2仿真模型并完成網(wǎng)格剖分(見圖10(a))。為計算銅箔的渦流損耗,A相低壓引線按照銅箔的匝數(shù)建立螺旋式線圈,計算低壓渦流損耗,高壓繞組給定額定電流,低壓繞組短路。開展電抗值校驗,模型磁場儲能為15.16 J,能量法計算短路阻抗為3.82%,設計值為3.86%,兩者偏差僅為-1.04%(<±10%)。10 kV/400 kVA變壓器繞組磁密分布云圖和損耗密度云圖如圖10(c),(d)所示。綜合考慮直流電阻損耗、低壓/高壓渦流損耗、引線損耗、其他附加損耗系數(shù)1.02,計算得到負載損耗累計2954.6 W,小于能效1級要求值3250 W,與實測值2994 W相差-1.3%。

圖10 基于B20HS075耐熱型取向硅鋼的10 kV/400 kVA變壓器繞組仿真結(jié)果(a)網(wǎng)格剖分圖;(b)磁密分布云圖;(c)繞組1/2截面磁密分布云圖;(d)繞組損耗密度云圖Fig.10 Simulation results of the 10 kV/400 kVA transformer winding based on B20HS075 heatproof MNGO steel(a)mesh generation map;(b)nephogram of magnetic density distribution;(c)magnetic density distribution nephogram of 1/2 winding section;(d)nephogram of winding loss density

表3給出了基于B20HS075耐熱型激光刻痕取向硅鋼研制的超高能效10 kV/400 kVA變壓器性能實測結(jié)果。空載損耗、負載損耗分別低至273,2994 W,較國標GB 20052—2020《電力變壓器能效限定值及能效等級》中能效1級變壓器要求大幅降低了17.3%,7.9%。此外,聲壓級噪聲低至32 dB。

3 結(jié)論

(1)B20HS075耐熱型激光刻痕取向硅鋼與20ZDMH75機械刻痕取向硅鋼樣品刻痕線微區(qū)組織及取向特征存在本質(zhì)差異。前者通過在原始厘米級大尺寸Goss晶粒表面形成由金屬氧化物填充的約5 mm間距平行溝槽實現(xiàn)磁疇細化降損;后者通過在基體表層形成等距離分布的直徑40～50 μm隨機取向晶粒,其與原始Goss晶粒之間的大角度晶界及亞晶界可細化磁疇降損。

(2)在850 ℃退火0～8 h過程中,兩種耐熱型取向硅鋼樣品的鐵損均先下降、后小幅上升或趨于平穩(wěn)。諧波和直流偏磁工況下的損耗變化規(guī)律基本相當。10%含量3次諧波條件下,兩種樣品的損耗較正弦激勵時上升14.5%～15.9%;磁通密度峰值不變時,直流偏置磁場越大,損耗越高。

(3)基于7級、8級、12級立體卷鐵心模型仿真與實驗結(jié)果表明,采用8級鐵心截面時質(zhì)量最小、節(jié)省硅鋼材料,而12級截面鐵心空間占用率最高、鐵心損耗最低。立體卷鐵心內(nèi)外側(cè)磁路長度不同導致內(nèi)部磁密分布不均勻,鐵心內(nèi)側(cè)轉(zhuǎn)彎并分叉處損耗密度高,鐵軛內(nèi)側(cè)較外側(cè)損耗密度高。

(4)研制的國產(chǎn)耐熱型激光刻痕取向硅鋼10 kV/400 kVA立體卷鐵心變壓器空載損耗、負載損耗分別低至273,2994 W,較國標GB 20052—2020能效1級變壓器限定值進一步大幅降低了17.3%和7.9%,具有超高能效特征,推廣應用節(jié)能降碳效果顯著。