海上风电低频主变压器特性分析及技术展望

阳熹; 汤翔; 李炬添; 陆莹; 陈滢

doi:10.16516/j.gedi.issn2095-8676.2023.05.017

海上风电低频主变压器特性分析及技术展望

中国能源建设集团广东省电力设计研究院有限公司, 广东广州 510663

基金项目: 中国能建广东院科技项目“近海深水区大容量风电场电气解决方案研究”（EV05011W）

详细信息

作者简介:
阳熹，1982-，男，发输变电注册电气师，高级工程师，西安交通大学电气工程专业硕士，主要从事海上风电新能源利用管理研究工作（e-mail）yangxi@gedi.com.cn

汤翔，1983-，男，注册电气工程师，高级工程师，西安交通大学电气工程专业硕士，主要从事海上风电、火电等发电电气技术研究及设计工作（e-mail）tangxiang@gedi.com.cn

李炬添，1985-，男，武汉大学高电压与绝缘技术专业硕士，主要从事海上风电技术研究及设计工作（e-mail）lijutian@gedi.com.cn

陆莹，1981-，女，正高级工程师，西安交通大学电气工程专业硕士，主要从事各种新能源、火电厂、核电厂等电气技术研究及设计工作（e-mail）luying@gedi.com.cn

陈滢，1997-，女，华南理工大学电力电子与电气传动工学专业硕士，主要从事各种新能源、火电厂等电气技术研究及设计工作（e-mail）chenying02@gedi.com.cn

通讯作者:
陈滢，（e-mail）chenying02@gedi.com.cn。

中图分类号: TK89；TM402
计量
- 文章访问数: 648
- HTML全文浏览量: 272
- PDF下载量: 82
出版历程
- 收稿日期: 2022-02-05
- 修回日期: 2022-04-04
- 网络出版日期: 2023-08-23
- 刊出日期: 2023-09-09

Characteristics Analysis and Technical Prospect of Low-Frequency Main Transformer for Offshore Wind PowerEn

China Energy Engineering Group Guangdong Electric Power Design Institute Co., Ltd., Guangzhou 510663, Guangdong, China

摘要

摘要:
目的低频交流输电技术已受到广泛关注，虽然其理论研究在不断深入，但距离其在大容量远距离的海上风电送出场景下的工程实现还有许多问题亟待解决，海上低频主变压器的研发与选型问题就是其中之一。
方法在详细阐述海上风电低频交流输电系统的结构及工作原理的基础上，分析了海上主变压器的低频运行特性。
结果若采用增加铁心截面及绕组匝数的常规改造方式，低频变压器在重量体积和总损耗方面均会有所增加，会给海上风电整体送出方案经济性、海上升压站荷载及布置带来极大影响。需要研究海上低频变压器的小型化、轻量化和低损化设计。
结论最终详述了海上低频变压器改造的关键技术。在铁心改造方面，研发高磁密、低损耗的高性能取向硅钢片是备受关注的低频变压器改造技术。利用海上优势，设计水冷冷却方式及智能监控的变压器冷却方式也可以实现变压器整体质量与体积的优化。酯类高燃点油变压器具有油可降解、难燃、可靠性较高等优点，与常规矿物油变压器相比更适用做海上低频变压器。展望上述关键技术的未来发展，为大容量、高电压等级海上低频变压器的研制与应用提供参考，以推动大容量远距离海上风电低频送出技术的工程实践。
- 低频交流输电 /
- 海上风电 /
- 海上低频变压器 /
- 小型化 /
- 硅钢片 /
- 冷却 /
- 酯类高燃点绝缘油
Abstract:
Introduction Low-frequency alternating current power transmission technology has attracted wide attention. Although its theoretical research continues to go deeper, there are still many problems to be solved before its engineering implementation in large-capacity long-distance offshore wind power transmission scenarios. The development and selection of offshore low-frequency main transformer is one of such problems.
Method Based on the detailed description of the structure and working principle of the low-frequency alternating current transmission system for offshore wind power, the low-frequency operation characteristics of the offshore main transformer were analyzed.
Result If the transformer is transformed by increasing the core section and winding turns, the weight, volume and total loss of the low-frequency transformer will be increased greatly, which will have a great impact on the economy of the overall transmission scheme of offshore wind power and the load and layout of offshore step-up station. It is necessary to study the miniaturization, light weight and low loss design of offshore low-frequency transformer.
Conclusion The key transformation technologies of offshore low-frequency transformer are discussed in detail. In the aspect of transformer core, the research and development of high-performance oriented silicon steel sheet with high magnetic density or low loss is the most concerned low-frequency transformer transformation technology. With the offshore advantages, the design of water cooling mode and intelligently monitored transformer cooling mode can also optimize the overall quality and volume of transformer. Ester high ignition point insulated oil transformer has the advantages of biodegradability, inflammability and high reliability of oil, which means that it is more suitable for offshore low-frequency transformer compared with the conventional mineral oil transformer. The future development of the above key technologies is expected to provide reference for the development and application of large-capacity and high-voltage class offshore low-frequency transformer, so as to promote the engineering practice of low-frequency technology in the field of large-capacity long-range offshore wind power transmission.
- low-frequency alternating current power transmission /
- offshore wind power /
- offshore low-frequency transformer /
- miniaturization /
- silicon steel sheet /
- cooling /
- ester high ignition point insulated oil

HTML全文

“十四五”期间能源和生态环境规划等将提出碳达峰和碳中和的具体路径，从而推动天然气消费需求持续增长。天然气发电投资成本低、运行灵活，其在能源转型中的桥梁作用和在电源中的支撑作用长期内不会改变。H级燃机是目前世界上最高效、节能、环保的大容量燃气轮机，在国际燃气轮机市场中，主要有美国GE公司的9HA.01型燃机、德国SIMENS公司的SGT5-8000H型燃机、日本三菱日立公司的M701J型燃机和意大利的安萨尔多公司的GT36型燃机 ^{［
1-
2］}。目前，国内首台采用H级燃气－蒸汽联合循环机组的项目——华电广州增城燃气冷热电三联供项目，于2020年6月14日其1号机组顺利通过168小时满负荷试运行，该项目采用的两台燃机为目前世界最先进、净效率最高的西门子SGT5-8000H级燃气轮机发电机组，在节约能源、发展绿色经济、降低企业用能成本等方面发挥巨大作用。

H级燃机基础作为一种新的大型特种设备动力基础，其具备优良的动力性能是燃机平稳运行的重要保证。H级燃机基础动力性能受到质量、刚度和阻尼等因素的影响 ^{［
3-
4］}。在设计中由于其动力性能的复杂性，往往需凭取工程经验和试算进行设计，具有一定的盲目性，并难以较清晰了解H级燃机基础的动力性能走向。针对H级燃机基础的动力性能，选取基础厚度、混凝土弹性模量、动扰力和阻尼比作为影响H级燃气轮机的关键影响因素，以振动控制点最大控制幅值作为动力性能指标，通过有限元ANSYS参数化建模建立H级燃机基础不同基础厚度、混凝土弹性模量、动扰力和阻尼比的大量三维模型，采用谐响应分析获得不同参数模型下的最大控制振幅，建立H级燃机基础最大控制幅值与基础厚度、混凝土弹性模量、动扰力和阻尼比之间的关系，获得对H级燃机基础全面清晰的动力性能特征 ^{［
5-
6］}。

1 H级燃机基础参数

1.1　H级燃机基础布置

国内首台西门子SGT5-8000H级重型燃气轮机，燃气轮机额定转速为3 000 rpm，发电机额定转速为3 000 rpm。燃机基础形式为大块式桩基基础，根据厂家提供的H级燃机基础外形资料，其上设置设备支墩需满足燃机布置要求，设其基础厚度为TH，可确定发电机区基础为17.45 m×7.2 m×TH，燃气轮机区域基础为23.69 m×8.7 m×TH，基础下共采用44根 $\emptyset$ 800 mm旋挖成孔灌注桩。燃机基础平面和剖面布置图如图1所示。

图 1 燃机基础平面和剖面布置图

Figure 1. Gas turbine foundation plane and section layout

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 1 燃机基础平面和剖面布置图

Figure 1. Gas turbine foundation plane and section layout

下载: 全尺寸图片幻灯片

1.2　振动分析方法与控制标准

H级燃机基础在正常运行阶段燃机基础处于稳态受迫振动 ^{［
7-
8］}。采用ANSYS中的谐响应分析方法进行求解，谐响应分析用于确定线性结构在承受随时间按正弦规律变化的载荷时的稳态响应，分析过程中只计算结构的稳态受迫振动，不考虑激振开始时的瞬态振动。假设一单自由度弹簧振子系统承受谐激励荷载如图2所示。

图 2 单自由度弹簧振子系统

Figure 2. Single-degree-of-freedom spring vibration system

下载: 全尺寸图片幻灯片

此系统的动力方程为：

$m \ddot{x} + c \dot{x} + k x = F_{1} c o s (ω t)$

(（1）)

该方程的解分为两部分，一部分为齐次方程的解，即为阻尼系统的自由振动响应，自由振动响应随时间衰减直至最后消失。另一部分是特解，即为强迫振动响应，不会随时间衰减。这里进行稳态响应求解，由于燃机基础的激振力为简谐力，可以证明燃机基础的稳态响应也是简谐的，并且与激振力有同样的频率。

令： $\frac{k}{m} = ω_{n}^{2}$ ， $\frac{c}{m} = 2 ζ ω_{n}$ ， $\frac{F_{1}}{m} = ω_{n}^{2} A$ ，求得位移稳态响应为：

$x_{1} = s c o s (ω t - ϕ)$

(（2）)

$s = \frac{A}{\sqrt[]{{(1 - {(\frac{ω}{ω_{n}})}^{2})}^{2} + {(2 ζ \frac{ω}{ω_{n}})}^{2}}}$

(（3）)

$ϕ = a r c t a n \frac{2 ζ \frac{ω}{ω_{n}}}{1 - {(\frac{ω}{ω_{n}})}^{2}}$

(（4）)

式中： $s$ 为振动位移响应的幅值（m）； $ϕ$ 为振动位移响应的相位（rad）。

振动位移响应幅值 $s$ 、振动速度响应幅值 $v$ 和振动加速度响应幅值 $a$ 三者之间存在的关系为：

$s = \frac{v}{ω} = \frac{a}{ω^{2}}$

(（5）)

对于燃机基础的动力振动控制标准，国标标准ISO 20816中指出，应以轴承壳体或轴承座振动速度为基础的评价标准。对于3 000 rpm燃气轮机，新交付使用机器的振动速度均方根不应大于4.5 mm/s；对于3 000 rpm发电机，新交付使用机器的振动速度均方根不应大于3.8 mm/s。同时，燃机厂家要求燃机基础的振动速度均方根不应大于3.8 mm/s，即对应的振动位移峰值不应大于17.1 μm。

1.3　动扰力计算

燃机在运行过程中，由于转子不平衡便在旋转机械中产生不平衡力。燃机基础动力分析时，可按转子的动平衡等级确定动扰力。该燃机基础转子动平衡等级为G2.5，阻尼比取2%，燃气轮机和发电机的动扰力根据ISO 1940/1规范按如下公式计算：

$F_{i} = m_{g} \times (e_{p e r} \times ω_{i}) \times ω_{i} = \frac{W_{g}}{g} \times G \times 2 π f_{i}$

(（6）)

$F_{i} = {(\frac{ω_{i}}{ω_{0}})}^{2} F_{0}$

(（7）)

式中： $F_{i}$ 为任意频率的扰力（N）； $m_{g}$ 为转子质量（kg）； $e_{p e r}$ 为转子质量偏心距（μm）； $ω_{i}$ 为任意圆频率（rad/s）； $G$ 为转子动平衡等级（mm/s）； $F_{0}$ 为燃机额定转速动扰力（N）； $ω_{0}$ 为燃机额定转速的圆频率（rad/s）。

将燃机的转子质量和振动频率带入上式计算得到各振动频率时横向和竖向的动扰力，燃机基础纵向的动扰力一般可取为横向或竖向动扰力的0.5倍。由于计算时需要计算额定运行频率10%范围内振动响应，这里给出当振动频率为45 Hz、50 Hz和55 Hz时，发电机和燃气轮机的竖向和横向的动扰力如表1所示。

表 1 发电机和燃气轮机的动扰力表

Table 1. Unbanlance force table of generator and gas turbine

设备	轴承节点Node	转子重 /kg	45 Hz动扰力/kN	50 Hz动扰力/kN	55 Hz动扰力/kN
发电机	4001	339	21.98	27.14	32.84
发电机	4002	409	26.52	32.74	39.62
燃气轮机	4003	528	34.24	42.27	51.15
燃气轮机	4004	666	43.19	53.32	64.52

下载: 导出CSV

| 显示表格

2 有限元多模型建立

2.1　模型可变参数选取

H级燃机基础动力性能由动力方程可知跟质量、刚度和阻尼三者有关系。质量一般包含机械设备质量和基础自重质量等，设备质量由燃机设备决定，由燃机厂家提供，为满足燃机设备的使用条件，燃机厂家一般会给出燃机基础顶面的支墩布置情况，燃机基础作为动力设备基础，一般需与周边基础脱开，因此，燃机基础的长宽以及顶面的布置情况一般较为固定。燃机基础的厚度变化影响着燃机基础的质量和截面刚度 ^{［
9］}。因此，将燃机基础厚度作为影响燃机基础的动力性能的主要可变参数。同时，混凝土材料在设计中也是可以选择的，不同标号的混凝土具有不同的弹性模量，影响着燃机基础的刚度和动力性能。因此，将混凝土弹性模量作为这里分析的另一可变参数 ^{［
10］}。

燃机基础的厚度通常为2~3 m，这里略微放大分析范围选取燃机基础的厚度变化范围为1.5~3.5 m，计算模型的厚度变化增量为0.1 m，共21个厚度值；燃机基础的混凝土选取C20~C50，其弹性模量为25.5~34.5 GPa，计算模型的混凝土弹性模量变化增量为1 GPa，共10个混凝土弹性模量值；对基础厚度和混凝土弹性模量组合起来的共21×10=210个模型进行分析，得到燃机基础在各类基础厚度和混凝土弹性模量下的动力性能。H级燃机基础的厚度和弹性模量变化区间如表2所示。

表 2 H级燃机基础关键影响因素取值

Table 2. Values of key influencing parameters of H-class gas turbine foundation

参数	分析取值范围	分析模型个数
基础厚度 T _X	1.5 m ： 0.1 m ： 3.5 m	共21×10=210个分析模型
混凝土弹性模量 E _X	25.5 GPa ： 1 GPa ： 34.5 GPa	共21×10=210个分析模型

下载: 导出CSV

| 显示表格

2.2　有限元多模型建立

采用AYSYS参数化建模建立燃机基础的整体模型，将H级燃机基础厚度设为 T _H，混凝土弹性模量设为 E _X，通过参数化改变H级燃机基础的厚度 T _H和混凝土弹性模量 E _X，从而获得具有不同参数的H级燃机基础模型。燃机基础模型中基础底板及支墩采用SHELL43单元模拟；设备质量采用MASS21单元模拟；设备转子质量点与基础台板之间采用通过设为刚性杆的BEAM4单元连接；桩基采用COMBIN14单元模拟水平和竖向三向的刚度；燃机动扰力和振动控制节点为Node4001~Node4004。根据相关实际地勘报告及《动力机器基础设计规范》（GB 50040—20）规定计算，混凝土灌注桩的单桩竖向动刚度为 $k_{v}$ =1.33×10 ⁶ kN/m，单桩水平动刚度为 $k_{h}$ =1.86×10 ⁵ kN/m。钢筋混凝土密度为2.5×10 ³ kg/m ³，泊松比为0.2；重力加速度为9.81 m/s ²。燃机基础有限元模型如图3所示。其中， X轴为基础纵向， Y轴为基础竖向， Z轴为基础横向。

图 3 H级燃机基础有限元模型

Figure 3. Finite element model of H-class gas turbine foundation

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 H级燃机基础有限元模型

Figure 3. Finite element model of H-class gas turbine foundation

下载: 全尺寸图片幻灯片

3 多模型模态分析

模态分析作为结构动力分析的基础，其能反应出结构自身固有的振动特性。本文对燃机基础不同基础厚度和混凝土弹性模量的多个模型进行模态分析，得到燃机基础的自振频率、振型与模态质量参与系数等模态信息，可初步判断基础厚度和混凝土弹性模量对燃机基础自身动力特性的影响。在ANSYS软件中采用分块兰索斯法进行模态分析，提取出燃机基础前50阶的模态信息，选取基础厚度分别为1.5 m、2.5 m、3.5 m和弹性模量分别为25.5 kN/mm ²、31.5 kN/mm ²、34.5 kN/mm ²的燃机基础模态计算结果，部分模态频率如表3所示。

表 3 H级燃机基础不同模型模态频率

Table 3. Modal frequencies of different models of H-class gas turbine foundation

参数	频率/Hz
T _X/m	1.5	1.5	1.5	2.5	2.5	2.5	3.5	3.5	3.5
E _X/GPa	25.5	31.5	34.5	25.5	31.5	34.5	25.5	31.5	34.5
1阶	5.46	5.52	5.55	5.35	5.39	5.40	5.16	5.18	5.19
2阶	7.31	7.34	7.35	6.68	6.69	6.70	6.17	6.17	6.18
3阶	7.37	7.47	7.51	6.79	6.84	6.86	6.25	6.29	6.30
4阶	13.52	14.32	14.68	13.44	13.93	14.00	12.75	12.86	12.90
5阶	15.52	15.70	15.79	14.02	14.58	14.97	13.58	14.51	14.93
17阶	39.06	42.13	43.53	40.59	43.95	45.47	42.73	46.46	48.15
18阶	40.07	43.62	45.23	42.39	46.18	47.89	44.06	48.05	49.85
19阶	47.11	51.53	53.54	48.86	53.58	55.73	49.09	53.84	56.00
20阶	51.51	56.40	58.56	54.20	59.59	62.06	55.79	61.01	63.35
50阶	110.6	121.1	125.8	117.7	129.5	134.8	118.8	131.0	136.6

下载: 导出CSV

| 显示表格

燃机基础的第一阶频率为5.16~5.46 Hz，由基础厚度和混凝土弹性模量变化带来的频率变化幅度大约为5%。燃机基础的频率随着基础厚度的增加而减小，随着弹性模量的增加而增加。同时，燃机基础的频率和振型呈现出一定的相似性，其随着基础厚度和混凝土弹性模量的改变在一定范围内变化，并未出现过大变化。燃机的额定运行频率 $f_{m} =$ 50 Hz，燃机基础的部分频率（主要在17阶到20阶之间）处于45 Hz和55 Hz之间，此时自振频率与燃机基础的额定运行频率相近，为避免燃机基础因共振现象而产生过大振幅 ^{［
11-
12］}。因此，需要对基础在正常运行频率10%范围内进行谐响应分析，并控制基础各控制点的振幅情况，以保证基础在正常运行状态下具有良好动力性能。

4 燃机响应面分析

为建立H级燃机基础动力性能响应面关系，在ANSYS软件中对不同基础厚度（1.5 m~3.5 m）和混凝土弹性模量（25.5~34.5 GPa）的模型进行正常运行频率10%范围内（45 Hz到55 Hz）的谐响应分析，每个模型分别提取各单独扰力工况下转子节点的三个方向振幅，按同一方向扰力各节点同一方向振幅的平方和开方（SRSS）求得该模型该方向的控制振幅，并选取每个模型控制振幅中的最大值作为该模型的最大控制振幅 ^{［
13］}。因此，对应210个不同基础厚度和混凝土弹性模量模型得到210个最大控制振幅，将基础厚度、混凝土弹性模量和最大控制振幅绘制在三维坐标中，并拟合出最大控制振幅与基础厚度、混凝土弹性模量之间的响应面关系如图4所示。图中， X轴为混凝土弹性模量 E _X（GPa）， Y轴为基础厚度 T _H（m）， Z轴为最大控制振幅（μm）。

图 4 H级燃机基础最大控制振幅响应面图

Figure 4. Response surface of the maximum control amplitude of the H-class gas turbine foundation

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 H级燃机基础最大控制振幅响应面图

Figure 4. Response surface of the maximum control amplitude of the H-class gas turbine foundation

下载: 全尺寸图片幻灯片

由图4可知，H级燃机基础最大控制振幅与基础厚度、混凝土弹性模量之间的响应面呈现出S型曲面特征，两端相对较平，中间增长较快。根据响应面呈现出的特征，将燃机基础最大控制振幅响应面划分为S1，S2和S3三个区域。三个区域具有的特征如下：

1）燃机响应面S1区域为高振动区域，即0.333 E _X+ T _H≤11.5区域。该区域基础厚度和混凝土弹性模量均相对较小，基础的质量和刚度较小，对应的最大控制振幅较大，最大控制振幅达16.8 μm非常接近振动幅值限值17.1 μm，并较小范围内的调整基础厚度和混凝土弹性模量对基础的动力性能改善较小，若燃机基础处于该区域内，应注重燃机基础的动力分析，保证基础的动力性能满足规范标准要求。

2）燃机响应面S2区域为振动快速增大区域，即11.5＜0.333 E _X+ T _H≤12.5区域。该区域基础的最大控制振幅对于基础厚度和混凝土弹性模量均较为敏感，最大控制振幅的变化范围为6~14 μm，基础的最大控制振幅随基础厚度和混凝土弹性模量的增大而减小，处于该区域内的燃机基础应同时控制基础厚度和混凝土弹性模量，以考虑其各自变化对基础动力性能的影响。

3）燃机响应面S3区域为低振动区域，即0.333 E _X+ T _H＞12.5区域。该区域基础有较大的质量和刚度，基础的最大控制振幅均较小，大约为5 μm，燃机基础具有相对稳定和富裕的动力性能，较小范围内的调整基础厚度和混凝土弹性模量依然能够保证燃机基础的动力性能处于优良位置，处于该区域内的燃机基础具有良好的动力性能，并能够抵抗实际工程中因相关参数变化而对动力性能的影响。

H级燃机基础实际工程设计中根据动力和静力以及施工条件，选定基础厚度为2.5 m，混凝土采用C35，弹性模量为31.5 GPa。其动力性能的最大控制振幅为图4响应面图中的红三角位置，该点位于响应面S3区域，最大控制振幅为5.84 μm＜17.1 μm（限值），同时其在靠近S2区域位置，使得其在基础设计上具有一定的经济合理性，同时具有较低的最大控制振幅和富裕的动力性能，是较优的H级燃机基础设计方案。

为了更清晰的了解具体燃机基础在各工况下的振动情况。按实际工程H级燃机基础 T _H=2.5 m， E _X=31.5 GPa。在相应燃机不平衡扰力作用下，其各转子控制点的部分振幅值如图5所示。燃机基础最大振幅出现在电机端节点4002，运行频率54 Hz时最大振幅为5.84 μm＜17.1 μm（限值）。在额定转速50 Hz频率时，燃机基础控制点的最大振幅均小于2 μm，燃机基础的动力性能能够满足国际标准和厂家的要求。

图 5 燃机基础各转子控制点振幅值（TH=2.5 m，EX=31.5 GPa）

Figure 5. Amplitude of each rotor control point of gas turbine foundation（TH=2.5 m，EX=31.5 GPa）

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 燃机基础各转子控制点振幅值（TH=2.5 m，EX=31.5 GPa）

Figure 5. Amplitude of each rotor control point of gas turbine foundation（TH=2.5 m，EX=31.5 GPa）

下载: 全尺寸图片幻灯片

5 动扰力和阻尼比敏感性分析

5.1　动扰力敏感性分析

燃机基础在计算振动线位移时，一般应采用机器制造厂提供的动扰力值。缺乏资料时，可以根据动平衡等级按相关规范确定 ^{［
14］}。根据国际ISO 1940—1 Table 1动平衡等级标准，燃机转子动平衡等级为G2.5。在进行动力分析未提供动扰力时，保守做法常常可以按动平衡等级G6.3计算动扰力，G6.3动扰力是G2.5动扰力的2.52倍，扰力在这个区间变化很大，对结果有着不可忽视的影响。分别取动平衡等级G2.5，1.5倍G2.5，2倍G2.5，2.5倍G2.5和G6.3计算动扰力对燃机基础进行动力分析，阻尼比取0.02。取振幅最大的 Z向扰力节点4002不同动扰力下 Z向振幅如图6所示。

图 6 Z向扰力节点4002不同动扰力下 Z向振幅

Figure 6. Z-direction displacement amplitude of node 4002 under different Z-direction unbalance force

下载: 全尺寸图片幻灯片

由图6可知，节点4002在G6.3的动平衡等级下最大的Z向振幅发生在54 Hz为14.72 μm＜17.1 μm（限值），相对于G2.5的峰值5.84 μm增大了2.52倍，并等于动扰力增大倍数。因此，燃机基础控制点的振幅随着动扰力的增大而增大，并且振幅增大的比例与动扰力增大的比例相等。这里取G6.3计算的最大振幅仍能够满足振幅控制标准，燃机基础具有较好的动力性能。

5.2　阻尼比敏感性分析

阻尼对燃机基础动力分析结果影响很大，阻尼比参数的设定，往往是关注的重点 ^{［
15-
16］}。美国标准ACI 351.3R—18中7.2.3.2条建议混凝土结构的阻尼比取0.02，我国最新发布的《动力机器基础设计标准》GB 50040—2020中B.1.7条也对阻尼比的取值由原来的0.062 5改为了0.02~0.062 5区间，并提及当振动扰力值小于转子动平衡等级G6.3对应的荷载时，阻尼比宜取小值。动规中阻尼比取值范围区间变大，为研究不同阻尼比带来的影响，分别取阻尼比0.02，0.03，0.04，0.05，0.062 5对燃机基础进行动力分析，动平衡等级取G2.5。取振幅最大的 Z向扰力节点4002不同阻尼比下 Z向振幅如图7所示。

图 7 Z向扰力节点4002不同阻尼比下 Z向振幅

Figure 7. Z-direction displacement amplitude of node 4002 under different damping ratio

下载: 全尺寸图片幻灯片

由图7可知，节点4002在50 Hz处阻尼比为0.02时 Z向振幅为0.697 μm，阻尼比为0.062 5时 Z向振幅为1.188 μm，振幅随着阻尼比的增加不但未减小还增大了1.7倍；节点4002在54 Hz处阻尼比为0.02时 Z向振幅为5.84 μm，阻尼比为0.062 5时 Z向振幅为2.528 $μ m$ ，振幅随着阻尼比的增加而减小为原来的0.43倍。因此，阻尼变化带来的振幅变化不再是单调的，而是跟整个结构体系和动力特性相关，阻尼的增大可能增大也可能减小其振幅。

6 结　论

通过有限元软件ANSYS参数化建模，选取不同的燃机基础厚度、混凝土弹性模量、动扰力和阻尼比建立不同的H级燃机基础整体模型，并进行正常运行状态下的谐响应分析获得每个模型的最大控制振幅，清晰地展示了H级燃机基础在不同参数变化下的动力振幅的变化特征。

1）燃机基础的第一阶频率为5.16~5.46 Hz，由基础厚度和混凝土弹性模量变化带来的频率变化幅度大约为5%。

2）H级燃机基础最大控制振幅与基础厚度、混凝土弹性模量之间的响应面呈现出S型曲面特征，并可根据响应面呈现出的特征，划分为S1高振动区域，S2振动快速增大区域和S3低振动区域三个区域。

3）燃机基础实际工程参数计算的最大控制振幅为5.84 μm，满足国际标准和厂家的17.1 μm限值。并位于响应面S3区域，具有较低的最大控制振幅和富裕的动力性能。

4）燃机基础控制点的振幅随着动扰力的增大而等比例增大；而阻尼变化带来的振幅变化不是单调的，阻尼的增大可能增大也可能减小其振幅。

图 1 M3C电路基本拓扑

Figure 1. Basic topology of M3C circuit

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 海上风电低频交流输电系统拓扑图

Figure 2. Topology of low-frequency alternating current transmission system for offshore wind power

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 海上风电场景下3种输电技术经济适用区间

Figure 3. Economic application range of three transmission technologies in offshore wind power scenario

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 变压器重量、体积与频率之间的关系（以220 kV，550/275-275 MVA分裂双绕组变压器为例）

Figure 4. Relationship between weight, volume and frequency of transformer (taking 220 kV, 550/275-275 MVA split double-winding transformer as an example)

下载: 全尺寸图片幻灯片

参考文献(32)

[1]	黄明煌, 王秀丽, 刘沈全, 等. 分频输电应用于深远海风电并网的技术经济性分析 [J]. 电力系统自动化, 2019, 43(5): 167-174. DOI: 10.7500/AEPS20180725005. HUANG M H, WANG X L, LIU S Q, et al. Technical and economic analysis on fractional frequency transmission system for integration of long-distance offshore wind farm [J]. Automation of electric power systems, 2019, 43(5): 167-174. DOI: 10.7500/AEPS20180725005.
[2]	Global Wind Energy Cocil. GWEC global wind statistics 2017 [EB/OL]. (2018-12-06) [2023-03-29]. http://gwec.net/wp-content/uploads/2018/04/offshore.pdf.
[3]	夏云峰. 2017年欧洲海上风电新增并网容量3 148 MW [J]. 风能, 2018(2): 38-43. DOI: 10.3969/j.issn.1674-9219.2018.02.009. XIA Y F. The newly connected capacity of European offshore wind power in 2017 was 3 148 MW [J]. Wind energy, 2018(2): 38-43. DOI: 10.3969/j.issn.1674-9219.2018.02.009.
[4]	Wind Europe. Offshore wind in Europe key trends and statistics 2017 [EB/OL]. (2018-07-18) [2023-03-29]. https://windeurope.org/wp-content/uploads/files/about-wind/statistics/WindEurope-Annual-Offshore-Statistics-2017.pdf.
[5]	姜楠. 深海风力发电技术的发展现状与前景分析 [J]. 新能源进展, 2015, 3(1): 21-24. DOI: 10.3969/j.issn.2095-560X.2015.01.004. JIANG N. Analysis on status and prospect of wind power generation in deep sea [J]. Advances in new and renewable enengy, 2015, 3(1): 21-24. DOI: 10.3969/j.issn.2095-560X.2015.01.004.
[6]	迟永宁, 梁伟, 张占奎, 等. 大规模海上风电输电与并网关键技术研究综述 [J]. 中国电机工程学报, 2016, 36(14): 3758-3770. DOI: 10.13334/j.0258-8013.pcsee.152756. CHI Y N, LIANG W, ZHANG Z K, et al. An overview on key technologies regarding power transmission and grid integration of large scale offshore wind power [J]. Proceedings of the CSEE, 2016, 36(14): 3758-3770. DOI: 10.13334/j.0258-8013.pcsee.152756.
[7]	王锡凡, 卫晓辉, 宁联辉, 等. 海上风电并网与输送方案比较 [J]. 中国电机工程学报, 2014, 34(31): 5459-5466. DOI: 10.13334/j.0258-8013.pcsee.2014.31.001. WANG X F, WEI X H, NING L H, et al. Integration techniques and transmission schemes for off-shore wind farms [J]. Proceedings of the CSEE, 2014, 34(31): 5459-5466. DOI: 10.13334/j.0258-8013.pcsee.2014.31.001.
[8]	徐政, 张哲任. 低频输电技术原理之一−M³C的数学模型与等效电路 [J]. 浙江电力, 2021, 40(10): 13-21. DOI: 10.19585/j.zjdl.202110002. XU Z, ZHANG Z R. Principles of low frequency power transmission technology: part 1- mathematical model and equivalent circuit of M³C [J]. Zhejiang electric power, 2021, 40(10): 13-21. DOI: 10.19585/j.zjdl.202110002.
[9]	吴小丹, 朱海勇, 董云龙, 等. 面向柔性低频输电的模块化多电平矩阵变换器分频分层控制 [J]. 电力系统自动化, 2021, 45(18): 131-140. DOI: 10.7500/AEPS20201222003. WU X D, ZHU H Y, DONG Y L, et al. Frequency-division and hierarchical control of modular multilevel matrix converter for flexible low-frequency transmission [J]. Automation of electric power systems, 2021, 45(18): 131-140. DOI: 10.7500/AEPS20201222003.
[10]	徐政, 张哲任. 低频输电技术原理之三−M³C基本控制策略与子模块电压平衡控制 [J]. 浙江电力, 2021, 40(10): 30-41. DOI: 10.19585/j.zjdl.202110004. XU Z, ZHANG Z R. Principles of low frequency power transmission technology: part 3-basic control strategy for the M³C and sub-module voltage balance control [J]. Zhejiang electric power, 2021, 40(10): 30-41. DOI: 10.19585/j.zjdl.202110004.
[11]	宁联辉, 吴再驰, 王锡凡, 等. 基于模块化多电平矩阵式换流器的分频输电系统低频侧阻抗建模及稳定性判别 [J]. 电网技术, 2022, 46(10): 3720-3729. DOI: 10.13335/j.1000-3673.pst.2022.1264. NING L H, WU Z C, WANG X F, et al. Low-frequency side impedance modeling and stability discrimination of fractional frequency transmission system based on modular multilevel matrix converter [J]. Power system technology, 2022, 46(10): 3720-3729. DOI: 10.13335/j.1000-3673.pst.2022.1264.
[12]	张扬, 林卫星, 邓才波, 等. 柔性直流输电系统低频振荡机理及抑制策略 [J]. 电网技术, 2021, 45(8): 3134-3144. DOI: 10.13335/j.1000-3673.pst.2020.0848. ZHANG Y, LIN W X, DENG C B, et al. Low-frequency oscillation mechanism and suppression strategy of flexible HVDC transmission system [J]. Power system technology, 2021, 45(8): 3134-3144. DOI: 10.13335/j.1000-3673.pst.2020.0848.
[13]	何秉哲. 多端海上风电低频交流接入协调控制及谐波抑制 [D]. 重庆: 重庆大学, 2021. DOI: 10.27670/d.cnki.gcqdu.2021.002056. HE B Z. Coordinated control and harmonic suppression for low frequency AC access of multi terminal offshore windfarms [D]. Chongqing: Chongqing University, 2021. DOI: 10.27670/d.cnki.Gcqdu.2021.002056.
[14]	王锡凡, 刘沈全, 宋卓彦, 等. 分频海上风电系统的技术经济分析 [J]. 电力系统自动化, 2015, 39(3): 43-50. DOI: 10.7500/AEPS20140121007. WANG X F, LIU S Q, SONG Z Y, et al. Technical and economical analysis on offshore wind power system integrated via fractional frequency transmission system [J]. Automation of electric power systems, 2015, 39(3): 43-50. DOI: 10.7500/AEPS20140121007.
[15]	王秀丽, 赵勃扬, 黄明煌, 等. 大规模深远海风电送出方式比较及集成设计关键技术研究 [J]. 全球能源互联网, 2019, 2(2): 138-145. DOI: 10.19705/j.cnki.issn2096-5125.2019.02.004. WANG X L, ZHAO B Y, HUANG M H, et al. Research of integration methods comparison and key design technologies for large scale long distance offshore wind power [J]. Journal of global energy interconnection, 2019, 2(2): 138-145. DOI: 10.19705/j.cnki.issn2096-5125.2019.02.004.
[16]	宁联辉, 王琦晨, 杨勇, 等. 海底电缆的低频特性分析及仿真研究 [J]. 浙江电力, 2021, 40(12): 94-102. DOI: 10.19585/j.zjdl.202112013. NING L H, WANG Q C, YANG Y, et al. Analysis and simulation of low frequency characteristics of submarine cables [J]. Zhejiang electric power, 2021, 40(12): 94-102. DOI: 10.19585/j.zjdl.202112013.
[17]	张蕾, 许挺. 世界首个柔性低频输电工程正式落点浙江杭州 [J]. 新能源科技, 2021(6): 11. DOI: 10.3969/j.issn.2096-8809.2021.06.009. ZHANG L, XU T. The world's first flexible low-frequency transmission project officially landed in Hangzhou, Zhejiang [J]. New energy science and technology, 2021(6): 11. DOI: 10.3969/j.issn.2096-8809.2021.06.009.
[18]	王锡凡, 王秀丽. 分频输电系统的可行性研究 [J]. 电力系统自动化, 1995, 19(4): 5-13. DOI: CNKI:SUN:DLXT.0.1995-04-000 WANG X F, WANG X L. Feasibility study of fractional division transmission system [J]. Automation of electric power systems, 1995, 19(4): 5-13. DOI: CNKI:SUN:DLXT.0.1995-04-000
[19]	CRARY S B, EASLEY R M. Frequency changers—characteristics, applications, and economics [J]. Transactions of the American institute of electrical engineers, 1945, 64(6): 351-358. DOI: 10.1109/t-aiee.1945.5059151.
[20]	QIN N, YOU S, XU Z, et al. Offshore wind farm connection with low frequency AC transmission technology [C]//2009 IEEE Power & Energy Society General Meeting, Calgary, Canada, July 26-30, 2009. New York, USA: IEEE, 2009: 1-9. DOI: 10.1109/PES.2009.5275262.
[21]	宁联辉, 王锡凡, 滕予非, 等. 风力发电经分频输电接入系统的实验 [J]. 中国电机工程学报, 2011, 31(21): 9-16. DOI: 10.13334/j.0258-8013.pcsee.2011.21.004. NING L H, WANG X F, TENG Y F, et al. Experiment on wind power grid integration via fractional frequency transmission system [J]. Proceedings of the CSEE, 2011, 31(21): 9-16. DOI: 10.13334/j.0258-8013.pcsee.2011.21.004.
[22]	BERGLUND R. Frequency dependence of transformer losses [D]. Gothenburg: Chalmers University of Technology, 2009.
[23]	赵国亮, 陈维江, 邓占锋, 等. 柔性低频交流输电关键技术及应用 [J]. 电力系统自动化, 2022, 46(15): 1-10. DOI: 10.7500/AEPS20220223007. ZHAO G L, CHEN W J, DENG Z F, et al. Key technologies and application of flexible low-frequency AC transmission [J]. Automation of electric power systems, 2022, 46(15): 1-10. DOI: 10.7500/AEPS20220223007.
[24]	程灵, 马光, 韩钰, 等. 薄规格取向硅钢电磁特性及在中低频率电力装备中的应用 [J]. 电工钢, 2022, 4(4): 1-8. CHENG L, MA G, HAN Y, et al. Electromagnetic characteristics of thin-gauge grain-oriented silicon steel and its application in medium and low frequency power equipments [J]. Electrical steel, 2022, 4(4): 1-8.
[25]	程灵. 高性能取向硅钢在电力装备中的应用技术研究 [D]. 北京: 钢铁研究总院, 2021. DOI: 10.27027/d.cnki.ggtey.2021.000007. CHENG L. Research on applied technology of high-performance grain-oriented silicon steel in power equipment [D]. Beijing: Central Iron & Steel Research Institute, 2021. DOI: 10.27027/d.cnki.ggtey.2021.000007.
[26]	赵云, 郑明, 郑建伟. 海上升压站主变压器冷却方式选择 [J]. 南方能源建设, 2015, 2(3): 91-94,100. DOI: 10.16516/j.gedi.issn2095-8676.2015.03.018. ZHAO Y, ZHENG M, ZHENG J W. Selection of main transformer cooling system in offshore substation [J]. Southern energy construction, 2015, 2(3): 91-94,100. DOI: 10.16516/j.gedi.issn2095-8676.2015.03.018.
[27]	戴鹏. 电力变压器智能冷却与经济运行综合控制研究 [D]. 济南: 山东大学, 2013. DAI P. Integrated control of power transformers smart cooling & economic operation [D]. Ji′nan: Shandong University, 2013.
[28]	国网电力科学研究院武汉南瑞有限责任公司. VinsOil植物绝缘油 [EB/OL]. (2016-01-20) [2023-04-01]. http://kjfw.Cec.org.cn/jiandingtongbao/jiandingtongbao/2014-05-08/121420.html. State Grid Electric Power Research Institute Wuhan Nanrui Co. , Ltd. VinsOil plant insulating oil [EB/OL]. (2016-01-20) [2023-04-01]. http://kjfw.Cec.org.cn/jiandingtongbao/jiandingtongbao/2014-05-08/121420.html.
[29]	韩金华, 韩筛根, 王思宝, 等. 一种基于高燃点植物绝缘油变压器设计方法 [J]. 变压器, 2014, 51(8): 38-42. DOI: 10.19487/j.cnki.1001-8425.2014.08.010. HAN J H, HAN S G, WANG S B, et al. Transformer design method based on high ignition point vegetable insulation oil [J]. Transformer, 2014, 51(8): 38-42. DOI: 10.19487/j.cnki.1001-8425.2014.08.010.
[30]	上海市电力公司, 上海电力设计院有限公司. 10 kV 预装式变电站应用设计规程: DGJ08－99－2003 [S]. 上海: 上海市建设和管理委员会, 2003. State Grid Shanghai Municipal Electric Power Company, Shanghai Electric Power Design Institute Co., Ltd. Shanghai engineering constraction code for 10 kV prefabricated substations: DGJ 08－1999－2003 [S]. Shanghai: Shanghai Municipal Commission of Construction and Administration, 2003.
[31]	李剑, 姚舒瀚, 杜斌, 等. 植物绝缘油及其应用研究关键问题分析与展望 [J]. 高电压技术, 2015, 41(2): 353-363. DOI: 10.13336/j.1003-6520.hve.2015.02.001. LI J, YAO S H, DU B, et al. Analysis to principle problems and future prospect of research on vegetable insulating oils and their applications [J]. High voltage engineering, 2015, 41(2): 353-363. DOI: 10.13336/j.1003-6520.hve.2015.02.001.
[32]	陈江波, 王飞鹏, 蔡胜伟, 等. 变压器植物、矿物绝缘油的微生物降解机制及差异 [J]. 重庆大学学报, 2018, 41(2): 61-68. DOI: 10.11835/j.issn.1000-582X.2018.02.008. CHEN J B, WANG F P, CAI S W, et al. Microbial degradation mechanisms and differences of plant and mineral insulating oil of transformers [J]. Journal of Chongqing University, 2018, 41(2): 61-68. DOI: 10.11835/j.issn.1000-582X.2018.02.008.

施引文献(4)

期刊类型引用(4)

1.	刘森林，周光炳. 汽轮发电机基座分析中转子动扰力计算方法改进研究. 电力勘测设计. 2025(03): 63-69 . 百度学术
2.	刘森林，周光炳，王晓，严晓. 高位布置H级燃机基础多点位移SRSS法可靠概率研究. 南方能源建设. 2022(04): 159-166 . 本站查看
3.	严佳康. 6F燃机朝启夜停设备使用寿命的影响及保护优化措施. 内燃机与配件. 2022(24): 117-119 . 百度学术
4.	刘森林，邵波，周光炳，王晓，郑中. 基于多模型多方法的9HA.02燃机基础动力性能研究. 武汉大学学报(工学版). 2022(S1): 28-34 . 百度学术

其他类型引用(0)

资源附件(0)

在线预览下载 (1.5MB)

图(4)

计量

文章访问数: 648
HTML全文浏览量: 272
PDF下载量: 82
被引次数: 4

1 H级燃机基础参数
1.1　H级燃机基础布置
1.2　振动分析方法与控制标准
1.3　动扰力计算
2 有限元多模型建立
2.1　模型可变参数选取
2.2　有限元多模型建立
3 多模型模态分析
4 燃机响应面分析
5 动扰力和阻尼比敏感性分析
5.1　动扰力敏感性分析
5.2　阻尼比敏感性分析
6 结　论

1 H级燃机基础参数
1.1　H级燃机基础布置
1.2　振动分析方法与控制标准
1.3　动扰力计算
2 有限元多模型建立
2.1　模型可变参数选取
2.2　有限元多模型建立
3 多模型模态分析
4 燃机响应面分析
5 动扰力和阻尼比敏感性分析
5.1　动扰力敏感性分析
5.2　阻尼比敏感性分析
6 结　论

参考文献(32)

施引文献

资源附件(0)

Corresponding author: CHEN Ying, chenying02@gedi.com.cn

China Energy Engineering Group Guangdong Electric Power Design Institute Co., Ltd., Guangzhou 510663, Guangdong, China

海上风电低频主变压器特性分析及技术展望

通讯作者: 陈滢，（e-mail）chenying02@gedi.com.cn。

计量

出版历程