JP2004510290A - Superconducting cable - Google Patents

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Abstract

交流損失の少ない可撓性酸化物超電導ケーブルを提供するため、安定化金属で被覆したテープ状超電導線を可撓性フォーマに巻き付ける。前記超電導線は、曲げひずみが0.2%を越えないように前記フォーマに配置することが好ましい。フォーマに配置する際、多数のテープ状超電導線を心材に並列配置することにより、第1層を形成する。所定数のテープ状超電導線を前記第1層上に並列配置することにより、第2層を形成する。前記フォーマは、金属、プラスチック、強化プラスチック、重合体、または複合体から製造でき、前記超電導線およびケーブルに可撓性を提供する。
【選択図】図1
To provide a flexible oxide superconducting cable with low AC loss, a tape-shaped superconducting wire coated with a stabilizing metal is wound around a flexible former. It is preferable that the superconducting wire is arranged on the former such that the bending strain does not exceed 0.2%. When arranging in a former, a large number of tape-shaped superconducting wires are arranged in parallel with a core material to form a first layer. A second layer is formed by arranging a predetermined number of tape-shaped superconducting wires in parallel on the first layer. The former can be made of metal, plastic, reinforced plastic, polymer, or composite, and provides flexibility to the superconducting wires and cables.
[Selection diagram] Fig. 1

Description

【0001】
技術分野
本発明は、可撓酸化物超電導体を使用する超電導ケーブルに関する。特に超電導ケーブルの形成に関する。
【0002】
背景技術
超電導物質は、臨界温度以下において電気抵抗がゼロ(1uv/cm)に近づく物質である。この臨界温度は、物質に依存する。超電導は、臨界表面内で定義される。すなわち温度、電流、および磁界を軸とするグラフまたは図において定義される。所定の使用温度に対して臨界電流曲線が定義される。この臨界電流は、超電導体が発生するあるいは超電導体に印加する磁界の関数である。
【0003】
最も良く知られている超電導物質は、NbTiおよびNbSnである。しかしながらこれら物質の使用温度は、わずかに4.2Kである。これは液体ヘリウムの沸騰温度である。これが大きな制限となり、これら超電導物質を大規模に応用できない。従ってこれら超電導体は、ほとんど磁石巻線だけに使用されている。線(NbTiおよびNbSn)またはテープ(NbSn)から製造し高い臨界電流密度(NbTiでは3500A/mm5テスラ)を提供する巻線を用いた小型磁石は、大容量の高磁界(18テスラまで)を作り出す。
【0004】
このような超電導体磁石は、核磁気共鳴(MRI)による医療用画像の形成や、同じ原理(NMR)による物質分析に使用する。例えば鉱石分離用磁石、高磁界研究用磁石などがある。また大型粒子加速器(SSC、HERA、KEK等)などに使用する。
【0005】
より高い臨界温度を有する酸化物超電導体が、1986年に発見された。これらは、金属間化合物であり、金属酸化物および希土類を含み、ペロブスカイト(マイカ)結晶構造を有する。これら物質の臨界温度は、30Kから室温に近い値まで様々であり、それらの臨界磁界は60テスラ以上である。従ってこれら物質は、有望視され、磁石製造においてNbTiおよびNbSnに置き換わると考えられ、液体ヘリウムでは実現できない例えば送電のような分野への応用が期待される。このような物質は、これまで線、ケーブル、フィルム、テープ、シートとしては利用できなかった。
【0006】
酸化物超電導体は、液体窒素温度において超電導状態に入るため、液体窒素の冷却媒質を有する超電導ケーブルへの応用に有利と思われる。このような分野において、酸化物超電導体は、液体ヘリウムを必要とする超電導ケーブルに比べ、断熱システムの簡素化および冷却コストの削減を同時に実現できる。
【0007】
超電導ケーブルは、小型導体において高い電流を低いエネルギ損失で送電できなければならない。一般に送電は、交流で行われる。交流で使用する超電導体は、一般に交流損失と呼ぶエネルギ損失を避けられない。交流損失は、ヒステリシス損失、結合損失、渦電流損失等であり、超電導体の臨界電流密度、フィラメントサイズ、導体構造等に依存する。
【0008】
金属超電導体を用いて様々なタイプの超電導ケーブルが試作され、交流損失を減らすための構造が研究されてきた。例えば、通常の導体の外周に複合マルチフィラメント超電導体を螺旋状に巻き付けた超電導体が試作された。これは、複合マルチフィラメント超電導体の層を時計方向および反時計方向に巻き付け、交互に重ね合わせて形成する。導体の巻き方向は、各層ごとに異ならせ、導体内に発生する磁界を減少させ、インピーダンスを減らし、電流搬送能力を増加させる。この導体は、各層間に高抵抗層または絶縁層を有する。
【0009】
酸化物超電導体を用いてケーブル導体を作成する場合、金属超電導体の技術は使えない。酸化物超電導体すなわちセラミック超電導体は、金属超電導体に比べ、機械的ひずみにもろく、弱い。例えば一従来例の開示によれば、通常導体に超電導体を螺旋状に巻き付け、巻きピッチを各超電導体の直径に等しくする。しかしながら銀シースで被覆した酸化物超電導体からなる超電導線をそのように短いピッチで巻き付けると、酸化物超電導体が破損し、電流を遮断する可能性が高い。酸化物超電導線を極端に曲げると、臨界電流が極めて低くなる。ケーブル導体は、取り扱い易くするため、ある程度可撓性がなければならない。固くもろい酸化物超電導体から可撓ケーブル導体を製造することは難しい。
【0010】
米国には約3500マイルの銅導体を使用した高圧地下電力ケーブルが大都市地域に電力を提供している。これらケーブルは老化が進み、その多くがこれから20年間に交換されると思われる。また都市地域は、成長を続け、新しいケーブルを必要とする。電力会社は、電力密度を高め、損失とコストを減らし、従来ケーブル同様の高信頼性を維持する新しいケーブル技術を求めている。超電導ケーブルは、これら困難な要求に応えられる可能性を持っている。
【0011】
都市地域における新ケーブルの敷設コストは高い。そのコストの約30%から50%がケーブルコストであり、残りのほとんどは敷設コストである。超電導ケーブルは、既存の銅ケーブルに代わることができ、電力密度を3〜8倍に増加できる。既存ケーブル設計のほとんどは、高圧油入パイプ型ケーブルであり、4インチから8インチ径の鋼管に3本の銅ケーブルと油とを収納している。これら古い銅ケーブルと油とを取り除き、超電導ケーブルに交換すれば、電流能力が極めて高くなり、新ケーブルシステムの敷設コストを節約できる。
【0012】
超電導ケーブルは、都市地域に対し、ケーブルの新しい応用を提案する。既存技術の高圧銅ケーブルは、都市の周辺から中心部へ送電する。そして送電変電所で電圧を低め、配電系統によって顧客へ配電する。新しい超電導技術の低電圧高電流超電導ケーブルは、都市中心部への送電が可能であるため、電力会社は高電圧送電変電所を都市中心部の外へ移動できる。これら変電所は、都市中心部への設置および維持が極めて高価である。都市部の土地価格は、1平方フィート当たり100ドルから600ドルするからである。
【0013】
本発明は、配電電圧であって高電流の超電導ケーブルを公益事業へ応用すること可能にする。適用可能な公益事業は、1)変電所から顧客、2)変電所から変電所、3)変電所母線延長、4)変電所高速給電線、5)発電装置から昇圧変圧器、における送電を含む。
【0014】
発明の開示
本発明の目的は、可撓性を有し優れた超電導性を示し、特に高い臨界電流と高い臨界電流密度とを示す酸化物超電導体からなる超電導ケーブルを提供することである。
【0015】
本発明の他の目的は、交流損失が少ない超電導ケーブルを提供することである。
【0016】
本発明に基づく超電導ケーブルは、酸化物超電導体を使用する。このケーブルは、可撓心材と、当該心材に巻いた複数のテープ状酸化物超電導線とを備える。前記超電導線間あるいは前記心材と前記超電導線との間には、電気絶縁層を介在させない。本発明において、前記酸化物超電導線の各々は、基本的に酸化物超電導体とそれを被覆する安定化金属とから形成する。前記心材上に配置した前記複数のテープ状超電導線は、複数の層を形成する。各層は、複数の前記テープ状超電導線を並列配置して形成する。これら複数の層は、前記心材上に連続して積み重ねる。前記心材は、本発明の超電導ケーブルに可撓性を付与する。本発明に基づく超電導ケーブルは、液体窒素温度において超電導状態を維持する。
【0017】
さらに本発明に基づく導体は、交流損失の少ない交流導体を提供する。
【0018】
本発明の前記およびその他目的、特徴、態様、利点は、添付図面を参照しながら以下において詳細に説明する。
【0019】
発明を実施するための最良の形態
本発明は、遮蔽構造あるいは非遮蔽構造において使用する高温超電導ケーブルに関する。遮蔽ケーブルおよび非遮蔽ケーブルの用途は広い。
【0020】
本実施例の変更形態は、前記ケーブルの高温超電導テープを誘電体で絶縁し、その誘電体の上に他の高温超電導層を設ける。そしてケーブル全体をクライオスタット(クライオスタット)に入れるか、ケーブルを覆うようにクライオスタットを構築する。このような同軸構造は、高温超電導テープの内層と外層との間に磁界を閉じこめる。従って高温超電導テープの外側には、実質的に磁界は存在せず、金属外装に渦電流は流れない。この構造により、ケーブル内のテープ数に応じて大容量電流を搬送できる。このケーブルデザインにおける制限は、誘電体を極低温に維持するので、極低温で物理的および機械的に劣化しない材料を使わねばならないことである。本発明の一実施例に基づく重合誘電体は、液体窒素温度以下において良好な物理的および機械的特性を有する。この材料は、高い絶縁耐力と高い降伏電圧とを有する。本発明ケーブルは、可撓ステンレス鋼波形管を用いることが好ましい。この波形管は、編組ワイヤあるいは網ワイヤで被覆しても良い。前記波形管には穴を開けることが好ましい。この穴のサイズおよびパターンは、液体窒素を流せるようなものとし、その液体窒素が高温超電導テープの突合せ隙間に入り、前記誘電体を浸すようにする。高温超電導テープは、特別の方法で配置し、2層構造を構成し、ケーブルに流れる電流を最大にする。
【0021】
前記誘電体は、半導電テープ、アルミニウム蒸着遮蔽テープ、および重合誘電体テープで構成することが好ましい。図3は、遮蔽ケーブルの代表的構造を示す。非遮蔽ケーブルは、高温超電導テープの外層を省略することにより形成できる。そのようなケーブル構造を図2に示す。本発明は、遮蔽高温超電導ケーブルおよび非遮蔽高温超電導ケーブルの両方を含む。本発明の非遮蔽ケーブル構造は、断熱クライオスタットの上に誘電体を押し出す場合、既知のケーブル構造とはデザインが異なる。遮蔽高温超電導ケーブルについては、その形成方法を開示した従来例は無い。
【0022】
図1は、本発明に基づく超電導ケーブル10を示す。超電導ケーブル10は、可撓真空二重壁外管11を有する。液体窒素12は、外管11を通り、冷却器へ流れる。接地電位超電導遮蔽材17は、誘電体遮蔽層16を取り巻く。遮蔽層16は、電流搬送超電導体15を取り巻く。超電導体15は、可撓多孔壁内管13を取り巻く。内管13は、中心の管状部であり、前記冷却器からの液体窒素を搬送する。一実施例において、内管13は、編組表面を有し、この編組表面が超電導体15に接触する。
【0023】
図2は、非遮蔽ケーブルの一実施例を示す。フォーマ21を取り巻いて半導電下地テープ22を配置する。その上に超電導テープ23を配置する。超電導テープ23の上に他の半導電下地テープ24を巻く。下地テープ24の上に遮蔽層25を巻く。遮蔽層25の上に誘電層26を巻く。誘電層26の上に遮蔽層27を巻く。遮蔽層27の上に半導電下地層28を巻く。下地層28の上に固着テープ29を巻く。固着テープ29の上に調心リング30を巻く。調心リング30の上に、被覆クライオスタット31を巻く。
【0024】
図3は、遮蔽ケーブルの一実施例を示す。外装クライオスタット53は、調心リング52を取り巻く。調心リング52は、固着テープ51を取り巻く。固着テープ51は、半導電テープ50を取り巻く。半導電テープ50は、超電導テープ49を取り巻く。超電導テープ49は、半導電下地テープ48を取り巻く。下地テープ48は、遮蔽層47を取り巻く。誘電体46は、遮蔽層45を取り巻く。遮蔽層45は、半導電テープ44を取り巻く。超電導テープ43は、半導電下地テープ42を取り巻く。下地テープ42は、フォーマ41を取り巻く。
【0025】
本発明は、酸化物超電導体を用いたケーブルに関する。このケーブルは、可撓心材と、2kgf/mmを越えない引張力および約0.2%を越えない曲げひずみによって前記心材上に配置した複数のテープ状酸化物超電導線とを備える。前記テープ状超電導線の各々は、基本的に酸化物超電導体とそれを被覆する安定化金属とからなる。前記複数のテープ状超電導線を並列配置して層を形成し、かかる層を複数形成する。前記複数の層は、前記複数の層と前記心材との間に絶縁層を入れずに、前記心材に連続して積み重ねる。前記心材は、前記超電導ケーブルに可撓性を付与する。前記超電導ケーブルは、液体窒素温度において超電導状態を維持できる。前記線は、実質的に均一な超電導相を前記線の長手方向に有する。前記超電導相のc軸は、実質的に前記線の厚さ方向に平行である。前記超電導線は、平行に整列して前記線の長手方向に延びた結晶粒によって形成する。前記結晶粒は、前記線の厚さ方向に積み重なっている。
【0026】
前記超電導ケーブルは、ケーブル直径の約50倍までの曲げにおいて超電導性を実質的に劣化しないような可撓性を有することが好ましい。前記心材は、基本的に金属、プラスチック、強化プラスチック、重合体、複合体からなるグループから選択することが好ましい。一実施例において、前記超電導ケーブルの心材は、前記テープ状超電導線用外面に螺旋溝面、網状面、編組面、マット状面から選択した表面を有する管である。本発明の超電導ケーブルは、前記テープ状超電導線の複数の層間に絶縁層を持たない。前記テープ状超電導線は、前記心材上に前記複数のテープ状超電導線層を各層の表面上に順次配置することが好ましい。他の実施例において、前記線は、前記テープ状安定化金属被覆内において撚り合わせる。前記超電導ケーブル内において、前記テープ状超電導線は、約90度の角度、好ましくは約10度から約60度の角度、より好ましくは約20度から約40度の角度で配置する。本発明の一実施例は、少なくとも2つの別個のテープ状超電導線層グループを備える超電導ケーブルを提供する。前記テープ状超電導線層の配置角度は、連続する層間において配置方向またはピッチが交替するように設定することが好ましい。連続する前記テープ状超電導線層の各々は少なくとも2本のテープ状超電導線からなることが好ましい。誘電体層により前記少なくとも2つの独立したテープ状超電導線層グループを分離することが好ましい。誘電体層により前記心材から前記心材に最も近いテープ状超電導線層を分離することが好ましい。前記誘電体は、ポリプロピレン、ポリエチレン、およびポリブチレンからなるグループから選択することが好ましい。本発明の一実施例において、前記少なくとも2つの別個のテープ状超電導線層グループは、前記ケーブル内においてほぼ等しい量の電流を搬送する。前記心材から最も遠いテープ状超電導線層グループは、それ以外の層を流れる電流の遮蔽を提供して前記ケーブル内の磁界あるいは渦電流を減少させることが好ましい。前記安定化金属は、銀、銀合金、ニッケル、およびニッケル合金からなるグループから選択することが好ましく、緩衝層を設けても良い。
【0027】
本発明の一実施例において、各テープ状マルチフィラメント酸化物超電導線は、多数のフィラメントからなる構造である。これらは基本的に、銀、銀合金、ニッケル、およびニッケル合金の安定化金属内に酸化物超電導体を含んだ構造である。前記酸化物超電導体は、ビスマス、ストロンチウム、カルシウム等の酸化物および銅酸化物から作成できる。
【0028】
前記複数層の各々は、少なくとも2本のテープ状銀外装超電導線を含むことが好ましい。前記複数層の各々は、少なくとも4本のテープ状線を含むことが好ましい。本発明の一実施例において、前記複数層の第2層と第3層との間に絶縁層を介在させることが好ましい。前記複数層が4層以上である場合、第2層と第3層との間毎に絶縁層を介在させることが好ましい。
【0029】
本発明ケーブルにおいて、前記心材は、一般にフォーマと呼び、所定範囲の曲げひずみにおいて前記テープ状超電導線を保持する。このフォーマは、前記超電導ケーブル導体が必要とする長さを有し、前記超電導ケーブル導体の中心に配置する。前記フォーマは、実質的に円筒形または螺旋形であり、その上にテープ状線を配置し、全長に渡ってほぼ一定の直径を有する。前記フォーマは、基本的にステンレス鋼、銅、アルミニウム等の金属、プラスチック、強化プラスチック、およびセラミックからなるグループから選択した少なくとも1つの材料から製造できる。
【0030】
本発明において、前記フォーマは可撓性を有する管状部材であることが好ましい。螺旋溝を有するパイプ(以下では螺旋管と呼ぶ)を十分な強度および可撓性を有するフォーマとして使用することもできる。ベローズを有するベローズ管をフォーマとして使用しても良い。またフォーマは、螺旋鋼帯のような螺旋状に巻いた部材から形成しても良い。これら各形状は、フォーマに十分な可撓性を提供するために採用する。可撓性フォーマは、本発明の導体に可撓性を付与する。本発明の可撓導体は、ドラムに巻き付けることができる。
【0031】
本発明の実施において、数本のテープ状マルチフィラメント超電導線をフォーマに配置することあるいは巻き付けることが可能である。テープ状線を2層以上に配置し、その表面をフォーマに向けるようにしても良い。各層は、任意数のテープ状線で形成できる。数本のテープ状線を互いに平行にフォーマに配置し、フォーマ表面をテープ状線で覆い、さらに別のテープ状線をその上に巻き付けることもできる。第1層のテープ状線の上に十分な数のテープ状線を第2層として巻き付け、第3層のテープ状線をその上に巻き付ける。各隣接層間には絶縁層を配置しない。
【0032】
本発明方法において、各テープ状マルチフィラメント酸化物超電導線は、所定範囲の曲げひずみあるいは曲率と所定範囲のピッチとにおいて、所定直径を有するフォーマに配置あるいは巻き付ける。このテープ状線には、長さ方向に沿って比較的ゆるい曲げを適用する。フォーマに巻き付けたテープ状線は、0.4%好ましくは0.3%を越えない曲げひずみにおいて曲げる。このような範囲の曲げひずみにおける曲げの場合、テープ状線の超電導性は、直線状態と比較してほとんど減少しない。
【0033】
本発明は、フォーマのピッチおよび直径を調整し、超電導線の曲げひずみが0.2%を越えないようにすることが好ましい。各テープ状マルチフィラメント酸化物超電導体をフォーマに巻き付ける場合、引張力は2kgf/mm−2を越えないようにし、0.5から2kgf/mm−2の範囲とすることが好ましい。
【0034】
前記心材(フォーマ)は、電気絶縁材料または電気導体で作ることができる。交流損失を減らすことを考慮した場合、電気絶縁材料が好ましい。強度を考慮した場合は、導体である金属が好ましい。螺旋溝を有する金属パイプまたは金属ベローズ管を心材として使用すれば、導体に可撓性を付与すると同時に一定強度を維持できる。金属心材を使用すれば、偶然に異常電流が発生した場合に安全である。この場合、導体の交流損失および心材に対する異常電流を考慮して、心材の最適抵抗を設定できる。
【0035】
任意に螺旋溝を持つことができる金属パイプ、あるいは金属ベローズ管を心材として使用する場合、その心材の上に金属テープ導体を配置あるいは巻き付ける。そしてその金属テープの外表面に誘電体テープを配置する。前記金属テープは、心材の全ての溝を覆ってなめらかな表面を形成できるため、超電導テープは座屈しない。心材の可撓性を維持しながら金属テープで溝を覆うことは可能である。
【0036】
本発明は、撚り合わせフィラメントを有するテープ状マルチフィラメント線を使用しても良い。超電導マルチフィラメントテープを形成するフィラメントは、所定ピッチで撚り合わせる。フィラメントを撚り合わせることにより、安定化金属とフィラメントとの間を流れる誘導電流は、撚り合わせピッチ毎に小ループに分離し、電流値を制限する。これは、非撚り合わせフィラメントを有する超電導線に比べ、安定化金属におけるジュール熱の発生を抑制し、交流損失を低減する。
【0037】
本発明に基づく超電導ケーブル導体は、可撓性を有しているため、ケーブル直径の50倍まで曲げても、その超電導性は劣化しない。この導体はドラムに巻き付け、貯蔵および/または輸送できる。
【0038】
本発明は、可撓性と優れた超電導性とを持つ長尺酸化物超電導ケーブル導体を提供できる。本発明の一実施例において、超電導テープ間を流れるあるいは横断する渦電流および結合電流は、管状超電導線層の第2層あるいはそれ以降の層が抑制する。本発明は、実用的な交流超電導ケーブル導体を提供する。
【0039】
超電導材料は、セラミック結晶粒を銀管に挿入し、それを約1〜2mmに延伸したものである。ケーブルの最終的必要容量に応じた多数の前記延伸管を銀管に挿入し、必要使用サイズに延伸する。あるいは、それら管をまず小区間に切断し、それを第2の銀管に加え、延伸しても良い。このようにして形成した銀製平坦テープ状材料は、その重量において約80〜60パーセントが銀、約20〜40パーセントがセラミックである。好ましくは、約65パーセントが銀、約35パーセントがセラミックである。
【0040】
さらに本発明は、極低温動作の超電導電力ケーブル用として好適な重合テープを製造する新規な処理あるいは方法、およびそのようにして製造したテープに関する。この処理は、約3.0の最大誘電率を有するポリエチレン、ポリプロピレン、またはポリブチレンフィルムを2軸延伸し、無作為パターンをそのフィルムにエンボス加工する。この低誘電率2軸延伸エンボス加工フィルムとしての重合材料は、もろさ、ひび割れ、極端な縮みの問題を克服する。既知の処理方法で製造した重合材料は、これら問題を有しているため、極低温動作電力ケーブルシステムには使用できない。フィルムにエンボス加工を施すと、誘電流体がケーブル内を比較的自由に流れることができる。
【0041】
ポリオレフィンシート素材は、本発明のケーブルに使用する前、2軸延伸する。これは、前記シートを約5:1から約10:1の延伸率で長さ方向に延伸し、同時に横方向にも延伸することを含む。
【0042】
このようにしてポリオレフィン素材から適切な延伸率で処理したシートまたはそのシートから作ったテープは、ケーブル製造において多くの優れた品質を有する。テープの微小繊維化を防止するため、および1つの裂け目が全長に広がることを防止するため、さらなる処理が必要である。この処理は、シート横方向における2軸延伸を含む。これは、シートを横方向に約50%までの率で延伸し、テープを形成する。このテープは、十分に2軸延伸しており、微小繊維化を十分に抑制する。
【0043】
前記処理により製造するポリエチレン、ポリプロピレン、およびポリブチレンテープは、所定条件の下で特定パターンをエンボス加工し、適切な含浸と熱伝達とを確保する。前記エンボス加工パターンは、無作為なあるいは不規則な溝からなり、横方向を向く。延伸シートを切断しあるいはテープ状にし、単一層、複数層、または積層の形態で使用する。
【0044】
前記パターンは、長手方向および横方向に含浸物の流れを可能にすると共に、テープを横断する流れ、および突合せ隙間間の流れを可能にする。このような流れは、層から層への含浸を助け、対流による熱伝達を促進する。ケーブル自体は、ポリオレフィン、ポリエチレン、ポリブチレン、またはポリプロピレンからなるテープの複数層で構成する。ケーブルを曲げやすくするため、各層において異なる幅のポリオレフィンテープを使用しても良い。このテープ幅は、ケーブル導体からの距離が大きくなるに従って大きくしても良い。
【0045】
本発明に基づくポリエチレン、ポリプロピレン、またはポリブチレンフィルムは、約3.0を越えない誘電率を有する。この好適最大値は、約2.3である。第1の処理ステップは2軸延伸または引き抜きであり、好ましくは長手方向において約5:1から約6:1の比率で行い、横方向において約2:1までの比率で行う。次に延伸したテープを約80℃から約140℃の温度でエンボス加工し、前記テープに、基本的に横方向を向いた不規則なあるいは無作為の溝パターンを形成する。
【0046】
前記した新規処理ステップを行わない重合テープは、いくつかの固有な問題を有するため、極低温動作超電導電力ケーブルシステムに使用できない。例えば、77°Kの液体窒素環境において、ほとんどの重合テープはガラス状に固くなる。このためテープは、固有伸び率を越える熱縮小による引張破壊や、単純な崩壊を起こす。他の問題は、液体窒素中におけるひび割れである。液体窒素は、77°Kの沸点を有し、重合体にとっては強力なひび割れ剤であることが知られている。ひび割れは応力破断を引き起こし、最終的にテープを破砕する。前記2軸延伸処理は、これら脆性、極端な縮小、およびひび割れ問題を克服する。
【0047】
多くの重合体は、2つの顕著な降伏モードを呈する。降伏モードの1つは、印加剪断応力によるものである。ただし降伏現象自体は、降伏面に作用する垂直応力成分による。もう1つの降伏モードは、最大主応力によるものである。このタイプの降伏は、ひび割れあるいは垂直応力降伏である。ひび割れは、応力、あるいは応力と溶解作用との組合せで発生しうる。ひび割れは、それを発生する全ての重合体において、同様の特徴を呈する。ひび割れは、微細な網状ひびであり、ほとんど常に最大主応力の直角方向に進行する。一般にひび割れは、表面の局所応力集中点において発生する。静的テストにおいては、ひび割れは、応力またはひずみがある臨界値に達すると発生する。しかしながらひび割れは、長期負荷の場合、比較的低い応力レベルでも発生しうる。
【0048】
ひび割れ領域に対する詳細な電子顕微鏡的検査によれば、分子鎖配向がひび割れ領域に発生しており、配向微小繊維がひび割れ表面を横切っている。
【0049】
ケーブルの敷設を支援するため、極めて透明なポリオレフィン絶縁テープに染料を加えることが好ましい。この技術は、非常に有用なケーブルを製造できる。なぜなら作業者は、テープの各螺旋層を区別しなければならないからである。一般的な極めて透明なポリエチレン、ポリブチレン、またはポリプロピレンテープを使用すると、作業者は8層あるいは10層のテープ層において各層毎の突合せ隙間を区別できない。所定量の選択した染料をテープに加えることにより、作業者は容易に各テープ層の縁部や突合せ隙間を層毎に区別できる。なぜなら色の暗さが層毎にはっきりと増加するからである。この染料は、原材料の損失係数の増加を最小にするように選択する。
【0050】
テープ幅を変化させることもできる。導体の近くは幅を狭くし、外側はより広くする。層毎の方向を所定半径方向厚さにおいて反転しても良い。その厚さはテーピング機械の設計によって決めればよい。
【0051】
誘電体テープは、重ね合わせて螺旋状の層に巻き、同一層の螺旋間の各突合せ隙間は、その下の層の突合せ隙間からずらす。この構造は、前記染料含有絶縁テープにより、作りやすくなる。
【0052】
ポリエチレン、ポリブチレン、ポリプロピレン等のポリオレフィンテープは、本発明が要求するように高配向とした場合、透明である。この透明性は、多くの層の突合せ隙間がケーブル表面を介して鮮明に見える場合、欠点となる。作業者は、突合せ隙間が各層においてずれている状態において、各層の突合せ隙間を区別することが困難になる。
【0053】
従って本発明のテープは染料を含む。従ってケーブル内において下の層ほど暗く見える。染料としては有機染料がよい。有機染料は、無機金属塩に比べ、テープの損失係数および誘電率への悪影響が少ない。
【0054】
必要とする色と電気特性への影響とをバランスさせるため、有機染料を百万分率で100から1000の割合で添加する。
【0055】
これは、テープの光透過率を10〜50パーセント低減する結果となる。このテープをケーブルに使用すると、可視性が1〜4層に低減する。これに対し染料を添加しないと、絶縁領域において8〜10層の深さの突合せ隙間まで見える。
【0056】
長手方向の延伸は、シートの引き伸ばしあるいは幅出しにより、5:1〜10:1の厚さ減少率を実現する。
【0057】
この厚さ減少率は、実際にはシートの線形延伸を測定したものであり、重合体の引張特性変化の指標となる。この処理は、約80℃〜140℃の温度で行うことが好ましい。
【0058】
前記シートをさらに横方向に50%までの減少率において延伸処理する。この処理を行わないと、重合体は微小繊維化し、その幅方向に繊維が分離し、テープが長手方向に裂けてしまう。
【0059】
これに対し、前記処理を施したポリオレフィンテープは、長手方向において少なくとも250,000psiの引張り係数を有し、ケーブル製造要件を全て満たす。
【0060】
前記処理を通じて得られるこのテープ引張り強さは、劣化に対する抵抗を示すと共に、ケーブルテーピング機械での使用においては必要条件となる。前記処理を施したテープは、従来のケーブル製造機において、十分堅固にケーブルに巻き付けることができる。
【0061】
最終的にケーブルとして構成する前に、ポリオレフィンテープにエンボス加工を施し、テープ層間に隙間を作り、ケーブル内における含浸物の比較的自由な流れを実現し、熱伝達を促進する。
【0062】
これは、特定のエンボス加工技術によって実現する。テープのエンボス加工は、ローラによって行うことが好ましい。図4は、エンボス加工の代表的パターンを示す上面図であり、テープ60の一部を示す。図において谷61は、パターン中に暗い線として見える。
【0063】
前記エンボス加工パターンの特徴は、不規則であり、含浸物の流れをテープの長手方向に抗して横方向に促進することである。図4に示すように、不規則な谷パターンは基本的にテープ幅を横断するように走り、前記要求を満たす。このパターンは、規則的な溝や通路パターンとは異なり、隣接テープ層をかみ合わせない。従って不均一で不規則なパターンは、各テープ層が短い距離を相互に移動できるようにし、ケーブルの製造および設置に必要な可撓性をもたらす。
【0064】
横方向の流れを提供するパターンは、熱伝達と浸透性とをケーブルに付与する。ポリマーは非浸透性であるが、本発明ケーブルが提供する浸透および熱伝達構造は、材料自体の浸透性に依存しない。
【0065】
前記エンボス加工パターンは、有効テープ厚さを増加する。すなわちそのピークピーク厚さは、元のテープ厚さの2倍になる。テープは、巻き付け中に圧縮される。エンボス加工は、ローラによって行う。これらローラは、テープの一面をくぼませ、他面を突出させる。テープをケーブルに巻き付けると、前記不規則表面は、テープ層を分離する。しかしながらパターンが横方向の流れを促すので、含浸物は、突合せ隙間から最大でテープ幅の二分の一を流れれば、テープ間の次の隙間へ進むことができる。これにより、ケーブル外部から導体までの通路は、比較的短くなる。
【0066】
代表的な2つのエンボス加工パターンは、次の通りである。1つは粗パターンであり、代表的に谷の中間高さ幅0.1mm、隣接ピーク間距離0.2mmを有する。他の1つは細パターンであり、代表的に谷の中間高さ幅0.025mm、隣接ピーク間距離0.05mmを有する。
【0067】
粗パターンから細パターンまでの範囲のエンボス加工パターンを利用可能にすれば、設計者は熱伝達と動作ストレスとの間で妥協点を探し出せる。前記粗パターンは、最良の熱伝達を提供するが、動作電圧ストレスをやや低減する。細パターンは、これと逆の作用をする。
【0068】
本発明は、ケーブル、端末、およびテスト手順をさらに含む。ケーブルテスト設備は、2つの端末間の5メートル高温超電導ケーブルおよび関連支援システムを含む。関連支援システムは、交流および直流電源、極低温冷却装置、およびデータ取得システムを含む。極低温システムは、副冷却装置を使用し、ケーブルおよび端末用に1kWまでの冷却を提供する。副冷却装置における液体窒素の沸騰は、総設備熱負荷に対応する。副冷却装置の外殻側は、真空ポンプにより液体窒素温度を70〜77Kの範囲に維持する。ただしテストプログラムの多くは、副冷却を使わず、ケーブル平均温度範囲79〜81kで行った。システムサイクルは、オープンであり、副冷却装置の外殻側からの排気は、最終的に大気へ排出する。冷却流体(10バール以下の窒素)は、副冷却装置の管側を通過し、ケーブル供給多岐管へ向かう。ケーブルあるいは端末からの窒素は、液体窒素循環ポンプの入り口へ流れる。このポンプは、加圧窒素の閉ループ流に圧力水頭を与える。
【0069】
電気的データおよび極低温データは、専用センサで取得する。これらセンサは、3台の10チャネルマルチメータで走査する。このマルチメータは、パーソナルコンピュータ(PC)ベースのデータ取得システムに接続する。このシステムはLabVIEWプログラムを使用する。これにより、ケーブルの直流VI特性および交流損失の測定、部分放電測定を介しての絶縁の完全性、定格電圧(7.2kV交流実効値)および定格電流(1250A)における極低温性能を診断できる。高電圧電源(1A、18kV定格)により動作電圧の2.5倍のピーク電圧レベルでケーブルをテストする。専用インパルス電源を100kVから200kVに増強し、25kAパルス電源を配置し、システム障害によるケーブルの過電流をシミュレートする。
【0070】
2つの端末構想を開発した。ケーブルテストプログラムのほとんどは、真空端末構想で実行した。これは、電気端末および熱端末の両方に真空を使う。各真空端末は、2セットの貫通接続を有する。このうち1セットは位相導体用であり、他のセットは高温超電導中性導体用である。各セットは、保温セラミックブッシングを有し、外気(295K、1気圧)から真空(295K)への移行を行う。各セットはさらに第2セラミックブッシングを有し、真空から10バール以下の液体窒素(72〜81K)への移行を行う。これらブッシングの定格は、最高ケーブル電流および電圧である。前記2つの端末は、機械式ターボ分子ポンプステーションによる共通真空ヘッダにより排気する。ここでの代表的な真空は、10−5〜10−4トルの範囲である。この真空と多層超断熱との組合せにより十分な断熱を提供する。冷却中および長期間運転における信頼性に関して心配があった。熱応力または電気機械的応力によって低温ブッシングにわずかの漏れが生ずると、端末における真空を劣化させる恐れがあった。少量の液体窒素の漏れでも、真空は窒素ガスのパッシェン最小値となり、250Vまでの電圧で降伏してしまう。この電圧は、動作電圧よりもはるかに低い。従って、加圧流体および気体窒素で動作する代替端末実施例を開発した。これを図5に示す。
【0071】
真空式のものと同様、図5のシステムは、18kV交流耐圧および110kV基本インパルス絶縁レベルに設定している。これは図6の真空端末に比べ、より小型である。基本構想は、低温相または遮蔽ブッシングが存在しないことである。各端末は、2つの従来の保温ブッシングを有し、顕著な熱ストレスを有さない。これら保温ブッシングと高温超電導ケーブルの端部との間に、銅管を同心円配置する。これら銅管は、動作ケーブル電流において軸方向熱伝達を最小にするよう設計してある。非金属円筒を使用して、位相銅管および中性銅管の間の電気絶縁を行う。動的真空システムを省略し、通常の静的真空システムを使用し、さらに多層超断熱を用いて放射熱損失を低減する。端末全体は、極低温システム圧力にあり、銅導電管に沿っての液体から気体への自然熱伝達が存在する。漏れがあると、内圧は徐々に大気窒素圧に減少し(30kV/cmに耐え得る)、システムはこのような場合に破壊を防止するように設計してある。この端末設計は、真空漏れテストにおいて、より動作効率に優れ、ポンプ障害を排除できる。
【0072】
加圧端末における長期テストプログラムにおいて、次のテストを無事完了した。
【0073】
・設計電流(1250A交流実効値)および電圧(7.2kV位相−接地)における長期動作。
【0074】
・破壊せずに18kVに30分間耐える交流耐圧テスト。
【0075】
・90kVへのインパルステスト(ケーブルテストに関する下記記述参照)。
【0076】
・端末熱負荷の測定。
【0077】
図7に示すように、熱負荷は一連の設計改良を通して徐々に減少した。30mケーブル端末において最良の性能を見た。
【0078】
3相30m高温超電導ケーブルにおける加圧端末のうち、6個をテストした。30mケーブルに設置した加圧端末の熱負荷は、交流電流600Aにおいて端末当たり約230Wであった。各端末は、2個の伝導冷却銅リード(パイプ)を有する。各リードの理論最低熱負荷は44W/kAである。
【0079】
テストした単相5mケーブルは、内部ケーブル導体を有し、その導体にはBi−2223/Agテープを螺旋状に4層巻き付けた。この4層は、1250Aの設計電流に対して十分な性能を提供すべく選択した。これらテープは、外径38mmのステンレス鋼フォーマに30°の角度で機械巻き付けした。クリオフレックス(登録商標)誘電テープを内側および外側高温超電導体間に巻き付けた。外側高温超電導ケーブル導体は、内側導体と類似であり、内側導体を流れる電流の遮蔽を提供し、外部構造での磁界あるいは渦電流を排除する。外側高温超電導体は、接地電位である。
【0080】
5mケーブルテスト結果は、2秒パルス長での12.8kAまでの過電流テストの成功を含む(図8参照)。これは設計電流の10倍を越え、負荷側の短絡をシミュレートする。
【0081】
さらにケーブルの基準インパルス絶縁レベル(BIL)をテストし、落雷等のサージをシミュレートした。15kVクラス配電ケーブルの必要条件は、基準インパルス絶縁レベル110kVであり、パルスはこの最大値に1.2μsで上昇する。高温超電導ケーブルおよび端末は、約90kVの基準インパルス絶縁レベルに耐え(図9参照)、この値以上において破壊すると思われる。テスト電圧を90kV以下に下げると、システムは再びテストパルスに耐えた。
【0082】
テスト設備から5mケーブルを取り外し、ケーブル出荷スプールと同一径(2.44m)の木枠上で曲げた。ケーブルは1方向とその反対方向に曲げ、これを4回繰り返した。曲げ前後のテーブルテストにおいて、誘電系に障害は見られなかった。すなわち耐圧およびインパルス絶縁は、以前のテストから変化しなかった。曲げの後、ケーブル臨界電流は、約15%減少した(図10参照)。
【0083】
低温誘電トライアキシャルケーブルを開発しテストした。1.5m長までのケーブルを製作した。この構造は、個別の単相ケーブル3本より小型であり、高温超電導テープの量が極めて少なくて済む。なぜなら、バランスの取れた負荷により、3相同心円層の外側に正味誘起電流が発生しないからである。図11はケーブルの断面図を示し、単相ケーブルとトライアキシャルケーブルのサイズを比較して示す。液体窒素が流れる断面積はほぼ同じであるが、トライアキシャルケーブルの誘電体はやや厚い。これは、トライアキシャルケーブルの高温超電導体間における位相−位相電圧が、同軸単相ケーブルの位相−接地電圧に比べ、より高いからである。
【0084】
交流用超電導ケーブルは、低損失送電能力を提供する。この用途には既知の超電導ケーブルもあるが、その構造は複雑であり製造が極めて高価である。位相導体は、金属超電導材料で製造し、各相別々の冷却を必要とする。このため位相導体内の空間を冷却物質の通路として使い、冷却システムに閉ループの液体窒素または液体ヘリウムを使う。
【0085】
本発明の一実施例において、超電導ケーブルはさらに小型であり、必要材料が少なく、冷却機構は既知の超電導ケーブルよりも小型である。
【0086】
本発明の超電導ケーブルは、3相導体(R、S、T)に対し1本の中性導体だけで良い構成である。さらに位相導体、中性導体、および冷却通路は、互いの周囲に同心円上に配置し、極めて小型の構造を実現する。ケーブルの冷却は、液体窒素で行う。電気絶縁はポリエチレンまたはポリプロピレンで製造し、位相導体(R、S、T)間および中性導体との間に配置する。このケーブルは、真空および/または断熱によって外側への熱損失を制限する。冷媒はケーブル心と環状通路とを循環する。この環状通路は、真空/断熱に直接接続する。
【0087】
図27は、本発明に基づく超電導ケーブル(1)の断面を示す。ケーブル心は、通路(2)の周囲に形成し、約50〜200mmの直径を有し、冷媒を通過させる。この直径は、他の寸法でも構わない。通路(2)は、第1位相導体(R)の境界を定義する。通路(2)の外殻は、超電導体により形成する。位相導体(R)は、超電導テープで形成することが好ましい。この超電導テープは、銀スリーブに高温超電導セラミック材を充填したものである。これらスリーブを表面テープ状に圧延する。そしてこれらテープを心棒に巻き付け導体(R)を形成する。導体(R)の厚さは、約0.1〜10mmが好ましい。電気絶縁(3)を第1位相導体の上に配置する。この絶縁は、ポリエチレンまたはポリプロピレンで形成することが好ましい。位相導体テープ(R)にこれら絶縁を所望厚さまで巻き付ける。絶縁の厚さは、約10〜50mmが好ましい。第2位相導体(S)を絶縁(3)の上に巻き付ける。この導体も超電導体テープとし、絶縁(3)の周囲に巻き付ける。位相導体(S)は、位相導体(R)と同一容量とする。位相導体(S)の上に絶縁(4)を巻き付ける。この絶縁の作成方法および容量は、絶縁(3)と同一にする。第3位相導体(T)を位相導体(R)および(S)と同一方法および容量で形成し、絶縁(4)の上に巻き付ける。さらに絶縁(5)を絶縁(3)および(4)と同一方法で形成し、位相導体(T)に巻き付ける。絶縁(5)の厚さは、絶縁(3)あるいは(4)の厚さより薄くしても良い。中性導体(6)の境界は、絶縁(5)の外側である。この中性導体(6)は、対称的負荷の元で、小電流を搬送するだけであり、一般の導体、好ましくは銅で作成すればよい。そしてその厚さは、数ミリメートルで良い。この帰路導体は、閉リング冷却通路(7)の境界としても働く。この冷却通路は、液体窒素を循環させる。冷却通路(7)の直径は、約150〜500mmであることが好ましい。冷却通路(7)の外側は、真空または超断熱であり、境界内面(8I)と境界外面(8A)とを定義する。両境界面間には環状空間が形成され、この空間は真空とするか超断熱材を充填する。
【0088】
本発明ケーブルを液体窒素によって約81Kまで冷却した。この液体窒素は、約4.7気圧であり約0.19 l/s(3gpm)の流量であった。ケーブルの臨界電流Ic(約910A)よりもかなり大きな短い電流パルスをケーブルに与え、動作中短絡における障害電流をシミュレートした。パルス期間およびパルス後の期間において、位相導体とジョイント間の電圧、遮蔽導体の電流および電圧、冷媒の温度および圧力を観察した。パルス印加は、1秒パルスから開始し、電流を4.8から12.8kAへ徐々に上げた。次にパルス長さを2秒に延ばし、再び12.8kAまでの電流パルスを印加した。パルス長を0.5秒に短縮し、15.3kAの電流を印加した。最後にパルス長を5秒に延ばし、6.8kAの電流を印加した。
【0089】
図12は、代表的パルス印加におけるケーブルの電流および電圧経過を示す。約12.8kAの障害電流を2秒間ケーブルに印加するようプログラムした。電流が12.8kAに達するとすぐ、約3.2Vの電圧(ケーブル電圧)がケーブルを横断して発生した。この電圧および端末と外部電源ケーブルに沿った電圧降下は、明らかに電源限度(12V)を越えており、電流低下を引き起こした。2秒パルスの終了までに、電流は約6.9kAまで低下した。しかしながらケーブル電圧は5Vを越えるまで上昇し続け、導体内の発熱を示した。一方、ケーブルとコネクタジョイントとの間の電圧(ジョイント電圧)は、約0.3Vから0.17Vへ低下した。これは電流低下と同じ割合である。
【0090】
ケーブル電圧上昇は、温度上昇が起きたことを示している。測定した電圧を対応する電流で除算し、ケーブルの抵抗応答を得た。その結果を図13に示す。12.8kAパルスの開始において、ケーブル抵抗は0.25mΩ(臨界電流における0.54μΩと比較)となり、2秒パルスの終了において0.72mΩへ上昇した。(電流パルスの開始時および終了時における不連続は、ケーブル電圧をゼロに近い電流で除算したことによる)。温度の関数としての銀抵抗変化に基づけば、前記ケーブル抵抗の変化は、高温超電導体がパルス終了までに約170Kに発熱したことを示す。図12によれば、ケーブル電圧は電流パルス後にほとんど消滅しているが、図13のケーブル抵抗の低下は比較的遅く、7秒後に約0.1mΩとなっている。
【0091】
ケーブル構造において、高温超電導テープは、内径部においては下地テープによって冷媒から分離し、外径部においては極低温誘電テープによって冷媒から分離している。このため高温超電導テープの冷却は、基本的に熱伝導のみにより行う。障害電流パルス期間における高温超電導テープの発熱は、断熱的であると見なすことができる。図12において電流と電圧の積(電力)を積分すると、このパルス印加における導体の合計発熱エネルギは、約80kJとなる。銀比熱積分を用いると、導体は断熱的に約175Kまで発熱すると推定される。図13は、パルス印加中のジョイント抵抗が24μΩにとどまっていることを示す。ジョイントには目立った温度上昇がない。ジョイントの冷却条件が良いためである(液体窒素との直接接触)。
【0092】
ケーブル抵抗が、過電流に応じて、Icにおける値よりもかなり高くなる事実は、高温超電導ケーブルが固有の電流制限機能を有することを意味する。過電流期間におけるケーブル抵抗上昇範囲を決定することは、ケーブルが有する電流制限範囲を示すことになる。15の過電流パルスにつき、パルス電流のピーク到達時間に基づき、ケーブル抵抗を求めた。その結果を電流の関数として図14に示す。5mケーブルの抵抗は、Icにおける0.54μΩから15.3kAにおける0.31mΩまで急上昇した。ほぼ600倍上昇したことになる。
【0093】
直流V−I曲線(図18参照)によれば、本発明ケーブルは、Icより上においてIの3.8乗(n値)に比例して増加する。このため過電流Iにおける超電導体の抵抗は、Icにおける値0.54μΩから(I/Ic)2.8の係数によって求まる。本発明の高温超電導テープは、超電導体に加え70%の銀を含有する。0.3mΩの抵抗を用いることにより、ケーブル内の銀基材の抵抗は、液体窒素温度において約0.25mΩと推定される。このため、過電流状況におけるケーブル抵抗は、求めた高温超電導体抵抗と銀抵抗とを比較することにより計算した。その結果の計算曲線を図14に示す。この計算曲線は、測定データに良く一致している。従ってIc以上の高温超電導体抵抗をべき乗則により求めることは適切である。
【0094】
これは、本発明ケーブルにおける高温超電導体が、8.1kA(臨界電流の約9倍)において、銀基材と同等に障害電流を共有したことを意味する。この値以下の場合、電流はほとんど超電導体を流れ、この値以上の場合、徐々に銀基材を流れる電流が増える。15kAにおいて、超電導体は障害電流のわずか15%を搬送できる。10kA以上では、測定データは計算曲線を越える。これは障害電流前にテープ発熱がピーク値に達したことを示す。
【0095】
障害過電流期間においてはケーブルを横断する高い電圧降下が発生するため、パルス長が長ければその電力は大きくなり、総エネルギ損失が著しくなる。このエネルギが冷媒に捨てられると、温度上昇および圧力上昇を引き起こし、冷却系を損なう。図12のパルス印加は、全パルス印加の中で最大のエネルギ損失を発生した。図15は、そのパルス印加における温度センサの応答を示す。センサ「T外」は、端末内部におけるケーブルの冷媒出口に近接配置した。センサ「T遠」は、遠方端の端末のケーブル側に配置した。これらセンサは、流れている冷媒中に存在するが、電流パルス期間中およびその後においていずれも温度上昇を示していない。遠方端の端末の母線側に配置したセンサ「T母線」だけが、パルスの3秒後に約5Kの温度上昇を示した。このセンサは、滞留ガスによる冷却を受け、約96Kのより高い温度にあった。
【0096】
このパルス印加におけるケーブル内発生総エネルギは、約80kJであった。このエネルギの半分が即座に内側パイプ(フォーマ)内の液体窒素に捨てられたとすれば、温度上昇は約5Kであったろう。しかしながら、そのような温度上昇は観察されなかった。位相導体は、冷媒によって直接冷却されていない。そして導体が冷える(冷媒に熱を放出する)には数十秒かかる。パイプ内における約0.2m/sの液体窒素流量は、測定可能な冷媒温度上昇を防止するには十分である。
【0097】
図16は、同一パルス印加において、対応する圧力変化を示す。温度応答とは逆に、入り口圧力および出口圧力とも、パルス開始から1秒後に上昇を始め、パルス後1秒で約0.34気圧(5psi)のピーク値に到達する。両圧力測定点ともケーブルの冷媒入り口および冷媒出口から数メートル離れていた。圧力波は、数分の1秒(液体窒素中の音の速度で)そこに到達した。冷媒中の温度上昇は観察されなかったため、圧力上昇は端末内の過渡発熱に起因した。
【0098】
15の障害電流パルス印加による1時間に渡るシミュレートおいて、ケーブル出口冷媒の累積温度上昇は、約1Kであった。顕著なシステム圧力変化は無かった。数分間毎に障害電流を繰り返したが、本発明の高温超電導ケーブルおよび極低温システムに破損はなかった。
【0099】
位相導体における障害電流が遮蔽ループに引き起こす電圧および電流も問題である。実験において、超電導遮蔽の2端部を銅ケーブルと分流器でつなぎ、誘導電流を観察した。図17Aは、12.8kAの障害電流を2秒間印加した時の、遮蔽ループの誘導電流を示す。約350Aおよび120Aの過渡電流のみが、位相導体過電流の立ち上がりおよび立ち下がりにおいて遮蔽内に誘導された。これら低い値は、本電源からの過電流の立ち上がり時間および立ち下がり時間(約300ms)が比較的長いことが一因である。障害電流の立ち上がりがもっと速ければ、遮蔽内の誘導過渡電流は、もっと高いであろう。過電流の2秒間に渡るゆっくりした低下の間、遮蔽内には測定可能な誘導電流は無かった。
【0100】
図17Bは、遮蔽導体に発生した最大電圧が0.35mV以下であったことを示す。この電圧は本ケーブル用臨界電流電圧の0.5mVよりも低く、誘導過渡電流は臨界電流より低かったので、遮蔽導体は障害電流パルス期間において超伝導状態を保った。
【0101】
障害電流パルスによるシミュレートがケーブル品質を低下させたか否かを判断するため、ケーブルの直流V−I曲線を本障害電流テスト後に測定した。図18は、ケーブルのV−I曲線を1年前の測定と比較して示す。2本のV−I曲線には差異が見られない。これら直流V−Iの2測定間において、18kVの耐高電圧テスト、90kVのインパルステスト、設計電流および電圧における長時間(72時間)テスト、数十回の冷却・暖機の繰り返しを行った。これらテストにおいて、ケーブルは直流特性の劣化を示さなかった。1μV/cmの基準において、ケーブルの臨界電流は約910Aを維持した。
【0102】
高温超電導ケーブルは、既存地下ケーブルの交換用として提案されている。一般的な地下ケーブル敷設では、個別の3相を別々のダクトに敷設する。極低温液体窒素を供給する冷却装置は、ケーブルの一端に設ければ良いと思われる。図19は、高温超電導ケーブルの単一極低温向流冷却配置を示す。高温超電導ケーブルフォーマおよび極低温壁は、代表的に可撓性波形ステンレス鋼管である。本発明の高温超電導ケーブルは、低温誘電構成であり、超電導遮蔽層を必要とし、それを誘電体によって主導体から隔離する。この遮蔽層は、主導体と同じ電流を搬送する。
【0103】
向流冷却配置において、液体窒素は、高温超電導ケーブルフォーマを通過し、端末およびケーブルを冷却し、ケーブル外側と内部極低温壁との間の環状路を戻る。平行流配置においては、液体窒素はケーブルフォーマと環状路とを同一方向に流れる。液体窒素は、別の真空ジャケットダクトを通じて戻す。この戻り流用単一極低温装置は、ケーブル用極低温装置と同一である。表5は、これら2事例の研究に使用した寸法を示す。
【0104】
【表5】

Figure 2004510290
高温超電導ケーブル送電システムにおいては、液体窒素の2相流は許可されないものとする。その第1の理由は、2相流の圧力低下は、単相流の場合より高いからである。さらに、誘電体中の気泡がケーブル電気絶縁レベルを低下させうるからである。
【0105】
高温超電導送電ケーブルシステムの向流損失および熱分析を行った。これは、ケーブルシステムのエネルギ収支を実行することにより行った。高温超電導ケーブルの1次元エネルギ収支は、次のように書ける。
【0106】
【数1】
Figure 2004510290
ここでρは密度、Cは熱容量、zはケーブル軸に沿った座標方向、kは熱伝導率、Aはケーブル断面積である。
【0107】
高温超電導ケーブルエネルギ収支は、対流熱伝導項Qconv,iを含む。この項は、フォーマにおけるおよびケーブルと極低温内側パイプとの間の環状領域における液体窒素流への対流を含む。熱伝導率とケーブル断面積との積kAHTSは、本例において定数であり、1ケルビン当たり0.16ワットメートルに等しい。液体流のために次のエネルギ収支式がさらに必要である。
【0108】
【数2】
Figure 2004510290
ここでiは各液体窒素流(フォーマ流、環状流、および該当する場合は戻り流)である。内側流への対流熱伝導は、高温超電導ケーブルフォーマ内のみに存在する。外側窒素流は、高温超電導ケーブルの外側と2重壁可撓極低温の内側とに対し、対流熱交換を行う。
【0109】
対流熱伝達係数は次の式により計算する。
【0110】
【数3】
Figure 2004510290
ここでNNuはヌッセルト数、Cは熱伝達係数、kLN2は液体窒素の熱伝導率、NReはレイノルズ数、NPrはプラントル数である。
【0111】
前記式を差分法に適用し、時間的に数的に積分し、定常状態を得る。温度特性を決定したら、流路全長に渡って次の式を積分することにより、圧力低下を近似する。
【0112】
【数4】
Figure 2004510290
ここでVは流速であり、fは摩擦係数である。
【0113】
厳密な処理の場合、熱水力解法を結合する必要がある。しかしながら圧縮降下および密度変化は、本例において考慮している条件下での液体窒素については、小さいと考えられる。従って、温度および圧力特性解法を個別に実行した。波形ベローズにおける極低温液体流の摩擦係数は、滑らかなパイプの4倍であると考えられている。本例において、レイノルズ数は、10〜10の範囲にあり、一定摩擦係数f=0.07を用いた。端末の圧力低下は、小さいと推定されるので無視する。
【0114】
高温超電導ケーブルクライオスタットは、表5に示した寸法を有する可撓2重壁構造とする。シンク温度は、T=300Kである。代表的な市販真空断熱可撓クライオスタットは、有効実際設置熱伝導率keff=0.0008ワット/メートル/ケルビンを有する。単位長当たりの局所熱伝達は、計算可能であり、局所液体窒素温度Tvi(x)およびクライオスタット内側管径Dciおよび外側管径Dcoに依存する。この熱伝達項を駆動する温度差は、外側クライオスタットについて代表的に220Kである。
【0115】
【数5】
Figure 2004510290
臨界電流は、5メートルシステムにおける以前の測定から計算した。測定温度の線形近似と77Kにおける3000Aの基準値とを用いることにより、温度に対応する臨界電流は次のように求まる。
【0116】
【数6】
Figure 2004510290
交流損失PAC(ワット/メートル)は、モノブロックモデルを用いて計算する。
【0117】
【数7】
Figure 2004510290
ここでF=I/Iは交流サイクルにおけるピーク電流と超電導体の臨界電流との比率、fは周波数、h=(D −D )/D である。この研究は、1500Armsおよび2000Armsの動作電流に対する結果を示す。
【0118】
誘電損失は、ケーブルの設計電圧に依存する。定格値として0.05ワット/メートルが予測され、この値は初期のテストと一致している。
【0119】
このモデルを5メートル高温超電導ケーブルシステムでの測定値と比較した。図20は、測定動作温度との比較を示す。この測定において、5メートル高温超電導ケーブルは、210グラム/秒の流量の液体窒素を79.2Kの温度および5.4気圧の圧力で供給して冷却した。ケーブルには1250Armsの電流を印加した。測定値は、定性的に計算値と一致している。温度の相違の主原因は、端末用に簡易熱モデルを使用したことにある。短いケーブルの場合、端末はシステム熱負荷の大部分を発生する。端末は、真空断熱および電気絶縁を有する。各端末は、2本の最適化した電流リードを含み、定格電流1250Armsを越える電流を搬送する。端末熱負荷は、各端部に付き約300ワットである。動作電流のレベルにより端末熱負荷には多少の変動があるものの、その差は小さく、長いケーブルでは特にその差が小さいため、無視する。
【0120】
高温超電導送電システムに関し、端末熱負荷は一定であり、送電ケーブルシステムの長さには関係しない。クライオスタットを介する交流損失および熱負荷は、高温超電導送電ケーブルシステムの長さと、冷媒流の構成、供給温度、流量とに依存する。
【0121】
液体窒素の条件を一定とした。すなわち圧力10気圧、温度67Kとした。液体窒素の特性は、GASPAKを使用して取得した。前記圧力は、市販可撓クライオスタットの性能内に十分納まり、前記温度は、極低温冷却装置の代表的な温度である。窒素の三重点は約63.2Kであるため、例えば65Kの低温は閉サイクル冷却装置を用いて実現できる。
【0122】
図21および図22は、2例の長ケーブルについて、1000グラム/秒/位相の流量における両冷却配置の臨界電流および温度曲線を示す。向流の場合に温度限界の存在がはっきりと分かる。この場合、下温度線はフォーマ流温度であり、中央線は高温超電導ケーブル温度であり、上線は環状戻り流温度である。図23において、500メートル長向流の圧力低下は、4.7バールである。ケーブル温度を下げるために流量を上昇させると、圧力低下も大きくなる。圧力はすでに高いため、ケーブル内での沸騰の可能性が出てくる。両冷却構成において、電流が高い場合、より高い温度が発生し、高温超電導ケーブル臨界電流を下げ、交流損失を上昇させる。
【0123】
図23および図24は、両冷却構成の67Kにおける冷却負荷を長さの関数として示す。これら結果から、ケーブルで搬送する電流がより低いと交流損失が著しく低減するが、クライオスタット損失はケーブル内の電流レベルに全く依存しないことが分かる。
【0124】
高温超電導送電ケーブルシステムでは、重要な要素の多くが冷媒流量に依存する。250メートル向流の場合および1000メートル平行流の場合に関し分析を行い、異なる流量における電流2000Armsでの最大ケーブル温度および圧力低下を求めた。その結果を図25および図26に示す。
【0125】
両構成において、低流量においてケーブル内温度は高くなる。向流の場合、液体窒素が冷却装置へ戻るシステム温度は、ケーブル最大温度よりも低い。平行流冷却構成の場合、それとは逆になる。流量が低いと、向流冷却ケーブル最大温度は高くなるため、ケーブルの超電導特性が著しく低下する。流量を増やすと、最大温度が下がるが、圧力低下が大きくなる。これら流量に関する事柄は、平行流の場合、2000メートルの長さでも見られない。
【0126】
図19に示す高温超電導ケーブル構成は、単一クライオスタット向流冷却構成である。高温超電導ケーブルのフォーマは、可撓波形ステンレス鋼管である。高温超電導ケーブルは、低温誘電構成であり、超電導遮蔽層を必要とする。この遮蔽層は、誘電体によって主導体から分離する。前記遮蔽は、主導体と同じ電流を搬送するような設計である。
【0127】
同軸設計の特徴は、1)遮蔽層内のイメージ電流は、外部磁界およびクライオスタットおよびダクト内の渦電流を減少させる、2)高温超電導体および誘電体はテープ状態で巻く、3)極低温誘電体は、サイズを小さくして、電流搬送能力を上げる、4)可撓ケーブルはリール巻きを可能にする。
【0128】
超電導テープをフォーマに巻き付けるための特別設計機械を用いて、30メートル高温超電導ケーブルを製造した。主導体、極低温誘電体、および遮蔽を含む第1の2本のケーブルを巻いた後、それらをクライオスタットに配置した。クライオスタット用特別エンドキャップを用意し、大気圧において液体窒素でのケーブル冷却を可能にした。主導体および遮蔽導体の端部に臨時電圧タップを設け、超電導体だけの臨界電流を測定可能にした。図28は、30メートル高温超電導ケーブルの第2位相主導体の直流V−I曲線を示す。1μV/cm基準において観察した臨界電流Iは2980A、n値は9であった。第1位相主導体の臨界電流は3000A(電力供給限界)以上であった。同じく図28に示す通り、5メートルケーブルの1例の場合、臨界電流が1090A、n値が3である。5メートルケーブルおよび30メートルケーブルの設計電流は、1250Aであった。5メートルケーブルおよび30メートルケーブルには、同一数の層および同一数の超電導テープを使用した。5メートルケーブル用超電導テープを調達した時から30メートルケーブル用超電導テープを調達するまでの期間に、テープ性能は劇的に向上した。その結果、30メートルケーブルは定格1250Aに設計されているにもかかわらず、実際には3000Aまでの導体となっている。このように大きなマージンを有するため、約1500A以下の電流で動作する場合、超電導体は抵抗を示さなかった。これは図28で明らかである。2500Aにおいて、電圧降下は0.25μV/cm、直流抵抗は0.01μΩ/mであった。臨界電流の測定後、臨時電圧タップを取り外した。
【0129】
図29において高温超電導ケーブルの敷設箇所は、点線で囲んだ部分であり、3カ所の製造工場への配電システムの一部である。このプロジェクト用に建設した切換変電所は、超電導ケーブルおよび架空線の一方または両方によって負荷を提供できる。制御棟は、超電導ケーブル用電気制御および保護パネル、極低温制御システム、および会議室を含む。
【0130】
2本の115kV送電線により、前記送電変電所へ電力を提供する。送電変電所は、総容量40MVAを有し、2台の20MVA整合非調整降圧変圧器を有する。これら変圧器の高圧側は115kV、低圧側は12.4kVである。
【0131】
2本の12.4kV給電線が変電所を出る。両給電線は、1033.5ACSR(鋼心アルミより線)を使用する。これは代表的タイプの導線である。12.4kV保護システムとして真空遮断器を設け、ロックアウト前に3回の再閉路を行う再閉路継電器を用いる。対称3相障害電流は、12.4kVにおいて約14,000Aである。5メートル超電導ケーブルは、このレベル以上の障害電流におけるテストに合格している。
【0132】
高温超電導ケーブルは、極低温液体窒素を3相に循環させて冷却する。5メートルケーブルテストプログラムに基づき、30メートルケーブル極低温システムの条件を、熱負荷3000W、動作温度範囲70〜80K、流量1.3l/s(21gpm)、最大動作圧力10バールと決定した。2つの極低温冷却システム設計をオプションとして検討した。これらは、開ループ沸騰槽冷却装置と閉サイクル冷却装置である。開ループ装置を選択した理由は、資本設備コストが安いからである。両装置の運転コストは同等である。その理由は、小型冷却装置よりも大型の液体窒素製造プラントの方が高効率だからである。この小型冷却装置は、30メートル高温超電導ケーブルシステムに使用する予定だったものである。ケーブルシステムの動作寿命を長くするためには、主装置の保守中に使用する開ループ窒素バックアップ装置を含む閉ループ冷却装置がより良い選択であろう。なぜなら閉ループ冷却装置は、大型貯蔵デュワーを頻繁に補給しないでよいからである。
【0133】
極低温システム設計は、3つの主要部からなる。すなわち液体窒素貯蔵タンク、極低温スキッド、および真空外装配管である。
【0134】
極低温スキッドは、低温ボックスを含む。この低温ボックスは共通断熱真空にあり、過冷却装置、分相器、2個の緩衝容器を含む。低温ボックスと関連配管とは、多層断熱で覆うことにより背景熱負荷を最小にする。極低温スキッドは、さらに3台の真空ポンプを含む。これらは過冷却槽の圧力を下げ、システムの動作温度を下げるために使用する。主およびバックアップ用液体窒素循環ポンプを設ける。液体窒素の流れは、前記循環ポンプからシステムを通過し、過冷却器を通過し、ケーブルへの供給ラインを通過し、戻りラインを通過し、ポンプ入り口の分相器へ戻る。分相器は、システム起動時に使用し、蒸気が循環ポンプに至るのを防止する。過冷却器は、大量貯蔵タンクから補充を受ける。過冷却器の沸騰は、80K以下で運転の際、真空ポンプを経由して大気へ放出する。緩衝タンクは交互に使用する。すなわち1つはシステム圧力印加に使用し、別の1つは補充して待機する。
【0135】
液体窒素貯蔵タンクは、40,000リットル容量である。このタンクは、コンクリート土台に水平設置し高さを抑えてある。タンク液面は、電話回線を利用して遠隔監視し、必要に応じて液体窒素供給装置によって補填する。
【0136】
真空外装配管は、スキッドとケーブルとを接続する。3本の配管がある。すなわち入り口配管、戻り配管、冷却配管であり、ケーブル3相をそれぞれ接続する。この構成により、ケーブル3相のどのような組合せでも、稼働、非稼働、冷却処理できる。
【0137】
通常運転中は、プログラム可能論理制御システムを使用して極低温システムを動作させる。システム冷却および再始動は手動で行う。これは、これら動作の回数が少ないからであり、プログラミングの費用がかさむからである。
【0138】
最初のオフラインテストは、可変交流電圧電源を使用してケーブルに電圧を印加した。その電源から11〜12kVの電圧を1度に1相印加し、それを30分間保持し、ケーブル誘電システムをテストした。位相1および位相2は、定格電圧の166%に維持して絶縁破壊を起こさなかった。位相3は、少し異なる形状を有し、定格電圧の230%に維持して絶縁破壊を起こさなかった。
【0139】
テスト中、充電電流を測定し、それを元にケーブル静電容量を決定し、計算静電容量と比較した。これを表6に示す。また計算ケーブルインダクタンスも示す。ケーブルサージインピーダンスは4Ωであり、これは従来の銅ケーブルより低い。この低いサージインピーダンスにより、交流超電導ケーブルは、従来の銅ケーブルと比較すると、より長い臨界長さ(充電電流が定格電流と等しくなる長さ)を有する。このため超電導ケーブルは、充電電流がケーブルの電流搬送能力の大半を占めるまで、より長い連続長さにおいて敷設できる。
【0140】
【表6】
Figure 2004510290
ケーブルの直流電圧と電流の関係(V−I曲線)を測定するため、3000A直流電力を供給した。主ブッシングおよび遮蔽ブッシングの外部に電圧タップを臨時に設けた。V−I曲線は1度に2相測定した。この測定は、一端において2相に直流電源を接続し、他端において相間に短いジャンパ線を接続した。位相2および位相3を測定し、次に位相1および位相2を測定した。従って位相2は2回測定した。主導体のV−I曲線を測定した。次に遮蔽導体を測定した。これはケーブルが、同軸導体を有する低温誘電設計だからである。直流臨界電流は、高温超電導テープ性能およびケーブル設計から予測されたものだった。図30は、位相2および位相3のV−I曲線を示す。電流範囲のほとんどにおいて線形挙動が見られるが、これは外部電圧タップの位置による。外部電圧タップは、超電導ケーブル各端部の先に延びる銅母線およびコネクタを含む。
【0141】
直流電圧電流テストは、6ヶ月間の運転および4〜6回の冷却・暖機サイクル運転の後、2000年6月に可変負荷条件下で再度実施し、ケーブル性能を求めた。
【0142】
超電導ケーブルの平均負荷、定格負荷、および緊急負荷をシミュレートするため、直流負荷電流テストを行った。図31に示す通りの広範な負荷電流テストを、800A,1200A,1400Aにおいて、各8時間、1度に2本の主導体に対して直流電源を用いて行った。この第1回負荷テストにおいて、ケーブル冷却システム温度に変化は見られなかった。
【0143】
次のテストは、広範な開回路定格電圧テストであり、変電所から電力を供給して行った。一端のケーブル遮断器を閉じ、他端を開放に維持し、ケーブルに電流を流さないようにした。各相の位相電圧をいくつかの順序で12時間まで維持した。ケーブル誘電性能は設計通りであった。
【0144】
図32は、位相1における液体窒素帰路温度変化を示す(Y軸値は示さず)。ケーブル温度変化は、約1Kである。
【0145】
図33は、位相1における液体窒素帰路圧力を示す(Y軸値は示さず)。ケーブル圧力変化は、約0.28バール(4psi)である。
【0146】
極低温熱負荷テストを数度行い、ケーブルシステムの総熱損失を測定した。30メートルケーブルおよび端末の全3相に対する600Aでの熱損失は、1490Wであった。様々な成分を直接あるいは別々に測定し、熱損失の内訳を推定した。各ケーブル端末について熱損失は230Wであり、6個の端末がある。ケーブルクライオスタットは、各々7.62cmx12.7cm(3”x5”)の真空外装パイプであり、1W/m/相である。600Aにおいて導体および遮蔽は、0.2W/m/相に相当する。
【0147】
本発明を詳細に説明し図示したが、これらは例示的なものであり、本発明を制限するものではない。本発明の精神および範囲は、請求の範囲によってのみ限定されるものである。
【図面の簡単な説明】
【図1】
本発明に基づく多層構造を示す斜視図である。
【図2】
本発明の一実施例を示す断面図である。
【図3】
本発明の他の実施例を示す断面図である。
【図4】
本発明に使用するエンボス加工パターンを示す図である。[0001]
Technical field
The present invention relates to a superconducting cable using a flexible oxide superconductor. In particular, it relates to the formation of a superconducting cable.
[0002]
Background art
A superconducting substance is a substance whose electric resistance approaches zero (1 uv / cm) below a critical temperature. This critical temperature depends on the substance. Superconductivity is defined within the critical surface. That is, it is defined in a graph or diagram centered on temperature, current, and magnetic field. A critical current curve is defined for a given service temperature. This critical current is a function of the magnetic field generated by or applied to the superconductor.
[0003]
The best known superconducting materials are NbTi and Nb3Sn. However, the working temperature of these substances is only 4.2K. This is the boiling temperature of liquid helium. This is a major limitation and these superconducting materials cannot be applied on a large scale. Therefore, these superconductors are used almost exclusively for magnet windings. Wire (NbTi and Nb3Sn) or tape (Nb)3Sn) and high critical current density (3500 A / mm for NbTi)2Small magnets using windings that provide 5 Tesla) create large, high magnetic fields (up to 18 Tesla).
[0004]
Such a superconducting magnet is used for forming a medical image by nuclear magnetic resonance (MRI) and for analyzing a substance by the same principle (NMR). For example, there are an ore separation magnet, a high magnetic field research magnet, and the like. Also used for large particle accelerators (SSC, HERA, KEK, etc.).
[0005]
An oxide superconductor with a higher critical temperature was discovered in 1986. These are intermetallic compounds, include metal oxides and rare earths, and have a perovskite (mica) crystal structure. The critical temperatures of these materials vary from 30K to values near room temperature, and their critical magnetic fields are above 60 Tesla. Therefore, these materials are promising, and NbTi and Nb3It is considered to replace Sn and is expected to be applied to fields such as power transmission, which cannot be realized with liquid helium. Such materials have not previously been available as wires, cables, films, tapes, and sheets.
[0006]
The oxide superconductor enters a superconducting state at the temperature of liquid nitrogen, and thus is considered to be advantageous for application to a superconducting cable having a liquid nitrogen cooling medium. In such a field, the oxide superconductor can simultaneously simplify the heat insulation system and reduce the cooling cost as compared with a superconducting cable requiring liquid helium.
[0007]
Superconducting cables must be able to transmit high currents in small conductors with low energy losses. Generally, power transmission is performed by alternating current. A superconductor used for AC cannot avoid energy loss generally called AC loss. The AC loss is a hysteresis loss, a coupling loss, an eddy current loss, and the like, and depends on a critical current density of the superconductor, a filament size, a conductor structure, and the like.
[0008]
Various types of superconducting cables have been prototyped using metal superconductors, and structures for reducing AC loss have been studied. For example, a superconductor in which a composite multifilament superconductor is spirally wound around the outer periphery of a normal conductor has been prototyped. It is formed by wrapping layers of a composite multifilament superconductor in a clockwise and counterclockwise direction and overlapping them alternately. The winding direction of the conductor is made different for each layer to reduce the magnetic field generated in the conductor, reduce the impedance, and increase the current carrying capacity. This conductor has a high resistance layer or an insulating layer between each layer.
[0009]
When making a cable conductor using an oxide superconductor, the technology of a metal superconductor cannot be used. Oxide superconductors, or ceramic superconductors, are more susceptible to mechanical strain and weaker than metal superconductors. For example, according to the disclosure of one conventional example, a superconductor is spirally wound around a normal conductor, and the winding pitch is made equal to the diameter of each superconductor. However, if a superconducting wire made of an oxide superconductor covered with a silver sheath is wound at such a short pitch, the oxide superconductor is likely to be broken, and the current is likely to be interrupted. If the oxide superconducting wire is bent extremely, the critical current becomes extremely low. Cable conductors must be somewhat flexible to facilitate handling. It is difficult to manufacture flexible cable conductors from hard and brittle oxide superconductors.
[0010]
In the United States, high-voltage underground power cables using approximately 3,500 miles of copper conductors provide power to metropolitan areas. These cables are aging and many will be replaced in the next 20 years. Urban areas also continue to grow and require new cables. Power companies are seeking new cable technologies that increase power density, reduce losses and costs, and maintain the same high reliability as conventional cables. Superconducting cables have the potential to meet these difficult requirements.
[0011]
The cost of laying new cables in urban areas is high. Approximately 30% to 50% of that cost is cable cost, and most of the rest is installation cost. Superconducting cables can replace existing copper cables and increase power density by a factor of 3-8. Most of the existing cable designs are high pressure oil-filled pipe type cables that contain three copper cables and oil in a 4 to 8 inch diameter steel pipe. Removing these old copper cables and oils and replacing them with superconducting cables would significantly increase current capacity and save the cost of installing new cable systems.
[0012]
Superconducting cables propose new applications for cables in urban areas. Existing high-voltage copper cables carry electricity from the city's periphery to the center. Then, the voltage is reduced at the transmission substation, and the power is distributed to the customer by the distribution system. The new superconducting technology's low-voltage, high-current superconducting cables can transmit power to urban centers, allowing utilities to move high-voltage transmission substations out of urban centers. These substations are extremely expensive to install and maintain in the city center. Urban land prices range from $ 100 to $ 600 per square foot.
[0013]
The present invention enables superconducting cables with distribution voltages and high currents to be applied to utilities. Applicable utilities include transmission in 1) substation to customer, 2) substation to substation, 3) substation bus extension, 4) substation high speed feeder, 5) generator to boost transformer. .
[0014]
Disclosure of the invention
An object of the present invention is to provide a superconducting cable comprising an oxide superconductor having flexibility and excellent superconductivity, and particularly exhibiting a high critical current and a high critical current density.
[0015]
Another object of the present invention is to provide a superconducting cable with low AC loss.
[0016]
The superconducting cable according to the invention uses an oxide superconductor. The cable includes a flexible core and a plurality of tape-shaped oxide superconducting wires wound on the core. No electric insulating layer is interposed between the superconducting wires or between the core material and the superconducting wires. In the present invention, each of the oxide superconducting wires is basically formed of an oxide superconductor and a stabilizing metal covering the same. The plurality of tape-shaped superconducting wires arranged on the core material form a plurality of layers. Each layer is formed by arranging a plurality of the tape-shaped superconducting wires in parallel. These layers are successively stacked on the core. The core material imparts flexibility to the superconducting cable of the present invention. The superconducting cable according to the present invention maintains a superconducting state at liquid nitrogen temperature.
[0017]
Further, the conductor according to the present invention provides an AC conductor with low AC loss.
[0018]
The above and other objects, features, aspects and advantages of the present invention will be described in detail below with reference to the accompanying drawings.
[0019]
BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION
The present invention relates to a high-temperature superconducting cable used in a shielded or unshielded structure. The applications of shielded and unshielded cables are wide.
[0020]
In a modification of the present embodiment, the high-temperature superconducting tape of the cable is insulated with a dielectric, and another high-temperature superconducting layer is provided on the dielectric. Then put the whole cable in the cryostat (cryostat) or construct the cryostat so as to cover the cable. Such a coaxial structure confine the magnetic field between the inner layer and the outer layer of the HTS tape. Therefore, there is substantially no magnetic field outside the high-temperature superconducting tape, and no eddy current flows through the metal sheath. With this structure, a large-capacity current can be carried according to the number of tapes in the cable. A limitation in this cable design is that the dielectric must be kept at cryogenic temperatures so that materials that do not physically and mechanically degrade at cryogenic temperatures must be used. Polymerized dielectrics according to one embodiment of the present invention have good physical and mechanical properties below liquid nitrogen temperature. This material has a high dielectric strength and a high breakdown voltage. The cable of the present invention preferably uses a flexible stainless steel corrugated tube. The corrugated tube may be covered with a braided wire or a mesh wire. Preferably, a hole is formed in the corrugated tube. The size and pattern of the holes is such that liquid nitrogen can flow through it, so that the liquid nitrogen enters the butt gap of the HTS tape and soaks the dielectric. The high-temperature superconducting tape is arranged in a special way and constitutes a two-layer structure to maximize the current flowing through the cable.
[0021]
Preferably, the dielectric comprises a semiconductive tape, an aluminum vapor deposition shielding tape, and a polymerized dielectric tape. FIG. 3 shows a typical structure of a shielded cable. An unshielded cable can be formed by omitting the outer layer of the HTS tape. Such a cable structure is shown in FIG. The present invention includes both shielded HTS cables and unshielded HTS cables. The unshielded cable structure of the present invention differs in design from known cable structures when extruding dielectric over an insulated cryostat. Regarding the shielded high-temperature superconducting cable, there is no conventional example that discloses a method of forming the same.
[0022]
FIG. 1 shows a superconducting cable 10 according to the present invention. The superconducting cable 10 has a flexible vacuum double-walled outer tube 11. The liquid nitrogen 12 flows through the outer tube 11 to the cooler. The ground potential superconducting shielding material 17 surrounds the dielectric shielding layer 16. The shielding layer 16 surrounds the current carrying superconductor 15. The superconductor 15 surrounds the inner tube 13 of the flexible porous wall. The inner tube 13 is a central tubular portion and conveys liquid nitrogen from the cooler. In one embodiment, inner tube 13 has a braided surface that contacts superconductor 15.
[0023]
FIG. 2 shows one embodiment of an unshielded cable. The semiconductive base tape 22 is arranged around the former 21. The superconducting tape 23 is disposed thereon. Another semiconductive base tape 24 is wound on the superconducting tape 23. The shielding layer 25 is wound on the base tape 24. The dielectric layer 26 is wound on the shielding layer 25. The shielding layer 27 is wound on the dielectric layer 26. A semiconductive underlayer 28 is wound on the shielding layer 27. An adhesive tape 29 is wound on the underlayer 28. The alignment ring 30 is wound on the fixing tape 29. The covering cryostat 31 is wound on the centering ring 30.
[0024]
FIG. 3 shows an embodiment of the shielded cable. The outer cryostat 53 surrounds the alignment ring 52. The alignment ring 52 surrounds the fixing tape 51. The fixing tape 51 surrounds the semiconductive tape 50. The semiconductive tape 50 surrounds the superconducting tape 49. Superconducting tape 49 surrounds semiconductive underlying tape 48. The base tape 48 surrounds the shielding layer 47. The dielectric 46 surrounds the shielding layer 45. The shielding layer 45 surrounds the semiconductive tape 44. Superconducting tape 43 surrounds semiconductive underlying tape 42. The base tape 42 surrounds the former 41.
[0025]
The present invention relates to a cable using an oxide superconductor. This cable has a flexible core and 2kgf / mm2A plurality of tape-shaped oxide superconducting wires disposed on said core with a tensile force not exceeding 0.2% and a bending strain not exceeding about 0.2%. Each of the tape-shaped superconducting wires basically consists of an oxide superconductor and a stabilizing metal covering the same. A layer is formed by arranging the plurality of tape-shaped superconducting wires in parallel, and a plurality of such layers are formed. The plurality of layers are continuously stacked on the core without inserting an insulating layer between the plurality of layers and the core. The core imparts flexibility to the superconducting cable. The superconducting cable can maintain a superconducting state at liquid nitrogen temperature. The wire has a substantially uniform superconducting phase in the longitudinal direction of the wire. The c-axis of the superconducting phase is substantially parallel to the thickness direction of the line. The superconducting wire is formed by grains aligned in parallel and extending in the longitudinal direction of the wire. The crystal grains are stacked in the thickness direction of the wire.
[0026]
Preferably, the superconducting cable has flexibility such that it does not substantially degrade superconductivity in bending up to about 50 times the cable diameter. The core is preferably selected from the group consisting essentially of metals, plastics, reinforced plastics, polymers and composites. In one embodiment, the core material of the superconducting cable is a tube having a surface selected from a spiral groove surface, a mesh surface, a braided surface, and a mat surface on the outer surface of the tape-shaped superconducting wire. The superconducting cable of the present invention has no insulating layer between a plurality of layers of the tape-shaped superconducting wire. In the tape-shaped superconducting wire, it is preferable that the plurality of tape-shaped superconducting wire layers are sequentially arranged on the surface of each layer on the core material. In another embodiment, the wires are twisted within the tape-like stabilizing metallization. Within the superconducting cable, the tape-shaped superconducting wires are arranged at an angle of about 90 degrees, preferably at an angle of about 10 degrees to about 60 degrees, more preferably at an angle of about 20 degrees to about 40 degrees. One embodiment of the present invention provides a superconducting cable comprising at least two separate tape-like superconducting wire layer groups. It is preferable that the arrangement angle of the tape-shaped superconducting wire layer is set such that the arrangement direction or the pitch changes between successive layers. Each of the continuous tape-shaped superconducting wire layers is preferably composed of at least two tape-shaped superconducting wires. Preferably, the at least two independent tape-like superconducting wire layer groups are separated by a dielectric layer. It is preferable to separate the tape-shaped superconducting wire layer closest to the core material from the core material by a dielectric layer. Preferably, said dielectric is selected from the group consisting of polypropylene, polyethylene and polybutylene. In one embodiment of the invention, the at least two separate tape-like superconducting wire layer groups carry approximately equal amounts of current in the cable. Preferably, the taped superconducting wire layer group furthest from the core provides shielding of current flowing through other layers to reduce magnetic fields or eddy currents in the cable. The stabilizing metal is preferably selected from the group consisting of silver, silver alloy, nickel, and nickel alloy, and may be provided with a buffer layer.
[0027]
In one embodiment of the present invention, each tape-shaped multifilament oxide superconducting wire has a structure composed of a large number of filaments. These are basically structures in which an oxide superconductor is contained in a stabilizing metal of silver, a silver alloy, nickel, and a nickel alloy. The oxide superconductor can be made of an oxide such as bismuth, strontium, calcium or the like and a copper oxide.
[0028]
Each of the plurality of layers preferably includes at least two tape-shaped silver-coated superconducting wires. Preferably, each of the plurality of layers includes at least four tape-shaped lines. In one embodiment of the present invention, it is preferable that an insulating layer is interposed between the second and third layers. When the plurality of layers is four or more, it is preferable to interpose an insulating layer between the second layer and the third layer.
[0029]
In the cable of the present invention, the core material is generally called a former, and holds the tape-shaped superconducting wire at a predetermined range of bending strain. The former has the required length of the superconducting cable conductor and is located at the center of the superconducting cable conductor. The former is substantially cylindrical or helical, has a tape-like line disposed thereon, and has a substantially constant diameter over its entire length. The former can be made of at least one material selected from the group consisting essentially of metals such as stainless steel, copper and aluminum, plastics, reinforced plastics and ceramics.
[0030]
In the present invention, the former is preferably a flexible tubular member. A pipe having a spiral groove (hereinafter referred to as a spiral pipe) can also be used as a former having sufficient strength and flexibility. A bellows tube having a bellows may be used as a former. The former may be formed from a spirally wound member such as a spiral steel strip. Each of these shapes is employed to provide sufficient flexibility to the former. The flexible former imparts flexibility to the conductor of the present invention. The flexible conductor of the present invention can be wound around a drum.
[0031]
In the practice of the present invention, it is possible to arrange or wind several tape-like multifilament superconducting wires on a former. The tape-shaped wires may be arranged in two or more layers, and the surface thereof may be directed to the former. Each layer can be formed with any number of tape-like lines. It is also possible to arrange several tape-like lines parallel to each other on the former, cover the former surface with tape-like lines, and wind another tape-like line thereon. A sufficient number of tape-like lines are wound as a second layer on the first layer of tape-like lines, and a third layer of tape-like lines is wound thereon. No insulating layer is disposed between adjacent layers.
[0032]
In the method of the present invention, each tape-shaped multifilament oxide superconducting wire is arranged or wound around a former having a predetermined diameter in a predetermined range of bending strain or curvature and a predetermined range of pitch. A relatively gentle bend is applied to this tape-like line along its length. The tape-shaped wire wrapped around the former bends at a bending strain not exceeding 0.4%, preferably not exceeding 0.3%. In the case of bending in such a range of bending strain, the superconductivity of the tape-shaped wire hardly decreases as compared with the linear state.
[0033]
In the present invention, it is preferable to adjust the pitch and diameter of the former so that the bending strain of the superconducting wire does not exceed 0.2%. When each tape-shaped multifilament oxide superconductor is wound around a former, the tensile force is 2 kgf / mm.-20.5 to 2 kgf / mm-2It is preferable to set it in the range.
[0034]
The core can be made of an electrically insulating material or an electrical conductor. In consideration of reducing the AC loss, an electrically insulating material is preferable. In consideration of strength, a metal that is a conductor is preferable. When a metal pipe or a metal bellows pipe having a spiral groove is used as a core material, it is possible to impart flexibility to the conductor and maintain a constant strength. The use of a metal core is safe if an abnormal current is accidentally generated. In this case, the optimum resistance of the core can be set in consideration of the AC loss of the conductor and the abnormal current to the core.
[0035]
When using a metal pipe or a metal bellows pipe which can have a spiral groove as a core material, a metal tape conductor is arranged or wound on the core material. Then, a dielectric tape is arranged on the outer surface of the metal tape. The superconducting tape does not buckle because the metal tape can form a smooth surface over all the grooves of the core material. It is possible to cover the grooves with metal tape while maintaining the flexibility of the core.
[0036]
The present invention may use a tape-shaped multifilament wire having twisted filaments. The filaments forming the superconducting multifilament tape are twisted at a predetermined pitch. By twisting the filaments, the induced current flowing between the stabilizing metal and the filament separates into small loops at each twisting pitch, limiting the current value. This suppresses the generation of Joule heat in the stabilizing metal and reduces the AC loss as compared with a superconducting wire having a non-twisted filament.
[0037]
Since the superconducting cable conductor according to the present invention has flexibility, the superconductivity does not deteriorate even if it is bent up to 50 times the cable diameter. This conductor can be wrapped around a drum and stored and / or transported.
[0038]
The present invention can provide a long oxide superconducting cable conductor having flexibility and excellent superconductivity. In one embodiment of the invention, eddy currents and coupling currents flowing or traversing between the superconducting tapes are suppressed by the second or subsequent layers of the tubular superconducting wire layer. The present invention provides a practical AC superconducting cable conductor.
[0039]
The superconducting material is obtained by inserting ceramic crystal grains into a silver tube and stretching it to about 1 to 2 mm. A number of the drawing tubes according to the final required capacity of the cable are inserted into a silver tube and drawn to a required use size. Alternatively, the tubes may be cut first into small sections, added to a second silver tube and stretched. The silver flat tape material thus formed is about 80-60% silver and about 20-40% ceramic by weight. Preferably, about 65 percent is silver and about 35 percent is ceramic.
[0040]
The invention further relates to a novel process or method for producing a polymerized tape suitable for cryogenically operating superconducting power cables, and to a tape so produced. This process biaxially stretches a polyethylene, polypropylene, or polybutylene film having a maximum dielectric constant of about 3.0 and embosses a random pattern into the film. This polymeric material as a low dielectric constant biaxially oriented embossed film overcomes the problems of brittleness, cracking, and extreme shrinkage. Polymeric materials produced by known processing methods have these problems and cannot be used in cryogenically operated power cable systems. Embossing the film allows the dielectric fluid to flow relatively freely through the cable.
[0041]
The polyolefin sheet material is biaxially stretched before use in the cable of the present invention. This involves stretching the sheet lengthwise with a stretch ratio of about 5: 1 to about 10: 1, while simultaneously stretching in the transverse direction.
[0042]
Sheets or tapes made from sheets thus treated from polyolefin materials at suitable stretch rates have many excellent qualities in cable manufacturing. Further processing is required to prevent tape microfibrillation and to prevent a single rift from spreading the full length. This processing includes biaxial stretching in the sheet transverse direction. This stretches the sheet transversely at a rate of up to about 50% to form a tape. This tape is sufficiently biaxially stretched to sufficiently suppress microfibrillation.
[0043]
The polyethylene, polypropylene, and polybutylene tapes produced by the above process are embossed with a specific pattern under predetermined conditions to ensure proper impregnation and heat transfer. The embossing pattern consists of random or irregular grooves and points in the lateral direction. The stretched sheet is cut or taped and used in the form of a single layer, a plurality of layers, or a laminate.
[0044]
The pattern allows for the flow of impregnation in the longitudinal and lateral directions, as well as flow across the tape and between the butt gaps. Such a flow aids the layer-to-layer impregnation and promotes convective heat transfer. The cable itself is comprised of multiple layers of tape made of polyolefin, polyethylene, polybutylene, or polypropylene. To make the cable easier to bend, different layers of polyolefin tape may be used in each layer. This tape width may increase as the distance from the cable conductor increases.
[0045]
A polyethylene, polypropylene, or polybutylene film according to the present invention has a dielectric constant no greater than about 3.0. This preferred maximum is about 2.3. The first processing step is biaxial stretching or drawing, preferably in a ratio of about 5: 1 to about 6: 1 in the longitudinal direction and up to about 2: 1 in the transverse direction. The stretched tape is then embossed at a temperature of about 80 ° C. to about 140 ° C. to form an irregular or random groove pattern in the tape, which is basically oriented laterally.
[0046]
Polymerized tapes that do not undergo the novel processing steps described above cannot be used in cryogenically operating superconducting power cable systems due to some inherent problems. For example, in a liquid nitrogen environment at 77 ° K, most polymerized tapes harden to glass. For this reason, the tape undergoes tensile fracture due to thermal contraction exceeding the intrinsic elongation and simple collapse. Another problem is cracking in liquid nitrogen. Liquid nitrogen has a boiling point of 77 ° K and is known to be a strong cracking agent for polymers. Cracks cause stress rupture and eventually fracture the tape. The biaxial stretching process overcomes these brittleness, extreme shrinkage, and cracking problems.
[0047]
Many polymers exhibit two prominent yield modes. One of the yield modes is due to the applied shear stress. However, the yield phenomenon itself is due to the normal stress component acting on the yield surface. Another yield mode is due to maximum principal stress. This type of yield is a crack or normal stress yield. Cracking can occur due to stress or a combination of stress and dissolution. Cracks exhibit similar characteristics in all polymers that produce them. Cracks are fine reticulated cracks that almost always travel in the direction perpendicular to the maximum principal stress. Generally, cracks occur at local stress concentration points on the surface. In static testing, cracking occurs when stress or strain reaches a certain critical value. However, cracking can occur at relatively low stress levels for long-term loading.
[0048]
Detailed electron microscopic examination of the cracked area shows that molecular chain orientation has occurred in the cracked area, with oriented microfibers traversing the cracked surface.
[0049]
It is preferred to add a dye to the very transparent polyolefin insulation tape to assist in cable laying. This technique can produce very useful cables. The operator must distinguish each spiral layer of the tape. Using common, very transparent polyethylene, polybutylene, or polypropylene tapes, the operator cannot distinguish the butt gap for each of the eight or ten tape layers. By adding a predetermined amount of the selected dye to the tape, the operator can easily distinguish the edges and butting gaps of each tape layer by layer. This is because the darkness of the colors increases significantly from layer to layer. The dye is chosen to minimize the increase in the loss factor of the raw material.
[0050]
The tape width can also be varied. The width should be narrow near the conductor and wider outside. The direction of each layer may be reversed at a predetermined radial thickness. The thickness may be determined by the design of the taping machine.
[0051]
The dielectric tape is wrapped around a helical layer in a superposed manner, and each butt gap between the spirals of the same layer is shifted from the butt gap of the layer below it. This structure is facilitated by the dye-containing insulating tape.
[0052]
Polyolefin tapes such as polyethylene, polybutylene, polypropylene, etc. are transparent when highly oriented as required by the present invention. This transparency is disadvantageous if the butt gap of many layers is clearly visible through the cable surface. In a state where the butting gap is shifted in each layer, it becomes difficult for the operator to distinguish the butting gap in each layer.
[0053]
Thus, the tape of the present invention contains a dye. Therefore, the lower layer looks darker in the cable. Organic dyes are preferred as dyes. Organic dyes have less adverse effects on loss factor and dielectric constant of tapes than inorganic metal salts.
[0054]
In order to balance the required color with the effect on the electrical properties, the organic dye is added in parts per million at a ratio of 100 to 1000.
[0055]
This results in reducing the light transmittance of the tape by 10 to 50 percent. Use of this tape in a cable reduces visibility to one to four layers. On the other hand, when the dye is not added, the butt gap having a depth of 8 to 10 layers can be seen in the insulating region.
[0056]
Longitudinal stretching achieves a 5: 1 to 10: 1 thickness reduction by stretching or tentering the sheet.
[0057]
This thickness reduction rate is actually a measurement of the linear stretching of the sheet, and serves as an index of the change in the tensile properties of the polymer. This treatment is preferably performed at a temperature of about 80C to 140C.
[0058]
The sheet is further stretched in the transverse direction at a reduction rate of up to 50%. Without this treatment, the polymer will be microfibrillated, the fibers will separate in the width direction and the tape will tear in the longitudinal direction.
[0059]
In contrast, the treated polyolefin tape has a tensile modulus in the longitudinal direction of at least 250,000 psi and satisfies all cable manufacturing requirements.
[0060]
This tensile strength of the tape obtained through the above process provides resistance to degradation and is a requirement for use in cable taping machines. The tape subjected to the above treatment can be wound around the cable sufficiently firmly in a conventional cable manufacturing machine.
[0061]
Prior to final construction as a cable, the polyolefin tape is embossed to create gaps between the tape layers to provide a relatively free flow of impregnation within the cable and promote heat transfer.
[0062]
This is achieved by a specific embossing technique. The embossing of the tape is preferably performed by a roller. FIG. 4 is a top view showing a typical pattern of embossing, and shows a part of the tape 60. In the figure, valleys 61 appear as dark lines in the pattern.
[0063]
The feature of the embossing pattern is irregular and is to promote the flow of the impregnant laterally against the longitudinal direction of the tape. As shown in FIG. 4, the irregular valley pattern runs essentially across the width of the tape and satisfies the requirement. This pattern does not engage adjacent tape layers, unlike regular groove and channel patterns. Thus, the non-uniform and irregular pattern allows each tape layer to move relative to each other for a short distance, providing the flexibility required for cable manufacture and installation.
[0064]
The pattern that provides the lateral flow imparts heat transfer and permeability to the cable. Although the polymer is impervious, the infiltration and heat transfer structures provided by the cable of the present invention do not depend on the permeability of the material itself.
[0065]
The embossing pattern increases the effective tape thickness. That is, the peak-to-peak thickness is twice the original tape thickness. The tape is compressed during winding. Embossing is performed by a roller. These rollers indent one side of the tape and project the other side. As the tape is wrapped around the cable, the irregular surface separates the tape layers. However, since the pattern encourages lateral flow, the impregnant can proceed to the next gap between the tapes if it flows up to one-half the tape width from the butt gap. Thereby, the path from the outside of the cable to the conductor is relatively short.
[0066]
The two representative embossing patterns are as follows. One is a coarse pattern, which typically has an intermediate height of valleys of 0.1 mm and a distance between adjacent peaks of 0.2 mm. The other is a fine pattern, which typically has an intermediate height of valleys of 0.025 mm and a distance between adjacent peaks of 0.05 mm.
[0067]
The availability of embossed patterns ranging from coarse to fine patterns allows designers to find a compromise between heat transfer and operating stress. The coarse pattern provides the best heat transfer but slightly reduces operating voltage stress. The fine pattern has the opposite effect.
[0068]
The present invention further includes cables, terminals, and test procedures. The cable test facility includes a 5 meter HTS cable between two terminals and an associated support system. Related support systems include AC and DC power supplies, cryogenic coolers, and data acquisition systems. Cryogenic systems use sub-coolers to provide up to 1 kW of cooling for cables and terminals. The boiling of liquid nitrogen in the subcooler corresponds to the total equipment heat load. The outer shell side of the sub-cooling device is maintained at a liquid nitrogen temperature of 70 to 77K by a vacuum pump. However, most of the test programs did not use sub-cooling, and were performed in an average cable temperature range of 79 to 81 k. The system cycle is open, and exhaust from the outer shell side of the sub-cooling device is finally discharged to the atmosphere. Cooling fluid (10 bar or less of nitrogen) passes through the tube side of the sub-cooler and goes to the cable supply manifold. Nitrogen from the cable or terminal flows to the inlet of the liquid nitrogen circulation pump. This pump provides a pressure head for the closed loop flow of pressurized nitrogen.
[0069]
Electrical data and cryogenic data are acquired by a dedicated sensor. These sensors scan with three 10-channel multimeters. The multimeter connects to a personal computer (PC) based data acquisition system. This system uses the LabVIEW program. Thereby, the measurement of the DC VI characteristics and the AC loss of the cable, the insulation integrity through the partial discharge measurement, the cryogenic performance at the rated voltage (7.2 kV AC effective value) and the rated current (1250 A) can be diagnosed. The cable is tested with a high voltage power supply (1A, 18kV rating) at a peak voltage level 2.5 times the operating voltage. The dedicated impulse power supply is increased from 100 kV to 200 kV, and a 25 kA pulse power supply is arranged to simulate a cable overcurrent due to a system failure.
[0070]
Two terminal concepts have been developed. Most of the cable test programs were run with the vacuum terminal concept. It uses vacuum for both electrical and thermal terminals. Each vacuum terminal has two sets of feedthroughs. One set is for phase conductors and the other set is for high temperature superconducting neutral conductors. Each set has a warmed ceramic bushing and transitions from outside air (295K, 1 atm) to vacuum (295K). Each set also has a second ceramic bushing to make the transition from vacuum to liquid nitrogen (72-81K) up to 10 bar. These bushings are rated for maximum cable current and voltage. The two terminals are evacuated by a common vacuum header with a mechanical turbomolecular pump station. A typical vacuum here is 10-5-10-4Tor range. This combination of vacuum and multi-layer super insulation provides sufficient insulation. There were concerns about reliability during cooling and long-term operation. Small leaks in the low temperature bushing due to thermal or electromechanical stress could degrade the vacuum at the end. Even with a small amount of liquid nitrogen leakage, the vacuum will be at the Paschen minimum of nitrogen gas and will break down at voltages up to 250V. This voltage is much lower than the operating voltage. Accordingly, an alternative terminal embodiment has been developed that operates on pressurized fluid and gaseous nitrogen. This is shown in FIG.
[0071]
As with the vacuum version, the system of FIG. 5 is set at 18 kV AC withstand voltage and 110 kV basic impulse insulation level. This is smaller than the vacuum terminal of FIG. The basic concept is that there is no cold phase or shielding bushing. Each terminal has two conventional thermal bushings and has no significant thermal stress. A copper tube is concentrically arranged between the heat retaining bushing and the end of the high-temperature superconducting cable. These copper tubes are designed to minimize axial heat transfer at operating cable currents. A non-metallic cylinder is used to provide electrical insulation between the phase copper tubing and the neutral copper tubing. The dynamic vacuum system is omitted, a conventional static vacuum system is used, and radiative heat losses are reduced using multi-layer super insulation. The entire terminal is at cryogenic system pressure and there is a natural heat transfer from liquid to gas along the copper conduit. If there is a leak, the internal pressure will gradually decrease to atmospheric nitrogen pressure (can withstand 30 kV / cm) and the system is designed to prevent breakdown in such cases. This terminal design is more efficient in vacuum leak tests and can eliminate pump failures.
[0072]
The following tests were successfully completed in the long-term test program at the pressurized terminal.
[0073]
Long term operation at design current (1250 A AC rms) and voltage (7.2 kV phase-ground).
[0074]
-AC withstand voltage test to withstand 18kV for 30 minutes without breaking.
[0075]
Impulse test to 90 kV (see below for cable test).
[0076]
-Measurement of terminal heat load.
[0077]
As shown in FIG. 7, the heat load gradually decreased through a series of design improvements. The best performance was seen at the 30m cable end.
[0078]
Six of the pressurized terminals in the three-phase 30-m high-temperature superconducting cable were tested. The thermal load of the pressurized terminals installed on the 30 m cable was about 230 W per terminal at an alternating current of 600 A. Each end has two conductive cooling copper leads (pipes). The theoretical minimum heat load for each lead is 44 W / kA.
[0079]
The single-phase 5m cable tested had an internal cable conductor with four layers of Bi-2223 / Ag tape helically wrapped around the conductor. The four layers were selected to provide sufficient performance for a design current of 1250A. These tapes were mechanically wound at an angle of 30 ° on a 38 mm outer diameter stainless steel former. A Creoflex® dielectric tape was wrapped between the inner and outer high temperature superconductors. The outer high-temperature superconducting cable conductor is similar to the inner conductor, providing shielding of the current flowing through the inner conductor and eliminating magnetic fields or eddy currents in the outer structure. The outer high temperature superconductor is at ground potential.
[0080]
The 5m cable test results include a successful overcurrent test up to 12.8 kA with a 2 second pulse length (see FIG. 8). This exceeds 10 times the design current and simulates a short on the load side.
[0081]
In addition, the standard impulse insulation level (BIL) of the cable was tested to simulate lightning and other surges. The requirement for a 15 kV class distribution cable is a reference impulse insulation level of 110 kV, and the pulse rises to this maximum in 1.2 μs. High-temperature superconducting cables and terminations withstand a reference impulse insulation level of about 90 kV (see FIG. 9) and appear to break above this value. When the test voltage was reduced below 90 kV, the system again withstood the test pulse.
[0082]
The 5 m cable was removed from the test facility and bent over a wooden frame of the same diameter (2.44 m) as the cable shipping spool. The cable was bent in one direction and the opposite direction, and this was repeated four times. In the table test before and after bending, no failure was found in the dielectric system. That is, the breakdown voltage and the impulse insulation did not change from the previous test. After bending, the cable critical current decreased by about 15% (see FIG. 10).
[0083]
A low temperature dielectric triaxial cable was developed and tested. A cable up to 1.5 m long was manufactured. This structure is smaller than three individual single-phase cables and requires very little high-temperature superconducting tape. This is because a balanced load does not generate a net induced current outside the three homocentric layers. FIG. 11 shows a cross-sectional view of the cable, and compares the sizes of the single-phase cable and the triaxial cable. The cross-sectional area through which liquid nitrogen flows is almost the same, but the dielectric of the triaxial cable is slightly thicker. This is because the phase-phase voltage between the high-temperature superconductors of the triaxial cable is higher than the phase-ground voltage of the coaxial single-phase cable.
[0084]
AC superconducting cables provide low loss transmission capability. Although there are known superconducting cables for this application, their construction is complex and extremely expensive to manufacture. The phase conductor is made of a metallic superconducting material and requires separate cooling of each phase. For this purpose, the space in the phase conductor is used as a passage for the cooling substance, and the cooling system uses closed-loop liquid nitrogen or liquid helium.
[0085]
In one embodiment of the invention, the superconducting cable is smaller, requires less material, and the cooling mechanism is smaller than known superconducting cables.
[0086]
The superconducting cable of the present invention has a configuration in which only one neutral conductor is required for three-phase conductors (R, S, T). Furthermore, the phase conductor, the neutral conductor, and the cooling passage are arranged concentrically around each other to realize a very compact structure. Cooling of the cable is performed with liquid nitrogen. The electrical insulation is made of polyethylene or polypropylene and is placed between the phase conductors (R, S, T) and between the neutral conductors. The cable limits heat loss to the outside by vacuum and / or insulation. The refrigerant circulates through the cable core and the annular passage. This annular passage connects directly to the vacuum / insulation.
[0087]
FIG. 27 shows a cross section of a superconducting cable (1) according to the present invention. The cable core is formed around the passage (2), has a diameter of about 50-200 mm, and allows the coolant to pass through. This diameter can be other dimensions. The passage (2) defines a boundary of the first phase conductor (R). The outer shell of the passage (2) is formed by a superconductor. The phase conductor (R) is preferably formed by a superconducting tape. This superconducting tape has a silver sleeve filled with a high-temperature superconducting ceramic material. These sleeves are rolled into a surface tape. Then, these tapes are wound around a mandrel to form a conductor (R). The thickness of the conductor (R) is preferably about 0.1 to 10 mm. An electrical insulation (3) is arranged on the first phase conductor. This insulation is preferably made of polyethylene or polypropylene. These insulations are wrapped around the phase conductor tape (R) to a desired thickness. The thickness of the insulation is preferably about 10 to 50 mm. A second phase conductor (S) is wound around the insulation (3). This conductor is also made of a superconductor tape and wound around the insulation (3). The phase conductor (S) has the same capacity as the phase conductor (R). The insulation (4) is wound around the phase conductor (S). The method of making the insulation and the capacity are the same as those of the insulation (3). A third phase conductor (T) is formed in the same manner and capacity as the phase conductors (R) and (S) and wound on the insulation (4). Further, an insulation (5) is formed in the same manner as the insulations (3) and (4) and wound around the phase conductor (T). The thickness of the insulation (5) may be smaller than the thickness of the insulation (3) or (4). The boundary of the neutral conductor (6) is outside the insulation (5). This neutral conductor (6) carries only small currents under symmetric loads and may be made of a common conductor, preferably copper. And the thickness may be several millimeters. This return conductor also serves as the boundary of the closed ring cooling passage (7). This cooling passage circulates liquid nitrogen. The diameter of the cooling passage (7) is preferably about 150-500 mm. The outside of the cooling passage (7) is vacuum or super adiabatic and defines a boundary inner surface (8I) and a boundary outer surface (8A). An annular space is formed between the two boundary surfaces, and this space is evacuated or filled with super insulation.
[0088]
The inventive cable was cooled to about 81K with liquid nitrogen. The liquid nitrogen was at about 4.7 atmospheres and at a flow rate of about 0.19 l / s (3 gpm). A short current pulse was applied to the cable, much larger than the critical current Ic of the cable (approximately 910 A) to simulate the fault current in a short circuit during operation. During the pulse period and the post-pulse period, the voltage between the phase conductor and the joint, the current and voltage of the shield conductor, and the temperature and pressure of the refrigerant were observed. The pulse application started with a one second pulse and gradually increased the current from 4.8 to 12.8 kA. Next, the pulse length was increased to 2 seconds, and a current pulse up to 12.8 kA was applied again. The pulse length was reduced to 0.5 seconds, and a current of 15.3 kA was applied. Finally, the pulse length was extended to 5 seconds, and a current of 6.8 kA was applied.
[0089]
FIG. 12 shows the current and voltage course of the cable during a typical pulse application. A fault current of about 12.8 kA was programmed to be applied to the cable for 2 seconds. As soon as the current reached 12.8 kA, a voltage of about 3.2 V (cable voltage) developed across the cable. This voltage and the voltage drop along the terminal and the external power cable clearly exceeded the power supply limit (12V) and caused a current drop. By the end of the 2 second pulse, the current had dropped to about 6.9 kA. However, the cable voltage continued to rise until it exceeded 5V, indicating heat generation in the conductor. On the other hand, the voltage between the cable and the connector joint (joint voltage) dropped from about 0.3V to 0.17V. This is the same rate as the current drop.
[0090]
A rise in cable voltage indicates that a rise in temperature has occurred. The measured voltage was divided by the corresponding current to obtain the resistance response of the cable. The result is shown in FIG. At the start of the 12.8 kA pulse, the cable resistance was 0.25 mΩ (compared to 0.54 μΩ at the critical current) and rose to 0.72 mΩ at the end of the 2 second pulse. (The discontinuity at the beginning and end of the current pulse is due to the cable voltage divided by the current near zero). Based on the change in silver resistance as a function of temperature, the change in cable resistance indicates that the high temperature superconductor had heated to about 170K by the end of the pulse. According to FIG. 12, the cable voltage almost disappears after the current pulse, but the cable resistance of FIG. 13 decreases relatively slowly, and reaches about 0.1 mΩ after 7 seconds.
[0091]
In the cable structure, the high-temperature superconducting tape is separated from the refrigerant by the base tape at the inner diameter portion, and is separated from the refrigerant by the cryogenic dielectric tape at the outer diameter portion. Therefore, cooling of the high-temperature superconducting tape is basically performed only by heat conduction. The heating of the HTS tape during the fault current pulse can be considered adiabatic. When the product (power) of the current and the voltage in FIG. 12 is integrated, the total heat generation energy of the conductor in this pulse application is about 80 kJ. Using the silver specific heat integration, the conductor is estimated to heat up to about 175K adiabatically. FIG. 13 shows that the joint resistance during pulse application remains at 24 μΩ. There is no noticeable temperature rise at the joint. This is because the cooling condition of the joint is good (direct contact with liquid nitrogen).
[0092]
The fact that the cable resistance becomes much higher than the value at Ic, depending on the overcurrent, means that the HTS cable has an inherent current limiting function. Determining the cable resistance increase range during the overcurrent period indicates the current limit range of the cable. For 15 overcurrent pulses, the cable resistance was determined based on the peak current arrival time of the pulse current. The result is shown in FIG. 14 as a function of the current. The resistance of the 5 m cable jumped from 0.54 μΩ at Ic to 0.31 mΩ at 15.3 kA. That is, it has risen almost 600 times.
[0093]
According to the DC VI curve (see FIG. 18), the cable of the present invention increases in proportion to I to the 3.8th power (n value) above Ic. For this reason, the resistance of the superconductor at the overcurrent I increases from the value of 0.54 μΩ at Ic to (I / Ic).2.8It is obtained by the coefficient of The high temperature superconducting tape of the present invention contains 70% silver in addition to the superconductor. By using a resistance of 0.3 mΩ, the resistance of the silver substrate in the cable is estimated to be about 0.25 mΩ at liquid nitrogen temperature. For this reason, the cable resistance in the overcurrent situation was calculated by comparing the obtained high-temperature superconductor resistance with the silver resistance. The resulting calculated curve is shown in FIG. This calculated curve is in good agreement with the measured data. Therefore, it is appropriate to obtain the high-temperature superconductor resistance equal to or higher than Ic by the power law.
[0094]
This means that the high-temperature superconductor in the cable of the present invention shared a fault current at 8.1 kA (about 9 times the critical current) as well as the silver base material. When the value is less than this value, the current almost flows through the superconductor. When the value is more than this value, the current flowing through the silver base material gradually increases. At 15 kA, the superconductor can carry only 15% of the fault current. Above 10 kA, the measured data exceeds the calculated curve. This indicates that the tape heating reached the peak value before the fault current.
[0095]
Since high voltage drops across the cable occur during the fault overcurrent period, longer pulse lengths result in higher power and significant total energy loss. When this energy is discarded by the refrigerant, it causes an increase in temperature and pressure, and impairs the cooling system. The pulse application of FIG. 12 produced the largest energy loss among all pulse applications. FIG. 15 shows the response of the temperature sensor in the pulse application. The sensor “outside T” was arranged close to the refrigerant outlet of the cable inside the terminal. The sensor “T far” was placed on the cable side of the far end terminal. These sensors are present in the flowing refrigerant, but do not show any increase in temperature during and after the current pulse. Only the sensor "T bus" located on the bus side of the terminal at the far end showed a temperature rise of about 5K 3 seconds after the pulse. This sensor was cooled by the resident gas and was at a higher temperature of about 96K.
[0096]
The total energy generated in the cable by this pulse application was about 80 kJ. If half of this energy was immediately dumped into liquid nitrogen in the inner pipe (former), the temperature rise would have been about 5K. However, no such temperature increase was observed. The phase conductor is not directly cooled by the coolant. It takes several tens of seconds for the conductor to cool (release heat to the refrigerant). A liquid nitrogen flow of about 0.2 m / s in the pipe is sufficient to prevent a measurable increase in refrigerant temperature.
[0097]
FIG. 16 shows the corresponding pressure changes under the same pulse application. Contrary to the temperature response, both the inlet pressure and the outlet pressure begin to rise one second after the start of the pulse and reach a peak value of about 0.34 atmosphere (5 psi) one second after the pulse. Both pressure measurement points were several meters away from the refrigerant inlet and outlet of the cable. The pressure wave reached there for a fraction of a second (at the speed of sound in liquid nitrogen). Since no temperature increase in the refrigerant was observed, the pressure increase was due to transient heat generation in the terminal.
[0098]
In the simulation over one hour by applying 15 fault current pulses, the cumulative temperature rise of the refrigerant at the cable outlet was about 1K. There were no significant system pressure changes. The fault current was repeated every few minutes, and no damage was found in the high-temperature superconducting cable and the cryogenic system of the present invention.
[0099]
Also of concern are the voltages and currents that fault currents in the phase conductors cause in the shielding loop. In the experiment, the two ends of the superconducting shield were connected with a copper cable and a shunt, and the induced current was observed. FIG. 17A shows the induced current of the shielding loop when a 12.8 kA fault current is applied for 2 seconds. Only transient currents of about 350 A and 120 A were induced in the shield at the rise and fall of the phase conductor overcurrent. These low values are due in part to the relatively long rise and fall times (about 300 ms) of overcurrent from the present power supply. If the fault current rises faster, the induced transient in the shield will be higher. There was no measurable induced current in the shield during the 2 second slow drop in overcurrent.
[0100]
FIG. 17B shows that the maximum voltage generated at the shielding conductor was 0.35 mV or less. Since this voltage was below the critical current voltage for the cable of 0.5 mV and the induced transient was below the critical current, the shield conductor remained superconductive during the fault current pulse.
[0101]
To determine whether the simulation with the fault current pulse reduced the cable quality, the DC VI curve of the cable was measured after the fault current test. FIG. 18 shows the VI curve of the cable compared to the measurement one year ago. No difference is seen between the two VI curves. Between these two measurements of DC VI, a high voltage resistance test of 18 kV, an impulse test of 90 kV, a long time test (72 hours) at design current and voltage, and cooling and warming up several tens of times were performed. In these tests, the cable did not show any degradation in DC characteristics. On a 1 μV / cm basis, the critical current of the cable remained at about 910A.
[0102]
HTS cables have been proposed to replace existing underground cables. In general underground cable laying, three individual phases are laid in separate ducts. It seems that the cooling device for supplying the cryogenic liquid nitrogen may be provided at one end of the cable. FIG. 19 shows a single cryogenic countercurrent cooling arrangement for a high temperature superconducting cable. The HTS cable former and cryogenic wall are typically flexible corrugated stainless steel tubing. The high temperature superconducting cable of the present invention is of a low temperature dielectric configuration, requires a superconducting shielding layer, and isolates it from the main conductor by a dielectric. This shielding layer carries the same current as the main conductor.
[0103]
In a counter-current cooling arrangement, the liquid nitrogen passes through the high-temperature superconducting cable former, cools the end and the cable, and returns in the annulus between the cable outer and the inner cryogenic wall. In a parallel flow arrangement, liquid nitrogen flows through the cable former and the annulus in the same direction. Liquid nitrogen is returned through another vacuum jacket duct. This single return cryogenic device is identical to the cable cryogenic device. Table 5 shows the dimensions used in the study of these two cases.
[0104]
[Table 5]
Figure 2004510290
In the HTS cable transmission system, two-phase flow of liquid nitrogen shall not be permitted. The first reason is that the pressure drop in a two-phase flow is higher than in a single-phase flow. In addition, bubbles in the dielectric can reduce the level of cable electrical insulation.
[0105]
Countercurrent loss and thermal analysis of the HTS transmission cable system were performed. This was done by performing the energy balance of the cable system. The one-dimensional energy balance of a HTS cable can be written as:
[0106]
(Equation 1)
Figure 2004510290
Where ρ is the density, C is the heat capacity, z is the coordinate direction along the cable axis, k is the thermal conductivity, and A is the cable cross-sectional area.
[0107]
The energy balance of the HTS cable is calculated by the convective heat conduction term Qconv, iincluding. This term includes convection to the liquid nitrogen stream in the former and in the annular region between the cable and the cryogenic inner pipe. Product kA of thermal conductivity and cable cross sectionHTSIs a constant in this example and is equal to 0.16 watt-meters per kelvin. The following energy balance equation is further required for the liquid flow.
[0108]
(Equation 2)
Figure 2004510290
Where i is each liquid nitrogen stream (former stream, annular stream, and if applicable, return stream). Convective heat transfer to the inside flow exists only in the HTS cable former. The outer nitrogen flow provides convective heat exchange between the outside of the high temperature superconducting cable and the inside of the double walled cryogenic.
[0109]
The convective heat transfer coefficient is calculated by the following equation.
[0110]
(Equation 3)
Figure 2004510290
Where NNuIs the Nusselt number, ChIs the heat transfer coefficient, kLN2Is the thermal conductivity of liquid nitrogen, NReIs the Reynolds number, NPrIs the Prandtl number.
[0111]
Applying the above equation to the difference method, numerically integrating over time to obtain a steady state. After determining the temperature characteristics, the pressure drop is approximated by integrating the following equation over the entire length of the flow path.
[0112]
(Equation 4)
Figure 2004510290
Where V is the flow velocity and f is the coefficient of friction.
[0113]
For rigorous processing, it is necessary to combine thermo-hydraulic solutions. However, the compression drop and density change are considered to be small for liquid nitrogen under the conditions considered in this example. Therefore, temperature and pressure characteristic solutions were performed individually. It is believed that the coefficient of friction of the cryogenic liquid flow in the corrugated bellows is four times that of a smooth pipe. In this example, the Reynolds number is 105-106And a constant coefficient of friction f = 0.07 was used. The terminal pressure drop is ignored because it is presumed to be small.
[0114]
The high-temperature superconducting cable cryostat has a flexible double-wall structure having the dimensions shown in Table 5. The sink temperature is T= 300K. A typical commercially available vacuum insulated flexible cryostat has an effective actual installation thermal conductivity keff= 0.0008 watts / meter / kelvin. The local heat transfer per unit length can be calculated and the local liquid nitrogen temperature Tvi(X) and cryostat inner pipe diameter DciAnd outer pipe diameter DcoDepends on. The temperature difference driving this heat transfer term is typically 220K for the outer cryostat.
[0115]
(Equation 5)
Figure 2004510290
The critical current was calculated from previous measurements on a 5 meter system. Using a linear approximation of the measured temperature and a reference value of 3000 A at 77 K, the critical current corresponding to the temperature is determined as follows.
[0116]
(Equation 6)
Figure 2004510290
AC loss PAC(Watt / meter) is calculated using a monoblock model.
[0117]
(Equation 7)
Figure 2004510290
Where F = Ip/ IcIs the ratio of the peak current in the AC cycle to the critical current of the superconductor, f is the frequency, h = (Do 2-Di 2) / Do 2It is. This study is 1500ArmsAnd 2000ArmsThe results for the operating currents of FIG.
[0118]
The dielectric loss depends on the design voltage of the cable. A nominal value of 0.05 watts / meter is expected, which is consistent with earlier tests.
[0119]
This model was compared with measurements on a 5 meter high temperature superconducting cable system. FIG. 20 shows a comparison with the measurement operation temperature. In this measurement, a 5 meter high temperature superconducting cable was cooled by supplying 210 grams / second of liquid nitrogen at a temperature of 79.2K and a pressure of 5.4 atmospheres. 1250A for the cablermsWas applied. The measured values are qualitatively consistent with the calculated values. The main cause of the temperature difference is the use of a simplified thermal model for the terminal. For short cables, the terminals generate most of the system heat load. The terminal has vacuum insulation and electrical insulation. Each terminal includes two optimized current leads, rated current 1250ArmsCarry more than The terminal heat load is about 300 watts at each end. Although the terminal thermal load varies slightly depending on the level of the operating current, the difference is small and is ignored for long cables, especially since the difference is small.
[0120]
For HTS power transmission systems, the terminal heat load is constant and independent of the length of the transmission cable system. AC losses and heat loads through the cryostat depend on the length of the HTS transmission cable system and the configuration, supply temperature, and flow rate of the refrigerant flow.
[0121]
The liquid nitrogen conditions were kept constant. That is, the pressure was 10 atm and the temperature was 67K. Liquid nitrogen properties were obtained using GASPAK. The pressure is well within the performance of commercial flexible cryostats, and the temperature is typical of cryogenic cooling systems. Since the triple point of nitrogen is about 63.2K, a low temperature of, for example, 65K can be achieved using a closed cycle cooler.
[0122]
Figures 21 and 22 show the critical current and temperature curves for both cooling arrangements at a flow rate of 1000 grams / second / phase for two examples of long cable. The presence of a temperature limit is clearly visible in the case of countercurrent. In this case, the lower temperature line is the former flow temperature, the center line is the high temperature superconducting cable temperature, and the upper line is the annular return flow temperature. In FIG. 23, the pressure drop for a 500 meter long countercurrent is 4.7 bar. Increasing the flow to lower the cable temperature also increases the pressure drop. Since the pressure is already high, there is a possibility of boiling in the cable. In both cooling configurations, when the current is high, a higher temperature is generated, lowering the critical current of the HTS cable and increasing the AC loss.
[0123]
Figures 23 and 24 show the cooling load at 67K for both cooling configurations as a function of length. From these results, it can be seen that the lower current carried in the cable significantly reduces the AC losses, but the cryostat loss is completely independent of the current level in the cable.
[0124]
In high-temperature superconducting power transmission cable systems, many important factors depend on the refrigerant flow rate. Analyzes were performed for a 250 meter countercurrent case and a 1000 meter parallel flow case, and a current of 2000 A at different flow rates.rmsThe maximum cable temperature and pressure drop at were determined. The results are shown in FIGS.
[0125]
In both configurations, the temperature inside the cable increases at low flow rates. In the case of countercurrent, the system temperature at which liquid nitrogen returns to the cooling device is lower than the cable maximum temperature. The reverse is true for a parallel flow cooling configuration. If the flow rate is low, the maximum temperature of the countercurrent cooling cable will be high, and the superconductivity of the cable will be significantly reduced. Increasing the flow reduces the maximum temperature but increases the pressure drop. These flow issues are not seen at a length of 2000 meters for parallel flow.
[0126]
The high-temperature superconducting cable configuration shown in FIG. 19 is a single cryostat countercurrent cooling configuration. The former of the HTS cable is a flexible corrugated stainless steel tube. High temperature superconducting cables have a low temperature dielectric configuration and require a superconducting shielding layer. This shielding layer is separated from the main conductor by a dielectric. The shield is designed to carry the same current as the main conductor.
[0127]
Features of the coaxial design are: 1) image current in the shielding layer reduces external magnetic fields and eddy currents in the cryostat and duct; 2) high temperature superconductors and dielectrics are wound in tape; 3) cryogenic dielectrics Reduces the size and increases the current carrying capacity. 4) The flexible cable enables reel winding.
[0128]
A 30 meter high temperature superconducting cable was manufactured using a specially designed machine for winding superconducting tape around a former. After winding the first two cables including the main conductor, the cryogenic dielectric, and the shield, they were placed on the cryostat. A special end cap for cryostat was prepared to allow cable cooling with liquid nitrogen at atmospheric pressure. Temporary voltage taps are provided at the ends of the main conductor and the shield conductor, so that the critical current of only the superconductor can be measured. FIG. 28 shows a DC VI curve of the second phase main conductor of the 30-meter high-temperature superconducting cable. Critical current I observed on the basis of 1 μV / cmcWas 2980A and n value was 9. The critical current of the first phase main conductor was 3000 A (power supply limit) or more. As also shown in FIG. 28, in the case of one example of a 5-meter cable, the critical current is 1090 A and the n value is 3. The design current for the 5 meter and 30 meter cables was 1250A. The same number of layers and the same number of superconducting tapes were used for the 5 meter and 30 meter cables. From the time of procurement of the superconducting tape for 5 meter cable to the time of procuring the superconducting tape for 30 meter cable, the tape performance improved dramatically. As a result, a 30 meter cable is actually a conductor up to 3000A, despite being designed for a rating of 1250A. Due to such a large margin, the superconductor did not exhibit resistance when operated at a current of about 1500 A or less. This is evident in FIG. At 2500 A, the voltage drop was 0.25 μV / cm and the DC resistance was 0.01 μΩ / m. After measuring the critical current, the temporary voltage tap was removed.
[0129]
In FIG. 29, the place where the high-temperature superconducting cable is laid is a portion surrounded by a dotted line, and is a part of a power distribution system to three manufacturing factories. The switching substation constructed for this project can provide the load with one or both of superconducting cables and overhead lines. The control building includes electrical control and protection panels for superconducting cables, cryogenic control systems, and conference rooms.
[0130]
Power is provided to the transmission substation by two 115 kV transmission lines. The transmission substation has a total capacity of 40 MVA and has two 20 MVA matched unregulated buck transformers. The high voltage side of these transformers is 115 kV and the low voltage side is 12.4 kV.
[0131]
Two 12.4 kV feeders exit the substation. Both feeders use 1033.5 ACSR (steel core aluminum stranded wire). This is a typical type of conductor. A vacuum circuit breaker is provided as a 12.4 kV protection system, and a reclosing relay that performs reclosing three times before lockout is used. The symmetric three-phase fault current is about 14,000 A at 12.4 kV. The 5 meter superconducting cable has passed tests at fault currents above this level.
[0132]
The high-temperature superconducting cable is cooled by circulating cryogenic liquid nitrogen in three phases. Based on the 5 meter cable test program, the conditions for the 30 meter cable cryogenic system were determined to be 3000 W thermal load, operating temperature range 70-80 K, flow rate 1.3 l / s (21 gpm), and maximum operating pressure 10 bar. Two cryogenic cooling system designs were considered as options. These are an open loop boiling bath cooler and a closed cycle cooler. The reason for choosing an open loop device is that capital equipment costs are low. The operating costs of both devices are comparable. The reason is that a large liquid nitrogen production plant has higher efficiency than a small cooling device. This compact cooling device was to be used in a 30 meter high temperature superconducting cable system. To extend the operating life of the cable system, a closed loop cooling system including an open loop nitrogen backup device used during main unit maintenance would be a better choice. This is because the closed loop refrigeration system does not need to replenish large storage dewars frequently.
[0133]
Cryogenic system design consists of three main parts. That is, a liquid nitrogen storage tank, a cryogenic skid, and a vacuum outer pipe.
[0134]
The cryogenic skid includes a cryogenic box. The cryobox is in a common adiabatic vacuum and includes a subcooler, a phase splitter, and two buffer vessels. The cryobox and associated piping is covered with multi-layer insulation to minimize background heat load. The cryogenic skid further includes three vacuum pumps. These are used to lower the pressure in the subcooling bath and lower the operating temperature of the system. Provide main and backup liquid nitrogen circulation pumps. The liquid nitrogen stream passes from the circulation pump through the system, through a subcooler, through a supply line to the cable, through a return line, and back to the phase splitter at the pump inlet. The phase splitter is used at system startup to prevent steam from reaching the circulation pump. The subcooler receives replenishment from the bulk storage tank. Boiling of the subcooler releases to the atmosphere via a vacuum pump when operating below 80K. Buffer tanks are used alternately. That is, one is used for system pressure application and the other is refilled and on standby.
[0135]
The liquid nitrogen storage tank has a capacity of 40,000 liters. This tank is installed horizontally on a concrete base to reduce its height. The tank liquid level is monitored remotely using a telephone line and supplemented with a liquid nitrogen supply device as needed.
[0136]
The vacuum exterior piping connects the skid and the cable. There are three pipes. That is, an inlet pipe, a return pipe, and a cooling pipe, and three phases of cables are connected to each other. With this configuration, any combination of the three phases of the cable can be activated, deactivated, and cooled.
[0137]
During normal operation, the cryogenic system is operated using a programmable logic control system. System cooling and restarting is performed manually. This is because the number of these operations is small, and the programming cost increases.
[0138]
The first off-line test applied voltage to the cable using a variable AC voltage power supply. A voltage of 11-12 kV was applied from the power supply one phase at a time and held for 30 minutes to test the cable dielectric system. Phase 1 and phase 2 were maintained at 166% of the rated voltage and did not cause dielectric breakdown. Phase 3 had a slightly different shape and was maintained at 230% of rated voltage with no breakdown.
[0139]
During the test, the charging current was measured, based on which the cable capacitance was determined and compared with the calculated capacitance. This is shown in Table 6. The calculated cable inductance is also shown. The cable surge impedance is 4Ω, which is lower than conventional copper cables. Due to this low surge impedance, the AC superconducting cable has a longer critical length (the length at which the charging current becomes equal to the rated current) as compared with the conventional copper cable. Thus, superconducting cables can be laid in longer continuous lengths until the charging current accounts for most of the current carrying capacity of the cable.
[0140]
[Table 6]
Figure 2004510290
3000 A DC power was supplied to measure the relationship between the DC voltage and current (VI curve) of the cable. Temporary voltage taps were provided outside the main and shielding bushings. The VI curve was measured two phases at a time. In this measurement, a DC power supply was connected to two phases at one end, and a short jumper wire was connected between the phases at the other end. Phase 2 and phase 3 were measured, and then phase 1 and phase 2 were measured. Therefore, phase 2 was measured twice. The VI curve of the main conductor was measured. Next, the shield conductor was measured. This is because the cable is a low temperature dielectric design with coaxial conductors. The DC critical current was predicted from HTS tape performance and cable design. FIG. 30 shows the VI curves for phase 2 and phase 3. Linear behavior is seen over most of the current range, depending on the location of the external voltage tap. The external voltage tap includes a copper bus bar and a connector extending beyond each end of the superconducting cable.
[0141]
The DC voltage / current test was performed again in June 2000 under variable load conditions after six months of operation and four to six cooling / warming cycles to determine cable performance.
[0142]
A DC load current test was performed to simulate the average load, rated load, and emergency load of the superconducting cable. A wide range of load current tests as shown in FIG. 31 were performed at 800 A, 1200 A, and 1400 A for 8 hours each, using a DC power supply for two main conductors at a time. In this first load test, no change was seen in the cable cooling system temperature.
[0143]
The next test was an extensive open circuit rated voltage test, powered from a substation. One end of the cable breaker was closed and the other end was kept open to prevent current from flowing through the cable. The phase voltage of each phase was maintained in several orders for up to 12 hours. Cable dielectric performance was as designed.
[0144]
FIG. 32 shows the liquid nitrogen return temperature change in phase 1 (Y-axis values are not shown). The cable temperature change is about 1K.
[0145]
FIG. 33 shows the liquid nitrogen return pressure in phase 1 (Y-axis values not shown). The cable pressure change is about 0.28 bar (4 psi).
[0146]
A cryogenic heat load test was performed several times to measure the total heat loss of the cable system. The heat loss at 600A for the 30 meter cable and all three phases of the terminal was 1490W. Various components were measured directly or separately, and the breakdown of heat loss was estimated. The heat loss is 230 W for each cable terminal and there are 6 terminals. The cable cryostats are 3 "x5" vacuum armored pipes each measuring 7.62 cm x 12.7 cm (1 W / m / phase). At 600 A, the conductor and shielding correspond to 0.2 W / m / phase.
[0147]
Although the present invention has been described and illustrated in detail, these are exemplary and not restrictive of the present invention. The spirit and scope of the present invention is limited only by the appended claims.
[Brief description of the drawings]
FIG.
1 is a perspective view showing a multilayer structure according to the present invention.
FIG. 2
FIG. 2 is a cross-sectional view showing one embodiment of the present invention.
FIG. 3
FIG. 6 is a cross-sectional view illustrating another embodiment of the present invention.
FIG. 4
It is a figure showing an embossing pattern used for the present invention.

Claims (47)

可撓心材と、
基本的に酸化物超電導体とそれを被覆する安定化金属とから各々を形成し2kgf/mmを越えない引張力によって前記心材上に配置した複数のテープ状酸化物超電導線とを備え、
前記複数のテープ状超電導線を並列配置して層を形成し、かかる層を複数配置し、
前記複数の層は、前記複数の層と前記心材との間に絶縁層を入れずに、前記心材に連続して積み重ね、
前記心材は、前記超電導ケーブルに可撓性を付与し、
前記超電導ケーブルは、液体窒素温度において超電導状態を維持し、
前記線は、実質的に均一な超電導相を前記線の長手方向に有し、
前記超電導相のc軸は、実質的に前記線の厚さ方向に平行であり、
前記超電導線は、平行に整列して前記線の長手方向に延びた結晶粒によって形成し、
前記結晶粒は、前記線の厚さ方向に積み重なる、酸化物超電導体を用いたケーブル。
A flexible core,
A plurality of tape-shaped oxide superconducting wires each formed basically from an oxide superconductor and a stabilizing metal covering the same and arranged on the core material by a tensile force not exceeding 2 kgf / mm 2 ,
Forming a layer by arranging the plurality of tape-shaped superconducting wires in parallel, arranging a plurality of such layers,
The plurality of layers are continuously stacked on the core without inserting an insulating layer between the plurality of layers and the core,
The core material imparts flexibility to the superconducting cable,
The superconducting cable maintains a superconducting state at liquid nitrogen temperature,
The wire has a substantially uniform superconducting phase in the longitudinal direction of the wire;
A c-axis of the superconducting phase is substantially parallel to a thickness direction of the wire;
The superconducting wire is formed by grains aligned in parallel and extending in the longitudinal direction of the wire,
A cable using an oxide superconductor, wherein the crystal grains are stacked in the thickness direction of the wire.
前記ケーブルの直径の約50倍までの曲げにおいて前記ケーブルの超電導性が実質的に劣化しないような可撓性を有する、請求項1記載の超電導ケーブル。The superconducting cable according to claim 1, wherein the cable has flexibility such that the superconductivity of the cable does not substantially degrade in bending up to about 50 times the diameter of the cable. 前記心材は、基本的に金属、プラスチック、強化プラスチック、重合体、複合体からなるグループから選択する、請求項1記載の超電導ケーブル。The superconducting cable of claim 1, wherein the core material is selected from a group consisting essentially of metal, plastic, reinforced plastic, polymer, and composite. 前記心材は、前記テープ状超電導線用外面に螺旋溝面、網状面、編組面、マット状面から選択した表面を有する管である、請求項1記載の超電導ケーブル。The superconducting cable according to claim 1, wherein the core material is a tube having a surface selected from a spiral groove surface, a mesh surface, a braided surface, and a mat surface on the outer surface of the tape-shaped superconducting wire. 前記複数の層間に絶縁層が存在しない、請求項1記載の超電導ケーブル。The superconducting cable according to claim 1, wherein no insulating layer exists between the plurality of layers. 前記心材上に第1のテープ状超電導線層を配置した後、前記複数のテープ状超電導線層を各層の表面上に配置した、請求項5記載の超電導ケーブル。The superconducting cable according to claim 5, wherein after arranging the first tape-shaped superconducting wire layer on the core material, the plurality of tape-shaped superconducting wire layers are arranged on the surface of each layer. 前記線は、前記テープ状安定化金属被覆内において撚り合わせる、請求項1記載の超電導ケーブル。The superconducting cable according to claim 1, wherein the wires are twisted within the tape-shaped stabilizing metal coating. 前記テープ状超電導線は、約90度までの角度で配置する、請求項1記載の超電導ケーブル。The superconducting cable according to claim 1, wherein the tape-shaped superconducting wires are arranged at an angle of up to about 90 degrees. 前記テープ状超電導線は、約10度から約60度の角度において配置する、請求項8記載の超電導ケーブル。The superconducting cable of claim 8, wherein the tape-like superconducting wires are arranged at an angle of about 10 degrees to about 60 degrees. 前記テープ状超電導線は、約20度から約40度の角度において配置する、請求項9記載の超電導ケーブル。The superconducting cable of claim 9, wherein the tape-like superconducting wires are arranged at an angle of about 20 degrees to about 40 degrees. 少なくとも2つの別個のテープ状超電導線層グループをさらに備える、請求項1記載の超電導ケーブル。The superconducting cable of claim 1, further comprising at least two separate tape-like superconducting wire layer groups. 前記テープ状超電導線層の配置角度は、連続する層間において配置方向またはピッチが交替する、請求項11記載の超電導ケーブル。The superconducting cable according to claim 11, wherein the arrangement angle or the pitch of the tape-shaped superconducting wire layers alternates between successive layers. 連続する前記テープ状超電導線層の各々は少なくとも2本のテープ状超電導線からなり、4層以上の層を構成する、請求項12記載の超電導ケーブル。13. The superconducting cable according to claim 12, wherein each of the continuous tape-shaped superconducting wire layers is composed of at least two tape-shaped superconducting wires and forms four or more layers. 誘電体層により前記少なくとも2つの独立したテープ状超電導線層グループを分離する、請求項11記載の超電導ケーブル。The superconducting cable according to claim 11, wherein the at least two independent tape-shaped superconducting wire layer groups are separated by a dielectric layer. 誘電体層により前記心材から前記心材に最も近いテープ状超電導線層を分離する、請求項11記載の超電導ケーブル。The superconducting cable according to claim 11, wherein a tape-like superconducting wire layer closest to the core is separated from the core by a dielectric layer. 前記誘電体は、ポリプロピレン、ポリエチレン、およびポリブチレンからなるグループから選択する、請求項11記載の超電導ケーブル。The superconducting cable according to claim 11, wherein the dielectric is selected from the group consisting of polypropylene, polyethylene, and polybutylene. 前記少なくとも2つの別個のテープ状超電導線層グループは、前記ケーブル内においてほぼ等しい量の電流を搬送する、請求項11記載の超電導ケーブル。The superconducting cable of claim 11, wherein the at least two separate tape-like superconducting wire layer groups carry approximately equal amounts of current in the cable. 前記少なくとも2つの別個のテープ状超電導線層グループのうち第1のものは、前記ケーブルを流れる電流の50パーセント以上を搬送する、請求項11記載の超電導ケーブル。The superconducting cable of claim 11, wherein a first one of the at least two separate tape-like superconducting wire layer groups carries at least 50 percent of the current flowing through the cable. 前記少なくとも2つの別個のテープ状超電導線層グループのうち第2のものは、前記ケーブルを流れる電流の50パーセント以上を搬送する、請求項11記載の超電導ケーブル。The superconducting cable of claim 11, wherein a second one of the at least two separate tape-like superconducting wire layer groups carries at least 50 percent of the current flowing through the cable. 前記心材から最も遠いテープ状超電導線層グループは、それ以外の層を流れる電流の遮蔽を提供して前記ケーブル内の磁界あるいは渦電流を減少する、請求項17記載の超電導ケーブル。18. The superconducting cable of claim 17, wherein the tape-like superconducting wire layer group furthest from the core provides shielding of current flowing through other layers to reduce magnetic fields or eddy currents in the cable. 前記安定化金属は、銀、銀合金、ニッケル、およびニッケル合金からなるグループから選択する、請求項1記載の超電導ケーブル。The superconducting cable according to claim 1, wherein the stabilizing metal is selected from the group consisting of silver, a silver alloy, nickel, and a nickel alloy. 前記複数の層の各々は、少なくとも2本のテープ状線を含む、請求項1記載の超電導ケーブル。The superconducting cable according to claim 1, wherein each of the plurality of layers includes at least two tape-shaped wires. 前記複数の層の各々は、少なくとも4本のテープ状線を含む、請求項1記載の超電導ケーブル。The superconducting cable according to claim 1, wherein each of the plurality of layers includes at least four tape-shaped wires. 前記複数の層のうち第2層と第3層との間に絶縁層を含む、請求項23記載の超電導ケーブル。The superconducting cable according to claim 23, further comprising an insulating layer between a second layer and a third layer among the plurality of layers. 前記複数の層のうち第2層と第3層との間毎に絶縁層を含む、請求項23記載の超電導ケーブル。24. The superconducting cable according to claim 23, further comprising an insulating layer between the second layer and the third layer among the plurality of layers. 前記誘電体の最大誘電率は約3.0である、請求項14記載の超電導ケーブル。15. The superconducting cable of claim 14, wherein the dielectric has a maximum permittivity of about 3.0. 前記誘電体の最大誘電率は約2.3である、請求項26記載の超電導ケーブル。27. The superconducting cable of claim 26, wherein the dielectric has a maximum permittivity of about 2.3. 前記誘電体は、縦方向において約5:1から約10:1の比率で2軸延伸される、請求項14記載の超電導ケーブル。The superconducting cable of claim 14, wherein the dielectric is biaxially stretched in a longitudinal direction at a ratio of about 5: 1 to about 10: 1. 前記誘電体は、縦方向において約5:1から約6:1の比率で2軸延伸される、請求項28記載の超電導ケーブル。29. The superconducting cable of claim 28, wherein the dielectric is biaxially stretched in a longitudinal direction at a ratio of about 5: 1 to about 6: 1. 前記誘電体は、横方向において約2:1の比率までさらに2軸延伸される、請求項28記載の超電導ケーブル。29. The superconducting cable of claim 28, wherein the dielectric is further biaxially stretched in a lateral direction to a ratio of about 2: 1. 前記2軸延伸された誘電体をエンボス加工して不規則なおよび/または無作為の溝を形成する、請求項28記載の超電導ケーブル。29. The superconducting cable of claim 28, wherein the biaxially stretched dielectric is embossed to form irregular and / or random grooves. 前記誘電体にエンボス加工して作成する溝の深さは、約0.5から約2ミル(ml)である、請求項31記載の超電導ケーブル。32. The superconducting cable of claim 31, wherein the depth of the groove created by embossing the dielectric is about 0.5 to about 2 mils (ml). 前記エンボス加工は、ローラにより約80℃から約140℃の温度において行う、請求項31記載の超電導ケーブル。32. The superconducting cable of claim 31, wherein the embossing is performed by a roller at a temperature of about 80C to about 140C. 前記エンボス加工により前記誘電体テープに形成するパターンは、前記誘電体テープを横断して含浸物が流れるようにする、請求項30記載の超電導ケーブル。31. The superconducting cable according to claim 30, wherein the pattern formed on the dielectric tape by the embossing allows the impregnation material to flow across the dielectric tape. 前記エンボス加工により前記誘電体テープに形成するパターンは、前記誘電体テープの横方向を向いた不規則な山および谷である、請求項31記載の超電導ケーブル。32. The superconducting cable according to claim 31, wherein the pattern formed on the dielectric tape by the embossing is irregular peaks and valleys oriented in a lateral direction of the dielectric tape. 前記誘電体テープは、有機染料を百万分率で100から1000の範囲で含む材料から製造する、請求項14記載の超電導ケーブル。15. The superconducting cable of claim 14, wherein the dielectric tape is made from a material containing 100 to 1000 parts per million of organic dye. 前記エンボス加工により前記誘電体テープに形成するパターンは、有効テープ厚さを増加する、請求項31記載の超電導ケーブル。32. The superconducting cable according to claim 31, wherein the pattern formed on the dielectric tape by the embossing increases an effective tape thickness. 前記エンボス加工により前記誘電体テープに形成するパターンは、隣接ピーク間距離が約0.2mmまでである、請求項31記載の超電導ケーブル。32. The superconducting cable according to claim 31, wherein the pattern formed on the dielectric tape by the embossing has a distance between adjacent peaks of up to about 0.2 mm. 前記エンボス加工により前記誘電体テープに形成するパターンは、ピーク間距離が約0.05mmまでである、請求項38記載の超電導ケーブル。39. The superconducting cable according to claim 38, wherein a pattern formed on the dielectric tape by the embossing has a peak-to-peak distance of up to about 0.05 mm. 前記誘電体テープの引張り係数は、少なくとも250,000psiである、請求項14記載の超電導ケーブル。The superconducting cable according to claim 14, wherein the tensile coefficient of the dielectric tape is at least 250,000 psi. 位相導体と中性導体とを冷却する導管と外周絶縁とを有し、3相導体の全てに対して共通中性点を提供し、前記冷却導管を同心円状に配置した、交流用超電導ケーブル。A superconducting cable for alternating current, comprising: a conduit for cooling a phase conductor and a neutral conductor; and outer peripheral insulation, providing a common neutral point for all three-phase conductors, and wherein the cooling conduits are concentrically arranged. 前記冷却導管の前記第1相導体は導電ケーブル芯と境界を接し、前記第1相導体と前記第2相導体との間、前記第2相導体と前記第3相導体との間、および前記第3相導体と前記中性導体との間に所定厚さの絶縁層をそれぞれ提供し、前記中性導体と前記外周絶縁との間に環状冷却導管を提供し、前記各位相導体を超電導材料で製造した、請求項41記載の超電導ケーブル。The first phase conductor of the cooling conduit borders a conductive cable core, between the first phase conductor and the second phase conductor, between the second phase conductor and the third phase conductor, and An insulating layer having a predetermined thickness is provided between the third phase conductor and the neutral conductor, an annular cooling conduit is provided between the neutral conductor and the outer peripheral insulation, and each of the phase conductors is made of a superconducting material. The superconducting cable according to claim 41, manufactured by the following. 前記各位相導体は、酸素多孔金属にセラミック超電導材料を詰めた圧延平スリーブからなる超電導テープで製造した、請求項41記載の超電導ケーブル。42. The superconducting cable according to claim 41, wherein each of the phase conductors is made of a superconducting tape made of a rolled flat sleeve in which a ceramic superconducting material is packed in an oxygen porous metal. 前記各位相導体は、銀スリーブにセラミック超電導材料を詰めてなるテープで製造した、請求項41記載の超電導ケーブル。42. The superconducting cable according to claim 41, wherein each of the phase conductors is made of a tape formed by packing a ceramic superconducting material in a silver sleeve. 前記導管に液体窒素を流して前記超電導位相を冷却する、請求項41記載の超電導ケーブル。42. The superconducting cable according to claim 41, wherein liquid nitrogen flows through the conduit to cool the superconducting phase. 前記中性導体は、銅製である、請求項41記載の超電導ケーブル。The superconducting cable according to claim 41, wherein the neutral conductor is made of copper. 前記位相導体間の前記絶縁層は、ポリエチレンまたはポリプロピレンで製造した、請求項41記載の超電導ケーブル。42. The superconducting cable according to claim 41, wherein the insulating layer between the phase conductors is made of polyethylene or polypropylene.
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