Seminar on

DevelopmentofaHighSpeedHTSGeneratorfor

AirborneApplications

ABSTRACT

General Electric, under contract with the Air Force Research Labs (AFRL), has 

successfully developed and tested a high speed, multi‐megawatt superconducting 

generator. The generator was built to demonstrate high temperature superconducting 

(HTS) generator technology for application in a high power density Multi‐megawatt 

Electric Power System (MEPS) for the Air Force. The demonstration tested the 

generator under load conditions up to 1.3 MW at over 10,000 rpm. The new MEPS 

generator achieved 97% efficiency including cryocooler losses. All test results indicate 

that the generator has a significant margin over the test points and that its 

performance is consistent with program specifications. This demonstration is the first 

successful full‐load test of a superconducting generator for the Air Force. In this paper 

we describe the development of the generator and present some key test results used 

to validate the design. Extrapolation to a higher power density generator is also 

discussed. 

   

 CONTENTS

1. INTRODUCTION

             Major Program Successes 

             Remaining Challenges 

2. HIGHSPEEDHTSGENERATOR

3. KEYFEATURES

4. TESTRESULTS

            Open Circuit Tests 

            Short Circuit Tests 

            Load Tests 

            Zero‐Excitation Windage Tests 

5. ECONOMICEVALUATION

            Possible HTS Generator Benefits 

            Costs of the HTS Generator 

            Economic Assessment 

            Conclusions 

6. CONCLUSION

 

   

I.INTRODUCTION

    Several military and commercial applications need 1–5 MW capability in a portable high‐power‐

density electric power generation package. One approach is to use a high‐speed generator directly 

coupled to a high‐speed gas turbine, with high frequency solid‐state power conversion. 

Superconducting technology offers the highest entitlement for power density of the generator, but 

several engineering challenges remain in making a reliable, light‐weight superconducting machine. To 

address this need, a rugged, high speed, multi‐megawatt, HTS generator has been developed by GE 

for the Air Force Research Lab (AFRL). The generator has been load tested up to 1.3 MW at GE’s high‐

speed machine test‐bed. The generator is based on the homopolar inductor alternator (HIA) topology 

to obtain power densities greater than 8.8kW/kg in a robust construction suited for high‐speed 

applications. This paper describes the generator construction and test results. 

MajorProgramSuccesses 

• Successfully  built  and  tested  a  1.5 MW  demonstrator  rotor  in  a  conventional stator. 

• Demonstrated  that  the  concept  of  the warm  iron  rotor HTS  generator was  a  practical 

alternative to air core HTS machines. 

• Demonstrated that an HTS coil could be suitably supported  in the extreme environment of 

a rotating electric machine. 

• Demonstrated  that  while  current  Generation  1  BSSCO  HTS  wire  may  be  suitable  for  

smaller  or  slower  electric  machines,  practical  high‐speed  machines  will require a wire 

that is much stronger. 

• Provided benchmark costs needed for HTS wire to be competitive  in utility generators and 

flagged the need for higher operating temperatures to reduce refrigeration costs 

• Developed acceptable insulation systems for BSCCO wire 

• Created a statistical database for the strain sensitivity of BSCCO tapes suitable for detailed 

design of operating field coils 

• Developed and verified the analytical tools needed to extend the design of an HTS generator 

to ratings of 100 MVA and larger. 

• Developed and  tested a helium  transfer  coupling  suitable  for a 100 MVA HTS generator. 

RemainingChallenges 

GE observes that good progress is being made in a number of technologies that would improve

the prospects of HTS technology in the power industry. Nonetheless, there remain challenges

that must be overcome before an HTS generator displaces large conventional generators in utility

applications. They are directly related to the initial cost of the generator and include:

• HTS wire of any generation must become much less expensive than the current wire.

Benchmark prices of $5/kA-m are likely to be the maximum acceptable for large-scale

adoption of this technology.

• The technical performance of the wire should increase so that operation at temperatures of

50 – 70 K in magnetic fields of 1 – 2 tesla is possible.

• Increase the ability of the wire to withstand compressive, tensile, and cyclic strain by a factor

of four. This now appears to be occurring with the G2 (YBCO) tapes.

• Low cost, highly reliable refrigeration units should be developed.

 

II. HIGH SPEED HTS GENERATOR

Trade‐off studies based on electromagnetic, thermal, mechanical, cryogenic, and reliability 

considerations have shown that the HTS homopolar inductor alternator is the preferred configuration 

for a high‐speed superconducting machine. The generator comprises a stationary HTS field excitation 

coil, a solid rotor forging, and an advanced but conventional stator, as shown in the schematic in Fig. 

1. The armature consists of liquid‐cooled air‐gap windings placed within an advanced iron yoke with 

laminations oriented in three‐dimensions to carry flux from one end of the machine to the other. The 

stationary HTS field coil is placed around the ferromagnetic rotor forging and between two sets of 

salient poles that are offset circumferentially by one pole pitch at either end. The HTS field coil 

provides a magneto‐motive force (MMF) capability many orders of magnitude higher than a 

traditional copper coil, enabling an ‘air gap’ armature winding with high flux density in the gap. The 

HTS coil can either be within the armature winding or between the armature and the stator yoke. 

Many advantages result from this design as described, 

Fig.1 Schematic of homopolar inductor alternator with HTS field winding.

 

• The stationary field coil does not experience the large centrifugal forces that a rotating coil would 

be subjected to. The coil can now be a simple solenoid around the rotor instead of a more 

complicated racetrack coil, so the coil support can be much simpler. The thermal insulation between 

the coil and ambient is also improved because of lack of centrifugal loads and reduced requirements 

on the coil support. 

• Without the large forces and resulting strains in the superconducting coil, more reliable HTS coils 

can be produced based on BSCCO or YBCO coated conductor technology that operates at ~30 K or ~70 

K, respectively, and at peak field of ~1 Tesla. Further, the reduced ampere‐turns required by this 

machine design would enable considerable reduction in the utilization of superconductor compared 

to air‐core machine designs. 

 

Fig.2.HomopolarinductoralternatorwithHTSfieldwinding. 

 

 

• The cryostat of the coil is stationary. There is no need for a transfer coupling to introduce a cooling 

medium into the rotating cooling circuit. Instead, the coil can be cooled by one of the established, 

more reliable ways of cooling, including conduction cooling. The vacuum or foam insulation, as 

required for good thermal insulation, will be stationary and therefore highly reliable. Other parts of 

the insulation scheme can also be made more reliable without the large ‘g’ forces. 

• There is no need for a ‘slip‐ring’ assembly to transfer current to the coil from a stationary exciter. 

The voltage across the coil is then more predictable and makes it easier to detect quench and protect 

the coil with a reliable protection circuit. 

• There is no need to consider rotating brushless exciters. Fig. 2 shows a CAD model of a prototype 

design. The cryocoolers and cryogen re‐condenser unit are mounted on top of the generator in a 

simple, robust assembly. Table I summarizes the key design parameters of the generator derived from 

program specifications. A 1 MW demonstrator generator was built to validate key features of this 

new generator type. The generator has been successfully load tested. 

Results are summarized in the following sections 

   

III. KEY FEATURES

          Fig. 3 shows a picture of the demonstrator generator in the high‐speed test bed. The power 

density of the HTS homopolar inductor alternator design is not as high as that of fully  air‐core designs 

because it relies primarily on the iron‐core rotor and stator yoke to carry the  flux, and there is 

significantly more leakage flux in the inter polar space that needs to be carried through the iron rotor 

and stator components. The power density, however, improves significantly with the high flux density 

of the air‐gap armature winding and rotor speed, but moderately with the number of poles, while the 

stationary field excitation HTS coil is utilized more efficiently than in any other machine design 

because it ex‐ cites all pole pairs in parallel. As a result, the field ampere‐turns remain constant as the 

number of poles is increased to enhance the machine power density. 

       The low full‐load ampere‐turn requirement of the stationary HTS coil greatly simplifies the 

development of this coil. The coil can be designed with BSCCO or YBCO coated conductor, and our 1 

MW demonstrator used BSCCO that operates at current of 150 A at ~30 K and peak field of ~1T. The 

HTS coil is cooled by gravity‐fed boiling liquid neon through a cooling tube heat exchanger in contact 

with the coil outside surface, and the return boil off neon is re‐condensed by a single GM cryocooler. 

Vacuum is used to thermally insulate the coil, with a total heat load of 40 W. This refrigerator load 

requires a single‐stage GM cold head with 75 W capacities at 25 K, but two cold heads may be 

preferable for increased reliability and serviceability.  

   

TABLE I 

DESIGN PARAMETERS OF AN AFRL HIGH‐SPEED HTS HIA 

 

The air gap armature winding design utilizes bars which are wound with compacted Litz copper 

wire turns and cooled by ordinary water or a dielectric fluid flowing inside alumina ceramic cooling 

tubes. Each bar is wet wound in a precision mold with thermally conductive epoxy and cured. The 

bars are then assembled and adhesively bonded to the ceramic cooling tubes and G10 cylindrical 

inner and outer shells using thermally conductive epoxy. The G10 shells on the ID and OD of the 

armature bars serve as ground wall insulation. The armature winding assembly is bonded to the 

stator yoke to form a rigid structure capable to withstand fault torques, vibration, and shock loads. 

 

Fig.3. 1 MW generator in test. 

 

The rotor shaft is sealed with Ferro fluid seals inboard of the bearings to enable a vacuum of a few 

torr to be maintained within the active rotor chamber. This is necessary to reduce windage losses in 

such a high‐speed machine. Especially for a salient pole rotor such as we have employed, the rotor 

windage losses at   10,000 rpm would be too high to sustain without ma‐ chine damage, and active 

cooling would have been difficult and heavy. 

The yoke within the stator consists of laminated blocks of iron‐cobalt alloy to enable both lower 

eddy current losses from the high frequency operation and high magnetic saturation for the high 

field developed by the field coil. These blocks are also laminated in different directions to build up 

the total yoke in order to facilitate the transport of flux from the rotor pole radially, axially, and 

circumferentially, through the armature windings, to reach the opposite pole, which is offset 

circumferentially from the first pole. 

Provisions were made for balancing the solid rotor, first at high (full) speed in a balance pit and in 

vacuum as needed be‐ fore assembly. Further balancing of the main rotor mass was un‐ necessary, 

but balance provisions were made for other portions of the overall drive train after assembly of the 

machine into the test facility 

 

The generator was fully instrumented for testing: vibration, thermal, electrical. An IR camera with 

IR window in the stator was employed to read the rotor temperature during operation. Power input 

to the generator was measured with a torque meter and tachometer at the drive end, and electrical 

output was mea‐ sure with voltage, current, and phase readings of the output. 

A major reason for building and testing our HIA generator has been to verify the models and 

analysis we employed in de‐ sign. Because of high nonlinearity of the generator and the complex 

three‐dimensional nature of the flux paths, effects that are considered higher order in conventional 

machines dominate and characterize the performance of the HTS HIA. Of special concern are the 

leakage paths, fringing fields, ac losses, ampere‐turn requirement, and core losses. A full 3D 

electromagnetic model has been built to understand the behavior of the machine and optimize the 

detailed design. Substantial differences in the flux distribution between the linear and non‐linear 

cases, especially the leakage and bucking flux, meant that all analyses had to be performed with 

detailed non‐linear models. For the conceptual analysis, isotropic properties are used throughout, 

ignoring the effect of laminations. Eddy currents are not considered directly. 

 

Analysis was performed in two ways: 

    1) Static 3D model with imposed armature currents, and field excitation; 

    2) Time‐stepping 3D transient model with coupled external circuit. 

 

   Power factor and terminal voltage for rated armature currents as a function of field current and 

load angle are obtained from the magneto‐static analysis. The results are a strong function of 

saturation. The linear models give vastly different results because of significantly different flux 

distributions and the effect of the ‘bucking flux’. The results extracted from the magneto‐static runs 

are then confirmed with the time stepping model. 

   The static and time‐stepping models gave initial confirmation of the electromagnetic performance 

of the preliminary design of the HTS HIA. The saturation levels need to be monitored closely to 

optimize machine weight. Finite element modeling with coupled external circuit helps identify areas 

to focus on for optimization. The model also provides the capability to analyze transient conditions 

associated with load duty cycle, fault conditions, etc. 

 

   

IV. TEST RESULTS 

A series of standard machine tests were performed on the generator to validate performance and 

obtained data to use in scale‐up studies. Results and findings are summarized here. Throughout the 

tests, and continuously for several months, the HTS coil temperatures were steadily maintained with 

the closed cycle neon refrigeration. 

A. Open Circuit Tests   

    The purpose of this test was to demonstrate the ability of the machine to generate the desired 

voltage at the terminals and to obtain the no‐load saturation curve from test to verify the 

electromagnetic design of the magnetic circuit. The test simultaneously challenged the ability of: 

• The superconducting field coil to provide the ampere‐turns of MMF to create flux in the 

generator. 

• The HTS cryogenic refrigerator to cool the winding  including any ac losses penetrating the 

flux shield. 

• The rotor permeability and air core flux paths to link the stator winding and provide useful 

voltage. 

• The cooling circuits to handle any localized heating effects due to the magnetic field. 

Open circuit testing up to 300 V line‐line rms was performed at 10500 rpm. This voltage would 

scale to 357 V at 12500 rpm, and 428 V at 15000 rpm,  limited by  rotor saturation. Fig. 4 

shows the open circuit saturation curve from test compared to the predicted curve from the EM 

models. The test results com‐ pare well with prediction up to and beyond the rated voltage. 

Voltage imbalance between the different phases was less than ±1%. 

At these flux levels, the flux density in the stator yoke is significantly below designed values, 

resulting in low core losses as shown below. Fig. 5 compares predicted core losses with 

measured losses. 

 

B. Short Circuit Tests

The purpose of this test was to determine the short‐circuit characteristics of the generator 

under armature current loading without power loading, with all the terminals of the generator 

shorted together. Power input to the shaft under this condition is for overcoming friction and 

windage, the joule heating losses of the current flowing in the generator armature, and a small 

level of core losses.

 

Fig.4. Open circuit saturation curve 

Synchronous impedance tests up to armature line currents of 1450 A rms were performed. 

Fig.  6  shows  the  short  circuit  characteristic  of  the  generator  obtained  from  testing 

compared to model predictions. The results are within a few percent of expected values. 

Imbalance between the two three phase sets was about 3% even without the use of trim 

inductors  to  balance  the  leakage  reactance  of  the  different  phases.  The  maximum 

imbalance among all the phases was ±9%. 

 

 

Fig. 5. Core losses during open circuit test compared to prediction 

In conventional synchronous machines, the electrical  losses are dominated by the ohmic 

losses  in the copper windings during short circuit runs and core  losses in the open circuit 

runs.  Traditionally,  loss  data  from  steady  state  heat  runs  under  ‘zero‐excitation’,  open 

circuit, and  short circuit are used  to  segregate  losses  in  the different components using 

this assumption. In the MEPS HIA generator, significant ac losses in the armature winding 

during  open  circuit  conditions  and  significant  core  losses  during  the  short  circuit  runs, 

coupled with varying cryostat losses, make this procedure inaccurate. 

 

 

Fig. 6. Short circuit characteristics. 

 

Fig. 7. Copper losses during SC test compared to prediction. An alternate procedure to segregate losses is analysis of heat rejection in the different 

cooling systems within the generator. The HIA generator has been designed to have 

dedicated cooling for most of its major loss centers, including armature straight sections, 

end sections, iron core, and cryostat, with little heat transfer between  these  sub‐systems.  

Flow and coolant temperature rise from these cooling circuits have been used to obtain 

the loss breakdown reported here. Any error in this data is due to the actual flow and 

 

temperature measurements and cross‐talk between the different subsystems. These are 

assumed to be minimal. 

 

 

 

Fig. 8. Efficiency of SC generator observed during load test. 

Fig. 9. Phase voltages during 1 MW load test.

 

Fig. 7 compares copper armature loss obtained from short circuit tests with calculated 

losses. The results are in general agreement and confirm that the armature has the 

capability to work at the rated current of 2309 A rms. The cryogenic systems operated 

without any problems during these runs. 

One explanation for the lower measured losses at higher current levels is that at these 

levels the copper windings are hotter than the yoke, resulting in heat transfer from the 

windings in to the yoke and out through the yoke cooling. This would also explain the 

reversed effect at the lower current levels. 

 

C. Load Tests

The generator was connected to the resistive load bank, ramped up to 10,500 rpm, and 

the excitation level stepped up gradually till the generator output was 1.3 MW (limited by 

the test facility). The terminal voltage was 266 V‐rms line to line, and line current was 

1460 A‐rms at the maximum power level. Power factor was 0.985. The generator 

efficiency computed from the generator output versus the input power plus the rated 

power of the cryocooler compressor is shown in Fig. 8. The efficiency is about 97% at 1 

MW, and approaches 98% (the designed value) as the power is increased towards the 

designed rating of 4 MW. 

     Steady state heat runs under load were performed up to 1.05 MW. Loss data and 

temperatures were consistent with those obtained from the no load runs. Voltage and 

current imbalances were within 2%, and waveforms are as expected and are showed in 

Figs. 9 and 10. 

 

 

Fig. 10. Line currents during 1 MW load test

Minimal windage and pole face heating was observed during the load tests. 

 

Fig. 11. Atmospheric windage results to 10,000 RPM. 

 

D. Zero-Excitation Windage Tests

 

Windage tests were performed at five speeds with degraded vacuum in the air gap. 

Thermal steady‐state was achieved at the lower speeds and transient tests were 

performed at higher speeds due to high rotor and stator temperatures not allowing steady 

state to be obtained. The torque is measured by the torque meter, and the computed 

power loss is plotted in Fig. 11. 

A power curve of the form ‘torque = (constant)*(speed)n‘ is fitted through the data. The 

exponent for windage torque is found as n~1.44, and since ‘windage power loss 

=(torque)*(speed)’, its exponent of speed is (n+1)~ 1.44. This is consistent with our 

expectation that windage power loss has n ~ 2–3 for losses between concentric cylinders 

with no axial flow. A maximum power loss of 40 kW is measured for a speed of 10,000 rpm 

in 1 atmosphere pressure, and this shows the need for low pressure for high‐speed 

operation. 

    Also shown in Fig. 11 are plots representing the predictions from two different rotating 

cylinder loss models. Each of these models assumes a perfectly cylindrical surface spinning 

in a thin annular space. The geometry of the MEPS rotor is very different from this, with 

four salient poles on each end and a lower diameter mid‐section. The approach here was 

to use the relationship between the salient pole depth to rotor radius ratio and a smooth 

cylinder windage multiplying factor, developed by Vrancik. In the case of our rotor, the 

calculated smooth cylinder windage value determined by the aforementioned windage 

models, were multiplied by a factor of 5. While the majority of the windage losses occur 

due to the cylindrical surface, the predictions in Fig. 11 include adding the effects of the 

two side “disks” that represent the ends of the cylinder. The disk losses (associated with 

heating due to the air friction on the sides of the spinning cylinder) were calculated using 

the same model, applicable to a solid circular disk. For the purposes of this calculation, the 

outer diameter of the salient pole was used as the disk diameter. 

   The data clearly fall within the regime of both windage models, fitting the model of Ran 

slightly better, especially at the higher speed range. The curve fit also follows the two 

windage model curves reasonably well, but it is clear that the rate of increase near the 

higher speeds is not the same as the windage models. 

    Several windage tests were performed at the lowest pressures attainable in the 

machine, ~375–533 Pa. Three of the tests were open circuit heat runs, two were full load 

 

tests, and one was a zero excitation test. None were run as an actual windage test, but we 

were able to take measurements before the field excitation was applied, thus enabling a 

windage + friction test point at the speed of the particular electrical test. The windage and 

friction 

The windage and friction measurement includes bearing and Ferro‐fluidic seal losses. To 

determine the windage contribution, they must be subtracted because, unlike the 1 atm 

windage tests, they are not negligible. The Ferro‐fluidic seal losses were measured by 

measuring their removal by the Ferro‐fluidic seal water cooling circuit, and the estimated 

bearing losses were estimated by scaling from the manufacturer’s stated losses. The losses 

were quite constant across all the tests. To obtain the windage loss, the bearing and Ferro‐

fluidic seal losses are subtracted from the windage and friction measurement. While there 

is some scatter in the data, it shows the windage to be about 1.5 kW. 

The windage and friction measurement includes bearing and Ferro‐fluidic seal losses. To 

determine the windage contribution, they must be subtracted because, unlike the 1 atm 

windage tests, they are not negligible. The Ferro‐fluidic seal losses were measured by 

measuring their removal by the Ferro‐fluidic seal water cooling circuit, and the estimated 

bearing losses were estimated by scaling from the manufacturer’s stated losses. The losses 

were quite constant across all the tests. To obtain the windage loss, the bearing and Ferro‐

fluidic seal losses are subtracted from the windage and friction measurement. While there 

is some scatter in the data, it shows the windage to be about 1.5 kW.

 

V. ECONOMIC EVALUATION 

The economic  judgments associated with any technology  program  are  always  done 

in  the  context of the organization making the judgment. That context includes: 

• A view of the external market (in this case, the power generation market) 

• Estimates about the progress on technology 

• Financial considerations (cost of money, etc.) 

    As  such,  different  organizations  may  arrive  at  different  conclusions  for  a  given 

technology opportunity. That is likely to be the case for HTS generators. 

    GE’s economic evaluation of  the HTS generator  is based on proprietary  information 

that cannot be disclosed. However, general comments and high‐level considerations of 

benefits vs. cost can illustrate how the evaluation was made. 

 

PossibleHTSGeneratorBenefits

The  benefits  of  any  HTS  generator  in  a  power  generation  application  may 

include 

• The value of avoided losses. 

• Any possible  reduction  in  the  capital  cost of  the generator because of  the HTS 

rotor. 

• Potential revenue because of enhanced reactive power capacity (VARS) 

• Incremental improvements in generator reliability 

• Improved power plant stability 

 

  Avoided  losses can  represent either  fuel not burned or  incremental sales of electricity 

and that choice  is at  the discretion of  the power plant operator. The value will depend 

greatly on  the  cost  of  fuel,  the  number  of  operating  hours  per  year,  and  the market 

price  for electricity. 

 

  Studies  done  within  this  program  and  elsewhere  confirm  that  reductions  in  the 

overall  generator  cost  are  possible  if  a  generator were  initially  designed with  an HTS 

rotor. Most of  those  savings  are  related  to  an  improved use of  ventilation  that  allows 

for an overall higher power density. 

  The  opportunity  for  revenue  from  enhanced  reactive  capability  appears  to  be 

highly situational.  In  some  instances,  reactive  power  capacity may have  a well‐defined 

value. However,  there  is  no  generally  accepted means  to  establish  that  value  for  the 

general  case,  nor  a  means  to  compensate  a  power  plant  owner  for  any  additional 

reactive power capacity in the HTS generator. 

 

 

 

It  is  quite  possible  the  HTS  rotor will  offer  reliability  benefits  to  the  generator  owner simply 

because the rotor would experience far fewer thermal excursions over its lifetime. That  lessened 

thermal  duty may  translate  into  a  delayed  rotor  rewind  after  20  –  25  years.  However,  that 

improved  reliability  must  be  considered  in  the  context  of  a  more  complex  generator.  The 

transfer  coupling  and  the  cryocooler  are  additional  components  in  the  power  train  that 

represent  instances of single point  failures. Redundant cryocoolers could be  included  but  at  an 

additional cost. Nonetheless, the transfer of coolant onto the rotor would remain a weak point. 

   Improvements  in  power  plant  stability  have  been  cited  as  driving  forces  for  superconducting 

generators  in some countries.  However,  as  with  the  reactive  power capacity,  this  benefit  is 

certainly situational and cannot support a general business case for this technology. 

 

Costs of the HTS Generator

The additional costs of the HTS generator in a utility application include 

• A possible higher capital cost 

• An increase in maintenance costs 

 

GE’s  investigation  into  the  cost  structure  for  the HTS  generator  shows  that  the  higher cost for 

the generator is driven by three major factors: 

• The cost of the HTS wire, 

• The cost to support the HTS coil during operation, and 

• The cost of the cryocooler. 

 

Table 6‐1 shows the comparative cost of the 100 MVA HTS generator as a percentage of the cost 

of  the  conventional  generator  assuming  an  HTS  wire  cost  of  $25/kA‐m.  The  HTS  coil,  the 

refrigeration,  and  the  mechanical  support  represent  an  extra  70%  cost  beyond  the  same 

functional  components  in  the  conventional  generator.  These  estimates  are  based  on  GE’s 

judgment of “mature” product costs given the present technology. 

 

 

Regardless of the cost of the generator, the HTS generator  in the power plant represents an on‐

going  cost  to  the  plant  operator. Maintenance  personnel will  have  to  be  assigned  (part‐time) 

to  monitor  the  equipment  and  perform  periodic  maintenance  of  the  refrigeration  system. 

This cost will be assumed to be $20,000/year.  

   

 

     Table 5-1 - Cost of 100 MVA HTS Generator Compared to Conventional Generator  

   

Base Generator Cost  

HTS Generator Cost

Field Coil (*) 11% 34%

Refrigeration --- 21

Rotor Forging & Coil Support 9 35

Other Rotor 12 19

Stator & Final Assembly 59 58

Exciter 9 9

Total Generator Cost 100% 176%

* For $25/kA-m HTS wire    

 

 

 

Economic Assessment

   Given  the  potential  benefits  of  higher  efficiency  and  the  prospect  of  significantly  greater 

generator costs, one can bound the overall economic viability of the HTS generator. 

   Table  5‐2  shows  a  simple  model  of  the  value  of  the  avoided  losses.  It  assumes  the 

improved  losses  shown  in  Table  5‐2  (265  kW)  and  considers  both  a  base‐loaded  generator 

operating  8000  hours  per  year  and  a  unit  operated  only  3000  hours  per  year (quite  typical of 

smaller air‐cooled generators). Furthermore, the table considers the cost of HTS wire over a range 

from $150/kA‐m  to $5/kA‐m. The present value of  the  losses  is based on  incremental electricity 

sales at $35/MW‐hr over a 15 year period at 15% cost of money. 

    Table 5‐3 addresses the benefits for a 575 MVA hydrogen‐cooled generator.  

  One  simple  question:  “Does  the more  efficient HTS  generator  return  enough  capital  to pay  for 

its HTS wire?”  Table  5‐2  shows  that,  for  the most  part,  the  100 MVA  generator does  not.  The 

only  exceptions  are  for  a  cyclic‐loaded  unit  with  very  inexpensive  wire  ($5/kA‐m)  or  a  base‐

loaded  unit  with  wire  at  $25/kA‐m  or  less.  In  contrast,  Table  5‐3  shows  that  the  efficiency 

benefit of the larger generator is sufficient to cover the wire cost in most cases. 

This assessment shows that high operating hours and  inexpensive HTS wire are necessary for  the 

HTS  generator  to  be  economically  viable.  However,  they  are  not  sufficient.  As  Table  5‐1 

 

showed, the cost of the refrigeration and coil support remain expensive components  in the rotor 

assembly.  Improvements  in  refrigeration and wire  characteristics  (higher operating  temperatures 

and strain capacity) are needed. 

 

Table 5-2 - Benefits of Efficiency Savings on a 100 MVA Generator

         

Base Load     

Cyclic Operation

Loss Savings kW     265     265

Operating Hours hrs/yr     8000     3000

Incremental Electricity Sales $1,000/yr     74     28

Annual Maintenance $1,000/yr     20     20

Net Benefit $1,000/yr     54     8

Present Value of Benefit $1,000     317     46

HTS Wire Price $/kA-m   150 25 5   150 25 5

Covers the HTS Wire Cost?     NO YES YES   NO NO YES  

 

T bl 5 3 B fit f Effi i S i 575 MVA G t         

Base Load     

Cyclic Operation

Loss Savings kW     2000     2000

Operating Hours hrs/yr     8000     3000

Incremental Electricity Sales $1,000/yr     560     210

Annual Maintenance $1,000/yr     20     20

Net Benefit $1,000/yr     540     190

Present Value of Benefit $1,000     3158     1111

HTS Wire Price $/kA-m   150 25 5   150 25 5

Covers the HTS Wire Cost?     YES YES YES   NO YES YES

 

Conclusions

GE has concluded that given the current HTS technology and the cost of the HTS wire, the cost 

disadvantage of a 100 MVA HTS generator,  combined with  its  relatively  infrequent operation, 

more than offsets any efficiency benefits. 

   Larger generators with  ratings greater  than 500 MW may be suitable candidates  for  the HTS 

technology. They offer greater efficiency benefits and are more  likely  to be operated as base‐

 

loaded units. Furthermore, some cost trends scale more slowly than the rating, so factors  that 

are significant  for small generators may be  less significant  in  larger generators. 

 

VI. CONCLUSION

An HTS HIA high-speed generator was designed, built, and tested. It produced 1.3 MW of electrical

power under resistive load in a dynamometer test cell at a speed exceeding 10,000 rpm and with a

closed cycle neon cryogenic HTS cooling system. This satisfied all specifications of the Air Force

contract. Generator operating characteristics were measured and compared to design predictions,

leading to the conclusion that the design methods are adequate for a non-linear HIA machine. In

addition, valuable data on windage losses of the salient-pole rotor at high speeds and low air

pressures, for which no precise models exist, were gathered.

 

BIBLIOGRAPHY

1. Compact, lightweight, superconducting power generators ‐ IEEE P. N. Barnes, G. L. Rhoads, J. C. 

Tolliver, M. D. Sumption, and Schmeaman in IEEE Transactions, Magnetics 

 

2. High power density superconducting motor for all‐electric aircraft propulsion ‐ P. J. Masson and C. A. 

Luongo, IEEE Transactions, Applied Superconductivity 

 

3. HTS motors in aircraft propulsion: Design considerations ‐ P. J. Masson, D. S. Soban, E. Upton, J. E. 

Pienkos, and C. A. Luongo, in IEEE Transactions, Applied Superconductivity, 

 

4. High Speed Homopolar Inductor Generator With Straight Winding Construction ‐ E. Richter 

  

5. Theory and performance of electrical machines ‐ J B Gupta 

 

6. Electrical Machines: Steady state theory and dynamic performance ‐ Mulukutla S. Sharma 

 

7. Introduction to Superconductivity ‐ Michael Tinkham 

 

8. Wikipedia