Contribuții asupra proceselor de comutație în rețelele de curent continuu tip HVDC Conducător de doctorat, Doctorand, Prof. univ. dr. ing. Dan… [306442]
[anonimizat]: [anonimizat]. univ. dr. ing. Dan PAVELESCU Prof. ing. Iulian OLEȘ
BUCUREȘTI
2016
Rezumat Contribuții asupra proceselor de comutație în rețelele de curent continuu tip HVDC
Teza de doctorat prezintă un studiu asupra proceselor de comutație în rețelele tip HVDC (High Voltage Direct Current). Aceste rețele au conoscut o [anonimizat]-shore, care necesită soluții de comutație mai performante în ceea ce privește timpul de întrerupere și pierderile de comutație. Rețelele HVDC implică o dublă dificultate de comutație; prima se referă la lipsa trecerii prin zero a curentului, iar cea de-a doua la mărimea parametrilor electrici de funcționare. Tensiunea utilizată în rețelele HVDC a crescut de la tensiuni mai mici sau egale cu 500 kV la tensiuni de până la 800 kV, cu tendință de creștere spre 1000 kV. [anonimizat], subliniindu-[anonimizat] (Light Triggered Thyristor) în sistemele HVDC clasice de tip LCC (Line Commutated Converter) și a tranzistoarelor tip IGBT (Insulated Gate Bipolar Transistor) în sistemele HVDC light de tip VSC (Voltage Source Converter). A [anonimizat], la tensiunea nominală de +/- 300 kV. Utilizând programul PSIM s-a [anonimizat] 12 pulsuri, folosită în sistemele HVDC. Totodată, a fost analizată partea de comutație a [anonimizat] (Metallic Return Transfer Breaker), cât și cele mai noi propuneri privind soluțiile de comutație. Acestea se referă la: [anonimizat] a [anonimizat]. A [anonimizat], realizat cu ajutorul componentelor neconvenționale de tip elastomeri conductivi. S-a realizat simularea numerică cu ajutorul programului MATLAB/Simulink a [anonimizat]. De asemenea, s-a realizat simularea întreruptorului Ballistic Breaker utilizând programul MULTISIM pentru 3 ÷ 24 trepte, [anonimizat]. [anonimizat]1 și Ijoule2, [anonimizat]. Autorul propune un model de întreruptor linear cu actuator ILA 2.1., care utilizează principiul de întrerupere al Ballistic Breaker. S-a subliniat importanța componentelor electronicii de foarte mare putere în comutația sistemelor HVDC.
Abstract Contributions on the switching processes in direct current HVDC networks
The PhD thesis presents a study on switching processes in HDVC (High Voltage Direct Current) networks. These networks have developed extremely fast especially in the domain of off-shore eolian systems which require more efficient commuting systems regarding the interruption time and commutating loss. HDVC networks imply a double commuting difficulty. The former refers to the absence of the current passing through zero and the latter to the value of the electrical parameters. The voltage used in HDVC networks has risen from values lower or equal to 500kV to values up to 800kV with a tendency of reaching 1000 kV. The thesis also presents HDVC networks from the components point of view, placing special attention to the novelty elements, more exactly the use of LTT Thyristors (Light Triggered Thyristors) in classical HVDC systems of LCC (Line Commutated Converter) type and that of IGBT (Insulated Gate Bipolar Transistor) transistors in Light HVDC Systems of VSC (Voltage Source Converter) type. As an application, there has been proposed a preliminary project for Constanta – Istanbul HDVC system having a rated voltage of +/- 300kV. By means of the PSIM programme there has been achieved the simulation of the rectifier with combined star-triangle 12 pulse supply which is used in HVDC systems. Moreover, the commuting part of the HDVC systems has also been analyzed, starting with the classical MRTB (Metallic Return Transfer Breaker) and continuing with the latest proposals regarding commuting solutions. These refer to: oscillatory circuit breakers, forced passing through zero current breakers, static and hybrid breakers. The thesis also presents a new breaking concept in direct current, named Ballistic Breaker, achieved with the help of unconventional elastomeric conductive components. There has been performed the MATLAB/Simulink simulation of the Ballistic Breaker making use of the classic HDVC network parameters. In addition, the MULTISIM for 3÷24 steps numerical simulation of the Ballistic Breaker has been performed, following the current evolution, the current slope and the Joule integral for each model. For Joule integral determination two programs, Ijoule1 and Ijoule2 have been performed, for the prospective current and the limited current, at the direct current breaking. The author propose a linear breaker model with actuator ILA 2.1., that use the Ballistic Breaker working principle. The importance of high power electronic components in the commutation of HDVC systems has also been emphasized.
Listă de acronime
HVDC – High-Voltage Direct Current
HVAC – High-Voltage Alternating Current
DCCB – Direct Current Circuit Breaker
BB – Ballistic Breaker
ACCB – Alternating Current Circuit Breaker
LCC – Line-communtated converters (HVDC classic)
VSC – Voltage-sourced converters (HVDC cu IGBT)
IGBT – Insulated gate-commutated thyristors
CCC – Capacitor commutated converter
HVDC Light – HVDC cu PWM
PWM – Pulse with modulation
HVDC Plus – HVDC cu MMC
MMC – Modular multi-level converter
RMS – Root mean square (rădăcina medie pătratică)
MVDC – Medium voltage direct current
UHVDC – Ultra high voltage-direct current
LVDC – Low voltage direct current
LTT – Light-triggered thyristors
ETT – Electrical-triggered thyristors
FCL – Fault current limiter
SFCL – Superconductor fault current limiter
MOV – Metal oxide varistor
CZ – Zero current
CTO – Current transformer optical sensor
VTO – Voltage transformer optical sensor
MRTB – Metalic returm transfer breaker
GRTS – Ground return transfer switch
NBS – Neutral bus switch
NBGS – Neutral bus ground switch
SSCB – Solid-state circuit breaker
HCB – Hybrid circuit breaker
VCB – Vacuum circuit breaker
FACTS – Flexible AC transmission system
SCCL – Super conducting current limiter
UFS – Ultra fast switch
MOSFET – Metal oxide semiconductor field-effect transistor
TTL – Transistor-transistor logic
P MOS – P-substrate MOS
N MOS – N-substrate MOS
HST – Hybrid switching technology
C – I – Sistemul HVDC Constanța – Istanbul
Cuvânt înainte
Lucrarea „Contribuții asupra proceselor de comutație în rețelele de curent continuu tip HVDC” a fost elaborată în perioada 2008-2016 la inițiativa conducătorului științific prof.dr.ing. Dan Pavelescu, căruia îi mulțumesc pentru șansa de a lucra sub îndrumarea sa, pentru competența sfaturilor și a recomandărilor și pentru încurajarea de care m-am bucurat încă de la început.
De asemenea, mulțumesc întregului colectiv al departamentului, care sub coordonarea domnului prof.dr.ing. Sorin Dan Grigorescu mi-a acordat tot sprijinul necesar, dar și primirea călduroasă în cadrul colectivului catedrei în perioada cât am fost încadrat ca asistent.
Pe parcursul perioadei de studii doctorale m-am bucurat de încurajarea conducerii facultății și a profesorilor mei. Mulțumesc pentru sprijin doamnei prof.dr.ing. Claudia Laurența Popescu, domnului prof.dr.ing. Mihai Octavian Popescu, domnului prof.dr.ing. Dragos Niculae, domnului prof.dr.ing. Florin Ionescu, domnului ș.l.dr.ing. Florin Călin, precum și domnului conf.dr.ing. Dan Olaru. Mulțumesc doamnei prof.dr.ing. Smaranda Nițu pentru sfaturile importante în vederea unei structurări mai bune a conținutului tezei.
Pe parcursul activității desfășurate la ICPE am primit sprijinul colectivului de cercetători condus de dr.ing. Gheorghe Dumitrescu, cărora le mulțumesc pentru sfaturi.
Îmi exprim întreaga recunoștință doamnei Președinte a Senatului UPB prof.dr.ing. Ecaterina Andronescu, pentru susținere și încrederea acordată.
Mulțumesc în mod deosebit cercetătorilor din cadrul Centrului de cercetare CETTI al Facultății de Electronică și Telecomunicații, domnului cercetător Gaudențiu Vărzaru, domnului conf.dr.ing. Robert Dobre, precum și domnului conf.dr.ing. Marian Găiceanu din cadrul Universității Dunărea de Jos Galați.
De asemenea, mulțumesc domnului conf.dr.ing. Andrei Drăgulinescu pentru ajutorul acordat în cercetările experimentale din cadrul Laboratorului de optoelectronică al Facultății de Electronică și Telecomunicații.
Le mulțumesc tuturor și îmi exprim întreaga recunoștință!
30.08.2016 Prof. ing. Iulian Oleș
CUPRINS
CAPITOLUL I
INTRODUCERE ………………………………………………………………………………………………12
CAPITOLUL II
STADIUL ACTUAL ÎN DOMENIUL SISTEMELOR HVDC …………………………….14
II.1. PRINCIPIUL SISTEMELOR HVDC …………………………………………………………14
II.2. CONFIGURAREA SISTEMELOR HVDC …………………………………………………14
II.3. STAȚIA CONVERTOR …………………………………………………………………………….15
II.4. TRANSFORMATORUL AFERENT CONVERTORULUI ………………………..18
II.5. TIRISTOARELE LTT ÎN SERVICIUL HVDC ………………………………………….21
II.5.1. Structura și configurarea sistemelor cu tiristoare LTT …………………………..23
II.5.2. Verificarea experimentală a caracteristicilor diodei laser pentru comanda optică a tiristoarelor LTT ……………………………………………………………………25
II.6. BOBINELE DE FILTRARE ……………………………………………………………………..28
II.7. SISTEME DE MĂSURARE ȘI PROTECȚIE ÎN STRUCTURA HVDC ……. 29
II.8. DESCĂRCĂTOARE ………………………………………………………………………………… 31
II.9. CONTROLUL ȘI PROTECȚIA SISTEMELOR HVDC ……………………………..32
II.10. LINII AERIENE PENTRU HVDC ……………………………………………………………33
II.11. CABLURI PENTRU SISTEMELE HVDC ………………………………………………..33
II.12. ELECTRODUL DE LEGARE LA PĂMÂNT……………………………………………36
II.13. AVANTAJE ȘI DEZAVANTAJE ALE SISTEMELOR HVDC …………………38
II.14. EFECTE ALE SISTEMELOR HVDC ASUPRA MEDIULUI …………………..39
II.15. REȚELE UHVDC…………………………………………………………………………………….40
II.16. IZOLATORII DE TRECERE……………………………………………………………………42
II.17. IZOLATORUL TRANSFORMATORULUI ……………………………………………..43
II.18. REDRESOR CU 12 PULSURI CU ALIMENTARE COMBINATĂ STEA-TRIUNGHI ………………………………………………………………………………….44
II.19. ASPECTE TEHNICO-ECONOMICE ALE SISTEMELOR HVDC……………45
CAPITOLUL III
SISTEME DE ÎNTRERUPERE ÎN CURENT CONTINUU PENTRU REȚELELE HVDC……………………………………………………………………………………………52
III.1. PRINCIPII DE BAZĂ ALE COMUTAȚIEI ÎN CURENT CONTINUU ………………………………………………………………………………………….52
III.1.1. Tipuri de soluții de întrerupere în sistemele HVDC ………………………………..52
III.2. ÎNTRERUPTOARE CU REZONANȚĂ PASIVĂ ……………………………………54
III.2.1. Principiul de funcționare al întreruptorului cu circuit oscilant ………………..56
III.2.2. Soluția de întrerupere MRTB ………………………………………………………………..57
III.2.2.1. Funcționarea schemei MRTB …………………………………………………………………58
III.2.2.2. Funcții specifice ale întreruptoarelor MRTB în sistemele HVDC ……………….59
III.3. ÎNTRERUPTOARE MECANICE UTILIZATE ÎN COMUTAȚIA SISTEMELOR HVDC …………………………………………………………………………61
III.3.1. Întreruptoare mecanice ………………………………………………………………………….61
III.3.2. Soluția de comutație UFS ……………………………………………………………………….61
III.4. ÎNTRERUPTORUL CU REZONANȚĂ ACTIVĂ ……………………………………64
III.4.1. Funcționarea întreruptorului DCCB cu ramură activă …………………………..65
III.5. ÎNTRERUPTORUL CU ATENUARE …………………………………………………….67
III.6. ÎNTRERUPTORUL CU OSCILAȚIE FORȚATĂ …………………………………..69
III.7. ÎNTRERUPTORUL CU OSCILAȚIE PARAMETRICĂ ………………………..69
III.8. ÎNTRERUPTORUL ELECTRONIC PENTRU SISTEME HVDC ……………70
III.9. ÎNTRERUPTOARE HIBRIDE …………………………………………………………………72
III.9.1. Întreruptorul hibrid ABB …………………………………………………………………….72
III.9.1.1. Funcționarea întreruptorului hibrid ABB ………………………………………………..73
III.9.2. Întreruptorul hibrid Alstom ………………………………………………………………….75
III.10. SOLUȚII COMBINATE DE ÎNTRERUPERE ………………………………………..78
III.11. SOLUȚII NECONVENȚIONALE DE ÎNTRERUPERE …………………………79
III.12. ANALIZA PERFORMANȚELOR COMUTAȚIEI ÎN SISTEMELE HVDC ……………………………………………………………………..79
III.12.1. Evaluarea integralei Joule la întreruperea circuitelor de curent continuu ………………………………………………………………………………..79
III.12.1.1. Calculul integralei Joule pentru curentul de scurtcircuit prezumat…………………………………………………………………………80
III.12.1.2. Calculul integralei Joule cu întreruptor pentru limitarea curentului de scurtcircuit la deconectare …………………………………………………………………. 82
III.12.2. Program de calcul pentru integralele Joule …………………………………………..83
III.12.3. Concluzii asupra evaluării integralei Joule pentru diverse soluții de întrerupere ………………………………………………………………………………………….85
III.12.4. Studiu comparativ în ceea ce privește formele de undă ale curentului și supratensiunile la comutația în curent continuu …………………………………..85
III.12.5. Forme de undă la comutația în curent continuu pentru întreruptoare specializate …………………………………………………………………………………………..86
III.13. EVALUAREA COSTURILOR PENTRU PRINCIPAELE SOLUȚII DE ÎNTRERUPERE ÎN HVDC ………………………………………………………………….90
III.14. ANALIZĂ COMPARATIVĂ A SOLUȚIILOR DE ÎNTRERUPERE PENTRU SISTEMELE HVDC ………………………………………………………………90
CAPITOLUL IV
UN CONCEPT NOU PRIVIND ÎNTRERUPEREA ÎN CURENT CONTINUU – BALLISTIC BREAKER ……………………………………………………………………………………92
IV.1. PRINCIPIUL CLASIC DE ÎNTRERUPERE ……………………………………………92
IV.2. PRINCIPIUL DE FUNCȚIONARE AL ÎNTRERUPTORULUI BALLISTIC BREAKER ……………………………………………………………………………………………..93
IV.3. IDEILE DE BAZĂ ÎN FUNDAMENTAREA CONCEPTULUI BALLISTIC BREAKER ……………………………………………………………………………………………..93
IV.4. PRINCIPIUL MODELULUI LINIAR ȘI ROTATIV AL BALLISTIC BREAKER ……………………………………………………………………………………………. 94
IV.4.1. Descrierea modelului liniar și modelului rotativ al Ballistic Breaker …………………………………………………………………………………………………..95
IV.5. COMPONENTE AVANSATE UTILIZATE LA REALIZAREA BALLISTIC BREAKER ……………………………………………………………………………………………..99
IV.5.1. Componente pentru varianta liniară a Ballistic Breaker ………………………..99
IV.6. DETERMINAREA SECVENȚELOR OPTIME ALE REZISTENȚELOR ………………………………………………………………………………100
IV.7. MODEL PENTRU SIMULAREA ÎN PSPICE A ÎNTRERUPTORULUI BALLISTIC BREAKER [28] ………………………………………………………………….102
IV.8. ECUAȚII CARE CARACTERIZEAZĂ CONCEPTUL BALLISTIC BREAKER ……………………………………………………………………………………………103
IV.9. SIMULĂRI ALE ÎNTRERUPTORULUI BALLISTIC BREAKER ……….103
IV.10. SIMULAREA ÎN MATLAB A ÎNTRERUPTORULUI BALLISTIC BREAKER ……………………………………………………………………………………………108
IV.10.1. Algoritm pentru determinarea secvențelor programului de simulare în MATLAB pentru întreruptorul Ballistic Breaker ………………………………..110
IV.10.2. Concluzii cu privire la simularea în MATLAB ……………………………………112
IV.11. PROGRAM REALIZAT ÎN MATLAB PENTRU SIMULAREA BALLISTIC BREAKER CU 16, 18 ȘI 20 TREPTE ……………………………………………………112
IV.12. SIMULAREA ÎNTRERUPTORULUI BALLISTIC BREAKER PENTRU 3 ÷ 24 TREPTE ……………………………………………………………………………………115
IV.12.1. Simularea BB cu 3 trepte ……………………………………………………………………118
IV.12.2. Simularea BB cu 4 trepte …………………………………………………………………..120
IV.12.3. Simularea BB cu 6 trepte ………………………………………………………………….. 122
IV.12.4. Simularea BB cu 8 trepte ………………………………………………………………….. 124
IV.12.5. Simularea BB cu 10 trepte …………………………………………………………………126
IV.12.6. Simularea BB cu 12 trepte …………………………………………………………………128
IV.12.7. Simularea BB cu 14 trepte …………………………………………………………………130
IV.12.8. Simularea BB cu 16 trepte ………………………………………………………………… 132
IV.12.9. Simularea BB cu 18 trepte …………………………………………………………………134
IV.12.10. Simularea BB cu 20 trepte ………………………………………………………………..136
IV.12.11. Simularea BB cu 22 trepte ………………………………………………………………..138
IV.12.12. Simularea BB cu 24 trepte ……………………………………………………………….140
IV.12.13. Evoluția integralei Joule pentru simularea întreruptorului BB cu 3 ÷ 24 trepte ……………………………………………………………………………………………….142
IV.12.14. Optimizarea numărului de trepte pentru BB …………………………………….142
IV.13. STUDIU COMPARATIV PRIVIND SIMULAREA ÎNTRERUPTORULUI BALLISTIC BREAKER CU AJUTORUL PROGRAMELOR MULTISIM ȘI MATLAB SIMULINK …………………………………………………………………….148
IV.13.1. Concluzii asupra rezultatelor simulării Ballistic Breaker ……………………..151
IV.14. ÎNTRERUPTOR LINEAR CU ACTUATOR ILA 2.1 …………………………..152
CAPITOLUL V
CONFIGURAREA SISTEMULUI HVDC (C-I) ……………………………………………….156
V.1. ASPECTE GENERALE PRIVIND VARIANTA HVDC LCC …………………157
V.2. CRITERII DE CONFIGURARE A SISTEMULUI HVDC LCC ……………..158
V.2.1. Capacitatea de transmitere a puterii ………………………………………………………158
V.3. CONFIGURAREA SISTEMULUI HVDC LCC (C-I) ………………………………..159
V.4. CONFIGURAREA SISTEMULUI HVDC VSC (C-I) ………………………………..162
V.4.1. Aspecte generale privind varianta HVDC VSC ………………………………………162
V.4.2. Concluzii privind varianta HVDC VSC ………………………………………………..170
V.5. SIMULAREA SISTEMULUI (C-I) CU UTILIZAREA BALLISTIC BREAKER ………………………………………………………………………………………………171
V.5.1. Simularea sistemului HVDC LCC ………………………………………………………….171
V.5.2. Simularea sistemului HVDC VSC …………………………………………………………173
CAPITOLUL VI
CONCLUZII ………………………………………………………………………………………………….. 175
BIBLIOGRAFIE ……………………………………………………………………………………………..178
Listă a figurilor și a tabelelor din lucrare…………………………………………………………..183
Anexe ………………………………………………………………………………………………………………193
Scopul tezei de doctorat
Lucrarea „Contribuții asupra proceselor de comutație în rețelele de curent continuu tip HVDC” reprezintă finalizarea unui efort important de cercetare, fiind prima lucrare pe acest domeniu realizată în România.
Studiul realizat în cadrul tezei completează, prin aspectele de cercetare abordate, cunoștințele în domeniul sistemelor HVDC (High Voltage Direct Current) și al soluțiilor tehnice de întrerupere în curent continuu pentru HVDC. Aspectele științifice abordate se încadrează în tendința actuală de utilizare de noi tehnologii și de creare a echipamentelor electrice cât mai nepoluante, atât din punct de vedere al execuției, cât și al exploatării. Studiul privind soluțiile de întrerupere destinate HVDC evidențiază și aspecte ce țin de proiectele de cercetare desfășurate în prezent și anume proiectul TWENTIES din cadrul Uniunii Europene, precum și grupul de lucru din cadrul laboratoarelor ALSTOM, condus de cercetătorul D. Jovcic, pentru optimizarea sistemelor VSC HVDC.
Lucrarea abordează aspecte legate de soluțiile inovative propuse în ultimii ani, cu accent pe cele ce reprezintă concepte noi în domeniu, respectiv Ballistic Breaker. În elaborarea tezei am pornit de la ipoteza: dacă se rezolvă problema comutației în sistemele HVDC, atunci pot fi posibile dezvoltări importante în acest domeniu. Prin acestea se urmărește obținerea de performanțe superioare privind timpul de întrerupere, pierderile de comutație, fiabilitatea și costurile echipamentelor.
Obiectivele tezei pot fi structurate astfel:
– elaborarea unui studiu privind stadiul actual în domeniul HVDC;
– elaborarea unui studiu privind soluțiile de comutație în sistemele HVDC;
– identificarea principiilor fundamentale de comutație în sistemele HVDC;
– urmărirea evoluției cercetărilor privind soluțiile de comutație în sistemele HVDC;
– elaborarea unui studiu comparativ privind diverse variante de comutație;
– propunerea variantelor optime de comutație pentru HVDC;
– evidențierea avantajelor și dezavantajelor soluțiilor propuse;
– evidențierea domeniilor în care cercetarea românească poate performa.
CAPITOLUL I
INTRODUCERE
Sistemele HVDC s-au impus în ultimii ani ca urmare a cerințelor de ameliorare a randamentului rețelelor de transport de energie electrică. Acest tip de sisteme necesită mai puțin cablu pentru rețele și mai puțin oțel pentru stâlpi. Datorită acestor sisteme se produc mai puține pierderi de transmitere, în consecință, determină cel mai mic consum energetic pentru sectorul de producție. Sistemele HVDC conțin un post de transformare și un bloc de tiristoare, prin care se convertește curentul alternativ în curent continuu, pe care îl transmite altui post, în general foarte îndepărtat, unde curentul continuu este din nou transformat în curent alternativ.
În prezent există o preocupare susținută pentru protecția mediului, iar sistemele HVDC își aduc contribuția printr-un impact foarte favorabil. Practic, curentul continuu nu are un impact electromagnetic la nivelul solului, ordinul de mărime al parametrilor fiind asemănător cu însuși câmpul magnetic terestru. Micșorarea impactului negativ asupra mediului apare și ca urmare a unui necesar mai mic de componente pentru infrastructură. Sistemele HVDC au o importanță foarte mare, ca urmare a unor facilități în interconectarea rețelelor, putând să se realizeze partajarea rețelelor în mai multe regiuni geografice. Acest lucru a fost deja realizat în India, unde sistemul național este împărțit în cinci regiuni asincrone, interconectate prin sisteme HVDC back-to-back. Un alt domeniu în care sistemele HVDC și-au arătat superioritatea este acela al producției de energie eoliană, parcurile eoliene fiind conectate la zonele urbane prin sisteme HVDC. În zona exploatărilor petroliere marine, situate la distanță de țărm, conexiunea HVDC aduce numeroase facilități. În ultimii ani s-a depus un efort semnificativ de inovare pentru trecerea la generația a doua de sisteme HVDC, prin creșterea tensiunii nominale de la 500 kV la 800 kV. Acestea din urmă se referă la schemele de tip UHVDC (Ultra High Voltage Direct Current), care pot transmite puteri în jurul valorii de 7000 MW.
Unul dintre elementele-cheie în sistemele HVDC îl reprezintă soluția tehnică de comutație a acestora. În sistemele HVDC clasice funcționează deja întreruptoarele MTRB (Metallic Transfer Return Breaker), foarte fiabile, dar cu un gabarit mare. Cercetarea mondială a realizat în ultimii ani importante succese în abordarea comutației pentru HVDC. Acestea se bazează în special pe avansul tehnologic în domeniul componentelor semiconductoare cu parametri mari de tensiune și curent. În domeniul tensiunilor s-a ajuns la 8 kV pentru tiristoarele speciale realizate pentru HVDC. Valori foarte mari de peste 4 kV au fost obținute și pentru tranzistoarele IGBT. Pe această bază au fost realizate întreruptoare integral electronice, cu timpi de întrerupere mai mici de 1 ms, cu tensiuni nominale de până în 800 kV. Curentul nominal pe partea de DC pentru aceste întreruptoare atinge valori de 5 kA. În ceea ce privește pierderile de putere în comutație pentru echipamente cu tiristoare și cu IGBT, acestea sunt foarte mari, fapt pentru care dezvoltările pe acest plan au fost încetinite.
O alternativă la soluția integral-electronică este soluția hibridă, care utilizează mai multe de ramuri de comutație în paralel, iar una dintre acestea conține obligatoriu un comutator mecanic. Timpul de întrerupere al acestor întreruptoare este de regulă mai mic de 2 ms.
Tensiunea nominală disponibilă pentru acestea este de 320 kV și prin urmare, se pot utiliza pentru sistemele HVDC VSC aferente aplicațiilor off-shore. Curentul nominal în acest caz atinge 9 kA, dar această valoare poate fi extinsă. Pierderile de putere în comutație sunt destul de mici, de aproximativ 1 %, pentru că ramura principală conține rezistențe mici între contacte. În ceea ce privește soluția clasică cu circuit oscilant, timpul de întrerupere este destul de mare, aproximativ 50 ms. Tensiunea nominală disponibilă este de 500 kV, iar curentul nominal de 4 kA. Pierderile de putere în acest caz reprezintă 0,001 %, ceea ce este de dorit pentru sistemele HVDC.
După realizările obținute până în prezent, există încă posibilități de optimizare a întreruptoarelor, atât din punct de vedere al timpilor de comutație, cât și al pierderilor. Ultima realizare în acest domeniu este reprezentată de soluția UFS de comutație (Ultra Fast Switch), utilizată ca întreruptor mecanic, cu timpi de deschidere de 1,5 ms și cu o viteză de deschidere de peste 20 m/s. În ceea ce privește costurile sistemelor de comutație, acestea ajung la 25 % din costul unui întreg sistem HVDC. Din aceste motive, se justifică efortul de cercetare pentru optimizarea sub toate aspectele a soluției de comutație. Variantele de întreruptoare realizate până în prezent nu au reușit să înlăture toate dificultățile. Aportul electronicii de foarte mare putere a fost unul binevenit din acest punct de vedere, prin realizarea tiristoarelor cu parametrii de 8 kV și 4 kA, fapt care facilitează upgrade-ul de la 500 kV la 800 kV. În rețelele de tip VSC, puterile nu au ajuns la un nivel foarte înalt, dar soluția cu tranzistoare IGBT a simplificat foarte mult structurile.
În ultimii ani, soluția hibridă de întrerupere a câștigat teren, ultima variantă realizată de firma ABB are un timp de întrerupere de numai 3 ms și pierderi foarte mici în funcționare. Există și soluții neconvenționale care concurează cu soluțiile hibride, una dintre ele fiind varianta Ballistic Breaker. Acesta reprezintă o noutate față de celelalte variante, un concept inovativ, cu performanțe foarte bune și pierderi foarte mici. La această soluție ne vom referi în capitolul IV al lucrării. Tendința actuală de reconsiderare a structurii rețelelor energetice influențează și evoluția pieței de componente aferente sistemelor HVDC. Avantajele sistemelor HVDC se regăsesc atât în zona randamentelor energetice, cât și în zona economică, prin influențarea costurilor de transport și de producție. Toate acestea impun sistemele HVDC ca o soluție de viitor.
Prezenta lucrare este structurată în șase capitole. În capitolul I este prezentată introducerea, în care sunt punctate aspecte generale cu privire la importanța sistemelor HVDC și a soluțiilor de comutație pentru HVDC. Capitolul II, intitulat „Stadiul actual în domeniul sistemelor HVDC“, realizează o sinteză asupra sistemelor HVDC, evidențiind cele două soluții principale – HVDC LCC (Line Commutated Converters) și HVDC VSC (Voltage Source Converters). Capitolul III, intitulat „Sisteme de întrerupere în curent continuu pentru rețelele HVDC“, se referă la principii și modele de comutație aplicabile pentru acest domeniu. În capitolul IV, denumit „Un concept nou privind întreruperea în curent continuu – Ballistic Breaker“, sunt abordate în detaliu aspecte constructive și de funcționare ale întreruptoarelor Ballistic Breaker. Partea aplicativă a capitolului constă în prezentarea și simularea Ballistic Breaker în rețele de tip HVDC. Capitolul V, denumit „Configurarea sistemului HVDC Constanța – Istanbul“, abordează structura unei posibile conexiuni HVDC între Constanța și Istanbul, în varianta LCC și VSC. În capitolul VI sunt prezentate concluziile, contribuțile personale și perspectivele în domeniul comutației sistemelor HVDC. Lucrarea se încheie cu bibliografie și anexe.
CAPITOLUL II
STADIUL ACTUAL ÎN DOMENIUL SISTEMELOR HVDC
II.1. PRINCIPIUL SISTEMELOR HVDC
Sistemele HVDC se bazează pe ideea realizării transportului de energie electrică la înaltă tensiune în curent continuu. Pentru aceasta, un sistem HVDC trebuie să conțină o stație convertor la plecare, cu funcția de redresor și o stație convertor la sosire, cu funcția de invertor. În acest fel, curentul alternativ este transformat în curent continuu și este transportat în curent continuu pe distanțe lungi. La sosire, curentul este transformat din nou în curent alternativ.
O stație convertor cu funcția de redresor se compune dintr-un sistem de transformare și un sistem de redresare. Stația convertor de tip invertor este identică celei de tip redresor, numai că funcționează în regim de invertor. Convertoarele pentru sistemele HVDC sunt realizate în două variante principale. Varianta clasică, numită și HVDC LCC, este realizată cu ajutorul tiristoarelor, iar varianta LIGHT, numită și HVDC VSC, este realizată cu ajutorul tranzistoarelor de tip IGBT. În afara acestor componente principale, sistemele HVDC mai conțin: bobine de netezire, descărcătoare, filtre de curent alternativ, filtre de curent continuu, echipamente de comutație, sisteme de control și protecție. În afară de acestea există linia propriu-zisă de transport, fie sub forma unei linii aeriene, fie sub formă de linie realizată în cablu. Cablurile se pot poza atât subteran, cât și subacvatic. Sistemele HVDC beneficiază de posibilitatea realizării transportului printr-un singur conductor, cu întoarcerea prin pământ, prin intermediul unor prize de pământ de construcție specială.
II.2. CONFIGURAREA SISTEMELOR HVDC
Pentru sistemele HVDC există trei tipuri principale de configurare: legătura bipolară, legătura monopolară și legătura spate-în-spate. Aceste tipuri sunt prezentate în figura II.2.1.
Fig. II.2.1. Interconectarea back-to-back (a); legătura monopolară (b); legătura bipolară (c) [1]
Legătura bipolară realizează linia de transport cu ajutorul a două conductoare, câte un conductor pentru fiecare pol. Legătura monopolară este de cele mai multe ori opțională sau de avarie. În acest caz se folosește un singur conductor de ducere, întoarcerea fiind realizată prin pământ, între electrozii speciali de împământare amplasați la capetele liniei de transport.
Legătura spate-în-spate nu conține o linie de transport, ambele stații fiind amplasate în aceeași locație. Scopul acestei legături este în general de a realiza interconectarea între sisteme de curent alternativ cu frecvențe diferite. O altă aplicație a acesteia este conexiunea în rețelele multiple. Sistemele HVDC se pot conecta în serie și în paralel, în cazul sistemelor cu mai multe terminale.
II.3. STAȚIA CONVERTOR
Pentru configurarea unei stații convertor există două variante: varianta LCC (Line Commutated Converters) și varianta VSC (Voltage Source Converters). Sistemele LCC reprezintă soluția clasică de sistem HVDC, reprezentată în figura II.3.1.
Fig. II.3.1. Schema de principiu a unui sistem LCC [2]
Se observă că părțile componente ale acestuia sunt: transformatoare, punți de tiristoare, bobină de netezire, filtre AC și filtre DC. Schemele HVDC clasice de convertor sunt scheme cu 12 pulsuri, realizate cu ajutorul a două punți cu 6 pulsuri, una cu alimentare în stea, iar cealaltă cu alimentare în triunghi. Fiecare braț al punții cu 6 pulsuri conține mai multe tiristoare conectate în serie, grupate în module și amorsate simultan prin semnale optice, în varianta tiristoarelor LTT sau amorsate cu semnal electric, în varianta tiristoarelor ETT. Tensiunile utilizate în cazul sistemelor LCC a crescut de la valori de aproximativ 400 kV la 800 kV. Tendințele actuale sunt de depășire a acestei valori, spre valori de 1100 kV.
Sistemele VSC sunt realizate cu tranzistoare IGBT și reprezintă soluția pentru sistemele HVDC cu tensiuni de până la 320 kV, pentru utilizări în sistemele eoliene offshore. Componența schemelor VSC este următoarea: transformatoare, filtre AC, punți redresoare sau invertoare cu 6 pulsuri care conțin în fiecare braț mai multe tranzistoare IGBT conectate în serie. Fiecare tranzistor are conectată în paralel o diodă. Aceste scheme sunt mult mai simple, mai versatile și se potrivesc la amplasarea pe spații mici în unitări modulare. În figura II.3.2. este prezentată schema unui sistem HVDC VSC.
Fig. II.3.2. Sistem HVDC VSC [2]
Sistemul HVDC VSC se compune din celule alcătuite din tranzistoare IGBT. În figura II.3.3. este simplificat prezentată o celulă a sistemului HVDC VSC, cu evidențierea poziționării tranzistoarelor IGBT.
Fig. II.3.3. Celulă HVDC VSC cu IGBT [3]
Fiecare celulă HVDC VSC este compusă din module StakPak cu IGBT, realizate la tensiunea de 4,5 kV. Prin înserierea acestor module se obține tensiunea nominală a sistemelor VSC, care nu depășește în prezent 320 kV.
II.4. TRANSFORMATORUL AFERENT CONVERTORULUI
Atât stația convertorului redresor, cât și cea invertor conține un transformator sau un sistem de transformatoare, prin care să se obțină un anumit tip de conexiune între transformator și redresor, respectiv dintre transformator și invertor. Aceasă conexiune trebuie să permită eliminarea armonicelor de grad 5 și 7. În sistemele HVDC clasice se utilizează sistemul de redresare cu 12 pulsuri, realizat prin legarea în serie a două redresoare trifazate cu 6 pulsuri. Primul dintre acestea trebuie legat în triunghi, iar cel de-al doilea în stea. Din această conexiune rezultă un defazaj de 30°, care ajută la eliminarea armonicelor.
Există patru modalități de alimentare pentru redresorul cu 12 pulsuri. Varianta I este prezentată în figura II.4.1. Transformatorul utilizat este trifazat și conține câte trei bobine pe fiecare fază.
Fig. II.4.1. Varianta cu un transformator trifazat cu câte 3 bobine pe fază [4]
Varianta II este prezentată în figura II.4.2. și conține două transformatoare trifazate, cu câte două bobine pe fază. În acest caz, puterea transformatorului se împarte în mod egal pe cele două transformatoare.
Fig. II.4.2. Varianta cu 2 transformatoare trifazate cu câte 2 bobine pe fază [4]
Varianta III, prezentată în figura II.4.3. utilizează trei transformatoare monofazate cu câte trei bobine fiecare. Puterea transformatorului se împarte în acest caz la 3.
Fig. II.4.3. Varianta de alimentare pentru convertor cu 12 pulsuri cu 3 transformatoare
cu câte 3 bobine [4]
Varianta IV este prezentată în figura II.4.4. și conține 6 transformatoare monofazate, cu câte două bobine fiecare. În acest caz, puterea necesară transformatorului se împarte la 6.
Fig. II.4.4. Varianta cu 6 transformatoare trifazate cu câte
două bobine pe fiecare transformator [4]
Fiecare dintre aceste variante se alege în funcție de limitările cu privire la gabaritul și masa transformatorului. Varianta I este aleasă atunci când nu există restricții importante la transport. Este o variantă care reduce consumul material, utilizează mai bine spațiul de amplasare și are pierderi mai mici. Se observă că tensiunile utilizate impun o construcție specială a bornelor, iar dimensiunile de gabarit sunt impresionante. Variantele II, III și IV sunt preferate atunci când spațiul de amplasare este mai mare și în situația dificultăților de transport. În figura II.4.5. este prezentată varianta asamblată a unui transformator monofazat pentru HVDC.
Fig. II.4.5. Transformator monofazat pentru HVDC [1]
II.5. TIRISTOARELE LTT ÎN SERVICIUL HVDC
Pentru realizarea convertoarelor este nevoie de componente electronice de mare putere, care să reziste la parametrii de tensiune și curent din sistemele HVDC. Tiristoarele LTT (Light Triggered Thyristors) s-au impus în aplicațiile HVDC printr-o fiabilitate deosebită (figura II.5.1.).
Fig. II.5.1. Tiristor LTT [5]
Această variantă are un diametru de 152,4 mm și o formă care permite înserierea mai multor tiristoare, fără dificultăți de montaj. Parametrii de tensiune și curent ai acestui tiristor sunt de 8 kV , respectiv 3,6 kA.
Prin înserierea a 100 de tiristoare LTT comandate simultan se poate obține tensiunea de 800 kV din rețelele HVDC. Se ia în calcul o marjă de siguranță de 20 %. Principalii parametrii ai tiristorului LTT 8 kV/3,6 kA sunt prezentați în tabelul II.1. [5]
Tabel II.1. [5]
Principalii parametri ai tiristorului LTT 8 kV/3,6 kA
Practic, înserierea tiristoarelor se realizează prin intermediul unor unități modulare. În figura II.5.2. este prezentată o unitate modulară realizată de firma Siemens. Aceste unități modulare se asociază în blocuri LTT integrate, ce conțin atât partea de răcire, cât și partea de comandă prin fibră optică.
Fig. II.5.2. Modul cu tiristoare LTT Siemens [6]
II.5.1. Structura și configurarea sistemelor cu tiristoare LTT
În figura II.5.3. este prezentată o secțiune prin capsula tiristorului, în care sunt evidențiate elementele de structură. În partea inferioară se află anodul, iar în partea superioară catodul. Se observă că există o fereastră în corpul de ceramică al tiristorului, care permite semnalului luminos să realizeze comanda.
Fig. II.5.3. Structura LTT [5]
În figura II.5.4. este prezentat un detaliu privind cuplarea LTT la semnalul optic.
Fig. II.5.4. Detaliu privind comanda LTT [6]
Trebuie precizat faptul că există o putere luminoasă minimă capabilă să asigure comanda. Pentru asigurarea acestei puteri luminoase se folosesc diode laser cu puteri de peste 10 mW.
În figura II.5.5. sunt prezentate componentele unui sistem HVDC cu tiristoare LTT. Interfața pentru comanda LTT este modulul de cuplare la semnalul optic MSC, care asigură simultaneitatea comenzilor pentru toate tiristoarele.
Fig. II.5.5. Componentele unui sistem de comandă LTT [7]
Cele mai multe scheme HVDC utilizează blocuri de tiristoare în interiorul stațiilor, ca în figura II.5.6. Elementele componente sunt răcite cu apă, iar izolarea este realizată prin respectarea unor distanțe în funcție de tensiunea utilizată. Protecția elementelor componente este asigurată la nivelul blocurilor de tiristoare. Având în vedere tensiunea nominală limitată pentru fiecare tiristor, sunt conectate mai multe tiristoare în serie, sub formă de module. De obicei, blocurile de tiristoare sunt instalate în interiorul camerei tiristoarelor și sunt aranjate ca trei structuri suspendate de plafonul camerei blocurilor de tiristoare. Tiristoarele pot fi comandate electric, în varianta ETT, sau prin lumină, în varianta LTT.
Fig. II.5.6. Blocul de tiristoare al convertorului HVDC [8]
II.5.2. Verificarea experimentală a caracteristicilor diodei laser pentru comanda optică a tiristoarelor LTT
Determinarea experimentală a caracteristicilor diodei laser a fost efectuată de autor în laboratorul de optoelectronică. [10] Dioda laser este un generator de semnal fotonic care are aplicații atât în domeniul comunicațiiilor prin fibră optică, cât și în domeniul cd-writerelor. Comanda optică a tiristoarelor LTT a apărut ca o variantă a comenzii convenționale de tip ETT, datorate lipsei influențelor electromagnetice exterioare. Diodele laser folosite pentru comanda LTT pot avea puteri cuprinse între 1 mW și 10 mW. În figura II.5.7. este prezentată o diodă laser de mică putere.
Fig. II.5.7. Diodă laser de mică putere [9]
Semnul convențional al diodei laser este cel din figura II.5.8.
Fig. II.5.8. Semn convențional pentru dioda laser [9]
Montajul pentru determinarea caracteristicilor diodei laser este prezentat în figura de mai jos și se compune din: diodă laser, fotodetector DET 410, multimetru DIGITALVOLTMETER, multimetru HM 8112_3 HAMEG, sursă de alimentare TEK TM 515 și powermetrul optic LabMax_TOP COHERENT.
Fig. II.5.9. Montajul pentru determinarea caracteristicilor diodei laser [10]
În figura II.5.10. este prezentat un detaliu asupra zonei de generare a semnalului optic.
Fig. II.5.10. Detaliu asupra zonei de generare a semnalului optic
Valorile pentru tensiunea pe dioda laser UDL, curentul prin dioda laser și puterea măsurată de powermetrul optic sunt prezentate în tabelul II.2.
Tabelul II.2.
Valorile pentru tensiunea pe dioda laser UDL, curentul prin dioda laser și puterea măsurată de powermetrul optic
Caracteristicile rezultate în urma determinărilor experimentale sunt evidențiate în graficele din figura II.5.11. (a) și II.5.11. (b).
PDL[W] = f (IDL[mA]) IDL[mA] = f (UDL[V])
(a) (b)
Fig. II.5.11. (a) Variația puterii optice în funcție de semnalul de comandă
Fig. II.5.11. (b) Variația semnalului de comandă în funcție de tensiunea de alimentare
Se observă că există o valoare de prag la care are loc trecerea de la regimul de emisie spontană ( cu pantă mai mică) la regimul de emisie stimulată (cu pantă mult mai rapidă). Din verificare rezultă că dioda laser din experiment nu se încadrează în gama de puteri pentru comanda tiristoarelor LTT, având o putere mult mai mică decât puterea minimă de 8 mW.
II.6. BOBINELE DE FILTRARE
Rolul bobinelor de filtrare este acela de a netezi formele de undă ale curentului continuu și de a limita viteza de creștere a curenților de defect. Bobinele de filtrare au în general valori de 250 mH. Acestea pot atenua undele de impuls cu front rapid cauzate de liniile de DC. Astfel este evitată deteriorarea tiristoarelor din cauza suprasolicitării la supratensiune. O inductanță excesivă în timpul operării la supratensiuni reduce viteza de răspuns. Pentru a alege o inductanța optimă, principalele considerente sunt: să se limiteze viteza de creștere a curentului de defect; să netezească formele de undă ale curentului continuu; să prevină curentul intermitent în condiții de sarcină scăzută; să prevină rezonanța de frecvență redusă la 50 Hz. Există două variante constructive principale și anume: bobine cu aer și bobine cu ulei. În figura II.6.1. sunt prezentate bobinele cu aer.
Fig. II.6.1. Bobina de netezire cu aer în transmisia HVDC [11]
Se observă că amplasarea bobinei de filtrare se face la înălțime, pe o structură din izolatori de porțelan. Bobinele cu aer nu au miez de fier, nu există fenomenul de saturație, iar inductanța se menține constantă. Spre deosebire de bobina de netezire cu aer, bobina cu ulei prezintă următoarele avantaje: construcția are în interior miez de fier, ceea ce crește valoarea inductanței. Izolarea sistemului este foarte bună. Datorită faptului că bobina de netezire cu ulei este instalată pe pardoseală, se asigură performanța antiseismică excelentă.
În figura II.6.2. este prezentată o variantă a bobinei de netezire cu ulei. Principalul dezavantaj al bobinelor cu ulei este impactul asupra mediului, determinat de cantitatea foarte mare de ulei conținută (câteva zeci de tone). Un alt dezavantaj este pericolul de incendiu și de explozie, în cazul în care sistemele de protecție nu funcționează.
Fig. II.6.2. Bobina de netezire cu ulei în varianta ABB [12]
Se observă că bobina are elemente similare din punct de vedere constructiv cu transformatoarele cu ulei.
II.7. SISTEME DE MĂSURARE ȘI PROTECȚIE ÎN STRUCTURA HVDC
Transformatorul de curent electro-optic (CTO)
CTO (figura II.7.1.) reprezintă un senzor optic de curent, care poate fi folosit pentru măsurarea curentului în sisteme cu tensiuni de la 300 până la 800 kV sau chiar 1100 kV. Senzorul primar al CTO se bazează pe un bloc monolit din sticlă, numit inel de sticlă, realizat fără asamblări sau lipiri, cu fiabilitate și stabilitate mare la temperatură, care este prezentat în figura II.7.2.[13]
Fig. II.7.1. CTO instalate în stația UHVDC [13]
Fig. II.7.2. Inel de sticlă folosit în sistemul CTO [13]
Senzorul CTO folosește efectul Faraday, astfel că inelul din sticlă ghidează fibrele optice în jurul conductorului principal, rezultând o schimbare a stării de polarizare a undei optice la traversarea unui mediu, al cărui parametru principal este constanta V (Verdet). Aceasta depinde de intensitatea câmpului H, în lungul direcției de propagare. Vectorul de polarizare este rotit la ieșire cu un unghi θ. Prin aplicarea legii lui Ampere se obține dependența semnalului la ieșire de valoarea curentului primar. Semnalul este trimis către o unitate de conexiune MU, unde poate fi măsurat sau prelucrat. Valoarea obținută poate fi utilă simultan atât pentru măsurare, cât și pentru control și protecție.
Transformatorul de tensiune electro-optic (VTO)
VTO prezentat în figura II.7.3. este un senzor de tensiune care se bazează pe un divizor capacitiv de înaltă tensiune, la care se adaugă un bloc electronic secundar.
Divizorul capacitiv din figura II.7.4. poate fi realizat în tehnologia ulei/hârtie sau SF6. Transmiterea semnalului se face prin fibră optică, cu un protocol digital cu interfața unității de conexiune. [13]
Toate echipamentele folosite în sistemele UHVDC, inclusiv divizorul capacitiv de tensiune au o construcție foarte înaltă, corespunzătoare nivelului de tensiune.
Fig. II.7.3. VTO [13] Fig. II.7.4. Divizor de tensiune pentru 800 kV [13]
II.8. DESCĂRCĂTOARE
În sistemele HVDC, descărcătoarele sunt echipamente care asigură protecția elementelor componente ale convertoarelor. Cele mai cunoscute descărcătoare sunt numite MOV (Metal Oxide Varistor). Acestea au la bază elemente alcătuite din oxid de zinc sau carbură de siliciu și sunt capabile să limiteze undele de supratensiune. În figura II.8.1. este prezentată caracteristica tensiune-curent pentru cele două tipuri de descărcătoare.
Fig. II.8.1. Caracteristica tensiune-curent pentru două tipuri de MOV [14]
Atunci când tensiunea se află sub așa-numita tensiune de prag, descărcătorul rămâne neconductor. Orice descărcător are un timp de răspuns care depinde de viteza de creștere a undei de tensiune și de material. Există o rată de creștere a energiei care nu trebuie depășită și de aceea descărcătoarele se supun unor teste speciale. Descărcătoarele pentru sistemele HVDC au o construcție specială, ce depinde de tensiunea nominală a sistemelor. În figura II.8.2. este prezentată o variantă de descărcător în secțiune, pe care sunt marcate elementele componente.
Fig. II.8.2. Variantă MOV [15]
O dată cu creșterea nivelului de tensiune, descărcătoarele au înălțimi proporționale cu tensiunea.
II.9. CONTROLUL ȘI PROTECȚIA SISTEMELOR HVDC
Pentru o funcționare la parametrii optimi, sistemele HVDC au nevoie de un sistem de control și protecție care să protejeze toate componentele. În figura II.9.1. sunt prezentate elementele de bază ale unui sistem de control.
Fig. II.9.1. Elementele de bază pentru controlul în sistemul HVDC [16]
Componentele acestui sistem se referă la: blocul control redresor, blocul control invertor, blocurile de control ale puterii reactive atât pe intrare, cât și pe ieșire, blocurile control intrare și control ieșire asupra parametrilor de intrare și de ieșire. Aceste componente reprezintă principiile de bază ale sistemelor de control, care sunt operaționalizate în sisteme diferite de la producător la producător. Astfel, firma ABB utilizează cu succes sistemul MACH (Modular Advanced Control for HVDC), care conține elemente de control și protecție ce asigură o monitorizare corespunzătoare a sistemelor HVDC.
Acest sistem cuprinde elemente de interfață care permit conexiuni cu sistemul SCADA și sisteme periferice care asigură o coordonare perfectă. Firma Siemens utilizează un alt sistem de control și protecție numit SIMATIC TDC (Technology and Drive Control), care folosește alte procedee de interfațare ce operează cu ajutorul programelor Windows. Acest sistem utilizează senzori și blocuri de măsură, având conexiuni prin fibră optică și care funcționează ca un sistem integrat. Sistemul SIMATIC TDC poate fi conectat la baze de date și sisteme de simulare care îi asigură o mare precizie și flexibilitate.
II.10. LINII AERIENE PENTRU HVDC
Linia aeriană este cea mai simplă modalitate de legătură dintre două stații ale unui sistem HVDC. În general, liniile aeriene se realizează pentru conexiunea bipolară, așadar conțin atât conductorul de ducere, cât și cel de întoarcere. Nivelul tensiunii utilizate în sistemele HVDC a fost la început limitat la valoarea de 220 kV și a crescut treptat la valorile de 400 kV, 500 kV, 765 kV, 800 kV, ajungând în prezent la 1100 kV.
Creșterea nivelelor de tensiune a determinat modificarea tuturor elementelor de infrastructură (stâlpi, izolatori, conductori). Ca și în cazul rețelelor clasice AC de înaltă tensiune, rețelele HVDC sunt protejate la supratensiuni atmosferice cu ajutorul unui conductor legat la pământ. În figura II.10.1. este prezentată o linie HVDC bipolară de 500 kV.
Fig. II.10.1. Linie HVDC 500 kV [17]
În cele mai multe cazuri, conductorul de protecție legat la pământ este realizat în varianta OPGW (Optical Protection Ground Wire), adică un conductor ce conține un miez realizat din fibră optică. Această soluție îndeplinește și cerințele de realizare pentru un sistem de telecomunicație. Izolatorii utilizați pentru liniile aeriene sunt de trei tipuri: din porțelan, din sticlă securizată sau din material compozit.
II.11. CABLURI PENTRU SISTEMELE HVDC
Modalitățile de conexiune dintre stațiile unui sistem HVDC sunt cele prin cabluri sau prin linie aeriană. Cablurile pentru curent continuu s-au dezvoltat pornind de la experiența câștigată în realizarea cablurilor de curent alternativ.
Cele mai utilizate tipuri de cabluri sunt:
Cablul cu masă impregnată;
Cablul cu ulei;
Cablul cu gaz presurizat;
Cablul cu izolație din polietilenă.
Principalele elemente componente ale cablurilor clasice HVDC sunt: conductorul propriu-zis, învelișul de izolație, învelișul de protecție externă, manșonul metalic, stratul de rezistență împotriva coroziunii și stratul de armare pentru protecție la solicitări mecanice. În figura II.11.1. este prezentat un cablu HVDC în secțiune, iar în figura II.11.2. sunt marcate elementele componente.
Fig. II.11.1. Imagine a secțiunii cablului DC dublu armat [2]
Fig. II.11.2. Secțiune transversală a cablului DC dublu armat [18]
Cablurile XPLE au cunoscut o dezvoltare mai rapidă față de celelalte tipuri, fiind remarcate calitățile deosebite ale acestora, atât la amplasarea subterană, cât și la cea submarină. În figurile II.11.3.a. și II.11.3.b. sunt prezentate două variante de cabluri HVDC, împreună cu părțile lor componente.
Fig. II.11.3. (a) Cablu de uscat [19]
Fig. II.11.3. (b) Cablu submarin de adâncime [19]
Realizarea cablurilor HVDC presupune un proces tehnologic complex. Amplasarea cablurilor HVDC subacvatice necesită echipamente speciale de transport și pozare. Pentru transport se utilizează nave de tip barjă, cu ajutorul cărora cablul este coborât în mare. Pozarea propriu-zisă necesită roboți care realizează cu jet de apă un canal, în care este dispus cablul.
II.12. ELECTRODUL DE LEGARE LA PĂMÂNT
Sistemele HVDC conțin ca variantă de rezervă închiderea circuitului prin pământ, prin intermediul electrozilor de legare la pământ. Aceștia pot fi clasificați în: electrozi amplasați pe uscat și electrozi amplasați în mediu acvatic. Electrozii de pământ amplasați pe uscat se realizează în varianta orizontală și în varianta verticală. În figura II.12.1. este prezentat electrodul în varianta orizontală.
Fig. II.12.1. Secțiune transversală printr-un electrod de uscat orizontal [20]
Acesta se amplasează la o adâncime de până în 3 m. Electrodul propriu-zis, din oțel zincat, se așează pe un pat de cocs, se acoperă cu un strat de cocs, peste care se pune un strat de piatră spartă. Spațiul rămas se umple până la nivelul solului cu pământ. Acest tip de electrod beneficiază de o instalare ușoară și costuri scăzute, în condițiile în care rezistivitatea solului este una convenabilă. Principalul dezavantaj al electrodului orizontal este suprafața mare de teren ocupată pentru realizarea parametrilor prizei de împământare. Un alt dezavantaj este necesitatea ca terenul de amplasare să prezinte umiditate naturală suficientă.
Electrodul de legare la pământ în construcție verticală este prezentat în figura II.12.2.
Fig. II.12.2. Electrod vertical la stația HVDC Cahora Bassa Sudică [20]
Acesta se amplasează la adâncimi de peste 120 m, iar costurile pentru amplasare sunt foarte mici. Avantajul acestei variante este dependența mică față de umiditatea solului și influența mai mică asupra mediului, prin circulația curentului la mare adâncime.
Electrozii de conectare la pământ amplasați în mare folosesc apa de mare ca mediu de conducere a curentului. În figura II.12.3. este prezentat un electrod submarin.
Fig. II.12.3. Electrodul submarin (operarea catodică) [20]
Această variantă necesită echipamente speciale pentru amplasare, fapt care determină costuri suplimentare. Un studiu de impact asupra proiectului HVDC GERUS privind influențele electrozilor de împământare a fost realizat recent de către o echipă condusă de specialiștii de la ABB. Ei au studiat zona Namibia, mai precis proiectul Gerus și zona electrozilor de împământare Zambezi.
Parametrii sistemului sunt: 350 MW, 1000 A, 0,2 Ω – rezistența prizei de pământ, 0,5 ÷ 1 A/ – densitatea de curent în sol, 60° C – temperatura maximă a electrodului la o putere medie utilizată de 200 MW. În figura II.12.4. se prezintă liniile echipotențiale la un curent injectat în priza de pământ de
Fig. II.12.4. Harta liniilor echipotențiale pentru priza de pământ Gerus
la un curent injectat de [21]
Zona activă a electrodului de legare la pământ a fost considerată un cerc cu diametrul de 720 m, la o rezistivitate a solului între (1000 ÷ 3000) Ω · m. Tensiunea de pas rezultată este de 2,3 V/m, iar temperatura maximă la suprafața electrodului a fost de 30° C.
II.13. AVANTAJE ȘI DEZAVANTAJE ALE SISTEMELOR HVDC
Principalele avantaje ale sistemelor HVDC sunt:
Investiții mult mai mici pentru linia de transport în curent continuu. Aceasta rezultă din economisirea a 1/3 din cantitatea de metal necesară conductoarelor și de peste 1/3 din metalul necesar stâlpilor.
Pierderi de putere mai mici în DC față de AC.
Posibilitatea de a utiliza sistemele HVDC pentru interconectarea unor rețele AC de frecvențe diferite.
Lățimea culoarului de transmitere în rețelele HVDC este mult mai mică, prin folosirea a numai două conductoare, prin urmare un impact mai mic asupra mediului.
Posibilitatea de a realiza rețele foarte lungi, între 2000 km și 5000 km, cu menținerea constantă a tensiunii de-a lungul rețelei, datorită lipsei curenților capacitivi.
Posibilitatea de a realiza rețele subacvatice.
Posibilitatea de a folosi pământul ca și cale de întoarcere pentru rețeaua HVDC.
Dezavantajele principale ale sistemului HVDC sunt:
Investiții mari pentru realizarea stațiilor convertor.
Existența armonicilor care denaturează formele de undă ale curentului și tensiunii.
Generarea unei componente importante de putere reactivă, care trebuie compensată.
Dificultăți în realizarea întreruptoarelor DC, din cauza lipsei trecerii prin zero a curentului.
Dificultăți în realizarea prizelor de pământ, în cazul aglomerației urbane.
II.14. EFECTELE SISTEMELOR HVDC ASUPRA MEDIULUI
Posibilele influențe asupra mediului care sunt determinate de sistemele HVDC se referă la:
Efectele câmpului electric și magnetic
Problema impactului liinlor de transport a intrat în preocupările specialiștilor de mediu o dată cu apariția de suspiciuni privind determinarea unor îmbolnăviri în proximitatea liniei. S-a constatat că în ceea ce privește câmpul magnetic pentru o linie HVDC de 450 kV, mărimea acestuia nu depășește 25 µT. În curent alternativ, valoarea acestuia poate fi dublă, adică de 50 µT. [56]
În cazul câmpului electric, diferențele dintre rețelele HVDC și HVAC sunt și mai importante. Pentru HVDC s-a luat în calcul curentul de ioni care trece printr-o persoană poziționată sub o linie HVDC de 1000 kV, acest curent fiind de 2 ÷ 3 µA. Pentru HVAC s-a măsurat un curent capacitiv de 0,2 mA. Prin urmare, diferența dintre cele două sisteme este de aproximativ 100 de ori. În cazul frecvențelor mai mari de 50 Hz, în special frecvențele ce caracterizează microundele, efectele din punct de vedere al câmpului electric cresc proporțional cu valoarea frecvenței [93]. Unul dintre efectele cele mai cunoscute întâlnite în rețelele de înaltă tensiune este efectul Corona. Acesta depinde de intensitatea câmpului, de forma unor suprafețe de contact, de diametrul conductorului liniei și de condițiile meteo. În cazul sistemelor HVDC, efectul Corona este prezent mai mult la polul pozitiv decât la cel negativ.
Interferențele radio
În procesul de comutație în sistemele HVDC se produc armonici în frecvențele de ordinul kHz, MHz, care interferează cu frecvențele radio sau de televiziune. Pentru o rețea HVDC la 300 m de aceasta avem o valoare de 40 dB (40 µV/m), la frecvența de 0,5 MHz, în timp ce pentru o rețea similară HVAC, influența este de 50 dB. [56] Aceste valori pot fi influențate de temperatură, umiditate, vânt sau chiar de particulele de praf.
Zgomotul sonor
Limita admisibilă a zgomotului sonor este cuprină între 35 dB și 45 dB. Principala sursă în sistemele HVDC este transformatorul, care contribuie cu 10 dB la nivelul de zgomot. Frecvențele sunt cuprinse între 300 Hz și 3000 Hz.
Zgomotul poate fi atenuat prin protejarea cu pereți sau incinte de protecție. La distanța de 350 m de o stație HVDC, nivelul de zgomot acceptat este de 10 dB. [56] O altă sursă de zgomot poate fi cauzată și de descărcările Corona. În caz de vreme rea, nivelul de zgomot determinat în sistemele HVDC poate fi unul mai redus, spre deosebire de sistemele HVAC la care acest nivel crește.
Efectele circulației curentului prin pământ
Circulația curentului prin pământ este specifică rețelelor HVDC, cu schemă monopolară. Curentul poate produce coroziunea conductelor subterane aflate în apropiere, precum și a oricărei infrastructuri metalice. Un alt efect poate fi și apariția unor valori periculoase ale tensiunii de pas, în jurul locației electrodului de împământare.
Ocuparea zonelor verzi de liniile de transmisie
În cazul liniilor HVDC, culoarul de transport este de aproximativ 46 m, adică jumătate din culoarul unei rețele similare HVAC.
Aspectul vizual
Liniile HVDC bipolare prezintă un avantaj și din acest punct de vedere. Acestea au o simetrie perfectă, iar întreaga structură este prietenoasă cu mediul.
Alte efecte
Unul dintre efectele neașteptate este influența asupra busolei magneice a navelor, remarcată în cazul rețelelor monopolare submarine. Din acest motiv, acest tip de rețele au fost transformate în scheme bipolare. [56]
II.15. REȚELE UHVDC
Creșterea accelerată a puterii instalate în anumite țări, precum China și India, a determinat realizarea unor rețele HVDC cu tensiuni mai mari de 500 kV, numite rețele UHVDC (Ultra High Voltage Direct Current). Astfel, s-au realizat rețele UHVDC cu tensiunea de 800 kV, cu lungimi de peste 2000 km și puteri de peste 5000 MW. Pentru testarea componentelor acestor rețele este nevoie de echipamente de laborator cu o tensiune care să depășească 855 kV.
Apariția sistemelor UHVDC a necesitat un efort important de standardizare, astfel că instituțiile de reglementare în domeniu IEC (Comisia Electrotehnică Internațională) și CIGRE (Conseil International des Grands Réseaux Électriques) lucrează împreună cu producătorii și beneficiarii pentru realizarea normelor, standardelor și a protocoalelor care să asigure interoperabilitatea sistemelor. Pierderile comparative în rețelele HVDC sunt de 13 % pentru 660 kV, 11 % pentru 800 kV și 9 % pentru 1000 kV. Așadar, concluzia este că pentru rețelele de peste 2000 km este necesară trecerea la tensiuni de 1000 kV. [23]
Upgradarea componentelor pentru sistemele UHVDC
În figura II.15.1. sunt marcate componentele ce necesită upgradarea de la tensiunea de 500 kV la 800 kV, iar tehnologia și experiența necesare există.
Aceste componente sunt: transformatorul convertorului (1), izolatorii transformatorului (2), blocurile de tiristoare (3), izolatorii de trecere (4), bobinele de filtrare (5), divizor de tensiune (6), sistemele de condensatoare (7), întreruptor de linie (8), linia DC (9), întreruptor pentru legătura la pământ (10), descărcătoare (11), filtre DC (12), comutator de ocolire (13), întreruptor de ocolire (14).
Fig. II.15.1. Schema HVDC marcată cu zona expusă tensiunii de 800 kV [24]
În cazul transformatoarelor este nevoie de mai multă atenție în ceea ce privește solicitările dielectrice atât în înfășurări, cât și în izolatorii de trecere.
Pentru descărcătoare, simpla adăugare de componente ZnO rezolvă cerințele privind solicitările de tensiune mai mari de 2,1 MV. În ceea ce privește bobinele de filtrare, în cazul acestora apar zone critice privind solicitările dielectrice. Separatoarele pentru sistemele UHVDC necesită o proiectare specială pentru a limita efectele Corona și pentru a realiza o distribuție uniformă a câmpului în zona de contact.
II.18. REDRESOR CU 12 PULSURI CU ALIMENTARE COMBINATĂ STEA-TRIUNGHI
Redresorul cu 12 pulsuri cu alimentare combinată stea-triunghi este cel mai utilizat în sistemele HVDC. Autorul a realizat un model de simulare în programul PSIM pentru acest tip de redresor, care este prezentat în figura II.18.1.
Fig. II.18.1. Model de redresor cu 12 pulsuri cu alimentare combinată stea-triunghi [94]
Modelul de simulare realizat conține ca parte componentă principală transformatoarele de alimentare trifazate cu ieșiri în stea respectiv în triunghi, conexiune utilizată pentru limitarea armonicelor.
Fiecare ieșire alimentează câte o punte redresoare trifazată cu 6 pulsuri, ce formează un sistem de redresare cu 12 pulsuri.
Partea de comandă pe grilă este compusă dintr-un bloc senzor, un bloc de sincronizare realizat dintr-un filtru trece jos și un comparator. Pentru fiecare punte redresoare există câte un formator de impulsuri, care se află în conexiune cu sursele pentru reglajul fazei și un sumator.
Formele de undă rezultate sunt obținute cu ajutorul voltmetrelor , , , , și , iar tensiunea rețelei este 500 kV.
Formele de undă aferente sunt prezentate în figura II.18.2. Semnalele de comandă sunt prezentate în Anexa 3.
Fig. II.18.2. Formele de undă ale redresorului cu 12 pulsuri cu alimentare
combinată stea-triunghi [94]
II.19. ASPECTE TEHNICO-ECONOMICE ALE SISTEMELOR HVDC
Costul reprezintă un aspect important în sistemele HVDC. În figura II.19.1. sunt marcate diferențele de cost dintre sistemele HVDC și HVAC.
Fig. II.19.1. Costul sistemelor HVDC versus HVAC [27]
Se observă că începând cu distanța de 600 km, sistemele HVAC au un cost mult mai mare decât sistemele HVAC. Acest aspect recomandă folosirea sistemelor HVDC pentru distanțe mari. În ceea ce privește structura de cost a componentelor sistemelor HVDC, graficul din figura II.19.2. arată ponderea în costul final a principalelor echipamente. Se observă că ponderea cea mai mare este reprezentată de tiristoare, cu 20 % din costul final al unui sistem HVDC.
Fig. II.19.2. Structura costului în sistemele HVDC [27]
Alegerea unei anumite configurații pentru sistemele HVDC comportă o analiză tehnico-economică. Aceasta are în vedere în principal costul următoarelor componente: stația convertor, cablurile sau linia aeriană, sistemele de comutație, sistemele de compensare ale energiei reactive, filtrele, sistemele de protecție și control. La acestea se adaugă costurile de proiectare, studiile de fezabilitate, construcțiile aferente, costul terenului, costul instalării, costul punerii în funcțiune și costul mentenanței.
Costul sistemelor HVDC tip LCC
Aceste sisteme reprezintă soluția clasică HVDC. Costul acestui sistem depinde în general de puterea transferată și de lungimea rețelei. Pentru tensiunea de 500 kV și 2000 MW, prețul cablurilor și al instalării submarine este de 1,2 milioane de euro pentru un kilometru. Expresia matematică pentru calculul costului sistemelor HVDC LCC este următoarea:
Cost = 1,148 P + 156,1 II. (1) [28]
unde Cost reprezintă costul cablului pe kilometru în mii de euro, iar P reprezintă puterea în MW.
Dependența dintre costul cablului și putere este prezentată în figura II.19.3.
Fig. II.19.3. Costul cablului în funcție de putere [28]
În cazul sistemelor tip LCC, costul pe kilometru al cablului pentru diferite puteri este prezentat în tabelul II.3. [28]
Tabelul II.3. [28]
Costul pe kilometru al cablului pentru diferite puteri
Costul sistemelor HVDC VSC
În general, costul sistemelor VSC este mai mare cu 10 – 15 % comparativ cu sistemele LCC de aceeași putere. Costul cablurilor este determinat prin următoarea relație:
Cost = 0,286 + 0,00969 P II. (2) [28]
în care P este puterea în MW.
În această relație, costul rezultat este măsurat în MSEK (milioane de coroane suedeze). Prin transformarea costului în euro reies valorile din tabelul II.4. [28]
Tabelul II.4. [28]
Transformarea costului în euro
Costul instalării cablurilor este de 200.000 euro/km. Pentru o rețea HVDC VSC submarină cu lungimea de 50 km, costul total se calculează cu relația:
II. (3) [28]
Rezultă valorile:
Costul transformatoarelor
Expresia matematică pentru calculul costului transformatorului este:
II.(4) [28]
în care reprezintă costul transformatorului în milioane de euro, iar P este puterea transformatorului în MVA.
În figura II.19.4. este prezentată dependența costului transformatorului de putere.
Fig. II.19.4. Costul transformatorului în funcție de putere [28]
Costurile aferente celor mai utilizate puteri sunt cele din tabelul II.5. [28]
Tabelul II.5. [28]
Costurile aferente celor mai utilizate puteri
Costul compensării puterii reactive
În tabelul II.6. sunt prezentate valorile necesare pentru compensare în MVA în funcție de distanță și tensiune. [28]
Tabelul II.6. [28]
Valorile necesare pentru compensare în MVA în funcție de distanță și tensiune
Costurile aferente sunt cele din tabelul II.7. [28]
Tabelul II.7. [28]
Costurile aferente celor trei tipuri de tensiuni
Costul cablurilor de curent alternativ de tip XLPE
În ceea ce privește costul cablurilor de curent alternativ de tip XLPE, acesta depinde de parametrii de tensiune și curent. În tabelul II.8. sunt prezentate valorile parametrilor pentru trei tensiuni nominale. [28]
Tabelul II.8. [28]
Valorile parametrilor pentru trei tensiuni nominale
Pentru tensiunea de 132 kV, costul este de 1,5 M€/km, iar pentru 220 kV este 1,65 M€/km. Pentru 400 kV, =1,95 M€/km.
Costul sistemelor de comutație
În tabelul II.9. sunt prezentate costurile sistemelor de comutație pentru diferite valori ale tensiunii. Acestea se referă la sistemele clasice pentru partea de curent alternativ. Pentru partea de curent continuu, prețul sistemelor de comutație diferă în funcție de varianta aleasă. [28]
Tabelul II.9. [28]
Prețul sistemelor de comutație în funcție de varianta aleasă
Costul întreruptoarelor clasice de tip MRTB se calculează în funcție de putere și reprezintă aproximativ 35 $/kW. Celelalte sisteme de comutație sunt în perioada de probe, iar costul lor încă nu este cunoscut.
CAPITOLUL III
SISTEME DE ÎNTRERUPERE ÎN CURENT CONTINUU PENTRU REȚELELE HVDC
III.1. PRINCIPII DE BAZĂ ALE COMUTAȚIEI ÎN CURENT CONTINUU
Comutația în curent continuu implică dificultăți pe care cercetarea internațională în domeniu încearcă să le rezolve. În ultimii ani, tendințele tot mai accentuate de dezvoltare în domeniul transportului energiei electrice în curent continuu a creat oportunități, dar și obligații în ceea ce privește perfecționarea sistemelor de comutație în curent continuu.
Cerințele de bază în acest domeniu sunt: micșorarea timpului de întrerupere, micșorarea pierderilor în sistemele de comutație, creșterea siguranței în exploatare, necesitatea de a crea sisteme de comutație upgradabile din punct de vedere al puterii, tensiunii și curentului.
Dezvoltarea sistemelor HVDC VSC care conțin componente mult mai versatile, precum cele realizate cu tranzistoare IGBT, a impus necesitatea unor timpi de comutație sub 5 ms.
III.1.1. Tipuri de soluții de întrerupere în sistemele HVDC
În prezent există următoarele tipuri de soluții de întrerupere:
1. Întreruptoare cu rezonanță pasivă
Aceste întreruptoare se mai numesc întreruptoare cu circuit oscilant, utilizează o ramură de circuit cu inductanță și condensator și asigură trecerea prin zero a curentului, în combinație cu întreruptoare clasice și descărcătoare.
2. Întreruptoare mecanice
Aceste întreruptoare pot fi cu vid sau cu SF6 în varianta clasică și de tip UFS în varianta ultrarapidă.
3. Întreruptoarele cu rezonanță activă utilizează același principu ca la rezonanța pasivă, cu deosebirea că există surse separate de alimentare.
4. Întreruptoarele cu circuit de atenuare conțin o ramură de circuit în care se află un condensator și un tiristor. Practic, condensatorul are rolul de a realiza atenuarea și de a controla întreruperea.
5. Întreruptoarele cu oscilație forțată utilizează scheme prin care durata și amplitudinea oscilațiilor este controlată.
6. Întreruptoarele cu oscilații parametrice utilizează scheme în care parametrii bobinelor și condensatoarelor pot fi setați la anumite valori.
7. Întreruptoarele electronice utilizează diferite dispozitive semiconductoare de puetere în circuite capabile să realizeze întreruperea. Aceste componente pot fi tiristoare de tip IGCT, GTO, în varianta LTT sau ETT.
8. Întreruptoarele hibride utilizează combinații dintre întreruptoare ultrarapide, blocuri realizate din tranzistoare IGBT și descărcătoare. Cele mai importante scheme hibride sunt cele realizate de firmele ABB și Alstom. În cazul schemei ABB [85], se obține un timp de întrerupere de 3 ms. În cazul schemei Alstom [33], timpul de întrerupere este cu 1 – 2 ms mai mare decât varianta ABB datorită unor ramuri de întârziere care să acopere deschiderea prea lentă a comutatorului mecanic.
9. Întreruptoarele combinate utilizează atât echipamente cu vid, cât și cu SF6.
10. Soluții neconvenționale de întrerupere nu utilizează componente clasice. Una dintre aceste soluții este analizată în lucrare și utilizează principiul comutației secvențiale.
Pe parcursul redactării prezentei lucrări a fost făcut public rezultatul cercetărilor în proiectul TWENTIES. La acest proiect au participat specialiști de la firme din unsprezece țări din Europa de Vest, scopul principal al proiectului fiind acela de a se obține o soluție convenabilă de întreruptor pentru sistemele HVDC tip VSC necesar sistemelor eoliene. Prototipul realizat poate să întrerupă în 5 ms un curent de 5,2 kA, la o tensiune de 160 kV.
O importanță deosebită în analiza soluțiilor de comutație existente sau posibile îl au simulările cu ajutorul unor programe. În lucrare sunt prezentate și analizate atât simulări existente propuse de cercetarea în domeniu, cât și simulări propuse de autor.
Din analiza rezultatelor acestor simulări se desprind mai multe tendințe pentru găsirea unor soluții optime în comutația în curent continuu la înaltă tensiune, tip HVDC. Dintre acestea se remarcă următoarele:
Combinarea avantajelor întreruptoarelor ultrarapide cu cele ale electronicii de foarte mare putere.
Realizarea sistemelor de comutație cu ajutorul mai multor ramuri de circuit în paralel.
Utilizarea combinată a descărcătoarelor cu dispozitive electronice de foarte mare putere.
Utilizarea condensatoarelor în obținerea de scheme cu comutație forțată.
Realizarea sistemelor inteligente de întrerupere în asociere cu soft-uri computerizate.
Utilizarea circuitelor oscilante în realizarea unor sisteme de întrerupere combinate.
Utilizarea unor materiale avansate pentru soluții neconvenționale de întrerupere.
III.2. ÎNTRERUPTOARE CU REZONANȚĂ PASIVĂ
Întreruptoarele cu rezonanță pasivă sunt realizate din trei ramuri; prima conține un comutator mecanic, a doua un circuit oscilant compus dintr-o bobină și un condensator, iar a treia conține un descărcător MOV. În figura III.2.1. este prezentată o schemă simplificată pentru o rețea HVDC ce cuprinde un întreruptor pasiv.
Fig. III.2.1. Schema simplificată a unei rețele HVDC cu întreruptor rezonant pasiv [44]
Aplicând legea lui Kirchhoff pe bucla formată din întreruptorul mecanic, bobină și condensator, rezultă ecuația diferențială lineară de ordinul II.
III. (1)
Ecuația caracteristică a circuitului oscilant poate fi scrisă ca:
, unde:
r – operator diferențial III. (2) [44]
Rezistența diferențială a arcului este o funcție a curentului prin condensator, care este argumentul ecuației diferențiale de bază. Pentru a face o analiză suplimentară mai simplă, procesul de întrerupere poate fi considerat limitat. Această prevedere oferă posibilitatea de a considera rezistența diferențială a arcului ca fiind constantă. Oscilațiile curentului din circuit au loc numai atunci când funcțiile periodice sinusoidale și cosinusoidale sunt prezente în soluția ecuației diferențiale de bază. Aceasta înseamnă că rădăcinile caracteristice ale ecuației trebuie să fie în complex, prin urmare inegalitatea următoare trebuie să devină:
III. (3) [44]
Prin aplicarea condițiilor inițiale , soluția ecuației diferențiale de bază este următoarea:
III. (4) [44],
unde:
Din analiza soluțiilor pentru cazurile extreme rezultă:
a) Dacă C este infinit, atunci nu se produc oscilații ale curentului deoarece curentul de întrerupere este în întregime comutat pe condensator. Deci cu cât valoarea condensatorului crește, cu atât se mărește capacitatea de întrerupere.
b) Dacă L este foarte mare, se produc oscilații ale curentului, dar amplitudinea acestora și rata de creștere a oscilațiilor sunt destul de mici. Acest lucru poate fi observat în formula coeficientului de amortizare. Primul curent zero poate să apară la câteva zeci de ms de la începerea întreruperii.
c) Dacă L și C sunt foarte mici, circuitul nu generează oscilații.
Ecuația III.(4) arată de asemenea că amplitudinea inițială a oscilațiilor este proporțională cu tensiunea arcului corespunzătoare curentului de întrerupere. La curenți mari de întrerupere, oscilația inițială este slabă deoarece tensiunea arcului este scăzută. În plus, la curenți mari, rezistența diferențială a arcului devine scăzută ca mărime. Aceasta scade coeficientul de amortizare, care conduce la o rată scăzută de creștere a oscilațiilor. Este important de amintit că valoarea coeficientului de amortizare este negativă deoarece arcul electric la curenți mari are o rezistență diferențială negativă.
Pornind de la amplitudine mică și având o rată scăzută de creștere, oscilațiile vor ajunge la curent zero numai după un timp destul de mare de la inițierea întreruperii. Acest fapt face ca acest întreruptor să fie nepotrivit pentru întreruperea curenților foarte mari.
III.2.1. Principiul de funcționare al întreruptorului cu circuit oscilant
Circuitul echivalent al DCCB cu circuit oscilant este prezentat în figura III.2.2. Acesta constă într-un întreruptor mecanic, un circuit oscilant LC și un descărcător. La funcționarea în curent nominal, circuitul este conectat printr-un întreruptor mecanic, tiristorul blochează curentul în ramura B, iar prin ramura C nu circulă nici un curent. Condensatorul Cres este preîncărcat la o anumită valoare Vpre, a cărui polaritate este aleasă astfel încât prima descărcare a condesatorului să fie la un curent care are polaritate opusă celei a curentului rețelei.
Fig. III.2.2. Schema echivalentă a întreruptorului hibrid cu rezonanță [57]
În caz de scurtcircuit, curentul prin întreruptor va crește când curentul a atins o anumită valoare și este interpretat ca un curent de defect. Este dat un semnal de deschidere spre întreruptorul mecanic și tiristorul este amorsat. Condensatorul preîncărcat și inductanța creează împreună un contracurent , care parcurge prin întreruptorul mecanic în direcția opusă curentului de scurtcircuit . Dacă amplitudinea contracurentului este mai mare decât cea a curentului de scurtcircuit rezultă un curent artificial de trecere prin zero ca în figura III.2.3.
Datorită recuperării dielectrice a întreruptorului mecanic, curentul în rețea nu este întrerupt la prima trecere prin zero a curentului, pentru că distanța dintre contacte în acest caz nu este suficient de mare. La a doua trecere a curentului prin zero distanța dintre contacte este mai mare, prin urmare rigiditatea dielectrică este mai mare.
Pentru că varianta de întreruptor mecanic aleasă trebuie să fie capabilă să rupă curentul la trecerea prin zero, nu poate fi folosit un comutator UFS din cauza lipsei capacității de stingere a arcului. Prin urmare este ales un întreruptor în vid.
Fig. III.2.3. Evoluția curentului în timpul procesului de întrerupere la întreruptorul hibrid cu rezonanță [58]
După ce curentul este întrerupt, curentul din întreaga rețea traversează ramura B și încarcă condensatorul. Când tensiunea condensatorului este la fel de mare ca tensiunea de prag a descărcătorului, acesta începe să conducă, iar curentul este comutat în ramura C.
III.2.2. Soluția de întrerupere MRTB
Soluția MRTB este de fapt o aplicație a principiului de rezonanță pasivă. În figura III.2.4. este prezentată schema de principiu a MRTB, iar în figura III.2.5. ansamblul general MRTB instalat într-o stație HVDC.
Fig. III.2.4. Schema de principiu a întreruptorului MRTB [86]
Fig. III.2.5. Ansamblu general MRTB [85]
Putem ilustra complexitatea problemei întreruperii circuitelor de curent continuu cu ajutorul unei similitudini din mecanică: într-o linie aeriană de curent continuu lungă de , creșterea intensității curentului până la o energie de 4,5 MJ. Această cantitate de energie este echivalentă celei necesare pentru a ridica o masă de o tonă la înălțimea de . Dacă lăsăm să cadă de la această înălțime, masa lovește solul cu viteză de 100 m/s. Putem echivala ideea de a opri masa înainte de a atinge solul cu întreruperea unui asemenea curent. În rețelele de curent alternativ, arcul electric durează aproximativ 20 ms, acesta fiind timpul care se scurge pentru a opri masa pe ultimii metri și de a o așeza lin pe sol.
III.2.2.1. Funcționarea schemei MRTB
Absența trecerii naturale prin zero în rețelele de curent continuu ne obligă să completăm cu elemente capabile să creeze un curent zero artificial. Această idee este aplicată de specialiștii de la firma AREVA T&D, care au adăugat un circuit oscilant LC în paralel cu un întreruptor de c.a. În felul acesta, schema are două ramuri în paralel. Prima ramură este constituită de un circuit serie LC, iar a doua de o rezistență nelineară cu oxid metalic (MOV- Metal Oxide Varistor), îndeplinind sarcina de limitare. Specialiștii firmei AREVA T&D [84] au stabilit două etape de efectuare a comutației:
Etapa 1. În poziția închis, curentul traversează întreruptorul, ramurile LC și MOV fiind pasive. La momentul deconectării, întreruptorul începe să formeze un arc din ce în ce mai lung între contactele care se îndepărtează, dar intensitatea curentului electric (Iarc) care traversează întreruptorul rămâne cvasineschimbată. Pe măsură ce tensiunea arcului crește, acesta începe să interacționeze cu circuitul LC. Fluctuațiile naturale ale tensiunii arcului produc oscilații ale curentului în bucla formată de întreruptor și ramura LC. Intensitatea oscilațiilor curentului (Ic) crește și în final depășește pe cea a curentului continuu (Idc), pe care vrem să îl întrerupem. Iarc trece acum prin stările de curent nul și întreruptorul poate întrerupe curentul. Arcul durează aproximativ 20 ms.
Etapa 2. În timp ce curentul este întrerupt, energia în linie (sau în cabluri) este încă destul de ridicată și continuă să încarce condensatorul. Atunci când MOV atinge tensiunea de prag, acesta devine conductor, absoarbe energia și limitează tensiunea la valoarea . Această tensiune se opune sarcinii care traversează MRTB și forțează progresiv curentul electric spre circuitul de retur din schemă. Această acțiune durează mai mult timp să se efectueze decât perioada de întindere a arcului. În consecință, dimensionarea MOV se realizează în funcție de energia disipată în componentele acestuia.
III.2.2.2. Funcții specifice ale întreruptoarelor MRTB în sistemele HVDC
Conceptul de întreruptor de curent continuu tip MRTB este simplu și fiabil, pentru că nu conține componente electronice active. Prin aceasta se oferă un nivel înalt de siguranță în funcționare.
Soluția propusă de AREVA T&D presupune utilizarea a patru întreruptoare diferite. Aceste întreruptoare sunt: MRTB, GRTS, NBS și NBGS.
MRTB (Metallic Return Transfer Breaker – întreruptor de transfer la conductorul metalic de retur), în modul de exploatare unipolară se utilizează pentru a comuta curentul de retur al electrodului de pământ spre circuitul celuilalt pol, care servește apoi drept conductor de retur [numit metalic], (din rațiuni de coroziune și securitate, el este frecvent interzis în exploatarea de regim permanent).
GRTS (Ground Return Transfer Switch – separator de transfer spre electrodul de pământ) este utilizat pentru a reconfigura o exploatare unipolară în bipolară, comutând conductorul de retur spre electrodul de pământ, fără întrerupere electrică. Schema nu poate trece la o exploatare bipolară fără a trece prin această etapă.
NBS (Neutral Bus Switch – separatorul barei de nul) este necesar pentru a elimina un defect la pământ într-un pol al convertorului, transferând curentul polului neafectat spre circuitul electrodului.
NBGS (Neutral Bus Grounding Switch – separator de punere la pământ a barei de nul) În cazul deschiderii intempestive a circuitului electrodului la pământ, NBGS este închis pentru a reconstitui o punere la pământ, în schema care poate astfel să continue să transmită curent.
Aceste echipamente sunt dispuse pentru a răspunde tuturor configurărilor de exploatare în funcție de cerințele clientului. Echipamentele pot rezolva un număr mare de cerințe diferite, cum ar fi reconfigurarea schemelor sau protecția contra defectelor și scurtcircuitelor. Aceste întreruptoare au în comun posibilitatea de a transfera un curent continuu în sarcină, de la un circuit spre alt circuit paralel. Ceea ce le diferențiază sunt circuitele conținute. Deși este vorba de componente simple, ele ocupă un rol important în calitatea și continuitatea funcționării. Din punct de vedere al testării întreruptoarelor de curent continuu, tensiunea arcului electric este esențială. Oscilațiile create între întreruptor și ramurile sale LC sunt importante pentru a realiza deconectarea curentului continuu. Creșterea oscilațiilor și atingerea curentului oscilator la valoarea curentului c.c se face rapid și se creează condițiile necesare întreruperii.
Aceste oscilații sunt puternic legate de comportamentul tensiunii de arc, tensiune dependentă la rândul său de curent și de lungimea arcului electric. Campaniile de testare au permis determinarea clară a caracteristicilor fizice fundamentale ale întreruptoarelor de c.c, pentru a cunoaște mai bine tensiunea de arc și curentul electric în funcție de timp. Prin urmare, înainte de a dimensiona corect echipamentele, obiectivul constă în configurarea sistemului și verificarea tuturor valorilor curentului, ca rezistența dinamică a arcului (dUarc/dIarc) să rămână suficient de negativă, astfel încât amplitudinea oscilațiilor să fie suficientă pentru a întrerupe rapid curentul în toate împrejurările.
MRTB sunt întreruptoare cu cameră de stingere. Acestea au atins maturitatea și nu au nevoie de dezvoltare. Timpul de întrerupere este de la 27 până la 41 ms, curentul maxim 4 kA, iar complexitatea mică. Rezistența electrică în funcționare este mai mică de 1 mΩ. Dispunerea acestora este prezentată în figura III.2.6.
Fig. III.2.6. Dispunerea întreruptoarelor într-un sistem HVDC [86]
Schema se compune din: polul 1 împreună cu echipamentele redresor sau invertor, polul 2 cu echipamentele aferente, linia neutrului, linia electrodului și întreruptoarele. Întreruptoarele NBS asigură eliminarea defectului unui pol, dar și transferarea curentului spre polul neafectat. Întreruptorul GRTS este util pentru a realiza o conexiune unipolară. Întreruptorul NBGS realizează punerea la pământ a barei de nul, iar întreruptorul MRTB este folosit pentru comutarea conexiunii de la pământ la cablu pentru funcționarea în regim permanent.
III.3. ÎNTRERUPTOARE MECANICE UTILIZATE ÎN COMUTAȚIA SISTEMELOR HVDC
III.3.1. Întreruptoare mecanice
Cele mai utilizate întreruptoare mecanice în sistemele HVDC sunt cele cu vid și cele cu . Viteza de operare a acestora este una scăzută, întreruperea realizându-se în aproximativ 50 ms. Pe de altă parte, pierderile în conducție sunt mici, pentru că rezistențele de contact sunt și ele mici. Acesta este motivul pentru care nu au nevoie de sisteme de răcire. În același timp, acestea nu necesită nici circuite de protecție pentru că au capacitate mare la suprasarcină.
Un avantaj important al întreruptoarelor mecanice este acela că realizează și izolarea galvanică. Nivelul de upgradare în tensiune poate fi de 1100 kV, prin înserierea a patru întreruptoare. Dimensiunile întreruptoarelor mecanice sunt mici și permit instalarea și la exterior.
Una dintre problemele care vizează întreruptoarele mecanice este nevoia de mentenanță după un număr mic de funcționări. Din acest motiv, durata de viață este limitată. În cazul întreruptoarelor cu , există importante limitări din considerente de protecție a mediului. Dezavantajul major al întreruptoarelor mecanice este acela că necesită trecerea prin zero a curentului, fapt care implică circuite auxiliare care să realizeze trecerea forțată a curentului prin zero. Întreruptoarele mecanice pot să întrerupă aproximativ 5 kA, dar pot fi realizate și pentru 10 ÷ 12 kA.
III.3.2. Soluția de comutație UFS
UFS (Ultra Fast Switch) este soluția ABB de comutator ultrarapid.
Întreruptoarele hibride au în componență un comutator ultrarapid necesar pentru realizarea unor timpi foarte mici de separare a contactelor, respectiv timpi de întrerupere mai mici de 5 ms. În cazul întreruptoarelor mecanice clasice, separarea contactelor are loc în 19 ÷ 20 ms. Pentru întreruptoarele hibride este necesar ca timpul de separare a contactelor să fie de maxim 1 ms.
În figura III.3.1. este prezentat în secțiune comutatorul ultrarapid UFS.
Fig. III.3.1. Secțiune prin UFS [44]
Comutatorul UFS realizat de ABB este un comutator electromecanic ultrarapid, cu mecanism de comutare integrat. Acest mecanism este alcătuit din două dispozitive de acționare piezoelectrice, capabile să producă mișcarea de deconectare în aproximativ 0,5 ms. Toate componentele UFS sunt incluse într-o carcasă realizată din polimer, care este capabilă să țină în interior vid sau gaz sub presiune. Practic, UFS este constituit din două axe perpendiculare. Pe axa orizontală sunt dispuse contactele fixe, iar pe cea verticală contactele mobile, acționate de doi actuatori piezoelectrici A și B.
Pentru descrierea funcționării, în figura III.3.2. sunt prezentate schematic, elementele componente ale UFS în pozițiile de funcționare închis și deschis.
Fig. III.3.2. Pozițiile deschis și închis la funcționarea UFS [37]
Se observă că pentru a asigura o inerție mică și implicit un timp mic de separare, contactele mobile sunt segmentate. Pentru acționare este nevoie de energie foarte mică, iar pierderile sunt de asemeni foarte mici.
Construcția UFS este simplă și compactă, principiul de funcționare fiind unul extrem de inovativ. UFS permite comenzi realizate cu ajutorul calculatorului și este capabil de resetare automată.
În figura III.3.3. este prezentată o imagine de ansamblu a UFS.
Fig. III.3.3. Vedere exterioară a UFS [85]
III.4. ÎNTRERUPTORUL CU REZONANȚĂ ACTIVĂ
În cazul rezonanței active, în circuit intervine un condensator preîncărcat în ramura auxiliară care contribuie mai eficient la crearea curentului zero artificial. Figura III.4.1. prezintă un întreruptor cu rezonanță activă într-o schemă HVDC.
Fig. III.4.1. Schemă HVDC cu întreruptor cu rezonanță activă [44]
Figura III.4.2. arată modul de încărcare al condensatorului de comutație.
Fig. III.4.2. Încărcarea condensatorului de comutație [44]
Unele scheme utilizează transformatoare pentru realizarea preîncărcării. O astfel de schemă este cea din figura III.4.3.
Fig. III.4.3. Schemă HVDC cu transformator de preîncărcare [44]
III.4.1. Funcționarea întreruptorului DCCB cu ramură activă
Întreruptoarele pentru DC cu ramură activă se bazează pe conceptul de întreruptor cu rezonanță. Dispozitivele semiconductoare au capacitatea de a rupe curenți din gama kA în câteva µs [57]. Dezavantajul utilizării semiconductoarelor este totuși mare din cauza pierderilor în sarcină, ceea ce nu este cazul pentru întreruptorul mecanic. Aceste două dispozitive sunt combinate astfel încât curentul nominal poate fi întrerupt de întreruptorul mecanic, iar curentul de defect de către dispozitivul semiconductor. În figura III.4.4. este prezentată schema echivalentă a unui asemenea circuit.
Fig. III.4.4. Schema echivalentă a întreruptorului cu circuit activ [58]
Acesta se compune din ramuri diferite, fiecare proiectată pentru a îndeplini o anumită sarcină. La funcționarea în condiții nominale, elementul semiconductor este blocat, așadar curentul nu circulă prin ramura B. Tensiunea de prag a varistorului trebuie să fie setată la valori mai mari decât tensiunea rețelei, în condițiile în care nu circulă curent prin ramura C. Curentul total la funcționarea în regim nominal este condus de către întreruptorul mecanic, care are pierderi mult mai mici decât dispozitivul semiconductor.
Elementul semiconductor trebuie să fie activat doar la deconectare. În principal sunt disponibile în prezent două tipuri de componente, IGBT și IGCT. IGBT are pierderi în sarcină mai mari decât IGCT, dar are pierderi de comutare mai mici [60].
Deși nu este necesară o frecvență ridicată de comutare în aplicațiile HVDC, IGCT este ales totuși ca dispozitiv semiconductor în această schemă.
În cazul unui scurtcircuit, curentul va începe să crească peste valoarea In. Când va atinge valoarea de prag este dat un semnal către întreruptorul mecanic pentru a deschide și IGCT intră în conducție. Valoarea tensiunii de arc și inductanțele în ramurile A și B decid durata procesului de comutare de la ramura A la ramura B. Când curentul este complet comutat în ramura B, dispozitivul semiconductor poate să dea o comandă pentru a bloca curentul. Datorită acestor dispozitive conductoare se va întrerupe repede curentul (în aproximativ câteva µs), panta curentului în inductanța rețelei va fi mai mare, ceea ce duce la o tensiune de vârf în semiconductor.
Pentru a preveni ca semiconductorul să suporte acest vârf de tensiune, se folosește un dispozitiv de limitare a tensiunii, adică un varistor conectat în paralel cu IGCT. Imediat după ce IGCT se deschide, tensiunea pe întreruptor va crește până ce tensiunea de prag a varistorului declanșează trecerea curentului. Deoarece tensiunea de prag a varistorului este mai mare decât tensiunea rețelei, tensiunea pe inductanța rețelei va deveni negativă.
Curenții tipici din cadrul procesului de întrerupere sunt prezentați în figura III.4.5.
Fig. III.4.5. Evoluția curentului în timpul procesului de deconectare la întreruptorul
cu circuit activ [60]
Dacă rigiditatea dielectrică nu este suficientă, pot să apară reaprinderi ale arcului între contacte. Acest lucru este determinat de recuperarea dielectrică a spațiului dintre contacte, care durează mai mult timp decât comutarea curentului de la ramura A la ramura B. Soluția acestei probleme este introducerea unui timp de așteptare pentru corelarea secvențelor întreruperii. Acest timp de așteptare poate fi observat în figura III.4.5., ca intervalul de timp dintre procesul de comutație de la ramura A la ramura B și începutul comutației de la ramura B la ramura C. Se poate observa că, în acest timp, curentul circulă fără limitare.
III.5. ÎNTRERUPTORUL CU ATENUARE
Întreruptorul activ cu atenuare constă în trei ramuri paralele, fiecare cu funcție proprie. Schema echivalentă a circuitului este prezentată în figura III.5.1.
Fig. III.5.1. Schema echivalentă a întreruptorului hibrid cu atenuare [57]
Principiul de funcționare al întreruptorului cu atenuare este similar cu cel al întreruptorului activ. Sarcina nominală este condusă de întreruptorul mecanic cu pierderi reduse în funcționare. Tiristorul din ramura B este blocat până când se dă un semnal de amorsare. Descărcătorul din ramura C este, de asemenea, în afara conducției în cazul operării la curent nominal, cu un nivel de amorsare mai mare decât tensiunea nominală a rețelei.
Când apare un scurtcircuit, curentul începe să crească. O dată ce curentul de scurtcircuit a atins nivelul de detecție, este dat un semnal către întreruptorul mecanic pentru a deschide și un semnal de amorsare pentru tiristor. În acel moment, curentul începe comutarea pe ramura B. Din cauza inductanțelor de pierderi, comutarea curentului de la ramura A la ramura B are nevoie de un timp de așteptare în care între contactele întreruptorului mecanic are loc arcul electric. Până la acest punct, procesul este identic cu cel întâlnit la întreruptorul activ. Pentru moment se presupune că tot curentul este comutat în ramura B. În timp ce curentul începe să comute în ramura B, un condensator de atenuare începe să se încarce, tensiunea pe condensator începe să crească. Deoarece condensatorul este conectat în paralel cu întreruptorul mecanic, tensiunea pe condensator va fi aceeași ca pe întreruptorul mecanic (presupunând că inductanța este zero și tensiunea de funcționare a tiristorului este egală cu zero). Prin încărcarea condensatorului, tensiunea rezultată pe inductanță va scădea. O dată ce tensiunea pe condensator începe să devină mai mare decât tensiunea rețelei, tensiunea pe inductanță devine negativă. Când tensiunea pe condensator devine mai mare decât tensiunea de prag a descărcătorului, acesta intră în conducție, iar curentul este comutat pe ramura C. În figurile III.5.2. sunt prezentate tensiunea și curentul pentru un proces tipic de întrerupere.
(b)
Fig. III.5.2. Procesul de întrerupere la întreruptorul hibrid cu atenuare [57]
Condensatorul și inductanța creează împreună rezonanța circuitului din ramura B. Se realizează o oscilație între condensator și inductanță, rezultatul final fiind menținerea nivelului de încărcare la nivelul de prag la sfârșitul procesului de întrerupere. După oprire, condensatorul trebuie să fie descărcat înainte ca circuitul să fie din nou pregătit de funcționare.
III.6. ÎNTRERUPTORUL CU OSCILAȚI E FORȚATĂ
Întreruptoarele prezentate în paragrafele anterioare au la bază principiul oscilațiilor libere ale curentului. În cazul întreruptorului care utilizează oscilațiile forțate se folosește o sursă auxiliară. Schema acestui întreruptor este prezentată în figura III.6.1.
Fig. III.6.1. Schemă HVDC cu sursă externă pentru circuitul de oscilație [44]
Întreruptorul este conceput cu două ramuri paralele. În prima ramură se află întreruptorul mecanic, iar în cea de-a doua un circuit oscilant format din bobină, condensator și bobina transformatorului. Cealaltă bobină a transformatorului este alimentată la o sursă de tensiune alternativă. Frecvența tensiunii acestei surse este aleasă în funcție de frecvența de rezonanță.
Acest concept prezintă avantajul că performanțele schemei nu depind de proprietățile arcului electric. Prin urmare ne așteptăm la o capacitate de întrerupere mai mare, întrucât la rezonanță, reactanța circuitului devine zero și curentul este limitat doar de oscilațiile produse în circuit.
Ca și în cazul celorlalte soluții cu circuit ocilant, curentul de arc rezultant este constituit din suprapunerea unui curent DC din circuitul principal și a unui curent AC produs în circuitul oscilant. Oscilațiile forțate din circuit depind în acest caz de inductanța de pierderi a transformatorului, amplitudinea tensiunii sursei externe și de frecvența acesteia. Pentru a obține o amplitudine mai mare a oscilațiilor se utilizează o frecvență redusă a sursei exterioare și o tensiune mare a acesteia.
III.7. ÎNTRERUPTORUL CU OSCILAȚIE PARAMETRICĂ
Principiul oscilațiilor parametrice se referă la posibilitatea de a realiza diferite valori pentru inductanță și capacitate. Schema folosește tot principiul suprapunerii curenților, la care se adaugă posibilitatea modificării parametrilor bobinei și condensatorului. În acest fel, se obține rezonanța parametrică. Principiul oscilațiilor parametrice se poate obține cel mai simplu prin modificarea capacității unui condensator, de exemplu prin modificarea distanței dintre plăci.
În cazul bobinelor, inductanța poate fi modificată utilizând mișcarea periodică a unui miez în interiorul bobinei. Se definește, în acest caz, un indice de modulație care arată în ce măsură valoarea parametrului este modificată periodic în jurul valorii de echilibru.
Schema din figura III.7.1. ilustrează acest principiu.
Fig. III.7.1. Schema HVDC cu oscilații parametrice [44]
III.8. ÎNTRERUPTORUL ELECTRONIC PENTRU SISTEME HVDC
Întreruptoarele electronice (Solid – state) au apărut ca urmare a posibilităților de upgradare în tensiune și curent pentru mai multe dispozitive semiconductoare de putere, cum ar fi: diode, tiristoare, componente GTO, componente IGCT și tranzistoare IGBT.
Soluțiile întreruptoarelor electronice în HVDC încorporează dispozitive semiconductoare care pot fi parte a circuitului principal sau auxiliar. Principalul avantaj al soluțiilor electronice este viteza foarte mare de întrerupere, de oridinul microsecundelor. Cerințele privind obținerea componentelor electronice cu parametri foarte mari de tensiune și curent au reprezentat o mare oportunitate pentru industria în domeniu.
Primele componente concepute special pentru HVDC au fost tiristoarele realizate atât în varianta de amorsare electronică, dar și cu ajutorul luminii. S-a pornit de la tiristoarele de 2 kV / 1 kA , urmate de cele cu 4 kV / 2 kA, ajungând în prezent la 8 kV / 3,6 kA. Dimensiunile acestor tiristoare încep de la 2 inch și ajung și la 8 inch diametru.
Domeniul tiristoarelor a fost completat cu modele de tiristoare speciale, de tip GTO și IGCT. Dezvoltările ulterioare în domeniu au dus la apariția tranzistoarelor de tip IGBT cu parametri de 6,5 kV ⁄ 3,6 kA.
Marele dezavantaj al componentelor electronice sunt pierderile de putere foarte mari în comparație cu întreruptoarele mecanice. Aceste pierderi ajung uneori și la 1 % din putere. Dacă ținem cont de faptul că puterile în HVDC depășesc 600 MW, rezultă pierderi foarte mari care implică instalații speciale de răcire. Puterea disipată în componentele electronice reprezintă suma pierderilor în funcționare, în comutație și de comandă. În condiții de comutație apar solicitări di ⁄ dt și du ⁄ dt atât de mari încât componentele se pot deteriora. Din acest motiv se utilizează circuite snubber, pentru a atenua solicitările de comutație. În ceea ce privește mărimea pierderilor în funcționare, în cazul IGBT acestea pot fi și de trei ori mai mari decât în cazul tiristoarelor.
În figura III.8.1. este prezentată structura unui întreruptor electronic cu descărcător utilizat în HVDC. În afară de rapiditatea întreruperii, soluțiile electronice mai au avantajul unei funcționări sigure, fără mentenanță datorat funcționării fără arc electric. Numărul de întreruperi este teoretic nelimitat, în timp ce, în cazul comutației mecanice, contactele se înlocuiesc după zece întreruperi la scurtcircuit.
Fig. III.8.1. Schema HVDC cu întreruptor electronic [44]
Pierderile în conducție în cazul IGBT poate fi de aproximativ 30 % din pierderea totală a stației. În cazul întreruptoarelor electronice este nevoie și de realizarea unei separări galvanice prin separatoare sau comutatoare, întrucât dispozitivele electronice nu realizează și izolarea galvanică.
Un model de schemă detaliată de întreruptor electronic pentru HVDC este cel din figura III.8.2.
Fig. III.8.2. Schemă detaliată HVDC cu întreruptor electronic [44]
III.9. ÎNTRERUPTOARE HIBRIDE
Întreruptoarele hibride reprezintă o soluție optimizată rezultată din asocierea elementelor de întrerupere mecanică, electronică și MOV. Figura III.9.1. prezintă o schemă HVDC cu întreruptor hibrid.
Fig. III.9.1. Schemă HVDC cu întreruptor hibrid [44]
III.9.1. Întreruptorul hibrid ABB
Varianta ABB de întreruptor hibrid utilizează în ramura principală mai multe blocuri IGBT înseriate, în funcție de tensiunea sistemului. Schema de principiu a întreruptorului hibrid ABB este ilustrată în figura III.9.2.
Fig. III.9.2. Schema de principiu a unui întreruptor hibrid ABB [66]
Acest întreruptor se compune dintr-o ramură suplimentară, ca un by-pass realizat din componente semiconductoare în serie cu un întreruptor ultrarapid mecanic. În paralel cu această ramură sunt înseriate mai multe unități de întrerupere realizate din IGBT, fiecare unitate având în paralel un descărcător individual. Această înseriere de unități IGBT și MOV este realizată pentru a diviza tensiunea. În timpul funcționării normale, curentul circulă prin by-pass, iar curentul în întreruptorul principal este zero. Când apare un defect, întreruptorul ultrarapid comută sarcina pe întreruptorul principal. Întreruptorul ultrarapid rămâne în poziția deschis, sarcina de a întrerupe curentul revenindu-i întreruptorului principal. În felul acesta, pierderile în întreg întreruptorul hibrid se micșorează, întreruptorul ultrarapid nefiind mare consumator de putere.
Pierderile de putere sunt mici pentru că ramura întreruptorului principal este activă numai în caz de defect. În figura III.9.3. este prezentată evoluția curentului la întrerupere, cu marcarea timpilor și elementelor ce intervin în funcționare. În cazul unui scurtcircuit, transferul de la by-pass la întreruptorul principal se realizează în mai puțin de 0,2 ms.
Fig. III.9.3. Diagrama de funcționare a întreruptorului hibrid [85]
III.9.1.1. Funcționarea întreruptorului hibrid ABB
Pentru a explica funcționarea întreruptorului hibrid ABB a fost utilizată schema explicativă din figura III.9.4.
Fig. III.9.4. Schemă explicativă a întreruptorului hibrid ABB [48]
Funcționarea propriu-zisă conține patru pași, care sunt prezentați în figura III.9.5.
Fig. III.9.5. Principiul de lucru al întreruptorului hibrid ABB [48]
Evoluția în timp a curentului în acest caz poate fi urmărită în figura III.9.6.
Fig. III.9.6. Evoluția curentului de scurtcircuit la utilizarea întreruptorului hibrid ABB [48]
Un model pentru simularea întreruptorului hibrid este prezentat în figura III.9.7.
Fig. III.9.7. Model pentru simularea întreruptorului hibrid ABB [85]
III.9.2. Întreruptorul hibrid Alstom
Întreruptorul hibrid Alstom este realizat din punct de vedere constructiv în forma unui bloc de întrerupere (figura III.9.8.), prin care să fie minimizate descărcările Corona.
Fig. III.9.8. Vedere de ansamblu asupra întreruptorului hibrid Alstom [33]
Varianta Alstom de întreruptor hibrid conține în plus o ramură de întârziere și una de încărcare. Schema explicativă a întreruptorului hibrid Alstom este prezentată în figura III.9.9.
Fig. III.9.9. Schemă explicativă a întreruptorului hibrid Alstom [48]
Funcționarea propriu-zisă conține șase pași, care sunt prezentați în figura III.9.10.
Fig. III.9.10. Modul de lucru al întreruptorului hibrid Alstom [48]
Evoluția în timp a curentului în acest caz poate fi urmărită în figura III.9.11.
Fig. III.9.11. Evoluția curentului de scurtcircuit la utilizarea întreruptorului hibrid Alstom [48]
III.10. SOLUȚII COMBINATE DE ÎNTRERUPERE
Pentru a crește performanțele întreruptoarelor cu rezonanță se combină întreruptoarele cu vid și întreruptoarele cu SF6. O astfel de schemă este prezentată în figura III.10.1.
Fig. III.10.1. Schemă HVDC în soluție combinată de întrerupere (vid + SF6) [44]
Această soluție combinată se poate utiliza și pentru varianta hibridă de întrerupere, așa cum se arată în figura III.10.2.
Fig. III.10.2. Schemă HVDC cu întrerupere hibridă în varianta combinată (vid + SF6) [44]
III.11. SOLUȚII NECONVENȚIONALE DE ÎNTRERUPERE
Una dintre soluțiile neconvenționale pentru întreruperea sistemelor HVDC este reprezentată de întreruptorul Ballistic Breaker. Acest tip de întreruptor este abordat pe larg în capitolul IV.
III.12. ANALIZA PERFORMANȚELOR COMUTAȚIEI ÎN SISTEMELE HVDC
III.12.1. Determinarea integralei Joule la întreruperea circuitelor de curent continuu
Autorul a realizat un model de calcul pentru determinarea integralei Joule, pornind de la formele de undă obținute prin simularea unui întreruptor hibrid. [47] În figura III.12.1. sunt prezentate formele de undă obținute pentru curent de scurtcircuit prezumat, respectiv la deconectare. Valoarea curentului prezumat are valoarea maximă de 2 kA, iar valoarea curentului limitat maxim are valoarea de 1 kA. Timpul de întrerupere este de 3 ms (de la = 2 ms când apare curentul de scurtcircuit, până la = 5 ms când curentul limitat atinge valoarea zero).
Fig. III.12.1. Formele de undă ale curentului de scurcircuit prezumat și la deconectare
Integrala Joule se definește ca o integrală simplă din pătratul curentului, între limitele și . Aceasta se scrie sub forma:
III. (5)
Determinarea integralei Joule se poate realiza mai simplu prin împărțirea ariei ocupate pe grafic în zone, cu o configurație tipică, pentru care se pot calcula valorile elementare ale integralei Joule. Prin însumarea integralelor Joule elementare rezultă valoarea totală a integralei Joule. S-au folosit în acest scop valorile integralei Joule tipice pentru anumite forme de undă. [69] Tabelul cu valorile integralei Joule pentru diferite forme de undă se regăsește în Anexa 4.
III.12.1.1. Calculul integralei Joule pentru curentul de scurtcircuit prezumat (fără întreruptor)
În figura III.12.2. este prezentat modul de împărțire pe zone.
Fig. III.12.2. Modul de împărțire pe zone pentru calculul integralei Joule la curent de scurtcircuit prezumat
Întreaga arie de sub curbă a fost împărțită în șase zone. Zona 1 cuprinsă între 0 și 2 ms reprezintă zona de funcționare la curent nominal și nu este luată în considerare la calculul integralei Joule.
Pentru zona 2 s-a ales forma de undă trapezoidală 2 [69], pentru care valoarea integralei Joule este egală cu:
III. (6) [69]
Înlocuind cu valorile din figură rezultă:
Similar, pentru zona 3 se obține:
Pentru zona 4 se obține . Pentru zona 5 se obține . În final, pentru zona 6 se obține similar . Prin însumarea celor șase valori elementare rezultă valoarea totală a integralei Joule:
III.12.1.2. Calculul integralei Joule cu întreruptor pentru limitarea curentului de scurtcircuit
În figura III.12.3. este prezentat modul de împărțire pe zone.
Fig. III.12.3. Modul de împărțire pe zone pentru calculul integralei Joule la curent de scurtcircuit limitat
Aria corespunzătoare curentului limitat este împărțită în patru zone: 1, 2, 3´ și 4´. Primele două sunt identice ca valoare a integralei Joule cu varianta prezentată în figura 2. Pentru zona 3´ s-a ales forma de undă trapezoidală 2, valorile curenților limită fiind de 800 A, respectiv 1100 A.
Timpul de desfășurare al acestei zone este de la 3 ms la 3,6 ms. Înlocuind în relația III. (6) [69] rezultă:
Pentru zona 4´ s-a ales forma de undă triunghiulară, mai precis jumătate din aceasta. Relația de calcul pentru integrala Joule pentru această formă de undă este:
III. (7) [69]
Înlocuind în relație, rezultă:
Din această valoare se ia numai jumătate, rezultând pentru zona 4´ o valoare de:
Prin însumarea valorilor elementare ale celor patru zone, rezultă integrala Joule totală:
III.12.2. Program de calcul pentru integralele Joule
Autorul a realizat un program de calcul în MATLAB pentru calculul integralei Joule în două variante. Aceste programe se regăsesc în Anexele 9 și 10. Programele permit evaluarea integralei Joule pentru orice valoare a timpilor și curenților, valori care pot fi setate în casetele de dialog, iar valoarea finală a integralei Joule fiind afișată în caseta corespunzătoare comenzii „Calculează“. Varianta „IJoule 1“ reprezintă situația pentru curent de scurtcircuit prezumat, iar varianta „IJoule 2“ reprezintă situația cu limitarea curentului la scurtcircuit pentru curent de deconectare. Programul realizat în MATLAB pentru calculul integralei Joule permite setări atât pentru timpi, cât și pentru valoarea curentului. În cazul integralei Joule 1, timpul de la care se ia în calcul începe cu valoarea , prin urmare zona (1) este eliminată, pentru că reprezintă curentul nominal. Cu setările realizate (figura III.12.4.), programul calculează integrala Joule, iar valoarea acesteia este de 19537 .
Fig. III.12.4. Panoul cu setări pentru calculul integralei Joule 1 (curent de scurtcircuit prezumat)
Dacă valorile de pe curbă se modifică pot fi schimbate și setările, iar programul permite afișarea integralei Joule pentru valorile respective.
În cazul graficului care se referă la funcționarea cu întreruptor (marcat cu albastru), programul realizat în MATLAB permite calculul integralei Joule 2. La fel ca în cazul integralei Joule 1, nu a fost luată în considerare zona 1, iar setările efectuate au respectat această condiție. Valoarea integralei Joule 2 (figura III.12.5.) obținută este, în acest caz, de 1324 . Dacă intervin modificări ale timpilor sau ale curenților, programul poate fi setat corespunzător.
Fig. III.12.5. Panoul cu setări pentru calculul integralei Joule 2 (curent de scurtcircuit la deconectare)
În concluzie, programele realizate în MATLAB permit calculul integralelor Joule pentru formele de undă fără întreruptor și cu întreruptor. În ceea ce privește rezultatul nu sunt diferențe față de metoda de calcul aproximativ.
III.12.3. Concluzii asupra timpilor de întrerupere în curent continuu
O influență importantă asupra mărimii integralei Joule o are și timpul de întrerupere. Astfel, întreruptoarele clasice de curent continuu au un timp de întrerupere mai mare decât trei constante de timp (3 τ), depășind în unele cazuri 30 ms. În cazul întreruptoarelor rapide, acest timp este cuprins între 0,5 τ și 3 τ. La întreruptoarele ultrarapide, timpul de întrerupere este mai mic decât 0,5 τ, iar la întreruptoarele hiperrapide de tipul celor realizate cu semiconductoare, timpul poate fi de ordinul µs. Aceste valori ale timpilor de întrerupere determină valori specifice ale integralei Joule pentru fiecare tip de întreruptor.
III.12.4. Studiu comparativ relativ la formele de undă ale curentului la comutația în curent continuu pentru întreruptoare clasice
Problematica referitoare la comutația în curent continuu cuprinde două aspecte fundamentale. Primul dintre acestea se referă la comutația la curent nominal, iar cel de-al doilea la comutația la scurtcircuit. În cazul întreruptoarelor clasice, formele de undă la întreruperea curentului nominal sunt cele din figura III.12.6.
Fig. III.12.6. Formele de undă la întreruperea curentului nominal [71]
Pe grafic sunt marcate elementele caracteristice circuitului, notate astfel:
– tensiunea arcului electric, – valoarea nominală a tensiunii sursei, – valoarea instantanee a curentului nominal în regim permanent (curent nominal), – valoarea instantanee a curentului întrerupt, – momentul separării contactelor, – momentul întreruperii arcului, – durata arcului, T – constanta de timp a circuitului
În cazul întreruperii la scurtcircuit, formele de undă sunt cele din figura III.12.7.
Fig. III.12.7. Formele de undă pentru întreruperea la scurtcircuit [71]
Pe grafic sunt marcate elementele caracteristice circuitului, notate astfel:
– curentul de scurtcircuit prezumat, – curentul nominal, – momentul apariției scurtcircuitului, – durata arcului (), – durata de prearc (), – curentul de scurtcircuit în regim permanent (), – curentul fictiv ()
III.12.5. Forme de undă la comutația în curent continuu pentru întreruptoare specializate
Elementele prezentate anterior caracterizează doar întreruptoarele clasice, de curent continuu. Există numeroase tipuri de întreruptoare de curent continuu, care sunt caracterizate de alte tipuri de forme de undă. Autorul analizează patru dintre acestea.
Formele de undă pentru întreruptorul mecanic cu varistor
În figura III.12.8. (a) prezentată schema acestui întreruptor și formele de undă aferente.
Fig. III.12.8.(a) Varianta clasică de întreruptor mecanic și varistor MOV [45]
Se observă că tensiunea arcului electric are o evoluție exponențială, cu un vârf de valoare mare, urmată de o revenire de tip treaptă. Această evoluție este o formă de răspuns la evoluția lent scăzătoare a curentului. Factorii de care depinde această evoluție sunt parametrii circuitului. Tensiunea arcului prin întreruptorul mecanic limitează curentul și duce la crearea punctului de curent zero. Dificultatea de proiectare în acest caz este reprezentată de tensiunea maximă admisibilă de câțiva kV.
Formele de undă pentru întreruptorul cu circuit oscilant și varistor
În figura III.12.8.(b) sunt prezentate schema întreruptorului și formele de undă aferente.
Fig. III.12.8.(b) Întreruptor cu circuit oscilant și varistor MOV [45]
Se observă că răspunsul la evoluția oscilantă a curentului spre zero este tot o evoluție oscilantă a tensiunii arcului, până la o valoare de vârf, după care urmează o revenire treaptă. Factorii de care depinde acestă evoluție sunt atât valorile L și C ale întreruptorului, cât și parametrii circuitului. Ramura bobină – condensator generează oscilații care ulterior produc un curent rezultant ce trece prin valoarea zero. Această schemă este aplicată la întreruptorul de tip MRTB, timpul de întrerupere fiind de 20 – 40 ms.
Formele de undă pentru întreruptorul cu comutație forțată
În figura III.12.8.(c) este prezentată schema întreruptorului și formele de undă aferente.
Fig. III.12.8.(c) Întreruptor cu comutație forțată [45]
Se observă că valoarea curentului are o scădere bruscă la zero, timp în care tensiunea arcului prezintă un salt, cu un vârf de valoare mare, urmat de o revenire în două treapte. Aceste evoluții depind de specificul circuitului, mai precis de condensatorul care determină comutația forțată. Condensatorul preîncărcat și bobina produc oscilații de înaltă frecvență care conduc instantaneu la trecerea curentului prin zero. Timpul de întrerupere în acest caz este de 8 – 10 ms.
Formele de undă ale întreruptorului hibrid cu IGBT
În figura III.12.8.(d) este prezentată schema întreruptorului și formele de undă aferente.
Fig. III.12.8.(d) Întreruptor hibrid cu tranzistoare IGBT [45]
Se observă că evoluția bruscă spre zero a curentului determină o perioadă scurtă de oscilație a tensiunii arcului, urmată de o revenire de tip treaptă. Timpul de întrerupere în acest caz este extrem de scurt și este determinat de răspunsul ramurii întreruptorului realizate cu IGBT la curentul de scurtcircuit. Ramura formată din descărcătoare acționează până în momentul revenirii tip treaptă a tensiunii arcului. Curentul de defect este comutat pe blocuri de dispozitive electronice de tip IGBT, care pot realiza blocarea curentului în câteva ms. Această schemă nu a fost încă aplicată, fiind necesare optimizări în ceea ce privește costurile, pierderile și criteriile de siguranță în exploatare.
Concluzii cu privire la formele de undă pentru întreruptoare specializate
Formele de undă analizate scot în evidență faptul că există un specific al evoluției formelor de undă atât pentru curent, cât și pentru tensiune, în funcție de tipul întreruptorului. Acest specific respectă formatul clasic de răspuns și demonstrează că evoluția tensiunii arcului depinde, în fiecare caz în parte, de evoluția curentului. Aceste evoluții diferă substanțial de cazul întreruptoarelor clasice.
Cercetările actuale în domeniul comutației în curent continuu pot să ofere și alte soluții cu forme de undă caracteristice, cu evoluții specifice. Ne referim în acest caz la soluțiile hibride de întrerupere.
În cazul soluțiilor neconvenționale de întrerupere, cum este situația întreruptorului Ballistic Breaker, formele de undă sunt atipice, ceea ce implică o analiză separată.
III.13. EVALUAREA COSTURILOR PENTRU PRINCIPALELE SOLUȚII DE ÎNTRERUPERE ÎN HVDC
Dacă analizăm soluțiile de întrerupere de tip electronic, mecanic cu atenare, hibrid convențional și soluția de comutație forțată există diferențe foarte mari în ceea ce privește costurile. Acestea sunt prezentate în tabelul III.1., valorile fiind estimate în dolari. [28]
Tabelul III.1. [28]
Costuri pentru principalele soluții de întrerupere în HVDC
III.14. ANALIZĂ COMPARATIVĂ A SOLUȚIILOR DE ÎNTRERUPERE PENTRU SISTEMELE HVDC
Pentru a compara soluțiile de întrerupere pentru HVDC avem în vedere următoarele aspecte: timpul de întrerupere, pierderile în funcționare, curentul maxim nominal, dimensiunile de gabarit, complexitatea schemei și costul soluției de întrerupere
1. Timpul de întrerupere este cea mai importantă caracteristică a întreruptoarelor în DC. În cazul întreruptoarelor cu rezonanță, acest timp tinde să depășească 50 ms, motiv pentru care această soluție este considerată depășită pentru cerințele actuale. În cazul întreruptoarelor hibride, acest timp scade la aproximativ 5 ms. Pentru întreruptoarele integral electronice, acest timp este mai mic de 1 ms.
În cazul Ballistic Breaker se obține un timp de întrerupere de 2,3 ms.
2. Pierderile în funcționare reprezină o caracteristică extrem de importantă, pentru că în sistemele HVDC acestea se raportează la puterile de sute sau chiar mii de MW. Aceste pierderi sunt calculate în procente din puterea totală.
În cazul întreruptoarelor cu rezonanță, pierderile p sunt aproximate la 0,001 %. La întrerupoarele hibride pierderile p diferă în funcție de sistemele de comutație utilizate. Pentru comutația mecanică, p este de 0,01 %, iar pentru comutația ultrarapidă p este de 0,001 %. La întreruptoarele integrale electronice, p poate avea valori de la 0,1 % la 0,5 %. Dacă considerăm un sistem HVDC cu puterea de 600 MW, la care comutația este integral electronică, pierderile vor fi de cel puțin 0,1 % 600 kW. La o asemenea putere pierdută în sistem, echipamentele de răcire ocupă jumătate din spațiul aferent unei stații.
În cazul Ballistic Breaker, pierderile p . Considerând același sistem HVDC cu puterea de 600 MW rezultă p Se observă că această pierdere de putere nu implică sisteme de răcire.
3. Curentul maxim nominal depinde de caracteristicile dispozitivelor semiconductoare utilizate. Astfel, pentru diode de foarte mare putere, curentul maxim este de aproximativ 5 kA. Pentru tiristoare de tip GTO, , iar pentru tiristoare IGCT, . În cazul tiristoarelor IGBT, , în prezent fiind realizate modele pentru 9 kA, generația următoare fiind de 16 kA.
În cazul întreruptoarelor cu rezonanță, , iar în cazul rezonanței active 8 kA. Pentru Ballistic Breaker, curentul nominal poate fi de 2 kA sau 3 kA, în funcție de aplicație.
4. Dimensiunile de gabarit. În cazul HVDC, sistemele de întrerupere au dimensiuni impresionante, determinate atât de mărimea echipamentelor, cât și de distanțele de izolație. În majoritatea cazurilor soluțiile de întrerupere sunt, de afapt, complexe de întrerupere realizate din module ce ocupă un volum egal cu cel al unui container. În cazul Ballistic Breaker, dimensiunile sunt de 10 ori mai mici.
5. Complexitatea schemei. În majoritatea cazurilor, soluțiile de întrerupere în HVDC presupun în afara echipamentelorși circuitelor principale, echipamente auxiliare de răcire, de comandă, de protecție și control și de interfață cu operatorul. Sistemele care rezultă sunt astfel extrem de complexe. În cazul Ballistic Breaker, în afara dispozitivelor pentru realizarea deplasării liniare sau unghiulare nu este nevoie de alte componente auxiliare.
6. Costul soluției de întrerupere. Pentru soluțiile clasice de întrerupere, costul reprezintă 25 % din costul întregului sistem HVDC. Dacă le raportăm la KW, aceste costuri ating valori de 24 ÷ 30 $/kW. În cazul Ballistic Breaker, costul este la jumătate față de soluția clasică, adică între 12 ÷ 15 $/kW.
În concluzie, soluțiile de întrerupere în HVDC necesită încă o activitate susținută de cercetare, proiectare și verificare. Soluțiile hibride sunt disponibile până la tensiunea de 320 kV, adică până la tensiunea maximă în sistemele HVDC VSC. Pentru sistemele HVDC LCC până la 500 kV, singura soluție disponibilă este întreruptorul cu rezonanță. Creșterea tensiunii nominale în sistemele HVDC la 800 kV și apoi la 1100 kV presupune noi cercetări pentru proiectarea și optimizarea soluțiilor de întrerupere. Soluția Ballistic Breaker poate rezolva simultan atât cerințele privind timpul de întrerupere, cât și pe cele privind pierderile în funcționare. Dezavantajul Ballistic Breaker constă în dificulăți privind realizarea elementelor rezistive neconvenționale și rezolvarea problemei deplasării cu viteze foarte mari ale elementelor de contact.
CAPITOLUL IV
UN CONCEPT NOU PRIVIND ÎNTRERUPEREA ÎN CURENT CONTINUU – BALLISTIC BREAKER
Majoritatea încercărilor de întrerupere a circuitelor HVDC în curent continuu au folosit principiul realizării unui curent artificial zero, pe baza unor circuite oscilante care să producă o formă de undă rezultantă cu cel puțin două treceri prin zero. De regulă, întreruperea se realizează la cea de-a doua trecere prin zero. Întreruptoarele bazate pe acest principiu sunt în funcțiune în sistemele HVDC și au primit denumirea de MRTB (Metallic Return Transfer Breaker).
Există variante de întreruptoare la care să se realizeze o combinație între un întreruptor mecanic și o ramură realizată din dispozitive semiconductoare. În această ramură pot fi asociate și condensatoare, proiectate să atenueze valorile în timpul procesului de întrerupere. Întreruptoarele mecanice au avantajul că nu au pierderi mari în timpul funcționării, dar și dezavantajul unei viteze de întrerupere mici. Acestea sunt compensate de reacția instantanee a dispozitivelor semiconductoare, care pot să întrerupă în câteva µs. Majoritatea acestor întreruptoare se numesc hibride și conțin și o a treia ramură, constituită dintr-un varistor care să atenueze vârfurile de tensiune la depășirea unei anumite tensiuni de prag. Întreruptoarele hibride sunt cunoscute ca având circuite active, dar există și întreruptoare hibride cu circuite pasive în care se realizează rezonanța circuitului oscilant. În marea majoritate a cazurilor există dificultăți din cauza tensiunii foarte mari, iar acestea se pot rezolva prin înserierea unui număr de întreruptoare. Această înseriere se realizează atât la întreruptoarele mecanice, cât și la cele cu dispozitive semiconductoare, obținându-se divizarea tensiunii.
IV.1. PRINCIPIUL CLASIC DE ÎNTRERUPERE
Pentru a deschide un circuit de curent continuu trebuie să se poată absorbi energia inductivădin circuit. Această energie poate fi disipată prin rezistențe sau stocată în condensatoare. Dacă curentul crește de două ori, energia inductivă crește de patru ori. Soluțiile clasice de întreruptoare de curent continuu sunt de regulă compuse dintr-un întreruptor care forțează disiparea energiei pe rezistențe și stocarea ei în condensatoare printr-o ramură paralelă cu întreruptorul principal. Esențială la aceste întreruptoare este sincronizarea exactă a pașilor.
Foarte importantă este calitatea varistoarelor de tip MOV (Metal Oxide Varistor), utilizate în realizarea ramurii paralele. O valoare importantă în realizarea întreruptoarelor este panta curentului, pentru că de aceasta depinde obținerea unui timp scurt de întrerupere.
Principiul folosit la întreruptoarele mecanice de curent continuu este acela de separare fizică a contactelor. Tensiunile nominale pentru aceste tipuri de întreruptoare nu pot depăși 3,5 kV. Principiul de stingere folosit la întreruptoarele automate este răspândirea arcului pe o suprafață mare, adică arcul este răcit și alungit. În felul acesta, rezistența arcului crește, iar în final este stins. Durata acestui proces ajunge uneori la 300 ms.
IV.2. PRINCIPIUL DE FUNCȚIONARE AL ÎNTRERUPTORULUI BALLISTIC BREAKER
Noutatea întreruptorului Ballistic Breaker constă în implementarea conceptului de comutare printr-o secvență predeterminată, până când curentul este suficient de redus. Această secvență predeterminată presupune ca rezistența inserată în circuit să crească suficient de încet, pentru a nu rezulta supratensiuni. Acest concept de bază se realizează prin numeroase elemente de noutate care au fost implementate în cele două modele, rotativ și liniar. Practic, elementele rezistive care se inserează treptat în circuit au practic aceeași formă, dar sunt calculate la rezistivități diferite pentru a obține o scădere treptată a curentului. Pentru a nu exista arc electric la trecerea de pe o rezistență pe alta, marginile elementelor au rezistivitate gradată, adică de valoare variabilă către margini.
Acționarea mecanică a întreruptorului se realizează diferit în funcție de soluția constructivă și de parametrii întreruptorului, putând fi folosite atât resoarte, cât și acționare cu motoare pas cu pas. Indexarea de precizie a poziției secvențelor poate include și aplicații care țin de principiul „domeniilor magnetice corelate“. Soluția de întrerupere obținută este fără arc electric, care îmbină elemente de înaltă tehnologie în domeniul mecanic, electric, precum și materiale sinterizate și compozite, toate îmbinate într-un concept nou.
IV.3. IDEILE DE BAZĂ ÎN FUNDAMENTAREA CONCEPTULUI BALLISTIC BREAKER
Pentru elaborarea Ballistic Breaker s-a reluat un domeniu de cercetare abandonat, care a aparținut lui Tesla. Mai precis, brevetul [79], în care Tesla rezolvă problema comutației în curent continuu pentru alimentarea unor motoare. Cealaltă idee pe care se bazează principiul Ballistic Breaker aparține inventatorului Lian Kenneth [80]. În figura IV.3.1. este prezentată evoluția curentului pentru acest brevet. Ideea de bază este aceea de a realiza o întrerupere secvențială care să ducă în cele din urmă la aducerea lină a curentului la zero.
Fig. IV.3.1. Evoluția curentului conform principiului din brevet [80]
Acestea au fost cele două idei care au stat la baza realizării conceptului Ballistic Breaker. Ballistic Breaker aduce în actualitate cele două idei, folosind materiale noi neconvenționale prin care se obține un întreruptor bazat pe principii noi de întrerupere.
În cazul Ballistic Breaker, întâlnim tot o întrerupere secvențială, numai că este bazată pe inserarea secvențială a unor rezistențe variabile. Ballistic Breaker realizează o întrerupere fără arc electric. Metoda se poate aplica atât în rețelele de curent alternativ, cât și în cele de curent continuu. Dimensiunile acestui întreruptor optimizează spațiul de amplasare, micșorează costul echipamentelor și creează premisele dezvoltării unor soluții de întrerupere în curent continuu, la un cost redus la jumătate față de costul întreruptoarelor convenționale.
IV.4. PRINCIPIUL MODELULUI LINIAR ȘI ROTATIV AL BALLISTIC BREAKER
Modelul liniar are la bază ideea inserării liniare într-un circuit de rezistențe variabile, prin intermediul unor piese rezistive de transfer, realizate din materiale cu rezistivitate diferită. Schema acestei variante este prezentată în figura IV.4.1.
Fig. IV.4.1. Principiul modelului liniar aferent Ballistic Breaker [76]
În figura IV.4.1. se observă borna fixă B, respectiv borna mobilă A și un spațiu de operare care include setul de rezistențe variabile ce trebuie inserate pe rând în circuit. În partea din dreapta a figurii se observă sistemul de magneți permanenți și o bobină, sistem folosit pentru declanșare, iar în partea din stânga se observă un resort care asigură forța necesară deplasării.
Modelul rotativ folosește un principiu similar, singura deosebire fiind aceea că rezistențele variabile se află pe un "stator", comutarea realizându-se prin rotirea cu un anumit unghi a "rotorului". Figura ce descrie acest model este prezentată în figura IV.4.2.
Fig. IV.4.2. Principiul modelului rotativ aferent Ballistic Breaker [76]
IV.4.1. Descrierea modelului liniar și modelului rotativ al Ballistic Breaker
În figura IV.4.3. este prezentat modelul liniar al Ballistic Breaker. Acesta este realizat dintr-un șir de rezistențe cu rezistivitate diferită, iar în figură diferența de culoare marchează diferența de rezistivitate.
Se observă că întreruptorul are două ramuri: o ramură trece printr-un comutator rapid, iar cealaltă ramură conține două contacte culisante (două cursoare) între care culisează, șirul de rezistențe alese de valori diferite ce se inserează secvențial în circuit.
Fig. IV.4.3.a. Modelul liniar al Ballistic Breaker [81]
Comutația începe cu rezistențe foarte mici, cele de culoare roz și bej și se termină cu rezistențe foarte mari, cele de culoare verde. În zona de culisare pot fi observate spații între aceste rezistențe, care împiedică formarea arcului electric de comutație.
Acest șir de rezistențe este lansat din poziția de start, folosind resoarte, motoare pas cu pas sau acționare cu aer comprimat. Efectul este acela că rezistențele se înseriază pe rând în calea de curent, micșorând etapă cu etapă curentul, până ce acesta devine zero.
În figura IV.4.3.b. este prezentată o schemă explicativă pentru integrarea BB într-un circuit simplu HVDC. Se observă că în circuit se inserează câte o rezistență cu o valoare în creștere exponențială, începând de la 50 Ω până la 13314,3 Ω, conform [76]. Ca urmare a evoluției valorii rezistenței la maxim, curentul scade exponențial la zero. Timpul necesar pentru inserarea celor 18 rezistențe reprezintă tocmai timpul de deconectare al circuitului.
Fig. IV.4.3.b. Schemă explicativă pentru deconectarea unui circuit HVDC cu ajutorul BB
Descrierea modelului rotativ al Ballistic Breaker
Întreruptorul Ballistic Breaker cu acționare rotativă este alcătuit dintr-un ax pe care se fixează un rotor special, realizat din elemente cu rezistivitate diferită. Peste rotor se află un stator din segmente cu rezistivitate diferită. Aceste segmente sunt colorate diferit în figura IV.4.4., pentru a se sugera și în acest caz diferența de valoare a rezistivității. Polul pozitiv este conectat la acest stator, iar polul negativ este conectat la rotor.
Fig. IV.4.4. Modelul rotativ al Ballistic Breaker [81]
Această reprezentare simplificată are în componență părți izolatoare și părți conductive, realizate din „metal lichid” (aliaje sinterizate diverse). Pentru a detalia modul de realizare practică al modelului rotativ s-a utilizat și figura de mai jos, în care este prezentat modelul într-o variantă didactică, cu evidențierea tuturor părților componente.
Acestea pot fi descrise începând de la ax (piesa cu anvelopă galbenă și capete verzi). Piesa următoare din dreapta are o formă de grilă în care pot fi inserate segmente de rezistență cu valori de rezistivitate diferite, cele aflate în partea dreaptă de culoare neagră pe exterior. Rotorul este cel care realizează comutarea de la o rezistență la alta și este piesa cilindrică aflată în stanga, cu un marcaj neagru logitudinal. Întregul ansamblu de repere este strâns între două scuturi, folosind elemente de asamblare.
Fig. IV.4.5. Schema de montaj pentru modelul rotativ al Ballistic Breaker [81]
Pentru o înțelegere mai precisă s-a folosit și figura IV.4.6., în care este prezentată o secțiune longitudinală prin modelul rotativ asamblat. Rotorul este în această secțiune marcat cu maron, iar axul cu verde. Partea de "stator" este de culoare kaki și se observă inelele de siguranță pentru prinderea elementelor rezistive aferente.
Fig. IV.4.6. Secțiune printr-un model rotativ asamblat al Ballistic Breaker [81]
În forma finală, întreruptorul rotativ Ballistic Breaker se prezintă ca în figura IV.4.7.
Fig. IV.4.7. Modelul rotativ al Ballistic Breaker în forma finală asamblată [81]
Aceasta este varianta de Ballistic Breaker realizată pentru 2 kV. Se observă forma complet neconvențională a acestuia, cu dimensiunile de Ф 120160 mm.
IV.5. COMPONENTE AVANSATE UTILIZATE LA REALIZAREA BALLISTIC BREAKER
Primele elemente folosite la realizarea treptelor rezistive sunt rezistențele de tip CERMET, adică materiale metalo-ceramice. Alte componente, cunoscute sub numele de componente avansate „Ckeektowaga“ [70] sunt folosite pentru a prelua supratensiunile de comutație și au proprietăți electrice și mecanice care le face indicate în realizarea elementelor rezistive. Ballistic Breaker este realizat în așa fel încât pot fi combinate diferite elemente pentru a obține simultan proprietățile optime. Dintre aceste elemente amintim: MEMS (Microelectromechanical Systems), FCL (Fault Current Limiter) sau SFCL (Superconducting Fault Current Limiter). Pentru anumite repere care solicită în același timp și o rezistență foarte bună de contact și o alunecare bună, dar și o rezistență mecanică bună sunt folosite mai multe soluții. Dintre acestea amintim: folosirea pulverizării cu plasmă, folosirea proceselor PVD (Physical Vapor Deposition), folosirea metalelor nobile, a molibdenului pentru proprietatea lui de a nu oxida la temperaturi mari sau folosirea structurilor sinterizate.
Pentru contacte sunt folosite materiale de contact sinterizate din pulberi de crom, argint, tungsten. Așadar, soluția Ballistic Breaker oferă variante extrem de flexibile și neconvenționale, în funcție de parametrii din rețea. În ceea ce privește materialele compozite, sunt utilizați polimeri de tip LCP cu cristale lichide. Rezistențele cu rezistivități de la până la Ωm sunt realizate din elastomeri sau polimeri electric conductivi. Pentru solicitările mecanice la accelerații mari se folosesc materiale care au fost utilizate până acum doar în astronautică, dintre acestea cel mai folosit fiind AlSiC–9 de la firma CPS Technologies. Este relevant pentru aceste materiale un așa-numit coeficient de merit M, care se definește prin relația:
, în care: IV. (1) [76]
strength (rezistența la tracțiune) se măsoară în Pa, density (densitatea) se măsoară în kg/ și resistivity (rezistivitatea) se măsoară în ohmim. Pentru materialele utilizate în comutație, valoarea coeficientului de merit M este (1,69 6,42).
IV.5.1. Componente pentru varianta liniară a Ballistic Breaker
Pentru varianta liniară s-au utilizat componente într-o formă specială, atât cele fixe (sub formă de lagăr), cât și cel mobile (sub formă de ax), prezentate în figura IV.5.1.
Fig. IV.5.1. Componente pentru varianta liniară a modelului Ballistic Breaker [81]
Axul culisează în interiorul piesei de forma unui lagăr crestat, în interiorul căruia se află elementele necesare contactului și alunecării.
IV.6. DETERMINAREA SECVENȚELOR OPTIME ALE REZISTENȚELOR
Pentru determinarea acestei secvențe trebuie să ținem seama de: a) energia existentă ce trebuie disipată la fiecare etapă; b) valoarea curentului la fiecare etapă; c) timpul necesar pentru secvența respectivă; d) valoarea rezistenței din circuit.
Pentru optimizarea secvențelor s-a ales valoarea curentului de 10 kA, ce trebuie întrerupt la o tensiune de lucru de 10 kV. S-au ales 18 trepte sau etape de întrerupere, iar la fiecare etapă valorile sunt conform tabelului IV.1. precizate în brevetul [76].
Tabelul IV.1. [76]
Valoarea parametrilor pentru BB cu 1 ÷ 18 trepte
Se observă că pentru treapta 1 de întrerupere la curentul de 10 kA trebuie inserată o rezistență de 50 Ω. Energia inductivă corespunzătoare din sistem este de 5 · J. Pentru ultima etapă, curentul este de numai 27 A la o rezistență de 1 · Ω și o energie inductivă de numai 37 J. În completarea acestor date este și tabelul IV.2., în care sunt prezentate 14 trepte reprezentând tot atâtea valori de rezistivitate „ρ“ pentru realizarea elementelor rezistive necesare fiecărei trepte de întrerupere. [76]
Tabelul IV.2. [76]
Valoarea rezistivității pentru 14 trepte
Pentru obținerea acestor valori s-au folosit diferite materiale neconvenționale, dintre care amintim elastomerii conductivi, cu ajutorul cărora, pe baza principiilor de realizare a materialelor compozite, au fost obținute peste jumătate dintre valorile de rezistivitate din tabel.
IV.7. MODEL PENTRU SIMULAREA LA ÎNTRERUPEREA ÎN REGIM NOMINAL A ÎNTRERUPTORULUI BB ÎN PSPICE [76]
Pentru simularea în PSPICE a fost realizat un model de simulare, care este prezentat în figura IV.7.1.
Fig. IV.7.1. Model pentru simularea în PSPICE a întreruperii unui circuit de curent continuu, utilizând Ballistic Breaker pentru parametrii 10 kA și 10 kV [76]
Rezultatele simulării întreruperii în regim nominal sunt prezentate în graficul din figura IV.7.2.
Fig. IV.7.2. Rezultatul simulării PSPICE cu modelul pentru parametrii de 10 kA și 10 kV [76]
Se observă că evoluția energiei inductive și a curentului este descrescătoare în aproximativ 2,3 ms și urmează practic cele 18 trepte sau etape de comutație. Ballistic Breaker duce curentul la zero fără a exista oscilații în jurul valorii de zero. În concluzie, acest nou concept de întrerupere poate fi utilizat atât în AC, cât și în DC.
IV.8. ECUAȚII CARE CARACTERIZEAZĂ CONCEPTUL BALLISTIC BREAKER
Principala ecuație care caracterizează întreruperea în cazul unui scurtcircuit este IV.(2), în care (dt) este valoarea instantanee a curentului prin bobină.
IV. (2)
unde t este valoarea instantanee a timpului, L este inductanța, R este rezistența circuitului.
În cazul scurtcircuitului prezentat în figura IV.8.1., curentul crește rapid spre o valoare de echilibru U/R. Evoluția curentului la întrerupere este de tip exponențial, iar valoarea sa instantanee (dt) este precizată în brevetul [76]. În circuitele reale, inductanța L în caz de defect este foarte variabilă, astfel încât cu excepția cazului în care se folosesc întreruptoare rapide, comutația este controlată printr-un algoritm inteligent [76]. În funcție de timpul de răspuns la detectarea defectului și la acționarea sistemului de protecție se introduce în circuit prima rezistență. La prima rezistență introdusă, curentul aferent subsecvenței descrește conform ecuației IV.(3). rezultată conform modelului din figura IV.7.1.
IV. (3) [76]
Ecuația IV.(3). se aplică pentru fiecare dintre cele 18 secvențe corespunzătoare din tabelul IV.3. Să considerăm situația unui curent maxim ales și o tensiune ca punct de plecare pentru definirea unei secvențe de rezistență necesare comutației în circuit. Pentru o rețea HVDC cu tensiunea de 300 kV și câteva sute de km lungime, parametrii sunt: 2 kA curent nominal, 12 kA curentul de scurtcircuit, 500 kV tensiunea tranzitorie maximă, 1 mH inductanța sistemului și 1 mΩ rezistența acestuia. Modelul PSPICE din figura IV.8.1. pentru simularea acestui sistem utilizează un circuit FCL și este prezentat în figura de mai jos.
Fig. IV.8.1. Model pentru simularea în PSPICE la tensiunea de 300 kV [77]
IV.9. SIMULĂRI ALE ÎNTRERUPTORULUI BALLISTIC BREAKER
Primul model de simulare PSPICE este prezentat în brevetul [76] și este cel din figura IV.9.1.
Fig. IV.9.1. Model PSPICE [76]
Modelul are la bază o sursă ideală de tensiune , întreruptorul propriu-zis, valorile parametrilor R și L pentru simularea în regim nominal și scurtcircuit. Rezultatul simulării care folosește acest model se prezintă în figura IV.9.2.
Fig. IV.9.2. Evoluția parametrilor electrici la simularea întreruperii la curent nominal pentru întreruptorul Ballistic Breaker [76]
Rezultatul simulării vizează trei parametri principali: curentul, tensiunea și energia inductivă. Curentul este marcat cu verde și are o apariție descrescătoare, începând de la 10000 A până la zero, întrun tip de 2,6 ms. Evoluția energiei inductive marcate în albastru este similară cu cea a curentului și pornește de la aproximativ 5· J, mergând descrescător spre zero.
Al doilea model de simulare este utilizat de cercetătorii de la MSU (Mississippi State University). Acest model este prezentat în figura IV.9.3. și conține un circuit FCL (Fault Current Limiter) sub formă de schemă bloc. Întreruptorul propriu-zis este simbolizat ca o rezistență reglabilă și are un timp de răspuns de 1 ms.
Fig. IV.9.3. Model PSPICE realizat de MSU [81]
Rezultatele simulării cu acest model PSPICE conțin două variante: varianta continuă prezentată în figura IV.9.4.a și varianta discretizată din figura IV.9.4.b.
Fig. IV.9.4.a. Evoluția rezistenței inserate în circuit la BB [77]
Fig. IV.9.4.b. Evoluția parametrilor pentru simularea BB în varianta continuă [77]
Se observă atât evoluția tensiunii, cât și a curentului, dar și evoluția rezistenței inserate în circuit. La inserarea continuă, rezistența crește lin, fără trepte.
Varianta discretizată este prezentată în figurile IV.9.4.c și IV.9.4.d. Evoluția tensiunii se realizează în trepte, iar la inserarea rezistenței se observă pașii L· corespunzători fiecărei secvențe.
Fig. IV.9.4.c. Inserarea rezistenței BB în varianta discretizată [77]
Fig. IV.9.4.d. Evoluția parametrilor pentru simularea BB în varianta discretizată [77]
Al treilea model de simulare are la bază același model PSPICE ca cel din brevet, dar conține secvențele complete ale simulării. Rezultatul acestei simulări este prezentat în figura IV.9.4.e.
Fig. IV.9.4.e. Evoluția parametrilor la scurtcircuit pentru întreg procesul [82]
Se pot observa pe grafic vârfuri ale tensiunii tranzitorii, care apar la fiecare comutare. Pe același grafic este prezentată și evoluția curentului.
Al patrulea model de simulare este expus în figura IV.9.5.
Fig. IV.9.5. Model PSPICE pentru simularea în AC [82]
Acesta se referă la simularea în curent alternativ, al cărui rezultat este prezentat în figura IV.9.6.
Fig. IV.9.6. Rezultatul simulării pentru BB în varianta AC [82]
Acest model de simulare folosește un rezistor cu variație continuă și datorită acestui fapt nu există fenomene tranzitorii de comutație.
IV.10. SIMULAREA ÎN MATLAB LA DECONECTAREA ÎN REGIM NOMINAL A BB
Pentru întreruperea cu ajutorul Ballistic Breaker a unei rețele HVDC, autorul a realizat o simulare în programul MATLAB [91]. Programul se regăsește în Anexa 5. De asemenea, s-a realizat și un program de simulare, care respectă pașii de inserare ai rezistențelor în timp. Simularea MATLAB este necesară în scopul de a detalia mai bine procesele de întrerupere în rețelele în care este utilizat Ballistic Breaker. Simularea în MATLAB are avantajul de a oferi o reprezentare mai fidelă a procesului de întrerupere.
Practic, fiecărei secvențe din procesul de întrerupere i se asociază o anumită treaptă de curent. Rezultatele obținute în simulările PSPICE se prezintă sub forma unor curbe, care reprezintă teoretic evoluția fenomenelor. Un alt avantaj al modelului MATLAB este acela că implică parametrii reali ai rețelelor în care funcționează întreruptoarele simulate. Modelul MATLAB (figura IV.10.1.) pentru simularea întreruperii într-o rețea HVDC are parametrii similari cu cei ai modelelor PSPICE anterioare (tensiunea rețelei 300 kV, curentul nominal Io = 6 kA, inductanța rețelei L = 14,76 mH, rezistența rețelei R = 50 Ω). Scurtcircuitul este simulat cu ajutorul unui submodel „Fault Breaker“, existent în biblioteca MATLAB.
Fig. IV.10.1. Modelul de simulare în MATLAB pentru Ballistic Breaker [91]
Modelul conține toate elementele necesare măsurării curentului și a tensiunii, sub forma „blockset“ din biblioteca MATLAB/Simulink (figura IV.10.2.).
Fig. IV.10.2. Elemente din biblioteca MATLAB
Rezistența scurtcircuitului Rfault este de 2,3 Ω, iar rezistența sarcinii Rload este de 10 Ω. Modelul de simulare este prezentat în forma monopolară, cu întoarcere prin pământ.
IV.10.1. Algoritm pentru determinarea secvențelor programului de simulare în MATLAB pentru întreruptorul Ballistic Breaker
Autorul a realizat algoritmul care determină secvențele de inserare ale rezistențelor întreruptorului Ballistic Breaker, pentru varianta clasică cu 18 trepte. Algoritmul (figura IV.10.3.) include secvențele de timp care determină inserarea rezistențelor, precum și calculul curenților la fiecare secvență.
Fig. IV.10.3. Algoritm pentru simularea în MATLAB a întreruptorului Ballistic Breaker
Rezultatul simulării în MATLAB are o mare întindere pe axa timpului, astfel încât este nevoie de o privire globală asupra procesului (fig. IV.10.4.), urmată de o detaliere spre partea finală a acestuia (fig. IV.10.5.). Se observă că valoarea curentului scade de la 6000 A la 0 în aproximativ 2,55 ms (timp care se apropie de rezultatul obținut în simulările PSPICE). Rezultatul simulării în MATLAB a întreruptorului Ballistic Breaker evidențiază respectarea celor 18 secvențe pentru realizarea întreruperii.
Fig. IV.10.4. Grafic cu secvențele curentului la deconectarea în regim nominal [91]
Figura IV.10.5. reprezintă secvențele detaliate de la timpul 2,4 ms, până la sfârșitul procesului de întrerupere.
Fig. IV.10.5. Detaliu asupra părții finale a graficului [91]
Simularea în PSPICE are anumite limitări, în special în ceea ce privește tensiunile la care este posibilă simularea. Așadar, simularea în MATLAB este mult mai apropiată de realitatea fenomenelor, dar trebuie realizată corelarea cu parametrii fiecărui prototip realizat, pentru că brevetul poate fi implementat pentru o multitudine de aplicații atât în medie tensiune, cât și înaltă tensiune.
IV.10.2. Concluzii cu privire la simularea în MATLAB
Considerăm că Ballistic Breaker reprezintă o soluție de viitor pentru realizarea întreruperii în sistemele HVDC. Ballistic Breaker reprezintă o schimbare radicală de concept, comparativ cu toate soluțiile de întrerupere existente. Acesta realizează o întrerupere lentă, fără arc electric, atât în curent continuu, cât și în curent alternativ. Utilizarea acestui concept este posibilă la toate nivelurile de tensiune. Reducerea pierderilor de putere în timpul funcționării reprezintă un mare avantaj.
Un dezavantaj poate fi costul ridicat de realizare al prototipului, datorat soluțiilor tehnice neconvenționale. Prețul estimat al întreruptorului Ballistic Breaker este de aproximativ 12 ÷ 15 $/kW, ceea ce reprezintă jumătate din prețul unui sistem convențional.
Ballistic Breaker reprezintă un concurent pentru modelele hibride realizate de firmele ABB, ALSTOM sau cele din proiectul european TWENTIES, în contextul dezvoltării sistemelor HVDC aferente parcurilor eoliene offshore.
Simularea MATLAB [91] realizată reprezintă un pas necesar pentru a asigura înțelegerea fenomenelor, în scopul elaborării viitoarelor prototipuri pentru Ballistic Breaker.
IV.11. PROGRAM REALIZAT ÎN MATLAB PENTRU SIMULAREA BALLISTIC BREAKER CU 16,18 ȘI 20 TREPTE
Pentru simularea în programul MATLAB a întreruptorului Ballistic Breaker, autorul a realizat trei programe de simulare pentru 16, 18 și 20 trepte. Aceste programe sunt prezentate în detaliu în Anexele 6, 7 și 8. Graficele de variație pentru curentul iL de întrerupere la curent nominal pentru întreruptorul Ballistic Breaker cu 16 trepte sunt prezentate în figurile IV.11.1.a. și IV.11.1.b. , atât ca evoluție generală, cât și în detaliu, către final.
Fig. IV.11.1.a. Variația în timp a curentului iL la deconectarea în regim nominal a BB cu 16 trepte
Fig. IV.11.1.b. Detaliu pe intervalul [0.0024s, 0.0026s] al variației în timp a curentului iL la deconectarea în regim nominal
Graficele de variație pentru curentul iL la întreruptorul Ballistic Breaker cu 18 trepte sunt prezentate în figurile IV.11.2.a și IV.11.2.b. , atât ca evoluție generală, cât și în detaliu, către final.
Fig. IV.11.2.a. Variația în timp a curentului iL la deconectarea în regim nominal a BB cu 18 trepte
Fig. IV.11.2.b. Detaliu pe intervalul [0.0024s, 0.0026s] al variației în timp a curentului iL la deconectarea în regim nominal
Graficele de variație pentru curentul iL la întreruptorul Ballistic Breaker cu 20 trepte sunt prezentate în figurile IV.11.3.a. și IV.11.3.b. , atât ca evoluție generală, cât și în detaliu, către final.
Fig. IV.11.3.a. Variația în timp a curentului iL la deconectarea în regim nominal a BB cu 20 trepte
Fig. IV.11.3.b. Detaliu pe intervalul [0.0024s, 0.0026s] al variației în timp a curentului iL la deconectarea în regim nominal
IV.12. SIMULAREA ÎNTRERUPTORULUI BALLISTIC BREAKER PENTRU 3 ÷ 24 TREPTE
Pentru realizarea simulărilor este necesară stabilirea valorilor rezistențelor și a timpilor de inserare a acestora. Pentru a putea compara rezultatele variantelor de simulare se impune ca toate simulările să respecte același timp de întrerupere, iar gama rezistențelor să fie aceeași. Valorile rezistențelor și timpii corespunzători de inserare în circuit pentru întreruptorul Ballistic Breaker cu 3 ÷ 24 trepte sunt prezentați în tabelul IV.3.
Tabelul IV.3.
Valorile rezistențelor și timpii corespunzători de inserare pentru BB
Am considerat timpul propriu de acționare pentru toate variantele, iar timpul de întrerupere l-am considerat a fi de 2,3 ms. Prin menținerea domeniului de valori a timpilor de la 2,1 ÷ 4,4 ms a fost posibilă analiza comparativă a perfomanțelor întreruptorului Ballistic Breaker pentru fiecare număr de trepte.
Pentru evaluarea pantei curentului conform graficelor rezultate din simulare, s-au folosit valorile de timp din tabelul IV.3. Valorile evidențiate din tabel sunt timpii critici pentru fiecare număr de trepte, în care apar salturi de curent și în care este necesară evaluarea pantei curentului. Poziționarea în tabel a acestor timpi critici diferă de la o simulare la alta.
Pentru a determina evoluția pantei a fost stabilit un număr de 14 puncte (14 valori de timp), în care s-a realizat estimarea pantei. Această estimare a fost stabilită în jurul acestor puncte, cu o vecinătate egală cu ± 0,03 ms. Pentru treptele de la 3 la 12 s-au luat în considerare și punctele critice în care panta își schimbă brusc valoarea. Pentru treptele de la 14 la 24 nu există schimbări bruște ale pantei, prin urmare nu există nici puncte critice.
Pe graficele tuturor curenților se poate observa că panta cu cea mai mare valoare (panta critică) este prezentă la începutul procesului de întrerupere la primele două sau trei trepte. La sfârșitul procesului de întrerupere, panta are o valoare din ce în ce mai mică, ajungând la valoarea zero la sfârșitul procesului de întrerupere.
Tabelul IV.3.1.
Timpi de inserare în funcție de numărul de trepte
Pentru simularea întreruptorului Ballistic Breaker, autorul a realizat modele pentru 3 ÷ 24 trepte, care sunt prezentate în detaliu în subcapitolul IV.12.1. Fiecare model este însoțit de rezultatul obținut în urma simulării (evoluția curentului și evoluția pantei). După simularea variantelor de la 3 ÷ 24 trepte este prezentată sub formă de grafic evoluția integralei Joule.
IV.12.1. Simularea Ballistic Breaker cu 3 trepte
În figura IV.12.1.a. este reprezentat modelul de simulare pentru întreruptorul BB cu 3 trepte în programul MULTISIM.
Fig. IV.12.1.a. Model de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 3 trepte
Figura IV.12.1.b. prezintă evoluția curentului în cazul simulării BB cu 3 trepte. Se evidențiază un punct de inflexiune la 3,28 ms, când apare o treaptă de curent. Principalele valori caracteristice evoluției curentului pentru simularea BB cu 3 trepte reprezentate în figura IV.12.1.b. sunt: curentul nominal (), curentul de scurtcircuit prezumat (), curentul limitat () și curentul limitat maxim ().
Fig. IV.12.1.b. Evoluția curentului de scurtcircuit pentru simularea BB cu 3 trepte
Graficul din figura IV.12.1.c. arată panta curentului pe parcursul evoluției acestuia spre zero. Se observă că panta are o evoluție ondulatorie la timpul 3,28 ms.
Fig. IV.12.1.c. Evoluția pantei curentului pentru simularea BB cu 3 trepte
IV.12.2. Simularea Ballistic Breaker cu 4 trepte
În figura IV.12.2.a. se prezintă modelul de simulare în MULTISIM pentru BB cu 4 trepte.
Fig. IV.12.2.a. Model de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 4 trepte
Graficul corespunzător pentru evoluția curentului este reprezentat în figura IV.12.2.b. Se observă că la 2,9 ms are loc o treaptă de curent.
Fig. IV.12.2.b. Evoluția curentului de scurtcircuit pentru simularea BB cu 4 trepte
Graficul din figura IV.12.2.c. indică evoluția pantei la întreruperea curentului și evidențiază un punct de inflexiune la 2,9 ms.
Fig. IV.12.2.c. Evoluția pantei curentului pentru simularea BB cu 4 trepte
IV.12.3. Simularea Ballistic Breaker cu 6 trepte
În figura IV.12.3.a. se prezintă modelul de simulare în MULTISIM pentru BB cu 6 trepte.
Fig. IV.12.3.a. Model de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 6 trepte
Graficul corespunzător pentru evoluția curentului este reprezentat în figura IV.12.3.b. Se observă că la 2,59 ms are loc o treaptă de curent.
Fig. IV.12.3.b. Evoluția curentului de scurtcircuit pentru simularea BB cu 6 trepte
Graficul din figura IV.12.3.c. indică evoluția pantei la întreruperea curentului și evidențiază un punct de inflexiune la 2,59 ms.
Fig. IV.12.3.c. Evoluția pantei curentului pentru simularea BB cu 6 trepte
IV.12.4. Simularea Ballistic Breaker cu 8 trepte
Modelul aferent simulării BB în MULTISIM pentru 8 trepte este prezentat în figura IV.12.4.a.
Fig. IV.12.4.a. Model de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 8 trepte
În figura IV.12.4.b. evidențiază evoluția curentului în cazul simulării BB cu 8 trepte. Se poate observa că treapta de curent are loc la 2,46 ms.
Fig. IV.12.4.b. Evoluția curentului de scurtcircuit în cazul simulării BB cu 8 trepte
Figura IV.12.4.c. prezintă graficul pantei pentru simularea BB cu 8 trepte. Punctul de inflexiune apare în acest caz la 2,46 ms.
Fig. IV.12.4.c. Graficul pantei curentului pentru simularea BB cu 8 trepte
IV.12.5. Simularea Ballistic Breaker cu 10 trepte
În figura IV.12.5.a. este reprezentat modelul pentru simularea BB cu 10 trepte în MULTISIM.
Fig. IV.12.5.a. Model de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 10 trepte
Figura IV.12.5.b. arată graficul curentului pentru simularea BB cu 10 trepte. Se remarcă faptul că există o treaptă de curent la 2,38 ms.
Fig. IV.2.5.b. Graficul evoluției curentului de scurtcircuit pentru simularea BB cu 10 trepte
În figura IV.12.5.c. este marcată evoluția pantei pentru simularea BB cu 10 trepte. Punctul de inflexiune apare la 2,38 ms.
Fig. IV.12.5.c. Evoluția pantei curentului pentru simularea BB cu 10 trepte
IV.12.6. Simularea BB cu 12 trepte
Modelul în MULTISIM pentru simularea BB cu 12 trepte este prezentat în figura IV.12.6.a.
Fig. IV.12.6.a. Modelul de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 12 trepte
În figura IV.12.6.b. este marcată grafic evoluția curentului pentru simularea BB cu 12 trepte. Se remarcă faptul că treapta de curent apare la 2,33 ms.
Fig. IV.12.6.b. Evoluția curentului de scurtcircuit pentru simularea BB cu 12 trepte
Figura IV.12.6.c. arată evoluția pantei pentru simularea BB cu 12 trepte. Punctul de inflexiune apare la 2,33 ms.
Fig. IV.12.6.c. Evoluția pantei curentului pentru simularea BB cu 12 trepte
IV.12.7. Simularea BB cu 14 trepte
În figura IV.12.7.a. este reprezentat modelul de simulare în MULTISIM corespunzător simulării BB cu 14 trepte.
Fig. IV.12.7.a. Model de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 14 trepte
Graficul din figura IV.12.7.b. evidențiază evoluția curentului pentru simularea BB cu 14 trepte. Putem observa faptul că la 2,3 ms are loc o treaptă de curent însă nereprezentativ.
Fig. IV.12.7.b. Evoluția curentului de scurtcircuit pentru simularea BB cu 14 trepte
Graficul din figura IV.12.7.c. arată evoluția pantei pentru simularea BB cu 14 trepte. Și în acest caz apare un punct de inflexiune la 2,3 ms, însă cu o valoare mică.
Fig. IV.12.7.c. Graficul evoluției pantei curentului pentru BB cu 14 trepte
IV.12.8. Simularea Balltistic Breaker cu 16 trepte
Modelul pentru simularea BB cu 16 trepte în MULTISIM este cel din figura IV.12.8.a.
Fig. IV.12.8.a. Modelul de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 16 trepte
Graficul din figura IV.12.8.b. arată evoluția curentului pentru simularea cu 16 trepte. Se poate remarca faptul că treapta de curent apare la 2,3 ms.
Fig. IV.12.8.b. Evoluția curentului de scurtcircuit pentru simularea BB cu 16 trepte
Graficul din figura IV.12.8.c. expune evoluția pantei pentru acest model de simulare. Se observă că punctul de inflexiune de la 2,3 ms este pe cale să se atenueze.
Fig. IV.12. 8.c. Evoluția pantei curentului pentru simularea BB cu 16 trepte
IV.12.9. Simularea Ballistic Breaker cu 18 trepte
Modelul de simulare în MULTISIM pentru Ballistic Breaker cu 18 trepte este prezentat în figura IV.12.9.a.
Fig. IV.12.9.a. Model de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 18 trepte
În figura IV.12.9.b. este reprezentată grafic evoluția curentului pentru acest model de simulare. Se poate observa că la 2,3 ms apare o treaptă de curent de valoare mică , iar pe grafic se remarcă tendința de evoluție fără punct de inflexiune.
Fig. IV.12.9.b. Graficul curentului de scurtcircuit pentru simularea BB cu 18 trepte
În figura IV.12.9.c. este reprezentată evoluția pantei pentru simularea BB cu 18 trepte. În acest caz, punctul de inflexiune de la 2,3 ms este puțin perceptibil.
Fig. IV.12.9.c. Evoluția pantei curentului de scurtcircuit pentru simularea BB cu 18 trepte
IV.12.10. Simularea Ballistic Breaker cu 20 trepte
Modelul pentru simularea în MULTISIM a întreruptorului cu 20 trepte este prezentat în figura IV.12.10.a.
Fig. IV.12.10.a. Model de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 20 trepte
Figura IV.12.10.b. prezintă evoluția curentului pentru acest tip de întreruptor. Se remarcă faptul că treptele de curent sunt imperceptibile în acest caz, evoluția curentului spre zero fiind fără ondulații .
Fig. IV.12.10.b. Graficul evoluției curentului de scurtcircuit pentru BB cu 20 trepte
În figura IV.12.10.c. este reprezentat graficul evoluției pantei pentru acest tip de întreruptor. Se observă că și în acest caz panta are o evoluție fara ondulatii spre zero.
Fig. IV.12.10.c. Graficul evoluției pantei curentului pentru BB cu 20 trepte
IV.12.11. Simularea Ballistic Breaker cu 22 trepte
În figura IV.12.11.a. este prezentat modelul în MULTISIM pentru simularea BB cu 22 trepte.
Fig. IV.12.11.a. Modelul de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 22 trepte
În graficul din figura IV.12.11.b. este reprezentată evoluția curentului pentru acest model. Nu sunt observabile trepte de curent.
Fig. IV.12.11.b. Evoluția curentului de scurtcircuit pentru simularea BB cu 22 trepte
Graficul din figura IV.12.11.c. arată că evoluția pantei este fără ondulații, nefiind observabile puncte de inflexiune .
Fig. IV.12.11.c. Evoluția pantei curentului pentru simularea BB cu 22 trepte
IV.12.12. Simularea Ballistic Breaker cu 24 trepte
Modelul de simulare a întreruptorului Ballistic Breaker cu 24 trepte este cel din figura IV.12.12.a.
Fig. IV.12.12.a. Model de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 24 trepte
În figura IV.12.12.b. este reprezentată grafic evoluția curentului. Se poate remarca faptul că și aici evoluția este fără trepte de curent și fără puncte de inflexiune .
Fig. IV.12.12.b. Evoluția curentului de scurtcircuit pentru BB cu 24 trepte
În figura IV.12.12.c. este reprezentată grafic evoluția pantei pentru acest tip de întreruptor și se observă aceeași evoluție fără puncte de inflexiune.
Fig. IV.12.12.c. Evoluția pantei curentului pentru BB cu 24 trepte
IV.12.13. Evoluția integralei Joule pentru simularea întreruptorului BB cu 3 ÷ 24 trepte
Pentru determinarea evoluției integralei Joule s-a ales intervalul de la 1 ms la 4 ms. Evoluția curbei integralei Joule în funcție de numărul de trepte „n“ este prezentată în figura IV.12.13.
Fig. IV.12.13. Evoluția integralei Joule în funcție de numărul de trepte
Pentru intervalul 18 – 24 trepte, valorile integralei Joule sunt destul de apropiate, iar curba tinde exponențial către o valoare stabilizată. Din această evoluție rezultă că nu se justifică un număr de trepte mai mare de 18. Se observă că valoarea integralei Joule scade exponențial cu cât numărul de trepte crește.
IV.12.14. Optimizarea numărului de trepte pentru BB
Pentru optimizarea numărului de trepte la întreruptorul Ballistic Breaker, autorul propune analizarea și compararea următorilor parametri:
supratensiunea de comutație
integrala Joule
timpul de deconectare
curentul limitat maxim
costul de achiziție și exploatare
calitatea întreruperii
Supratensiunea de comutație reprezintă produsul dintre valoarea inductanței și panta maximă. Valorile rezultate sunt prezentate în tabelul IV.3.2.
Tabelul IV.3.2.
Supratensiunile de comutație pentru Ballistic Breaker
Valoarea supratensiunii de comutație rezultă cu semn negativ, pentru că panta maximă este negativă. Evoluția supratensiunii rezultate din calcul, în funcție de numărul de trepte este prezentată în figura IV.12.14.1.a.
Fig. IV.12.14.1.a. Supratensiunea de comutație în funcție de nr. de trepte pentru BB
Se observă că supratensiunea se încadrează între valoarea de -1,92E+06, pentru n = 3 trepte și -1,88E+06, pentru n = 24 trepte. Pentru optimizarea numărului de trepte „n“, luăm în considerare supratensiunea în valoare absolută.
Evoluția supratensiunii în valoare absolută poate fi urmărită în figura IV.12.14.1.b.
Fig. IV.12.14.1.b. Supratensiunea de comutație în valoare absolută pentru BB
Pe grafic se observă că evoluția este liniar scăzătoare cu creșterea valorii lui „n“, de la valoarea de 1,92E+06 pentru n = 3 trepte, la 1,88E+06 pentru n = 24 trepte. Reprezentarea fiind realizată pe o scară liniară, între 0 și 1,88E+06 nu există valori. Estimarea corectă a este importantă pentru că aceasta influențează costul izolațiilor.
Timpul de deconectare pentru BB nu depinde de numărul de trepte „n“ și are o valoare constantă de 2,3 ms. În figura IV.12.14.2. poate fi observat graficul dependenței timpului de deconectare în funcție de numărul de trepte.
Fig. IV.12.14.2. Timp de deconectare pentru BB în funcție de nr. de trepte
Pentru modelul ales, valoarea curentului limitat de la care începe deconectarea este numit și curent limitat maxim și are o valoare constantă, așa cum se poate urmări în figura IV.12.14.3.
Fig. IV.12.14.3. Curentul limitat maxim pentru BB în funcție de nr. de trepte
Dependența integralei Joule de numărul de trepte „n“ a fost determinată în cadrul paragrafului IV.12.13. și are o scădere exponențială cu creșterea numărului de trepte, ceea ce poate fi observat în figura IV.12.14.4.
Fig. IV.12.14.4. Integrala Joule pentru BB în funcție de nr. de trepte
Pe grafic se pot urmări valoarile de 61 pentru n = 3 trepte și 53,2 pentru n = 24 trepte. De la n = 3, până la n =10, scăderea este mult mai abruptă decât între n = 10 și n = 24. În ceea ce privește costurile de achiziție și exploatare Cost [€], acestea au o creștere de la € pentru n=3 trepte, la € pentru n=18 trepte. În figura IV.12.14.5. se observă că la un număr de trepte mai mare de 18, costurile au o creștere mai rapidă până la €. Această creștere se explică prin faptul că la un număr mai mare de trepte intervin costuri mai mari pentru componente, dar și pentru tehnologia de execuție.
Fig. IV.12.14.5. Costuri de achiziție și exploatare pentru BB în funcție de nr. de trepte
Referitor la calitatea întreruperii Calit.[%] în cazul utilizării Ballistic Breaker, ne raportăm procentual la parametri menționați în brevet [76]. Acești parametri se referă la numărul și mărimea ondulațiilor formei de undă a curentului la deconectare. În figura IV.12.14.6. se poate remarca o creștere calitativă de la 50 % ÷ 75 %, respectiv de la 3 trepte până la 10 trepte, putând fi observate ondulații de valori mari. De la 10 la 18 trepte, calitatea întreruperii crește de la 75 % la 100 %, ceea ce poate fi obsevat prin ondulații din ce în ce mai mici în evoluția curentului la întrerupere. Pentru un număr de trepte mai mare de 18, calitatea întreruperii nu mai crește, numărul și mărimea ondulațiilor menținându-se constante.
Fig. IV.12.14.6. Calitatea întreruperii pentru BB în funcție de nr. de trepte
Prin alăturarea celor mai semnificative dintre grafice, autorul își propune să determine numărul de trepte optim pentru BB. În acest studiu de optimizare, am eliminat graficele care au o evoluție constantă în funcție de numărul de trepte, adică timpul de deconectare și curentul limitat maxim.
Fig. IV.12.14.7. Determinarea numărului optim de trepte pentru BB
Numărul optim de trepte ce reiese din alăturarea graficelor din figura IV.12.14.7. este n = 18. Din această determinare rezultă că nu se justifică un număr de trepte mai mare de 18, atât din cauza costurilor mult mai mari, a faptului că din punct de vedere calitativ nu se obține mai mult, cât și datorită faptului că integrala Joule și supratensiunile de comutație au ajuns la un minim acceptabil.
Este de remarcat faptul că în cazul simulării cu 18 trepte, pentru număr de trepte optim, evoluția curentului este fără ondulații până la atingerea valorii de zero. Timpul necesar pentru această evoluție este de numai 2,3 ms, valoare care face ca întreruptorul BB să fie o soluție competitivă comparativ cu soluțiile propuse de firmele ABB și Alstom.
IV.13. STUDIU COMPARATIV PRIVIND SIMULAREA ÎNTRERUPTORULUI BALLISTIC BREAKER CU AJUTORUL PROGRAMELOR MULTISIM ȘI MATLAB SIMULINK
Pentru acest studiu, autorul a realizat în MATLAB simularea Ballistic Breaker, prezentată în figura IV.13.1.a. , folosind aceiași parametri din simularea MULTISIM realizată [92].
Fig. IV.13.1.a. Model de simulare în MATLAB Simulink pentru întreruptorul
BB cu 18 trepte [92]
Graficul rezultat în urma simulării este cel din figura IV.13.1.b.
Fig. IV.13.1.b. Evoluția curentului de scurtcircuit în MATLAB pentru întreruptorul BB cu 18 trepte [92]
Modelul de simlare în Multisim pentru Ballistic Breaker cu 18 trepte este prezentat în figura IV.13.2.a.
Fig. IV.13.2.a. Model de simulare în MULTISIM pentru întreruptorul BB cu 18 trepte [92]
Evoluția curentului pentru acest model poate fi urmărită în figura IV.13.2.b.
Fig. IV.13.2.b. Evoluția curentului de scurtcircuit în MULTISIM pentru întreruptorul BB cu 18 trepte [92]
Pentru a evidenția eventualele diferențe obținute în urma simulării în MATLAB, față de simularea în MULTISIM, pe graficul din figura IV.13.13., cele două simulări au fost marcate prin culori diferite. [92]
Fig. IV.13.13. Evoluția curentului de scurtcircuit în Simulink / Multisim
Prin suprapunerea graficelor s-a observat că nu există diferențe semnificative între cele două simulări. În tabelul IV.4., se poate remarca faptul că valorile curenților în MULTISIM și în MATLAB sunt egale pentru anumite valori ale timpului și sunt întâlnite diferențe de câțiva amperi în patru dintre cazuri. Valorile caracteristice în cazul evoluției curentului pentru simularea BB cu 18 trepte sunt prezentate în tabelul IV.4. [92]
Tabelul IV.4. [92]
Valori caracteristice ale curentului și timpii pentru simularea BB în MULTISIM / MATLAB
IV.13.1. Concluzii asupra rezultatelor simulării Ballistic Breaker
Simularea în MULTISIM a întreruptorului Ballistic Breaker a evidențiat o evoluție a curentului mult mai apropiată de realitate decât simularea în PSPICE. În MULTISIM, curentul are o evoluție lentă către zero, în timp ce în PSPICE avem o evoluție bruscă către zero, ceea ce este departe de comportarea reală a Ballistic Breaker. În ceea ce privește timpul de întrerupere, valoarea de 2,3 ms este aceeași pentru ambele cazuri, pentru că modelul implică parametri identici.
Referitor la comportarea Ballistic Breaker față de soluția ABB, observăm că evoluția curentului în figura III.9.6. are aproape aceeași formă cu evoluția în cazul Ballistic Breaker. Există mici diferențe din punct de vedere al timpului de întrerupere, care în cazul ABB este de 5 ms. În cazul întreruptorului ABB, evoluția curentului la întrerupere nu este atât de lină spre zero, în timp ce în cazul Ballistic Breaker cu 18 trepte, varianta optimizată (figura IV.12.9.b.), evoluția este extrem de lină spre zero, ceea ce este de dorit în cazul sistemelor HVDC.
Evoluția curentului în cazul întreruptorului hibrid Alstom este apropiată de evoluția ABB, cu diferența că între și apare un timp de întârziere, care mărește durata de întrerupere cu câteva zecimi de ms. De aici rezultă faptul că între soluția Alstom și soluția Ballistic Breaker există o diferență mare decât între soluția ABB și Ballistic Breaker, în ceea ce privește timpul de întrerupere.
Simulările în MATLAB ale Ballistic Breaker au ca rezultat o evoluție în trepte a curentului, fapt care le deosebește de toate celelalte simulări. Din evoluția curentului pentru Ballistic Breaker la simularea pentru 3 ÷ 24 trepte a rezultat că numărul optim de trepte este de 18, ceea ce determină și stabilirea soluției constructive finale cu 18 trepte atât pentru varianta lineară, cât și pentru varianta rotativă.
IV.14. ÎNTRERUPTOR LINEAR CU ACTUATOR ILA 2.1
Pentru a pune în valoare aspectele teoretice referitoare la întreruptoarele de tip Ballistic Breaker, autorul a realizat o variantă de întreruptor linear cu actuator, care reprezintă soluția inversată a Ballistic Breaker.
În această variantă, întreruperea propriu-zisă este realizată de mișcarea lineară a unui cursor în care se află contacte alunecătoare, acționată de un actuator linear. Întreruptorul conține 18 elemente rezistive fixe, amplasate pe un ghidaj central, perfect aliniate, realizate după o tehnologie specială care elimină arcul la trecerea cursorului de pe o treaptă pe alta. În figura IV.14.1. este prezentat întreruptorul linear cu actuator ILA 2.1, pentru 2 kV și 1 kA.
Fig. IV.14.1. Întreruptor linear cu actuator ILA 2.1.
Date tehnice
– Tensiunea nominală
– Curentul nominal
– Numărul de trepte de rezistență
– Timp propriu de acționare
– Timp de întrerupere
– Dimensiuni
– Greutate 5,5 kg
– Pierderile de comutație
– Puterea nominală
– Numărul de întreruperi
– Durata de viață: 10 ani
– Tip de răcire: naturală
– Grad de protecție: IP54
– Utilizare: c.c. și c.a.
Părți componente
1. Actuator linear
2. Subansamblu contacte mobile
3. Contacte mobile
4. Contacte fixe conectate în stivă
5. Bloc de alimentare comandă și control
6. Tije de ghidare
7. Suport
8. Borne de alimentare și de forță (nereprezentate în figură)
Mod de funcționare
La apariția defectului (a scurtcircuitului), blocul 5 inițiază întreruperea circuitului, comandând acționarea actuatorului 1. Acesta produce mișcarea subansamblului 2, care cuprinde contactele mobile 3. Subansamblul 2 culisează cu precizie pe două tije de ghidare, permițând contactul dintre contactele mobile 3 și fiecare dintre cele 18 contacte fixe 4. Curentul de defect este condus astfel prin toate elementele rezistive , până este obținută o valoare apropiată de zero a curentului, la care se realizează întreruperea. În acest fel, curentul este adus lin la valoarea zero.
Forma și caracteristicile de material ale elementelor rezistive sunt bine precizate, pentru a obține o poziționare relativă precisă și o întrerupere fără arc electric. Suprafețele de contact sunt de înaltă conductivitate și astfel realizate încât să fie îndeplinite simultan cerințele privind calitatea contactului, calitatea alunecării contactelor mobile și rezistența la uzură a contactelor. În aceste condiții, întreruptorul nu necesită mentenanță, iar pierderile de comutație sunt atât de mici încât nu impun răcirea forțată. Întreruptorul se poate realiza pentru joasă tensiune, cât și pentru medie tensiune, cu respectarea cerințelor privind distanțele de izolare.
Întreruptorul se poate asocia cu întreruptoarele ultrarapide, în funcție de solicitările sau cerințele din rețea. La limitele zonei de întrerupere, întreruptorul are pozițiile „on“ și „off“, respectiv de rezistență R = 0 și R = . După întrerupere, subansamblul 2 rămâne pe poziția „off“ până la eliminarea defectului. Retragerea subansambului 2 pe poziția „on“ se poate realiza și prin comandă manuală. Valorile caracteristice pentru rezistențele utilizate în cazul ILA 2.1. sunt prezentate în tabelul IV.5.
Tabelul IV.5.
Valorile parametrilor pentru ILA 2.1.
Evoluția curentului la scurtcircuit pentru întreruptorul ILA 2.1. este prezentată în figura IV.14.2. Pe grafic se observă că valoarea curentului limită maxim în acest caz este de 310 A, timpul de întrerupere este de 2,3 ms, iar deconectarea se realizează fără ondulații semnificative de curent.
Fig. IV.14.2. Evoluția curentului de scurtcircuit pentru întreruptorul BB linear cu actuator
CAPITOLUL V
CONFIGURAREA SISTEMULUI HVDC CONSTANȚA – ISTANBUL (C – I)
Principalele motive pentru care proiectul sistemului HVDC România – Turcia reprezintă o necesitate sunt legate de excedentul de putere în sistemul energetic din România, de deficitul energetic din sistemul din Turcia, precum și de taxele de tranzit mari impuse de livrarea prin rețeaua energetică a Bulgariei. În afară de acestea există recomandări ale Uniunii Europene privind un anumit procent din puterea sistemului energetic național propus pentru interconectare. Acest procent este de 15 %. Sistemul poate realiza transportul de energie electrică chiar și dintre Rusia și Turcia, prin Ucraina, Republica Moldova și România și reprezintă în același timp una dintre conexiunile interregionale ce poate lega Turcia de Europa.
Proiectul se află în stadiul în care a fost realizat un studiu de fezabilitate pentru o conexiune HVDC submarină, costul acestuia fiind de 1,24 milioane de euro. Proiectul rețelei are în vedere o lungime de 400 km între Constanța și Istanbul și o tensiune de ± 300 kV și este prezentat în figura V.1.
Fig. V.1. Schița rețelei HVDC Constanța – Istanbul
Conexiunea dintre convertor și rețeaua AC se poate realiza și prin linie aeriană, în cazul în care zona nu permite un traseu subteran. Adâncimea de pozare este de regulă de 1 metru sub nivelul nisipului mării, pe un traseu prestabilit pentru a nu interfera cu anumite zone critice.
Sistemul HVDC Constanța – Istanbul poate fi configurat în două variante constructive. Prima variantă este cea clasică, HVDC LCC (Line Commutated Converters), iar cea de-a doua variantă este HVDC VSC (Voltage Source Converters). Ambele variante pot fi configurate la tensiuni apropiate, de 300 kV pentru prima, respectiv 320 kV pentru cea de-a doua. Autorul a realizat configurarea pentru ambele variante. La puteri de până în 1000 MW, cele două variante sunt fezabile, diferențele constând în echipamentele diferite.
V.1. ASPECTE GENERALE PRIVIND VARIANTA HVDC LCC
Proiectarea preliminară a sistemului HVDC vizează următoarele aspecte: date generale de proiectare, criterii de proiectare, studii de proiectare și echipamente necesare sistemului HVDC. Datele generale de proiectare cuprind schema de principiu a sistemului HVDC și caracteristicile sistemului.
Dintre caracteristicile sistemului HVDC LCC, cele mai importante sunt următoarele:
Construcție bipolară cu întoarcere prin fir (prize de pământ opționale)
Convertoare cu 12 pulsuri realizate cu tiristoare LTT (atât pentru funcția de redresor, cât și pentru cea de invertor)
Alimentare cu ½ stea, ½ triunghi prin transformatoarele trifazate cu trei înfășurări
Tensiunea AC de intrare în sistem: 400 kV
Tensiunea AC de ieșire din sistem: 380 kV
Tensiunea DC: ± 300 kV
Puterea transferată 600 MW
Pierderile de putere 12 MW pentru o putere transferată de 600 MW și 9 MW pentru o putere transferată de 500 MW
Frecvența 50 Hz intrare, 50 Hz ieșire
Schema sistemului HVDC LCC este prezentată în figura V.1.2.
Fig. V.1.2. Schema de principiu a sistemului HVDC LCC Constanța-Istanbul
Schema de principiu nu cuprinde echipamentele de întrerupere sau de separare, nici pe partea de DC, nici pe partea de AC.
V.2. CRITERII DE CONFIGURARE A SISTEMULUI HVDC LCC
V.2.1. Capacitatea de transmitere a puterii
Sistemul bipolar poate să transmită 600 MW la bornele DC ale convertorului. Schema HVDC poate fi operată atât în modul bipolar, cât și monopolar, cu întoarcere prin conductor metalic și opțional întoarcere prin sol. Întoarcerea prin sol presupune existența unor distanțe suficiente față de stațiile de tensiune, conducte de petrol și gaze și alte tipuri de rețele metalice subterane. Aceste distanțe sunt de aproximativ 10 km, iar spațiul rezervat prizei de pământ este de 1,6 km diametru, într-o zonă nelocuită.
Această condiție este greu de îndeplinit pentru Dobrogea, pentru că prin coroziune pot fi puse în pericol rețelele subterane de transport pentru produsele petroliere. Temperatura ambiantă maximă în convertor este de 50°, stația fiind proiectată să transmită timp de 2 ore chiar și fără sistem de răcire. Suprasarcina poate fi de maxim 1,15 % pentru schema bipolară și 1,2 % pentru schema monopolară. Sistemul este capabil să funcționeze la o tensiune de 70 % din valoarea nominală de 300 kV, adică 210 kV. Direcția normală a fluxului de putere este de la Constanța la Istanbul, dar sistemul poate funcționa și în sens invers.
Nivelul mic al pierderilor este de importanță centrală atât din punct de vedere tehnic, cât și economic. Pierderile totale pentru ambele stații se situează la aproximativ 1,3% din putere. Sursele principale de pierderi sunt transformatorul convertorului și blocurile de tiristoare.
V.3. CONFIGURAREA SISTEMULUI HVDC LCC CONSTANȚA – ISTANBUL
Pentru configurarea sistemului trebuie să fie aleasă varianta constructivă, împreună cu echipamentele necesare. Dintre acestea, principalele echipamente sunt: transformaorul convertorului, sistemele de tiristoare, bobinele de netezire, sistemele de comutație, cablurile, prizele de împământare, sistemele de compensare a puterii reactive, filtrele AC, filtrele DC, sistemul de control și protecție, descărcătoarele, sistemele de răcire, sistemul de comandă al tiristoarelor și sistemele de măsurare.
Prima variantă constructivă pentru sistemul HVDC Constanța – Istanbul pe care o propun este varianta clasică (HVDC LCC) cu tiristoare de tip LTT. Opțiunea pentru varianta clasică se justifică și prin faptul că este mai ușor de upgradat sub aspectul valorilor puterii și ale tensiunii.
1. Transformatorul convertorului
Din considerente de transport recomand pentru configurația transformatorului varianta cu trei transformatoare monofazate, cu trei bobine pe fiecare transformator, care să realizeze conexiunea stea-triunghi, pentru că această configurație este avantajoasă din punct de vedere al transportului. Această conexiune se realizează atât pe partea de redresor, cât și pe cea de invertor și asigură eliminarea armonicelor de ordinul 5 și 7.
Pe fiecare parte a sistemului HVDC se mai adaugă un transformator de rezervă. Valorile parametrilor transformatorului se stabilesc prin contract, după realizarea studiului tehnic. Tensiunile nominale în rețelele la care se face conectarea sunt de 400 kV, respectiv 380 kV.
2. Sistemele de tiristoare
Pentru sistemul HVDC LCC Constanța – Istanbul recomand utilizarea tiristoarelor LTT (Light Triggered Thyristors), amorsate cu ajutorul semnalelor luminoase transmise prin fibră optică, pentru că această soluție asigură comanda simultană a tuturor tiristoarelor în același timp.
Acest sistem conține protecție integrată la supratensiuni, eliminând necesitatea sistemelor electronice de control. Atât pentru partea de redresor, cât și pentru partea de invertor este adoptat același concept. Practic, tiristoarele necesare pentru fiecare pol sunt montate pe trei turnuri identice, care cuprind câte zece unități modulare în sisteme a câte patru tiristoare etajate și conectate la aceeași fază. Fiecare unitate modulară cuprinde două secțiuni de tiristoare conectate în serie, fiecare secțiune având cincisprezece tiristoare. Prin urmare, un modul de tiristoare cuprinde cinci secțiuni cu șaptezeci și cinci de tiristoare conectate în serie.
Avantajul sistemelor de tiristoare LTT se bazează pe sistemul modular de realizare, care presupune componente de fixare, sisteme de răcire, circuite de atenuare, sisteme de monitorizare a tensiunii realizate în sistem trifazat.
Pentru tipul de tiristor LTT propun varianta cu diametrul de 122,5 mm, realizată de firma ABB. Circuitele de atenuare constau într-un condensator dispus în serie cu un rezistor, sistem prevăzut cu un circuit special de răcire. Turnurile cu tiristoare sunt suspendate de acoperișul halei, printr-un sistem de izolatori de suspensie, flexibili pentru a rezista solicitărilor seismice. Turnurile sunt prevăzute cu rame de aluminiu cu forme rotunjite, care elimină efectele Corona. Traseele de comandă din fibră optică și circuitele de răcire intră în turnuri prin partea superioară.
3. Bobinele de netezire au rolul de a limita valoarea supracurenților tranzitorii, care pot să apară pe partea de DC, dar și pentru a evita rezonanțele armonicelor mici pentru diferite configurații ale circuitului. Recomand utilizarea bobinei de netezire în varianta cu aer, cu inductanța de 250 mH, pentru că aceasta are o construcție mai simplă și care nu prezintă pericol de incendiu sau de poluare cu ulei.
4. Sistemele de comutație
Pentru partea de DC a sistemului HVDC recomand soluțiile MRTB și GRTB, care permit realizarea în siguranță a comutației prin cablu sau prin pământ chiar și pentru curenți de suprasarcină. Sistemele MRTB și GRTB nu sunt foarte rapide, au atins maturitatea și și-au dovedit viabilitatea în numeroase proiecte HVDC. Schema întreruptorului MRTB cuprinde un întreruptor DC rapid care este capabil să întrerupă circuitul cu ajutorul unei ramuri suplimentare, de tip circuit oscilant LC, precum și o ramură ce conține un descărcător care absoarbe energia în timpul comutației. Sistemul MRTB este de preferat mai ales pentru faptul că variantele mai noi și mai rapide nu au fost încă verificate în ceea ce privește nivelul de fiabilitate.
Ca o soluție alternativă de comutație propun întreruptorul Ballistic Breaker, care deși nu are validare experimentală, poate concura cu oricare dintre soluțiile clasice existente.
5. Cablurile sistemului HVDC reprezintă partea ce implică dificultăți mari privind transportul și amplasarea. Sunt necesare echipamente specializate, iar operațiunea durează câteva luni. Din acest motiv recomand utilizarea cablurilor „Flat Mass-impregnated“(FMI) 21000 , cu traseu de semnal prin fibră optică inclus, pentru că această alegere încadrează în cost și transportul, amplasarea și garanția. Opțiunea pentru acest cablu cu masă impregnată este determinată și de recomandările producătorilor privind utilizarea cablului tip XLPE doar la sistemele HVDC VSC. S-a optat pentru un plus de secțiune a cablului pentru eventualitatea unor posibile upgradări ulterioare.
6. Prizele de împământare
În cazul sistemului HVDC LCC Constanța – Istanbul, funcționarea în regim monopolar prin utilizarea uneia dintre conexiuni prin pământ nu este recomandată din două considerente principale.
Primul dintre motive este faptul că subsolul din zona stației de 400 kV Constanța – Nord este străbătut de numeroase rețele de petrol și gaze, care pot fi în pericol de coroziune din cauza circulației curenților.
Cel de-al doilea motiv se referă la faptul că zona din proximitatea traseului rețelei HVDC este o zonă maritimă intens circulată și poate exista pericolul afecării busolei magnetice a navelor. Din aceste considerente recomand utilizarea regimului monopolar numai în condiții limită sau de avarie și propun amplasarea unor prize de adâncime la cel puțin 10 km NV de stația Constanța-Nord, pentru că zona este străbătută de numeroase rețele subterane pentru transportul produselor petroliere. Măsuri similare de precauție sunt recomandate și pentru zona Istanbul.
7. Sistemele de compensare ale puterii reactive
Din practica utilizării sistemelor HVDC la un maxim de putere de 630 MW, puterea reactivă este de 313 MVAR. Pentru compensarea acesteia recomand utilizarea a cinci grupuri de câte 43 MVAR și un grup de 98 MVAR, pentru că valoarea rezultată constituie necesarul de compensare pentru această putere.
8. Filtrele AC
Sistemele HVDC trebuie să realizeze următoarele performanțe în ceea ce privește limitarea influențelor armonicelor: distorsiuni armonice individuale , distorsiuni armonice totale , distorsiuni efective totale , factor de influență telefonică , conținutul armonic al curentului sursei , suma aritmetică a curenților armonici de ordin 5 și 7 . Pentru realizarea acestor cerințe se folosesc trei tipuri de filtre:
Filtru ST (simplu acordat pentru o singură armonică de ordin precizat)
Filtru DT (dublu acordat pentru armonici de două ordine diferite)
Filtru TT (triplu acordat pentru trei tipuri de armonici)
Pentru sistemele HVDC clasice sunt prezentate armonicele de ordin 11, 13, 23, 25, 37. Pentru sistemul HVDC LCC Constanța – Istanbul recomand pe partea de AC filtrele de tip TT, pentru armonicele de ordin 11, 13, 23, 25, 37, pentru că armonicele din sistem impun acest lucru.
9. Filtre DC. În sistemele HVDC clasice, pe partea de DC apar armonici de ordinul 12, 24, 36, 48. De aceea recomand utilizarea filtrelor dublu acordate de tipul DT 12⁄24, DT 12⁄36, DT 12⁄48, pentru că aceasta este soluția pentru armonicele precizate.
10. Sistemul de control și protecție. Fiecare producător de sisteme HVDC a realizat și brevetat diferite sisteme de control și protecție. Cele mai cunoscute sunt: sistemul MACH realizat de ABB și sistemul SIMATIC TDC realizat de SIEMENS.
Aceste sisteme urmăresc funcționarea la parametri optimi pentru întreaga rețea HVDC. Pentru sistemul HVDC LCC Constanța – Istanbul recomand sistemul de tip MACH, pentru că este complet computerizat și asigură o interfață de operare ușor de accesat.
11. Descărcătoarele
Pentru protecția echipamentelor în sistemul Constanța – Istanbul consider potrivită utilizarea descărcătoarelor de tip MOV pentru HVDC cu oxid de zinc (ZnO), pentru că sunt cele mai potrivite sub aspectul energiei maxime și al tensiunii de prag. Amplasarea acestora se realizează în paralel, pe secundarul transformatorului, pe bobinele de netezire, pe blocurile de redresor și invertor.
12. Sistemele de răcire
Pentru obținerea unei fiabilități ridicate recomand sistemul de răcire cu apă deionizată în sistem centralizat, pentru că această procedură permite înlocuirea tiristoarelor fără a deschide circuitele de apă și asigură un randament bun de disipare a căldurii.
13. Sistemul de comandă al tiristoarelor
Pentru comanda tiristoarelor consider potrivită utilizarea sistemului clasic de amorsare cu impulsuri luminoase, pentru că modulele de tiristoare primesc semnalul de la un bloc de control, care îl transformă în impulsuri luminoase pentru fiecare submodul de tiristoare.
Impulsurile luminoase sunt generate de trei diode laser (una dintre acestea fiind redundantă), iar semnalul este transmis prin fibră optică la un cuplaj optic numit „stea multi-mod“. Acesta distribuie semnalul pentru fiecare tiristor prin fibră optică separată.
14. Sistemul de măsurare
Pentru măsurare propun utilizarea sistemului optic, pentru că acesta este conectat la un sistem de multiplexare bazat pe o magistrală optică de mare viteză. Sistemul oferă informațiile necesare atât în AC, cât și în DC și cuprinde o bibliotecă de blocuri de funcții care permit programarea grafică și o mare integrare pentru funcțiile de protecție și comandă.
V.4. CONFIGURAREA SISTEMULUI HVDC VSC CONSTANȚA – ISTANBUL
V.4.1. Aspecte generale privind varianta HVDC VSC
Pentru anumite aplicații, în special pentru cele offshore sistemele clasice HVDC LCC (Line Commutated Converters) au fost înlocuite cu sisteme VSC HVDC (Voltage Source Converters). Noile sisteme sunt cunoscute ca produse ale firmei ABB sub denumirea de HVDC Light, pentru firma Siemens ca produse HVDC Plus și HVDC MaxSine la firma AREVA.
Sistemele VSC sunt adecvate tensiunilor de până la 320 kV și puterilor de până la 1000 MW. Avantajele sistemelor VSC se referă la: gabarit mai mic, arie destinată redusă pentru amplasare, posibilități de instalare inclusiv în orașe, posibilitatea schimbării sensului pentru fluxul de putere, schemă mai simplă, cost redus, sisteme mai simple și mai eficiente de control.
Principalele dezavantaje ale sistemelor VSC sunt: necesitatea unor elemente rapide de comutație, limitările de tensiune și de putere, pierderile mai mari față de sistemele clasice.
Dintre caracteristicile sistemului HVDC VSC, cele mai importante sunt următoarele:
– tensiune AC Constanța Nord: 400 kV, tensiune AC Istanbul: 380 kV;
– frecvență 50 Hz pentru ambele stații;
– puterea transferată 600 MVA;
– tensiunea DC: ± 300 kV;
– distanța: 400 km;
– cablu DC: XLPE 1900 mm²;
– module convertor 4,5 kV IGBT;
– răcire cu apă deionizată și glycol.
Schema de principiu a sistemelor HVDC VSC este prezentată în figura V.4.1.
Fig. V.4.1. Schema de principiu a rețelei HVDC VSC
Principalele elemente componente care se disting sunt transformatoarele și blocurile IGBT. În cazul transformatoarelor, construcția este mai simplă și nu necesită conexiune stea-triunghi pentru limitarea armonicelor. Blocurile IGBT sunt realizate în construcție modulară, fiecare modul fiind proiectat pentru 4,5 kV. Această soluție permite o ușoară upgradare în ceea ce privește valorile nominale de tensiune și curent.
Primele utilizări ale sistemelor VSC au fost cele pentru sisteme eoliene offshore, realizându-se rețele simple cu doi poli sau rețele multiple. Experiența câștigată în acest domeniu a permis dezvoltări pentru rețele continentale până la 320 kV și cu lungimi de până la 1000 km.
Schema de configurare a sistemului HVDC VSC este prezentată în figura V.4.2. Schema conține principalele elemente componente necesare pentru configurarea sistemului, pe care autorul le detaliază în cele ce urmează.
Fig. V.4.2. Schema de configurare a sistemului HVDC VSC
1. Transformatorul sistemului HVDC VSC
În mod normal, un sistem VSC este conectat la rețeaua AC printr-un transformator. Acesta este de construcție normală și nu specială, ca în cazul HVDC LCC. Principala funcție a transformatorului este de a adopta tensiunea utilizată de convertor cu tensiunea rețelei.
Între transformator și convertor este pozițional filtrul AC. În viitor este posibil să se poată realiza și scheme fără transformator, prin apropierea valorilor tensiunii DC cu tensiunea AC. Pentru schema HVDC VSC Constanța – Istanbul se folosesc două transformatoare, unul dintre ele adaptând tensiunea rețelei din stația Constanța Nord, de 400 kV la tensiunea necesară convertorului. Celălalt transformator adaptează tensiunea de ieșire din invertor cu tensiunea rețelei în Istanbul, adică 380 kV.
2. Convertorul
Există mai multe tipuri de scheme de convertor: cu două niveluri, cu trei niveluri și multi nivel. Metoda de modulație este tehnologia cheie în controlul sistemelor VSC. Convertorul este de obicei controlat prin metoda PWM SINUSOIDAL, iar armonicele sunt direct asociate cu frecvența de comutație. Celelalte metode de modulație pot fi: PWM SPACE VECTOR sau PWM OPTIMUM. Pentru schema HVDC VSC Constanța – Istanbul recomand varianta HVDC Light, cu modulație PWM SINUSOIDAL, tensiunea pe partea de DC 320 kV, puterea 600 MVA, cu frecvența de comutație 1,95 kHz.
3. Modulele IGBT
Pentru sistemul HVDC VSC se recomandă varianta realizată din module IGBT, fiecare modul conținând 28 celule IGBT de 4,5 kV, cu tensiunea rezultată de 17 kV. Modulele se asociază în blocuri, iar fiecare bloc conține 25 module. Tensiunea rezultată pentru un bloc este de 80 kV. Prin asocierea a 2 blocuri se obține un convertor cu tensiunea de 480320 kV. În figura V.4.3. este prezentat un modul 28 celule IGBT.
Fig. V.4.3. Modul 28 celule IGBT ABB pentru sisteme HVDC VSC [85]
Acest tip de modul facilitează realizarea schemelor VSC HVDC pentru orice tensiune, până la valoarea de 320 kV, în funcție de cerințele sistemelor bipolare sau multipolare din rețelele offshore.
4. Comutația sistemelor HVDC VSC
În cazul HVDC VSC, recomand comutația hibridă folosind întreruptorul ABB cu timp de întrerupere de 5 ms. Ca soluție alternativă propun întreruptorul Ballistic Breaker, cu timp de întrerupere de 2,3 ms.
5. Sistemele de răcire ale convertoarelor
Din cauza pierderilor substanțiale de putere, un convertor VSC are nevoie de o instalație specială de răcire a componentelor IGBT, cu apă deionizată și glycol. Suprafața ocupată de sistemul de răcire ajunge și la 25 % din suprafața dedicată întregului convertor.
6. Bobina
Una dintre funcțiile bobinei este controlul fluxului de putere activă și reactivă, prin reglarea/limitarea curentului prin aceasta. De asemenea, bobina are și rolul de filtru pentru reducerea armonicelor de înaltă frecvență determinate de comutația în convertorul VSC. Criteriile de proiectare includ două aspecte legate de valorile puterii active și reactive:
V. (1) [74]
V. (2) [74]
unde este tensiunea de vârf pe fază pe partea de AC, iar este unghiul corespunzător factorului de putere.
Armonicele de curent se stabilesc cu ajutorul relației:
V. (3) [74]
unde h este numărul armonicii, este tensiunea armonică determinată pentru PWM SINUSOIDAL, este curentul armonic acceptabil pentru armonicele standard.
O parte de inductanță necesară poate fi obținută din inductanța de pierderi a transformatorului utilizat.
7. Filtrul AC
În practică se utilizează filtre armonice pasive de tip „trece – sus“ pentru armonice de ordin ridicat. Filtrele „trece – sus“ de ordinul II au rolul de filtru „trece – bandă“, pentru evitarea problemelor de rezonanță sau de acordare greșită. Prin urmare, filtrul necesar pentru sistemul VSC este filtrul „trece – sus“ de ordinul II. Parametrii componentelor acestui filtru sunt calculați cu ajutorul relațiilor:
V. (4) [74]
V. (5) [74]
V. (6) [74]
unde este puterea reactivă a filtrului, este tensiunea de linie a rețelei AC, este frecvența fundamentală, este frecvența de tăiere, m este parametrul în concordanță cu evoluția curbei impendanță-frecvență. Conform practicii inginerești, valoarea lui m este aleasă între valorile 0,5 ÷ 2.
8. Condensatorul pe partea de DC
În scheme se utilizează de regulă două condensatoare de curent continuu înseriate, cu o capacitate egală. Acestea se conectează în paralel pe partea de DC a sistemului VSC. Condensatoarele au rolul de buffer de energie, pentru a menține echilibrul de putere în perioadele tranzitorii și pentru a reduce ondulațiile de tensiune pe partea de DC.
Valoarea capacității lor depinde de valoarea tensiunii DC utilizate în sistem. Pentru tehnologia PWM SINUSOIDAL, tensiunea DC trebuie să îndeplinească cerințele următoare:
V. (7) [74]
,unde este tensiunea de vârf pe fază pe partea de AC.
Mărimea condensatorului depinde de constanta de timp , definită ca raportul dintre energia stocată la tensiunea nominală în curent continuu și puterea aparentă nominală a convertorului.
V. (8) [74]
Luând în considerare viteza controlerelor utilizate în sistemele VSC, constanta de timp care este luată în considerare nu trebuie să fie mai mică de 5 ms.
9. Cablurile DC
Conexiunea submarină în sistemele HVDC VSC este realizată cu ajutorul cablurilor XLPE, cu secțiunea de 1900 mm² Cu. Conexiunea este bifilară, pe lungimea de 400 km. Atât la stația de plecare, cât și la stația de sosire există o porțiune subterană de rețea realizată tot cu ajutorul cablurilor.
Tipuri de conexiuni pentru convertoarele de tip VSC
Există deja patru generații de convertoare VSC.
Generația 1 (figura V.4.4.) este reprezentată de un convertor cu două niveluri, cu pierderi de putere de 3 % și frecvență mare de comutație. Această generație necesită filtre adecvate.
Fig. V.4.4. Convertor cu IGBT cu două niveluri [73]
Se observă că forma de undă rezultată este dreptunghiulară, cu o singură treaptă și simetrică față de axa „OX“.
Generația 2 (figura V.4.5.) este reprezentată de un convertor cu trei niveluri, cu frecvență de comutație redusă, pierderi de putere de 3 % și la care se menține necesitatea filtrării.
Fig. V.4.5. Convertor cu IGBT cu trei niveluri [73]
În acest caz, forma de undă este tot dreptunghiulară, însă conține segmente din caracteristică ce trec prin valoarea zero.
Generația 3 (figura V.4.6.) este obținută prin optimizarea componentelor IGBT, pierderile de putere fiind de numai 1,7 %, cu frecvență de comutație scăzută și filtre adecvate.
Fig. V.4.6. Convertor cu IGBT multi nivel [73]
În cazul acesta, semnalul este pe mai multe niveluri, cu un număr de trepte egal cu numărul de module conectate simetric.
Generația 4 (figura V.4.7.) se referă la o schemă de legare în cascadă a celulelor, cu două niveluri, pierderile de putere fiind de numai 1 %, fără a mai fi necesară filtrarea. Această schemă este cunoscută sub denumirea de schema CTL (cascaded two-level).
Fig. V.4.7. Convertor cu IGBT de tip CTL în cascadă [73]
Se observă că schema rezultată are o configurație sub forma literei V, fiecare latură fiind realizată din mai multe grupuri cu două niveluri. Configurația este perfect simetrică, fapt care contribuie la creșterea performanței formei de undă rezultate.
V.4.2. Considerațiuni privind varianta HVDC VSC
În cazul sistemului VSC, controlul puterii reactive este independent. Pierderile de putere sunt reduse la 1,1 ÷ 1,2 % pentru un convertor.
Se poate realiza o transmitere flexibilă a fluxului de putere într-un sens sau în altul.
Un sistem VSC poate fi integrat într-o rețea cu mai multe terminale.
Polaritatea tensiunii în curent continuu este constantă și nu depinde de unghiul de amorsare.
Zona alocată pentru stație este de aproximativ 50 % din aria unui sistem clasic.
Sistemele de conexiune pot fi monopolare sau bipolare, în cel de-al doilea caz toate componentele dublându-se ca număr.
Pe această conexiune există doar circulație de putere activă, care depinde de valorile tensiunii redresate și ale curentului redresat.
Între bornele puls și minus ale acestei conexiuni se conectează câte o pereche de condensatori, atât pentru partea de redresor, cât și pentru partea de invertor.
Există circulație de putere reactivă numai între convertor și rețeaua de curent alternativ, pe partea de plecare și pe cea de sosire.
V.5. SIMULAREA REGIMULUI DE SCURTCIRCUIT PENTRU SISTEMUL (C – I) CU UTILIZAREA BALLISTIC BREAKER
Pentru simularea utilizării Ballistic Breaker în sistemul HVDC Constanța – Istanbul s-a folosit modelul de bază cu tensiunea pe partea de DC egală cu 300 kV. Modelul conține un întreruptor Ballistic Breaker cu 18 trepte comandate la timpii prestabiliți, comutator pentru comanda scurtcircuitului la timpul t = 1 ms, rezistența de scurtcircuit egală cu 2,3 Ω, rezistența de sarcină egală cu 10 Ω și legăturile la pământ pentru închiderea circuitului.
V.5.1. Simularea regimului de scurtcircuit în cazul sistemului HVDC LCC
Pentru sistemul HVDC (C – I) au fost realizate două modele. Primul model se referă la varianta HVDC LCC și are valoarea inductanței L = 29,52 mH (figura V.5.1.a.). Cel de-al doilea model se referă la varianta HVDC VSC și are valoarea inductanței L = 7,38 mH. Diferențele esențiale dintre cele două modele se referă la faptul că în cazul LCC, componentele principale sunt tiristoarele, iar sistemul HVDC conține mai multe componente, ceea ce crește valoarea inductanței. Pentru modelul VSC, componentele principale sunt tranzistoarele IGBT, sistemul conține mai puține componente, prin urmare inductanța L este mai mică.
Fig. V.5.1.a. Model de simulare a regimului de scurtcircuit pentru sistemul HVDC (C – I) cu întreruptor Ballistic Breaker în varianta LCC și L = 29,52 mH
Evoluția curentului de scurtcircuit pentru acest caz este prezentată în figura V.5.1.b.
Fig. V.5.1.b. Evoluția curentului de scurtcircuit pentru varianta LCC cu L = 29,52 mH
Evoluția pantei pentru primul model, cu L = 29,52 mH, este prezentată în figura V.5.1.c. Se observă că punctul de inflexiune este la valoarea de 2,4 ms.
Fig. V.5.1.c. Evoluția pantei curentului pentru modelul HVDC LCC cu L = 29,52 mH
V.5.2. Simularea la scurtcircuit în cazul sistemului (C – I) HVDC VSC
Modelul pentru sistemul HVDC VSC are valoarea inductanței L = 7,38 mH și este prezentat în figura figura V.5.2.a.
Fig. V.5.2.a. Model de simulare la scurtcircuit pentru sistemul HVDC (C – I) cu întreruptor Ballistic Breaker în varianta VSC și L = 7,38 mH
În graficul din figura V.5.2.b. se remarcă faptul că panta curentului are o valoare mai mare, iar evoluția curentului spre zero este mai abruptă.
Fig. V.5.2.b. Evoluția curentului de scurtcircuit pentru varianta VSC cu L = 7,38 mH
Evoluția pantei pentru al doilea model, cu L = 7,38 mH, este prezentată în figura V.5.2.c. Se remarcă faptul că nu există ondulații. Cifrele de la 0 la 14 reprezintă ordinea timpilor din caseta alăturată graficului.
Fig. V.5.2.c. Evoluția pantei curentului pentru varianta VSC cu L = 7,38 mH
CAPITOLUL VI
CONCLUZII
Prezenta lucrare evidențiază stadiul actual în domeniul sistemelor HVDC și a comutației acestora. În prezent, sistemele HVDC reprezină o alternativă importantă la transportul energiei electrice. În același timp, sistemele HVDC reprezintă singura soluție de transport prin cabluri submarine, în cazul aplicațiilor de tip offshore (parcuri eoliene, zone de exploatare marină a zăcămintelor de petrol și gaze).
CONCLUZII GENERALE. Proiectele HVDC realizate până în prezent pot fi încadrate în două tipuri: unele folosesc tiristoare și se numesc LCC, iar celelalte uilizează tranzistoare IGBT și se numesc VSC.
Tendințele pentru viitor se referă, în principal, la realizarea unor rețele cu tensiuni nominale care ating 1100 kV, puteri de peste 7000 MW, la distanțe de peste 2500 km. Ca viitoare aplicație pentru România poate fi implementarea unei rețele HVDC pentru o putere de aproximativ 400 MW care să lege Constanța de Istanbul.
Lucrarea identifică principiile fundamentale de comutație în sistemele HVDC, precum și tipuri de soluții propuse pentru diverse aplicații. În același timp, se urmărește evoluția cercetărilor privind identificarea soluțiilor optime de comutație. Sunt evidențiate așadar, soluții de comutație precum cele cu circuit oscilant, de tip MRTB, cu oscilație forțată, soluții electronice de comutație, dar și soluții hibride. Toate aceste soluții sunt comparate sub aspectul performanțelor, punându-se accent pe importanța timpului de întrerupere. Cerințele în sistemele HVDC sunt acelea de a se obține un timp de întrerupere sub 5 ms, dar și pierderi cât mai mici. Acestor aspecte li se mai adaugă și complexitatea soluției, dimensiunile și costurile implicate.
Autorul propune o soluție nouă de comutație, denumită Ballistic Breaker (BB). Această soluție este abordată pe larg într-un capitol separat al lucrării, cu scopul de a evidenția construcția, funcționarea, avantajele și dezavantajele acesteia. Lucrarea include simulările necesare pentru determinarea comportării întreruptorului Ballistic Breaker în cazul unui sistem HVDC clasic cu tensiunea de 300 kV. Prin compararea parametrilor principali a rezultat varianta optimizată pentru Ballistic Breaker și anume varianta cu 18 trepte.
Capitolul V este dedicat configurării sistemului HVDC Constanța – Istanbul atât în varianta LCC, cât și VSC. Configurarea este însoțită de simulări care arată evoluția curentului în cazul comutației cu utilizarea Ballistic Breaker la apariția unui scurtcircuit.
Prezenta lucrare este prima din România realizată în acest domeniu și reprezintă un prim-pas în cercetările și dezoltările ulterioare. Aspectele de interes pentru cercetările viitoare pot fi reprezentate de: optimizarea soluțiilor hibride, cercetări privind asimilarea și utilizarea elastomerilor conductivi în comutație, optimizarea sistemelor de comandă și control în HVDC, soluții de întrerupere comandate de microprocesor, precum și alte soluții posibile de comutație în acest domeniu.
CONTRIBUȚII ORIGINALE. Principalele contribuții personale aduse în cadrul tezei sunt următoarele:
Verificarea experimentală a caracteristicilor diodei laser pentru comanda optică a tiristoarelor LTT;
Simularea unui sistem HVDC pe partea de redresor cu 12 pulsuri;
Program de calcul pentru integrala Joule1 la scurtcircuit pentru curent prezumat;
Program de calcul pentru integrala Joule2 la scurtcircuit pentru curent de deconectare;
Simularea în MATLAB a întreruptorului Ballistic Breaker cu18 trepte;
Algoritm pentru determinarea secvențelor programului de simulare în MATLAB pentru întreruptorul Ballistic Breaker;
Programe realizate în MATLAB pentru simularea Ballistic Breaker cu 16, 18 și 20 trepte;
Simularea întreruptorului Ballistic Breaker pentru 3 ÷ 24 trepte;
Evoluția integralei Joule la scurtcircuit pentru simularea întreruptorului BB cu 3 ÷ 24 trepte;
Studiu comparativ privind simularea întreruptorului Ballistic Breaker cu ajutorul programelor MULTISIM și MATLAB Simulink;
Întreruptor BB linear cu actuator ILA 2.1;
Configurarea și simularea sistemului HVDC LCC Constanța – Istanbul;
Configurarea și simularea sistemului HVDC VSC Constanța – Istanbul;
Elaborarea unui studiu privind stadiul actual în domeniul sistemelor HVDC;
Elaborarea unui studiu privind soluțiile de comutație în sistemele HVDC.
Lista articolelor publicate, menționate și în bibliografie este dată în continuare
Iulian Oleș, A new concept for DC circuit breaker – Ballistic Breaker, Revista Scientific Bulletin, Series C, Electrical Engineering and Computer Science, ISSN 2286-3540, București, 2014.
Robert Alexandru Dobre, Iulian Oleș, Cristian Negrescu, Dumitru Stanomir, Modelling and Simulation of a High-Voltage Direct Current Ballistic Circuit Breaker, 39th International Spring Seminar on Electronics Technology (ISSE), 978-1-5090-1389-0/16/$31.00 ©2016 IEEE, 2016.
Iulian Oleș, Noi abordări asupra impactului radiațiilor de microunde din telefonia mobilă, Buletinul AGIR, Supliment 3/2015.
Iulian Oleș, Soluții de conversie pentru sistemele de înaltă tensiune, curent continuu, tip HVDC, Buletinul AGIR, în curs de publicare.
Iulian Oleș, Tendințe noi în comutația rețelelor de înaltă tensiune în curent continuu tip HVDC, Buletinul AGIR, în curs de publicare.
PERSPECTIVE DE DEZVOLTARE ÎN DOMENIUL COMUTAȚIEI SISTEMELOR HVDC. Soluția propusă pentru comutația în sistemele HVDC este una neconvențională care presupune dezvoltări în ceea ce privește studierea posibilităților de utilizare ale Ballistic Breaker pentru HVDC. Dificultățile de realizare și de implementare a întreruptoarelor Ballistic Breaker pentru HVDC sunt multidisciplinare și necesită cunoștințe și abordări noi în următoarele domenii: energetica de curent continuu la înaltă tensiune, electronica de foarte mare putere, studii de chimie aplicată pentru realizarea componentelor rezistive din elastomeri conductivi, metalurgia pulberilor și tehnologii de sinterizare, cunoștințe privind componente avansate, mecanică de precizie, inginerie electrică, componente hard și soft pentru simularea soluțiilor realizate.
Metodologia de lucru pentru abordarea acestui domeniu trebuie să cuprindă obligatoriu o abordare sistemică, dar și posibilități de cercetare analitică. Varianta de întreruptor BB linear cu actuator propusă poate fi realizată cu posibilitățile actuale, dar poate fi și upgradată ulterior pentru tensiuni mari. Această variantă poate însemna, în același timp, un nou mod de abordare la comutația în curent continuu, dar și în curent alternativ.
Integrarea dispozitivelor de tip BB în sisteme capsulate cu aer comprimat sau va permite extinderea utilizării acestora în domeniul celor mai înalte tensiuni nominale.
Primul pas în cercetările viitoare în domeniul Ballistic Breaker presupune asimilarea elastomerilor conductivi și stăpânirea tehnologiei de realizare a acestora. Al doilea pas îl reprezintă realizarea de actuatori specializați, cu viteze de acționare de peste 20 m/s. În ceea ce privește programele calcul ale integralei Joule, acestea pot fi folosite și pentru alte forme de undă, cu modificările necesare.
În ceea ce privește configurarea sistemului HVDC Constanța – Istanbul, aceasta poate însemna un prim element necesar în implementarea primului sistem HVDC din România. Abordarea acestui domeniu necesită însă dotarea cu laboratoare pentru testarea și verificarea echipamentelor, dar și platforme adecvate pentru modelarea și simularea sistemelor respective.
BIBLIOGRAFIE
[1] http://www.energy.siemens.com/co/en/powertransmission/transformers/hvdctransformers/hvdc-transformers.htm , site accesat la: 3.04.2012.
[2] STANTEC – Alberta Energy, Assessment and Analysis of the State-Of-the-Art Electric Transmission Systems with Specific Focus on High-Voltage Direct Current (HVDC), Underground or Other New or Developing Technologies, December, 2009.
[3] ABB Technical Papers HVDC Light – Publications and films HVDC: http://www.abb.com.ro/industries/ap/db0003db004333/9c43e75526ca8b96c12574a900 338059.aspx, site accesat la: 19.04.2011.
[4] Mohamed H. Okba, High Voltage Direct Current Transmission – A Review, Part II – Converter Technologies, Al Behira, Egipt, 2012.
[5] Sato Katsumy, The World’s Largest Capacity 8 kV/3,6 kA Light-Triggered Thyristor, Technical Reports, 1996, pp.31-32.
[6] http://www.energy.siemens.com/br/en/power-transmission/hvdc/hvdc-classic.htm, site accesat la: 8.12.2014.
[7] https://www.infineon.com/dgdl/Infineon_BipolarHigh_voltage_Thyristors_for_HVDCED-v1.0-en.pdf?fileId=db3a304412b407950112b40ec0c61261, site accesat la: 10.12.2014.
[8] https://www02.abb.com/global/abbzh/abbzh251.nsf!OpenDatabase&db=/db/db0003/db004333.nsf&v=9AAC910040&e=us&m=100A&c=F0562B099A2E4CEDC125774A0035816C, site accesat la: 7.02.2014.
[9] www.dx.com, accesat la: 5.08.2012.
[10] Andrei Drăgulinescu, Laborator de optoelectronică, Facultatea de Electronică și Telecomunicații, București, 2012.
[11] http://www.bpeg-usa.com/News.html, site accesat la: 14.02.2014.
[12] http://www.ferret.com.au/c/abb-australia/abb-australia-s-hvdc-smoothing-reactorsn897938, site accesat la: 7.03.2014.
[13] Frank Jenau, Modern Instrument Transformer Technologies for UHVAC and HVDC networks, AREVA T&D, 2009.
[14] http://www.radio-electronics.com/info/data/resistor/metal-oxide-varistor.php, site accesat la: 3.07.2014.
[15] http://www.energy.siemens.com/us/en/power-transmission/high-voltage products/surgearresters-limiters/high-voltage-station-arresters.htm, site accesat la: 3.07.2014.
[16] http://powerelectronics.com/alternative-energy/hvdc-pumps-power, site accesat la: 20.03.2014.
[17] http://electrical-engineering-portal.com/advantages-of-hvdc-over-hvac-transmission, site accesat la: 6.02.2014.
[18] Jos. Arrilaga, High Voltage Direct Current Transmission, Cross section of the doublearmoured DC cable, The Institution of Electrical Engineers, London, 1998, pp.185-187.
[19] http://www.abb.com/cawp/seitp202/debdfbaa3ccb037fc125797c003de13b.aspx, site accesat la: 2.06.2014.
[20] Siemens AG Power Transmission and Distribution, “High Voltage Direct Current Transmission – Proven Technology for Power Exchange”, Paper 3637, http://www.siemens.com/about/sustainability/pool/en/environmental-portfolio/products-solutions/power-transmission-distribution/hvdc_proven_technology.pdf , site accesat la: 15.04.2014.
[21] S. Acevedo, Efficient HVDC Converter Model for Real Time Transients Simulation, http://citeseerx.ist.psu.edu/viewdoc/ , accesat la: 19.03.2011.
[23] Li Jingqiang, High Voltage Direct Current Transmission, Master Thesis, Helsinki University of Technology, 2008, http://www.abb.com/cawp/gad02181/d6a991f0cba1c22cc1256d8800402514.aspx, accesat la: 28.02.2011.
[24] Asplund Gunnar, HVDC Equipment for 800 kV HVDC, ABB Power Systems, Ludvika, Sweden, 2006. https://library.e.abb.com/public/dae17b56413efad4c12571d90035e7fe/06%20HVDC%20Equipment%20for%20800%20kV%20Gunnar%20Asplund.pdf, site accesat la: 7.05.2014.
[25] www.hspkoeln.de, accesat la 20.09.2011.
[26] U. Piovan, Insulation systems for HVDC transformers: present configuration, trends, challenges, solutions and open points, www.Trafoexperts.com, site accesat la: 11.02.2015.
[27] Electrical and Electronic Engineering, HVDC Circuit Breakers, London, http://www2.ee.ic.ac.uk/patrick.sterling10/yr2proj/TechAC.htm, site accesat la: 14.04.2014.
[28] P. Lazaros Lazaridis, Economic Comparison of HVAC and HVDC Solutions for Large Offshore windfarms under Special Consideration of Reliability, Stockholm, 2005, http://citeseerx.ist.psu.edu/viewdoc/download?doi=10.1.1.66.4595&rep=rep1&type=pdf, site accesat la: 19.02.2014.
[29] ABB Power Technologies AB, ± 500 kV ChandrapurPadghe HVDC bipole project, Ludvika, Sweden, 1999.
[30] Henrik Stomberg, Abrahamsson Bernt, Saksvik Olaf, Modern HVDC thyristor valves, ABB Power Systems, Ludvika, Sweden, https://library.e.abb.com/public/1402c60973f47e72c1256fda004aead8/thyrvalv.pdf , site accesat la: 19.08.2015.
[32] ABB, ETT vs. LTT for HVDC. A comparison between Electrically triggered thyristor and Light triggered thyristor for HVDC applications: www.abb.com/hvdc , accesat la: 26.03.2011.
[33] ALSTOM, Effective HVDC solutions up to 800 kV, http://www.alstom.com/assetmanagement/DownloadAsset.aspx?ID=6b8e15e9-c9604815-9762-a188f16d79e4&version=0988c6fc6d674f0485aaaba8b08f20ca1.pdf, accesat la: 14.02.2011.
[34] ABB, Technical description of HVDC Light® technology, http://www02.abb.com/global/abbzh/abbzh251.nsf!OpenDatabase&db=/db/db0003/db004333.nsf&v=9AAC910040&e=us&m=100A&c=4A9639DC8FC77752C12574AD00248BD4 , accesat la: 5.03.2011.
[35] Urban Astrom, UHVDC Equipment, UHVDC Workshop Delhi 2005, http://library.abb.com/global/scot/scot221.nsf/veritydisplay/ec3f5e643186d384c1256fe300270376/$File/UHVDC%20Equipment.pdf , accesat la: 10.04.2011.
[36] Gunnar Asplund, HVDC Equipment for 800 kV HVDC Brazil-China-India Summit Meeting on HVDC & Hybrid Systems, ABB, 2006.
[37] R. Derakhshanfar, T.U. Jonsson, U.Steiger, M.Habert, Hybrid HVDC breaker– Technology and applications in point-to-point connections and DC grids, CIGRE, 2014.
[38] Ataollah Mokhberdoran, Adriano Carvalho, Helder Leite, Nuno Silva, A Review on HVDC Circuit, 2015.
[39] Johan Lund, Assessment and modelling of switching technologies for application in HVDC-circuit breakers, 2011.
[40] Ara Bissal , On the Design of Ultra-Fast Electro-Mechanical Actuators, KTH Electrical Engineering, Sweden, 2013.
[41] Nikolaos Koustoulas, DC circuit breakers and their use in HVDC grids, http://www2.ee.ic.ac.uk/patrick.sterling10/yr2proj/HVDC%20Circuit%20Breakers%20Report.pdf , site accesat la: 19.07.2015.
[42] Shao Sheng Jie, Vassilios G. Agelidis, Review of DC System Technologies for Large Scale Integration of Wind Energy Systems with Electricity, 2010.
[43] A. Yanushkevich, N.A.Belda, Transient system behaviour under DC fault conditions in meshed HVDC system, Croația, 2015.
[44] Maxim Bonkarev, Concept Analysis for High-Voltage Direct-Current Circuit Breakers for Application in a Network of HVDC Transmission, 2014.
[45] K. Tahata, High Voltage DC Breaker Requirements for Radial HVDC Network Applications, 2015.
[46] Magnusson Jesper, On the design of hybrid DC-breakers consisting of a mechanical switch and semiconductor devices, 2015.
[47] Marek Bartosik, Ryszard Lasota, Franciszek Wójcik, Modern dc circuit breaker, 2006.
[48] Anh-Duc Nguyen, Thai-Thanh Nguyenand, Hak-Man Kim, A Comparison of Different Hybrid Direct Current Circuit Breakers for Application in HVDC System, International Journal of Control and Automation, vol. 9, no.4, 2016, pp. 381-394.
[49] Ali Mahfudz Surya Atmadji, Direct current hybrid breakers: a design and its realization, University of Technology, Eindhoven, 2000.
[50] Matthias Karl Bucher, Transient Fault Currents in HVDC VSC Networks During Pole-to-Ground Faults, 2014.
[51] Pete Gelder, J.A. Ferreira, Zero volt switching Hybrid DC Circuit Breakers, Delft University of Technology, 2000.
[52] Walter Holaus, Ultrafast switches – Basic elements for future medium voltage switchgear, Hartung Gorre Verlag, 2001.
[53] Frederik Hendrik Kreuger, Industrial High Voltage, Delft University Press, 1991.
[54] Andreas Kuchler, Hochspannungstechnik, Springer-Verlag Berlin Heidelberg, 2005.
[55] Jurgen Kunhardt, Ulrich Kahnt, Verfahren zur Abschaltung von Gleichstromen und Gleichstrom-Schnellschaleinrichtung fur Bahnversorgsystemen, European patent office, (EP 1 480 241 B1), 2003.
[56] http://electrical-engineering-portal.com/environmental-impacts-hvdc-transmission , site accesat la: 4.05.2015.
[57] Christoph Meyer, Kowal Maurice, De Doncker Rik W., Circuit Breaker Concepts for Future High-Power DC-Applications, 2005.
[58] Jean-Marc Meyer, Rufer Alfred, A DC Hybrid Circuit Breaker With Ultra-Fast Contact Opening and Integrated Gate- Commutated Thyristors, 2006.
[59] Christoph Meyer, Key Components for Future Offshore DC Grids, Shaker Verlag GmbH, 2007.
[60] Mohan Ned, Undeland Tore M., Robbins William P., Power Electronics, SpringerVerlag Berlin Heidelberg, 2003.
[61] Paul G. Slade, The Vacuum Interrupter, Taylor and Francis Group, LLC, 2008.
[62] Michael Steurer, Ein hybrides Schaltsystem für Mittelspannung zur strombegrenzenden Kurzschlussunterbrechung, 2001.
[63] O. Onederra, H. Odrizola, Overview of DC technology – Energy conversion, ICREPQ, mar, 2013.
[64] Dag Andersson, Passive and Active DC Breakers in the Three Gorges-Changzou HVDC Project, ABB, https://library.e.abb.com/public/0f838b2c7ee4629ac1256fda004aeabc/ICPS01Passive.pdf , site accesat la. 5.04.2015.
[65] D. Alferov, A. Budovsky, D. Evsin, V. Invanov, V. Sidorov, V. Yagnov, DC Vacuum circuit-breaker, Troitsk Institute for Innovation and Fusion Research (TRINTU), 2008.
[66] Magnus Callavik , The Hybrid HVDC Circuit Breaker. An innovation breaker , 2012.
[67] A. N. Greenwood , Circuit interrupting means for a high voltage DC circuit, US 3390305, 1968.
[68] Georgios Demetriades , Hybrid Circuit Breaker, US 2013/0021708 A1.
[69] http://www.daitotusin.co.ij/english/ , site accesat la: 9.11.2013.
[70] www.hvrint.com/lineardiscsolid.htm , site accesat la: 3.05.2013.
[71] G. Hortopan , Aparate electrice de comutație, vol. I, București, Editura Tehnica, 1993.
[72] Ouchi Shigetoshi, Commutating type dc circuit breaker arrangement, US 5402297, 1995.
[73] http://www.gridtech.eu/project-scope/technologies?id=21 , site accesat la: 11.04.2015.
[74] Shi Gang, Cai Xu, Design and Control of Multi-terminal VSC-HVDC for Large Offshore Wind Farms, Shanghai Jiao Tong University, ISSN 0033-2097, 88, 12a, 2012, pp.264-268.
[75] Manohar Premila, Application of Superconducting Fault Current Limiter in HVDC Systems, MANITOBA-HVDC Research Centre, Aprilie, 2013.
[76] Roger Faulkner, US patent 2012 0199558.
[77] Roger Faulkner, Taylor Clayborne Jr., Determination of optimum resistor sequence in a Ballistic Breaker, IEEE 2012.
[78] www.Twenties-project.eu, accesat la: 15.09.2012.
[79] Nikola Tesla, US patent 382845, 1888.
[80] Kenneth T. Lian, US patent 3534226, oct 13, 1970.
[81] www.Ballisticbreaker.com, accesat la: 19.07.2012.
[82] www.ballisticbreaker.blogspot.com, accesat la: 19.07.2012.
[83] www.elpipe.com, accesat la: 4.05.2011.
[84] www.areva-td.com, accesat la: 5.05.2011.
[85] ABB, Through enabling reliable HVDC grids, nov, 2012, www.abb.com, accesat la: 19.04.2011.
[86] Bruno Kayibabu, DC circuit breakers: an important role in the continuity and quality of service, Think T&D, 2008-2009, pp.30-32.
[87] K. Tahata, HVDC Circuit Breakers for HVDC Grid Applications, CIGRE, 2014.
[88] Dan Pavelescu, Interruption de l’arc electrique en vide dans les disjoncteurs B.T. en utilisant le champ magnetique axial, Orleans, France, CAE, 2005, pp.28-35.
[89] Florin Ionescu , Convertisseurs statiques de puissance, București: Editura Tehnică, 1995. [90] Mihai Octavian Popescu , Claudia Laurenta Popescu, Considerații privind fiabilitatea sistemelor electronice integrate în automobilul electric, UPB, EV, 2015.
[91] Iulian Oleș, A new concept for DC circuit breaker – Ballistic Breaker, Revista Scientific Bulletin, Series C, Electrical Engineering and Computer Science, ISSN 2286-3540, București, 2014.
[92] Robert Alexandru Dobre, Iulian Oleș, Cristian negrescu, Dumitru Stanomir, Modelling and Simulation of a High-Voltage Direct Current Ballistic Circuit Breaker, 39th International Spring Seminar on Electronics Technology (ISSE), 978-1-5090-1389-0/16/$31.00 ©2016 IEEE, 2016.
[93] Iulian Oleș, Noi abordări asupra impactului radiațiilor de microunde din telefonia mobilă, Buletinul AGIR, Supliment 3/2015.
[94] Iulian Oleș, Soluții de conversie pentru sistemele de înaltă tensiune, curent continuu, tip HVDC, Buletinul AGIR, în curs de publicare.
[95] Iulian Oleș, Tendințe noi în comutația rețelelor de înaltă tensiune în curent continuu tip HVDC, Buletinul AGIR, în curs de publicare.
Lista figurilor din lucrare
Fig. II.2.1. Interconectarea back-to-back (a); legătura monopolară (b); legătura bipolară (c);
Fig. II.3.1. Schema de principiu a unui sistem LCC;
Fig. II.3.2. Sistem HVDC VSC;
Fig. II.3.3. Celulă HVDC VSC cu IGBT;
Fig. II.4.1. Varianta cu un transformator trifazat cu câte 3 bobine pe fază;
Fig. II.4.2. Varianta cu 2 transformatoare trifazate cu câte 2 bobine pe fază;
Fig. II.4.3. Varianta de alimentare pentru convertor cu 12 pulsuri cu 3 transformatoare cu câte 3 bobine;
Fig. II.4.4. Varianta cu 6 transformatoare trifazate cu câte două bobine pe fiecare transformator;
Fig. II.4.5. Transformator monofazat pentru HVDC;
Fig. II.5.1. Tiristor LTT;
Fig. II.5.2. Modul cu tiristoare LTT Siemens;
Fig. II.5.3. Structura LTT;
Fig. II.5.4. Detaliu privind comanda LTT;
Fig. II.5.5. Componentele unui sistem de comandă LTT;
Fig. II.5.6. Blocul de tiristoare al convertorului HVDC;
Fig. II.5.7. Diodă laser de mică putere;
Fig. II.5.8. Semn convențional pentru dioda laser;
Fig. II.5.9. Montajul pentru determinarea caracteristicilor diodei laser;
Fig. II.5.10. Detaliu asupra zonei de generare a semnalului optic;
Fig. II.5.11. (a) Variația puterii optice în funcție de semnalul de comandă;
Fig. II.5.11. (b) Variația semnalului de comandă în funcție de tensiunea de alimentare;
Fig. II.6.1. Bobina de netezire cu aer în transmisia HVDC;
Fig. II.6.2. Bobina de netezire cu ulei în varianta ABB;
Fig. II.7.1. CTO instalate în stația UHVDC;
Fig. II.7.2. Inel de sticlă folosit în sistemul CTO;
Fig. II.7.3. VTO;
Fig. II.7.4. Divizor de tensiune pentru 800 kV;
Fig. II.8.1. Caracteristica tensiune-curent pentru două tipuri de MOV;
Fig. II.8.2. Variantă MOV;
Fig. II.9.1. Elementele de bază pentru controlul în sistemul HVDC;
Fig. II.10.1. Linie HVDC 500 kV;
Fig. II.11.1. Imagine a secțiunii cablului DC dublu armat;
Fig. II.11.2. Secțiune transversală a cablului DC dublu armat;
Fig. II.11.3. (a) Cablu de uscat;
Fig. II.11.3. (b) Cablu submarin de adâncime;
Fig. II.12.1. Secțiune transversală printr-un electrod de uscat orizontal;
Fig. II.12.2. Electrod vertical la stația HVDC Cahora Bassa Sudică;
Fig. II.12.3. Electrodul submarin (operarea catodică);
Fig. II.12.4. Harta liniilor echipotențiale pentru priza de pământ Gerus la un curent injectat de 1000 A;
Fig. II.15.1. Schema HVDC marcată cu zona expusă tensiunii de 800 kV;
Fig. II.16.1. Izolator de trecere pentru UHVDC;
Fig. II.17.1. Partea RIP a izolatorului transformatorului;
Fig. II.17.2. Sistemul de bariere la interfața transformatorului cu borna de ieșire;
Fig. II.18.1. Model de redresor cu 12 pulsuri cu alimentare combinată stea-triunghi;
Fig. II.18.2. Formele de undă ale redresorului cu 12 pulsuri cu alimentare combinată stea-triunghi;
Fig. II.19.1. Costul sistemelor HVDC versus HVAC;
Fig. II.19.2. Structura costului în sistemele HVDC;
Fig. II.19.3. Costul cablului în funcție de putere;
Fig. II.19.4. Costul transformatorului în funcție de putere;
Fig. III.2.1. Schema simplificată a unei rețele HVDC cu întreruptor rezonant pasiv;
Fig. III.2.2. Schema echivalentă a întreruptorului hibrid cu rezonanță;
Fig. III.2.3. Evoluția curentului în timpul procesului de întrerupere la întreruptorul hibrid cu rezonanță;
Fig. III.2.4. Schema de principiu a întreruptorului MRTB;
Fig. III.2.5. Ansamblu general MRTB;
Fig. III.2.6. Dispunerea întreruptoarelor într-un sistem HVDC;
Fig. III.3.1. Secțiune prin UFS;
Fig. III.3.2. Pozițiile deschis și închis la funcționarea UFS;
Fig. III.3.3. Vedere exterioară a UFS;
Fig. III.4.1. Schemă HVDC cu întreruptor cu rezonanță activă;
Fig. III.4.2. Încărcarea condensatorului de comutație;
Fig. III.4.3. Schemă HVDC cu transformator de preîncărcare;
Fig. III.4.4. Schema echivalentă a întreruptorului cu circuit activ;
Fig. III.4.5. Evoluția curentului în timpul procesului de deconectare la întreruptorul cu circuit activ;
Fig. III.5.1. Schema echivalentă a întreruptorului hibrid cu atenuare;
Fig. III.5.2. Procesul de întrerupere la întreruptorul hibrid cu atenuare;
Fig. III.6.1. Schemă HVDC cu sursă externă pentru circuitul de oscilație;
Fig. III.7.1. Schema HVDC cu oscilații parametrice;
Fig. III.8.1. Schema HVDC cu întreruptor electronic;
Fig. III.8.2. Schemă detaliată HVDC cu întreruptor electronic;
Fig. III.9.1. Schemă HVDC cu întreruptor hibrid;
Fig. III.9.2. Schema de principiu a unui întreruptor hibrid ABB;
Fig. III.9.3. Diagrama de funcționare a întreruptorului hibrid;
Fig. III.9.4. Schemă explicativă a întreruptorului hibrid ABB;
Fig. III.9.5. Principiul de lucru al întreruptorului hibrid ABB;
Fig. III.9.6. Evoluția curentului de scurtcircuit la utilizarea întreruptorului hibrid ABB;
Fig. III.9.7. Model pentru simularea întreruptorului hibrid ABB;
Fig. III.9.8. Vedere de ansamblu asupra întreruptorului hibrid Alstom;
Fig. III.9.9. Schemă explicativă a întreruptorului hibrid Alstom;
Fig. III.9.10. Modul de lucru al întreruptorului hibrid Alstom;
Fig. III.9.11. Evoluția curentului de scurtcircuit la utilizarea întreruptorului hibrid Alstom;
Fig. III.10.1. Schemă HVDC în soluție combinată de întrerupere (vid + SF6);
Fig. III.10.2. Schemă HVDC cu întreupere hibridă în varianta combinată (vid + SF6);
Fig. III.12.1. Formele de undă ale curentului de scurcircuit prezumat și la deconectare;
Fig. III.12.2. Modul de împărțire pe zone pentru calculul integralei Joule la curent de scurtcircuit prezumat;
Fig. III.12.3. Modul de împărțire pe zone pentru calculul integralei Joule la curent de scurtcircuit limitat;
Fig. III.12.4. Panoul cu setări pentru calculul integralei Joule 1 (curent de scurtcircuit prezumat);
Fig. III.12.5. Panoul cu setări pentru calculul integralei Joule 2 (curent de scurtcircuit la deconectare);
Fig. III.12.6. Formele de undă la întreruperea curentului nominal;
Fig. III.12.7. Formele de undă pentru întreruperea la scurtcircuit;
Fig. III.12.8.(a) Varianta clasică de întreruptor mecanic și varistor MOV;
Fig. III.12.8.(b) Întreruptor cu circuit oscilant și varistor MOV;
Fig. III.12.8.(c) Întreruptor cu comutație forțată;
Fig. III.12.8.(d) Întreruptor hibrid cu tranzistoare IGBT;
Fig. IV.3.1. Evoluția curentului conform principiului din brevet [80];
Fig. IV.4.1. Principiul modelului liniar aferent Ballistic Breaker;
Fig. IV.4.2. Principiul modelului rotativ aferent Ballistic Breaker;
Fig. IV.4.3.a. Modelul liniar al Ballistic Breaker;
Fig. IV.4.3.b. Schemă explicativă pentru deconectarea unui circuit HVDC cu ajutorul BB;
Fig. IV.4.4. Modelul rotativ al Ballistic Breaker;
Fig. IV.4.5. Schema de montaj pentru modelul rotativ al Ballistic Breaker;
Fig. IV.4.6. Secțiune printr-un model rotativ asamblat al Ballistic Breaker;
Fig. IV.4.7. Modelul rotativ al Ballistic Breaker în forma finală asamblată;
Fig. IV.5.1. Componente pentru varianta liniară a modelului Ballistic Breaker;
Fig. IV.7.1. Model pentru simularea în PSPICE a întreruperii unui circuit de curent continuu, utilizând Ballistic Breaker pentru parametrii 10 kA și 10 kV;
Fig. IV.7.2. Rezultatul simulării PSPICE cu modelul pentru parametrii de 10 kA și 10 kV;
Fig. IV.8.1. Model pentru simularea în PSPICE la tensiunea de 300 kV;
Fig. IV.9.1. Model PSPICE;
Fig. IV.9.2. Evoluția parametrilor electrici la simularea întreruperii la curent nominal pentru întreruptorul Ballistic Breaker;
Fig. IV.9.3. Model PSPICE realizat de MSU;
Fig. IV.9.4.a. Evoluția rezistenței inserate în circuit la BB;
Fig. IV.9.4.b. Evoluția parametrilor pentru simularea BB în varianta continuă;
Fig. IV.9.4.c. Inserarea rezistenței BB în varianta discretizată;
Fig. IV.9.4.d. Evoluția parametrilor la scurtcircuit pentru simularea în varianta discretizată;
Fig. IV.9.4.e. Evoluția parametrilor pentru întreg procesul;
Fig. IV.9.5. Model PSPICE pentru simularea în AC;
Fig. IV.9.6. Rezultatul simulăriipentru BB în varianta AC;
Fig. IV.10.1. Modelul de simulare în MATLAB pentru Ballistic Breaker;
Fig. IV.10.2. Elemente din biblioteca MATLAB;
Fig. IV.10.3. Algoritm pentru simularea în MATLAB a întreruptorului Ballistic Breaker;
Fig. IV.10.4. Grafic cu secvențele curentului la deconectarea în regim nominal;
Fig. IV.10.5. Detaliu asupra părții finale a graficului;
Fig. IV.11.1.a. Variația în timp a curentului iL la deconectarea în regim nominal a BB cu 16 trepte;
Fig. IV.11.1.b. Detaliu pe intervalul [0.0024s, 0.0026s] al variației în timp a curentului iL la deconectarea în regim nominal;
Fig. IV.11.2.a. Variația în timp a curentului iL la deconectarea în regim nominal a BB cu 18 trepte;
Fig. IV.11.2.b. Detaliu pe intervalul [0.0024s, 0.0026s] al variației în timp a curentului iL la deconectarea în regim nominal;
Fig. IV.11.3.a. Variația în timp a curentului iL la deconectarea în regim nominal a BB cu 20 trepte;
Fig. IV.11.3.b. Detaliu pe intervalul [0.0024s, 0.0026s] al variației în timp a curentului iL la deconectarea în regim nominal;
Fig. IV.12.1.a. Model de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a Ballistic Breaker 3 trepte;
Fig. IV.12.1.b. Evoluția curentului de scurtcircuit pentru simularea BB cu 3 trepte;
Fig. IV.12.1.c. Evoluția pantei curentului pentru simularea BB cu 3 trepte;
Fig. IV.12.2.a. Model de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 4 trepte;
Fig. IV.12.2.b. Evoluția curentului de scurtcircui pentru simularea BB cu 4 trepte;
Fig. IV.12.2.c. Evoluția pantei curentului pentru simularea BB cu 4 trepte;
Fig. IV.12.3.a. Model de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 6 trepte;
Fig. IV.12.3.b. Evoluția curentului de scurtcircuit pentru simularea BB cu 6 trepte;
Fig. IV.12.3.c. Evoluția pantei curentului pentru simularea BB cu 6 trepte;
Fig. IV.12.4.a. Model de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 8 trepte;
Fig. IV.12.4.b. Evoluția curentului de scurtcircuit în cazul simulării BB cu 8 trepte;
Fig. IV.12.4.c. Graficul pantei curentului pentru simularea BB cu 8 trepte;
Fig. IV.12.5.a. Model de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 10 trepte;
Fig. IV.2.5.b. Graficul evoluției curentului de scurtcircuit pentru simularea BB cu 10 trepte;
Fig. IV.12.5.c. Evoluția pantei curentului pentru simularea BB cu 10 trepte;
Fig. IV.12.6.a. Modelul de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 12 trepte;
Fig. IV.12.6.b. Evoluția curentului de scurtcircuit pentru simularea BB cu 12 trepte;
Fig. IV.12.6.c. Evoluția pantei curentului pentru simularea BB cu 12 trepte;
Fig. IV.12.7.a. Model de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 14 trepte;
Fig. IV.12.7.b. Evoluția curentului de scurtcircuit pentru simularea BB cu 14 trepte;
Fig. IV.12.7.c. Graficul evoluției pantei curentului pentru BB cu 14 trepte;
Fig. IV.12.8.a. Modelul de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 16 trepte;
Fig. IV.12.8.b. Evoluția curentului de scurtcircuit pentru simularea BB cu 16 trepte;
Fig. IV.12. 8.c. Evoluția pantei curentului pentru simularea BB cu 16 trepte;
Fig. IV.12.9.a. Model de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 18 trepte;
Fig. IV.12.9.b. Graficul curentului de scurtcircuit pentru simularea BB cu 18 trepte;
Fig. IV.12.9.c. Evoluția pantei curentului pentru simularea BB cu 18 trepte;
Fig. IV.12.10.a. Model de simularea pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 20 trepte;
Fig. IV.12.10.b. Graficul evoluției curentului de scurtcircuit pentru BB cu 20 trepte;
Fig. IV.12.10.c. Graficul evoluției pantei curentului pentru BB cu 20 trepte;
Fig. IV.12.11.a. Modelul de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a BB cu 22 trepte;
Fig. IV.12.11.b. Evoluția curentului de scurtcircuit pentru simularea BB cu 22 trepte;
Fig. IV.12.11.c. Evoluția pantei curentului pentru simularea BB cu 22 trepte;
Fig. IV.12.12.a. Model de simulare pentru deconectarea la scurtcircuit a Ballistic Breaker cu 24 trepte;
Fig. IV.12.12.b. Evoluția curentului de scurtcircuit pentru BB cu 24 trepte;
Fig. IV.12.12.c. Evoluția pantei curentului pentru BB cu 24 trepte;
Fig. IV.12.13. Evoluția integralei Joule în funcție de numărul de trepte;
Fig. IV.12.14.1.a. Supratensiunea de comutație în funcție de nr. de trepte pentru BB;
Fig. IV.12.14.1.b. Supratensiunea de comutație în valoare absolută pentru BB;
Fig. IV.12.14.2. Timp de deconectare pentru BB în funcție de nr. de trepte;
Fig. IV.12.14.3. Curentul limitat maxim pentru BB în funcție de nr. de trepte;
Fig. IV.12.14.4. Integrala Joule pentru BB în funcție de nr. de trepte;
Fig. IV.12.14.5. Costuri de achiziție și exploatare pentru BB în funcție de nr. de trepte;
Fig. IV.12.14.6. Calitatea întreruperii pentru BB în funcție de nr. de trepte;
Fig. IV.12.14.7. Determinarea numărului optim de trepte pentru BB;
Fig. IV.13.1.a. Model de simulare în MATLAB Simulink pentru întreruptorul BB cu 18 trepte
Fig. IV.13.1.b. Evoluția curentului în MATLAB pentru întreruptorul BB cu 18 trepte;
Fig. IV.13.2.a. Model de simulare în MULTISIM pentru întreruptorul BB cu 18 trepte;
Fig. IV.13.2.b. Evoluția curentului în MULTISIM pentru întreruptorul BB cu 18 trepte;
Fig. IV.13.13. Evoluția curentului de scurtcircuit în Simulink / Multisim;
Fig. IV.14.1. Întreruptor linear cu actuator ILA 2.1.;
Fig. IV.14.2. Evoluția curentului de scurtcircuit pentru întreruptorul BB linear cu actuator;
Fig. V.1. Schița rețelei HVDC Constanța – Istanbul;
Fig. V.1.2. Schema de principiu a sistemului HVDC LCC Constanța-Istanbul;
Fig. V.4.1. Schema de principiu a rețelei HVDC VSC;
Fig. V.4.2. Schema de configurare a sistemului HVDC VSC;
Fig. V.4.3. Modul 28 celule IGBT ABB pentru sisteme HVDC VSC;
Fig. V.4.4. Convertor cu IGBT cu două niveluri;
Fig. V.4.5. Convertor cu IGBT cu trei niveluri;
Fig. V.4.6. Convertor cu IGBT multi nivel;
Fig. V.4.7. Convertor cu IGBT de tip CTL în cascadă;
Fig. V.5.1.a. Model de simulare a regimului de scurtcircuit pentru sistemul HVDC (C-I) cu întreruptor Ballistic Breaker în varianta LCC și L = 29,52 mH;
Fig. V.5.1.b. Evoluția curentului de scurtcircuit pentru varianta LCC cu L = 29,52 mH;
Fig. V.5.1.c. Evoluția pantei curentului pentru modelul HVDC LCC cu L = 29,52 mH;
Fig. V.5.2.a. Model de simulare a regimului de scurtcircuit pentru sistemul HVDC (C-I) cu întreruptor Ballistic Breaker în varianta VSC și L = 7,38 mH;
Fig. V.5.2.b. Evoluția curentului de scurtcircuit pentru varianta VSC cu L = 7,38 mH;
Fig. V.5.2.c. Evoluția pantei curentului pentru varianta VSC cu L = 7,38 mH.
Listă a tabelelor din lucrare
Tabelul II.1. Principalii parametri ai tiristorului LTT 8 kV/3,6 kA
Tabelul II.2. Valorile pentru tensiunea pe dioda laser UDL, curentul prin dioda laser și puterea măsurată de powermetrul optic
Tabelul II.3. Costul pe kilometru al cablului pentru diferite puteri
Tabelul II.4. Transformarea costului în euro
Tabelul II.5. Costurile aferente celor mai utilizate puteri
Tabelul II.6. Valorile necesare pentru compensare în MVA în funcție de distanță și tensiune
Tabelul II.7. Costurile aferente celor trei tipuri de tensiuni
Tabelul II.8. Valorile parametrilor pentru trei tensiuni nominale
Tabelul II.9. Prețul sistemelor de comutație în funcție de varianta aleasă
Tabelul III.1. Costuri pentru principalele soluții de întrerupere în HVDC
Tabelul IV.1. Valoarea parametrilor pentru 1÷18 trepte
Tabelul IV.2. Valoarea rezistivității pentru 14 trepte
Tabelul IV.3. Valorile rezistențelor și timpii corespunzători de inserare pentru BB
Tabelul IV.3.1. Timpii de inserare în funcție de numărul de trepte
Tabelul IV.3.2. Supratensiunile de comutație pentru Ballistic Breaker
Tabelul IV.4. Valori caracteristice ale curentului și timpii pentru simularea BB în MULTISIM / MATLAB
Tabelul IV.5. Valorile parametrilor pentru ILA 2.1.
Listă a formulelor din lucrare
II. (1) Calculul costului sistemelor HVDC LCC
II. (2) Costul cablurilor
II. (3) Costul total
II. (4) Costul transformatorului
III. (1) Ecuația diferențială rezultată
III. (2) Ecuația caracteristică
III. (3) Relație rezistență diferențială
III. (4) Soluția ecuației
III. (5) Integrala Joule
III. (6) Integrala Joule pe zona 2
III. (7) Integrala Joule pe zona 4´
IV. (1) Coeficientul de merit
IV. (2) Valoarea instantanee a curentului prin bobină
IV. (3) Ecuația circuitului
V. (1) Valoarea lui L în funcție de puterea activă
V. (2) Valoarea lui L în funcție de puterea reactivă
V. (3) Armonicele de curent
V. (4) Relație capacitate
V. (5) Relație rezistență
V. (6) Relație inductanță
V. (7) Condiție pentru tensiune redresată
V. (8) Relație constantă de timp
ANEXE
Anexa 1. Model MATLAB pentru întreruperea sistemului HVDC VSC
Anexa 2. Tipuri de întreruptoare și parametrii conform proiectului TWENTIES
Anexa 3. Semnale de comandă pentru redresorul stea-triunghi cu 12 pulsuri
(capturi ale ecranului osciloscopului realizate de autor)
Anexa 4. Valorile integralei Joule pentru diverse forme de undă [134]
Anexa 5. Program realizat în MATLAB pentru simularea Ballistic Breaker cu 18 trepte
%ballistic breaker
%realizat in programul Matlab/Simulink
%
clear all;
V=300000;R=50;
Ii=V/R;
L=14.76*10^(-3);
Io=6000;
% ciclul ptr. obtinerea curentului din intreruptor
while (t<=tf),
%
if t<1.022*10^(-3),
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii+Io*exp(-t/Ti);
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
else if t<=1.635*10^(-3)
R=83.3
Ti=L/R;
Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
else if (t<=2.002*10^(-3))&(t>1.635*10^(-3))
R=139
Ti=L/R;
Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
else if t<=2.223*10^(-3)&(t>2.002*10^(-3))
R=231
Ti=L/R;
Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
else if t<=2.236*10^(-3)&(t>2.223*10^(-3))
R=386
Ti=L/R;
Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
else if t<=2.435*10^(-3)&(t>2.236*10^(-3))
R=643
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
else if t<=2.483*10^(-3)&(t>2.435*10^(-3))
R=1072
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
else if t<=2.511*10^(-3)&(t>2.483*10^(-3))
R=1786
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
else if t<=2.528*10^(-3)&(t>2.511*10^(-3))
R=2977
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
else if t<=2.539*10^(-3)&(t>2.528*10^(-3))
R=4961
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
else if t<=2.545*10^(-3)&(t>2.539*10^(-3))
R=8269
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
else if t<=2.549*10^(-3)&(t>2.545*10^(-3))
R=1e04
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
else if t<=2.5508*10^(-3)&(t>2.549*10^(-3))
R=2e04
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
else if t<=2.5521*10^(-3)&(t>2.5508*10^(-3))
R=4e04
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
else if t<=2.5529*10^(-3)&(t>2.5521*10^(-3))
R=6e04
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
else if t<=2.5534*10^(-3)&(t>2.5529*10^(-3))
R=1e05
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
else if t<=2.5537*10^(-3)&(t>2.5534*10^(-3))
R=2e05
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
else if t<=2.5539*10^(-3)&(t>2.5537*10^(-3))
R=3e05
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
else if t<=2.6*10^(-3)&(t>2.5539*10^(-3))
R=1e08
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
IL(i)=IL1;
Ir(i)=Ir1;
timp(i)=t;
t=t+T; %reinitializare timp ptr. integrare
i=i+1; %reinitializare contor
end
%Reprezentare grafica
ti=1:length(timp);
plot(timp,IL);
title('iL')
xlabel('timp[s]')
ylabel('curent intreruptor[A]')
% figure(2)
% plot(timp,Ir);
% title('cr')
% xlabel('timp[s]')
Anexa 6. Program de simulare în MATLAB pentru Ballistic Breaker cu 16 trepte
Varianta R2=139.0 ohm,….,R17 = 3e05 ohm
%ballistic breaker
%realizat in programulMatlab/Simulink
%Varianta R2=139.0 ohm,….,R17 = 3e05 ohm
%
clearall;
V=300000;R=50.0;
Ii=V/R;
L=14.76*10^(-3);
Ti=L/R;
Io=6000;
tf=2.56e-03;
disp('tf = ');disp(tf);
t=0.0;
i=1.0;
% ciclulptr. obtinereacurentului din intreruptor
while (t<=tf),
%
if t<1.022*10^(-3),
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii+Io*exp(-t/Ti);
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=1.635*10^(-3)
R=139.0;
Ti=L/R;
Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif (t<=2.002*10^(-3))&(t>1.635*10^(-3))
R=231;
Ti=L/R;
Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.223*10^(-3)&(t>2.002*10^(-3))
R=386;
Ti=L/R;
Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.236*10^(-3)&(t>2.223*10^(-3))
R=643;
Ti=L/R;
Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.435*10^(-3)&(t>2.236*10^(-3))
R=1072;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.483*10^(-3)&(t>2.435*10^(-3))
R=1786;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.511*10^(-3)&(t>2.483*10^(-3))
R=2977;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.528*10^(-3)&(t>2.511*10^(-3))
R=4961;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.539*10^(-3)&(t>2.528*10^(-3))
R=8269;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.545*10^(-3)&(t>2.539*10^(-3))
R=1e04;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.549*10^(-3)&(t>2.545*10^(-3))
R=2e04;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.5508*10^(-3)&(t>2.549*10^(-3))
R=4e04;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.5521*10^(-3)&(t>2.5508*10^(-3))
R=6e04;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.5529*10^(-3)&(t>2.5521*10^(-3))
R=6e04
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.5534*10^(-3)&(t>2.5529*10^(-3))
R=1e05;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.5537*10^(-3)&(t>2.5534*10^(-3))
R=2e05;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.5539*10^(-3)&(t>2.5537*10^(-3))
R=3e05;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
% else if t<=2.6*10^(-3)&(t>2.5539*10^(-3))
% R=1e08
% Ti=L/R;Ii=V/R;
% IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
% Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
% end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
IL(i)=IL1;
Ir(i)=Ir1;
timp(i)=t;
t=t+Ti; %reinitializaretimpptr. integrare
i=i+1; %reinitializarecontor
end
%Reprezentaregrafica
ti=1:length(timp);
plot(timp,IL);grid;
title('CuremtuliL');
xlabel('timp[s]');
ylabel('Curentintreruptor[A]');
figure(2)
plot(timp,Ir);grid;
title('Curentulir');
xlabel('timp[s]');
ylabel('Curentir[A]');
Anexa 7. Program de simulare în MATLAB pentru Ballistic Breaker cu 18 trepte (parametri modificați)
Varianta R1=83.3 ohm,….,R18 = 1e08 ohm
%ballistic breaker
%realizat in programulMatlab/Simulink
%Varianta R1=83.3 ohm,….,R18 = 1e08 ohm
clearall;
formatlong;
V=300000;R=50.0;
Ii=V/R;
L=14.76*10^(-3);
Ti=L/R;
Io=6000;
tf=2.6e-03;
disp('tf = ');disp(tf);
t=0.0;
i=1.0;
% ciclulptr. obtinereacurentului din intreruptor
while (t<=tf),
%
if t<1.022*10^(-3),
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii+Io*exp(-t/Ti);
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=1.635*10^(-3)
R=83.3;
Ti=L/R;
Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif (t<=2.002*10^(-3))&(t>1.635*10^(-3))
R=139;
Ti=L/R;
Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.223*10^(-3)&(t>2.002*10^(-3))
R=231;
Ti=L/R;
Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.236*10^(-3)&(t>2.223*10^(-3))
R=386;
Ti=L/R;
Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.435*10^(-3)&(t>2.236*10^(-3))
R=643;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.483*10^(-3)&(t>2.435*10^(-3))
R=1072;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.511*10^(-3)&(t>2.483*10^(-3))
R=1786;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.528*10^(-3)&(t>2.511*10^(-3))
R=2977;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.539*10^(-3)&(t>2.528*10^(-3))
R=4961;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.545*10^(-3)&(t>2.539*10^(-3))
R=8269;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.549*10^(-3)&(t>2.545*10^(-3))
R=1e04;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.5508*10^(-3)&(t>2.549*10^(-3))
R=2e04;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.5521*10^(-3)&(t>2.5508*10^(-3))
R=4e04;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.5529*10^(-3)&(t>2.5521*10^(-3))
R=6e04;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.5534*10^(-3)&(t>2.5529*10^(-3))
R=1e05;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.5537*10^(-3)&(t>2.5534*10^(-3))
R=2e05;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.5539*10^(-3)&(t>2.5537*10^(-3))
R=3e05;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.6*10^(-3)&(t>2.5539*10^(-3))
R=1e08;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
IL(i)=IL1;
Ir(i)=Ir1;
timp(i)=t;
t=t+Ti; %reinitializaretimpptr. integrare
i=i+1; %reinitializarecontor
end
%Reprezentaregrafica
ti=1:length(timp);
plot(timp,IL);grid;
title('CuremtuliL');
xlabel('timp[s]');
ylabel('Curentintreruptor[A]');
figure(2)
plot(timp,Ir);grid;
title('Curentulir');
xlabel('timp[s]');
ylabel('Curentir[A]');
Anexa 8. Program de simulare în MATAB pentru Ballistic Breaker cu 20 trepte
Varianta R1=50.0 ohm,….,R21 = 3.3e010 ohm
%ballistic breaker
%realizat in programulMatlab/Simulink
%Varianta R1=50.0 ohm,….,R21 = 3.3e010 ohm
clearall;
formatlong;
V=300000;R=50;
Ii=V/R;
L=14.76*10^(-3);
Ti=L/R;
Io=6000;
tf=2.60035e-03;
disp('tf = ');disp(tf);
t=0.0;
i=1.0;
% ciclulptr. obtinereacurentului din intreruptor
while (t<=tf),
%
if t<1.022*10^(-3),
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii+Io*exp(-t/Ti);
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif (t<=1.635*10^(-3))&(t>1.022*10^(-3))
R=50.0;
Ti=L/R;
Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif (t<=2.002*10^(-3))&(t>1.635*10^(-3))
R=83.3;
Ti=L/R;
Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.223*10^(-3)&(t>2.002*10^(-3))
R=139.0;
Ti=L/R;
Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.236*10^(-3)&(t>2.223*10^(-3))
R=231;
Ti=L/R;
Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.435*10^(-3)&(t>2.236*10^(-3))
R=386;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.483*10^(-3)&(t>2.435*10^(-3))
R=643;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.511*10^(-3)&(t>2.483*10^(-3))
R=1072;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.528*10^(-3)&(t>2.511*10^(-3))
R=1786;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.539*10^(-3)&(t>2.528*10^(-3))
R=2977;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.545*10^(-3)&(t>2.539*10^(-3))
R=4961;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.549*10^(-3)&(t>2.545*10^(-3))
R=8269;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.5508*10^(-3)&(t>2.549*10^(-3))
R=1e04;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.5521*10^(-3)&(t>2.5508*10^(-3))
R=2e04;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.5529*10^(-3)&(t>2.5521*10^(-3))
R=4e04;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.5534*10^(-3)&(t>2.5529*10^(-3))
R=6e04;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.5537*10^(-3)&(t>2.5534*10^(-3))
R=1e05;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.5539*10^(-3)&(t>2.5537*10^(-3))
R=2e05;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.6*10^(-3)&(t>2.5539*10^(-3))
R=3e05;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.60025*10^(-3)&(t>2.6*10^(-3))
R=1e08;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
elseif t<=2.60035*10^(-3)&(t>2.60025*10^(-3))
R=3.3e10;
Ti=L/R;Ii=V/R;
IL1=(1-exp(-t/Ti))*Ii;
Ir1=exp(-t/Ti)*Ii;
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
end
IL(i)=IL1;
Ir(i)=Ir1;
timp(i)=t;
t=t+Ti; %reinitializaretimpptr. integrare
i=i+1; %reinitializarecontor
end
%Reprezentaregrafica
ti=1:length(timp);
plot(timp,IL);grid;
title('CuremtuliL');
xlabel('timp[s]');
ylabel('Curentintreruptor[A]');
figure(2)
plot(timp,Ir);grid;
title('Curentulir');
xlabel('timp[s]');
ylabel('Curentir[A]');
Anexa 9. Program de calcul in MATLAB a integralei Joule 1 (curent de scurtcircuit prezumat)
Anexa 10. Program de calcul în MATLAB a integralei Joule 2 (curent de scurtcircuit la deconectare)
Program de calcul in MATLAB a integralei Joule 2 (cu limitare)
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: Contribuții asupra proceselor de comutație în rețelele de curent continuu tip HVDC Conducător de doctorat, Doctorand, Prof. univ. dr. ing. Dan… [306442] (ID: 306442)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.