jenni rekola kolmitasoiset suuntaajat … julkiset dtyot/rekola_jenni_julk.pdf ·...

JENNI REKOLA KOLMITASOISET SUUNTAAJAT TASASÄHKÖNJAKELUSSA Diplomityö

Tarkastaja: professori Heikki Tuusa Tarkastaja ja aihe hyväksytty Tieto- ja sähkötekniikan tiedekunta-neuvoston kokouksessa 8. huhtikuuta 2009

II

TIIVISTELMÄ TAMPEREEN TEKNILLINEN YLIOPISTO Sähkötekniikan koulutusohjelma REKOLA, JENNI: Kolmitasoiset suuntaajat tasasähkönjakelussa Diplomityö, 82 sivua joulukuu 2009 Pääaine: Sähkökäyttöjen tehoelektroniikka Tarkastaja: professori Heikki Tuusa Avainsanat: Tasasähkönjakelu, LVDC, kaksitasoinen taajuusmuuttaja, kolmi-tasoinen taajuusmuuttaja Työssä tarkastellaan kolmitasoisten tasa- ja vaihtosuuntaajien soveltamista tasasähkön-jakelussa. Työ on osa TEKESin rahoittamaa Tehoelektroniikka sähkönjakelussa-projektia. Projektin tarkoituksena on tutkia mahdollisuutta korvata osa pienjännitejake-lusta tasasähkönjakelulla. Keskijännitejakeluverkon vaihtojännite muutetaan tasajännit-teeksi tasasuuntaajalla. Lähellä asiakasta tasajännite muutetaan takaisin vaihtojännit-teeksi.

Simplorer-ohjelmistolla on mallinnettu ja simuloitu useita erilaisia suuntaajatopolo-gioita sekä niiden ohjaus- ja säätöjärjestelmiä.. Suuntaajat ovat olleet joko yksivaiheisia puoli- tai kokosiltasuuntaajia tai kolmivaiheisia suuntaajia. Erityistä huomiota on kiinni-tetty nollajohtimellisten kolmitasoisten suuntaajien soveltamiseen tasasähkönjakelussa. Eri topologioiden tuottamia jännitteitä ja virtoja on vertailtu sekä sähköverkon että kuorman puolella. Simulointituloksia on verrattu kahdella prototyyppilaitteistolla saa-tuihin mittaustuloksiin. Työn tarkoituksena on ollut löytää tasasähkönjakelujärjestel-mään parhaiten soveltuvat suuntaajatopologiat.

Tutkimuksen perusteella kolmitasoisella suuntaajalla saavutetaan huomattavia etuja verrattuna kaksitasoiseen suuntaajaan niin tasa- kuin vaihtosuuntauksessakin. Kolmi-tasoisen suuntaajan rakenne on monimutkaisempi verrattuna kaksitasoiseen suuntaajaan, mutta kolmitasoisen suuntaajan IGBT-komponenttien estojännitekestoisuus voi olla puolet pienempi kuin vastaavassa kaksitasoisessa suuntaajassa. Tästä on etua erityisesti korkeilla jännitetasoilla. Kolmitasoisella suuntaajalla tuotettujen verkko- ja kuormavir-tojen kokonaissärötasot ovat matalia, joten tarvittavat verkko- ja kuormasuotimet ovat normaalisti pienempiä kuin kaksitasoisia suuntaajia käytettäessä.

Mittauksilla ja simuloimalla on myös analysoitu tasasähkönjakeluverkon mahdolli-sia resonanssi-ilmiöitä. Välipiirin kondensaattorit, tasajännitekaapelin induktanssi sekä verkkoinduktanssi voivat muodostaa värähtelevän LC-resonanssipiirin. Tutkimuksen perusteella voidaan todeta, että järjestelmä ei ole erityisen herkkä resonansseille. Tasa-jännitekaapelin ja siihen liitettävien laitteiden resistanssit vaimentavat tehokkaasti väli-piirin kondensaattorien vaikutuksesta syntyviä värähtelyilmiöitä. Vakiotehokuormien ja passiivisten tasasuuntaajien tapauksessa dc-piirin kondensaattorit on mitoitettava riittä-vän suuriksi, jotta järjestelmä ei ala värähdellä.

III

ABSTRACT TAMPERE UNIVERSITY OF TECHNOLOGY Master’s Degree Programme in Electrical Engineering REKOLA, JENNI: Three-level converters in LVDC-distribution Master of Science Thesis, 82 pages December 2009 Major: Power Electronics Examiner: Professor Heikki Tuusa Keywords: Direct current distribution, LVDC, two-level converter, three-level converter In this thesis two- and three-level converters are compared in LVDC-distribution. This work is a part of TEKES-project “Power electronics in distribution of electricity”. The objective of this project is to find out ways to replace low-voltage distribution for low-voltage-direct-current distribution. Medium voltage is transformed to direct current by rectifier. Direct current is transformed back to alternating current near the customer by inverter.

Many different converter topologies are modelled and simulated by Simplorer-simulation software in this thesis. Converters are three-phase or one-phase half- or full-bridge converters. The most important topologies are four-wire three-level converters. Current waveforms in the grid and in the load side have been compared. Simulation re-sults have been compared into measuring results of two prototypes. The object of the work is to find out, which converter topologies would be the best in LVDC-distribution.

Three-level converters have been widely studied during the last years. According to this work, there are many advantages, which could be reached if we use three-level con-verters instead of two-level converters. Structure of three-level converter is more com-plicated than in two-level converter, but reverse voltage of IGBT-components in three-level converters is half smaller than in two-level converters. This is important especially in high voltage applications. Current waveforms in the grid side and also in the load side are better with three-level converter than with two-level converter. Passive filters don’t have to be as big as in two-level converters.

Resonance-occurrence in LVDC-distribution network have been analysed by simu-lations and measurements. Capacitors in the intermediate circuit, inductance of the LVDC-cable and grid inductance could create an LC-resonance circuit. According to this work, we can say that the system is not very sensitive to resonances. Resistances of LVDC-cable and devices, which are connected in LVDC-network, damp effectively os-cillating processes. Capacitors in the DC-circuit have to size as big as the LVDC-network doesn’t start to resonate. This is important if there is constant power load and passive rectifier in the system.

IV

ALKUSANAT Tämä diplomityö on tehty Tampereen teknillisen yliopiston Sähköenergiatekniikan lai-toksella. Työ on osa Tampereen teknillisen yliopiston ja Lappeenrannan teknillisen yli-opiston TEKES-hanketta ”Tehoelektroniikka sähkönjakelussa”. Haluan kiittää kaikkia rahoittajia, jotka ovat mahdollistaneet diplomityön tekemisen mielenkiintoisesta aihees-ta. Erityiskiitos työn tarkastajalle ja ohjaajalle Heikki Tuusalle sekä Jarno Alahuhtalalle kaikesta avusta. Kiitos myös muille Sähköenergiatekniikan laitoksen työntekijöille ja opiskelukavereille, jotka ovat auttaneet ja tukeneet koko opiskeluajan. Tampereella 23.11.2009 Jenni Rekola Hallituskatu 18 B 41 33200 Tampere Puh. 0500 834735

V

SISÄLLYS

1. Johdanto ....................................................................................................................1 2. Tasasähkönjakelujärjestelmän rakenne ja standardien asettamat vaatimukset .........3

2.1. Tasasähkönjakeluverkon rakenne .....................................................................3 2.2. Tasasähkönjakelujärjestelmän mahdollisuudet.................................................4 2.3. Tasasähkönjakeluverkolle asetetut vaatimukset ...............................................6 2.4. Jännite- ja virtasärö ...........................................................................................8 2.5. Järjestelmän maadoitustavat..............................................................................9 2.6. Järjestelmän suojaustavat ................................................................................10

3. Tasasuuntaajatopologiat..........................................................................................13 3.1. Diodi- ja tyristoritasasuuntaajat ......................................................................13

3.1.1. 6-pulssinen diodi- ja tyristorisilta 13 3.1.2. 12-pulssinen puoliksi ohjattu tyristorisilta 14

3.2. Kaksitasoiset nollajohtimelliset tasasuuntaajat ...............................................15 3.3. Kolmitasoiset nollajohtimelliset tasasuuntaajat ..............................................16

3.3.1. Nollajohtimellinen NPC-tasasuuntaaja 18 3.3.2. Nollajohtimellinen Vienna-suuntaaja 18

4. Vaihtosuuntaajatopologiat ......................................................................................20 4.1. Kaksitasoiset vaihtosuuntaajat ........................................................................20 4.2. Kolmitasoiset vaihtosuuntaajat .......................................................................23

5. Suuntaajien ohjaus- ja säätömenetelmät .................................................................27 5.1. Sinikolmiovertailu...........................................................................................27

5.1.1. Bipolaarinen sinikolmiovertailu 27 5.1.2. Unipolaarinen sinikolmiovertailu 29 5.1.3. Kolmitasoisen suuntaajan sinikolmiomodulointi 31

5.2. Hystereesisäätö................................................................................................35 5.3. Välipiirin jännitetasapainon säätö ...................................................................37 5.4. Aktiivisten verkkosuuntaajien säätö ...............................................................38

6. Simulointi................................................................................................................42 6.1. Simulointimallit ..............................................................................................42

6.1.1. Kuristimien ja kondensaattorien mallintaminen 44 6.2. Verkko- ja kuormavirtojen särötasot eri suuntaajatopologioilla.....................45

6.2.1. Tasasähkönjakelujärjestelmän toiminta kuormatehon kasvaessa 52 7. Simulointi- ja mittaustulosten vertailu ....................................................................56

7.1. Kaksitasoisen suuntaajan prototyyppi.............................................................56 7.2. Kolmitasoisen suuntaajan prototyyppi............................................................62 7.3. Kaapelin resistanssin taajuusriippuvuus .........................................................72 7.4. Välipiirin värähtely pakkokommutoitujen suuntaajien tapauksessa ...............73

8. Yhteenveto ..............................................................................................................76 Lähteet.............................................................................................................................80

VI

TERMIT JA NIIDEN MÄÄRITELMÄT Symbolit AC vaihtovirta C, C kondensaattori, kapasitanssi cosφ tehokerroin D diodi DC tasavirta f taajuus i virran hetkellisarvo I virran tehollisarvo l kaapelin pituus L, L kuristin, induktanssi m modulointi-indeksi P pätöteho r kaapelin resistanssi kaapelin pituutta kohden R, R vastus, resistanssi S, S kytkin, näennäisteho sw kytkimen kytkentäohje sync synkronointi u jännitteen hetkellisarvo ufilter verkkosuotimen jännitteen approksimaatio U jännitteen tehollisarvo ULL pääjännitteen tehollisarvo Alaindeksit 1 perustaajuinen suure a,b,c vaiheet a,b,c ac vaihtojännite, vaihtovirta amp amplitudiohje bias tasapainottava komponentti carrier kantoaalto control ohje dc tasajännite, tasavirta diff erosuure err erosuure ref referenssiarvo res resonanssi rms tehollisarvo R,S,T muuntajan ensiön vaihevirrat

VII

R’’,S’’,T’’ muuntajan tähteen kytketyn toision vaihevirrat tot yhteenlaskettu kokonaissuure tri kolmioaalto Lyhenteet AMR automatic meter reading, automaattinen mittarin luenta ESR ekvivalenttinen sarjaresistanssi IGBT insulated gate bipolar transistor LVDC low voltage direct current NPC neutral point clamped PLL phase locked loop, vaihelukittu silmukka PWM pulse width modulation, pulssinleveysmodulointi THD total harmonic distortion, kokonaissärö

1. JOHDANTO

TEKES-hankkeessa Tehoelektroniikka sähkönjakelussa tutkitaan mahdollisuutta hyö-dyntää tehoelektroniikkaan perustuvia suuntaajia sähkönjakelussa, erityisesti pienjänni-teverkossa. Suuntaajia hyödyntämällä osa 400 V:n pienjänniteverkossa tapahtuvasta sähkönjakelusta voidaan korvata tasasähkönjakelulla. 20 kV:n keskijännite muunnetaan ja tasasuunnataan pientasasähkönjakeluun sopivaksi ja tasajännite muutetaan takaisin vaihtojännitteeksi lähellä asiakasta. Periaate on esitetty kuvassa 1.1. Vaihtosuuntaajat ovat joko yksi- tai kolmivaiheisia. Järjestelmässä käytettävien suuntaajien tehoalue on 50-300 kVA. Tarvittaessa suurempitehoisia suuntaajia voidaan rakentaa edellisten rin-nankytkentänä. Tasasähkönjakelujärjestelmän tavoitteena on kasvattaa pienjännitejake-luverkon siirtokapasiteettia ja vähentää keskijänniteverkon vioista aiheutuvia loppu-asiakkaiden kokemia keskeytyksiä.

20/1 kV

KUORMA

TASA-SUUNTAAJA AC/DC

VAIHTO-SUUNTAAJA DC/AC

Kuva 1.1. Tasajännitejakelujärjestelmän periaate Työssä vertaillaan erilaisia tasasähkönjakeluun soveltuvia tasa- ja vaihtosuuntaajatopo-logioita sekä niiden mahdollisia ohjaus- ja säätömenetelmiä. Vertailu perustuu kirjalli-suusselvitykseen sekä Simplorer-ohjelmistolla toteutettuihin simulointimalleihin ja si-mulointitulosten analysointeihin. Työn tavoitteena on löytää tasasähkönjakeluun parhai-ten soveltuvat tasa- ja vaihtosuuntaajatopologiat sekä niille parhaiten soveltuvat ohja-usmenetelmät. Sähkönjakelun turvallisuudelle ja sähkön laadulle on asetettu standar-deissa lukuisia vaatimuksia, jotka järjestelmän on pystyttävä täyttämään. Lisäksi järjes-telmän on oltava teknistaloudellisesti toteuttamiskelpoinen. Simulointien tarkkuutta on pyritty arvioimaan vertaamalla simulointituloksia kahden prototyyppilaitteiston mittaustuloksiin. Lappeenrannan teknillisellä yliopistolla (LTY) rakennetussa prototyyppilaitteistossa tasasuuntaajana on 12-pulssinen puoliksi ohjattu tyristorisilta ja vaihtosuuntaajina on kaksi välipiirin jännitteen puolikkaisiin kytkettyä yksivaiheista, kaksitasoista kokosiltaa. Tampereen teknillisellä yliopistolla (TTY) ra-kennetussa prototyypissä tasa- ja vaihtosuuntaaja ovat keskenään samanlaiset kolmivai-heiset, nollajohtimelliset kolmitasoiset NPC-suuntaajat. Luvussa 2 esitellään tasasähkönjakelujärjestelmän mahdolliset rakenneratkaisut, mi-tä etua LVDC-jakelulla saavutetaan ja standardit, joiden vaatimukset tasasähkönjakelu-

1. JOHDANTO 2

järjestelmän on täytettävä. Tässä luvussa käsitellään myös järjestelmän mahdolliset maadoitusratkaisut ja millaisia suojausjärjestelyjä eri maadoitusratkaisut vaativat. Lu-vussa 3 esitellään työssä tutkitut tasasuuntaajatopologiat ja luvussa 4 tutkitut vaih-tosuuntaajatopologiat. Luvussa 5 on esitelty pakkokommutoitujen verkkosuuntaajien ohjaus- ja säätömenetelmä, joka perustuu virran puoliaaltoepäsymmetriaan. Suuntaajien modulointimenetelmänä työssä on käytetty bipolaarista ja unipolaarista sinikolmiover-tailua. Sinikolmiomoduloinnin lisäksi luvussa 5 on esitelty myös hystereesisäädön peri-aate. Luvussa 6 esitellään käytetyt suuntaajatopologioiden simulointimallit sekä niillä saadut simulointitulokset. Jokaisella tutkitulla suuntaajatopologialla tuotettujen verkko- ja kuormavirtojen kokonaissäröprosentit on taulukoitu ja tuloksia on analysoitu. Luvus-sa 7 simulointituloksia verrataan kahden prototyyppilaitteiston mittaustuloksiin. Diplo-mityön viimeisessä luvussa esitetään yhteenveto työn tuloksista.

2. TASASÄHKÖNJAKELUJÄRJESTELMÄN RAKENNE JA STANDARDIEN ASETTAMAT VAATIMUKSET

Tasasähkönjakeluverkon rakenteena voidaan käyttää joko unipolaarista tai bipolaarista rakennetta. Sähkönjakeluverkon on oltava luotettava ja turvallinen, joten sille on asetet-tu standardeissa useita eri vaatimuksia. Jännitteenlaadun on oltava vähintään standardi-en mukaista ja järjestelmän kokonaishyötysuhteen on oltava mahdollisimman korkea. Lisäksi tasasähkönjakelujärjestelmän on oltava kokonaiskustannuksiltaan perusteltu vaihtoehto nykyiselle sähkönjakelulle.

2.1. Tasasähkönjakeluverkon rakenne

EU:n pienjännitedirektiivissä LVD 2006/95/EC pienjännitteeksi määritellään alle 1000 V:n vaihtojännite ja alle 1500 V:n tasajännite. Jännite on tasajännitettä jos sen sykkeisyys on alle 10 % nimellisjännitteestä [1]. Standardien puitteissa tasajännitejakelu voidaan toteuttaa joko kaksijohtimisena unipolaariyhteytenä tai kolmijohtimisena bipo-laariyhteytenä [1].

Unipolaarinen tasajännitejakeluverkko on esitetty kuvassa 1.2. Keskijänniteverkon 20 kV:n jännite muunnetaan ensin muuntajalla 1 kV:n vaihtojännitteeksi ennen tasa-suuntausta. Tasajännitejakelussa on käytössä vain yksi, 1500 V:n jännitetaso. Yksivai-heinen asiakaskuorma kytketään kahden dc-johtimen väliin. [2]

Kuva 1.2. Unipolaarinen tasajännitejakeluverkko(Par08)

Tasajännitejakeluverkko voi olla rakenteeltaan vaihtoehtoisesti kuvassa 1.3 esitetty bi-polaarinen verkko. Käytössä on tällöin kolme dc-johdinta. Kolmesta johtimesta kes-kimmäinen toimii nollajohtimena ja siihen nähden on kaksi yhtä suurta, mutta vastak-kaismerkkistä tasajännitetasoa +750 V ja -750 V.


4

Bipolaarisessa järjestelmässä yksi- tai kolmivaiheinen kuorma voidaan kytkeä vaih-tosuuntaajan kautta LVDC-jakeluun kolmella eri tavalla. Kuorma voidaan kytkeä jom-mankumman dc-jännitetason ja nollan väliin (kuvassa 1.3 nro 1 ja 2). Toinen vaihtoehto on kytkeä kuorma kahden jännitetason väliin (nro 3), siten että tilanne vastaa edellä esi-tettyä unipolaarista jakelujärjestelmää. Kolmas vaihtoehto on kytkeä kuorma kaikkiin kolmeen jännitetasoon (nro 4). Bipolaarisessa järjestelmässä vaihtosuuntaajat voidaan siis kytkeä joko 1500 V:n jännitetasoon tai erikseen välipiirin jännitteen puolikkaisiin, 750 V:iin. Bipolaarisen järjestelmän toista jännitetasoa voidaan vielä käyttää, vaikka toinen puoli olisikin kytketty pois käytöstä vikaantumisen tai huoltotoiminnan takia. [2]

Kuva 1.3. Bipolaarinen tasajännitejakeluverkko, jossa asiakasliityntä on tehty joko dc-

jännitetason ja maan välille (nro 1 tai 2), kahden dc-jännitetason välille (nro 3) tai kolmivaiheisena dc-kytkentänä (nro 4)[2]

SFS- kaapelistandardien 4879, 4880, 5800 ja 5546 perusteella nykyisillä pienjännite-maakaapeleilla on mahdollista käyttää maksimissaan 900 V:n tasajännitetasoa [3]. Pien-jännitemaakaapeleita ei voida käyttää unipolaariseen 1500 V:n tasajännitejakeluun, mutta kaapeleita voidaan käyttää bipolaarisessa ±750 V:n tasajännitejärjestelmässä. Näin ollen tässä työssä tasajännitejakelujärjestelmänä käytetään bipolaarista rakennetta. Viime vuosina ilmajohtoja on korvattu luotettavammalla maakaapeloinnilla. Nykyisten maakaapeleiden hyödyntäminen sellaisenaan myös tasasähkönjakelussa on kustannuste-hokasta. AMKA-riippukierrejohtimia ei sen sijaan voida käyttää tasajännitejakelussa ennen standardin päivittämistä, koska nykyisessä standardissa ei ole määritelty AMKAn tasajännitekestoisuutta. [4]

2.2. Tasasähkönjakelujärjestelmän mahdollisuudet

Tasasähkönjakelua käyttämällä pienjännitteellä voidaan saavuttaa merkittäviä teknisiä ja taloudellisia etuja verrattuna nykyiseen vaihtosähkönjakeluun. Tasasähköä käytetään jo nyt useissa eri sovelluskohteissa, kuten suurjännitemerikaapeleissa, laivojen sähköjär-jestelmissä, raideliikenteessä sekä tietoliikennejärjestelmissä. [5]

Jakeluverkon kokonaiskustannuksia eli niin kutsuttuja elinkaarikustannuksia pysty-tään pienentämään tasasähkönjakelun avulla. Pienjännitedirektiivissä LVD 2006/95/EC on määritelty suurimmaksi sallituksi pienjännitteeksi 1500 V:n tasajännite ja 1000 V:n vaihtojännite. Tasajännitteellä pienjänniteverkon siirtokapasiteettia voidaan kasvattaa merkittävästi vaihtojännitteeseen verrattuna, koska tällöin voidaan käyttää korkeampaa


5

jännitetasoa. Pienjännitekaapeleilla voidaan siirtää suurempia tehoja tasa- kuin vaihto-jännitteellä, joten pienitehoiset keskijänniteverkon haarat voidaan korvata pienjännite-tasasähkönjakelulla. Tällöin keskijänniteverkon keskeytyskustannuksia saadaan pienen-nettyä. Pienjänniteverkko on sekä kaapeli- että rakennuskustannuksiltaan keskijännite-verkkoa edullisempaa. Pienjänniteverkossa käytettävät kaapelit ovat eristysrakenteel-taan yksinkertaisempia ja siksi edullisempia. [4]

Suurin osa sähkönjakelussa tapahtuvista häviöistä syntyy pienjänniteverkossa. Tasa-jännitettä käytettäessä siirtohäviöt ovat pienemmät, koska loistehoa ei siirretä lainkaan. Tasajännitteellä kaapeleissa ei tapahdu myöskään virranahtoa. Vaihtovirtakuorman mahdollisesti tarvitsema loisteho tuotetaan vaihtosuuntaajan avulla. LVDC-sähkönjakelussa käytetään korkeampaa jännitetasoa kuin nykyisessä vaihtosähkönjake-lussa, joten myös resistiiviset siirtohäviöt pienevät. Tietyllä kaapelipoikkipinnalla voi-daan siirtää enemmän tehoa tasa- kuin vaihtojännitteellä tai vaihtoehtoisesti tasajännit-teellä siirtomatkoja voidaan pidentää, jos siirrettävä teho pidetään vakiona. [4,6]

Sähkönjakelujärjestelmän kehittämisessä tärkeää on mahdollisimman korkean ener-giatehokkuuden saavuttaminen. Tämä on haasteellista, koska asiakkaiden kuormat vaih-televat hyvin laajalla tehoalueella. Suuntaaja on mitoitettava riittävän suurelle teholle, että se kestää korkeat hetkelliset kulutuspiikit, mutta tällöin sitä käytetään suurimman osan ajasta vajaalla kuormituksella, jolloin hyötysuhde laskee. Tällä hetkellä markki-noilla olevien suuntaajien hyötysuhde on vain 50 % kun kuorma on 10 % nimellisestä, vaikka nimellisellä kuormalla päästäänkin yli 95 %:n hyötysuhteeseen [7]. Suurin osa häviöistä tapahtuu verkko- ja kuormasuotimissa. Tasasähkönjakelujärjestelmässä käy-tettävien suuntaajien tuotekehityksessä onkin tärkeää kiinnittää huomiota mahdollisim-man korkean hyötysuhteen saavuttamiseen osittaisella kuormituksella. Nykyisillä jake-lumuuntajilla saavutetaan erittäin korkea, 98 %:n hyötysuhde sekä osittaisella, että ni-mellisellä kuormalla. [4,7]

Tasajännitejakelun avulla lyhyet jakelukatkot ja jännitteenalenemat keskijännitever-kossa eivät näy asiakkaalle asti, koska vaihtosuuntaaja erottaa tasajännitejakelu- ja asia-kasverkot toisistaan. Tällä hetkellä yli 90 % asiakkaiden kokemista sähkökatkoksista on keskijänniteverkkovikoja ja loput viat syntyvät pienjänniteverkossa. Aktiivisen vaih-tosuuntaajan avulla asiakkaalle on mahdollista tuottaa standardien vaatimusten mukaista jännitettä huolimatta tasajännitteen vaihtelusta. [4,6]

Tulevaisuudessa tasasähkönjakelu tarjoaa hyvät mahdollisuudet hajautetun energi-antuotannon lisääntymiselle. Aktiivisilla kytkinkomponenteilla varustetulla suuntaajasil-lalla tehoa voidaan siirtää kahteen suuntaan. Suuntaajan ohjauksella voidaan vaikuttaa tuotetun jännitteen ja virran käyrämuotoon sekä tehokertoimeen. Tasasähköverkkoa voidaan mahdollisesti käyttää myös saarekekäyttönä, kun siihen on liitetty sekä ha-jautettua energiantuotantoa, että energiavarastoja kuten akkuja tai superkondensaattorei-ta. Saarekekäyttö on kuitenkin käsiteltävä erikseen verkon suojauksen kannalta. [6,8]

Asiakkaan liityntäpisteessä oleva vaihtosuuntaaja sisältää tietoliikenneyhteyden pai-kallisen verkkoyhtiön tietojärjestelmään. Vaihtosuuntaajan kautta verkkoyhtiö saa tie-don asiakkaan energiankulutuksesta. Tätä entistä tarkempaa mittausdataa voidaan hyö-


6

dyntää sähkömarkkinoiden hinnoitteluperusteiden kehittämisessä. Vaihtosuuntaajan ke-räämät tiedot voivat korvata AMR-mittareilla kerätyn tiedon. Vaihtosuuntaajalta saata-van informaation perusteella saadaan energiankulutuksen lisäksi reaaliaikaista tietoa verkon ja suuntaajan vioista verkkoyhtiön käytöntukijärjestelmään. Viat voidaan havaita ja korjata entistä nopeammin. [4,6]

2.3. Tasasähkönjakeluverkolle asetetut vaatimukset

Tasasähkönjakelujärjestelmälle on asetettu standardeissa useita eri vaatimuksia. Järjes-telmän on täytettävä kaikki standardien SFS-EN 50160 ja SFS 6000 edellyttämät sähkö-tuvallisuusmääräykset. Tasasähkönjakelujärjestelmää ei voida määritellä pienjänniteja-keluksi, ellei sitä syöttävän vaihtosähköverkon nimellinen syöttöjännite ole korkeintaan 1000 V ± 10 %. Keskijänniteverkon 20 kV:n jännite on siis laskettava muuntajalla 1 kV:iin ennen tasasuuntausta. [1,9]

Standardin mukaan normaaleissa käyttöolosuhteissa, jokaisen viikon aikana 95 % jokaisen yksittäisen harmonisen yliaaltojännitteen 10 minuutin keskimääräisistä tehol-lisarvoista saa olla korkeintaan taulukossa 2.1. annettu arvo. Perusaallon harmoniset yli-aaltojännitteet, joiden järjestysluku on yli 25, ei anneta standardissa arvoja. Korkeataa-juiset yliaaltojännitteet ovat amplitudiltaan pieniä ja ne muuttuvat mahdollisten reso-nanssitilanteiden mukaan. Jakelujännitteen kokonaissärökerroin THD saa olla korkein-taan 8 % 40. harmoniseen yliaaltokomponenttiin asti laskettuna. Normaaleilla käyttö-olosuhteilla standardissa tarkoitetaan tilannetta, jossa jakeluverkossa toimitetaan sähköä tehon tarvetta vastaavasti, verkon kytkennät ja automaattiset suojalaitteet toimivat nor-maalisti, eivätkä ulkopuoliset tekijät häiritse verkon toimintaa.[9] Taulukko 2.1. Harmoniset yliaaltojännitteet [9]

Parittomat yliaallot Parilliset yliaallot Kolmella jaottomat Kolmella jaolliset

Järjestys-luku

n

Jännite [%]

Järjestys-luku

n

Jännite [%]

Järjestysluku n

Jännite [%]

5 6 3 5 2 2 7 5 9 1,5 4 1 11 3,5 15 0,5 6..24 0,5 13 3 21 0,5 17 2 19 1,5 21 1,5 25 1,5

Käytännössä korkeampitaajuisetkin harmoniset yliaaltokomponentit on pyrittävä eli-minoimaan, jotta ne eivät aiheuta ongelmia sähkönjakelussa ja käytettävissä sähkölait-


7

teissa. Työssä on laskettu suuntaajien verkkoon sekä kuormalle tuottamien virtojen THD:t 2 kHz:iin, (40. harmoninen yliaaltokomponentti, kun perustaajuus on 50 Hz), 25 kHz:iin ja 100kHz:iin asti. 25 kHz ja 100 kHz asti lasketuissa kokonaissäröissä nä-kyy mukana myös suuntaajan kytkentätaajuiset ja sen monikertojen ympäristössä olevat taajuuskomponentit.

Standardit koskevat tällä hetkellä vain harmonisia yliaaltokomponentteja. Teho-elektroniset laitteet tuottavat kuitenkin verkkoon myös epäharmonisia yliaaltokom-ponentteja. Epäharmoniset yliaaltokomponentit voivat aiheuttaa verkossa vastaavia on-gelmia kuin harmonisetkin yliaaltokomponentit, kuten välkyntää ja releiden virhetoi-mintoja. Standardissa SFS-EN 50160 mainitaan, että standardit ottavat jatkossa mahdol-lisesti kantaa myös epäharmonisiin yliaaltokomponentteihin. [9]

Mikäli LVDC-jakelujärjestelmää syöttävässä keskijänniteverkossa tapahtuu keskey-tys, on tasasuuntaajan uudelleenkäynnistymisen oltava hallittu. Tasajännitejakeluhaaran tulee näyttää keskijänniteverkkoon päin mahdollisimman resistiiviseltä kuormalta. Syöt-tävästä keskijänniteverkosta katsottuna tehokertoimen on oltava kuormitettuna 0,9 -1,0. Tehokerrointa voidaan korjata aktiivisen tasasuuntaajan säädöllä ja ohjauksella.[4,9]

Tasajännite saa vaihdella suurissakin rajoissa, kunhan muistetaan, että kokosilta-vaihtosuuntaajalla yksivaiheisen 230 V:n vaihtojännitteen tuottamiseen tarvitaan vähin-tään 325 V:n tasajännite ja kolmivaiheisen 400 V:n vaihtojännitteen tuottamiseen tarvi-taan vähintään 565 V:n tasajännite. Puolisiltavaihtosuuntaajalla 230 V:n jännitteen tuot-tamiseen tarvitaan vähintään 650 V:n tasajännite. [2]

Asiakasverkon nimellistaajuuden on oltava 50Hz. Normaaleissa käyttöolosuhteissa 10 sekunnin aikana mitatun taajuuden keskiarvon on oltava yhteiskäyttöverkoissa 99,5 % vuodesta 50 Hz ± 1 %, mutta aina 50Hz + 4 % /-6 %. Vaihtosuuntaajan kautta asiakkaalle tulevan vaihtojännitteen on oltava sinimuotoista, tehollisarvoltaan 230 V. Nelijohtimisessa kolmivaihejärjestelmässä 230 V on vaiheen ja nollan välillä. Normaa-leissa käyttöolosuhteissa jännitteen tehollisarvon 10 minuutin keskiarvo saa vaihdella 95 % viikosta korkeintaan välillä 230 V ±10 %, mutta jännitteen on oltava aina välillä 230 V +10 % / -15 %. [9]

Bipolaarisessa jakelujärjestelmässä vaihtosuuntaajan kytkinkomponentit on mitoitet-tava kestämään koko välipiirin yli oleva jännite. Mikäli kahdesta välipiirin puolikkaisiin kytketyistä vaihtosuuntaajasta toinen rikkoutuu, voi yhden vaihtosuuntaajan kytkin-komponentin yli vaikuttaa koko välipiirin jännite. Näin ollen ±750 V:n bipolaarisessa tasajännitejärjestelmässä käytettävien kytkinkomponenttien on kestettävä 1500 V:n jän-nite. [4,10]

Sähköverkkoon liitettävien laitteiden elinikien on oltava mahdollisimman pitkiä ja laitteiden hankintakustannusten tulee olla mahdollisimman alhaiset. Tehoelektroniikka-laitteiden käyttöiän on oltava vähintään 15-20 vuotta, jotta niiden käyttö LVDC-jakelujärjestelmässä olisi taloudellisesti järkevää. Tehoelektroniikkalaitteiden helppo huollettavuus ja yksittäisten komponenttien vaihtamisen yksinkertaisuus korostuvat, kun niiden elinikä jää muita sähköverkon komponentteja lyhyemmäksi. Lyhytikäisimpiä komponentteja tehoelektroniikkalaitteissa ovat elektrolyyttikondensaattorit ja tuuletti-


8

met. Jos suuntaajalaitteistot sijoitetaan ulkona sijaitseviin sähkökeskuksiin, on niiden kestettävä muuttuvat lämpötilat ja kosteusolosuhteet. [2]

Tasajännitejakelujärjestelmää, joka korvaisi pienjännitesähkönjakelun, ei nykyisin ole käytössä missään, joten joiltain osin standardin asettamat vaatimukset on esitetty epätarkasti tai puutteellisesti. Mikäli tasasähkönjakelua aletaan soveltaa pienjännitesäh-könjakelussa, standardiin on tehtävä tältä osin päivityksiä.

2.4. Jännite- ja virtasärö

Harmoniset yliaaltojännitteet määritellään standardissa jännitteiksi, jotka ovat sinimuo-toisia, taajuudeltaan jakelujännitteen perusaallon taajuuden monikertoja. Sähkönkäyttä-jien epälineaariset kuormat aiheuttavat harmonisia yliaaltoja. Harmoniset yliaaltovirrat kulkevat verkon impedanssien kautta ja aiheuttavat näin harmonisia ylijännitteitä. Yli-aaltojännitteitä voidaan arvioida yksittäin vertaamalla yliaaltojännitteen suhteellista amplitudia perustaajuisen jännitteen amplitudiin. Kokonaisuutena harmonisia ylijännit-teitä voidaan kuvata THD-luvulla eli kokonaissärökertoimella. [9]

THD-luku ilmaisee kaikkien perusaallon taajuutta korkeampien taajuuksien tehol-lisarvojen suhteen perusaallon tehollisarvoon. Mitä pienempi THD luku on, sitä suu-rempi osuus signaalin kokonaistaajuussisällöstä on perustaajuista komponenttia. Esi-merkiksi virran tapauksessa

22 21, ,

21, 1,

rms rms n rmsi

nrms rms

I I ITHD

I I=

− ⎛ ⎞= = ⎜⎜

⎝ ⎠∑ ⎟⎟ , (2.1)

missä Irms on virran tehollisarvo, I1,rms on virran perustaajuisen komponentin tehollisarvo ja In,rms on virran n:n taajuuskomponentin tehollisarvo. THD-luku ilmoitetaan useimmi-ten prosentteina

2

,

2 1,

[%] 100n rmsi

n rms

ITHD

I=

⎛ ⎞= ⎜ ⎟⎜ ⎟

⎝ ⎠∑ × . (2.2)

Yhtälöissä 2.1 ja 2.2 virran tehollisarvo on 2

1, ,2

rms rms n rmsn

I I I=

= +∑ 2 , (2.3)

kun oletetaan virran tasakomponentin olevan nolla. [11] Standardissa SFS-EN 50160 THD-luku määritellään ainoastaan 40. harmoniseen

komponenttiin asti ja esitetään esimerkiksi jännitteen suhteen seuraavasti 2

40,

22 1,

n rmskHz

n rms

UTHD

U=

⎛ ⎞= ⎜⎜

⎝ ⎠∑ ⎟⎟ , (2.4)

missä Un,rms on jännitteen n:n taajuuskomponentin tehollisarvo ja U1,rms on jännitteen perustaajuisen komponentin tehollisarvo.

Harmoniset yliaaltokomponentit lisäävät siirtoverkon häviöitä. Tehokerroin cosφ kertoo, kuinka suuri osa perusaallolla siirretystä tehosta on pätötehoa.


9

1 11

1 1

cos P PS U I

ϕ = =1

. (2.5)

Kokonaistehokerroin kertoo, kuinka suuri osa siirretystä kokonaistehosta on pätötehoa. PPFS

= . (2.6)

Yliaallot kasvattavat virran tehollisarvoa ja tästä johtuen sähköverkon siirtohäviöt kas-vavat. Eristeet rasittuvat sekä termisesti että mekaanisesti. Jännitteiden ja virtojen har-moniset yliaallot aiheuttavat suuntaajissa resistiivisiä lisähäviöitä, ne lämpenevät ja van-henevat ennenaikaisesti. Muuntajien rauta- ja kuparihäviöt lisääntyvät ja niiden äänitaso nousee. Käämityksissä tapahtuu virranahtoa, pyörrevirtojen ja hajavoiden lisääntymistä, minkä seurauksena muuntajan kuormitettavuus pienenee. Erityisesti heikossa verkossa yliaallot saattavat aiheuttaa virhetoimintoja verkon mittauksissa, releiden toiminnassa, verkon suojaus- sekä ohjausjärjestelmissä. [6,12]

2.5. Järjestelmän maadoitustavat

20 kV:n keskijänniteverkko, josta pienjänniteverkkoa syötetään, on maadoitustavaltaan maasta erotettu IT-järjestelmä tai sammutettu. Maasta erotetussa järjestelmässä kaikki jännitteiset osat on eristetty maasta tai yksi piste on yhdistetty maahan impedanssin kautta. Sammutetussa verkossa puolestaan päämuuntajan tähtipisteen ja maan väliin kytketään sammutuskuristin eli induktanssi, jolla voidaan kompensoida kapasitiivista maasulkuvirtaa.

Nykyinen vaihtosähkönjakelu-pienjännitejakeluverkko toteutetaan useimmiten käyt-tömaadoitettuna TN-järjestelmänä. Yhdistettäessä IT ja TN-järjestelmät, pienjänniteja-keluverkkoa syöttävän muuntajan tähtipistettä ei maadoiteta, koska maasulkutilanteessa se muuttaisi maasulkuvian maan kautta tapahtuvaksi oikosuluksi. Loppuasiakkaan kiin-teistöverkko on käyttömaadoitettu ja se on galvaanisesti erotettu jakeluverkosta. [4,10]

Siirryttäessä maadoitustavasta toiseen, esimerkiksi maasta erotetusta IT:stä käyttö-maadoitettuun TN-järjestelmään, on käytettävä galvaanista erotusta. Galvaaniseen erot-tamiseen tarvittavat laitteet on esitelty kuvassa 2.1.

Kuva 2.1. Tasasähkönjakelun suojausjärjestely IT-TN- järjestelmässä [2]

Erotus toteutetaan erotusmuuntajalla. Tasasähköjakelussa erotusmuuntajalle menevä tasajännite on ensin vaihtosuunnattava. Muuntajan koko saadaan pienemmäksi, jos sen eteen kytketään suurtaajuus-vaihtosuuntaaja, jolla tuotetun vaihtojännitteen taajuus on


10

esimerkiksi 10 kHz. Muuntajan jälkeen suurtaajuinen vaihtojännite voidaan vaihtosuun-nata 50 Hz:n taajuudelle AC/AC-muuttajalla tai se voidaan ensin tasasuunnata diodisil-lalla ja vaihtosuunnata sitten 50 Hz:n vaihtojännitteeksi, kuten kuvissa 2.1 ja 2.2 on esi-tetty. Galvaanisen erotuksen toteuttamiseen tarvitaan useita suuntaajia, joten järjestel-män kustannukset kasvavat verrattuna ratkaisuun, jossa galvaanista erotusta ei tarvittai-si. [1,4,10]

Galvaaninen erotus tarvitaan myös, jos käytetään TN-TN-järjestelmää. Tasajännite-jakeluverkko ja asiakkaan verkko ovat maadoitettuja kuten kuvassa 2.2 on esitetty.

Kuva 2.2. TN- TN järjestelmän suojausjärjestely [2]

Kuvassa 2.3 on esitetty kolmas mahdollinen tasajännitejakelujärjestelmän rakennerat-kaisu. IT-IT järjestelmässä sekä tasajännitejakelu että asiakkaan kiinteistöverkko ovat maasta erotettuja. Tässä LVDC-jakelujärjestelmän maadoitusratkaisussa galvaanista erotusta ei tarvita.[6]

Kuva 2.3. Tasasähkönjakelun suojausjärjestely IT-IT- järjestelmässä [2]

SFS-6000 standardi määrittelee suurimman mahdollisen pienjakelujännitteen maadoi-tustavasta riippuen. Maadoitetussa TN-järjestelmässä tasajännite saa olla maan ja vai-heen välillä korkeintaan 900 V, vaiheiden välillä korkeintaan 1500 V. Maasta erotetussa IT-järjestelmässä jännite saa olla sekä vaiheen ja maan välillä, että vaiheiden välillä kor-keintaan 1500 V. [1]

2.6. Järjestelmän suojaustavat

Edellä esiteltiin kolme eri tapaa maadoittaa tasajännite- ja asiakasverkko. Kaikki kolme eri maadoitustapaa vaativat toimiakseen erilaiset suojausjärjestelyt. Kuvassa 2.1 on esi-


11

tetty suojausjärjestelyt, jotka vaaditaan, jos tasajännitejakeluverkko on maasta erotettu ja asiakkaan kiinteistöverkko on nykyiseen tapaan käyttömaadoitettu.

Ylivirtareleistys asennetaan tasajännitejakelujärjestelmän syöttömuuntajan ja ta-sasuuntaajan väliin. Releistys huolehtii tasajänniteverkon oikosulkusuojauksesta. Ta-sasuuntaajan kytkinkomponentit eivät hajoa mahdollisista verkon ylivirroista johtuen, kun rele reagoi niihin. Tasasuuntaajan ulostuloon voidaan kytkeä estosuuntaan diodi, joka estää vaihtovirran kulun tasajänniteverkkoon, jos jokin tasasuuntaajan kytkinkom-ponentti rikkoutuu. [2]

Maasta erotetussa IT-järjestelmässä maasulku- ja kosketusjännitesuojana toimii eris-tyksenvalvontarele. LVDC-verkon oikosulkusuojana käytetään sulakkeita tai DC-kompaktikatkaisijoita. DC-kompaktikatkaisija havahtuu toimimaan pienemmällä vika-virralla kuin sulake. [6]

Galvaanisen erotuksen jälkeen asiakkaalla vaihtosuuntaajan ulostuloon kytketään vastarinnan kaksi ylijännitesuojaa, jotka estävät tasavirran kulun asiakasverkkoon mah-dollisissa vaihtosuuntaajan vikatilanteissa. Asiakasverkon oikosulkusuojaus hoidetaan johdonsuojakatkaisijoilla ja kosketusjännitesuojaus vikavirtasuojakytkimillä. [2]

Kuvassa 2.2 on esitetty suojausjärjestelyt, jotka tarvitaan jos kiinteistöverkon lisäksi myös tasajännitejakeluverkko on maadoitettu. Tässä tapauksessa tasasähköverkossa ei tarvita eristyksenvalvontareleitä, koska maadoitetussa verkossa maasulut havaitaan oi-kosulkuina. Muilta osin suojausjärjestelyt ovat aivan samanlaiset kuin edellä IT-TN-järjestelmässä kuvassa 2.1. [2]

IT-IT järjestelmässä, kuvassa 2.3, sekä tasajännitejakelu että asiakkaan kiinteistö-verkko ovat maasta erotettuja. Galvaanista erotusta ei tarvita, mutta sitä vastoin nykyi-sistä kiinteistöverkoista on purettava kaikki suojamaadoituksen ja käyttömaan väliset yhteydet. Suojausjärjestely poikkeaa kahdesta aiemmasta siten, että LVDC-verkon li-säksi myös asiakasverkkoon tarvitaan eristyksenvalvontalaite, joka reagoi maasulkuihin. Asiakasverkkoon on asennettava myös 300mA:n palosuoja-vikavirtasuojakytkin. [6]

Tehoelektroniikkalaitteiden on kestettävä mahdollisissa häiriö- ja vikatilanteissa esiintyvät ylijännitteet ja virrat ilman ylikuumentumista ja rikkoontumista. Suuntaajien aktiiviset kytkinkomponentit on maadoitetussa verkossa ylimitoitettava suuntaajan ni-mellisvirtaan nähden vähintään kaksinkertaiselle virralle, jotta oikosulkuvirta voi nousta niin korkealla, että johdonsuojakatkaisijat reagoivat. [2]

Standardin IEC 60664-1 mukaan kaikkien verkkoon kytkettävien laitteiden on kes-tettävä tietyt syöksyjännitteet. 750 V:n jännitteellä laitteiden on kestettävä 12 kV:n syöksyjännite. Suuntaajien IGBT:t eivät kestä näin suuria jännitteitä, joten suuntaajien eteen on lisättävä ylijännitesuojat. Bipolaarisessa jakelujärjestelmässä molemmille dc-jännitetasoille tarvitaan omat suojauslaitteet. Epätasaisesta kuormituksesta johtuen dc-jännitetason ja nollan välinen jännite voi nousta nimellisjännitettä suuremmaksi, jos jännitteen suuruutta ei rajoiteta. [2,6,13]

Osa sähköverkon perinteisistä suojauskomponenteista voidaan uudessa käyttötilan-teessa korvata suuntaajien itsediagnostiikalla. Suuntaaja voidaan ohjelmoida havain-noimaan mahdollisia virhetilanteita, kuten verkkovirtojen epäsymmetriaa. Vikoja voi-


12

daan ennaltaehkäistä ennen varsinaista syötön katkeamista, kun suuntaajalta tulevan in-formaation havaitaan olevan epänormaalia. Suuntaaja pystyy havaitsemaan huomatta-vasti pienemmät muutokset virroissa ja jännitteissä verrattuna varsinaisiin suojauslait-teisiin. Suuntaajan ohjauksella voidaan vaikuttaa mahdollisissa vikatilanteissa suuntaa-jan toimintaan, esimerkiksi nopeassa virran muutostilanteessa vikavirta voidaan katkais-ta avaamalla suuntaajan kytkimet.

3. TASASUUNTAAJATOPOLOGIAT

Tasasuuntaajatopologioita on useita erilaisia. Kytkinkomponentteina voidaan käyttää diodeja, tyristoreja tai transistoreja. Transistoreista tässä työssä käytetään IGBT:tä, kos-ka sen jännite- ja virtakesto on riittävän suuri pienjännitesähkönjakeluun.

Diodeja ei voida ohjata, joten niillä toteutettua tasasuuntaajaa kutsutaan ohjaamat-tomaksi. Tyristorien sytytyskulmaa voidaan ohjata, mutta tällä tavalla saavutettavat oh-jausmahdollisuudet ovat rajalliset. Sen sijaan ohjattavilla IGBT:llä voidaan toteuttaa aktiivisesti ohjattu silta. IGBT:t ovat kuitenkin diodeja ja tyristoreja kalliimpia ja hintaa nostaa myös niiden vaatima ohjauselektroniikka. Diodisillalla tehoa voidaan siirtää ai-noastaan yhteen suuntaan. Kaksi vastarinnan kytkettyä tyristorisiltaa tai aktiivisilla kyt-kinkomponenteilla varustettu silta mahdollistavat kahdensuuntaisen tehonsiirron. [4,6]

3.1. Diodi- ja tyristoritasasuuntaajat

Käytetyin, edullisin ja yksinkertaisin tasasuuntaajatopologia on 6-pulssinen diodi-tasasuuntaaja. Toisena vaihtoehtona on 12-pulssinen puoliksi ohjattu tyristorisilta, jossa puolet dioditasasuuntaajan diodeista on korvattu tyristoreilla. Kolme muuta tasasuuntaa-javaihtoehtoa on toteutettu aktiivisilla IGBT-komponenteilla.

3.1.1. 6-pulssinen diodi- ja tyristorisilta

Yksinkertaisin ja edullisin tasasuuntaaja on kuvassa 3.1 esitetty 6-pulssinen, kolmivai-heinen diodisilta. Diodisilta koostuu nimensä mukaisesti kuudesta diodista. Sitä käyte-tään paljon teollisuudessa. Diodien avulla voidaan toteuttaa silta, joka kestää suuria jän-nitteitä ja virtoja. Diodisillan etuja ovat sen yksinkertaisuus ja korkea hyötysuhde. Oh-jaamattomuudesta johtuen tasajännitteen suuruus on riippuvainen syöttöjännitteen amp-litudista. Tasajännitteen keskiarvo voidaan muuttaa halutuksi ainoastaan diodisillan eteen kytkettävällä muuntajalla. Diodisillan tuottama jännite ei ole puhdasta tasajänni-tettä, vaan siinä on diodien vuorottaisesta johtamisesta syntyvää 300 Hz taajuista syk-keisyyttä. Suuntaaja aiheuttaa suuren määrän matalataajuisia virran harmonisia yliaalto-ja verkkoon. Näistä suurimmat yliaaltokomponentit ovat 5., 7., 11.ja 13. [4,6,8]

D Y

+u /2dc

-u /2dc

D1

D2

D3

D4

D5

D6

C1

C2

acb

Kuva 3.1. 6-pulssinen dioditasasuuntaaja

3. TASASUUNTAAJATOPOLOGIAT 14

Dioditasasuuntaajan muodostama tasajännite on suuruudeltaan

3 2 1,35dc LL LLu U Uπ

= ≈ , (3.1)

jossa ULL on vaihtojännitteen tehollisarvo. Diodisillan ongelmia ovat tuotetun tasajännitteen sykkeisyyden lisäksi myös hallit-

semattomat käynnistystilanteet. Mahdollisen keskijänniteverkon syöttökatkon jälkeen pelkällä dioditasasuuntaussillalla jännite nousee rajoittamattomasti erittäin lyhyessä ajassa nollasta takaisin nimellisarvoonsa. Verkkovirtaan syntyy korkea piikki kun väli-piirin kondensaattorit latautuvat. Käynnistysvirran rajoittamiseksi välipiirin kondensaat-torien lataamiseen voidaan käyttää erillisiä latauspiirejä. [4,6]

Tasasuuntaajan diodeista joko kaikki tai puolet voidaan korvata tyristoreilla. Tyris-torien sytytyskulmaa voidaan ohjata. Ohjauksen avulla käynnistystilanteen virrat saa-daan pienemmiksi ja tasajännitteen keskiarvo voidaan ohjata halutuksi. Tyristoreilla saavutetaan diodien tapaan suuria tehonkestoja. Tyristorien, kuten diodienkin haittapuo-lena on, että niiden kommutointi aiheuttaa lovia verkkojännitteeseen.[11]

3.1.2. 12-pulssinen puoliksi ohjattu tyristorisilta

Bipolaarista jakelujärjestelmää käytettäessä 6-pulssisella sillalla haasteena on välipiirin kahden kondensaattorin välisen jännitetasapainon ylläpitäminen. Ongelma voidaan vält-tää, kun kaksi 6-pulsissiltaa kytketään sarjaan. Näin saadaan aikaan kuvan 3.2 kaltainen 12-pulssisilta. 12-pulssisiltaa kutsutaan puoliksi ohjatuksi, koska molempien 6-pulssisiltojen komponenteista puolet on tyristoreja ja puolet diodeja.

D

+u /2dc

0

-u /2dc

D

YD1

D4

D2 D3

D5 D6

T1 T2 T3

T4 T5 T6

C1

C2iA

iB iC

i ’’Ri ’’S i ’’T

iR iS iT

Kuva 3.2. 12-pulssinen puoliksi ohjattu tyristorisilta


12-pulssitasasuuntaajaa on syötettävä erikoismuuntajalla, jossa on kaksi toisiota, joista toinen on tähteen ja toinen kolmioon kytketty. Kahden toision vaihejännitteiden välillä on oltava 30˚:n vaihesiirto.

12-pulssisuuntaajan ensiön virrat ovat

( )

( )

( )

1''3

1''3

1''3

R R A B

S S B C

T T C A

i i i i

i i i i

i i i i

= + −

= + −

= + −

(3.2)

kun ensiö on kytketty tähteen ja muuntajan jännitteiden muuntosuhde oletetaan olevan yksi. Kolmioon kytketyn toision virrat ovat iA, iB, iB C ja tähteen kytketyn toision virrat iR’’, iS’’ja iT’’. Mikäli ensiö on kytketty kolmioon (kuten kuvassa 3.2), muokataan en-siövirrat vielä tähän muotoon. [14]

,

,

,

, , , 0

A ensiö R T

B ensiö S R

C ensiö T S

R ensiö S ensiö T ensiö

i i ii i ii i ii i i

= −

= −

= −

+ + =

(3.3)

12-pulssisillalla ensimmäiset harmoniset yliaallot ovat vasta 11. ja 13. Ideaalisessa tilanteessa 5., 7., 17., 19. jne. yliaalto kumoutuu pois. 12-pulssisen suuntaajan harmoni-silla taajuuksilla oleva kokonaisyliaaltovirta saadaan jopa puolet pienemmäksi verrattu-na 6-pulssisen suuntaajan yliaaltovirtoihin ja tehokerroin saadaan paremmaksi. 12-pulssitasasuuntaajaa käytetään muun muassa 400 kV:n vaihtojännitteen muuttamisessa tasajännitteeksi Fingridin Fenno-Skan-tasasähkölinkeissä. Tyristoreilla on suuri jännite- ja virtakesto ja suuntaajan hyötysuhde on korkea. [3,4]

3.2. Kaksitasoiset nollajohtimelliset tasasuuntaajat

Kaksitasoinen suuntaajatopologia on yleisin aktiivikytkimillä toteutetuista suuntaajato-pologioista. Kaksitasoinen, kolmivaiheinen aktiivikytkinsilta koostuu kuudesta aktiivi-kytkimestä sekä niiden vastarinnankytketyistä diodeista kuvassa 3.3 esitetyllä tavalla. Lisäksi nollajohtimellisessa suuntaajassa nollajohdin viedään syöttömuuntajan tähtipis-teestä suuntaajan välipiirin keskipisteeseen. Kuvassa 3.3 on verkkosuotimena kuristimet L ja välipiirin jännitettä tasoittavat kondensaattorit C1 ja C2. Nimitys kaksitasoinen ku-vaa sitä, että suuntaajan vaihelähtö voidaan kytkeä vuorotellen joko välipiirin negatiivi-seen tai positiiviseen kiskoon. Mahdollisia vaihelähtöön kytkettäviä jännitetasoja on siis kaksi, joko +udc/2 tai -udc/2. [6,8]


D Y

+u /2dc

0

S1 S3 S5

C1

C2

S2 S4 S6

L

-u /2dc

ab

c

Kuva 3.3. Kaksitasoinen, kolmivaiheinen ja nollajohtimellinen tasasuuntaaja

Siltaa voidaan ohjata, joten tuotetun jännitteen käyrämuoto ei ole suoraan verrannolli-nen syöttöjännitteeseen, vaan jännite ja virta voidaan muokata halutuiksi. Tehokerroin voidaan asetella lähelle yhtä, jolloin syöttävässä verkossa ei siirretä loistehoa. Keskijän-niteverkosta otetaan vähän matalataajuisia harmonisia yliaaltokomponentteja sisältävää jännitettä, joten jakelumuuntaja voidaan mitoittaa pienemmäksi kuin diodi- tai tyristo-risuuntaajia käytettäessä. Nollajohtimellisessa kaksitasoisessa tasasuuntaajassa 150 Hz:n taajuuskomponenttia eli kolmatta yliaaltoa muodostuu kuitenkin tasajännittee-seen ja virtaan. [6,8]

3.3. Kolmitasoiset nollajohtimelliset tasasuuntaajat

Kolmitasoisia suuntaajia on viime vuosina tutkittu paljon. Nimitys kolmitasoinen johtuu kolmesta käytettävästä jännitetasosta verrattuna kaksitasoisen suuntaajan kahteen mah-dolliseen jännitetasoon. Kolmitasoisen NPC-suuntaajan toimintaperiaate on esitetty en-simmäisen kerran jo vuonna 1981 [15]. Nimitys NPC invertteri (neutral point clamped-inverter) johtuu lukitus-diodeista, joiden avulla suuntaajan ulostulo saadaan kytkettyä välipiirin keskipisteeseen. Kuvassa 3.4 on esitetty NPC-tasasuuntaajan yksi vaihe, joka koostuu neljästä aktiivikytkimestä S(1-4) ja lukitus-diodeista D(1-2). Kolmitasoisen suun-taajan vaatima jännitteen nollataso muodostetaan jakamalla välipiirin jännite kahteen osaan kondensaattoreilla C(1-2).


S1

S2

S3

S4

D2

D1

C1

C2

-u /2dc

0

+u /2dc

Kuva 3.4. Yksi NPC-suuntaajan vaihe

Vasta viime vuosina aktiivikytkinten ominaisuuksien kehittyessä ja hintojen laskiessa kolmitasoisista suuntaajista on tullut kaksitasoisten suuntaajien todellisia vaihtoehtoja pienjännitesovelluksissa. Kolmitasoinen aktiivikytkinsilta on rakenteeltaan kaksitasoista siltaa monimutkaisempi, koska siinä on enemmän kytkinkomponentteja. Lisääntynyt aktiivisten kytkinkomponenttien lukumäärä lisää myös ohjauselektroniikan tarvetta. [16]

Kolmitasoisia suuntaajia käytetään erityisesti keski- ja suurjännitesovelluksissa te-hoalueella 100 kW-10 MW, joissa kaksitasoisia suuntaajaratkaisuja ei voida käyttää, koska kytkinkomponenttien estojännitekestoisuus ei ole riittävä. Kolmitasoisella suun-taajalla kytkinkomponenttien yli vaikuttaa vain puolet välipiirin jännitteestä joten kyt-kimet voidaan valita estojännitekestoltaan puolet pienemmiksi kuin vastaavan kaksi-tasoisen suuntaajan kytkimet. Kytkinkomponentit, joilla on pienempi estojännitekestoi-suus ja pienemmät jänniterasitukset, on myös pienemmät kytkentähäviöt.

Kolmitasoisella suuntaajalla tuotetun jännitteen ja virran särötaso on alhainen, koska tuotetussa jännitteessä on kolme jännitetasoa kahden sijaan. Harmonisista ylijännitteistä ja virroista aiheutuvat ongelmat, kuten kaapelien ja muuntajien resistiiviset häviöt pie-nenevät. Kolmitasoisen suuntaajan kytkentätaajuutta voidaan laskea verrattuna vastaa-vaan kaksitasoiseen suuntaajaan, koska tuotetun jännitteen ja virran särötaso on alhai-sempi. Kytkinkomponenttien jänniterasitukset ja kytkentähäviöt ovat pienemmät kuin kaksitasoisella suuntaajalla. Pienemmistä häviöistä ja säröstä johtuen jäähdytykseen tar-vittavat komponentit ovat pienemmät kuin kaksitasoisella suuntaajalla. Kolmitasoiset suuntaajat toimivat korkealla hyötysuhteella myös nimellistä tehoa pienemmillä tehoil-la. Korkeasta hyötysuhteesta johtuen kolmitasoista suuntaajaa pyritään soveltamaan mm. tuuli- ja aurinkovoimakäytöissä, joissa teho vaihtelee laajalla alueella.[17,18, 19,20]


3.3.1. Nollajohtimellinen NPC-tasasuuntaaja

NPC–tasasuuntaaja koostuu kolmivaiheisena kahdestatoista aktiivikytkinkomponentista, niiden vastarinnankytketyistä diodeista sekä niin sanotuista lukitus-diodeista D(1-6) ku-vassa 3.4 esitetyllä tavalla. Lukitus-diodien ja aktiivikytkimien avulla suuntaajan ulostu-lo saadaan kytkettyä välipiirin keskipisteeseen. Nollajohdin viedään tasasuuntaajan syöttömuuntajan tähtipisteestä suuntaajan välipiirin keskipisteeseen.

D Y

C1

C2

S1

S2

S3

S4

S5

S6

S7

S9

S10

S11

S12S8

D3

D2

D1

D4 D6

D5L

c

ab

+u /2dc

-u /2dc

0

Kuva 3.4. Kolmitasoinen, kolmivaiheinen NPC-suuntaaja

Suuntaajalla voidaan siirtää tehoa kahteen suuntaan eli rakenne voi toimia sekä tasa- että vaihtosuuntaajana. Kolmivaiheisessa, kolmitasoisessa suuntaajassa erilaisia kyt-kentätiloja on kaikkiaan 33 eli 27 kappaletta. 27:sta kytkinkombinaatiosta 24 on niin sa-nottuja aktiivisia kytkentätiloja ja kolme nollatilaa, joissa ulostulo on kytketty välipiirin positiiviseen kiskoon, välipiirin keskipisteeseen tai välipiirin negatiiviseen kiskoon. [17, 18, 19]

3.3.2. Nollajohtimellinen Vienna-suuntaaja

Kuvassa 3.5 on esitetty nollajohtimellinen Vienna-suuntaaja. Vienna-suuntaajaksi kut-sutaan kolmivaiheista, kolmitasoista, jännitettä nostavaa tasasuuntaajaa, jossa on kolme aktiivikytkintä. Kolmivaiheisessa Vienna-suuntaajassa on kolmen aktiivikytkimen li-säksi yhteensä 18 diodia. Mahdollisia vaihelähtöön kytkettäviä jännitetasoja on kolme, +udc/2, 0 ja -udc/2 kuten edellä NPC-suuntaajallakin. Vienna-suuntaajalla tehoa voidaan siirtää vain yhteen suuntaan. [21]


Sa

Sb

Sc

C1

C2

Da1

Da2

Db1 Dc1

Db2 Dc2

D Y

L

a

b

c

+u /2dc

-u /2dc

0

Kuva 3.5. Vienna–suuntaajan IXYS- rakenneratkaisu

Vienna-suuntaajalla on kaksi vaihtoehtoista päävirtapiirin rakennetta. Kuvassa 3.5 esi-tetty suuntaaja voidaan rakentaa yksinkertaisesti kolmesta kaupallisesti saatavana ole-vasta IXYS-moduulista, jotka kytketään rinnan. Tällä rakenneratkaisulla kaikkien diodi-en ja aktiivikytkinten jänniterasitus on puolet välipiirin jännitteestä. Rakenne soveltuu käytettäväksi myös korkeilla kytkentätaajuuksilla. Johtavuustilan häviöt ovat tällä ra-kenteella melko suuret, koska diodit D(a1,b1,c1) johtavat koko kunkin vaiheen jännitteen positiivisen puolijakson ajan ja vastaavasti diodit D(a2,b2,c2) johtavat koko kunkin vaiheen jännitteen negatiivisen puolijakson ajan.

Vienna-suuntaajalla tehokerroin saadaan ohjattua lähelle ykköstä. Verkkovirtaan ei synny matalataajuisia harmonisia yliaaltokomponentteja, vaan syntyvät harmoniset yli-aallot sijaitsevat kytkentätaajuudella ja sen monikertojen kohdalla. Tarvittavat verk-kosuotimet ovat pienikokoisempia kuin vastaavan kaksitasoisen suuntaajan verk-kosuotimet. Kytkentätaajuutta voidaan laskea verrattuna kaksitasoiseen suuntaajaan, koska kolmen mahdollisen jännitetason avulla jänniteohje saadaan toteutettua entistä tarkemmin. Kytkentätaajuuden pienentyessä kytkinten kytkentähäviöt pienenevät. [21,22,23]

4. VAIHTOSUUNTAAJATOPOLOGIAT

Vaihtosuuntaajatopologioita on tasasuuntaajien tapaan useita erilaisia. Tasasähkönjake-lussa asiakkaan vaihtosuuntaajassa on käytettävä aktiivisia kytkinkomponentteja, jotta tuotetun vaihtojännitteen käyrämuoto ja amplitudi saadaan pysymään standardien aset-tamissa rajoissa. Työssä on tutkittu sekä kaksi- että kolmitasoisia vaihtosuuntaajatopo-logioita, jotka ovat joko yksi- tai kolmivaiheisia.

IGBT-komponenteilla saavutetaan riittävän suuret jännitekestot pienjännitejakeluun. IGBT:n kytkentätaajuus on suuri, 1-20 kHz, joten syntyvät harmoniset yliaallot ovat korkeataajuisia eikä niiden suodattamiseen tarvittavien kuormasuodinten tarvitse olla kovin suuria. Suuntaajan aktiivisella ohjauksella saadaan tuotetun vaihtojännitteen amp-litudiksi ja käyrämuodoksi haluttu riippumatta tasajännitteen käyrämuodosta. Tasajänni-tejakelussa voi olla lyhyitä katkoja tai jännitekuoppia ja tästä huolimatta asiakas saa si-nimuotoista, amplitudiltaan lähes vakiona pysyvää vaihtojännitettä. [8]

Mikäli asiakkaalle riittää yksivaiheinen syöttö, voidaan se toteuttaa kahdella eri ta-valla. Joko jokaista asiakasta kohden on oma yksivaiheinen vaihtosuuntaaja tai kolmi-vaiheisen suuntaajan kolme vaihetta jaetaan kolmelle asiakkaalle. Jälkimmäisessä tapa-uksessa kolmivaiheista vaihtosuuntaajaa kuormitetaan vaihe-epäsymmetrisesti. Yksi-vaiheista suuntaajaa käytettäessä 100 Hz:n taajuudella vaihtelevan tehon takia 100 Hz:n taajuuskomponentti näkyy myös välipiirin jännitteessä ja virrassa. Kolmivaiheisella vaihtosuuntaajalla, jolla on symmetrinen kuormitus, vastaavaa aaltoisuutta ei synny vä-lipiiriin. Välipiirin jännitteessä näkyy vaihtosuuntaajan kytkentätaajuinen aaltoisuus, mutta kun kytkentätaajuus pidetään korkeana, ei aaltoisuuden suodattaminen tuota on-gelmia.

4.1. Kaksitasoiset vaihtosuuntaajat

Kaksitasoinen vaihtosuuntaaja voi olla rakenteeltaan joko yksivaiheinen puoli- tai ko-kosiltasuuntaaja tai kolmivaiheinen suuntaaja. Suuntaaja voidaan kytkeä joko koko dc-välipiiriin 1500 V:iin tai dc-välipiirin puolikkaaseen 750 V:iin. Yksivaiheinen kaksitasoinen puolisiltavaihtosuuntaaja kytkettynä 750 V:iin Kuvassa 4.1 on esitetty kaksi yksivaiheista puolisiltasuuntaajaa, jotka on kytketty dc-välipiirin puolikkaisiin eli 750 V:iin. Kaksitasoinen puolisiltasuuntaaja koostuu kahdes-ta aktiivikytkimestä S1 ja S2 ja niiden kanssa vastarinnan kytketyistä diodeista. Ulostu-loon voidaan tuottaa kaksi jännitetasoa: +udc/4 ylemmän kytkimen S1 johtaessa ja -udc/4 alemman kytkimen S2 johtaessa. Toisen vastaavan suuntaajan muodostavat kytkimet S3 ja S4 ja niiden vastarinnan kytketyt diodit. Kuvassa on esitetty lisäksi välipiirin konden-saattorit C(1-4) sekä LC-kuormasuotimet.

4. VAIHTOSUUNTAAJATOPOLOGIAT 21

+u /2dc

0

S1

S2

S3

S4

-u /2dc

C1

C2

LOADCf

LfRf

LOADCf

LfRf

C3

C4

Kuva 4.1. Kaksi yksivaiheista puolisiltaa kytkettynä 750 V:iin

Puolisillalla mahdollisia kytkinkombinaatioita on ainoastaan kaksi kappaletta. Yksinker-taisen, kaksitasoisen puolisillan tarvitsemat välipiirin kapasitanssit ovat suuret. dc-välipiirin kapasitanssin koko on kääntäen verrannollinen vaihtosuuntaajan tuottaman perusaallon taajuuteen. 50 Hz:n taajuus on puolisiltasovellukselle matala ja pienjännite-tasasähkönjakelussa käytettävä jännitetaso korkea. Suuremmalla perustaajuudella jak-sonaika on lyhyempi, jolloin kondensaattorilta vaaditaan pienempää energianvarastoin-tikykyä. [10,11] Yksivaiheinen kaksitasoinen kokosiltavaihtosuuntaaja kytkettynä 750 V:iin Kuvassa 4.2 on esitetty kaksi kaksitasoista, yksivaiheista kokosiltasuuntaajaa. Yksi suuntaaja koostuu neljästä aktiivikytkimestä S(1-4) ja S(5-8) sekä niiden vastarinnankytke-tyistä diodeista.

+u /2dc

0

-u /2dc

S1

S2

S3

S5

S6

S7

C1

C2

Rf

Rf

Lf

Lf

S4

LOADCf

S8

LOADCf

Kuva 4.2. Kaksi yksivaiheista kokosiltaa kytkettynä 750 V:iin

Yksivaiheisella kaksitasoisella kokosiltakytkennällä ulostuloon voidaan tuottaa kolme eri jännitetasoa, +udc/2, 0 ja -udc/2. Erilaisia kytkinkombinaatioita on 22 eli neljä erilais-ta. Tuotettu jännite vaihtelee vähemmän keskiarvonsa ympärillä kun mahdollisia kyt-kentätiloja on enemmän verrattuna puolisiltasuuntaajan käyttöön. [24]


Kolmivaiheinen kaksitasoinen vaihtosuuntaaja kytkettynä 1500 V:iin Kuvassa 4.3 on esitetty kaksitasoinen, kolmivaiheinen suuntaaja. Kaksitasoinen, kuudel-la aktiivikytkimellä toteutettu kokosiltasuuntaaja on yleisimmin käytetty vaihtosuuntaa-jatyyppi. Suuntaaja koostuu kuudesta aktiivikytkimestä S(1-6) sekä niiden vastarinnan kytketyistä diodeista. Suuntaajan lisäksi kuvassa on esitetty välipiirin kondensaattorit C1 ja C2 sekä LC-kuormasuodin.

+u /2dc

-u /2dc

S1

S2

S3 S5

C1

C2

S4 S6

LOAD

Rf Lf

Cf

a

0 bc

Kuva 4.3. Yksi kaksitasoinen kolmivaiheinen suuntaaja kytkettynä 1500 V:iin

Suuntaajalla voidaan siirtää tehoa kahteen suuntaan, joten suuntaaja muistuttaa kuvan 3.3 tasasuuntaajaa. Tosin kuvassa 4.3 rakenne ei ole nollajohtimellinen. Vaihtosuuntaa-jastakin voidaan tehdä nollajohtimellinen, kun nollajohdin tuodaan välipiirin keskipis-teestä kuorman tähtipisteeseen. Kolmivaiheinen kaksitasoinen vaihtosuuntaaja kytkettynä 750 V:iin Kolmivaiheinen vaihtosuuntaaja voidaan kytkeä joko 1500 V:iin kuvan 4.3 esittämällä tavalla tai välipiirin puolikkaaseen, 750 V:iin, kuvan 4.4 osoittamalla tavalla. Kytkemäl-lä vaihtosuuntaaja 1500 V:iin voidaan asiakkaalle tuottaa kaksinkertainen jännitetaso verrattuna vaihtosuuntaajaan, joka on kytketty 750 V:iin.

+u /2dc

0

-u /2dc

S1

S2

S3 S5

S7

S8 S10

S9 S11

S12

C1

C2

S4 S6

LOAD

LOAD

Lf

Cf

Rf

Rf Lf

Cf

abc

abc

Kuva 4.4. Kaksi kaksitasoista kolmivaiheista suuntaajaa kytkettynä 750 V:iin

Kun bipolaarisen tasajännitejakelun perään kytketään useampi asiakas, kuten kuvan 4.4 tapauksessa, voidaan verkkoa hyödyntää tehokkaammin. Yhden vaihtosuuntaajan viasta


tai huoltokatkosta huolimatta voidaan sähkönjakelua jatkaa niille asiakkaille, joiden kuormat on liitetty bipolaarisen tasajännitejakeluverkon toiseen vaihtosuuntaajaan.[10]

4.2. Kolmitasoiset vaihtosuuntaajat

Kolmitasoista vaihtosuuntaajaa voidaan hyödyntää pienjännitejakelujärjestelmässä joko yksi- tai kolmivaiheisena samoin kuin kaksitasoista vaihtosuuntaajaa. Yksivaiheinen kolmivaiheinen suuntaaja voidaan toteuttaa joko puoli- tai kokosiltakytkentänä. Yksivaiheinen kolmitasoinen puolisiltavaihtosuuntaaja kytkettynä 1500 V:iin Kuvassa 4.5 on esitetty kolmitasoinen, yksivaiheinen puolisiltavaihtosuuntaaja. Silta koostuu neljästä kytkinkomponentista S(1-4), niiden vastarinnan kytketyistä diodeista ja niin sanotuista lukitus-diodeista D1 ja D2. Vaihtosuuntaajan ulostuloon saadaan tuotet-tua kolme eri jännitetasoa, +udc/2 kun kytkimet S1 ja S2 johtavat, 0 kun kytkimet S3 ja S4 sekä diodit D1 ja D2 johtavat ja -udc/2 kun kytkimet S3 ja S4 ovat johtavassa tilassa.

C1

C2

S1

S2

S3

S4

D2

D1Rf Lf

LOADCf

-u /2dc

0

+u /2dc

Kuva 4.5. Kolmitasoinen puolisilta kytkettynä 1500 V:iin

Yksivaiheinen kolmitasoinen puolisiltavaihtosuuntaaja kytkettynä 750 V:iin Puolisiltoja voidaan kytkeä tasasähkönjakelujärjestelmään useampia kuvan 4.6 esittä-mällä tavalla. Kuvan suuntaajat on kytketty dc-välipiirin puolikkaaseen, 750 V:n tasa-jännitteeseen.


C3

C4

LOAD

C1

C2

S1

S2

S3

S4

+u /2dc

0

-u /2dc

D1

D2

S5

S6

S7

S8

D3

D4

LOAD

Rf

Rf

Lf

Lf

Cf

Cf

Kuva 4.6. Kaksi kolmitasoista puolisiltaa kytkettynä 750 V:iin Yksivaiheinen kolmitasoinen kokosiltavaihtosuuntaaja kytkettynä 1500 V:iin Kuvassa 4.7 on esitetty kolmitasoinen, yksivaiheinen kokosiltasuuntaaja. Kokosil-tasuuntaajassa on neljän sijaan kahdeksan kytkinkomponenttia S(1-8), niiden vastarinnan kytketyt diodit sekä neljä lukitus-diodia D(1-4).

C1

C2

S1

S2

S3

S4

S5

S6

S7

S8

D3

D4D2

D1

LOAD

Cf

Rf Lf

+u /2dc

0

-u /2dc

Kuva 4.7. Kolmitasoinen kokosilta kytkettynä 1500 V:iin

Yksivaiheinen kolmitasoinen kokosiltavaihtosuuntaaja kytkettynä 750 V:iin Kuvassa 4.8 on esitetty tilanne jossa kolmitasoisia kokosiltavaihtosuuntaajia kytketään tasasähkönjakelujärjestelmään kaksi kappaletta. Erona kaksitasoisten puoli- ja kokosil-


tavaihtosuuntaajien vastaavaan kytkentään välipiirin puolikkaaseen 750 V:iin on, että välipiiriin on lisättävä kaksi kondensaattoria. Kolmitasoinen suuntaaja vaatii toimiak-seen jännitteen nollatason, joka luodaan jakamalla dc-kiskon puolikkaan jännite kahteen osaan kondensaattorien C(1-2) ja C(3-4) avulla. Kun yhden suuntaajan yli vaikuttaa 750 V:n jännite, kytkinkomponentit voivat olla jännitekestoltaan puolet pienempiä ver-rattuna tilanteeseen, jossa suuntaaja on kytketty koko välipiiriin, 1500 V:iin.

+u /2dc

C1

C2

S1

S2

S4

D2

-u /2dc

0

C3

C4

S5

S6

S7

S8

D3

D4

D1

LOADCf

S11

S12

D6

S13

S14

S15

S16

D7

D8

D5

S9

LOADCf

S3

Rf Lf

LfRf

S10

0

Kuva 4.8. Kolmitasoiset yksivaiheiset kokosillat kytkettynä 750 V:iin

Kolmivaiheinen kolmitasoinen vaihtosuuntaaja kytkettynä 1500 V:iin Kuvassa 4.9 on esitetty kolmitasoinen, kolmivaiheinen NPC-vaihtosuuntaaja.

+u /2dc

0

-u /2dc

C1

C2

S1

S2

S3

S4

S5

S6

S7

S9

S10

S11

S12S8

D6D2 D4

D5

LOAD

D1D3

LfRf

Cf

abc

Kuva 4.9. Kolmitasoinen kolmivaiheinen vaihtosuuntaaja


Rakenne on vastaavanlainen kuin kuvassa 3.4 olevan NPC-tasasuuntaajan. Suuntaaja koostuu 12:sta aktiivikytkimestä S(1-12) ja niiden vastarinnan kytketyistä diodeista D(1-6) sekä lukitus-diodeista.

5. SUUNTAAJIEN OHJAUS- JA SÄÄTÖMENETELMÄT

Suuntaajia voidaan ohjata usealla eri menetelmällä. Ensisijaisena modulointimenetel-mänä tässä työssä käytetään sinikolmiovertailua, mutta vertailun vuoksi esitellään myös hystereesisäädön periaate. Jokaiselle suuntaajatopologialle on oma modulointimenetel-mänsä. Kussakin suuntaajatopologiassa on eri määrä kytkinkomponentteja joille modu-loinnilla on tuotettava kytkentäohjeet. Suuntaajien ohjauksessa voidaan käyttää joko kiinteää tai muuttuvaa kytkentätaajuutta. Pulssinleveysmoduloinnissa kytkentätaajuus pidetään kiinteänä. Muuttuvaa kytkentätaajuutta käytetään esimerkiksi hystereesisää-dössä. Valittavan suuntaajan modulointimenetelmän on oltava sellainen, että ulostulo-jännitteen ja virran käyrämuodot saadaan seuraamaan mahdollisimman tarkasti ohjet-taan. Moduloinnin aiheuttama jännitteen ja virran särötaso tulee saada mahdollisimman alhaiseksi. [4]

5.1. Sinikolmiovertailu

Sinikolmiovertailu on yksinkertaisin pulssinleveysmodulointimenetelmä, jonka avulla taajuusmuuttajan kytkimiä ohjataan. Sinikolmiovertailu on modulointimenetelmä, jossa sinimuotoista ohjejännitettä verrataan kolmioaaltoon. Vertailun avulla suuntaajan kyt-kimille saadaan muodostettua kytkentäohjeet. Kytkentätaajuus on vakio, joten virran spektrijakauma on diskreetti. Merkittävimmät harmoniset jännite- ja virtakomponentit keskittyvät kantoaallon eli kolmioaallon taajuuden ja sen monikertojen läheisyyteen.

Sinikolmiomoduloinnin sinimuotoisoiseen ohjeeseen voidaan lisätä nollakompo-nenttia. Modifioidulla sinikolmiovertailulla modulointi-indeksiä voidaan nostaa 15 % joutumatta ylimodulointialueelle. Nollajohtimellisessa järjestelmässä tätä mahdollisuut-ta ei kuitenkaan voida hyödyntää, koska lisättävä nollakomponentin aiheuttama virta kiertäisi nollajohtimessa. [23]

Sinikolmiovertailu voidaan toteuttaa kahdella eri tavalla, joko bipolaarisena tai uni-polaarisena sinikolmiovertailuna. Bipolaarista sinikolmiovertailua on mahdollista käyt-tää yksivaiheisten puoli- ja kokosiltavaihtosuuntaajien sekä kolmivaiheisen vaihtosuun-taajan tapauksessa. Sen sijaan unipolaarista sinikolmiovertailua voidaan käyttää ainoas-taan yksivaiheisen kokosiltasuuntaajan tapauksessa.

5.1.1. Bipolaarinen sinikolmiovertailu

Bipolaarisella ohjaustavalla tuotetun jännitteen amplitudi on yksivaiheisella puolisillalla

joko 12 dcu+ tai 1

2 dcu− . Kuvan 5.1 a) kaltaisessa puolisillassa kaksi kytkintä S1,2 johtavat

vuorotellen. Kuvassa 5.1 b) on esitetty yhden jakson ajalta suuntaajan tuottama ulostu-


28

lojännite uout kun suuntaajaa syötetään dc-välipiiristä, jonka jännite on 750 V ja suuntaa-jan kytkentätaajuutena on 1 kHz.

S1

S2

LOAD

C1

C2

a) b)

Kuva 5.1. a) kaksitasoinen, yksivaiheisen puolisilta ja b) ulostulojännite uout

Kytkinten kytkentätilat määräytyvät kuvan 5.2. esittämästä sinimuotoisen ohjeen ja kolmioaallon vertailusta. Kytkin S1 johtaa kuvan kytkentäfunktion sw1 mukaan eli kun

. Kytkin Scontrol triu carrier> 2 johtaa kytkentäfunktion sw2 mukaan eli kun

. [11] control triu carrier≤

+udc

0

ucontrol

carriertri

sw1

sw2 Kuva 5.2. Bipolaarinen sinikolmiomodulointi

Modulointi-indeksi m määritellään sinimuotoisen ohjesignaalin huippuarvon ja kolmi-aallon huippuarvon suhteena

ˆˆ

control

tri

UmU

= . (5.1)

Modulointi-indeksiä muuttamalla saadaan suuntaajan ulostulojännitteen amplitudi halu-tuksi. Ulostulojännitteen suuruus riippuu modulointi-indeksistä ja välipiirin jännitteestä. Puolisiltavaihtosuuntaajan ulostulojännitteen tehollisarvo bipolaarisella sinikolmiomo-duloinnilla on

1 2 2dcmUU = (5.2)

Kuvan 5.5 kaltaisessa kokosiltasuuntaajassa neljästä kytkinkomponentista kaksi ris-tikkäistä johtaa aina vuorotellen, sen mukaan, onko sinimuotoisen ohjeen ampli-controlu


29

tudi kolmiaaltoa suurempi vai pienempi. Yksivaiheisella kokosillalla tuotetun

jännitteen amplitudi on joko +utricarrier

dc tai -udc. Ulostulojännite on esitetty kuvassa 5.3. a) kun kytkentätaajuus on 10 kHz. Yksivaiheisella kokosiltavaihtosuuntaajalla tuotetun ulostu-lojännitteen amplitudi on kaksinkertainen verrattuna puolisiltasuuntaajaan. Kokosil-tasuuntaajan kytkimet S1 ja S4 johtavat kun eli kuvan 5.2 kytkentä-

funktion swcontrol triu carrie> r

1 mukaan. Kytkimet S2 ja S3 ovat johtavassa tilassa kun eli

kuvan 5.2 kytkentäfunktion swcontrol triu carrier≤

2 mukaan. Kokosiltavaihtosuuntaajan ulostulojännitteen tehollisarvo on

1 2dcmUU = . (5.3)

Kolmivaiheista kaksitasoista suuntaajaa (kuva 4.3) ohjataan myös bipolaarisesti. Ero yksivaiheiseen modulointiin on, että sinimuotoisia ohjeita ucontrol on kolme kappaletta, yksi kutakin kytkinhaaraa kohden. Jokaista kolmesta kytkinhaarasta ohjataan kuten yk-sivaiheista puolisiltaa. Kolmivaiheisella vaihtosuuntaajalla tuotetussa ulostulojännittees-sä on viisi eri jännitetasoa. Ulostulojännitteet on esitetty kuvassa 5.3, kun kytkentätaa-juutena on 1 kHz ja dc-välipiirin jännitteenä 750 V. [11]

a) b) Kuva 5.3. Kaksitasoisen a) yksivaiheisen ja b) kolmivaiheisen suuntaajan ulostulojänni-

te uout bipolaarisella ohjauksella Bipolaarisessa ohjaustavassa ulostulojännitteellä on yksivaiheisella suuntaajalla kaksi jännitetasoa ja kolmivaiheisella suuntaajalla viisi jännitetasoa. Tuotetussa jännitteessä on melko paljon säröä, koska käytettäviä jännitetasoja on vähän. [11]

5.1.2. Unipolaarinen sinikolmiovertailu

Unipolaarista sinikolmiovertailua voidaan käyttää ainoastaan kokosiltavaihtosuuntaajien tapauksessa. Unipolaarisella ohjaustavalla molempia kytkinhaaroja ohjataan itsenäisesti. Yksivaiheisessa kokosiltasuuntaajassa (kuva 5.5 a), jossa on neljä kytkintä S(1-4), voi-daan toteuttaa unipolaarisella ohjauksella 2² eli neljä erilaista kytkentätilaa. Unipolaari-sella ohjaustavalla käytetään sinimuotoisia ohjaussignaaleja ja - , jotka ovat controlu controlu


30

180˚:n vaihesiirrossa keskenään. Tämän ansiosta osa ulostulojännitteen harmonisista yliaaltokomponenteista kumoutuu pois. Kuvassa 5.4 on esitetty unipolaarisen sinikol-miomoduloinnin periaate.

+udc

0

ucontrol utri

sw1

sw2

-ucontrol

sw3

sw4 Kuva 5.4. Unipolaarinen sinikolmiomodulointi

Kuvassa 5.5 a) esitetyistä suuntaajan kytkimistä S1 on johtavassa tilassa kytkentäfunkti-on sw1 mukaan eli kun . Kytkin Scontrol triu carrie> r 2 on johtavassa tilassa kytkentäfunk-

tion sw2 mukaan eli kun control triu carrier≤ . Kytkin S3 johtaa kun eli

kytkentäfunktion swcontrol triu carrier− >

3 mukaan. Kytkin S4 on johtavassa tilassa kytkentäfunktion sw4 mukaan eli kun . Kuvassa 5.5.b) on esitetty yksivaiheisen kokosil-

tasuuntaajan ulostulojännite, kun kytkentätaajuus on 1 kHz ja välipiirin jännite 750 V.[11]

control triu carrie− ≤ r

S1

S2

S3

S4

LOAD

C1

C2

a) b)

Kuva 5.5. a) kaksitasoinen, yksivaiheinen kokosilta ja b) ulostulojännite uout

Neljällä eri kytkentätilalla saadaan muodostettua ulostuloon kolme eri jännitetasoa, joko +udc, 0 tai -udc. Kullakin kytkentätilalla tuotettava jännitetaso on esitetty taulukossa 5.1.


31

Taulukko 5.1. Kytkentätilojen ja vaihelähtöjen jännitteiden suhde kaksitasoisessa yksivaiheisessa kokosiltasuuntaajassa

Kytkin S1 S2 S3 S4 uout

1 0 0 1 + udc

0 1 1 0 -udc

1 0 1 0 0 Kytkentätila

0 1 0 1 0 Kuormajännitteen perusaallon amplitudi riippuu unipolaarisella sinikolmiomoduloinnil-la modulointi-indeksistä ja välipiirin jännitteestä kuten bipolaarisenkin sinikolmiomodu-loinnin tapauksessa yhtälön 5.3 mukaan. Vaihelähtöön syntyviä jännitetasoja on bipo-laarisessa sinikolmiovertailussa käytetyn kahden sijasta unipolaarisessa sinikolmiover-tailussa kolme. Useammasta jännitetasosta johtuen kuormajännite vaihtelee vähemmän keskiarvonsa ympärillä verrattuna bipolaarisella sinikolmiomoduloinnilla tuotettuun kuormajännitteeseen. Unipolaarisella modulointitavalla korkeataajuisia yliaaltoja syntyy jännitteeseen vähemmän kuin bipolaarisella modulointitavalla, joten tarvittavat kuor-masuotimet ovat pienemmät. [10]

5.1.3. Kolmitasoisen suuntaajan sinikolmiomodulointi

Sinikolmiomoduloinnissa kantoaaltoja eli kolmioaaltoja tarvitaan n-tasoiselle suuntaa-jalle n-1 kappaletta. Kaksitasoiselle suuntaajalle riittää siis yksi kantoaalto, mutta kolmi-tasoinen suuntaaja tarvitsee ohjaukseensa niitä kaksi kappaletta. Toisen kantoaallon amplitudi on +udc ja toisen kantoaallon -udc. Sinimuotoisen ohjesignaalin positiiviselle ja negatiiviselle puolijaksolle on omat kantoaaltonsa, kuten kuvassa 5.6 on esitetty.[22] Kolmioaallon sijaan voitaisiin käyttää kantoaaltoina myös saha-aaltoa, mutta sillä ulostulojännitteen särö kasvaa huomattavasti suuremmaksi. Kaksi kolmioaaltoa voi olla toisiinsa nähden samassa tai vastakkaisessa vaiheessa. Kun kolmioaallot ovat samassa vaiheessa kuten kuvassa 5.6., ulostulojännitteeseen syntyvä aaltoisuus saadaan minimoi-tua. [22,25]


32

+udc

0

ucontrol

carrierri+

carriertri-

sw1

sw2

sw3

sw4

-udc

Kuva 5.6. Kolmitasoinen yksivaiheisen suuntaajan sinikolmiomodulointi

Yksivaiheisen kolmitasoisen puolisiltavaihtosuuntaajan mahdolliset kytkinkombinaatiot on esitetty taulukossa 5.2. Ulostulojännitetasoja on nyt kolme kun niitä kaksitasoisella yksivaiheisella puolisiltavaihtosuuntaajalla on vain kaksi.

Taulukko 5.2. Kytkentätilojen ja vaihelähtöjen jännitteiden suhde

kolmitasoisessa yksivaiheisessa puolisiltasuuntaajassa Kytkin S1 S2 S3 S4 uout

1 1 0 0 +udc/20 1 1 0 0 Kytkentätila0 0 1 1 -udc/2

Kuvassa 5.7 b) on esitetty yksivaiheisen puolisiltavaihtosuuntaajan ulostulojännite. Vä-lipiirin jännite on 750 V ja kytkentätaajuus on 1 kHz. Kuvan 5.8 b) kytkimistä S1 on johtavassa tilassa kun control triu carrier +> . Kytkintä S1 ohjataan siis kuvan 5.6 kytkentä-

funktion sw1 mukaan. Kytkin S2 on johtavassa tilassa kuvan kun control triu carrier −≤ kyt-

kentäfunktion sw2 mukaan. Kytkin S3 johtaa kytkentäfunktion sw3 mukaan kun . Kytkin Scontrol triu carrier +≤ 4 on johtavassa tilassa kun eli kytkentä-

funktion swcontrol triu carrier −>

4 mukaan.


33

C1

C2

S1

S2

S3

S4

D2

D1

LOAD

0

a) b)

Kuva 5.7. a) kolmitasoinen yksivaiheinen kokosiltasuuntaaja ja b) ulostulojännite uout

Kuvassa 5.8 a) on esitetty yksivaiheinen kokosiltavaihtosuuntaaja. Suuntaajan kytkimiä S(1-4) ohjataan kuten edellä kolmitasoisen puolisiltasuuntaajan kytkimiä. Toisen haaran ohjaamista varten tarvitaan toinen sinimuotoinen ohje, joka on 180˚:een vaihesiirrossa ensimmäisen kanssa. Kytkimiä S(5-8) ohjataan seuraavasti: Kytkin S5 on johtavassa tilas-sa kun . Kytkin Scontrol triu carrier +− > 6 on johtavassa tilassa kun control triu carrier +− ≤ .

Kytkin S7 johtaa kun control triu carrier −≤ ja kytkin S8 johtaa kun control triu carrier −− > .

DC-välipiirin jännite on 750 V ja kytkentätaajuus 1 kHz. Kuvassa 5.8 b) on esitetty kolmitasoisen yksivaiheisen kokosiltasuuntaajan ulostulojännite, kun suuntaajan vakio-jänniteohjeena on 325 V. Ulostulojännitteessä on kolme jännitetasoa: + udc/2c, 0 ja - udc/2, kuten kaksitasoisellakin kokosiltasuuntaajalla. Ulostulojännitteen amplitudi on puolet kaksitasoisen kokosiltasuuntaajan jännitettä matalampi. Jännitetasoja on vähän, koska suuntaajan modulointi-indeksi on alle 0,5. Kuvassa 5.8 c) suuntaajan vakiojänni-teohje on kasvatettu kaksinkertaiseksi 650V:iin. Ulostulojännitteeseen muodostuu viisi jännitetasoa: +udc, + udc/2, 0, - udc/2 ja - udc kun suuntaajan modulointi-indeksi on yli 0,5. Kolmitasoisen kokosiltasuuntaajan edut verrattuna kaksitasoiseen suuntaajaan tule-vat esille vasta, kun suuntaaja toimii 0,5:ttä suuremmalla modulointi-indeksillä.

C1

C2

S1

S2

S3

S4

S5

S6

S7

S8

D3

D4D2

D1

LOAD0

a)


34

b) c) Kuva 5.8. a) kolmitasoinen yksivaiheinen kokosiltasuuntaaja, b) ulostulojännite uout kun

modulointi-indeksi <0,5 ja c) ulostulojännite uout kun modulointi-indeksi >0,5 Taulukossa 5.3 on esitetty kaikki yhdeksän kolmitasoisen, yksivaiheisen kokosiltasuun-taajan mahdollista kytkentätilaa. Jokaisessa kytkentätilassa neljä komponenttia on joh-tavassa tilassa.

Taulukko 5.3. Kytkentätilojen ja vaihelähtöjen jännitteiden suhde yksivaiheisessa kolmitasoisessa kokosiltasuuntaajassa

Kytkin S1 S2 S3 S4 S5 S6 S7 S8 uout

1 1 0 0 0 0 1 1 + udc

1 1 0 0 0 1 1 0 +udc/2 1 1 0 0 1 1 0 0 0 0 0 1 1 0 0 1 1 0 0 0 1 1 0 1 1 0 -udc/2 0 0 1 1 1 1 0 0 -udc

0 1 1 0 0 0 1 1 -udc/2 0 1 1 0 1 1 0 0 +udc/2

Kytkentätila

0 1 1 1 0 1 1 0 0 Kolmitasoisen, kolmivaiheisen suuntaajan sinikolmiomoduloinnin periaate on esitetty kuvassa 5.9. Jokainen suuntaajan kolmesta haarasta toimii kuten yksivaiheinen puolisil-tasuuntaaja. Poikkeuksena on, että jokaiselle vaiheelle on oma sinimuotoinen ohjeensa.


35

+udc

-udc

0

uref,a

carriertri+

carriertri-

swa

uref,c

uref,b

swb

swc

Kuva 5.9. Kolmitasoisen, kolmivaiheisen suuntaajan sinikolmiomoduloinnin periaate

Kolmitasoisella, kolmivaiheisella suuntaajalla voidaan tuottaa suuntaajan ulostuloon yhdeksän eri jännitetasoa. Ulostulojännite on esitetty kuvassa 5.10. DC-välipiirin jännite on 750 V ja kytkentätaajuus 1 kHz.

Kuva 5.10. Kolmitasoisen kolmivaiheisen suuntaajan ulostulojännite uout

Kolmitasoisella suuntaajalla tuotetussa jännitteessä on vähemmän säröä verrattuna kak-sitasoisella suuntaajalla tuotettuun jännitteeseen, koska mahdollisia ulostuloon kytkettä-viä jännitetasoja on enemmän.

5.2. Hystereesisäätö

Hystereesisäätö on yksinkertainen tapa suuntaajan virtasäädön toteuttamiseksi. Kysees-sä on virtaan sidottu ohjausmenetelmä, mikä erottaa hystereesisäädön jännitettä ohjaa-vista pulssinleveysmodulointimenetelmistä. Kuvassa 5.11 on esitetty hystereesisäädön periaate. Vaihevirta ira pyritään pitämään hystereesikaistan ± hy sisällä.

( , , ) ( , , )r a b c ref a b ci i≥ − hy

hy

( , , ) ( , , )r a b c ref a b ci i≤ +


36

+hy-hy

swa

ira

Kuva 5.11. Hystereesisäädön periaate

Kytkentätiloja muutetaan ainoastaan silloin, kun vaihevirta ir,(a,b,c) saavuttaa hyste-reesikaistan reunan. Kytkin asetetaan johtavaan tilaan kun vaihevirta on hystereesikais-tan alarajalla ja ylärajalla kytkin avataan. Hystereesisäädössä kytkentätaajuus on muut-tuva. Mitä kapeampi hystereesikaista on, sitä korkeammaksi keskimääräinen kytkentä-taajuus nousee. Virran ja jännitteen spektri ei koostu tietyistä tasajakoisista amplitudi-keskittymistä, kuten sinikolmiomoduloinnissa, vaan spektri on jatkuva. Tämä johtaa haasteisiin suodinten mitoituksessa. On vaara, että jokin jatkuvan spektrin taajuuskom-ponenteista osuu suotimen resonanssitaajuudelle. Muuttuvasta kytkentätaajuudesta joh-tuen yliaaltoja esiintyy myös matalilla taajuuksilla. [23,18] Suuntaajan ulostulojännite ja virta saadaan seuraamaan ohjetta riippumatta sisääntu-lon nopeista muutoksista, koska hystereesisäädön avulla ulostulo saadaan muuttumaan nopeasti. Nopeasti muuttuvan vasteen tuottaminen edellyttää kuitenkin tiheällä aikavä-lillä toistuvaa säätöä eli kytkinkomponenttien korkeaa kytkentätaajuutta. [22,18] Kuvassa 5.12 on esitetty hystereesimodulaattorin periaate lohkokaaviona. Virtaoh-jetta iref(a,b,c) verrataan mitattuun suuntaajan vaihevirtaan ir(a,b,c). Näiden erotus ierr(a,b,c) viedään hystereesilohkolle, jossa virran suuruutta verrataan hystereesikaistan leveyteen. Mikäli virta ierr(a,b,c) on hystereesikaistan ulkopuolella, annetaan suuntaajan kytkimille vastakkaiset kytkentäohjeet sw(a,b,c) kuin aiemmin.

+ ±HY swsw(a,b,c)iref(a,b,c)

ir(a,b,c)

- ierr(a,b,c)

+

Kuva 5.12. Hystereesimodulaattori

Vienna-suuntaajan kytkinten kytkentätilat riippuvat hetkellisestä virran suunnasta. Tästä johtuen edellä esitetystä hystereesilohkosta saadut kytkentäohjeet on vielä kerrottava virran etumerkillä, jotta saadaan muodostettua lopulliset kytkentäohjeet. Kytkentäohjeet muodostetaan hystereesilohkon ehtojen mukaisesti ja lopulliset ohjeet muodostetaan virran etumerkin mukaan. Mikäli vaihevirta on positiivinen, on edellä esitetty kytkentä-ohje lopullinen kytkimelle annettu ohje. Vaihevirran ollessa negatiivinen kytkimelle an-nettava kytkentäohje on vastakkainen alkuperäiselle ohjeelle.


37

Kuvassa 5.13 on esitetty Vienna-suuntaajan hystereesimodulaattori, jossa on huomi-oitu mitatun vaihevirran hetkellinen etumerkki.

+ ±HY swsw(a,b,c)

sign

iref(a,b,c)

ir(a,b,c)

- ierr(a,b,c)

+ Kuva 5.13. Vienna-suuntaajan hystereesimodulaattori

Hystereesisäädön soveltaminen tasasähkönjakelujärjestelmään ei ole ongelmatonta. Kytkentätaajuus nousee ajoittain korkeaksi, jos hystereesikaista valitaan kapeaksi. Kor-kea kytkentätaajuus lisää häviöitä. Liian leveä hystereesikaista taas heikentää säätötu-losta. Hystereesisäätö aiheuttaa ongelmia erityisesti hyvin pienillä kuormituksilla, koska silloin kuormajännite ja virta säröytyvät pahasti. [26]

5.3. Välipiirin jännitetasapainon säätö

Kolmitasoisten, nollajohtimellisten suuntaajien säädössä on huomioitava välipiirin jän-nitetasapainon säätö, toisin kuin kaksitasoisten suuntaajien tapauksessa. Välipiirin kon-densaattorien yli vaikuttavat jännitteet voivat ajautua eri suuriksi, koska kolmitasoisella suuntaajalla voidaan muodostaa virtatie välipiirin keskipisteestä vaiheisiin. Epätasapai-no voi aiheutua esimerkiksi epäsymmetrisestä kuormituksesta tai suuntaajan kompo-nenttien epäideaalisuuksista. Suuret erot jännitetasapainossa aiheuttavat ongelmia suun-taajan toiminnalle. Verkkovirtaan ja ulostulojännitteeseen summautuu matalataajuisia yliaaltoja. Lisäksi kytkinkomponentit rasittuvat epätasaisesti.

Jännitetasapainon säätöön on kehitetty useita eri menetelmiä. Jännitetasapainon sää-tö on yksinkertaisinta lisäämällä verkkovirtoihin tasapainottavaa nollakomponenttia ku-vassa 5.14 esitetyllä tavalla. Nollakomponentin lisäämisellä muutetaan kondensaattorien virtojen keskiarvoa siten, että kondensaattorien jännitteet tasoittuvat. Lisättävän virta-komponentin ollessa positiivinen, kondensaattorin C1 jännite nousee ja vastaavasti nega-tiivisella virtakomponentilla saadaan nostettua kondensaattorin C2 jännitettä. Kuvassa 5.14 on esitetty, miten kondensaattorien välistä jännitetasapainoa ylläpitävä virtakom-ponentti ibias,ref summautuu katkoviivalla kuvattuun virtaohjeeseen i’ref jännitteen nega-tiivisella ja positiivisella puolijaksolla. [22]


38

i

t

i’ref

i = i’ + iref ref bias,ref

Kuva 5.14. Tasapainottavan virtakomponentin summautuminen virtaohjeeseen

Vaihtoehtoisesti kolmitasoisen, nollajohtimellisen suuntaajan välipiiriin voidaan lisätä tasapainotuskytkentä, joka on esitetty kuvassa 5.15. Kytkentä koostuu kahdesta aktiivi-kytkimestä S1,2, niiden vastarinnankytketyistä diodeista D1,2 sekä kuristimesta LN. Ku-vaan on merkitty lisäksi välipiirin kondensaattorit C1 ja C2.

+u /2dc

0

S1

C1

C2

S2

LN

-u /2dc

D1

D2

Kuva 5.15. Tasapainotuskytkentä

Kuristimen LN virtaa ohjataan PI-säädöllä. Säätimeltä saatava jänniteohje viedään mo-dulaattorille, jolta saadaan kytkentäohjeet kytkimille S1 ja S2. Kytkimiä voidaan ohjata vakiokytkentätaajuisella menetelmällä. Kuristimen virtaa kasvaa, kun kytkin S1 johtaa ja vastaavasti virta pienenee kun kytkin S2 johtaa. Kuristimen virran ollessa positiivi-nen, kondensaattori C2 latautuu ja kuristimen virran ollessa negatiivinen kondensaattori C1 latautuu.[22]

5.4. Aktiivisten verkkosuuntaajien säätö

Suuntaajien modulointiohjeiden muodostamiseksi suuntaajille on muodostettava säätö-järjestelmä, lukuun ottamatta ohjaamatonta diodisiltaa. Mahdollisia säätömenetelmiä on useita erilaisia. Tässä työssä käytetty verkkosuuntaajien säätömenetelmä perustuu virran puoliaaltoepäsymmetriaan. Nollajohtimellisella suuntaajalla voidaan syöttää vaihe-epäsymmetrisiä kuormia. Epäsymmetrisen kuorman tapauksessa verkosta otetaan puoli-aaltoepäsymmetristä virtaa. Tilannetta on havainnollistettu kuvassa 5.16. Jokaiselle suuntaajan vaiheelle muodostetaan oma virtaohje. Vaihekohtaiseen virtaohjeeseen lisä-


39

tään tasapainottava virtakomponentti ibias,ref, jotta välipiirin kondensaattorien jännitteet saadaan säädettyä halutun suuruisiksi. Välipiirin kondensaattorien jännitteiden tasapai-nottamistarvetta kolmitasoisen, nollajohtimellisen suuntaajan tapauksessa käsiteltiin edellä kohdassa 5.3. Lopullisen virtaohjeen muodostamisessa on huomioitava, onko vaihejännite positiivisella vai negatiivisella puolijaksolla. Tasapainottava virtakompo-nentti vähennetään alkuperäisestä virtaohjeesta negatiivisella puolijaksolla ja lisätään virtaohjeeseen jännitteen positiivisella puolijaksolla.

i

t

i = i * syncre f,a peak,re f,a a

synca

ibias,ref

ipeak,ref,a = sign * + ref,a ibias,ref i’peak,ref,a

i’peak,ref,a

ipeak,ref,a = sign * + ref,a i bias,ref i’peak,ref,a

Kuva 5.16. A-vaiheen virtaohjeen iref,a muodostaminen

Tässä työssä säätö on toteutettu PI- ja P-säätimillä. PI-säätimet on toteutettu Simplorer-ohjelmistolla aikajatkuvina, P- ja I-osan rinnakkaisrakenteella kuvassa 5.17 esitetyllä tavalla. Säätö on toteutettu vaihekohtaisesti.

+

I

P

+

+

limit

Kuva 5.17. PI-säätimen rinnakkaisrakenne

Simuloinneissa IGBT-komponenttien on oletettu siirtyvän äärettömän lyhyessä ajassa johtamattomasta tilasta johtavaan ja päinvastoin. Näin ollen säätörakenteissa ei ole huomioitu kuolleen ajan vaikutusta. Kokosiltasuuntaajan säätöjärjestelmän periaate Kuvassa 5.18 on esitetty työssä käytetty kokosiltasuuntaajien säätöjärjestelmä, joka koostuu kahdesta PI-säätimestä sekä yhdestä P-säätimestä. Välipiirin tasajännite udc mi-tataan ja sitä verrataan säätimelle annettuun välipiirin jännitteen ohjearvoon udc,ref. Oh-jeen ja mitatun välipiirin jännitteen välinen erotus udc,err viedään PI-säätimelle, josta saadaan ulostulona vaihevirtojen alustava amplitudiohje i’amp,ref.

Välipiirin kondensaattoreiden yli olevat jännitteet Udc,C1 ja Udc,C2 mitataan ja niiden erotus viedään PI-säätimelle. Säädön tarkoituksena on kasvattaa sen kondensaattorin


40

läpi kulkevaa virtaa, jonka jännite on pienempi. Muodostettava virtaohje on joko nega-tiivinen tai positiivinen riippuen kondensaattorien välisestä jännite-erosta. Säätimeltä saadaan ulostulona tasapainottava virtakomponentti ibias,ref.

Vaihelukittuun silmukkaan PLL viedään suuntaajan a-vaiheen jännite. Silmukasta saadaan vaihekohtaiset synkronointisignaalit sync(a,b,c). Synkronointisignaalien amplitu-di on yksi, mutta kunkin vaiheen vaihekulma on sellainen, että järjestelmän tehokerroin cosφ ≈ 1. Yleisesti

( , , ) ( , , )sin( )a b c s a b csync tω ϕ= + missä 0aϕ = , 23bπϕ = =120˚ ja 4

3cπϕ = = -120˚. (5.4)

Tasapainottava virtakomponentti ibias,ref kerrotaan synkronointisignaalin etumerkillä, jotta tasapainottava virtakomponentti ibias,ref voidaan lisätä virtaohjeeseen vaihejännit-teen positiivisella puolijaksolla ja vähentämään negatiivisella puolijaksolla.

Udc,ref

Udc,C2

uan

P+++

-

ierr(a,b,c)

ir(a,b,c)

+

ufilter(a,b,c)

u(a,b,c)n

+-

uref(a,b,c)+

udc

-

PIi’amp,ref +udc,err

++

PI++

-

Udc,C1

ibias,ref(a,b,c)

iref(a,b,c)

+

udc,diff

signsync(a,b,c)

PLL

ibias,ref

signref(a,b,c)

Kuva 5.18. Kolmivaiheisen nollajohtimellisen verkkosuuntaajan säätöjärjestelmä

Vaihevirtojen alustava amplitudiohje i’amp,ref kerrotaan tasapainottavalla virtaohjeella ibias,ref,(a,b,c) ja näin muodostetaan lopullinen virtaohje iref(a,b,c). Hystereesisäätöä käytettä-essä tämä virtaohje viedään hystereesimodulaattorille. Sinikolmiomodulointia käytettä-essä virtaohjeesta vähennetään kunkin vaiheen mitattu vaihevirta ir(a,b,c) ja näiden erotus ierr(a,b,c) viedään P-säätimelle. P-säätimeltä ulostulona saatava verkkosuotimen jännitteen approksimaatio ufilter(a,b,c) vähennetään kunkin vaiheen mitatuista vaihejännitteistä u(a,b,c)n. Näin muodostettu vaihekohtainen jänniteohje uref(a,b,c) toimii sinimuotoisena oh-jeena modulaattorin sinikolmiovertailussa. [22] Vienna-suuntaajan säätöjärjestelmän periaate Vienna-suuntaajan säätömenetelmän periaate on esitetty kuvassa 5.19. Erona edellä esi-tettyyn yleiseen säätömenetelmään on virran amplitudiohjeen i’amp,ref,(a,b,c) kertominen vaihejännitteen etumerkillä. Muodostettua virtaohjetta iref(a,b,c) käytetään hystereesisää-dön tapauksessa hystereesimodulaattorin virtaohjeena. Sinikolmiomodulointia käytettä-essä virtaohjeesta iref(a,b,c) vähennetään mitattu vaihevirta ir(a,b,c). Säätöperiaate poikkeaa edellisestä, koska Vienna-suuntaajan vaihelähtöön toteutettu jännite on nolla kun kytkin


41

johtaa ja johtamattomassa tilassa vaihelähtöön toteutettu jännite riippuu vaihevirran etu-merkistä. [22]

Udc,ref

Udc,C2

uan

P+++

-

ierr(a,b,c)

ir(a,b,c)

+

ufilter(a,b,c)

u(a,b,c)n

+-

uref(a,b,c)+

udc

-

PIi’amp,ref +udc,err

++

PI++

-

Udc,C1

ibias,ref(a,b,c)

iref(a,b,c)

+

udc,diff

signsync(a,b,c)

PLL

ibias,ref

signref(a,b,c)

i’amp,ref(a,b,c)

Kuva 5.19. Nollajohtimellisen Vienna- suuntaajan säätöjärjestelmä

Kuormasuuntaajille ei työssä ole kehitetty säätömenetelmää, vaan niitä ohjataan sini-kolmiomodulaattorille vietävän vakiojänniteohjeen avulla. Tässä työssä tarkoituksena on vertailla erilaisten suuntaajatopologioiden tuottamia virtoja ja jännitteitä jatkuvassa tilassa, eikä säätöön ole kiinnitetty erityistä huomiota.

6. SIMULOINTI

Suuntaajatopologioiden ja niiden säätöjärjestelmien simulointi on toteutettu Simplorer- ohjelmistoa käyttäen. Ideaalisten komponenttien kanssa rinnan ja sarjaan on pyritty li-säämään häviökomponentteja siten, että simuloidut tulokset vastaisivat mahdollisimman tarkasti todellisten laitteiden toimintaa. Kaikki edellä esitetyt tasa- ja vaihtosuuntaajato-pologiat on simuloitu. Suuntaajien ohjaus- ja säätöjärjestelmät on toteutettu hyödyntäen Simplorer-ohjelmiston kirjastosta löytyviä matemaattisia funktioita.

6.1. Simulointimallit

Suuntaajien mallit koostuvat Simplorer-ohjelman kirjastoista löytyvistä diodin, tyristo-rin ja IGBT:n malleista. Jokaisen suuntaajatopologian simulointimallissa komponent-tien ominaisuudet on pidetty samoina, jotta eri topologioiden tuottamat käyrämuodot ovat vertailukelpoisia. Diodien, tyristorien ja IGBT:n estotilan vastukseksi (reverse re-sistance) on asetettu 100 kΩ:ia, johtotilan jännitehäviöksi (forward voltage) 1,5 V:ia ja vastukseksi (bulk resistance) 0,27 mΩ:ia. Tyristorin pitovirta on 150 mA. Kuvassa 6.1 on esitetty Simplorer-simulointimalli, jossa tasasuuntaajana on 12-pulssinen puoliksi ohjattu tyristoritasasuuntaaja ja vaihtosuuntaajina on kaksi kaksitasoista, yksivaiheista kokosiltasuuntaajaa.

+

V

+

V+

V

+

V

+

V

+

V

+

V

+

V

AA

AA

+ V

+ V

+ V

+ V

+ V

+ V

AA

AA

AA

AA

AA

AA

AA

D2 D3

E a1

E b1

E c1

IGB T5 IGB T6

IGB T7

IGB T8

R2

L5

D11

D12

D13D14

V M5

R4

V M3 C2

D4

D5 D6

IGB T

IGB T2

IGB T3

IGB T4L1 R1

L7 R3

D7 D8

D10D9

R6 L9V M4

R7C4V M6

E a

E b

E c

C5

C6

L8 R5

TH1

TH2 TH3

TH4 TH5 TH6

C7

R8

R9

R10

R13

R14

R15

A pos

A keski

V M1

V M2

V M7

C8

A neg

R11

R12

A a1

A b1

A c1

A a

A b

A c

L14

L15

L16

L17

L18

L19

R16

C3

C1

R17

Kuva 6.1. Simulointimalli

12-pulssinen puoliksi ohjattu tyristoritasasuuntaaja vaatii toimiakseen eteensä kolmi-käämimuuntajan, jossa on yksi ensiö ja kaksi toisiota. Muuntajaa ei ole simuloinneissa mallinnettu, vaan tasasuuntaajaa on syötetty ideaalisilla jännitelähteillä. Ideaalisten jän-nitelähteiden vaiheet ovat ylemmässä muuntajassa 0˚, -120˚, 120˚ ja alemmassa muunta-jassa 30˚, -90˚, 150˚. Syöttöjännitteen RMS-arvo on 325 V. Ensiövirrat on muodostettu toisiovirtojen summana. Ensiövirrat iR, iS ja iT on muodostettu yhtälöiden 3.3 ja 3.3

6. SIMULOINTI

43

avulla. Simulointimallissa muuntajan magnetointivirtaa ei ole huomioitu. Muuntajan magnetointivirta on yleisesti 0,3-2 % muuntajan nimellisvirrasta, joten olettamalla se nollaksi, ei tehdä suurta virhettä. Muuntajan resistiiviset häviöt on mallinnettu jännite-lähteen kanssa sarjaan kytketyllä 0,2 Ω:n vastuksella. Muuntajan hajainduktanssi on jännitelähteen kanssa sarjaan kytketty induktanssi. Mallissa ei ole huomioitu muuntajan mahdollista kyllästymistä.

Verkkosuotimena jokaisessa suuntaajatopologiassa toimii pelkkä L-suodin. Simu-loinneissa käytetyt L-suotimet ovat kooltaan 2,2 mH vaihetta kohden. Suotimien häviöt on mallinnettu 1. asteen kuristinmallilla, joka esitellään kohdassa 6.1.1.

Tasasähkönjakelujärjestelmien, joiden tasasuuntaajana on diodi- tai tyristorisilta, vaihtosuuntaajan puoleisessa päässä dc-välipiiriä on kaksi 2200 μF kondensaattoria (ku-vassa 6.1 kondensaattorit C7 ja C8) tasoittamassa välipiirin jännitteen vaihtelua. Järjes-telmissä, joissa on pakkokommutoitu tasasuuntaaja, on dc-välipiirissä vielä toiset 2200 μF kondensaattorit tasasuuntaajan yhteydessä, kuten kuvassa 7.14 on esitetty. Kondensaattorien ekvivalenttisena sarjaresistanssina on käytetty 53 mΩ:n vastuksia, jotka mallintavat kondensaattorin resistiivisiä häviöitä.

DC-jakeluverkon rakenteena malleissa on käytetty bipolaarista mallia. Jännitetasot ovat +750 V, 0 V ja -750 V. Kaapelissa tapahtuvia häviöitä on mallinnettu välipiirissä olevilla kuristimilla, vastuksilla ja kondensaattoreilla. Kaapelimallina on käytetty π- si-jaiskytkentää. Malli huomioi kaapelin resistiivisyyden lisäksi virranmuutoksen vaiku-tuksen induktansseissa ja kaapelin kapasitanssin. Kaapeliparametrit on laskettu olettaen, että välipiirissä käytetään 200 m pitkää 4*16 mm2 AXMK-kaapelia. Tällainen kaapeli on käytössä sekä LTY:n että TTY:n prototyyppilaitteistoissa. Kaapelin resistanssi tasa-jännitteellä 20 ˚C:n lämpötilassa on 1,91 Ω/km, reaktanssi 0,88 Ω/km 50 Hz taajuudella, kapasitanssi 0,3 μF/km ja induktanssi 0,29 mH/km [27]. Simulointimalleissa kaapelin kapasitanssia on mallinnettu neljällä kondensaattorilla, joista kunkin arvo on 0,03 μF (kuvassa 6.1 kondensaattorit C(1,3,5,6)). Jokaisen dc-kaapelin johtimen simulointimalliin on lisätty 0,328 Ω:n vastus (kuvassa 6.1 vastukset R(5,3,1)) ja 0,058 μH:n kuristin (kuvas-sa 6.1 kuristimet L(8,7,1)) mallintamaan kaapelissa tapahtuvia häviöitä.

Vaihtosuuntaajien nimellisteho on 10 kVA. Tämä teho vastaa tyypillisen suomalai-sen kotitalouden tehontarvetta. Kuormasuuntaajat toteuttavat vakiojänniteohjetta, jonka amplitudi on 325 V ja taajuus 50 Hz. Kuormasuotimena toimii yksivaiheisilla kuormilla LC- suodin. Suotimen kuristimen koko on 250 μH ja kondensaattorin 8 μF. Kolmivai-heisilla kuormilla kuormasuotimena toimii pelkkä L-suodin, jonka koko on 5 mH vai-hetta kohden. Kuormasuodinten häviöt on mallinnettu kohdassa 6.1.1 esitetyllä tavalla.

Simuloitavassa tilanteessa jokaisen 1500 V:iin kytketyn yksivaiheisen suuntaajan kuorma on 10 kW eli 5,28 Ω. Yksivaiheisten 750 V:iin kytkettyjen vaihtosuuntaajien kuormat ovat 5 kW. Tasasuuntaajan näkemä kuorma on molemmissa tilanteissa 10 kW. Kolmivaiheisilla suuntaajilla kokonaiskuorma on 10 kW eli jokaisen vaiheen kuorma on kolmasosa tästä.

6. SIMULOINTI

44

6.1.1. Kuristimien ja kondensaattorien mallintaminen

Kuristimen mallintamiseen on käytetty 1. asteen kuristinmallia, jolla pyritään karkeasti huomioimaan kuristimen taajuusriippuvuus. Malli on esitetty kuvassa 6.2. Kuristimen käämeissä tapahtuvat kuparihäviöt pyritään mallintamaan induktanssin kanssa sarjaan kytkettävällä vastuksella. Kokeellisten tutkimusten perusteella sarjavastuksen koon voi-daan olettaa olevan [23]

8330DC

LR mHμ

= Ω . (6.1)

Häviöiden suuruus riippuu käytetyistä materiaaleista ja kuristimen rakenteesta. Taa-juusriippuvat hystereesi- ja pyörrevirtahäviöt on mallinnettu induktanssin rinnalle kyt-ketyllä vastuksella. Kuristimen nurkkataajuuden on oletettu olevan 100 kHz, joten rin-nalla olevan vastuksen arvo on 2 2 100paR fL kHz Lπ π= = ⋅ ⋅ . Tämä tarkoittaa, että

100 kHz taajuudella resistanssi ja reaktanssi ovat yhtä suuret. 1. asteen kuristinmalli ei vastaa täysin todellisuutta, mutta kaikilla mallinnetuilla suuntaajatopologioilla on käy-tetty samaa mallia, joten ne ovat epätarkkuudesta huolimatta keskenään vertailukelpoi-sia. [23,25]

L

Rpa

RDC

Kuva 6.2. Ensimmäisen asteen kuristinmalli

Yksivaiheisilla suuntaajilla kuorman LC-suotimen kuristin on kooltaan 250 μH, joten yhtälön 6.1 perusteella sarjavastuksen RDC kooksi saadaan 6,96 mΩ. Kuristimen rinnal-la olevan vastuksen Rpa kooksi saadaan 157 Ω.

LC-suotimien resonanssitaajuus on mitoitettava reilusti käytetyn kytkentätaajuuden alapuolelle. LC-suotimelle resonanssitaajuus määritellään [23]

12resf

LCπ= . (6.2)

Simuloinneissa yksivaiheisilla vaihtosuuntaajilla käytetyn kuormasuotimen parametreil-la resonanssitaajuudeksi saadaan

1 1 3,562 2 250 *8resf kHz

LC H Fπ π μ μ= = ≈ ,

mikä on merkittävästi vaihtosuuntaajan kytkentätaajuutta 10kHz pienempi, joten ei ole vaaraa, että tasapainotilassa suuntaaja ja suodin alkaisivat resonoida. Kondensaattorin häviökomponentit voidaan mallintaa kytkemällä ne sarjaan konden-saattorin kanssa kuvassa 6.3 esitetyllä tavalla.

RLC

Kuva 6.3. Kondensaattorimalli

6. SIMULOINTI

45

Lähteessä [23] 3300 μF kondensaattorin sarjavastus ESR on 65 mΩ. Näin ollen on ole-tettu, että 2200 μF:n kondensaattorin sarjavastus on 97,5 mΩ ja 4400 μF:n kondensaat-torin sarjavastus on 195 mΩ. 4400 μF:n kondensaattoreita käytetään dc-välipiirissä kun siihen kytketään kolmitasoiset suuntaajat 750V:iin, siten että välipiirin kokonaiska-pasitanssi säilyy samana kuin kaksitasoisten suuntaajien tapauksessa. Sarjaresistanssin taajuusriippuvuutta ei ole huomioitu, koska sen vaikutus käytetyillä korkeilla kytkentä-taajuuksilla ei ole merkittävä. Simulointimalleissa ideaalisen kondensaattorin kanssa sarjaan ei ole lisätty induktanssia, koska sen merkitys on vähäinen.

6.2. Verkko- ja kuormavirtojen särötasot eri suuntaajato-pologioilla

Eri suuntaajatopologioilla tuotettujen verkko- ja kuormavirtojen THD:t on kerätty tau-lukkoihin. Laskenta on toteutettu järjestelmän ollessa jatkuvassa tilassa. Kaikkien aktii-visten vaihtosuuntaajien säätimien säätöparametrit ovat samoja ja modulointimenetel-mänä on käytetty sinikolmiomodulointia. Puolisiltasuuntaajille on käytetty bipolaarista sinikolmiomodulointia ja kokosiltasuuntaajille unipolaarista sinikolmiomodulointia. Kaikkien suuntaajien kytkentätaajuutena on käytetty 10 kHz:iä. Simulointiaskeleen pi-tuus kaikissa simuloinneissa on 1 μs.

Jännitteen ja virran käyrämuotoja voidaan analysoida kokonaissärökertoimen eli THD:n avulla. Verkko- ja kuormavirran THD:t on laskettu 2 kHz (THD2kHz) ja 25 kHz (THD25kHz) asti. Luvut on ilmoitettu taulukoissa prosentteina.

12-pulssinen tyristoritasasuuntaaja ja kaksitasoinen vaihtosuuntaaja

Taulukossa 6.1 on esitetty verkko- ja kuormavirran THD:t, kun tasasuuntaajana on

12-pulssinen puoliksi ohjattu tyristoritasasuuntaaja. Vaihtosuuntaajina on kaksi kaksi-tasoista, yksivaiheista kokosiltavaihtosuuntaajaa (2LKS750), jotka on kytketty välipiirin jännitteen puolikkaisiin. Suuntaajalle on käytetty sekä unipolaarista että bipolaarista si-nikolmiomodulointimenetelmää.

Taulukko 6.1. Virtojen THD:t, kun tasasuuntaaja on 12-pulssinen puoliksi ohjattu tyris-

toritasasuuntaaja ja vaihtosuuntaajina on kaksi kaksitasoista, yksivai-heista kokosiltasuuntaajaa.

Verkkovirran THD2kHz


Kuormavirran THD2kHz


2LKS750, unipolaarinen ohjaus

16,3 16,4 2,3 5,9

2LKS750, bipolaarinen ohjaus

11,4 11,4 2,6 36,9

6. SIMULOINTI

46

Kuvassa 6.3 on esitetty unipolaarisella ohjauksella saadut verkko- ja kuormavirrat. Ku-vassa 6.4 on bipolaarisella ohjauksella saadut verkko- ja kuormavirrat. Vaihtosuuntaa-jan ohjaustavan ei tulisi vaikuttaa verkkovirran käyrämuotoon. Simuloitaessa verkkovir-tojen käyrämuodot poikkeavat kuitenkin toisistaan ja bipolaarisella ohjaustavalla virran THD on pienempi.

a) b) Kuva 6.3. Kolmitasoisen yksivaiheisen unipolaarisesti ohjatun kokosiltasuuntaajan a) verkkovirta ja b) kuormavirta

a) b) Kuva 6.4. Kolmitasoisen yksivaiheisen bipolaarisesti ohjatun kokosiltasuuntaajan a) verkkovirta ja b) kuormavirta Kuvista nähdään, että 12-pulssinen tyristoritasasuuntaaja tuottaa verkkoon runsaasti ma-talataajuisia yliaaltoja. Standardin vaatimaa alle 8 %:n särötasoa ei saavuteta 12-pulssisella puoliksi ohjatulla tasasuuntaajalla. Verkkovirran käyrämuotoa voidaan pa-rantaa lisäämällä verkkoon induktanssia.

Kuvassa 6.5 on esitetty kuormavirran spektri, kun kaksitasoisia, yksivaiheisia ko-kosiltasuuntaajia ohjataan joko bipolaarisesti tai unipolaarisesti. Bipolaarinen suuntaa-jan ohjaustapa ei tule kysymykseen LVDC -jakelun tapauksessa koska särötaso nousee käytetyllä 10 kHz kytkentätaajuudella todella korkeaksi. 10 kHz kytkentätaajuinen yli-aaltokomponentti ei vaimene lainkaan. Bipolaarisella ohjaustavalla yliaaltokeskittymä

6. SIMULOINTI

47

on sekä 10 kHz että 20 kHz taajuudella. Unipolaarisella ohjaustavalla särötaso sen si-jaan on paljon matalampi, koska ensimmäinen yliaaltokeskittymä on vasta 20 kHz taa-juudella.

a) b) Kuva 6.5. Kuormavirran kokonaissärö a) bipolaarisella ja b) unipolaarisen ohjauksella 12-pulssinen tyristoritasasuuntaaja ja kolmitasoinen yksivaiheinen vaihtosuuntaa-ja Taulukossa 6.2 kaksitasoiset, yksivaiheiset vaihtosuuntaajat on korvattu vastaavilla kol-mitasoisilla, yksivaiheisilla suuntaajilla. Tasasuuntaajana on edelleen 12-pulssinen puo-liksi ohjattu tyristoritasasuuntaaja. Suuntaajista taulukossa käytetyt lyhenteet tarkoitta-vat seuraavaa 3LPS1500 kolmitasoinen puolisiltavaihtosuuntaaja kytkettynä 1500 V:iin 3LKS1500 kolmitasoinen kokosiltavaihtosuuntaaja kytkettynä 1500 V:iin 3LPS750 kolmitasoinen puolisiltavaihtosuuntaaja kytkettynä 750 V:iin 3LKS750 kolmitasoinen kokosiltavaihtosuuntaaja kytkettynä 750 V:iin Vertaamalla taulukoita 6.1 ja 6.2 nähdään, että kuormavirran kokonaissärö on pienempi, kun kaksitasoinen silta korvataan kolmitasoisella. Kahden 750 V:iin kytketyn kaksi-tasoisen kokosiltavaihtosuuntaajan tuottama särö on 5,9 % 25 kHz asti laskettuna kun se vastaavilla kolmitasoisilla kokosilloilla on vain 2,4 %.

Kokosiltojen tuottama kuormavirran kokonaissärö (2,4 %) on yli puolet pienempi kuin puolisiltojen (7,6 %), kun puolisiltasuuntaajien modulointimenetelmä on bipolaari-nen ja kokosiltasuuntaajien unipolaarinen sinikolmiomodulointi. Kun mahdollisia vai-helähtöön kytkettäviä jännitetasoja on enemmän, saadaan virran kytkentätaajuista säröä pienennettyä.

Taulukosta 6.2 nähdään myös, että 1500 V:iin kytketyt suuntaajat tuottavat kuorma-virtaan suuremman särön kuin 750 V:iin kytketyt suuntaajat. Mikäli tuotetun kuorma-jännitteen amplitudi on koko ajan vakio ja syöttävä tasajännite kaksinkertaistetaan, mo-dulointi-indeksi pienenee. Tällöin särön suuruus suhteessa perusaaltoon kasvaa vastaa-vasti.

6. SIMULOINTI

48

Taulukko 6.2. Virtojen THD:t, kun tasasuuntaaja on 12-pulssinen puoliksi ohjattu tyris-torisilta ja vaihtosuuntaajat ovat kolmitasoisia ja yksivaiheisia.





3LPS1500 31,2 31,3 1,1 15,4 3LKS1500 15,5 15,6 2,1 5,1 3LPS750 15,4 15,4 0,5 7,6 3LKS750 15,3 15,3 0,9 2,4 Kuvassa 6.6 on 1500 V:iin kytketyn puolisiltatasasuuntaajan verkko- ja kuormavirta. Kuvassa 6.7 on 1500V:iin kytketyn kokosiltatasasuuntaajan verkko- ja kuormavirta. Puolisiltasuuntaaja vääristää verkkovirran käyrämuotoa ja kuormavirrassa on runsaasti säröä. 1500 V:iin kytkettyjen suuntaajien kuormavirrat ovat kaksinkertaiset verrattuna 750 V:iin kytkettyihin suuntaajiin.

a) b) Kuva 6.6. Kolmitasoisen yksivaiheisen 1500 V:iin kytketyn puolisiltasuuntaajan a) verk-kovirta ja b) kuormavirta

a) b) Kuva 6.7. Kolmitasoisen yksivaiheisen 1500 V:iin kytketyn kokosiltasuuntaajan a) verk-kovirta ja b) kuormavirta

6. SIMULOINTI

49

Kuvassa 6.8 on esitetty 1500 V:iin kytkettyjen puoli- ja kokosiltasuuntaajien tuottamat kuormavirran spektrit 25 kHz taajuudelle asti. Kuvasta 6.5 a) nähdään, että puolisil-tasuuntaajalla ensimmäinen yliaaltokeskittymä on kytkentätaajuuden kohdalla ja seu-raava yliaaltokeskittymä kaksinkertaisella kytkentätaajuudella. Kokosiltasuuntaajalla ensimmäinen yliaaltokeskittymä on vasta kaksinkertaisella kytkentätaajuudella ja tästä johtuen kokosillalla tuotetun virran kokonaissäröprosentti (5,1 %) on puolisillan säröä (15,0 %) huomattavasti pienempi.

a) b) Kuva 6.8. Kuormavirran kokonaissärö a) 1500 V:iin kytketyllä puolisiltasuuntaajalla ja

b) 1500 V:iin kytketyllä kokosiltasuuntaajalla Kuvassa 6.9 a) on 750 V:iin kytketyn puolisiltasuuntaajan kuormavirta ja kuvassa 6.8 b) kokosiltasuuntaajan kuormavirta. Molempien virtojen särötaso on 1500V:iin kytkettyjä suuntaajia matalampi. Kokosiltasuuntaajalla tuotetun kuormavirran kokonaissäröpro-sentti (2,4 %) on yli puolet puolisillan säröä (7,6 %) pienempi.

a) b) Kuva 6.9. Kolmitasoisen 750 V:iin kytketyn a) puolisiltasuuntaajan ja b) kokosiltasuun-taajan kuormavirta

6. SIMULOINTI

50

NPC-tasasuuntaaja ja kaksi- sekä kolmitasoinen yksivaiheinen vaihtosuuntaaja Taulukossa 6.3 12-pulssinen puoliksi ohjattu tyristoritasasuuntaaja on korvattu kolmi-tasoisella NPC-tasasuuntaajalla. NPC-suuntaajaa syötetään 400 V:n verkosta, toisin kuin 12-pulssista puoliksi ohjattua tyristoritasasuuntaajaa. Tämä on huomioitava verk-kovirran särötasoja vertaillessa. Vaihtosuuntaajana käytetään yksivaiheisia, kaksi- ja kolmitasoisia suuntaajia. Taulukosta nähdään, että kaikissa tutkittavissa tapauksissa verkkovirtojen THD:t ovat pienemmät kuin 12-pulssista puoliksi ohjattua tyristorisiltaa käytettäessä. Erityisesti standardin määrittelemään 2 kHz:n taajuuteen asti verkkovirto-jen särötasot ovat NPC-tasasuuntaajalla erittäin alhaiset (2,2-3,5 %) verrattuna tyristori- tai dioditasasuuntaajan verkkovirtoihin (11,4-16,3 %). Kuormasuuntaajan ohjauksen takia käytetty tasasuuntaajatopologia ei vaikuta huomattavasti kuormavirtojen särö-tasoon. Kuormavirtojen särötasot ovat lähes yhtä suuret taulukoissa 6.1, 6.2 ja 6.3. Taulukko 6.3 Virtojen THD:t, kun tasasuuntaajana on NPC-tasasuuntaaja ja vaih-

tosuuntaajat ovat kaksi- tai kolmitasoisia. Verkkovirran

THD2kHz




2LKS750 3,5 11,8 2,3 6,3 3LPS1500 3,0 11,1 1,3 15,1 3LKS1500 2,2 11,5 2,2 5,1 3LPS750 3,5 11,7 0,5 7,3 3LKS750 3,3 11,7 1,2 2,3 Kuvassa 6.10 a) on esitetty NPC-tasasuuntaajan verkkovirta kun vaihtosuuntaajana on 1500 V:iin kytketty kokosiltasuuntaaja. Kuvassa 6.10 b) vaihtosuuntaajana on 750 V:iin kytketty puolisiltasuuntaaja. NPC-tasasuuntaaja on ohjattu, joten käytetty vaihtosuun-taajatopologia ei juuri vaikuta verkkovirtojen särötasoon.

a) b)

Kuva 6.10. NPC-suuntaajan verkkovirta kun vaihtosuuntaajana on a) 1500 V:iin kytketty kokosiltasuuntaajan b) 750 V:iin kytketty puolsiltasuuntaaja

6. SIMULOINTI

51

Vienna-tasasuuntaaja ja kaksi- sekä kolmitasoinen yksivaiheinen vaihtosuuntaaja Taulukossa 6.4 on esitetty verkko- ja kuormavirtojen THD:t, kun tasasuuntaajana on kolmitasoisen NPC-tasasuuntaajan sijaan käytetty Vienna-tasasuuntaajaa. Vienna-suuntaajaa syötetään 400 V:n verkosta samoin kuin NPC-suuntaajaa. Näillä kahdella suuntaajalla tuotettujen verkko- ja kuormavirtojen särötasot ovat lähes yhtä suuret. Merkittävin ero NPC- ja Vienna- suuntaajien välillä on siinä, että NPC-suuntaaja mah-dollistaa sähkötehon siirron myös tasajänniteverkosta keskijänniteverkkoon päin. Vien-na-suuntaajalla tehon siirto on mahdollista vain yhteen suuntaan. Toisaalta Vienna-suuntaaja on rakenteeltaan huomattavasti yksinkertaisempi. Taulukko 6.4. Virtojen THD:t kun tasasuuntaajana on Vienna-tasasuuntaaja ja vaih-

tosuuntaaja on kaksi- tai kolmitasoinen. Verkkovirran

THD2kHz Verkkovirran THD25kHz



2LKS750 3,1 10,6 2,5 6,1 3LPS1500 3,6 10,8 1,1 15,0 3LKS1500 2,7 10,7 2,7 5,2 3LPS750 4,0 11,3 0,5 7,3 3LKS750 3,8 11,3 1,4 2,5 Kolmitasoinen kolmivaiheinen vaihtosuuntaaja Taulukossa 6.5 on käytetty kolmitasoista, kolmivaiheista, 1500 V:iin kytkettyä vaih-tosuuntaajaa (3L3vS1500). Tasasuuntaajana on joko 12-pulssinen puoliksi ohjattu tyris-toritasasuuntaaja (12P), NPC-tasasuuntaaja (NPC) tai Vienna-tasasuuntaaja (Vienna). NPC- ja Vienna-tasasuuntaajia syötetään 400V:n verkosta, toisin kuin kolmikäämi-muuntajan kautta syötettävää 12-pulssista puoliksi ohjattua tyristoritasasuuntaajaa. Taulukko 6.5 Virtojen THD:t, kun tasasuuntaaja on 12-pulssinen puoliksi ohjattu tyris-

torisilta, NPC-tasasuuntaaja tai Vienna-suuntaaja ja vaihtosuuntaaja on kolmitasoisia ja kolmivaiheinen kytkettynä 1500 V:iin





12P +3L3vS1500

11,6 11,6 0,5 1,8

NPC +3L3vS1500

1,9 11,9 0,6 6,0

Vienna +3L3vS1500

2,1 10,7 0,8 6,0

Kuvassa 6.11 a) on esitetty 12-pulssisen puoliksi ohjatun tyristoritasasuuntaajan verk-kovirta ja kuvassa 6.11 b) on kolmivaiheisen suuntaajan a-vaiheen kuormavirta. Kuvas-

6. SIMULOINTI

52

sa 6.12 a) on Vienna-suuntaajan verkkovirta ja kuvassa 6.12 b) on kolmivaiheisen vaih-tosuuntaajan a-vaiheen kuormavirta.

a) b)

Kuva 6.11. 12-pulssisen tyristorisuuntaajan ja kolmitasoisen, kolmivaiheisen vaih-tosuuntaajan a-vaiheen a) verkkovirta ja b)kuormavirta

a) b) Kuva 6.11. Vienna-suuntaajan ja kolmitasoisen, kolmivaiheisen vaihtosuuntaajan a-

vaiheen a) verkkovirta ja b)kuormavirta Symmetrinen kolmivaiheinen kuormitus aiheuttaa hyvin vähän matalataajuista säröä verkkovirtoihin verrattuna yksivaiheisiin kuormiin. Korkeammilla taajuuksilla kuorman tyyppi ei juuri vaikuta verkkovirran muotoon. Kolmivaiheisen kuorman tapauksessa te-ho ei syki 100 Hz taajuudella ja tästä johtuen kuormavirrankin särötaso on matalilla taa-juuksilla pienempi verrattuna yksivaiheisiin suuntaajiin.

6.2.1. Tasasähkönjakelujärjestelmän toiminta kuormatehon kasvaessa

Sähkönjakelujärjestelmän on oltava pitkäaikaisesti luotettava ja vakaa. Järjestelmä on haastava, koska kuormitus vaihtelee hyvin laajalla tehoalueella. Järjestelmän vakauteen voidaan vaikuttaa mm. ohjausparametreja muokkaamalla, dc-välipiirin kondensaattorien koon valinnalla sekä verkkoinduktanssin mitoituksella.

6. SIMULOINTI

53

Tasasähkönjakelujärjestelmän resonanssi-ilmiötä on simuloitu, kun tasasuuntaajana on 12-pulssinen puoliksi ohjattu tyristoritasasuuntaaja ja vaihtosuuntaajina on kaksi kaksitasoista, yksivaiheista, välipiirin puolikkaisiin kytkettyä kokosiltasuuntaajaa.

Mikäli vaihtosuuntaaja on yksivaiheinen, on välipiirin kondensaattorien oltava suu-rempikokoiset kuin kolmivaiheisessa järjestelmässä, koska yksivaiheinen teho värähte-lee 100 Hz taajuudella. Riittävän suurella yksivaiheisella kuormituksella välipiirin jän-nite ja virta voivat alkaa värähdellä, mikäli välipiirin energiavarastona toimiva ka-pasitanssi ei ole riittävän suuri.

Simuloinnissa kuormana käytettiin ramppimaisesti pienenevää resistanssia, joka on esitetty kuvassa 6.13 a). Vastuksen pienentyessä teho kasvaa. Riittävän suurella teholla välipiirin jännite alkaa värähdellä. Tämän seurauksena myös verkkovirta alkaa väräh-dellä. Välipiirin kondensaattori, kaapelin induktanssit ja verkkoinduktanssit muodosta-vat värähtelevän LC-resonanssipiirin, joka on esitetty kuvassa 6.12.

D1

D6

C1L

Kuva 6.12. LC-resonanssipiiri

LC-resonanssipiirin taajuus voidaan määrittää, kun tiedetään kondensaattorien ja induk-tanssien koot. Välipiirin kondensaattorien koko on 2200 μF. Verkkoinduktanssi L on 2,2 mH/vaihe ja kaapelin induktanssi on 0,058μH/johdin, joten Ltot on 4,400116 mH. LC-resonanssitaajuus on

1 1 512 2 4,400116 2200resf Hz

LC mH Fπ π μ= = ≈

⋅ (6.3)

Mitä suuremmat välipiirin kondensaattorit ovat tai mitä suurempi on verkon induktans-si, sitä matalampi on LC-resonanssitaajuus. Mikäli välipiirin kondensaattorin koko va-litaan hyvin pieneksi, voidaan resonanssitilanteeseen ajautua jo kaksinkertaisella nimel-liskuormituksella. Todelliseen järjestelmään on lisättävä kuorman suuruutta rajoittava säätöjärjestelmä, jotta resonanssitilaan ei päädytä.

6. SIMULOINTI

54

a) b) Kuva 6.13. a) ramppimaisesti laskeva kuorma R ja b) yksivaiheinen kuormateho P Tasasähkönjakelujärjestelmän välipiiriin on kytketty kaksi yksivaiheista kokosiltavaih-tosuuntaajaa ja niillä on samanlaiset, kuvassa 6.13 a) esitetyt kuormat, mutta kuvissa on esitetty selvyyden vuoksi vain ylemmän vaihtosuuntaajan käyrämuodot. Alemmalla suuntaajalla käyrämuodot ovat täysin identtiset.

Simuloidussa tilanteessa välipiirin kondensaattorit ovat kooltaan 500 μF. Simulointi-tulokset on esitetty kuvissa 6.14- 6.15. LC-piirin resonanssitaajuus on tässä tilanteessa 152 Hz. Kuvista havaitaan, että pienellä välipiirin kondensaattorin koolla kuormajänni-tettä ja virtaa ei pystytä enää suurella teholla pitämään sinimuotoisena. Välipiirin jännite alkaa värähdellä. Tehonvärähtely aiheuttaa yhdessä LC-piirin värähtelyn kanssa välipii-rin jännitteen värähtelyn ja sallittujen jänniterajojen ylittymisen.

Lopulta välipiirin jännite laskee niin matalaksi, ettei kuormalle pystytä enää tuotta-maan haluttua jännitettä, vaan kuormajännite ja virta säröytyvät. Verkkovirtakaan ei py-sy enää sinimuotoisena, kuten kuvasta 6.15 b) nähdään. Verkkovirran piikkien leveys on noin kolmasosa perusaallosta. LC-resonanssipiirin 152 Hz:n taajuus näkyy verkkovir-rassa.

a) b) Kuva 6.14. Kondensaattorien koon ollessa 500 μF a) kuormajännite uinv ja b) kuorma-

virta iinv

6. SIMULOINTI

55

a) b) Kuva 6.15. Kondensaattorien koon ollessa 500 μF a) välipiirin jännite Udc ja b) verkko-

virran a-vaihe irec,a

Kokonaisjärjestelmän vakauteen vaikuttaa kaksi induktanssia: sähköverkon induktanssi sekä välipiirin induktanssi. Induktanssin suuruus vaikuttaa LC-resonanssipiirin re-sonointitaajuuteen yhtälössä 6.3 esitetyllä tavalla. Verkon ja välipiirin induktanssin suu-ruus on huomioitava verkkosuotimien mitoituksessa.

7. SIMULOINTI- JA MITTAUSTULOSTEN VERTAILU

Projektin aikana on rakennettu kaksi prototyyppilaitteistoa, joiden mittaustuloksia on verrattu simulointituloksiin. Ensimmäinen prototyyppilaitteisto on rakennettu Lappeen-rannassa ja toinen Tampereella. LTY:n prototyyppi koostuu 12-pulssisesta, puoliksi oh-jatusta tyristoritasasuuntaajasta sekä kahdesta kaksitasoisesta, yksivaiheisesta kokosilta-vaihtosuuntaajasta, jotka on kytketty välipiirin puolikkaisiin. TTY:n prototyypissä sekä tasa- että vaihtosuuntaaja ovat kolmitasoiset, kolmivaiheiset NPC-suuntaajat. Proto-tyyppien mittaustuloksia verrataan seuraavassa simulointeihin.

7.1. Kaksitasoisen suuntaajan prototyyppi

Kuvassa 7.1 on esitetty LTY:llä rakennettu tasasähkönjakelujärjestelmän prototyyppi. Se koostuu kolmikäämimuuntajasta (400/562/562V), 12-pulssisesta puoliksi ohjatusta tyristoritasasuuntaajasta ja kahdesta kaksitasoisesta, yksivaiheisesta, kokosiltavaih-tosuuntaajasta. Seuraavassa on vertailtu rinnakkain prototyypin mittaustuloksia sekä Simplorer -simulointiohjelmalla saatuja simulointituloksia. Simuloinneissa laskenta-askeleen pituus on 1μs. Kuorman edessä on LC-suodin, jossa kuristimen koko on 250 μH ja kondensaattorin 8 μF. Kuristimen kanssa sarjassa olevan häviöitä kuvaavan vastuksen koko on 25 mΩ.

D

+750V

0

-750V

D

YD1

D4

D2 D3

D5 D6

T1 T2 T3

T4 T5 T6

iAiB iC

i ’’Ri ’’S i ’’T

iR iS iT

S1

S2

S3

C1Rf Lf

S4

LOAD

Cf

S5

C2Rf Lf

S8

LOAD

CfS6

S7

Kuva 7.1. LTY:n prototyyppi

12-pulssinen puoliksi ohjattu tyristorisilta on rakennettu Semikronin SKKH 132/16E

komponenteista. Komponentti sisältää yhden diodin ja yhden tyristorin. Komponenttien estojännitekesto on 1600 V ja virtakesto 130 A. Vaihtosuuntaajina on käytetty kahta


57

yksivaiheista IGBT-kokosiltaa, joiden molempien nimellisteho on 10 kVA. IGBT:t ovat Semikronin SKM 75GB173D-mallia. Niiden jännitekesto on 1700 V ja virtakesto 75 A. Tasajänniteverkko on bipolaarisesti kytketty, siten että molempia vaihtosuuntaajia syö-tetään 750 V:n jännitteellä.

12-pulssisen puoliksi ohjatun tyristorisillan tyristorien ohjauskulma pienennetään sillan käynnistyessä 178˚:sta nollaan. Tällä menettelyllä välipiirin kondensaattorien la-tausvirtaa voidaan rajoittaa. Käynnistysvaiheen jälkeen tasasuuntaaja toimii diodi-tasasuuntaajan tavoin. [10]

Tutkittavassa tilanteessa ainoastaan ylempi vaihtosuuntaaja on kytkettynä käyttöön ja se syöttää 5 kW resistiivistä kuormaa. Mitatut suureet on suodatettu seitsemännen asteen Butterworth suotimella. Mittauksissa on joitakin epätarkkuuksia, mutta valitetta-vasti työtä tehdessä parempia mittaustuloksia ei ollut saatavilla.

Kuvassa 7.2 syöttömuuntajan ensiön pääjännitteen amplitudi on 520 V. Teoreetti-sesti amplitudin tulisi olla √2·400V ≈ 566 V. Jännite on teoreettista pienempi. Mittauk-sissa kolmikäämimuuntajan eteen on kytketty säätömuuntaja, joka aiheuttaa jännitteen aleneman. Tyristorien kommutoinnista aiheutuvat lovet näkyvät mitatussa ensiöjännit-teessä.

a) b) Kuva 7.2. Syöttömuuntajan ensiön pääjännite uens a) mitattuna ja b) simuloituna

Kuvasta 7.3 a) nähdään, että mitattu syöttömuuntajan toision pääjännite on säröytynyt. Jännitteen huippu säröytyy diodisillan tuottaman yliaaltovirran takia. Toisiovirta on het-kellisesti nolla ja tästä aiheutuu mitatussa jännitteessä näkyvät lovet. Teoreettisesti toi-sion pääjännitteen amplitudin tulisi olla √2·562V ≈ 795 V. Mitattu jännite on teoreetti-sesti laskettua jännitettä matalampi, muun muassa muuntajan hajainduktanssin takia. Simuloinneissa oletetaan, että muuntaja on ideaalinen, joten yliaaltovirran aiheuttama jännitesärö ei näy jännitteessä.


58

a) b) Kuva 7.3. Syöttömuuntajan toision pääjännite utois a) mitattuna ja b) simuloituna Kuvassa 7.4 on esitetty kolmikäämimuuntajan ensiön vaihevirta mitattuna ja simuloitu-na. Simplorer-simulointimallissa syöttömuuntajan magnetointivirta on oletettu nollaksi. LTY:n prototyypissä käytetyn muuntajan magnetointivirta on 12,5 % nimellisvirrasta, mistä johtuen mitatun ja simuloidun ensiövirran välillä on selvä ero. Simuloitu virta on amplitudiltaan mitattua pienempi.

a) b) Kuva 7.4. Syöttömuuntajan ensiön vaihevirta a) iR mitattuna ja b) simuloituna Kuvassa 7.5 on muuntajan ensiön vaihevirran iR spektrit 2 kHz asti laskettuna. Virran kokonaissärö on matalilla taajuuksilla hyvin korkea, koska virta sisältää paljon matala-taajuisia yliaaltoja. Virran kokonaissärö on lähes yhtä suuri mittauksessa ja simuloimal-la, vaikka virtojen käyrämuodot poikkeavatkin toisistaan. 6-pulssisella diodisillalla suu-rimmat yliaaltokomponentit ovat 5., 7., 11., ja 13. yliaalto. Nämä yliaallot näkyvätkin sekä mitatun että simuloidun vaihevirran spektreissä selvinä muista yliaalloista erottu-vina.


59

a) b) Kuva 7.5. Syöttömuuntajan ensiön vaihevirran iR spektri 2 kHz asti a) mitattuna ja b)

simuloituna Kuvassa 7.6 syöttömuuntajan toision virrassa näkyy selvästi diodisillalle tyypillinen vir-ran sykkeisyys, joka johtuu diodien vuorottaisesta johtamisesta. Ensiön ja toision virto-jen välinen muuntosuhde on 400/562. Simuloitu toisiovirta on amplitudiltaan mitattua pienempi. Simuloidun ja mitatun virran käyrämuodot näyttävät erilaisilta todennäköi-sesti siksi, että prototyypin tasa- ja vaihtosuuntaajaa ei ole synkronoitu, vaan niiden vä-lillä on taajuuseroa. Simuloidussa tilanteessa puolestaan tasa- ja vaihtosuuntaaja toimi-vat täysin samalla taajuudella.

a) b) Kuva 7.6. Syöttömuuntajan toision vaihevirta iR’’ a) mitattuna ja b) simuloituna Kuvassa 7.7 on esitetty muuntajan toision vaihevirran iR’’ spektri 2 kHz asti laskettuna. 12-pulssisen tyristoritasasuuntaajan takia virta ei ole sinimuotoista. Vaihtosuuntaajista vain toinen on käytössä, joten 12-pulssinen tyristoritasasuuntaaja toimii 6-pulssisen ta-voin ja tämän takia toision vaihevirran särötaso on korkea. Simuloitaessa ensiön toision vaihevirtojen THD.t ovat lähes yhtä suuret. Mitattaessa niiden välillä on merkittävä ero, koska ensiöpuolen virtaan vaikkuttaa muuntajan magnetointi-induktanssi.


60

a) b) Kuva 7.7. Syöttömuuntajan toision vaihevirran iR’’ spektri a) mitattuna ja b) simuloi-

tuna Yksivaiheisen ja vain toiseen vaihtosuuntaajaan kytketyn kuorman takia välipiirin vir-ran huiput ovat erisuuruisia, kuten kuvasta 7.8 nähdään. Mitattuun virtaan on summau-tunut korkeataajuista säröä. Simplorer-mallissa vastaavia korkeataajuisia särökom-ponentteja ei ole mallinnettu. Simuloinnissa verkkoinduktanssi on oletettu mitattua suu-remmaksi, mistä johtuen virtojen käyrämuodot poikkeavat toisistaan. Käynnistystilanteen jälkeen tasasuuntaajaa ei ohjata, joten välipiirin virtaan ja jännittee-seen summautuu 300 Hz aaltoisuutta, mikä näkyy välipiirin virran kuvassa 7.8. Vain ylempi vaihtosuuntaaja on kytketty kiinni dc-välipiiriin, joten tasasuuntaaja käyttäytyy 6-pulssisen diodisillan tavoin.

a) b) Kuva 7.8. Välipiirin virta idc,pos positiivisesta kiskosta a) mitattuna ja b) simuloituna Yhden välipiirin kondensaattorin yli oleva jännite on mitattu ja esitetty kuvassa 7.9 a). Mitatussa virrassa on todennäköisesti mittalaitteistosta ja häiriöisestä mittausympäris-töstä johtuvaa säröä samoin kuin edellä välipiirin virrassa. Hajakapasitanssien kautta välipiirin jännitteeseen ja virtaan summautuu korkeataajuisia yhteismuotoisia jännitteitä ja virtoja. Välipiirin jännite on vain 650 V eli 100 V tavoitetasoa matalampi, kun syöttö-jännitekin on tavoiteltua matalampi. Simuloitu jännite kuvassa 7.9 b) vastaa mitattua.


61

a) b) Kuva 7.9. Välipiirin kondensaattorin jännite Udc,C1 a) mitattuna ja b) simuloituna Mitatussa kuormajännitteessä kuvassa 7.10 a) näkyy virran tapaan kuolleesta ajasta ja säädöstä johtuva epäjatkuvuuskohta jännitteen ollessa nolla. Kuormajännitteen koko-naissärö on yhtä suuri kuin kuormavirran, koska kuorma on puhtaasti resistiivinen.

a) b) Kuva 7.10. Kuormajännite uinv a) mitattuna ja b) simuloituna

Mitatussa kuormavirran käyrämuodossa kuvassa 7.11 a) nähdään epäjatkuvuuskohta virran ollessa nolla. Tämä johtuu todennäköisesti kuolleesta ajasta ja kuormavirran sää-tömenetelmästä. Simulointimallissa ei ole huomioitu kuolleita aikoja. Simuloinneissa kytkimien on oletettu vaihtavan tilaansa äärettömän nopeasti. Simuloinnin laskenta-askeleesta johtuen simuloitu virta ei ole tasaista kuten mitattu.


62

a) b) Kuva 7.11. Kuormavirta iinv a) mitattuna ja b) simuloituna

Kuvassa 7.12 on esitetty mitatun ja simuloidun kuormavirran iinv spektrit 25 kHz asti. Mitatussa kuormavirran spektrissä näkyy matalataajuisen särön lisäksi selvät säröpiikit vaihtosuuntaajan kytkentätaajuuden ja kaksinkertaisen kytkentätaajuuden kohdilla. Si-muloidun virran särökerroin on huomattavasti mitattua pienempi, koska kytkentätaajuu-della särökeskittymää ei ole lainkaan. Unipolaarista sinikolmiomodulointia käytettäessä ensimmäinen korkeataajuinen särökeskittymä on vasta kaksinkertaisen kytkentätaajuu-den ympäristössä.

a) b) Kuva 7.12. Kuormavirran iinv spektri a) mitattuna ja b) simuloituna

Mittaus- ja simulointikuvat eivät kaikilta osin vastaa toisiaan. Simulointimallissa ei ole huomioitu kaikkia mittauskytkennän epäideaalisuuksia, mistä johtuen simulointi- ja mit-taustulosten välillä on eroavaisuuksia. Yleisesti voidaan kuitenkin sanoa, että simuloin-timallia voidaan käyttää prototyyppilaitteiston toiminnan ennustamiseen.

7.2. Kolmitasoisen suuntaajan prototyyppi

TTY:llä rakennetussa prototyypissä sekä tasa- että vaihtosuuntaajana on käytetty kolmi-tasoisia NPC-suuntaajia. Kuvassa 7.13 on esitetty käytetty prototyyppilaitteisto. Kuvas-


63

sa vasemmalla on NPC-tasasuuntaaja, keskellä dc-kaapeli ja oikealla NPC-vaihtosuuntaaja. 10kW:n kuormana käytettiin vasemmalla näkyviä saunan kiukaita.

Kuva 7.13. Prototyyppilaitteisto

Prototyypin rakenne on esitetty kuvassa 7.14. Järjestelmää syötetään suoraan 400 V:n verkosta. Välipiirinä toimii 200 m 4*16 mm² AXMK-kaapelia kuten LTY:n prototyy-pissäkin. Prototyyppilaitteiston koko dc-välipiirin yli oleva jännite on 750 V eli järjes-telmä on jännitetasoltaan puolet pienempi kuin työssä aiemmin analysoidut suuntaajato-pologiat. Verkkosuotimena toimii jokaisessa vaiheessa 2,2 mH kuristimet. dc-välipiirissä on sekä tasa- että vaihtosuuntaajan puolella 2200 μF:n kondensaattorit ta-soittamassa välipiirin jännitteen ja virran vaihtelua. Kuormasuotimena toimii jokaiseen vaiheeseen kytketyt 5 mH kuristimet.

D Y

400/230 V

+375V

0

-375

C1

C2

S1

S2

S3

S4

S5

S6

S7

S9

S10

S11

S12S8

D3

D2

D1

D4 D6

D5Ls

C3

C4

S13

S14

S15

S16

S17

S18

S19

S21

S22

S23

S24S20

D12D8 D10

D11D7 D9Lf

LOAD

Kuva 7.14. Prototyyppilaitteiston periaatekuva

Prototyypin mittaustuloksia on verrattu työssä tehtyihin simulointeihin erilaisissa kuor-mitustilanteissa. Kaikissa simuloinneissa laskenta-askel on 1 μs. DC-kaapelin häviöt on


64

mallinnettu π-sijaiskytkennällä kuten muissakin simulointimalleissa. Nollajohtimen in-duktanssit mallintavat johtimen induktiivisia häviöitä. Induktanssin suuruus on 0,058μH, kuten välipiirin kaapelimallissakin.

Prototyypillä suoritetuista mittauksista on esitelty kaksi erilaista kuormitustilannetta. Ensimmäisenä kuormana on 10 kW symmetrinen kuorma. Toisessa tilanteessa kuorma on epäsymmetrinen. A-vaiheen kuorma on 4 kW, b-vaihe 2 kW ja c-vaihe on kuormit-tamaton. Ennen kuvien piirtoa kaikki mitatut jännitteet ja virrat on suodatettu seitse-männen asteen Butterworth-suotimella. Suotimella on suodatettu pois yli 30 kHz taajui-nen mittalaitteista aiheutuva kohina.

Symmetrinen kuormitus

Ensimmäisessä tutkittavassa tilanteessa vaihtosuuntaajan kuormana on symmetrinen, kolmivaiheinen 10kW resistiivinen kuormitus. Simuloinnissa verkon taajuus on 50 Hz ja vaihtosuuntaajan ohjeen taajuudeksi asetettiin 55 Hz. Näin saatiin havainnollistettua mittauksissa havaittua tasa- ja vaihtosuuntaajan taajuuserosta johtuvaa välipiirin virran vaihtelua. Simuloinnissa taajuusero asetettiin suureksi, jotta siitä aiheutuvat ilmiöt voi-daan havaita kohtuullisella simulointiajalla.

Kuvassa 7.15 on esitetty tasasuuntaajan ja kuvassa 7.16 vaihtosuuntaajan vaihevir-rat. Kuvista nähdään, että symmetrisellä kuormituksella sekä tasa- että vaihtosuuntaajan virrat ovat symmetriset ja sinimuotoiset. Tasasuuntaajan virroissa on enemmän korkea-taajuista aaltoisuutta verrattuna vaihtosuuntaajan virtoihin, koska verkkosuodin on kuor-masuodinta pienempi.

a) b) Kuva 7.15. Tasasuuntaajan vaihevirrat irec,a (sin.), irec,b (vihr.) ja irec,c (pun.) a) mitattu-

na ja b) simuloituna kahden verkkojakson ajalta


65

a) b) Kuva 7.16. Vaihtosuuntaajan vaihevirrat iinv,a (sin.), iinv,b (vihr.) ja iinv,c (pun.) a) mitat-

tuna ja b) simuloituna kahden verkkojakson ajalta Kuvista 7.17 ja 7.18 nähdään, että tasa- ja vaihtosuuntaajan virroissa on selvät yliaalto-keskittymät kytkentätaajuuden eli 10 kHz kohdalla ja sen monikerroilla.

a) b)

Kuva 7.17. Tasasuuntaajan virran irec,a THD25 kHz a) mitattuna ja b) simuloituna

a) b) Kuva 7.18. Vaihtosuuntaajan virran iinv,a THD25 kHz a) mitattuna ja b) simuloituna Välipiirin mitatussa virrassa kuvassa 7.19 a) on 300 Hz:n vaihtokomponentti, jonka suu-ruus vaihtelee 0,5 Hz:n taajuudella. Vaihtelu johtuu siitä, että vaihtosuuntaaja ei toimi


66

täysin synkronisesti 50 Hz:n taajuudella tasasuuntaajaan nähden. Suuntaajien välinen taajuusero on kolmasosa virran vaihtelutaajuudesta eli noin 0,17 Hz:iä.

a) b) Kuva 7.19. Välipiirin virrat idc,pos (sin.), idc,neu (vihr.) ja idc,neg (pun.) a) mitattuna 10 s

ajalta ja b) simuloituna 160 ms ajalta 0,5 Hz:n taajuinen vaihtelu, mikä näkyy välipiirin virroissa, havaitaan myös välipiirin jännitteissä kuvassa 7.20 a). Simuloitaessa taajuusero on 15 Hz, mikä näkyy kuvassa 7.20b). Symmetrisen kuorman tapauksessa molempien välipiirin kondensaattorien yli mitatut jännitteet ovat yhtä suuret. Jännitteen vaihtelu 375 V:n ympärillä on vain joita-kin voltteja. Koko välipiirin yli olevassa jännitteessä ei näy tasa- ja vaihtosuuntaajan taajuuserosta johtuvaa taajuuskomponenttia, joka havaitaan välipiirin jännitteiden puo-likkaissa.

a) b) Kuva 7.20. Välipiirin jännitteet Udc,C1 (sin.) ja Udc,C2 (vihr.) a) mitattuna 10 s ajalta ja

b) simuloituna 160 ms ajalta Simuloitaessa tasa- ja vaihtosuuntaajan taajuuseroksi on asetettu 5 Hz:iä. Tämä näkyy esimerkiksi a-vaiheen virtojen irec,a ja iinv,a vaihe-eron muuttumisena kuvassa 7.21. Ku-vasta nähdään myös, miten tästä vaihe-erosta riippuen välipiirin virran idc,neu amplitudi vaihtelee. Virta vaihtelee 15 Hz taajuudella.


67

Kuva 7.21. Simuloitu tasasuuntaajan virta irec,a (vihr.), vaihtosuuntaajan virta iinv,a

(sin.) ja välipiirin keskimmäisen kiskon virta idc,neu (pun.) 300 ms ajalta Välipiirin virran minimi- ja maksimikohdat on esitetty kuvissa 7.22 ja 7.23. Välipiirin virta on suurimmillaan ja pienimmillään aina 120˚ välein. Tasa- ja vaihtosuuntaajan a-vaiheen virtojen vaihe-eron ollessa sähköasteina 0˚, 120˚ tai -120˚, ovat välipiirin virrat suurimmillaan. Kun tasa- ja vaihtosuuntaajan a-vaiheiden virtojen hetkellisarvot ovat sähköasteina 180˚, 60˚ tai -60˚ vaihesiirrossa, ovat välipiirin virrat pienimmillään. Ku-vasta 7.23 nähdään, että välipiirin virtoihin summautuu 150 Hz taajuista kolmatta yliaal-toa. Välipiirin keskimmäisen johtimen virtaan idc,neu summautuu positiivisen ja negatii-visen kiskon virrat idc,pos ja idc,neg.

a) b) Kuva 7.22. Välipiirin virrat idc,pos (sin.), idc,neu (vihr.) ja idc,neg (pun.) hetkellisesti mini-

missään a) mitattuna ja b) simuloituna


68

a) b) Kuva 7.23. Välipiirin virrat idc,pos (sin.), idc,neu (vihr.) ja idc,neg (pun.) hetkellisesti maksi-

missaan a) mitattuna ja b) simuloituna Kuvista 7.24 ja 7.25 nähdään, että symmetrisen kuorman tapauksessa nollajohtimessa sekä tasa- että vaihtosuuntaajan puolella kulkee vain vähän virtaa. Nollajohtimen virta on korkeataajuista, kytkentätaajuudella ja sen monikerroilla aaltoilevaa virtaa. Ta-sasuuntaajan virran kytkentätaajuinen vaihtelu on suurempaa kuin vaihtosuuntaussillal-la, joten tasasuuntaajan nollajohtimessa kulkevan virran vaihtelukin on suurempaa kuin vaihtosuuntaajalla. Ero johtuu siitä, että tasasuuntaajan L-suodin on pienikokoisempi kuin vaihtosuuntaajan L-suodin.

a) b) Kuva 7.24. Nollajohtimen virta i0,rec tasasuuntaajalla a) mitattuna ja b) simuloituna


69

a) b) Kuva 7.25. Nollajohtimen virta i0,inv vaihtosuuntaajalla a) mitattuna ja b) simuloituna Simuloidun kuormavirran THD:n laskennassa perustaajuutena käytetään 55 Hz:ä, koska se on tuotettavan vaihtojännitteen perustaajuus. Verkkovirran THD:t 2 kHz:iin asti ovat taulukon 7.1 mukaan reilusti alle standardin asettaman 8 %:n vaatimuksen: mitattuna 2,2 % ja simuloituna 1,5 %. Taulukko 7.1 Tasa- ja vaihtosuuntaajan a-vaiheiden virtojen THD:t prosentteina kun

kuorma on symmetrinen 10kW mitattu simuloitu Tasasuuntaaja THD2kHz 2,2 1,5 THD25kHz 10,9 7,0 Vaihtosuuntaaja THD2kHz 3,4 0,6 THD25kHz 5,4 2,9 Simuloitujen virtojen THD:t ovat mitattuja pienemmät, koska simuloinneissa ei ole huomioitu kaikkia prototyyppilaitteiston ja mittauksen epäideaalisuuksia. Esimerkiksi suotimien häviöt on mallinnettu simuloinneissa 1. asteen suodinmallilla, mikä ei täysin vastaa todellisen verkko- ja kuormasuotimen ominaisuuksia. Simulointimallissa ei ole huomioitu kytkinkomponenttien kuolleita aikoja. Mittauksissa on aina mukana mittaus-kohinaa ja oskilloskoopin A/D-muunnoksesta johtuvaa virhettä. Epäsymmetrinen kuormitus

Toisessa analysoitavassa tilanteessa kuormasuuntaajan a-vaiheella on 4 kW kuormitus, b-vaiheella 2 kW ja c-vaihe on kuormittamaton. Kuvasta 7.26 nähdään, että vaihe-epäsymmetrisestä kuormituksesta huolimatta verkkovirrat säilyvät edelleen sinimuotoi-sina. C-vaihe on kuormittamaton, joten vaihtosuuntaajan c-vaiheen virta on nolla, kuten nähdään kuvasta 7.27.


70

a) b) Kuva 7.26. Tasasuuntaajan vaihevirrat irec,a (sin.), irec,b (vihr.) ja irec,c (pun.) a) mitattu-

na ja b) simuloituna kahden verkkojakson ajalta

a) b) Kuva 7.27. Vaihtosuuntaajan vaihevirrat iinv,a (sin.), iinv,b (vihr.) ja iinv,c (pun.) a) mitat-

tuna ja b) simuloituna kahden verkkojakson ajalta Kuvasta 7.28 nähdään, että tasasuuntaajan puolella nollajohtimessa ei kulje juuri sen-suurempi virta kuin symmetrisessäkään tapauksessa. Sen sijaan vaihtosuuntaajan puo-lella nollajohtimessa kulkee paljon virtaa, kuten kuvasta 7.29 nähdään.

a) b) Kuva 7.28. Nollajohtimen virta tasasuuntaajalla i0,rec a) mitattuna ja b)simuloituna


71

a) b)

Kuva 7.29. Nollajohtimen virta vaihtosuuntaajalla i0,inv a) mitattuna ja b)simuloituna Epäsymmetrisestä kuormasta johtuen välipiirin jännite vaihtelee aiempaa enemmän, ku-ten kuvasta 7.30 nähdään. Välipiirin suurten kondensaattoreiden ansiosta välipiirin jän-nitteiden puolikkaiden vaihteluväli on noin 30 volttia.

Kuva 7.30. Välipiirin jännitteet Udc,C1 (sin.) ja Udc,C2 (vihr.) a) mitattuna ja b) simuloi-

tuna kahden verkkojakson ajalta Taulukosta 7.2 nähdään, että kuormavirran a-vaiheen kokonaissärö on pieni huolimatta epäsymmetrisestä kuormituksesta. Suuren kuormituksen takia perustaajuisen virran amplitudi on korkea suhteessa säröön. Taulukko 7.2 Tasa- ja vaihtosuuntaajan a-vaiheiden virtojen THD:t prosentteina kun

kuorma a-vaiheella 4 kW, b-vaiheella 2 kW ja c-vaihe kuormittamaton mitattu simuloitu Tasasuuntaaja THD2kHz 6,4 3,5 THD25kHz 17,7 11,6 Vaihtosuuntaaja THD2kHz 3,5 0,5 THD25kHz 4,8 4,1


72

Verkkovirran a-vaiheen THD 2 kHz:iin asti on epäsymmetrisellä kuormituksella mitat-tuna 6,4 %, kun se edellä 10 kW:n symmetrisellä kuormituksella oli 2,2 %. Matalataa-juinen särö on liki kolminkertaistunut, mutta korkeammilla taajuuksilla ero särökertoi-messa ei ole enää näin merkittävä.

7.3. Kaapelin resistanssin taajuusriippuvuus

Työssä mitattiin myös järjestelmän välipiirissä käytetyn 200 metriä pitkän 4*16 mm² AXMK-kaapelin ominaisuuksia. Tarkoituksena oli tutkia kaapelin impedanssin taajuus-riippuvuutta. Kuvassa 7.31 a) on esitetty kaapelin rakenne ja kuvassa 7.31 b) kaapelin mittauskytkennän periaate.

i

i Kuva 7.31. a) AXMK-kaapeli ja b) käytetty mittauskytkentä

Mittauskytkennässä yksi neljästä johtimesta on sarjassa kahden rinnan olevan kanssa. Virta kiertää kolmen johtimen välillä siten, että sen summa on nolla. Mittauskytkentä vastaa tilannetta, missä kaapelia käytettäisiin bipolaarisessa LVDC-jakelussa. Kaapelin neljästä johtimesta yksi toimii välipiirin positiivisena kiskona +750 V, toinen negatiivi-sena kiskona -750 V ja kaksi johdinta nollana. Kuvassa 7.32 on esitetty kaapelin mitattu taajuus- ja vaihevaste.

Kuva 7.32. Kaapelin vahvistus (pun.) ja vaihe (sin.), kun yksi johdin on kytketty sarjaan

kahden rinnakkain olevan johtimen kanssa Kaapelin kokonaisimpedanssissa resistiivinen osuus on vallitseva matalilla taajuuksilla. Mitattu resistanssi on 0,60 Ω. Tämä vastaa melko hyvin teoreettista arvoa. Kaapelival-mistajan mukaan kyseisen kaapelin yhden johtimen resistanssi 200 m matkalla 20 ˚C lämpötilassa on 0,382 Ω [27]. Tutkittavassa kytkentätilanteessa resistanssin tulisi olla 1,5-kertainen taulukkoarvoon nähden, eli 0,573 Ω. Mitattu arvo on tätä suurempi, koska resistiivisiä häviöitä tapahtuu myös mittausta varten asennetuissa johtimissa ja mittalait-


73

teissa. Kaapelin lämmetessä resistanssi kasvaa, mutta mittausten aikana lämpeneminen tuskin oli merkittävää.

Kaapelin induktanssiksi mitattiin taajuusalueella 1 kHz-100 kHz 76-85 μH. Taulukon mukaan yhden johtimen induktanssi on taajuudella 50 Hz 58 μH eli tutkittavassa tilan-teessa induktanssin tulisi olla 87 μH [27]. Mitattu tulos jää hiukan taulukkoarvoa pie-nemmäksi, mutta mittaustarkkuuden rajoissa tulos on hyväksyttävä. Sarja- ja rinnak-kaisresonanssista aiheutuvat kuopat ja huiput havaitaan kuvaajassa vasta niin korkeilla taajuuksilla, ettei niillä ole merkitystä LVDC- jakelun tapauksessa.

7.4. Välipiirin värähtely pakkokommutoitujen suuntaajien tapauksessa

LVDC-jakelujärjestelmän on oltava turvallinen, luotettava ja vakaa. Välipiirin puolik-kaassa on rinnan kaksi 2200μF:n kondensaattoria jos tasasuuntaajana käytetään pakko-kommutoitua suuntaajaa, kuten esimerkiksi kuvassa 7.13. Kokeellisesti tarkistettiin, on-ko olemassa vaaraa, että tasasähkönjakelujärjestelmän välipiiri alkaa resonoida tietyllä taajuudella, kun kaapeli on induktiivinen ja välipiiriin kytketään lisäksi suuret konden-saattorit. Tilannetta tutkittiin kytkemällä 200 metriä pitkän AXMK 4*16 mm² kaapelin molempiin päihin 1200 μF:n kondensaattorit. Mittauskytkentä on esitetty kuvassa 7.33. Kondensaattori C1 latautuu kun sitä syötetään noin 10 V:n tasajännitteellä. Tämän jäl-keen jännitelähde irrotetaan piiristä avaamalla kytkin S1. Kondensaattori C2 kytketään mukaan piiriin sulkemalla kytkin S2 avulla.

+- C1 C2

S1 S2

Kuva 7.33. Mittauskytkentä

Oskilloskoopin avulla seurataan molempien kondensaattorien yli vaikuttavia jännitteitä sekä virtapulssia, joka aiheutuu kytkimen kytkennästä. Mittaustulokset on esitetty ku-vissa 7.34.


74

a) b) Kuva 7.34. a) Virtapulssi ja b) kondensaattorien jännitteet UC1 (sin.) ja UC2 (vihr.) Kondensaattorien C1 jaC2 jännitteet tasoittuvat yhtä suuriksi kytkimen ollessa kiinni. Kytkentätilanteessa ei synny värähtelyä, koska mitattavan piirin kokonaisimpedanssista resistanssin osuus on niin merkittävä.

Kuvassa 7.35 a) on mittausta vastaava tilanne simuloituna Simplorer-ohjelmistolla. Simuloinneissa kaapelin induktanssin ja resistanssin arvoina käytettiin valmistajan oh-jearvoja. 200 m pitkän johtimen induktanssi on 0,058 μH ja resistanssi 0,382 Ω. Simu-loitu tilanne vastaa mitattua, värähtelyä ei synny. Kuvassa 7.35 b) on esitetty simuloitu tilanne, jossa kaapelin induktanssi pidetään valmistajan antamassa ohjearvossa, mutta järjestelmän resistanssi pienennetään 50μΩ:iin. Järjestelmä värähtelee noin yhden verk-kojakson ajan ennen stabiloitumista uuteen toimintapisteeseen.

a) b) Kuva 7.35. Simuloidut kondensaattorien jännitteet a) mittausta vastaava tilanne ja b)

resonoiva piiri Teoriassa resistanssin ollessa nolla, on LC-piirin resonanssitaajuus

1 1 192 2 2 2 0,058 600res

tot

f kHzLC H Fπ π μ μ

= = ≈⋅ ⋅

. (7.1)


75

Kondensaattorien latautuminen ja purkautuminen synnyttää värähtelypiirin, jos piirissä on riittävän vähän resistanssia. Värähtely on sitä pitkäkestoisempaa, mitä pienemmäksi piirin resistanssi eli vaimennus asetetaan.

8. YHTEENVETO

Työ on osa projektia, jonka tarkoituksena on tutkia mahdollisuutta korvata osa nykyi-sestä pienjännitejakelusta tasasähkönjakelulla. Keskijännite- ja tasajännitejakeluverkon väliin kytketään tasasuuntaaja ja tasajännite vaihtosuunnataan takaisin vaihtojännitteek-si lähellä asiakasta. Tasasähkönjakelujärjestelmän avulla voidaan parantaa sähkönjake-lun energiatehokkuutta ja vähentää asiakkaan kokemia sähkönjakelun keskeytyksiä. Vaihtosuuntaajalla tuotetussa asiakkaan jännitteessä on vähän yliaaltoja ja jännitteen amplitudi saadaan pidettyä lähes vakiona.

Työssä on esitelty useita erilaisia kaksi- ja kolmitasoisia, yksi- ja kolmivaiheisia ta-sa- ja vaihtosuuntaajatopologioita, joita järjestelmässä on mahdollista hyödyntää. Yksi-selitteisesti ei voida sanoa, mikä esitetyistä topologioista ja niiden ohjaus- sekä säätö-menetelmistä olisi paras LVDC-sähkönjakeluun. Suuntaajatopologioiden keskinäistä paremmuutta voidaan arvioida useilla eri kriteereillä. Tärkeimpiä näistä ovat

• suuntaajan tuottamat kuormajännitteen ja virran käyrämuodot • suuntaajan tuottamat verkkojännitteen ja virran käyrämuodot • suuntaajan komponentti- ja häviökustannukset • tarvittavat suotimet, niiden koko ja kustannukset • komponenttien virta- ja jänniterasitukset • järjestelmän luotettavuus ja elinikä • tarvittava ohjaus ja säätö • järjestelmän kokonaishyötysuhde

Osaa näistä tekijöistä pystytään vertailemaan yksiselitteisesti kun taas osa tekijöistä, esimerkiksi suuntaajajärjestelmien hyötysuhteet, ovat monimutkaisesti arvioitavissa.

Tasajännitejakelujärjestelmä voidaan toteuttaa usealla eri maadoitusmenetelmällä. LTY:llä rakennettu prototyyppi on maasta erotettu järjestelmä. Maasta erotettuun järjes-telmään siirtyminen vaatii kotitalouksien maadoitusjärjestelmien purkamisen. TTY:llä rakennettu prototyyppi puolestaan on maadoitettu, nollajohtimellinen järjestelmä. Syö-tön tähtipiste on yhdistetty suuntaajan välipiirin keskipisteeseen ja välipiirin keskipis-teestä nollajohdin viedään edelleen kuorman tähtipisteeseen. Nollajohtimellisen maadoi-tetun järjestelmän tapauksessa asiakkaan sähköverkko voi olla maadoitettu nykyiseen tapaan, eikä tasajännitejakelujärjestelmän ja asiakasverkon väliin tarvita galvaanista erotusta.

Modulointimenetelmänä työssä on käytetty vakiokytkentätaajuista sinikolmiovertai-lua. Sinikolmiovertailun lisäksi työssä on esitelty hystereesisäädön periaate, jossa kyt-kentätaajuus on muuttuva. Sinikolmiomoduloinnilla matalataajuisia yliaaltoja syntyy vähemmän kuin hystereesimoduloinnilla vastaavalla kytkentätaajuudella. Pakkokommu-

8. YHTEENVETO

77

toiduille tasasuuntaajille on esitetty säätömenetelmä, joka perustuu verkkovirtojen puo-liaaltoepäsymmetriaan. Kuormasuuntaajille ei ole säätöjärjestelmää, vaan modulaattoril-le viedään vakiojänniteohje.

Työssä on vertailtu mahdollisina tasasuuntaajatopologioina diodi- ja tyristorisiltoja sekä aktiivisia kaksi- ja kolmitasoisia suuntaajia. Diodisillat ovat yksinkertaisia, luotet-tavia ja ne toimivat korkealla hyötysuhteella. Niillä tuotettua jännitettä ja virtaa ei voida kuitenkaan ohjata. Tuotetussa jännitteessä ja virrassa on paljon matalataajuisia särö-komponentteja. Diodisiltojen ja puoliksi ohjattujen tyristorisiltojen kautta tehoa voidaan siirtää vain yhteen suuntaan.

Aktiivikytkimillä toteutetun kolmitasoisen tasasuuntaajan avulla tuotetun jännitteen ja virran amplitudi saadaan ohjattua halutuksi ja tehokerroin voidaan asetella lähelle yk-köstä. Työssä on tutkittu kahta kolmitasoista tasasuuntaajatopologiaa: NPC- ja Vienna-suuntaajia. NPC-suuntaaja on rakenteeltaan kaksitasoista suuntaajaa monimutkaisempi. Vienna-suuntaajan rakenne on NPC-suuntaajaa yksinkertaisempi. Aktiivikytkimiä on vain kolme, joten ohjauselektroniikkaa on vähän. Vienna-suuntaaja voidaan rakentaa kolmesta IXYS-moduulista. Tosin IXYS-moduuleja ei valmisteta 1500 V:n jännitekes-tolla, mitä tasajännitejakelussa tarvitaan. Vienna- ja NPC-suuntaajilla verkkovirran sä-rötaso saadaan yhtä pieneksi. Vienna-suuntaajalla tehoa voidaan siirtää vain yhteen suuntaan. NPC-suuntaajalla, kuten kaksitasoisillakin suuntaajilla, tehoa on mahdollista siirtää kahteen suuntaan. Tämä mahdollistaa hajautetun sähköntuotannon kytkemisen LVDC-järjestelmään siten, että tehoa voidaan siirtää myös keskijänniteverkkoon päin.

Projektin aikana on tutkittu sekä yksi- että kolmivaiheisia kaksi- ja kolmitasoisia vaihtosuuntaajatopologioita. Vaihtosuuntaaja voidaan kytkeä joko välipiirin vaiheisiin 1500 V:iin tai vaiheen ja nollan välille välipiirin puolikkaaseen 750 V:iin. Suurin osa sähkönkäyttäjien kuormista on yksivaiheisia, joten kolmivaiheisen sähkön tarjoaminen kaikille asiakkaille ei ole välttämätöntä. Yksivaiheinen vaihtosuuntaaja voidaan toteut-taa kaksi- tai kolmitasoisena puoli- tai kokosiltasuuntaajana.

Kaksitasoisten puolisiltasuuntaajien bipolaarisella sinikolmiomoduloinnilla tuottama kokonaissärö 10 kHz:n kytkentätaajuudella, matalalla 50 Hz perustaajuudella ja suurella 1500 V:n jännitetasolla on liian suuri. Standardien asettamien särövaatimusten täyttämi-seksi tarvittavat passiivisuotimet ovat suuria. Unipolaarisella sinikolmiomoduloinnilla ohjattavat kaksitasoiset kokosiltasuuntaajat soveltuvat sen sijaan hyvin LVDC-jakeluun. Yksivaiheiset suuntaajat on järkevää kytkeä välipiirin jännitteen puolikkaaseen 750 V:iin kun asiakkaalle halutaan tuottaa tehollisarvoltaan 230 V:n jännitettä. 1500 V:iin kytketyllä yksivaiheisella suuntaajalla modulointi-indeksi on pieni, joten tuotetun kuormavirran särötaso on korkea.

Kolmitasoisilla suuntaajilla tuotetun kuormavirran särötaso on pienempi verrattuna kaksitasoisiin suuntaajiin, koska ulostulojännitteessä on enemmän jännitetasoja. DC-välipiirin puolikkaaseen 750 V:iin kytketyllä kolmitasoisella puolisiltasuuntaajalla tuo-tetussa ulostulojännitteessä on kolme jännitetasoa: +udc/4, 0 ja -udc/4. 750 V:iin kytke-tyllä kaksitasoisella kokosiltasuuntaajalla ulostulojännitteessä on myös kolme jänniteta-soa: +udc/2, 0 ja -udc/2, mutta jännitteen amplitudi on kaksinkertainen. Kolmitasoisella

8. YHTEENVETO

78

puolisiltasuuntaajalla tuotettu pulssikuvio vastaa kaksitasoisen puolisiltasuuntaajan pulssikuviota jos kytkentätaajuus kaksinkertaistetaan. Jännitepulssien korkeus on edel-leen puolet kaksitasoisen kokosiltasuuntaajan jännitepulsseja matalampi. Kaksinkertai-sella kytkentätaajuudella toimivalla kolmitasoisella puolisiltasuuntaajalla kuormavirran särötaso saadaan lähes puolet pienemmäksi tai käytettävien kuormasuodinten kokoa voidaan pienentää verrattuna kaksitasoiseen kokosiltaan. 10 kHz kytkentätaajuudella simuloidun kolmitasoisen puolisiltasuuntaajan kuormavirran kokonaissärö (THD25kHz

7,6 %) ei ole paljoakaan kaksitasoisen kokosiltasuuntaajan tuottamaa säröä (THD25kHz

6,1 %) huonompi. Kaksitasoisessa puolisillassa aktiivikytkimiä on yhtä monta kuin kak-sitasoisessa kokosillassa.

Kolmitasoisella kokosiltasuuntaajalla ei LVDC-jakelun tapauksessa saavuteta mer-kittävää etua. Vaihtosuuntaajan modulointi-indeksi on alle 0,5, minkä takia kolmitasoi-sen kokosiltasuuntaajan tuottama ulostulojännite vastaa kolmitasoisen puolisiltasuuntaa-jan jännitettä. Kun modulointi-indeksi nostetaan yli 0,5:n, saadaan kokosiltasuuntaajalla tuotettua kolmen sijaan viisi ulostulojännitetasoa. Tällöin ulostulovirran särötaso on pieni. Kolmitasoisen kokosiltasuuntaajan rakenne on kaksitasoista kokosiltaa moni-mutkaisempi, kun aktiivikytkimiä tarvitaan neljän sijasta kahdeksan.

Kolmitasoisten suuntaajien IGBT:t voivat olla estojännitekestoltaan puolet pienem-piä kuin vastaavan kaksitasoisen suuntaajan IGBT:t. Kytkentähäviöt ovat pienemmät pienemmän jännitekeston IGBT:ssä. Kolmitasoisen puolisiltasuuntaajan kytkentätaajuus voidaan nostaa kaksinkertaiseksi ja tästä huolimatta suuntaajan häviöt säilyvät teoriassa yhtä suurina kuin kaksitasoisen kokosiltasuuntaajan häviöt.

Tutkitut kolmitasoiset tasasuuntaajatopologiat ovat nollajohtimellisia. Nollajohdin viedään syöttömuuntajan tähtipisteestä dc-välipiirin keskipisteeseen ja sieltä edelleen kolmivaiheisen kuorman tähtipisteeseen. Kolmivaiheista vaihtosuuntaajaa voidaan kuormittaa vaihe-epäsymmetrisesti ja siitä huolimatta verkkovirrat säilyvät sinimuotoi-sina. Nollajohtimellisella kolmivaiheisella suuntaajalla voidaan syöttää kolmen asiak-kaan yksivaiheista syöttöverkkoa.

Tasasähkönjakelujärjestelmän on oltava vakaa ja turvallinen. Tämän varmistamisek-si työssä on tarkasteltu kahta mahdollista resonanssitilannetta. Ohjaamattoman diodi- tai tyristorisillan avulla ei voida ohjata verkkovirtoja, mikäli vaihtosuuntaajan vakiokuor-mateho kasvaa liian suureksi. Jos välipiirin kondensaattorit ovat liian pienet, ne eivät toimi riittävän suurena energiavarastona, vaan järjestelmä alkaa värähdellä. Verkkoin-duktanssit, välipiirin kaapelin induktanssi ja välipiirin kondensaattorit muodostavat LC-resonanssipiirin. Toisessa mahdollisessa resonanssitilanteessa käytetään pakkokommu-toituja suuntaajia. Tällöin välipiirissä on edellistä enemmän kapasitanssia ja teoriassa kapasitanssi ja tasajännitekaapelin induktanssi voisivat muodostaa LC-resonanssipiirin. Kumpaakaan edellä esitetyistä resonansseista ei kuitenkaan esiintynyt tutkimuksessa käytetyillä kondensaattorien ja kuristimien parametreilla.

LVDC-jakelu ja kolmitasoiset suuntaajatopologiat ovat hyvin laaja tutkimusalue, jo-ten diplomityön valmistuttua avoimia tutkimuskysymyksiä jää vielä runsaasti. Diplomi-työn aikana on saatu aikaan suuntaajatopologioiden simulointikokoelma, jolla voidaan

8. YHTEENVETO

79

jatkossa saada tarkempia tuloksia. Jatkossa tutkitaan muun muassa eri suuntaajatopolo-gioiden vaikutusta LVDC-järjestelmän mitoitukseen ja siinä syntyviin häviöihin. Käy-tettävät aktiiviset tasa- ja vaihtosuuntaajat on synkronoitava siten, ettei välipiiriin vir-taan ja välipiirin jännitteen puolikkaisiin syntyy mahdollisimman vähän matalataajuista aaltoisuutta, joka aiheuttaa tehohäviöitä. Tulevaisuudessa tutkitaan myös hajautetun sähköntuotannon ja energiavarastojen liittämistä LVDC-sähkönjakeluverkkoon.

LÄHTEET [1] SFS-6000-1. Pienjännitesähköasennukset. Vahvistettu 2007-05-28. Hel-

sinki, Suomen Standardoimisliitto SFS ry. [2] Partanen J. et al. 2007. Tasasähkönjakelujärjestelmän toiminnalliset kri-

teerit ja sähköturvallisuustarkastelu. Tutkimusraportti, Lappeenrannan teknillinen yliopisto 77s

[3] Salonen P. 2006. Tasasähkön hyödyntämismahdollisuudet sähkönjake-

lussa. Diplomityö. Lappeenrannan teknillinen yliopisto 86 s + 6 liitesivua [4] Partanen J. et al. 2008. Tehoelektroniikka sähkönjakelussa Hankeosio ½.

Tutkimusraportti. Lappeenrannan teknillinen yliopisto 94s + 12 liitesivua [5] Brenna M., Lazaroiu G.C., Tironi E., 2006. High Power Quality and DG

Integrated Low Voltage dc Distribution System. Power Engineering So-ciety General Meeting, 2006, IEEE.

[6] Tehoelektroniikka sähkönjakelussa – vaihe 2/2. Vuosiraportti 2008. Si-

säinen raportti. Lappeenrannan teknillinen yliopisto ja Tampereen teknil-linen yliopisto. 49 s.

[7] Engelen K., Leung Shun E., Vermeyen P., Pardon I., D’hulst R., Driesen

J., Belmans R. 2006. The Feasibility of Small-Scale Residential DC Dis-tribution Systems. IECON 2006- 32nd Annual Conference On IEEE In-dustrial Electronics. 6-10 Nov. 2006. p. 2618-2323.

[8] Brenna M., Tironi E., Ubezio G.. 2004. Proposal of a Local dc Distribu-

tion Network with Distributed Energy Resources. 11th International Conference on Harmonics and Quality of Power, IEEE, 12-15 Sept. 2004. p. 397-402.

[9] SFS-EN 50160. Yleisen jakeluverkon jakelujännitteen ominaisuudet.

Toinen painos. Vahvistettu 2008-01-21. Helsinki, Suomen Standar-doimisliitto SFS ry.

[10] Nuutinen P. 2007. Vaihtosuuntauksen ja suodatuksen toteuttaminen ta-

sasähkönjakelussa. Diplomityö. Lappeenrannan teknillinen yliopisto 89s + 6 liitesivua

81

[11] Mohan N., Undeland T., Robbins W. 2003. Power Electronics, Convert-ers, Applications and Design. 3rd edition.

[12] Routimo M. 2008. Jännitevälipiirillinen PWM-verkkovaihtosuuntaaja ja

rinnakkaisaktiivisuodin. Luentomateriaali TEL-1520 Tehoelektroniikan uudet sovellukset, Tampereen teknillinen yliopisto

[13] IEC 60644-1. 2002. Insulation coordination for equipment within low-

voltage systems – Part 1: Principles, requirements and tests. Edition 1:1992 consolidated with amendments 1:2000 and 2:2002. International Electrotechnical Commission, Geneve, Sveitsi.

[14] Tanaka T., Koshio N., Akagi H., Nabae A. 1998. Reducing Supply Cur-

rent Harmonics. Industry Applications Magazine, IEEE, Vol. 4, Issue 5. Sept-Oct 1998. p. 31-37.

[15] Nabae A., Takahashi I., Akagi H. 1981. A New Neutral Point Clamped

PWM Inverter’, IEEE Trans. On IA., 1981, IA-17(5), p. 509-517. [16] Rodriguez J., Jih-Sheng Lai, Fang Zheng Peng. 2002. Multilevel Invert-

ers: A Survey of Topologies, Controls and Applications. IEEE Transac-tions on Industrial Electronics. Vol. 49, Issue 4. Aug 2002. p. 724-738.

[17] Celanovic N. 2000. Space-vector modulation and control of multilevel

converters. Thesis for the degree of Doctor of Philosophy. Virginia Poly-technic Institute and State University.

[18] Ide P., Froehleke N., Grotstollen H. 1997. Investigation of Low Cost

Control Schemes for a selected 3-level Switched Mode Rectifier. INTELEC 97, 19th International Telecommunications Energy Confer-ence, 19-23 Oct. 1997. p. 413-418.

[19] Teichmann R., Bernet S. 2005. A Comparison of Three-Level Converters

Versus Two-Level Converters for Low-Voltage Drives, Traction, and Utility Applications. IEEE Transactions on Industy Applications. May-June 2005. Vol. 41. Issue 3. p.855-865.

[20] Al-Naseem O., Erickson R., Carlin P. 2000. Prediction of Switching

Loss Variations by Averaged Switch Modeling. Applied Power Electron-ics Conference and Exposition 2000. APEC 2000. 15th Annual IEEE.

82

[21] Ide P., Froehleke N., Grotstollen H, Korb W., Margaritis B. 1999. Opera-tion of a Three-Phase/Three-Level-Rectifier in Wide Range and Single-Phase Applications. IECON’99 Proceedings. The 25th Annual Confer-ence on the IEEE Industrial Electronics Society, 1999. Vol. 2, 29 Nov. -3 Dec. 1999. p. 577-582.

[22] Alahuhtala J. 2005. Vienna-suuntaajan nelijohdintoteutus. Diplomityö.

Tampereen teknillinen yliopisto. [23] Viitanen T. 2003. Kolmivaiheinen PWM-tasasuuntaus: Kokosilta- ja

Vienna-suuntaajan vertailu. Lisensiaatintutkimus. Tampereen teknillinen yliopisto.

[24] Zhang H., von Jouanne A., Dai S., Wallace A., Wung F. Multilevel In-

verter Modulation Schemes to Eliminate Common-Mode Voltages. IEEE Transactions on Industry Applications, vol. 36, Issue 6, November-December 2000, p. 1645-1653.

[25] Viitanen T. 2005. Space vector modulation of boost-type three-phase,

three-switch and three-level unidirectional PWM-rectifier- analysis and implementation. Thesis for the degree of Doctor of Technology. Tam-pereen teknillinen yliopisto.

[26] Gatlan C., Gatlan L. 1997. AC to DC PWM voltage source converter un-

der hysteresis current control. ISIE’97 IEEE International Symposium of Industrial Electronics. Vol. 2. 7-11 July 1997. p. 469-473.

[27] Draka AXMK 0,6/1kV kaapeli datalehti. Saatavissa http://www.draka.fi/draka/Countries/Draka_Finland/Languages/suomi/na

vigaa-tio/Tuotteet/Kiinteistoverkot/Voimakaapelit/Voimakaap._1kV_Al/AXMK_4xA_1_kV_JT_D1631.pdf (viitattu 22.11.2009)

jenni rekola kolmitasoiset suuntaajat … julkiset dtyot/rekola_jenni_julk.pdf ·...

Documents