Импульсное напряжение в постоянное: Значение, Определение, Предложения . Что такое импульсное напряжение

Содержание

Значение, Определение, Предложения . Что такое импульсное напряжение

Номинальное напряжение UR — это максимальное напряжение постоянного тока или пиковое импульсное напряжение, которое может непрерывно подаваться при любой температуре в пределах номинального диапазона температур TR.
Номинальное напряжение UR — это максимальное напряжение постоянного тока или пиковое импульсное напряжение, которое может непрерывно подаваться при любой температуре в пределах номинального диапазона температур TR.
Другие результаты
На рисунке изображено преобразование импульсного сигнала в постоянное напряжение.
Испытательное напряжение соответствует номинальному напряжению постоянного тока и состоит из 10000 импульсов с частотой следования 1 Гц.
Дивергентные личности дуэта — Эйб осторожный и контролирующий, Аарон импульсивный и назойливый — накладывали тонкое напряжение на их сотрудничество и дружбу.
Он представляет собой отклик цепи на входное напряжение, состоящее из импульса или дельта-функции Дирака.
Лавинные транзисторы в основном используются в качестве быстрых генераторов импульсов, имеющих время нарастания и спада менее наносекунды и высокое выходное напряжение и ток.
В моностабильном режиме выходной импульс заканчивается, когда напряжение на конденсаторе равно 2⁄3 напряжения питания.
Разница в том, что умножитель напряжения питается переменным током и производит постоянное выходное напряжение постоянного тока, тогда как генератор Маркса производит импульс.
Если транзистор используется для переключения тока, например в импульсных источниках питания, высокое обратное напряжение может разрушить транзистор.
Результирующая последовательность импульсов энкодера преобразуется либо в цифровое значение частоты вращения, либо в напряжение, пропорциональное частоте вращения.
Для данного наблюдателя это может быть достигнуто с помощью псевдотенсора напряжение-энергия-импульс.
Современный компьютерный источник питания-это импульсный источник питания, который преобразует переменную мощность от сетевого источника питания в несколько напряжений постоянного тока.
Между прочим, для изменения состояния требуется миллисекундный импульс двух вольт напряжения.
Нейроны, выделяющие ацетилхолин, посылают импульсы высокого напряжения в передний мозг.
Следовательно, счетчик увеличивается в два раза быстрее справа, чем слева; это удвоение частоты импульсов согласуется с удвоением входного напряжения.
Важным свойством пленочных конденсаторов является их способность выдерживать высокие пиковые напряжения или импульсы пикового тока.
Импульсы совпадают с пиковой или близкой к пиковой амплитудой сопутствующей синусоидальной формы напряжения.
В качестве альтернативы напряжения контактной цепи могут быть отфильтрованы по нижним частотам для уменьшения или исключения появления нескольких импульсов.
Успех электропорации in vivo в значительной степени зависит от напряжения, повторяемости, импульсов и длительности.
Мощность импульсного напряжения — это время нарастания импульса.
Из-за этого непрерывные отрицательные идущие входные импульсы не позволят конденсатору зарядиться до порогового напряжения.
В случае изменения частоты входного сигнала или пропущенного импульса, конденсатор зарядится до порогового напряжения, а выход упадет низко.
Импульсная характеристика для каждого напряжения представляет собой обратное преобразование Лапласа соответствующей передаточной функции.
Ток, получаемый от сети питания по этой схеме выпрямителя, возникает короткими импульсами вокруг пиков переменного напряжения.
Он помог разработать теорию сбора заряда в полупроводниковых детекторах и формирования импульсов тока или напряжения на входе соответствующей электроники.
Конструктивными параметрами генератора тактовых импульсов VCXO являются диапазон изменения напряжения, центральная частота, диапазон изменения частоты и временной джиттер выходного сигнала.
Для нижнего компаратора один из входов является импульсом запуска, а другой подключен на 1/3 напряжения питания.
Ширина выходного импульса времени t, которое требуется для зарядки C до 2⁄3 питающего напряжения, задается.
Полимерные Ta-e-колпачки, которые подвергаются воздействию скачков напряжения, пиковых или импульсных токов, например, в высокоиндуктивных цепях, требуют снижения напряжения.

Методика построения непрерывных моделей импульсных преобразователей напряжения постоянного тока

В статье рассмотрена методика получения предельных непрерывных моделей импульсных преобразователей напряжения постоянного тока, соответствующих исчезающе малому периоду коммутации.

Введение

Импульсные преобразователи напряжения постоянного тока трех основных типов, представленные на рис. 1–3, широко используются в источниках вторичного электропитания (ИВЭП) [1]. Как известно, ИВЭП представляют собой замкнутые системы автоматического управления, а точнее — системы стабилизации с весьма жесткими требованиями к статическим и динамическим режимам. Поэтому при расчетах ИВЭП необходимы достаточно корректные математические модели преобразователей. Поскольку они представляют собой нелинейные импульсные системы, структура которых изменяется в течение периода коммутации, точные математические модели преобразователей оказываются весьма сложными и практически непригодными для инженерных расчетов. Представление преобразователей безынерционными элементами со статическими характеристиками, описываемыми известными формулами [1]:

(здесь γ = τ/T — относительная длительность нахождения ключа

К в положении 1 в течение периода коммутации Т), не только не учитывает их динамических свойств, но и статические свойства отражает с существенными погрешностями.

В то же время исследования показали [2], что при уменьшении периода коммутации нелинейные импульсные системы приближаются по свойствам к непрерывным нелинейным, а иногда и линейным системам. Учитывая весьма высокую частоту коммутации современных импульсных преобразователей, задача построения их непрерывных моделей, достаточно точно отражающих как статические, так и динамические свойства, оказывается весьма актуальной.

При проектировании ключевых источников электропитания (DС/DС-преобразователей) широко применяют непрерывные линейные модели импульсных преобразователей для малых отклонений от установившегося режима. В монографии П. Четти [3, с. 75], например, приведены линеаризованные непрерывные модели основных типов преобразователей. Однако методика их получения, основанная больше на физике процессов, чем на строгой математике, базируется на допущении отсутствия у дросселя активного сопротивления. Вследствие этого теряются существенные особенности преобразователей. Например, установившийся режим повышающего и инвертирующего преобразователей, полученный без учета сопротивления дросселя, существенно отличается от реального. Особенно существенно это отличие при относительной длительности подключения дросселя к источнику питания, близкой к 1. Очевидно, что и линеаризованная модель для малых отклонений от установившегося режима отличается от реальной.

Ниже описана методика построения непрерывных моделей преобразователей постоянного тока при любой сложности входного и выходного фильтров, с учетом активного сопротивления дросселей и т. д. Модели применимы при достаточно высокой частоте коммутации. Это ограничение не является слишком жестким, поскольку преобразователи как раз и создаются для использования полезной непрерывной составляющей выходного напряжения при малых пульсациях.

Рис. 1

Рис. 2

Рис. 3

Получение непрерывной модели импульсных преобразователей напряжения постоянного тока

В общем случае преобразователь описывается разными дифференциальными уравнениями при первом (1) и втором (2) положениях ключа К (рис. 1, 2, 3). Полагая ключ К идеальным, а элементы схем линейными с постоянными параметрами, можно записать уравнения преобразователя в векторно-матричной форме:

где XT = [x1, x2, …, xm] — вектор фазовых координат, представляющих собой токи в дросселях и напряжениях на конденсаторах, А1 и А2m × m матрицы, элементами которых являются параметры элементов преобразователя (сопротивления, индуктивности и емкости), h1 и h2m-мерные векторы, Т — знак транспортирования, U1 — входное напряжение, τn и T–τn — время пребывания ключа К в положении 1 и 2 соответственно в

n-м периоде переключений, T — период переключений.

Несложно получить разностное уравнение, связывающее значения вектора фазовых координат Х(t) в моменты, соответствующие началам двух соседних периодов переключений: X((n+1)T) и X(nT) (n—целое число), — и их установившееся значение Х , к которому они стремятся при n → ∞

При уменьшении Т (Т → 0) и γ = τ / T = const установившийся режим приближается к предельному установившемуся режиму, при котором отсутствуют пульсации фазовых координат, т. е. при U1 = сonst они становятся постоянными. В большинстве реальных случаев вследствие высокой частоты коммутации пульсации фазовых координат достаточно малы и происходят вокруг фазовых координат предельной непрерывной модели, соответствующей Т → 0.

Для установившегося режима при Т → 0 и γ = τ / T = const получено следующее значение фазовых координат:

Можно считать, что при достаточно высокой частоте коммутации ключа f = 1/T (T ≈ 0), характерной для современных преобразователей напряжения постоянного тока, установившийся режим с точностью до малых первого порядка малости относительно Т определяется выражением (4). Пульсации в предельном установившемся режиме, очевидно, исчезают. Это позволяет полагать, что при Т → 0 и изменении γ = τ / T фазовые координаты преобразователя тоже изменяются непрерывно. Процесс изменения фазовых координат при этом можно описать дифференциальным уравнением. Для его получения найдено отношение первой разности ΔX(nT) = X((n+1)T)–X(nT) к периоду коммутации Т:

дающее приближенное значение производной вектора фазовых координат. Переход к пределу при Т → 0 в отношении (5) дает точное значение производной вектора фазовых координат:

Заметим, что из векторного уравнения эквивалентной непрерывной системы при γ =

const (U1 = const) получаем установившийся режим (8), который совпадает с предельным установившимся режимом преобразователя при Т → 0 , определяемым выражением (4), что говорит в пользу правильности использованного подхода.

Из полученных выражений (6), (7) следует, что при γ = const импульсный преобразователь для входного воздействия U1 можно рассматривать как линейную непрерывную систему с постоянными параметрами.

При изменении γ изменяются параметры линейной системы. Таким образом, при изменении γ и при достаточно высокой частоте коммутации (T ≈ 0) импульсный преобразователь можно рассматривать как непрерывную систему, описываемую дифференциальным уравнением (6). Параметры этой системы (элементы матрицы А и вектора h) изменяются при изменении входного воздействия, каковым является относительная длительность импульсов γ = τ / T. Следовательно, изменение относительной длительности импульсов γ является не сигнальным, а «параметрическим» воздействием.

Непрерывная модель повышающего преобразователя

Расчетная схема преобразователя, представленная на рис. 4а, описывается следующими двумя системами дифференциальных уравнений:

где r и L — сопротивление и индуктивность дросселя Др (рис. 1).

Рис. 4

Параметры источника входного напряжения — выходные активное сопротивление и индуктивность — в рассматриваемом случае следует прибавить к активному сопротивлению r и индуктивности дросселя L соответственно. Поскольку ток источника питания не прерывается, С-фильтр на входе преобразователя не обязателен. Защиту ключа от перенапряжений в моменты переключений осуществляют снабберные цепи, в модели не учитываемые.

Согласно (2), x1 = i, x2 = uн — фазовые координаты преобразователя,

Подстановка в формулы (7) дает

или

Согласно (8), получаем установившийся режим

Таким образом, установившиеся потребляемый ток и выходное напряжение при T ≈ 0 имеют значения

Согласно последнему выражению, повышающий преобразователь в статике представляет собой управляемый источник напряжения, ЭДС и выходное сопротивление которого зависят от γ согласно формулам:

Статическая характеристика повышающего преобразователя, описываемая первой из формул (1), справедлива лишь в режиме холостого хода Rн = ∞ и γ < 1. Под нагрузкой (Rн < ∞) проявляется переменное выходное сопротивление преобразователя, резко возрастающее с приближением γ к 1. Вследствие этого статическая характеристика повышающего преобразователя под нагрузкой U2 = f (γ) имеет максимум при

равный

а при γ → 1 согласно (13) U2 → 0.

Причина указанных особенностей статической характеристики нагруженного преобразователя — в отличном от нуля активном сопротивлении дросселя r, ограничивающем ток дросселя согласно неравенству

При малом времени подпитки конденсатора С, равном (1–γ)T и уменьшающемся с ростом γ , амплитуда тока подпитки должна неограниченно расти. Вследствие ограничения (17) это невозможно и вызывает уменьшение выходного напряжения преобразователя при увеличении γ сверх γmax.

При работе повышающего преобразователя в замкнутой системе стабилизации выходного напряжения необходимо ограничивать величину γ, чтобы не превышать γmax, т. к. в противном случае увеличение γ, сверх γmax приведет в замкнутой системе к уменьшению выходного напряжения до нуля.

При расчете замкнутых систем стабилизации напряжения с повышающим преобразователем, помимо ограничения γ необходимо учитывать существенную его нелинейность, состоящую в зависимости элементов матрицы А(11) от относительной длительности импульсов γ . Системе дифференциальных уравнений непрерывной модели повышающего преобразователя (11) соответствует эквивалентная схема, представленная на рис. 4б. Следует подчеркнуть, что переменные эквивалентной схемы i и uc совпадают с действительными переменными предельной непрерывной модели, а iн′ и ic′ отличаются от действительных переменных непрерывной модели. Действительный ток нагрузки iн = uн/Rн меньше тока эквивалентной схемы iн′ = uн/(1–γ)Rн в 1/(1–γ) раз, так же как и действительный ток конденсатора ic = Cduн/dt в 1/(1–γ) раз меньше тока конденсатора эквивалентной схемы ic′=(1–γ)-1Cduн/dt.

Непрерывная модель инвертирующего преобразователя

Расчетная схема преобразователя, представленная на рис. 5а, описывается следующими дифференциальными уравнениями:

Рассматриваемая модель соответствует предположению о неограниченной мощности источника входного напряжения. В реальных условиях ограниченной мощности источника его прерывистый ток вызывает значительную ЭДС самоиндукции в индуктивности выходного сопротивления. Для защиты от перенапряжений на вход преобразователя включают емкостной фильтр, обеспечивающий замыкание тока источника в момент переброса ключа из положения 1 в положение 2. Модель преобразователя, учитывающая выходное сопротивление источника и емкостной фильтр, рассмотрена отдельно.

Согласно (2), x1 = i, x2 = uн,

Аналогично предыдущему находим согласно (7)

или

Установившийся режим преобразователя, согласно (8), определяется выражением:

Рис. 5

Установившиеся потребляемый ток и выходное напряжение инвертирующего преобразователя имеют значения:

Согласно последнему из выражений, инвертирующий преобразователь в статике представляет собой регулируемый источник напряжения, ЭДС которого и выходное сопротивление зависят, как и у повышающего преобразователя, от γ, согласно формулам:

Как и в случае повышающего преобразователя, статическая характеристика инвертирующего преобразователя, описываемая второй из формул (1), справедлива лишь в режиме холостого хода (Rн = ∞) и γ < 1. Под нагрузкой (Rн < ∞) проявляется переменное выходное сопротивление преобразователя, согласно выражению (23) резко возрастающее при γ → 1.

Как и у повышающего преобразователя, статическая характеристика инвертирующего преобразователя имеет экстремум, а при γ → 1 и Rн < ∞ стремится к 0. Выходное напряжение преобразователя имеет максимальную величину при

где x — положительный корень квадратного уравнения

имеющий величину больше 1/2 и стремящийся к 0 при r/Rн → 0.

При использовании инвертирующего преобразователя в замкнутых системах стабилизации напряжения, помимо необходимости ограничивать величину γ , нужно учитывать и существенную нелинейность непрерывной модели преобразователя, проявляющуюся в зависимости от γ не только матрицы А, как в повышающем преобразователе, но и элементов вектора h (24).

Для инвертирующего преобразователя на рис. 5б представлена эквивалентная схема. Как и в эквивалентной схеме повышающего преобразователя, с действительными переменными совпадают только i и uн, причем для uн изменено направление. Вследствие этого полученное из эквивалентной схемы значение uнуст отличается знаком от второй формулы (22). Токи iн′ и ic′ также имеют другие знаки, а по модулю превосходят реальные в 1/(1–γ) раз.

Непрерывная модель понижающего преобразователя

Расчетная схема преобразователя при идеальном источнике питания, представленная на рис. 6а, описывается следующими дифференциальными уравнениями:

Согласно (2), x1 = i, x2 = uн,

Следуя (7), получаем:

или

Рис. 6

Установившийся режим, согласно (8), определяется выражением

Потребляемый преобразователем ток и выходное напряжение в установившемся режиме имеют значения:

Очевидно, что понижающий преобразователь можно рассматривать как управляемый источник напряжения с постоянным выходным сопротивлением, равным активному сопротивлению дросселя r и ЭДС, определяемой третьим из выражений (1).

Непрерывная модель понижающего преобразователя линейна. Матрица А имеет постоянные элементы, а вектор h можно также считать постоянным, отнеся множитель γ к входному напряжению U1.

Для понижающего преобразователя на рис. 6б представлена эквивалентная электрическая схема. Очевидно, что все токи и напряжения схемы, а не только фазовые координаты i и uн, совпадают с реальными токами и напряжениями непрерывной модели.

Полученный результат совпал с известным, следующим из соображений, основанных на учете только полезной составляющей импульсов длительностью τ = γ T и амплитудой U1. Эта полезная составляющая определяется средним за период следования импульсов напряжением, равным γU1.

Непрерывные модели понижающего и инвертирующего преобразователей получены для идеального источника входного напряжения. Предложенная методика позволяет легко учесть влияние выходного сопротивления и индуктивности реального источника входного напряжения и защитного емкостного фильтра на входе преобразователя.

Учет ограниченной мощности источника входного напряжения и входного фильтра преобразователя

Расчетная схема преобразователя, представленная на рис. 7, описывается системой четырех дифференциальных уравнений:

Рис. 7

Согласно (2), x1 = i, x2 = uн , x3 = iи, x4 = uф,

или

Как и выше A и h (33) определены, согласно (7), а установившийся режим преобразователя (34) — согласно (8).

Заметим, что задачу обращения матрицы A в символьной форме и умножение на вектор можно заменить более простым решением системы линейных уравнений:

Из формулы (34) непосредственно следуют выражение для тока, потребляемого от источника питания:

и выходного напряжения преобразователя:

Таким образом, с учетом параметров источника питания и входного фильтра инвертирующий преобразователь в установившемся режиме (в статике) можно рассматривать как управляемый источник напряжения с той же ЭДС (вторая из формул (1)) и больщим выходным сопротивлением, возрастающим с увеличением γ:

Так же как и при идеальном источнике входного напряжения, статическая характеристика преобразователя U2 = f (γ) принимает нулевое значение при γ = 0 и γ = 1 и имеет максимум при

где x — положительный корень квадратного уравнения

имеющий величину больше 1/2 и стремящийся к 0 при g → 0.

В случае приближения Rн к rи γmax приближается к 1/2, а максимальное значение U2 стремится к величине U1/(3+4r/Rн) < U1/3. Значения Rн, незначительно превышающие r и rи, ненамного практического интереса, поскольку соответствуют низкому КПД источника питания.

Во всех рассмотренных случаях параметры реактивных элементов (дросселей и конденсаторов) не влияют на установившийся режим предельной непрерывной модели преобразователя. В реальных преобразователях они определяют размах пульсаций токов и напряжений.

В переходных режимах полученные дифференциальные уравнения предельных непрерывных моделей позволяют достаточно точно определить закон изменения полезных составляющих фазовых координат реальных преобразователей, на которые накладываются их высокочастотные пульсации.

Оценка точности предельной непрерывной модели преобразователя

Аналитическая оценка точности непрерывной модели преобразователя — весьма сложная математическая задача, решение которой вряд ли представляет большой интерес для инженерной практики. Поэтому ограничимся сопоставлением результатов расчета процессов по дискретной и непрерывной модели на ЭВМ.

В качестве примера рассмотрим повышающий преобразователь 100/200 В с параметрами L = 6,914 × 10–3 Гн, r = 0,2 Ом, Rн = 40 Ом, С = 14,14 × 10–6 Ф, Т = 2 × 10–5 c.

Решая уравнение статической характеристики (13) при U1 = 100 B и U2 = 200 B, получаем два значения γmax:

Рис. 8

Меньшее из них, γ1 = 0,5112, соответствует восходящей ветви статической характеристики, а большее γ2 = 0,9888 — падающей ветви (рис. 8). Поэтому принимаем γ0 = γ1.

В качестве «пробного» воздействия на повышающий преобразователь выберем изменение γ по закону

которое позволит наблюдать процесс установления выходного напряжения U2 = 220 B и его установившиеся колебания, вызванные гармоническими колебаниями отклонения γ от γ0.

Реакция реального преобразователя и его непрерывной модели на воздействие (39) получена в системе Matlab 6.5/Simulink 5. На рис. 9 представлены дискретная и непрерывная модели преобразователя. Входное воздействие обеих моделей непрерывное, получаемое суммированием постоянного воздействия величиной 0,5112 и синусоидального с амплитудой 0,025 и частотой 100 Гц (39) с блока Sine Wave. В дискретной модели непрерывный сигнал превращается в дискретные значения γ с помощью широтно-импульсного модулятора с единичной амплитудой линейного сигнала развертки и периодом Т = 20 мкс. Ключ К моделируется двумя блоками Ideal Switch. Обязательные снабберные RC-цепи и внутреннее сопротивление открытого ключа rк (rк = 0,001 Oм, Rсн = 100 Ом, Ссн = 1×10–9 Ф) выбраны так, чтобы модель ключа приближалась к идеальному ключу, поскольку непрерывная модель преобразователя построена для идеального ключа К. В состав непрерывной нелинейной модели преобразователя, описываемой уравнениями (11), входят два блока умножения (Product) и два интегратора (1/S). Блоки усиления Gain, Gain1, Gain2, Gain3, согласно (11), имеют следующие значения коэффициентов: k = r = 0,2, k1 =1/Rн = 1/40, k2 =1/C = 1/14.14e–6, k3 = 1/L = 1/6.914e–3 соответственно.

Рис. 9

На рис. 10 представлены осциллограммы выходных напряжений непрерывной и дискретной моделей, полученные с помощью Scope1. Там же в масштабе увеличения показана гармоническая составляющая входного сигнала. Из рис. 10 очевидно, что выходной сигнал непрерывной модели практически является «средней линией» выходного сигнала дискретной модели, содержащего пульсации выходного напряжения. Следовательно, предельная непрерывная модель преобразователя с достаточной точностью описывает поведение полезной составляющей выходного напряжения реального преобразователя. Заметим, что при большем отличии модели ключа от идеального (увеличении rк и более существенном влиянии снабберных цепей, т. е. при меньших значениях Rсн и больших Ссн) появляется некоторое отклонение. Устранить его можно путем учета свойств реального ключа в непрерывной модели преобразователя. Это, очевидно, усложнит непрерывную модель, но вряд ли будет оправдано вследствие обычно достаточной близости реального ключа К к идеальному и малости ошибок, вызываемых отличием реального ключа от идеального.

Рис. 10

Динамические свойства преобразователя, весьма важные при его работе в замкнутой системе, оценим по отработке им гармонической составляющей выходного сигнала. Как видно из рис. 10, колебание полезной составляющей выходного напряжения близко к гармоническому. Некоторое небольшое различие его амплитуд в положительном и отрицательном полупериодах объясняется большей крутизной статической характеристики при увеличении γ от значения γ0, чем при уменьшении его от значения γ0 (рис. 8). Из рис. 10 легко определить отставание нулевой фазы колебаний выходного напряжения от нулевой фазы колебаний Δγsinωt-φ(ω) и амплитуду выходных колебаний ΔU2m(ω). По результатам экспериментов для частот от 0 до 1 кГц построены фазо-частотная характеристика (ФЧХ) φ(ω) и относительная амплитудно-частотная характеристика (АЧХ):

Они представлены на рис. 11. Из характера φ(ω) и А(ω) следует, что построение замкнутых систем стабилизации напряжения рассмотренного преобразователя вызывает определенные трудности (невысокая точность), поскольку обеспечить достаточный запас устойчивости при высоком коэффициенте усиления в замкнутом контуре весьма сложно из-за очень быстрого увеличения фазового запаздывания до 180° при практически неизменной АЧХ преобразователя. Очевидно, что при увеличении отклонений от γ0 проявление нелинейности преобразователя будет усиливаться.

Рис. 11

Выводы

  1. Предложенная методика позволяет достаточно просто получать непрерывные модели преобразователей с учетом их существенных особенностей.
  2. В практически важных случаях высокой частоты коммутации импульсные преобразователи напряжения постоянного тока для полезной составляющей выходного напряжения можно рассматривать как непрерывные системы, описываемые обыкновенными дифференциальными уравнениями.
  3. Повышающий и инвертирующий преобразователи описываются нелинейными дифференциальными уравнениями, коэффициенты которых зависят от относительной длительности импульсов γ, являющейся для преобразователя «параметрическим» управляющим воздействием.
  4. По предельной непрерывной модели преобразователя в большинстве практических случаев можно определять полезную составляющую выходного напряжения с достаточной точностью.
  5. Динамические свойства повышающего и инвертирующего преобразователей неблагоприятны для их применения в замкнутых системах регулирования напряжения.

Литература

  1. Источники вторичного электропитания / Под ред. Ю. И. Конева. М.: Радио и связь. 1983.
  2. Коршунов А. И. Асимптотика свойств нелинейной импульсной системы при повышении частоты // Проблемы управления и автоматики. 1995. № 3.
  3. Чети П. Проектирование ключевых источников электропитания. М.: Энергоатомиздат. 1990.

Повышающие преобразователи постоянного тока. — Компоненты и технологии

Для получения высокого напряжения в системах с питанием от батарей или аккумуляторов используют последовательное включение нескольких питающих элементов. Однако из-за ограничений, накладываемых на габариты устройств, это не всегда возможно.

Выход — в использовании повышающих импульсных преобразователей постоянного тока. Принцип их действия основан на применении магнитного поля катушки индуктивности для поочередного запасания энергии и передачи ее в нагрузку с другим уровнем напряжения. Благодаря малым потерям они хорошо подходят для задач, где требуется высокий КПД. Для снижения пульсаций выходного напряжения к выходу преобразователя подключаются конденсаторы. Повышающие импульсные преобразователи, обсуждаемые в этой статье, используются для получения более высокого напряжения, в то время как понижающие импульсные преобразователи, обсуждавшиеся в предыдущей статье [1], нужны для получения более низкого напряжения. Напомним, импульсные преобразователи, имеющие внутренние ключи на полевых транзисторах, называются регуляторами, а устройства, для которых необходимы внешние полевые транзисторы, — контроллерами импульсных преобразователей.

Повышение напряжения становится возможным благодаря свойству катушки индуктивности противостоять изменениям тока. В процессе заряда катушка индуктивности играет роль нагрузки и запасает энергию, а в процессе разряда она играет роль источника энергии. Напряжение в фазе разряда зависит от скорости изменения тока, а не от исходного заряжающего напряжения. Это позволяет получить выходное напряжение, отличное от напряжения на входе.

Повышающий регулятор, упрощенная схема которого приведена на рис. 1, состоит из двух ключей, двух конденсаторов и катушки индуктивности.

Рис. 1. Схема повышающего преобразователя, отражающая две основные фазы его работы

Во избежание нежелательного «сквозного тока» управление ключами осуществляется таким образом, что только один из них активен в отдельно взятый момент времени. В фазе 1 (tON) ключ В разомкнут, а ключ А замкнут. Катушка индуктивности подключена к «земле», и ток протекает от VIN на «землю». Поскольку напряжение на катушке индуктивности имеет положительную полярность, ток возрастает, и в катушке индуктивности запасается энергия. В фазе 2 (tOFF) ключ А разомкнут, а ключ В замкнут. Катушка индуктивности подключена к нагрузке, и ток протекает от VIN в нагрузку. Поскольку напряжение на катушке индуктивности имеет отрицательную полярность, ток убывает, и энергия, запасенная в катушке индуктивности, передается в нагрузку. Указанные параметры двухфазового режима работы представлены на рис. 2 в виде временных диаграмм.

Рис. 2. Временные диаграммы работы повышающего преобразователя

Импульсный преобразователь может работать в непрерывном или прерывистом режиме. При работе в непрерывном режиме (continuous conduction mode, ССМ) ток через катушку индуктивности никогда не падает до нуля. При работе в прерывистом режиме (discontinuous conduction mode, DCM) ток через катушку индуктивности может падать до нуля. Уровень пульсаций тока, обозначенный на рис. 2 как ΔIL, определяется по формуле ΔIL = (VIN×tON)/L. В нагрузку попадает постоянный ток, равный среднему значению тока через катушку индуктивности, а ток пульсаций протекает через выходной конденсатор.

Схема повышающего импульсного преобразователя включает в себя генератор, контур управления с ШИМ и коммутируемые полевые транзисторы (рис. 3).

Рис. 3. Схема повышающего импульсного преобразователя

Преобразователи, в которых в качестве ключа В используется диод Шоттки, называются асинхронными, а преобразователи, в которых в качестве ключа В используется полевой транзистор, — синхронными. В схеме на рис. 3 ключи А и В реализованы с помощью внутреннего полевого транзистора с каналом N-типа и внешнего диода Шоттки соответственно, и, таким образом, она представляет собой асинхронный повышающий импульсный регулятор. В системах с пониженным энергопотреблением, в которых требуются изоляция нагрузки и малый ток в неактивном состоянии, можно добавить внешние полевые транзисторы, как показано на рис. 4. Подача напряжения ниже 0,3 В на вывод EN устройства отключает преобразователь и полностью отсоединяет вход от выхода.

Рис. 4. Типичная схема включения ADP1612/ADP1613

Основным рабочим режимом в современных повышающих синхронных импульсных преобразователях является режим широтно-импульсной модуляции. При этом частота импульсов поддерживается постоянной, а их длительность (tON) изменяется для регулировки выходного напряжения. Средняя мощность, выдаваемая в нагрузку, пропорциональна коэффициенту заполнения импульсной последовательности:

Например, при желаемом выходном напряжении 15 В и доступном входном напряжении 5 В:

Вследствие закона сохранения энергии входная мощность равна сумме мощности, выдаваемой в нагрузку, и любых потерь. Ввиду высокой эффективности преобразования небольшими потерями при вычислении мощности можно пренебречь. Таким образом, входной ток можно аппроксимировать выражением:

Так, например, если ток нагрузки равен 300 мА при выходном напряжении 15 В, то IIN = 900 мА при входном напряжении 5 В, то есть примерно в три раза больше выходного тока. Таким образом, с ростом выходного напряжения доступный ток нагрузки убывает.

Для стабилизации выходного напряжения в повышающих преобразователях используется обратная связь по напряжению или по току. Управляющий контур позволяет поддерживать уровень выходного напряжения при изменении нагрузки. Повышающие импульсные преобразователи для систем с малым энергопотреблением обычно работают с частотой импульсов в диапазоне от 600 кГц до 2 МГц. Работа на высокой частоте коммутации позволяет использовать катушки индуктивности меньших габаритов, однако при каждом удвоении частоты КПД падает примерно на 2%. В повышающих импульсных преобразователях ADP1612 и ADP1613 частоту коммутации можно выбрать при помощи вывода FREQ. При подключении вывода FREQ к «земле» устанавливается частота 650 кГц, при которой достигается максимальный КПД, а при подключении вывода FREQ к VIN устанавливается частота 1,3 МГц, позволяющая уменьшить габариты внешних компонентов.

Катушка индуктивности, являющаяся ключевым компонентом повышающего импульсного преобразователя, запасает энергию в интервале tON и передает эту энергию на выход через выходной выпрямитель в интервале tOFF. Для достижения компромисса между малым уровнем пульсаций тока через катушку индуктивности и высоким КПД в техническом описании ADP1612/ADP1613 рекомендуется использовать катушки индуктивности с номиналом от 4,7 до 22 мкГн. В общем случае, при одинаковых размерах, катушка с малой индуктивностью обладает бóльшим током насыщения и меньшим последовательным сопротивлением, однако при этом она также имеет больший пиковый ток, что может приводить к снижению КПД, повышенным пульсациям и росту шума. Для уменьшения габаритов катушки индуктивности и повышения стабильности лучше использовать повышающий импульсный преобразователь, работающий в прерывистом режиме. Пиковый ток через катушку индуктивности (максимальный входной ток плюс половина тока пульсаций) должен быть ниже номинального тока насыщения катушки, а максимальный постоянный входной ток должен быть ниже предельного рабочего среднеквадратического тока катушки индуктивности.

Ключевые спецификации и определения повышающего импульсного преобразователя

Диапазон входных напряжений

Диапазон входных напряжений повышающего импульсного преобразователя определяет наименьшее полезное входное напряжение питания.

Ток по цепи заземления (рабочий ток)

IQ — это постоянный ток смещения, не поступающий в нагрузку. Устройства с малым значением IQ дают больший КПД. Параметр IQ может быть указан в спецификации для различных условий работы.

Ток в неактивном режиме

Это входной ток, потребляемый при неактивном уровне сигнала на выводе разрешения. Малое значение этого тока важно для поддержания долговременной работы в режиме ожидания, когда устройство находится в «спящем» режиме.

Коэффициент заполнения импульсной последовательности

Рабочий коэффициент заполнения импульсной последовательности должен быть меньше максимального коэффициента заполнения импульсной последовательности; в противном случае стабилизация выходного напряжения поддерживаться не будет. Так, например при VIN = 5 В и VOUT = 15 В, D = (VOUT VIN)/VOUT = 67%. Максимальный коэффициент заполнения импульсной последовательности у ADP1612 и ADP1613 составляет 90%.

Диапазон выходных напряжений

Точнее — диапазон поддерживаемых выходных напряжений. Выходное напряжение повышающего импульсного преобразователя может быть фиксированным или регулируемым. Во втором случае для задания желаемого выходного напряжения используются внешние резисторы.

Предельный ток

В спецификациях на повышающие импульсные преобразователи обычно указывается предельный пиковый ток, а не ток нагрузки. Обратите внимание на то, что чем больше разница между VIN и VOUT, тем меньше доступный ток нагрузки. Максимальный доступный выходной ток определяется пиковым предельным током, входным напряжением, выходным напряжением, значением частоты коммутации и номиналом катушки индуктивности.

Стабилизация по входному напряжению

Стабилизация по входному напряжению — это изменение выходного напряжения, вызываемое изменением входного напряжения.

Стабилизация по току нагрузки

Стабилизация по току нагрузки — это изменение выходного напряжения, вызываемое изменением выходного тока.

Мягкий запуск

Важно, чтобы повышающие импульсные преобразователи имели функцию мягкого запуска, которая бы обеспечивала контролируемое линейное нарастание выходного напряжения во избежание чрезмерных выбросов выходного напряжения. Интервал мягкого запуска некоторых повышающих импульсных преобразователей можно регулировать при помощи внешнего конденсатора. Когда конденсатор мягкого запуска заряжается, он ограничивает пиковый ток. Регулируемый мягкий запуск позволяет изменять время запуска в соответствии с требованиями системы.

Отключение при перегреве (Thermal Shutdown, TSD)

Если температура полупроводникового перехода становится выше определенного предельного значения, схема отключения при перегреве отключает преобразователь. Повышенная температура полупроводниковых переходов может быть следствием работы при повышенном токе, плохого охлаждения печатной платы или высокой температуры окружающей среды. Схема защиты от перегрева имеет гистерезис, который предотвращает возврат схемы в нормальный рабочий режим до тех пор, пока температура кристалла не станет ниже предустановленного значения.

Блокировка при пониженном напряжении (Undervoltage lockout, UVLO)

Если входное напряжение становится ниже порогового значения, то микросхема автоматически отключает ключ цепи питания и переходит в режим пониженного энергопотребления. Это предотвращает возможное ошибочное поведение при низких входных напряжениях и включение мощного устройства в условиях, когда невозможно обеспечение его нормальной работы.

Заключение

ИМС повышающих импульсных преобразователей для схем с пониженным энергопотреблением избавляют разработчиков от ряда проблем при проектировании преобразователей постоянного тока, позволяя использовать апробированные решения. Примеры расчета параметров проекта и номиналов компонентов даются в разделе технического описания ИМС, посвященном ее практическому применению. Еще больше упростить задачу проектирования позволяет инструмент проектирования ADIsimPower [4]. Дополнительную информацию можно получить, связавшись с инженерами по применению компании Analog Devices или посетив технический форум компании EngineerZone по ссылке http://ez.analog.com. Руководства по выбору повышающих импульсных преобразователей компании Analog Devices, технические описания и статьи по применению можно найти на http://www.analog.com/power.

Литература

  1. Мараско К. Эффективное применение понижающих преобразователей постоянного тока производства компании Analog Devices // Компоненты и технологии. 2011. № 10.
  2. http://www.analog.com/en/power-management/switching-regulators-integrated-fet-switches/products/index.html
  3. http://www.analog.com/en/power-management/switching-controllers-external-switches/products/index.html
  4. http://designtools.analog.com/drPowerWeb/dtPowerMain.aspx
  5. Marasco K. How to Apply Low-Dropout Regulators Successfully. Analog Dialogue. 2009. Vol. 43. № 3.

Условные обозначения параметров

Условное обозначение параметраНаименование параметра
URRM, VRRMПовторяющееся импульсное обратное напряжение
Peak Repetive Forward Voltage
UDRMПовторяющееся импульсное напряжение в закрытом состоянии
IRRMПовторяющийся импульсный обратный ток
IDRMПовторяющийся импульсный ток в закрытом состоянии
IFAVMМаксимально допустимый средний прямой ток
ITAVMМаксимально допустимый средний ток в открытом состоянии
ITRMSMМаксимально допустимый действующий ток в открытом состоянии
IFAVДопустимый средний прямой ток
ITAVДопустимый средний ток в открытом состоянии
IFRMSДействующий прямой ток
ITRMSДействующий ток в открытом состоянии
IFSMУдарный прямой ток
ITSMУдарныйток в открытом состоянии
URSMНеповторяющееся импульсное обратное напряжение
UDSMНеповторяющеесяимпульсное напряжение в закрытом состоянии
URWMРабочее импульсное обратное напряжение
UDWMРабочее импульсное напряжение в закрытом состоянии
URПостоянное обратное напряжение
UDПостоянное напряжениев закрытом состоянии
UBRПробивное напряжение
UFMИмпульсное прямое напряжение
UTMИмпульсное напряжение в открытом состоянии
UTO Пороговое напряжение
UT(TO)Пороговое напряжениев открытом состоянии
rTДинамическое сопротивление
ILТок включения
IHТок удержания
IGTОтпирающий постоянный ток управления
IGTMИмпульсный отпирающий ток управления
IGDНеотпирающий ток управления
UGTОтпирающее постоянное напряжение управления
UGTMОтпирающее импульсное напряжение управления
UGDНеотпирающее постоянное напряжение управления
(diT/dt)critКритическая скорость нарастания тока в открытом состоянии
(duD/dt)critКритическая скорость нарастания напряжения в закрытом состоянии
(duD/dt)comКритическая скорость нарастания коммутационного напряжения
(diT/dt)fСкорость спада тока в открытом состоянии
duD/dtСкорость нарастания повторного напряжения в закрытом состоянии
tgtВремя включения
tgdВремя задержки
trrВремя обратного восстановления
tqВремя выключения по основной цепи
tiДлительность импульса тока
tuДлительность импульса напряжения
tGДлительность импульса тока управления
QrrЗаряд восстановления
IT(OV)Ток перегрузки в открытом состоянии
UFTНапряжение включения по основной цепи
UINHНапряжение запрета
PF(AV)Средняя прямая мощность рассеяния
PT(AV)Средняя мощность рассеяния в открытом состоянии
PRSMУдарная обратная рассеиваемая мощность
PG(AV)Средняя рассеиваемая мощность управления
PGFMДопустимая импульсная мощность управления
RthjcТепловое сопротивление переход-корпус
RthchТепловое сопротивление корпус-охладитель
RthjaТепловое сопротивление переход-среда
TjТемпература перехода
TjmМаксимально допустимая температура перехода
TjminМинимально допустимая температура перехода
TcТемпература корпуса
TstgmМаксимально допустимая температура хранения
Storage Temperature Max
TstgminМинимально допустимая температура хранения
Storage Temperature Min
TаТемпература окружающей среды
TcfТемпература охлаждающей среды
ZthtjcПереходное тепловое сопротивление переход-корпус
ZthtjaПереходное тепловое сопротивление переход-среда
Ic(crit)Ток термодинамической стойкости корпуса
UisolЭлектрическая прочность изоляции между беспотенциальным основанием и выводами
UIGЭлектрическая прочность изоляции между основными выводами и выводами управляющих электродов
RisolСопротивление изоляциимежду беспотенциальным основанием и выводами
RIGСопротивление изоляции между основными выводами и выводами управляющих электродов
? Угол проводимости
fЧастота
mМасса

Силовая электроника — Импульсные преобразователи

Фазоуправляемый преобразователь преобразует энергию переменного тока в постоянный (коммутируемая линия). Другими словами, он используется при преобразовании переменного тока с фиксированной частотой и постоянного напряжения в выходное переменное напряжение постоянного тока. Выражается как

  • Фиксированный вход – напряжение, частота и мощность переменного тока

  • Переменный выходвыход постоянного напряжения

Фиксированный вход – напряжение, частота и мощность переменного тока

Переменный выходвыход постоянного напряжения

Входное напряжение переменного тока, которое поступает в преобразователь, обычно имеет фиксированное среднеквадратическое значение (среднеквадратичное значение) и фиксированную частоту. Включение тиристоров с фазовым управлением в преобразователь обеспечивает получение переменного выходного напряжения постоянного тока. Это стало возможным благодаря изменению фазового угла, при котором запускаются тиристоры. В результате получается пульсирующий сигнал тока нагрузки.

Во время полупериода входного питания тиристор находится в прямом смещении и включается посредством применения достаточного импульса затвора (триггер). Ток начинает течь после включения тиристора, то есть в точке ωt = α до точки ωt = β. В тот момент, когда ток нагрузки падает до нуля, тиристор отключается в результате коммутации линии (естественной).

Есть много силовых преобразователей, которые используют естественную коммутацию. К ним относятся –

  • Преобразователи переменного тока в постоянный
  • Преобразователи переменного тока в переменный
  • Регуляторы переменного напряжения
  • Cycloconverters

Вышеупомянутые преобразователи энергии будут объяснены в следующих главах этого руководства.

2- Импульсный преобразователь

Двухфазный импульсный преобразователь, также известный как генератор модуляции ширины импульса уровня 2 (PWM), используется для генерации импульсов для преобразователей с широтно-импульсной модуляцией, которые основаны на несущей. Это достигается с помощью топологии второго уровня. Этот блок управляет переключающими устройствами для целей управления, такими как IGBT и FET, которые существуют в трех типах преобразователей, а именно:

  • 1 рука (однофазный полумост)
  • 2 руки (однофазный полный мост)
  • 3 руки (трехфазный мост)

Опорный входной сигнал в 2-импульсном преобразователе сравнивается с несущей. Если опорный входной сигнал больше несущей, импульс равен 1 для верхнего устройства и 0 для нижнего устройства.

Для управления устройством с однофазным полным мостом (2 плеча) необходимо применять униполярную или биполярную широтно-импульсную модуляцию. В униполярной модуляции каждое из двух плеч контролируется независимо. Второй опорный входной сигнал генерируется внутри за счет перехода в начальной точки отсчета на 180 °

Когда применяется биполярный ШИМ, состояние нижнего переключающего устройства во втором однофазном полномостовом мосту аналогично верхнему переключателю в первом однофазном полномостовом устройстве. Использование униполярной модуляции приводит к плавным колебаниям переменного тока, в то время как биполярная модуляция приводит к меньшему изменению напряжения.

3-импульсный преобразователь

Рассмотрим трехфазный 3-импульсный преобразователь, в котором каждый из тиристоров находится в режиме проводимости в течение третьего цикла питания. Самое раннее время, когда тиристор запускается в проводимость, составляет 30 ° относительно фазового напряжения.

Его работа объясняется использованием трех тиристоров и трех диодов. Когда тиристоры T1, T2 и T3 заменены диодами D1, D2 и D3, проводимость начнется под углом 30 ° относительно фазовых напряжений u an , u bn и u cn соответственно. Следовательно, угол срабатывания α первоначально измеряется при 30 ° по отношению к соответствующему ему фазному напряжению.

Ток может течь только в одном направлении через тиристор, что аналогично режиму работы инвертора, когда мощность течет со стороны постоянного тока на сторону переменного тока. Кроме того, напряжение в тиристорах контролируется путем управления углом зажигания. Это достигается при α = 0 (возможно в выпрямителе). Таким образом, 3-импульсный преобразователь действует как инвертор и выпрямитель.

6-импульсный преобразователь

На рисунке ниже показан шестиимпульсный мостовой управляемый преобразователь, подключенный к трехфазному источнику. В этом преобразователе число импульсов вдвое больше, чем фаз, то есть р = 2 м . Используя одну и ту же конфигурацию преобразователя, можно объединить два моста из шести импульсов, чтобы получить преобразователь из двенадцати или более импульсов.

Когда коммутация недоступна, два диода будут работать в любое конкретное время. Кроме того, чтобы получить падение напряжения на нагрузке, два диода должны быть расположены на противоположных опорах моста. Например, диоды 3 и 6 не могут быть включены одновременно. Следовательно, падение напряжения на нагрузке постоянного тока представляет собой комбинацию линейного напряжения VL от трехфазного источника.

Важно отметить, что чем больше количество импульсов, тем больше коэффициент использования преобразователя. Кроме того, чем меньше количество импульсов, тем меньше использование преобразователя.

Передача постоянного тока высокого напряжения: преобразователи, системы и сети постоянного тока

Содержание

Preficate Xi

Часть I HVDC с преобразователями источника тока 1

1 Введение в линейно-коммутацию HVDC 3

1.1 HVDC Приложения 3

1.2 Компоненты Line-Computed HVDC 5

1.3 DC и воздушные линии 6

1.4 Топологии LCC HVDC 7

1.5 Потери в системах LCC HVDC 9

1.6 Преобразование линий переменного тока до DC 10

1.7 Ультра-высокое напряжение HVDC 10

2 Тиристоры 12

21

2.1 Рабочие характеристики 12 20003

2.2 Характеристики переключения 12

2.2 Убытки 13

2.3 Убытки в HVDC Thyristors 17

2.4 Структура клапана и Тиристорные демпферы 20

2.5 Выбор номинала тиристора и перегрузочная способность 22

3 Шестиимпульсный диод и тиристорный преобразователь 23

3.1 Трехфазный неуправляемый мост 23

3.2 Трехфазный тиристорный выпрямитель 25

3.3 Анализ перекрытия коммутации в тиристорном преобразователе 26

3.4 Активная и реактивная мощность в трехфазном тиристорном преобразователе 30

3.5 Работа инвертора 31

4000 и синхронизация с системами переменного тока 35

4.1 Контроллер выпрямителя постоянного тока высокого напряжения 35

4.2 Контур фазовой автоподстройки частоты (ФАПЧ) 36

5 Моделирование и управление инверторной станцией высокого напряжения постоянного тока 40

5.1 инверторный контроллер 40

5.2 сбой коммутационной коммутации 42

6 HVDC System V-I-диаграммы и режимы работы 45

6.1 HVDC-эквивалентная схема 45

6.2 HVDC V-I I Рабочая диаграмма 45

6.3 HVDC Power Reversal 48

7 Аналитическое моделирование и стабильность HVDC 53

7.1 Введение в преобразователи и моделирование HVDC 53

7.2 Аналитическая модель HVDC 54

7.3 Эталонная модель CIGRE HVDC 56

7.4 Моделирование преобразователя, линеаризация и планирование усиления 56

7.5 Моделирование системы переменного тока для исследований устойчивости HVDC 58

7.6 Модель преобразователя-трансформатора LCC 62

7.7 Модель системы постоянного тока 63

7.8 Динамическая модель системы HVDC-HVAC 90 35 65 Проверка 65

7.10 Основной динамический анализ HVDC 66

7.11 HVDC вторая гармоническая нестабильность 70

7.12 колебания 100 Гц на стороне постоянного тока 71

8 HVDC моделирование и взаимодействие с системой переменного тока 72

8.1 Преобразователь и модель системы постоянного тока Phasor 72

8.2 Модель системы переменного тока Phasor и взаимодействие с системой постоянного тока 73

8.3 Профиль напряжения и мощности переменного тока инвертора при увеличении постоянного тока 75

8.4 Влияние угла затухания преобразователя 76

8.5 Влияние компенсации реактивной мощности шунта 78

8.6 Влияние нагрузки на клеммы преобразователя 78

8.7 Влияние режима работы (режим управления постоянным напряжением) 78

8.8 Выпрямитель Операционный режим 80

9 Операция HVDC с слабыми системами переменного тока 82

9.1 Введение 82

9.2 Введение 82

9.2 Коэффициент короткого замыкания и эквивалентное соотношение короткого замыкания 82

9.3 Передача мощности между двумя системами переменного тока 85

9.4 Phasor Исследование взаимодействий преобразователя со слабыми сетями переменного тока 89

9.5 Динамика системы (стабильность малых сигналов) с низким SCR 90

9.6 Решения по управлению и основным цепям для сетей со слабым переменным током 90

9.7 LCC HVDC со SVC (статический компенсатор VAR) 91

9.8 CAPATION-CHARMETION COMMETION COMMETION COMPATION COMPATION COMPATION COMPATED 90

9.9 AC с низкой инерцией 93

10 Управление неисправностью и защитой системы HVDC 98

10.1 ВВЕДЕНИЕ 98

10.2. Отказы линии постоянного тока 98

10.3 Отказы системы переменного тока 101

10.4 Реконфигурация системы для постоянных отказов постоянного тока 103

10.5 Защита от перенапряжения 106

11 LCC HVDC Гармоники системы 103 2 100

Гармонические критерии производительности 107

11.2 Гармонические пределы 108

11.3 Тиристор преобразователь Гармоники 109

11.4 Гармонические фильтры 110

11.5 Неарактеристические гармонические Средство с использованием элементов управления HVDC 118

Библиография Часть I линии коммутационный преобразователь HVDC 119

Часть II HVDC с преобразователями напряжения 121

12 Применение и топологии VSC HVDC, сравнение производительности и стоимости с LCC HVDC 123

12.1 Преобразователи источника напряжения (VSC) 123

12.2 Сравнение с линейно-коммутируемым преобразователем (LCC) HVDC 125

12.3 Воздушная и подводная/подземная передача VSC HVDC 126

VSC HVDC Systems 129

12,6 VSC HVDC Converter Топологии 130

12,7 Комплектующие станции HVDC 135

12,8 реакторы переменного тока 139

12.9 ДК-реакторы 139

12.9. 13

13 IGBT Выключатели и убытки преобразователя VSC 141

13.1 Введение в IGBT и IGCT 141

13.2 Общие требования преобразователя VSC 142

13,3 IGBT Technology 142

13,3 IGBT 142

13.4 Разработка высокопроизводительных IGBT-устройств 147

13,5 IEGT Technology 148

13.6 Убытки Расчет 148

13.7 Балансирующие вызовы Цепи серии IGBT 154

13.8 Снабберные цепи 155

14 Однофазные и трехфазные двухуровневые преобразователи VSC 156

14.1 Введение 156

14.2 однофазный преобразователь источника напряжения 156

14.3 трехфазный источник напряжения преобразователь 159

14,4 квадратная волна, шестипульсная работа 159

15 двухуровневых PWM VSC преобразователи 167

15.1 ВВЕДЕНИЕ 167

15.2 Модуляция ШИМ 167

15.3 Синусоидальная модуляция ширины импульса (SPWM) 168

15.4 Третья гармоническая инъекция (THI) 171

15,5 Селективная гармоническая модуляция (она) 172

15.6 Потери преобразователя для двухуровневой SPWM VSC 173

15.7 Гармоника с модуляцией ширины импульсов (ШИМ) 175

15.8 Сравнение методов модуляции PWM 178

16 Многоуровневые преобразователи VSC 180

16.1 Введение 180

16.2 Модуляция Методы многоуровневых преобразователей 182

16.3 Многоуровневый преобразователь с фиксацией нейтральной точки 183

16.4 Многоуровневый преобразователь с летающими конденсаторами 185

16.5 Каскадный преобразователь с Н-мостом 186

16.6 Полумостовой модульный многоуровневый преобразователь (MMC) 187

16.7 MMC на основе топологии полного моста 200

16.8 Сравнение многоуровневых топологий 208

Модель среднего преобразователя уровня 209

17,2 Модель двухуровневого преобразователя ШИМ в кадре DQ 210

17,3 Модель преобразователя VSC-трансформатора 212

17,4 Модель двухуровневого преобразователя VSC и модели сети переменного тока в кадре ABC 213

175 Двухуровневый преобразователь VSC и модель сетки переменного тока во вращающейся системе координат DQ. 17.10 Линеаризованная модель малосигнального VSC HVDC 224

17.11 Динамические исследования слабого сигнала 224

18 Взаимодействие двухуровневого VSC HVDC в векторной области с системами переменного тока и рабочими диаграммами PQ 226

18.1 Обмен энергией между двумя источниками напряжения переменного тока 226

18.2 Векторная модель преобразователя и обмен энергией с системой переменного тока 230

18.3 Векторное исследование взаимодействия преобразователя VSC с системой переменного тока 232

18.4 Рабочие пределы 234

90 18.5 Выбор расчетной точки

18.6 Влияние мощности системы переменного тока 239

18.7 Влияние реактивного сопротивления трансформатора 243

18.8 Работа с очень слабыми системами переменного тока 247

19 Полумостовой MMC-преобразователь: моделирование, управление и работа PQ-диаграммы 230 900 909 254 9001 Усредненная модель полумостового преобразователя MMC в кадре ABC 254

19.2 Полумостовой преобразователь MMC — статический кадр DQ и модель вектора 257

19.3 Дифференциальный ток на второй гармонике 262

19.4 Полная модель DQ преобразователя MMC в матричной форме 263

3

19.5 Контроллер подавления циркулирующего тока второй гармоники 264

19.6 Кадровая модель DQ MMC с регулятором циркулирующего тока 267

19.7 Фазорная модель MMC с регулятором циркулирующего тока 269

19.8 Динамическая модель MMC с использованием конденсатора эквивалентной серии CMMC 270

19.9 Полнодинамическая аналитическая модель MMC 273

19.10 Контроллер преобразователя MMC 275

Диаграммы 277

20 VSC HVDC в условиях неисправности переменного и постоянного тока 280

20.1 Введение 280

20.2 Неисправности в системе переменного тока 280

20.3 Неисправности постоянного тока с двухуровневым VSC 281

20.4 Влияние конденсаторов постоянного тока 286

20.5 Моделирование преобразователя VSC при неисправностях постоянного тока и диодном мосту VSC 287

20.6 Переходы режима преобразователя при уменьшении напряжения постоянного тока наполовину при отказе постоянного тока 294

20. -Мостовой модульный многоуровневый преобразователь 294

20.8 Ошибки постоянного тока при использовании полномостового модульного многоуровневого преобразователя 298

21 Применение VSC HVDC для поддержки сети переменного тока и работы с пассивными системами переменного тока 302

21.1 VSC Высокоуровневые средства управления HVDC и поддержка сети переменного тока 302

21.2 HVDC, встроенная в сеть переменного тока 303

21.3 HVDC, соединяющая две отдельные сети переменного тока 304

21.4 HVDC, параллельно с системой переменного тока с пассивной системой 304

21.000 305

21.6 VSC HVDC Эксплуатация с морскими ветряными электростанциями 305

21.7 VSC HVDC Питание морских судов и привод двигателя с регулируемой скоростью мощностью МВт 307

Библиография Часть II Преобразователь источника напряжения HVDC 309

900 Сети передачи постоянного тока 311

22 Введение в сети постоянного тока 313

22.1 DC против передачи перемещения AC 313

22.2 терминология 314

22,3 DC Сетка планирование, топология и энергопотребление 314

22.4 314

22.4 315

22,5 постоянного тока Строительство с множественными производителями 316

22.6 Экономические аспекты 316

23 Сети постоянного тока с преобразователями с линейной коммутацией 317

23.1 Многотерминальная линия высокого напряжения постоянного тока 317

23.2 Италия–Корсика–Сардиния Многотерминальная линия высокого напряжения постоянного тока 318

23.3 Подключение преобразователя LCC к сети постоянного тока 319

23.4 Управление преобразователями LCC в сетях постоянного тока 321

23.5 Управление сетями постоянного тока LCC с помощью обратной связи по падению напряжения постоянного тока 321

23.6 Управление ошибками сети постоянного тока LCC 323

323

23.6

23.8 Крупные выпрямительные станции LCC в сетях постоянного тока 325

24 Сети постоянного тока с преобразователями напряжения и моделью Power-Flow 326

24.1 Подключение преобразователя VSC к сети постоянного тока 326

24.2 DC Сетка электропитания Модель 327

24.3 DC Сетка Сетка Поток мощности под неисправностями DC 331

250 DC Регулятор сетки 334

2502 25.1 Введение 334

25.2 Быстрая локальная VSC Contribter Control в DC Grids 334

25,3 DC Dispatcher с удаленной связью 336

25.4 Первичное, вторичное и третичное управление сетью постоянного тока 337

25.5 Управление падением напряжения постоянного тока для преобразователей VSC в сетях постоянного тока 338

25.6 Трехуровневое управление преобразователями VSC с диспетчерским управлением падением напряжения 339

27 Алгоритм потока мощности при регулировании мощности постоянного тока 340

25.8 Исследование потока мощности и управления с помощью системы тестирования сети постоянного тока CIGRE 344

26 Управление неисправностями сети постоянного тока и автоматические выключатели постоянного тока 349

26.1 Токи 62 Отказ 349

Компоненты в сетях постоянного тока 350

26.3 Координация защиты системы постоянного тока с защитой системы переменного тока 352

26.4 Механический автоматический выключатель постоянного тока 352

26.5 Полупроводниковый автоматический выключатель постоянного тока 355

26.6 Гибридный автоматический выключатель постоянного тока 359

26.7 Разработка системы защиты сети постоянного тока 361

26.8 Система селективной защиты сети постоянного тока, основанная на идентификации производной тока или бегущей волны 362

26.9 Стратегия дифференциальной защиты сети постоянного тока 363

26. На основе локальных сигналов 364

26.11 Сети постоянного тока с отказоустойчивыми преобразователями постоянного тока VSC 365

27 Преобразователи постоянного тока в постоянный постоянного тока и устройства управления потоками мощности постоянного тока 372

27.1 Введение 372

27.2 Управление потоком мощности с помощью последовательных резисторов 373

27.3 Преобразователи постоянного тока в постоянный с малым коэффициентом шага 376

27.4 Изолированный преобразователь постоянного тока в постоянный с высоким коэффициентом 383

27.5 Преобразователь постоянного тока в постоянный с высоким коэффициентом

27.6 Строительство DC решетки с преобразователями постоянного тока / постоянного тока 385

27,7 DC Hubs 387

27,7 DC HUBS 387

27.8 Разработка решеток постоянного тока с использованием DC HUBS 390

27.9 North Sea DC Grid Topologizes 390

Библиографии Часть III DC трансмиссия сетки 394

Приложение Переменная Обозначения 396

Приложение B Аналитическая основа для вращения кадра DQ 398

Приложение C Моделирование системы с использованием комплексных чисел и векторов 409

Приложение D Примеры Simulink 411

Индекс 000

Портал | Высоковольтный постоянный ток (HVDC)

EMF-Portal | Высоковольтный постоянный ток (HVDC) ×
  1. Дом
  2. Технологии
  3. Статические поля (0 Гц)
  4. Высоковольтный постоянный ток (HVDC)

Наземные линии высокого напряжения постоянного тока (HVDC) — это высоковольтные линии электропередачи, по которым электрическая энергия передается через высокое напряжение постоянного тока.Статические электрические поля и статические магнитные поля возникают как побочный продукт. Однако в случае подземных кабелей имеется только статическое магнитное поле, поскольку статическое электрическое поле почти полностью экранируется землей и материалом кабеля. Вид магнитного поля и уровень плотности магнитного потока соответствуют геомагнитному полю (естественным статическим полям).

Высоковольтные линии электропередач постоянного тока в основном используются для передачи энергии на расстояния от 750 км и выше.Примером крупномасштабной стационарной линии HVDC является линия HVDC Квебек-Новая Англия между Канадой и США общей протяженностью 1480 км. В Германии планируется так называемая линия Südlink-электроэнергия. Это проект между немецкими операторами энергетических сетей TenneT TSO и TransnetBW по прокладке 800-километровой линии электропередачи постоянного тока высокого напряжения в рамках «Немецкого Netzentwicklungsplan» (плана развития энергосистемы). Целью новой линии электропередач является транспортировка электроэнергии, вырабатываемой ветряными электростанциями в северной части Германии, в южные промышленные регионы.

Типовые значения измерений для высоковольтных линий электропередач постоянного тока можно найти в базе данных источников облучения.

Ионизированные молекулы воздуха и коронный разряд

Заряженные («ионизированные») молекулы воздуха и аэрозоли (т. линии (переменного тока и постоянного тока). Аэроионы образуются в так называемой коронной зоне (область частичного электрического пробоя в воздухе) на расстоянии нескольких сантиметров от линии передачи.Ионизированные молекулы воздуха, также называемые коронными ионами, возникают во время нормальной работы непосредственно в токонесущих линиях электропередачи посредством процессов коронного разряда. Облака электрически заряженных молекул воздуха (облака пространственного заряда) могут быть снесены ветром в сторону. Этот эффект заметно более выражен в линиях электропередач постоянного тока, чем в линиях электропередач переменного тока, потому что непрерывная реверсия заряда переменного тока быстрее нейтрализует ионизированные молекулы.Таким образом, только воздушные линии постоянного тока вызывают значительный эффект дрейфа. Кроме того, загрязнители воздуха (например, озон, оксид азота) могут образовываться в результате образования свободных радикалов вблизи короны. Эти загрязнители воздуха обычно очень быстро нейтрализуются химическими реакциями или связыванием с другими компонентами воздуха. Таким образом, они не могут достигать больших расстояний.

Коронный разряд на коронном кольце ВЛ 500 кВ
фото: Нитрометан, лицензия: CC BY-SA 3.0, через Викисклад

Этот веб-сайт использует файлы cookie, чтобы обеспечить вам наилучшие возможности просмотра. Продолжая использовать этот веб-сайт, вы соглашаетесь с использованием нами файлов cookie.

Sumitomo Electric обеспечивает проект высоковольтного подводного кабеля постоянного тока на 400 кВ стоимостью 200 млн долларов США в ОАЭ

Это часть проекта Lightning, новой подводной сети HVDC для Национальной нефтяной компании Абу-Даби (ADNOC). Консорциум EPC Samsung C&T и Jan de Nul получил награду от совместного предприятия Korea Electric Power Corporation, Kyushu Electric Power Transmission and Distribution Co., Inc., Kyuden International Corporation и Électricité de France S.A.

ОАЭ поставили перед собой национальную цель по нулевому выбросу парниковых газов к 2050 году (Стратегическая инициатива Net Zero к 2050 году). В соответствии с инициативой, этот проект направлен на достижение значительного сокращения выбросов CO 2 за счет устойчивой подачи электроэнергии с материка через систему передачи постоянного тока высокого напряжения, соединяющую материковую часть ОАЭ с островом Дас в Персидском заливе.

Инновационная кабельная технология постоянного тока Sumitomo Electric и значительный опыт работы на международном рынке были положительно признаны, оценены и рассмотрены как основные движущие силы для выпуска этого LNTP.Sumitomo Electric Group внесет свой вклад в достижение цели ОАЭ по нулевому уровню выбросов посредством этого проекта, который является важной вехой в усилиях ОАЭ по обезуглероживанию, а также во всемирных инициативах по нулевому выбросу вредных веществ в ближайшие десятилетия. Ожидается, что в связи с быстро растущим развитием возобновляемых источников энергии и растущей потребностью в региональных соединительных линиях для обмена и балансировки энергии спрос на кабели HVDC XLPE будет расти и дальше.

«Для нас большая честь быть выбранными в качестве поставщика кабеля HVDC для этого важного проекта для ОАЭ.Как один из ведущих игроков в отрасли передачи HVDC, Sumitomo Electric стремится поддерживать создание обществ с нулевым выбросом углерода в мире с помощью своей чрезвычайно надежной и безотказной технологии кабельных систем высокого напряжения», — заявил Ясуюки Шибата, управляющий директор. компании Сумитомо Электрик.

・Ссылки

【Пресс-релизы】
・Sumitomo Electric завершает проект кабеля HVDC в Европе и Японии (16 мая 2019 г.)
・Sumitomo Electric и Siemens Energy вводят в эксплуатацию первую линию VSC HVDC, улучшающую качество электроэнергии в Индии (16 марта 2021 г.)

【Электронный журнал Sumitomo Electric Group «id»】
・Международный проект подводного кабеля

Развертывание сверхвысокого напряжения постоянного тока

Развертывание сверхвысокого напряжения постоянного тока

Караваджо Канилья


4 декабря 2020 г.

Представлено в качестве курсовой работы для Ph340, Стэнфордский университет, осень 2020 г.

Введение

Рис.1: Трансмиссия в Орегоне, США США, примерно в миле к югу от преобразовательной станции Челило. Слева — линия переменного тока 230 кВ. Справа находится Pacific DC Intertie, крупнейший проект HVDC в США. Состояния. (Источник: Викимедиа Общины)

Кабели сверхвысокого напряжения (UHV) были предложены в в сочетании с другими технологиями интеллектуальных сетей, чтобы сделать электроэнергию кабельные системы более приспособлены к возобновляемым источникам энергии.[1] В в частности, поскольку гидроэнергетика, солнечная и ветровая электроэнергетика производят электричество постоянного тока (DC), междугородная связь, возобновляемая энергия постоянного тока линии электропередачи желательны для снабжения возобновляемых источников энергии в регионах там, где они редки или очень непостоянны. [2] Любой список предлагаемых Линии HVDC, по крайней мере, в Соединенных Штатах, длинные и в основном нереализованный, однако. В связи с этим важно понимать даже в пиксельным образом, экономика этих межсоединений и их перспективы на современном энергетическом рынке.

Высокое напряжение переменного и постоянного тока

Стандартный блок питания комплектуется передача переменного тока (AC), в которой направление заряда транспорт в электрической линии периодически изменяется как синусоидальная волна. Возобновляемые источники энергии часто генерируют однонаправленное электричество постоянного тока, Однако. [2] Использование электричества постоянного тока в большинстве американских городов (и других электрические сети в развитых странах) потребуют новых инвестиций в крупномасштабное преобразование постоянного тока в переменный ток на местном уровне, что до недавнего времени было намного дороже, чем преобразование переменного тока в постоянный осуществляется выпрямителями в розетках.[3]

Кроме того, трансформаторы, способные преобразование с понижением частоты работает с использованием индуцированного тока от источника переменного тока к производят магнитное поле. [4] Без колебаний тока нет индуцируется магнитное поле, поэтому для преобразования переменного тока в Постоянный ток для последующего понижающего преобразования напряжения в локальной сети. Этот процесс требует дорогих высоковольтных инверторов, которые необходимо ремонтировать раз в несколько лет и заменяется чаще, чем линии электропередач, сдерживание использования высоковольтного постоянного тока (HVDC) передачи на короткие расстояния.[5]

Омические или резистивные потери представляют собой наибольшие часть потерь при передаче электроэнергии. [6] Омические потери при переменном и постоянном токе проволоки сопоставимы, зависят только от таких констант, как толщина проволоки, разделение проводов и номинальное напряжение в линии. [7] Для экономических По причинам эти толщины имеют тенденцию быть одинаковыми как для переменного, так и для постоянного тока. высоковольтных линий, что означает, что потери из-за сопротивления в проводе на практике примерно одинаковы. [8]

Кроме того, несмотря на то, что скин-эффект действительно явление, при котором ток в линии переменного тока скапливается по краям провода, приводит к дополнительным потерям, их можно свести к минимуму разработка, чтобы способствовать лишь незначительному снижению потерь от постоянного тока передача до 1000 км по суше.[8,9] Предпочтение постоянного тока перед большие расстояния могут быть объяснены просто электрической длиной линия передачи, определяемая выражением l = c/f, где c — скорость света, а f – частота. Для f = 60 Гц l ~ 5000 км. [7]

При пробеге около 5000 км провод составляет одну электрическую длину, это означает, что фаза была сдвинута на один цикл. [7] Это представляет собой потенциальную нестабильность сигнализации. Соединения переменного тока, которые необходимы быть электрически коротким, предпочтительно менее 10% этой длины.[10] В результате получается, что для расстояний более 500 км и уж точно после 800 км, которые часто называют экономически безубыточным расстоянием, это выгодно использовать межсоединения постоянного тока, потому что ток в линии постоянного тока не имеет фаз и, следовательно, не имеет фазовых сдвигов. [2,11] На самом деле фазирование проблема настолько сложна для решения, что утилиты часто предпочитают конвертировать в HVDC для длительной передачи между сетями, а не синхронизация фазы между сетями переменного тока.[7]

Следствием этого аргумента электрической длины является что львиная доля длинных возобновляемых источников энергии межсоединения, предусмотренные сторонниками интеллектуальных сетей, будут постоянными. Транспортировка энергии ветра с Великих равнин на восток, гидроэнергетика от северо-востока до Калифорнии или солнечной от Мохаве до любой крупной городские районы за пределами Лос-Анджелеса и Лас-Вегаса потребуют соединения свыше 500 км предела короткого замыкания и связаны с постоянным током источники питания.Те же ограничения, связанные с фазой, также применяются к электрические сети в Китае, отсюда и принятие линий HVDC для перемещения электричество свыше 1000 км от запада страны до ее более густонаселенный восток. Поскольку возобновляемые источники энергии разбросаны географически, а гидро-, солнечная и ветровая энергия производят постоянный ток, понимание того, являются ли межсоединения HVDC конкурентоспособными по стоимости, имеет основополагающее значение для оценки совместимости возобновляемых источников энергии с электрической сетью.

Затраты

Крупные инвестиции в Китае часто называют причиной за оптимизм в отношении технологии HVDC. [12] Китайское правительство построило 9 Линии HVDC между 2009 и 2017 годами, соединяющие источники энергии в северо-запад (в частности, ветряные электростанции) с населенными пунктами в восток. [13] Государственная электросетевая компания Китая инвестировала 57 миллиардов долларов в высоковольтные проектов в период с 2009 по 2018 год. Страна широко считается мировой лидер в развертывании высоковольтных передач, с примерно 60% вместимость мира.[14,15]

Поскольку китайское правительство относительно свободно от экономические ограничения, застой в развитии интеллектуальных сетей в Соединенные Штаты, возможно, являются лучшей призмой для оценки HVDC. перспективы в глобальном масштабе. Несмотря на многочисленные предложения, пожалуй, наиболее в частности, Равнины мощностью 4 ГВт и Восточная чистая линия от ветряных электростанций в Оклахома Панхандл в районе Мемфиса, проекты HVDC в Америке были немногочисленны с 1970 года, когда Pacific Intertie была введен в эксплуатацию.[16,17] (см. рис. 1.)

Расчет затрат с использованием Plains и Eastern Clean Line может помочь нам понять, почему это может быть так. Пока мы будем не включают инфляцию и затраты на содержание, тот факт, что природный газ часто дешевле, чем уголь, или недооценка затрат в отношении проекты линий электропередачи, мы можем получить грубую экономическую картину по сравнивая цену предлагаемого проекта HVDC с ежедневной стоимостью доставить уголь в Мемфис и посмотреть, где в будущем безубыточность происходит точка.Чтобы большая линия электропередачи была экономичной конкурентоспособный (т. е. не зависящий от государственного финансирования установки), точка безубыточности должна быть примерно на уровне или ниже срока службы кабель.

Равнины и Восточная чистая линия будут 4GW. проект, поэтому количество энергии, которое он несет в день, составляет [16,17]

4 × 10 9 W &times 60 с мин -1 × 60 мин час -1 &умножить на 24 часа = 2.68 × 10 14 Дж

Средний угольный вагон поезда имеет вместимость около 112,5 тонн при минимальных затратах. [18] Среднее энергосодержание битуминозного угля (хотя это зависит от источника угля) составляет 2,74 × 10 10 Джоулей на тонну. [19] Умножение дает минимум 3,08. × 10 12 Джоулей на вагон. Деление 2,68 × 10 14 на это значение указывает, что поезд, перевозящий уголь, должны поставить 87 вагонов, перевозящих 112.5 тонн угля за штуку, чтобы обеспечить как столько энергии, как линия электропередачи в день. Стоимость угля за тонно-милю (цена перевозки одной тонны угля на одну милю по железной дороге, исчисленная с использованием суррогатной цифры дохода на тонно-милю) составил около 2,17 цента. в 2018 году или 0,0217 доллара США. [20] Умножение на 87 вагонов грузоподъемностью 112,5 тонн. за штуку стоимость доставки Plains и Eastern Clean составляет 212,25 долларов США. Линии 1 дневного эквивалента в угле одна миля.

Предлагаемая длина проекта HVDC составляла 720 миль, фактор, который сильно влияет на его $2.Ценник 5 миллиардов. [17] Поскольку Кабели передачи обычно идут по прямой линии, легко упасть в ловушку предположения, что они проходят кратчайший путь между энергией источник и поглотитель энергии. Это ошибочное предположение, примененное здесь, дайте стоимость 212,25 долларов за дневную милю, умноженную на 720 миль, или около 153 000 долларов в день. Разделив 2,5 миллиарда долларов на это значение, мы получим временной интервал. 16 359 дней или примерно 44,8 года, после чего связанные с этим расходы с проектом HVDC ниже, чем с отгрузкой угля на местный электростанции.Поскольку заявленный срок службы высоковольтных линий электропередачи составляет около 40 лет такой расчет объясняет энтузиазм по поводу их экономической конкурентоспособность. [21]

Однако, как оказалось, угля предостаточно. источники менее чем в 720 милях от Мемфиса, в том числе значительные в Иллинойс и Кентукки (даже большая часть Западной Вирджинии меньше 720 миль далеко). Предположим, ради рассуждений, что уголь поступает из Округ Мюленберг в Кентукки (когда-то крупнейший в штате по добыче угля) производства), примерно в 250 милях от Мемфиса.[22] Затем

2,5 долл. США × 10 9 / (212,25 долл. США в день -1 миля -1 × 250 миль) = 47115 дней = 129 лет

Другими словами, Равнины и Восточная Чистая Линия потребовалось бы в три раза больше предполагаемого срока службы, чтобы окупиться, даже без учет технического обслуживания и замены преобразователя постоянного тока в переменный, что происходят каждые 20 лет [21]. Ясно тогда, что уголь дешевле для Мемфис.Без крупных государственных инвестиций проект HVDC делает мало экономического смысла по сравнению с угольными поездами, за исключением специализированных обстоятельствах, таких как транспортировка энергии ветра или гидроэлектроэнергии в места, где источники угля достаточно удалены. С момента государственной поддержки представляется в большинстве случаев предпосылкой для преодоления этой стоимости исчисления, похоже, что развитие высоковольтной интеллектуальной сети способный транспортировать возобновляемую энергию через Америку, очень зависит от политической воли.

Трудно найти сопоставимые цифры для использования оценка экономической ситуации в Китае. Источники затрат на уголь на тонн плохо задокументированы, а затраты на поиск на тонно-милю (или тонно-километр) еще сложнее. Есть основания полагать, что экономический Однако в Китае стимулы для проектов HVDC еще слабее. дерегулирование железных дорог в США в 1980 году привело к увеличению цены на уголь, потому что как товар уголь тяжелый, громоздкий, дешевый и поэтому не может в настоящее время приносить большие прибыли железной дороге. компании, отправляющие его.[20,23] Поскольку Китай является крупнейшим в мире угольным потребитель и его железные дороги принадлежат государству, само собой разумеется, что вопрос стоимости с междугородними линиями HVDC в Америке был бы более произносится там. [24,25]

Выводы

проектов HVDC в Китае, спонсируемых правительством, затем, по-видимому, не имеют большей экономической основы, чем те, что Америка. Ключевое отличие, по-видимому, не в экономике, а в готовность правительства спонсировать масштабные инженерные программы.Пока в этом случае инвестиции достаточно велики, чтобы изменить энергетический ландшафт в пользу возобновляемых источников энергии окажется трудным. Даже в Китае HVDC проекты имели установленную мощность 119,7 ГВт в 2018 году по сравнению с прогнозируемый спрос на энергию выше 1200 ГВт, а это означает, что линии HVDC несут менее 10% электроэнергии страны. [15] Мечты о высоковольтном транзите маршруты для солнечной энергии, производимой в пустынях, и энергии ветра на равнинах, как в США, так и в Китае, потребуется на порядок больше инвестиций, чем 57 миллиардов долларов, вложенных Китаем, и 60 миллиардов долларов миллиардов, предложенных для стратегий интеллектуальных сетей в США.С. в составе Экологическая платформа Хиллари Клинтон 2016 года. [14,26] Поскольку эти инвестиции не проходят проверку экономически, они в настоящее время горькая пилюля, которую нужно проглотить, и серьезное препятствие для крупномасштабных возобновляемых источников энергии. развертывание энергии.

© Караваджо Канилья. Автор гарантирует, что работа принадлежит автору, и Стэнфордский университет не предоставил ввод, кроме руководств по набору текста и ссылкам. Автор разрешает копировать, распространять и отображать эту работу в неизмененном виде. форме, со ссылкой на автора, только для некоммерческих целей.Все остальные права, включая коммерческие права, сохраняются за автор.

Каталожные номера

[1] Р. Бухер, «Функции Smart Grid для Высоковольтная передающая сеть: о готовности рынка цифровых технологий Технология подстанции 2.0», 2017 г., Саудовская Аравия Smart Grid (SASG) Конференция, IEEE 8356487, 12 декабря 17.

[2] M. Starke, L. M. Tolvert и B. Ozpineci, «AC по сравнению с распределением постоянного тока: сравнение потерь», 2008 IEEE/PES Transmission and Дистрибьюторская конференция и выставка, IEEE 4517256, 21 апр 08.

[3] Н. Опийо, «Различные решения на основе Архитектуры мини-сетей для сельских развивающихся сообществ», Smart Grid Продлить. Энергия 9 , 75 (2018).

[4] Дж. В. Колтман, » Трансформер», Scientific American 258 , № 1, 86 (1988).

[5] «Малый высокий Напряжение постоянного тока», Центр энергетики и мощности Аляски, Июнь 2013.

[6] Р. Джексон и др. , «Возможности для Повышение энергоэффективности при передаче электроэнергии в США и Система распределения», Окриджская национальная лаборатория, ОРНЛ/ТМ-2015/5, апрель 2015 г.

[7] Дж. Д. Гловер, Т. Дж. Овербай и М. С. Сарма, Анализ и проектирование энергосистем, 6-е изд. (CengageLearning, 2016).

[8] Л. Веймерс, «Массовая передача мощности при экстра Высокое напряжение, сравнение линий электропередачи для HVDC на Напряжения выше 600 кВ постоянного тока и 800 кВ переменного тока», — Индиан Дж.Пауэр Ривер Долина Девел. 61 , 107 (2011).

[9] «Возмещение потерь электроэнергии к скин-эффекту и эффекту близости», «Экологический потенциал», 2009.

[10] Г. Брид, «Основные принципы электрической Малые антенны», «Высокочастотная электроника» 6 , № 2 (февраль 2007).

[11] Л. Рид и др. , «Преобразование существующих Коридоры электропередач к HVDC — упускаемый из виду вариант увеличения Пропускная способность», Учеб.Натл. акад. науч. (США) 116 , 13879 (2019).

[12] «Китай Впереди благодаря новой инфраструктуре постоянного тока». Экономист, 16 января 17.

[13] W. Wei et al. , «Сверхвысокое напряжение Затраты на электроэнергию и выбросы углерода, вызванные сетью», J. Clean. Prod. 178 , 276 (2018).

[14] Дж. Темпл, Китая Гигантская передающая сеть может стать ключом к сокращению выбросов в атмосферу». Обзор технологий, 8 ноября 18.

[15] Д. Падни, «Обзор HVDC в Китае», Energize, апрель 2012 г.

[16] Н. Грум, НАС. Выход из проекта линии электропередач ветровой энергии», Reuters, 23 марта. 18.

[17] Ю. Фиалка, Огромный Линия электропередачи отправит энергию ветра из Оклахомы в Теннесси, Scientific American, 2 ноября 16.

[18] М. В. Бэбкок и Дж. Сандсерсон, «Воздействие Крытые вагоны-хопперы Jumbo на железной дороге Kansas Shortline Railroads, Канзас Государственный университет, К-ТРАН: КСУ-04-3, Сентябрь 2004 г.

[19] «Калькулятор стоимости топлива», Лесная служба США, WOE-3, июль 2004 г.

[20] «Какие железные дороги Перевозка: уголь», Ассоциация американских железных дорог, октябрь 2020 г.

.

[21] «Электричество постоянного тока высокого напряжения — Техническая информация», Национальная сеть Великобритании, CRFS09/08/13, август 2013 г.

[22] G. Bone и др. , Kentucky Coal Facts — 17-е изд., Кентукки Угольная ассоциация, 2017.

[23] М. Минц, К. Сарикс, Крис и А. Вьяс, «Уголь по железной дороге: обычный справочный пример», Argonne National Лаборатория, АНЛ/ЭСД-15/6. февраль 2015.

[24] «Статистические данные BP Обзор мировой энергетики за 2019 г.», British Petroleum, июнь 2019 г.

[25] Л. Чжан и Р. Ву, Китай Планы по расширению железнодорожной сети до 200 000 км до 2035 года», Reuters, 12. 20 авг.

[26] Т. Габриэль и К.Давенпорт, «Хиллари Клинтон излагает план изменения климата», New York Times, 27 июля. 15.

Преобразовательная станция высокого напряжения постоянного тока (HVDC) Hudson

Challenge

GZA было предложено предоставить геотехнические услуги и экологические исследования для Siemens Energy, Inc. для ее предлагаемой преобразовательной станции высокого напряжения постоянного тока (HVDC) в Гудзоне в Медоулендс в Нью-Джерси, которая является частью проекта передачи, предназначенного для преобразования электроэнергии между Электроэнергетическая и газовая сеть общего пользования (PSEG) 230 кВ и сеть Con Edison 345 кВ в Нью-Йорке.Сайт включает в себя активные грузовые и складские операции, а также водно-болотные угодья.

Решение

Геотехнический : GZA выполнила программу геотехнических исследований недр и предоставила геотехнические рекомендации и рекомендации по фундаменту для проекта. Основные конструкции предлагаемой станции включают в себя четыре трансформаторные подушки, одну запасную трансформаторную подушку, два вентильных зала, здание управления, шесть блоков фильтров переменного тока, состоящих в общей сложности из 18 фундаментных подушек, и различные другие необходимые вспомогательные средства, включая вентиляторы охлаждения вентильного зала, реакторы сглаживания, противопожарные водохранилища и насосная, а также подъездная дорога для тяжелого транспорта.

Геологоразведочные работы

GZA включали восемь бурений грунта, три наблюдательных скважины и пять конусных зондирований (CPT). Геотехнические лабораторные испытания были проведены на образцах грунта и полевых пробных испытаниях для определения проницаемости на месте. GZA определило, что участок, расположенный в пределах Хакенсакских лугов, был покрыт искусственной насыпью поверх слоя органического торфа, поверх отложившегося ледником ила, песка и глины, поверх ледникового тиля и коренных пород. Грунтовые воды находились примерно в пяти футах ниже поверхности земли.

Для оптимизации конструкций фундаментов GZA предоставила рекомендации по четырем различным типам и размерам глубоких фундаментов для наиболее тяжелонагруженных конструкций, а также рекомендации по мелкозаглубленным фундаментам для более легких и менее чувствительных к осадкам конструкций. Требовалась небольшая общая засыпка участка, что создавало потенциал для дополнительного заселения. Другая часть участка требовала засыпки девственных водно-болотных угодий; были рассмотрены устойчивость склона и осадка в этом районе.

Окружающая среда : Экологические исследования GZA включали первую фазу экологической оценки площадки (ESA), вторую фазу исследования площадки и дополнительные исследования площадки по мере необходимости. ЭСО этапа I предоставил заключение о наличии признанных экологических условий, которые могут привести к попаданию опасных веществ или нефтепродуктов в почву и грунтовые воды на площадке.

На этапе II исследования объекта GZA оценивались условия почвы и грунтовых вод в потенциальных проблемных зонах (AOC), определенных в предыдущих экологических отчетах, заполненных другими и предоставленных GZA, а также AOC, выявленных во время этапа I ESA GZA.Потенциальные AOC на площадке включают бывшие места расположения подземных резервуаров для хранения, септическую систему на площадке, трансформаторы, железнодорожную ветку, стоки и отстойники в полу здания, а также части площадки, расположенные ниже уровня шлейфов грунтовых вод за пределами площадки. Было завершено дополнительное исследование площадки для дальнейшего определения затронутых участков загрязнения почвы и грунтовых вод, подтвержденных в ходе начального исследования площадки Фазы II.

Опасные материалы : Обследование опасных материалов перед сносом здания включало испытания и оценку асбестосодержащих материалов (ACM) и визуальный осмотр остаточных твердых и опасных отходов, универсальных отходов и потенциальных полихлорированных би- фенил (ПХБ)-содержащие компоненты.Учитывая возраст объекта и большую вероятность того, что в краске присутствуют обнаруживаемые уровни свинца, во время сноса потребуются методы работы, безопасные для свинца. Управление строительством : GZA завершило План управления загрязнителями при строительстве, чтобы представить степень и величину загрязненных почв и грунтовых вод в свете предлагаемых строительных работ, которые могут столкнуться с этими загрязненными средами. Кроме того, в плане оценивалось влияние нормативных требований на планируемые планы строительства и развития. Экологический : GZA также провела оценку Плана смягчения воздействия на водно-болотные угодья для участка, подготовленного другими. Оценка GZA включала смету расходов на реализацию плана.

Пособие

Этот проект успешно использовал весь спектр внутренних междисциплинарных услуг GZA, способствуя ускоренному графику проекта, который отвечал потребностям клиента.

Обзор систем защиты многополюсных высоковольтных сетей постоянного тока

Автор

Перечислено:
  • Перес-Молина, М.Дж.
  • Ларрускин, Д.М.
  • Эгия Лопес, стр.
  • Бюиг, Г.
  • Вальверде, В.

Abstract

Учитывая текущую эволюцию преобразователей источников напряжения (VSC), многотерминальные сети постоянного тока высокого напряжения (MTDC) теперь становятся реальной возможностью. Тем не менее, некоторые технические проблемы должны быть решены. Защита сетей постоянного тока высокого напряжения (HVDC) является основной технической проблемой, которая замедляет развитие сетей MTDC.Таким образом, эта статья посвящена системам защиты. Таким образом, рассматриваются защитные устройства, стратегии устранения неисправностей и требования к системе защиты. Основной темой данной статьи является обзор различных типов методов защиты систем МТРД, представленных в литературе. Их можно классифицировать в зависимости от использования в их работе локальных измерений или канала связи. Системы защиты, рассмотренные в этом документе, включают системы защиты, основанные на измерении тока, измерении напряжения, анализе бегущей волны и искусственном интеллекте.Система защиты может использовать только один из этих методов или их комбинацию. Наконец, сравниваются основные характеристики рассмотренных алгоритмов защиты с выделением конфигурации системы, технологии преобразователя, принятой стратегии устранения неисправностей, реализованных автоматических выключателей и размеров ограничительных катушек индуктивности. Из работы, представленной в данной статье, сделан вывод, что актуальной тенденцией в системах защиты MTDC являются преимущественно полностью селективные стратегии устранения неисправностей в сочетании с гибридными автоматическими выключателями HVDC, включенными последовательно с ограничительными индукторами.Кроме того, большинство методов защиты основаны на современных алгоритмах измерения, и в значительном количестве рассмотренных систем защиты используется комбинация нескольких методов, в которых используются их объединенные характеристики.

Рекомендуемое цитирование

  • Перес-Молина, М.Дж. и Ларрускин, Д.М. и Эгия Лопес, П. и Буигес, Г. и Вальверде, В., 2021 г. « Обзор систем защиты многополюсных высоковольтных сетей постоянного тока «, Обзоры возобновляемых и устойчивых источников энергии, Elsevier, vol.144(С).
  • Дескриптор: RePEc:eee:rensus:v:144:y:2021:i:c:s1364032121003270
    DOI: 10.1016/j.rser.2021.111037

    Скачать полный текст от издателя

    Поскольку доступ к этому документу ограничен, вы можете поискать другую его версию.

    Каталожные номера указаны в IDEAS

    1. Ли, Цзяньвэй и Ян, Цинцин и Му, Хао и Ле Блонд, Саймон и Хэ, Хунвэнь, 2018 г. « Новый метод обнаружения и локализации неисправностей для многополюсного высоковольтного постоянного тока морской ветровой электростанции », Прикладная энергия, Elsevier, vol.220(С), страницы 13-20.
    2. Мани Ашури, Филипе Фариа да Силва и Клаус Лет Бак, 2019 г. « Схема защиты пилот-сигнала на основе гармоник для сетей VSC-MTDC с преобразователями ШИМ «, Энергии, МДПИ, вып. 12(6), страницы 1-16, март.
    3. Линтонг Цзян, Цин Чен, Вуди Хуан, Лей Ван, Ю Цзэн и Пу Чжао, 2018 г. » Контрольная защита на основе амплитуды направленной бегущей волны для линий передачи преобразователя источника напряжения — постоянного тока высокого напряжения (VSC-HVDC) «,» Энергии, МДПИ, вып.11(8), страницы 1-15, август.
    4. Мария Хосе Перес Молина и Дуниксе Марене Ларрускаин и Пабло Эгиа Лопес и Агуртцане Эчегараи, 2019. « Анализ основанных на локальных измерениях алгоритмов обнаружения неисправностей в многотерминальной сети HVDC », Энергии, МДПИ, вып. 12(24), страницы 1-20, декабрь.
    5. Блонд, С. Ле и Берто, Р. и Кури, Д.В. и Виейра, JCM, 2016. « Проектирование схем защиты для многотерминальных систем постоянного тока «, Обзоры возобновляемых и устойчивых источников энергии, Elsevier, vol.56(С), страницы 965-974.
    6. Руй Ли и Ли Сюй, 2018 г. « Обзор защиты от короткого замыкания постоянного тока для сетей HVDC «, Междисциплинарные обзоры Wiley: энергия и окружающая среда, Wiley Blackwell, vol. 7(2), март.
    7. Лу Цюй, Чжаньцин Юй, Сян Сяо, Вэй Чжао, Юлун Хуан и Ронг Цзэн, 2019 г. « Разработка и применение механического выключателя постоянного тока 10 кВ », Энергии, МДПИ, вып. 12(19), страницы 1-15, сентябрь.
    Полные ссылки (включая те, которые не соответствуют элементам в IDEAS)

    Цитаты

    Цитаты извлекаются проектом CitEc, подпишитесь на его RSS-канал для этого элемента.


    Процитировано:

    1. Мария Хосе Перес-Молина и Дуниксе Марене Ларрускаин и Пабло Эгия и Ойхане Абарратеги, 2021. «Стратегия защиты от отказа автоматического выключателя для сетей HVDC «, Энергии, МДПИ, вып. 14(14), страницы 1-15, июль.
    2. Андрей Стан, Сорина Костинаш и Джорджиана Ион, 2022 г. « Обзор и оценка текущих приложений HVDC и будущих тенденций », Энергии, МДПИ, вып. 15(3), страницы 1-25, февраль.

    Наиболее похожие товары

    Это элементы, которые чаще всего цитируют те же работы, что и этот, и цитируются теми же работами, что и этот.
    1. Мани Ашури, Филипе Фариа да Силва и Клаус Лет Бак, 2019 г. « Схема защиты пилот-сигнала на основе гармоник для сетей VSC-MTDC с преобразователями ШИМ «, Энергии, МДПИ, вып. 12(6), страницы 1-16, март.
    2. Цзян, Суфан и Гао, Шан и Пан, Гуаншэн и Чжао, Синь и Лю, Ю и Го, Ясен и Ван, Сычэн, 2020 г.» Новая надежная модель обязательств с ограничениями по безопасности с учетом правила HVDC ,» Прикладная энергия, Elsevier, vol. 278 (С).
    3. Навид Баяти и Мехди Савагеби, 2021 г. «Системы защиты для бортовых микросетей постоянного тока », Энергии, МДПИ, вып. 14(17), страницы 1-20, август.
    4. Аласси, Абдулрахман и Баньялес, Сантьяго и Эллаббан, Омар и Адам, Грейн и МакИвер, Каллум, 2019 г. «Передача HVDC : обзор технологий, тенденции рынка и перспективы на будущее », Обзоры возобновляемых и устойчивых источников энергии, Elsevier, vol.112(С), страницы 530-554.
    5. Лян, Цзиньпин и Чжан, Ке и Аль-Дурра, Ахмед и Чжоу, Дамин, 2020 г. « Новый метод диагностики неисправностей в силовых преобразователях для ветряной электростанции », Прикладная энергия, Elsevier, vol. 266 (С).
    6. Байдави, Сьюзан и Шихан, Розмари и Флинн, Кэтрин, 2020 г. « Криминальная эксплуатация молодежи, связанной с защитой детей », Обзор услуг для детей и молодежи, Elsevier, vol. 118 (С).
    7. Пьерри, Эрика и Биндер, Оле и Хемдан, Насер Г.А. и Куррат, Майкл, 2017 г. « Проблемы и возможности для европейской сети HVDC », Обзоры возобновляемых и устойчивых источников энергии, Elsevier, vol. 70(С), страницы 427-456.
    8. Мария Хосе Перес Молина и Дуниксе Марене Ларрускаин и Пабло Эгиа Лопес и Агуртцане Эчегараи, 2019. « Анализ основанных на локальных измерениях алгоритмов обнаружения неисправностей в многотерминальной сети HVDC », Энергии, МДПИ, вып. 12(24), страницы 1-20, декабрь.
    9. Рахил Муззаммель и Али Раза, 2020 г.« Метод защиты на основе машинного обучения опорных векторов для систем MT-HVDC », Энергии, МДПИ, вып. 13(24), страницы 1-33, декабрь.
    10. Сапунцоглу, Николаос и Лаго, Хесус и Де Шуттер, Барт и Райсон, Бертран, 2020. « Обобщаемый и независимый от датчиков метод глубокого обучения для обнаружения и определения местоположения неисправностей в распределительных сетях низкого напряжения », Прикладная энергия, Elsevier, vol. 276 (С).
    11. Рахиль Муззаммель, 2019 г. » Метод бегущих волн для оценки неисправностей в системе передачи HVDC «, Энергии, МДПИ, вып.12(19), страницы 1-31, сентябрь.
    12. Нгуен, Тхи Ань Тайет и Чоу, Шуо-Ян, 2019 г. « Улучшенная оптимизация технического обслуживания морских ветровых систем с учетом влияния государственных субсидий, потерь производства и модели дисконтированных затрат», Энергия, Эльзевир, том. 187(С).
    13. Терриче, Ясин и Лашаб, Абдерезак и Чимен, Халил и Герреро, Хосеп М. и Су, Чун-Льен и Васкес, Хуан К., 2022 г. » Оценка качества электроэнергии с использованием алгоритмов, независимых от периодичности сигнала – Пример использования бортовой микросети ,» Прикладная энергия, Elsevier, vol.307 (С).
    14. Сунь, Ченхао и Ван, Синь и Чжэн, Ихуэй, 2020 г. « Комплексная система для прогнозирования пространственно-временного распределения слабых мест энергетической безопасности в передающих сетях «, Прикладная энергия, Elsevier, vol. 258 (С).
    15. Вакас Джавед, Донг Чен и Мохамед, Эмад Фарраг и Ян Сюй, 2019 г. «Конфигурация системы , обнаружение неисправностей, локализация, изоляция и восстановление: обзор защиты микросетей LVDC », Энергии, МДПИ, вып. 12(6), страницы 1-30, март.
    16. Ли, Цзяньвэй и Ян, Цинцин и Му, Хао и Ле Блонд, Саймон и Хэ, Хунвэнь, 2018 г. « Новый метод обнаружения и локализации неисправностей для многополюсного высоковольтного постоянного тока морской ветровой электростанции », Прикладная энергия, Elsevier, vol. 220(С), страницы 13-20.
    17. Цюй, Фумин и Лю, Цзиньхай и Чжу, Хунфэй и Чжоу, Боуэн, 2020 г. « Обнаружение неисправностей ветряных турбин на основе расширенных лингвистических терминов и правил с использованием неодноэлементной нечеткой логики », Прикладная энергия, Elsevier, vol.262 (С).
    18. Мухаммад Харун Надим и Сяодун Чжэн и Нэнлин Тай и Мехр Гюль, 2018 г. « Идентификация и изоляция неисправностей в многотерминальных сетях постоянного тока высокого напряжения с гибридными автоматическими выключателями », Энергии, МДПИ, вып. 11(5), страницы 1-21, апрель.
    19. Мария Хосе Перес-Молина и Дуниксе Марене Ларрускин, Пабло Эгия и Ойхане Абарратеги, 2021 г. «Стратегия защиты от отказа автоматического выключателя для сетей HVDC «, Энергии, МДПИ, вып.14(14), страницы 1-15, июль.

    Исправления

    Все материалы на этом сайте предоставлены соответствующими издателями и авторами. Вы можете помочь исправить ошибки и упущения. При запросе исправления укажите дескриптор этого элемента: RePEc:eee:rensus:v:144:y:2021:i:c:s1364032121003270 . См. общую информацию о том, как исправить материал в RePEc.

    По техническим вопросам, касающимся этого элемента, или для исправления его авторов, названия, реферата, библиографической информации или информации для загрузки, обращайтесь: .Общие контактные данные провайдера: http://www.elsevier.com/wps/find/journaldescription.cws_home/600126/description#description .

    Если вы создали этот элемент и еще не зарегистрированы в RePEc, мы рекомендуем вам сделать это здесь. Это позволяет связать ваш профиль с этим элементом. Это также позволяет вам принимать потенциальные ссылки на этот элемент, в отношении которых мы не уверены.

    Если CitEc распознал библиографическую ссылку, но не связал с ней элемент в RePEc, вы можете помочь с помощью этой формы .

    Если вы знаете об отсутствующих элементах, ссылающихся на этот, вы можете помочь нам создать эти ссылки, добавив соответствующие ссылки таким же образом, как указано выше, для каждого ссылающегося элемента. Если вы являетесь зарегистрированным автором этого элемента, вы также можете проверить вкладку «Цитаты» в своем профиле RePEc Author Service, так как некоторые цитаты могут ожидать подтверждения.

    По техническим вопросам относительно этого элемента или для исправления его авторов, названия, реферата, библиографической информации или информации для загрузки обращайтесь: Кэтрин Лю (адрес электронной почты доступен ниже).Общие контактные данные провайдера: http://www.elsevier.com/wps/find/journaldescription.cws_home/600126/description#description .

    Обратите внимание, что фильтрация исправлений может занять пару недель. различные услуги RePEc.

    (PDF) Трансформаторы для передачи высокого напряжения.Ein

    Nachweis der Beherrschung der Übertragungsleistung

    konnte mit dem damaligen Modell nicht erbracht werden.

    Bild 2 zeigt das Funktionsmuster während der Prüfung

    und gibt die elektrischen Prüfpegel mit denen das Isolati-

    onssystem überprüft wurde. [3]

    Bild 2 ±1.100 kV Funktionsmusterprüfung 2012

    Seit 2015 gibt es eine konkret spezifizierte ±1.100 kV

    Übertragungslinie. Hierbei wird eine Übertragungsleis-

    tung von etwa 12 GW über eine Entfernung von nä-

    hernd 3300 km realisiert.. Der Transformatorenprototyp

    befindet sich momentan in der Entwicklung und wird vo-

    raussichtlich im Laufe des Jahres 2017 geprüft. Die

    grundlegenden Spezifikationsdaten sind in Tabelle 1 dar-

    gestellt. Mit einer Leistung von 587,1 MVA wird dieser

    Transformator der bisher leistungsstärkste HGÜ Einpha-

    sentransformator, der in einem Schwerstück per Straßen-

    transport noch bewegt werden kann. Zu Beginn der Über-

    legungen für eine Realisierung einer Übertragungsspan-

    nung von ± 1.100 кВ ist man davon ausgegangen, dass

    diese Einheiten in einem Schwerstück nicht mehr trans-

    portierbar sind. Es hat sich jedoch gezeigt, dass auch die-

    se Transformatoren per Straßentransport im europäischen

    als auch im asiatischen Raum bewegbar sind. Somit ist

    ein Vor-Ort-Zusammenbau des Transformators nicht

    notwendig. Die vorläufigen Transportabmessungen liegen

    etwa bei einer Länge von 13,5 м, einer Breite von 5,2 м

    und einer Höhe von 5,6 м.

    Tabelle 1 Hauptdaten des ± 1.100 kV HGÜ Transforma-

    tors

    Auch die Durchführungen für die

    seitigen Anschlüsse dieses Трансформаторы müssen neu

    entwickeltden. Vor allem die hohen Isolationspegel

    der Durchführung lassen die Abmessungen dieser stark

    wachsen, so dass allein die Transformatordurchführung

    eine Länge von etwa 19 m aufweist, inklusive 900e2 Öl0 3l- und 3

    Aktuell befinden sich Transformator und Durchführung

    im Status der Entwicklung und Auslegung.Final werden

    die Fertigung und Prüfung der Prototypeneinheit die Ver-

    einbarkeit dieser großen Übertragungsleistungen und –

    Spannungen mit der begrenzten Baugröße nachweisen

    m 900.

    2.1.3 Grundlagen der Entwicklungen Im Klassischen

    гм HGÜ Bereich

    гм HGÜ Anforderungen, WIE в Den Abschnitting 2.1.1 und

    2.1.2 Dargesellt, Beherrschen Zu Können Waren Weiter-

    Entwicklungen im Bereich der isolationstechnik und

    Magnetik notwendig.Die hohen Prüfpegel resultieren in

    größeren Streuspalten zwischen den Wicklungen sowie

    zwischen Elementen mit unterschiedlichen Spannungspo-

    tenzialen. Die größeren Streuspalte wirken sich entspre-

    chend auf die Kurzschlussimpedanz des Transformators

    aus, dem bei der Wahl des Arbeitspunktes begegnet wer-

    den muss. Die Streufeldverluste in geerdeten Rahmen-

    und Kesselteilen steigen deutlich an, verursacht durch das

    magnetische Streufeld.Im Fall des ± 1.100 kV HGÜ er-

    geben sich im Streufeld gespeicherte Leistungen von 156

    MVA. Um diese Größenordnungen beherrschen zu kön-

    nen müssen umfangreiche magnetische Maßnahmen ge-

    troffen werden. Die Auslegung und Festlegung solcher

    Maßnahmen erfolgt anhand von detaillierten drei-

    Dimensionen, numerischen Feldanalysen.

    Zur Beherrschung der hohen elektrischen Prüfpegel und

    Betriebsspannungen müssen ebenso интенсивное числовое значение

    Feldstudien betrieben werden.Die Auslegung erfolgt an-

    hand zulässiger Feldbelastungen in den einzelnen Dielekt-

    rika. Um eine präzise und effiziente Auslegung zu garan-

    tieren ist die Kenntnis über das Verhalten der Isolierstoffe

    sowie das Verhalten des Isoliersystems von entscheiden-

    der Bedeutung. Die konsequente und stetige Untersu-

    chung der spezifischen Eigenschaften der Isolierwerkstof-

    fe bildet die Grundlage für eine hochpräzise und effiziente

    Feldanalyse.Im Vergleich zwischen Wechselspannungs-

    und Gleichspannungsbeanspruchungen verhält sich das

    Öl-Papier-Dielektrikum unterschiedlich. Diese sind in [2]

    detailliert erläutert. DA DAS VERHALTEN DER ISORESTERSTOFFE BEI ​​

    GleichspannungsBeanspruchunch Noch Nicht The Tief ER-

    Gründet War Wie Im Fall der Beanspruchung Mit Wechsel-

    Spannung Wurden в Ден Vergangenen Jahren Consoven-

    TE Forschungen Betrieben, Die Dazu Danenten Zu Erforschen

    welche Mechanismen bei Beanspruchung mit Gleich-

    spannung zu einem Versagen der isolierenden Wirkung

    des jeweiligen Werkstoffs führen.AUS Diesen Untsu-

    Chungen Wurden Vielversprechende Modelle AbgeLeitet,

    Welche DAS Ladungsträgerverhalten IM Gleichspannungs-

    Падение Nachbilden [6] Noch Sind Die Modele Quantitativ

    Nicht Belastbar UM Diese в Der Auslegung der isolierung

    Конвенция Anzuwenden. Die bestehenden Auslegungs-

    Richtlinien für die Transformatorisolierung konnten aber

    basierend auf den neuen Modellen und empirischen Er-

    kenntnissen modifiziert werden.Zur detaillierten Studie

    der erzielten Kenntnisse wird Hier auf die Beiträge von

    Backhaus [7] und Gabler [8] verwiesen.

    Добавить комментарий

    Ваш адрес email не будет опубликован.