TUOMO VORNANEN TEHOELEKTRONIIKKAA SISÄLTÄVIEN SÄHKÖNJAKELUVERKKOJEN SIMULOINTI PSCAD-YMPÄRISTÖSSÄ Diplomityö

Tarkastajat: prof. Pertti Järventausta ja tutkija Antti Mäkinen Tarkastajat ja aihe hyväksytty Tieto- ja sähkötekniikan tiedekunta-neuvoston kokouksessa 8. huhtikuuta 2009

II

TIIVISTELMÄ TAMPEREEN TEKNILLINEN YLIOPISTO Sähkötekniikan koulutusohjelma VORNANEN, TUOMO: Tehoelektroniikkaa sisältävien sähkönjakeluverkkojen simulointi PSCAD-ympäristössä Diplomityö, 86 sivua, 4 liitesivua Marraskuu 2009 Pääaine: Sähkövoimatekniikka Tarkastajat: prof. Pertti Järventausta ja tutkija Antti Mäkinen Avainsanat: Tasasähkönjakelu, PSCAD-simulointi, LVDC Tehoelektroniikan komponenttien hintojen laskiessa ja luotettavuuden parantuessa voi niistä kehittyä varteenotettava osa tulevaisuuden sähkönjakeluverkkoja. Niiden käyttöönotolla voidaan parantaa sähkönjakelun luotettavuutta, sähkön laatua, pienentää sähkönjakelun kokonaiskustannuksia ja edesauttaa hajautetun tuotannon ja älykkäiden sähköverkkojen yleistymistä. Käytännössä tämä tarkoittaisi vaihtosähköverkkojen osittaista korvaamista pienjännitteisillä tasasähköverkoilla. Tehoelektroniikka sähkönjakelussa -tutkimushankkeen tavoitteena on ollut luoda tekninen ja taloudellinen osaamispohja ja menetelmät tasasähkönjakelun käyttösovellusten ja niihin liittyvien laite- ja ohjelmistotuotteiden kehittämiselle, pilotoinnille ja käyttöönotolle.

Tässä diplomityössä on perehdytty pienjännitteisen tasasähkönjakelun (LVDC) käyttäytymiseen osana sähkönjakeluverkkoja ja erityisesti tähän liittyvään mallinnukseen ja simulointiin PSCAD-simulointiohjelman avulla. Työn ensisijaisena tavoitteena on ollut kehittää ja tarkentaa simuloinneissa käytettäviä tasasähköjärjestelmän komponentti- ja järjestelmämalleja.

Työn pohjana oli aikaisemmin tehdyt PSCAD-mallit tasasähköjärjestelmän prototyypistä ja sen komponenteista. Alustavia simulointituloksia vertailtiin prototyyppilaitteiston mittaustuloksiin, joiden pohjalta malleja tarkennettiin. Tuloksena saatiin järjestelmämalli, joka vastaa aiempaa tarkemmin mittaustuloksia. Tämän jälkeen tehtiin prototyypin mallilla laajempia simulointitarkasteluja eri parametreja muuttaen. Näiden avulla selvitettiin esimerkiksi verkostokomponenttien teho- ja jännitehäviöitä sekä kuormien verkostovaikutuksia. Lisäksi kokeiltiin DC-verkon kuormitusten yksinkertaistettua mallinnusta. Työssä tutkittiin myös laajempaa jakelujärjestelmää, joka sisälsi LVDC-verkkoja. Näissä simuloinneissa tutkittiin keskijänniteverkon virtoja ja sen säröytymistä, tasasähköjohdon jännite- ja tehohäviöitä sekä kuormanmuutosten verkostovaikutuksia LVDC-verkossa. Simulointien perusteella todettiin, että johtojen tehohäviöiden laskennassa ideaalisten suureiden käyttö voi johtaa epätarkkuuksiin yliaaltojen takia. Tasasähköverkon jännitehäviön laskennassa ideaalistenkin suureiden käyttö antaa käyttökelpoisia tuloksia.

III

ABSTRACT TAMPERE UNIVERSITY OF TECHNOLOGY Master’s Degree Programme in Electrical Engineering VORNANEN, TUOMO: PSCAD simulation of electricity distribution networks with power electronics Master of Science Thesis, 86 pages, 4 Appendix pages November 2009 Major: Electrical Power Engineering Examiners: professor Pertti Järventausta and researcher Antti Mäkinen Keywords: DC distribution, PSCAD simulation, LVDC Power electronic components may become a conceivable part of future electricity distribution networks, as their prices are falling and reliability is improving. The introduction of LVDC networks would improve network reliability and power quality, lower the total network costs and facilitate the introduction of distributed generation and smart grids. In practice this would lead to partial replacement of the AC distribution with DC distribution networks. The objective of the ‘Power Electronics in Electricity Distribution’ research project is to create a technical and economical knowledge base and methods for the development, piloting and introduction of practical applications of DC distribution and related hardware and software products.

In this thesis the behavior of the low voltage distribution (LVDC) as part of distribution networks was studied. The foremost objective has been to develop and improve the simulation models of the low voltage direct current system and its components.

The basis of the work was the earlier PSCAD models of a laboratory network prototype and its components. Preliminary simulation results were compared with measured data from the prototype, which were used to develop the models further. The result was a system model, which more accurately confirms with measured data. Further simulations were made by doing variations to system parameters. These were used to study power losses and voltage drop of network components and network effects of different loads. In addition a simplified load model was tested. Finally a larger distribution system was tested, which included LVDC networks. These simulations included studies of currents and THD in the MV network, power losses and voltage drop in the LVDC network and effects of load fluctuations. Simulation results indicate that, harmonic current components may cause significant power losses in the LVDC lines, so using DC components for power loss calculations gives inaccurate results. However for voltage drop studies in the LVDC network using of average values or ideal quantities is sufficient.

IV

ALKUSANAT Tämä diplomityö on tehty Tampereen teknillisen yliopiston Sähköenergiatekniikan laitoksella vuoden 2009 aikana. Työ on osa laajempaa tutkimushanketta ’Tehoelektroniikka sähkönjakelussa’.

Haluan kiittää työn ohjaajina toimineita professori Pertti Järventaustaa ja tutkija Antti Mäkistä heidän ohjeistaan ja opastuksestaan työn aikana. Lisäksi haluan kiittää kaikkia muitakin työn valmistumisessa auttaneita tutkijoita. Heistä mainittakoon tässä erityisesti Sähköenergiatekniikan laitoksen tutkimusapulaiset Jenni Rekola ja Niklas Löf.

Lopuksi haluan kiittää myös ystäviäni, vanhempiani, siskoani ja erityisesti sisarenpoikaani Joonatania heidän antamastaan henkisestä tuesta tämän työn ja opiskelijaurani aikana. Tampereella 19. marraskuuta 2009 Tuomo Vornanen

V

SISÄLLYS Lyhenteet ja merkinnät................................................................................................ vii 1. Johdanto ................................................................................................................ 1

1.1. Työn tavoitteet ja rajaus ................................................................................. 2

1.2. Työn rakenne ................................................................................................. 2

2. Julkinen sähkönjakelu ja tasasähkönjakelun mahdollisuudet .................................. 3

2.1. Pienjännite ja sähkön laatu............................................................................. 4

2.1.1. Pienjännitteen määritelmä ................................................................. 4

2.1.2. Sähkön laatu ..................................................................................... 4

2.1.3. 1 000 V sähkönjakelu ....................................................................... 6

2.2. Tehoelektroniikka sähkönjakeluverkoissa ...................................................... 6

2.3. Tasa- ja vaihtosähkönjakelun erot .................................................................. 8

2.3.1. Edut ja mahdollisuudet ..................................................................... 8

2.3.2. Haitat ja haasteet............................................................................... 9

3. Tasasähköverkkojen komponentit ja tehonsiirto .................................................. 10

3.1. Uni- ja bipolaarinen tasasähkönjakelu .......................................................... 10

3.2. Jakelumuuntajat ja tasasuuntaajat ................................................................ 11

3.2.1. Unipolaarinen järjestelmä ............................................................... 12

3.2.2. Bipolaarinen järjestelmä ................................................................. 12

3.2.3. Verkkokommutoitujen tasasuuntaajien tuottama tasajännite ............ 14

3.3. Tasasähköjohdot .......................................................................................... 15

3.3.1. Riippukierrekaapeli AMKA ............................................................ 15

3.3.2. Maakaapelit AXMK ja AMCMK .................................................... 15

3.4. Vaihtosuuntaajat ja suotimet ........................................................................ 16

3.4.1. Kaksitasoiset vaihtosuuntaajat ........................................................ 17

3.4.2. Kolmitasoiset vaihtosuuntaajat ....................................................... 19

3.4.3. Vaihtosuuntauksen hajauttaminen ................................................... 20

3.4.4. Suodatus ......................................................................................... 20

3.5. Maadoitus ja suojaus ................................................................................... 21

3.5.1. Maadoitusjärjestelmät ..................................................................... 21

3.5.2. Suojausjärjestelmät ......................................................................... 22

3.6. Tasasähköverkkojen laskeminen .................................................................. 23

3.6.1. Jännitehäviö.................................................................................... 23

3.6.2. Tehonsiirto ..................................................................................... 24

3.6.3. Tasasähköverkkojen tehonsiirtokapasiteetti .................................... 25

4. Tasasähköverkon mallintaminen ......................................................................... 28

4.1. Laboratorioprototyyppi ................................................................................ 28

4.2. Tasasuuntaajan malli ................................................................................... 29

4.3. Tasasähköjohtojen mallintaminen ................................................................ 32

4.4. Kondensaattorin ja kuristimen mallintaminen .............................................. 33

4.5. Vaihtosuuntaajan mallintaminen .................................................................. 35

4.5.1. Kaksitasoinen yksivaiheinen vaihtosuuntaaja .................................. 35

VI

4.5.2. Kolmitasoinen yksivaiheinen vaihtosuuntaaja ................................. 37

5. Laboratorioprototyypin mittaus- ja simulointitulokset ......................................... 39

5.1. Laboratoriomittausjärjestelyt ....................................................................... 39

5.2. Simuloinnin lähtötiedot ............................................................................... 40

5.3. Mittaus- ja simulointitulokset 5 kW kuormalla ............................................ 40

5.4. Mittaus- ja simulointitulokset tyhjäkäyntitilanteessa .................................... 48

5.5. Mittausten ja simulointimallin arviointia ...................................................... 53

5.6. Pienjännitekaapelin taajuusvaste .................................................................. 54

6. Prototyypin jatkosimulointi ................................................................................. 55

6.1. Tehohäviöt tasasähköjärjestelmässä ............................................................. 55

6.1.1. Muuntajan häviöt ............................................................................ 56

6.1.2. Tasasähköjohdon häviöt.................................................................. 57

6.1.3. Vaihtosuuntaajan ja suotimen häviöt ............................................... 60

6.2. Tasasähköverkon jännitehäviö ..................................................................... 61

6.2.1. Jännitehäviön simulointi ja laskenta 200 metrin johdolla ................ 61

6.2.2. Jännitehäviön simulointi ja laskenta 2 km johdolla ......................... 62

6.3. Kuormien mallintaminen DC-vastuksilla ..................................................... 63

6.4. Induktiivinen kuorma .................................................................................. 65

6.5. Muuntajan ensiö- ja toisiovirran särö ........................................................... 66

6.6. Vaihe-eron vaikutus..................................................................................... 67

6.7. Siirtoetäisyyden vaikutus kuormajännitteeseen ............................................ 69

7. Tasasähkönjakelujärjestelmän mallintaminen ja simulointi .................................. 71

7.1. Verkon rakenne ........................................................................................... 71

7.2. Tasasähköverkko ......................................................................................... 72

7.3. Keskijänniteverkko ...................................................................................... 75

7.3.1. Symmetrinen kuormitus .................................................................. 75

7.3.2. Epäsymmetrinen kuormitus ............................................................ 77

7.4. Kuormien mallintaminen DC-vastuksilla ..................................................... 78

7.5. Kuorman muutoksen vaikutus kuormajännitteisiin ....................................... 80

7.5.1. Vastuskuorman irtikytkentä ............................................................ 80

7.5.2. Yksivaiheisen oikosulkumoottorin käynnistys................................. 81

8. Yhteenveto .......................................................................................................... 82

Lähteet ........................................................................................................................ 84 Liite 1. Tasasuuntaajan parametrit ............................................................................... 87 Liite 2. Vaihtosuuntaajan parametrit ........................................................................... 88 Liite 3. Laajan DC-järjestelmän PSCAD-malli ............................................................ 89 Liite 4. Työkoneen malli ............................................................................................. 90

VII

LYHENTEET JA MERKINNÄT AC Vaihtovirta, vaihtosähkö Al Alumiini AMCMK 0,6/1 kV maakaapeli PVC-eristeellä. 3-4 symmetristä

alumiinijohdinta, konsentrinen kuparijohdin. AMKA 0,6/1 kV riippukierrekaapeli PE-eristeellä. 1-4

vaihejohdinta sekä kannatinköysi joka toimii PEN-johtimena. Alumiinijohtimet.

AXMK 0,6/1 kV maakaapeli PEX-eristeellä, 4 symmetristä alumiinista vaihejohdinta.

Cu Kupari CLG Maakapasitanssi CLL Käyttökapasitanssi DC Tasavirta, tasasähkö DPF Perusaallon tehokerroin (engl. Displacement Power Factor).

Pätötehon osuus perustaajuisesta näennäistehosta. EMV Energiamarkkinavirasto HVDC Suurjännitteinen tasasähkönsiirto (engl. High Voltage

Direct Current) IGBT Eräs transistorityyppi (engl. Insulated Gate Bipolar

Transistor) KJ Keskijännite. Suomalaisessa keskijänniteverkossa pää-

jännite on yleensä 20 kV. LVDC Pienjännitteinen tasasähkönsiirto (engl. Low Voltage Direct

Current) LTY Lappeenrannan teknillinen yliopisto p Parallel, rinnakkais- PF Kokonaistehokerroin (engl. Power Factor). Perustaajuisen

pätötehon osuus kokonaisnäennäistehosta. PJ Pienjännite PSCAD PSCAD on sähkövoimajärjestelmän transientti-ilmiöiden

mallinnukseen ja simulointiin tarkoitettu ohjelma (engl. Power System CAD).

s Series, sarja- THD Kokonaissärökerroin TS Tasasuuntaaja TTY Tampereen teknillinen yliopisto VAC Vaihtojännite VDC Tasajännite VS Vaihtosuuntaaja VTT Valtion teknillinen tutkimuskeskus

1

1. JOHDANTO

Ensimmäiset sähkölaitokset perustettiin Suomen kaupunkeihin 1800-luvun lopulla. Nämä olivat tasasähkötekniikalla toteutettuja, pieniä ja toisistaan riippumattomia laitoksia, jotka usein kattoivat vain muutaman korttelin alueen. Nimellisjännite oli koko verkossa sama, joten siirtoetäisyydet ja -tehot olivat pieniä. 1800-luvun loppupuolella kehitetty vaihtosähköjärjestelmä löi itsensä läpi muuntajan, kolmivaihejärjestelmän ja oikosulkumoottorin kehittämisen myötä. Jo 1900-luvun alkupuolella vaihtosähkö-järjestelmä syrjäytti tasasähköjärjestelmän lähes täysin. Vaikka tasasähkötekniikkaa on uudelleen hyödynnetty suurjännitteisissä tasasähkönlinkeissä jo 1950-luvulta alkaen, on julkisissa sähkönjakeluverkoissa tasasähkön käyttö nykyään olematonta.

Maaseudun sähköistys eteni taloudellisista syistä johtuen kaukana kaupunkien perässä. Pääosa Suomen vähäisestä väestöstä asui maaseudulla, metsäisessä ja vesistöjen rikkomassa maastossa. 1910-luvulla käynnistynyt ja 1970-luvulle jatkunut laajamittainen maaseudun sähköistys täytyi suorittaa mahdollisimman pienillä materiaalikustannuksilla. Käytännössä tämä tarkoitti sitä, että jakeluverkot rakennettiin avojohtoina metsien läpi mahdollisimman lyhyinä. Sähkönjakelun luotettavuus ei tuolloin ollut suurimpana huolen aiheena maaseutua sähköistettäessä. [TTKK 1993]

Tulevaisuudessa voi tehoelektroniikasta ja tasasähkötekniikasta kehittyä merkittävä osa sähkönjakelujärjestelmää. Tähän kehitykseen vaikuttaa erityisesti kolme tekijää. Tärkeimpänä voidaan pitää tehoelektronisten laitteiden kehittymistä. Teollisuudessa niitä on hyödynnetty jo pitkään. Ajan myötä ovat tehoelektroniikan komponenttien hinnat alentuneet ja luotettavuus sekä hyötysuhteet parantuneet. Toisaalta perinteisten verkkokomponenttien hinnat todennäköisesti nousevat jatkossa metallien hintojen mukana, mikä myös osaltaan edistäisi tehoelektroniikan käyttöönottoa.

Toisena tärkeänä syynä vaikuttaa myös hajautetun sähköntuotannon yleistyminen. Fossiilisten polttoaineiden aiheuttamien päästöjen sekä energiavarojen rajallisuuden vuoksi ovat uusiutuvat energianlähteet nousemassa entistä enemmän esille energian-tuotannossa. Uusiutuvat energiavarat ovat useimmiten hajautettuja energiamuotoja, mikä tarkoittaa niitä käyttävien pienvoimaloiden liittämistä paikalliseen jakeluverkkoon mahdollisimman edullisesti. Nykyisten jakeluverkkojen kannalta tämä on haasteellista, koska ne ovat yleensä suunniteltu yksisuuntaiseen ja säteittäiseen tehonsiirtoon.

Kolmantena tekijänä on tarve jakeluverkkojen luotettavuuden ja sähkön laadun kustannustehokkaaseen parantamiseen ja kustannusten pienentämiseen. Sähkön-käyttäjien odotukset sähkönjakelun luotettavuudesta ja sähkön laadusta ovat kasvaneet jatkuvasti. Tehoelektroniikka mahdollistaa sähkön laadun varmistamisen jopa käyttäjäkohtaisesti.

2

Tehoelektroniikka sähkönjakelussa -tutkimushankkeen tavoitteena on tutkia ja kehittää tehoelektroniikan käyttömahdollisuuksia sähkönjakeluverkoissa. Teho-elektroniikan laajamittainen hyödyntäminen sähkönjakeluverkoissa voi olla ainakin osittainen ratkaisu edellä mainittuihin sähkönjakelun haasteisiin.

1.1. Työn tavoitteet ja rajaus

Tämä diplomityö on osa laajempaa Tehoelektroniikka sähkönjakelussa tutkimushanketta. Työn tarkoituksena on perehtyä pienjännitteisten tasasähkönjakelun (LVDC) käyttäytymiseen osana sähkönjakeluverkkoja ja erityisesti tähän liittyvään mallinnukseen ja simulointiin PSCAD-simulointiohjelman avulla. Työn ensisijaisena tavoitteena on kehittää ja tarkentaa simuloinneissa käytettäviä tasasähköverkon komponentti- ja järjestelmämalleja. Mallinnusta pyritään verifioimaan vertailemalla simulointituloksia laboratorioprototyypin mittausten tuloksiin. Tarkastelemalla eri parametrien vaikutuksia luodaan valmiutta entistä tarkemmalle mallinnukselle. Mallien pohjalta voidaan edelleen rakentaa laajempien jakeluverkkojen malleja, joilla voidaan tutkia tasasähköverkkojen ominaisuuksia sekä verkostovaikutuksia eri tilanteissa. Tarkastelujen kohteena voi olla mm. tehonjako, jännitehäviöt ja tehohäviöt sekä tasasähköverkkojen aiheuttamat ilmiöt muualla jakeluverkossa. Verkon suojauksen mallintaminen ja simulointi on rajattu työstä pois. Tasasähköverkot ovat haasteellisia mallintaa tietojärjestelmiin, joten simulointimallin avulla voidaan myös tutkia mahdollisuuksia laskennan yksinkertaistamiseen käytännön verkostosuunnittelun kannalta.

1.2. Työn rakenne

Luvussa 2 esitellään lyhyesti nykyinen sähkönjakelujärjestelmä, teknisiä vaatimuksia jakelujännitteelle ja sähkön laadulle sekä esitetään tehoelektroniikan käyttöönoton aiheuttamia muutoksia sähkönjakeluun. Luku 3 on lyhyt katsaus tasasähkönjakelu-verkon pääkomponentteihin, joita ovat muuntajat, suuntaajat, johdot ja suotimet, sekä esitellään maadoitus- ja suojausjärjestelyjä. Lisäksi tarkastellaan hieman tasasähköverkkojen laskentaa.

Luvussa 4 esitellään tasasähkönjakeluverkon laboratorioprototyyppi ja tasasähkö-verkon komponenttien PSCAD-mallit. Luvussa 5 esitellään prototyypin mittauksista saatuja tuloksia ja verrataan niitä prototyypin PSCAD-mallin simulointituloksiin arvioiden samalla mallien ja mallinnuksen käyttökelpoisuutta.

Lukujen 6 ja 7 tarkoituksena on tutkia tasasähköverkkojen käyttäytymistä ja niiden vaikutuksia keskijänniteverkkoon erilaisissa kuormitus- ja kytkentätilanteissa. Luvussa 6 laajennetaan edellisessä luvussa tehtyjä prototyyppiin kohdistettuja tarkasteluja simuloiden monipuolisesti erilaisia tilanteita varioimalla mallin lähtötietoja. Luvussa 7 tarkastellaan laajempaa tasasähköverkkoja sisältävää sähkönjakelujärjestelmää.

3

2. JULKINEN SÄHKÖNJAKELU JA TASASÄHKÖNJAKELUN MAHDOLLISUUDET

Voimalaitoksissa tuotettu sähköenergia siirretään loppukäyttäjille sähköverkkojen kautta. Suurimmat voimalaitokset liitetään kantaverkkoon, jonka toiminnasta vastaa Fingrid Oyj. Tämän sähkönsiirtojärjestelmän tehtävänä on siirtää voimalaitoksissa keskitetysti tuotettu sähköenergia lähelle suurempia kulutuskeskittymiä. Fingridin kantaverkko käsittää 4 000 km 400 kV johtoja, 2 300 km 220 kV johtoja, 7 500 km 110 kV johtoja sekä 106 sähköasemaa. Johdot ovat puuvarmoiksi rakennettuja avojohtoja ja verkko on silmukoitu, joten kantaverkon käyttövarmuus on hyvin korkea.

Alueverkko- ja jakeluverkkoyhtiöt vastaavat sähkönjakelujärjestelmästä. Sähkönjakelujärjestelmä muodostuu alueverkoista, sähköasemista, keskijännite-verkoista, jakelumuuntamoista ja pienjänniteverkoista. Jakeluverkkoja käytetään lähes aina säteittäisesti, vaikka ne ovatkin usein rakennettu silmukoiduiksi. Alueverkot ovat jakeluverkkoyhtiöiden tai erityisten alueverkkoyhtiöiden omaisuutta. Verkot ovat jännitteeltään yleensä 110 kV, joskin paikoin on käytössä myös 45 kV verkkoja. Alueverkot täydentävät 110 kV kantaverkkoa. Alue- ja jakeluverkkoyhtiöillä on noin 7 900 km 110 kV johtoja, joista lähes kaikki (98 %) ovat avojohtoa.

Alueverkot syöttävät alueellisten sähköasemien kautta keskijänniteverkkoa, joka on jännitteeltään yleensä 20 kV. Joissakin kaupungeissa on käytössä myös 10 kV kaapeliverkkoja; teollisuuslaitosten omissa sähköverkoissa käytetään myös tätä pienempiä jännitteitä. Keskijänniteverkkoa on Suomessa noin 137 000 km. Tästä 90 % on avojohtoa. Keskijänniteverkot ovat maasta erotettuja taikka sammutettuja. KJ-verkon suojauslaitteet on perinteisesti sijoitettu pelkästään sähköasemille. Luotettavuudelle asetettujen vaatimusten kasvaessa ovat jakeluyhtiöt ottaneet käyttöön verkostoautomaatiota ja johtolähdöille sijoitettuja välikatkaisijoita, joilla vika- ja keskeytysalueita voidaan tehokkaasti rajata.

Pienjänniteverkko liittyy keskijänniteverkkoon jakelumuuntamoiden kautta. Verkon nimellinen pääjännite on 400 V ja vaihejännite 230 V. Lisäksi teollisuudella on moottorikäyttöjä varten 400/690 V pienjänniteverkkoja. Pienjänniteverkkoa on Suomessa noin 227 000 km, josta 33 % on maakaapelia ja loput pääasiassa AMKA-riippukierrejohtoa. Pienjänniteverkot ovat suoraan maadoitettuja jakelumuuntajan tähtipisteestä. 400 V pienjänniteverkkojen ylivirtasuojaus on toteutettu sulakkeilla. Nämä sijaitsevat jakelumuuntamolla; tarvittaessa johdoilla on lisäksi välisulakkeita. [EMV 2007; Lakervi & Partanen 2009]

4

2.1. Pienjännite ja sähkön laatu

Suomen liityttyä Euroopan Unionin jäseneksi on täälläkin alettu soveltaa EU:n pienjännitedirektiiviä, jossa määrätään pienjännitteen jännitealue tasa- ja vaihto-jännitteille. Tarkemmin yleisen jännitteen ominaisuuksia ja laatuvaatimuksia määritellään standardissa SFS-EN 50160.

2.1.1. Pienjännitteen määritelmä

Euroopan parlamentin ja neuvoston antama direktiivi 73/23/ETY (nykyisin 2006/95/EY) määrittelee sähkölaitteen pienjännitteiseksi, kun sen nimellisjännite on vaihtovirralla 50…1000 V ja tasavirralla 75…1500 V. Vaihtovirralla tämä tarkoittaa, että kolmivaiheisen verkon pääjännite voi olla enintään 1 000 V ja vaihejännite 577 V. Unipolaarisessa tasasähköjärjestelmässä käyttöjännite voi olla 1 500 V. Bipolaarisessa tasasähköjärjestelmässä positiivisen ja negatiivisen navan välinen jännite voi olla enintään 1 500 V ja siten ääri- ja nollajohtimen välinen jännite voi olla välillä ± 750 V. [EU 2006; Salonen 2006]. Taulukossa 2.1 on esitetty tasajännitteen osalta pienjännitesähköasennuksissa sallitut jännitteet. Taulukko 2.1. Nimellisjännitteet tasasähköjärjestelmässä [SFS-IEC 60449].

Jännitealue Maadoitetut järjestelmät

Maasta erotetut järjestelmät

Navasta maahan Napojen välillä Napojen välillä I U 120 V U 120 V U 120 V II 120 V < U 900 V 120 V< U 1 500 V 120 V < U 1 500 V

Jännitealuetta I (pienoisjännite) käytetään sähköturvallisuus- tai toiminnallisista syistä. Jännitealue II sisältää kaikki rakennusten ja julkisten jakelujärjestelmien jännitteet. [SFS-IEC 60449]

Tasasähköjärjestelmä on sen vaihtosähköjärjestelmän jatke, josta jännite saadaan tasasuuntaamalla. Tämä tarkoittaa, että pienjännitteistä tasasähköjärjestelmää (UDC 1 500 V) voidaan syöttää vaihtosähköjärjestelmästä, jonka nimellisjännite on enintään 1 000 V. [Partanen et al 2008]

2.1.2. Sähkön laatu

Suomessa käytössä olevassa standardissa SFS-EN 50160 ’Yleisen jakeluverkon jakelujännitteen ominaisuudet’ esitetään sähkönkuluttajien liittämiskohdan jännitteeltä vaadittavat ominaisuudet normaaleissa käyttöolosuhteissa. Standardi määrittelee pienjänniteverkon jakelujännitteelle mm. seuraavia ominaisuuksia ja niiden raja-arvoja:

verkkotaajuus jännitteen suuruus jännitetason vaihtelut

5

nopeat jännitemuutokset välkyntä jännitekuopat lyhyet ja pitkät keskeytykset ylijännitteet jakelujännitteen epäsymmetria harmoniset ja epäharmoniset yliaaltojännitteet sekä signaalijännitteet

Verkon nimellistaajuus on 50 Hz. Normaaleissa käyttöolosuhteissa taajuuden 10 sekunnin keskiarvon tulee olla

yhteiskäyttöverkoissa o 99,5 % vuodesta 50 Hz ± 1 % o 100 % ajasta 50 Hz + 4 % / - 6 %

erillisverkoissa o 95 % viikosta 50 Hz ± 2 % o 100 % ajasta 50 Hz ± 15 %

Pienjänniteverkon nimellinen vaihejännite on 230 volttia ja sen jännitevaihtelun tulisi olla ± 10 % välillä. Normaaleissa käyttöolosuhteissa tehollisarvojen 10 minuutin keskiarvon tulee olla

95 % viikosta 230 V ± 10 % 100 % ajasta 230 V + 10 % / - 15 %

Harmonisella ylijännitteellä tarkoitetaan sinimuotoisia jakelujännitteen perusaallon kokonaisluvulla kerrottuja taajuuksia. Normaaleissa käyttöolosuhteissa viikon aikana 95 % yksittäisen harmonisen yliaaltojännitteen 10 minuutin tehollisarvojen keskiarvoista tulee olla pienempi kuin taulukossa 2.2 on mainittu. Taulukko 2.2. Jakelujännitteen harmoniset yliaallot [SFS-EN 50160].

Parittomat yliaallot Parilliset yliaallot

Kolmella jaottomat Kolmella jaolliset Järjestysluku

n Jännite Järjestysluku Jännite Järjestysluku Jännite

5 6 % 3 5 % 2 2 % 7 5 % 9 1,5 % 4 1 %

11 3,5 % 15 0,5 % 6…24 0,5 % 13 3 % 21 0,5 % 17 2 % 19 1,5 % 23 1,5 % 25 1,5 %

Jännitteen kokonaissärökertoimen THD arvo tulee olla vastaavasti korkeintaan 8 %,

johon lasketaan mukaan yliaallot järjestyslukuun 40 asti [SFS-EN 50160]. Yliaaltojen

6

vaikutusta kasvattavat resonanssit, joita voi muodostua esimerkiksi muuntajien ja kompensointilaitteiden välille. Lisäksi asetetaan raja-arvoja välkynnälle ja epäsymmetrialle sekä signaalijännitteille. Muille ominaisuuksille esitetään vain indikatiivisia arvoja.

2.1.3. 1 000 V sähkönjakelu

Pienjännitedirektiivi mahdollistaa 1 000 V vaihtojännitteen käytön pienjänniteverkoissa. Tältä pohjalta on 2000-luvulla kehitetty 1 000 V sähkönjakelujärjestelmä kustannus-tehokkaaksi keinoksi parantaa sähkönjakeluverkkojen luotettavuutta. Järjestelmän tarkoituksena on korvata 20 kV haarajohdot 1 kV maa- tai ilmakaapelilla. 1 kV käyttö on 20 kV maakaapelin käyttöä huomattavasti edullisempi ratkaisu. KJ-avojohdon korvaaminen PJ-kaapelilla parantaa merkittävästi johto-osuuden luotettavuutta. 1 kV haarajohto muodostaa oman suojausalueensa, joten keskijänniteverkon lyheneminen pienentää koko johtolähdön keskeytysten määrää. Toisaalta 1 kV verkon siirtoteho ja -etäisyys ovat moninkertaisia 400 V verkkoon nähden. KJ/PJ-muuntamoiden määrä vähenee, mutta muuntamoiden kokonaismäärä kasvaa.

Keskijännitekaapelointiin verrattuna 1 kV PJ-kaapelin käytöllä säästetään materiaalikustannuksissa. Lisäksi voidaan säästää asentamiskustannuksissa käyttämällä aurausta kaivamisen sijasta. Tällöin 1 kV maakaapelin investointikustannukset voivat olla jopa 50 % pienemmät kuin keskijännitekaapelilla. Käytettäessä 1 kV johtona AMKA-riippukierrekaapelia voidaan käyttää koppimuuntamoita halvempia pylväsmuuntamoita ja vältytään myös jakokaappien käytöltä kaapelin haaroituksissa. 20/1/0,4 kV järjestelmän käytön varjopuolena on häviökustannusten merkittävä nousu ko. johtoalueella. Ne eivät kuitenkaan kokonaistaloudellisesti ole merkittävä tekijä. Rakenteeltaan 1 kV verkko on kolmivaiheinen ja maasta erotettu. Verkon suojaus on toteutettu pienjännitekatkaisijalla. [VTT 2006; Lakervi & Partanen 2009]

2.2. Tehoelektroniikka sähkönjakeluverkoissa

Tehoelektroniikan käyttö sähkönjakeluverkoissa voi tulevaisuudessa olla yksi varteenotettava vaihtoehto sähkönjakelun luotettavuuden ja sähkön laadun parantamiseksi. Tehoelektroniikkalaitteiden ja -komponenttien hinnat ovat laskeneet jatkuvasti ja toisaalta niiden tekninen suorituskyky ja luotettavuus ovat parantuneet. Pienjännitedirektiivi mahdollistaa suurehkon tasajännitteen käytön pienjänniteverkoissa, mikä parantaa tasasähkötekniikan suorituskykyä perinteiseen pienjännitteiseen vaihtosähkötekniikkaan nähden. Pienjännitteisten tasasähköjärjestelmään pätevät samat edut kuin edellä mainitulle 1 kV järjestelmälle. Tasasähköllä saavutetaan kuitenkin vielä suuremmat siirtotehot ja -etäisyydet.

Mikäli tehoelektroniikkaa ja tasasähkötekniikkaa hyödynnetään sähkönjakelussa, tulee tasasähköjärjestelmän täyttää ennen muuta sähköturvallisuusvaatimukset. Myös sähkön laadun tulee olla standardien mukaista. Lisäksi järjestelmän hyötysuhteen tulisi

7

olla mahdollisimman korkea, kokonaiskustannuksiltaan edullinen ja mahdollistaa hajautetun energiantuotannon verkkoon liittämisen.

Tehoelektroniikka mahdollistaa lukuisan määrän eri verkostorakenteita. Kuvassa 2.1. on esitetty muutamia eri vaihtoehtoja haja-asutusalueen sähköistyksen toteuttamiseksi erilaisilla vaihto- tai tasasähköjärjestelmillä.

Kuva 2.1 Sähkönjakelu toteutusvaihtoehdot eri vaihto- ja tasasähkötekniikoilla [uudelleen piirretty lähteestä Partanen et al. 2008].

Kohdassa a on käytetty vallitsevaa sähköistystapaa, jossa 400 V kolmivaiheisia

pienjänniteverkkoja syötetään haarajohdolla keskijänniteverkon runkojohdolta. Järjestelmän etuna ovat suhteellisen pienet kokonaishäviöt, koska sähkö tuodaan lähelle kulutusta korkealla jännitteellä kolmivaiheisena. Lisäksi muuntajia on vähän, joten tyhjäkäyntihäviöt ovat suhteellisen pienet. Haittana on vika-alttiin avojohdon käyttäminen haarajohtona, jolloin keskeytyskustannukset ovat huomattavat.

Kohdassa b on käytetty luvussa 2.1.3 selostettua 1 000 V vaihtosähköjakelua. Keskijännitejohto voidaan korvata haarajohdon osalta merkittävästi luotettavammalla ja halvemmalla 1 kV maakaapelilla tai riippukierrejohdolla; lisäksi 1 kV verkko on oma suojausalueensa. Järjestelmä vaatii aikaisempaa useampia jakelumuuntajia, jolloin järjestelmän tyhjäkäyntihäviöt kasvavat. Myös johtojen häviöt kasvavat, kun 20 kV haarajohdot korvataan 1 kV johdoilla.

Kohdassa c on esitetty yksi mahdollisuus laajentaa 1 kV käyttöä. 400 V pienjänniteverkkoa ei ole, vaan kullekin asiakkaalle tuodaan yksi- tai kolmivaiheinen 1 kV johto. Tämä jännite muutettaisiin 400 V tai 230 V jännitteelle tehoelektronisen muuttajan avulla. Tehoelektroniikan käytön tarkoituksena on välttyä suhteellisen

20/0,4

20/0,4

20 kV runkojohto

a) b)

c)

20 kV haarajohto

1/0,4

1/0,4

20 kV runkojohto

1 kV johto

20/1

20 kV runkojohto

DC-johto

PJ-verkko

PJ-verkko PJ-verkko

PJ-verkko

PJ-verkko

20 kV runkojohto

DC-johto

20 kV runkojohto

1 kV johto

20/1

AC/AC

AC/AC

AC/AC

AC/AC

AC/AC

AC/AC

d)

e)

DC/AC

DC/AC

DC/AC

DC/AC

DC/AC

DC/AC

PJ-verkko

8

kalliiden verkkotaajuisten jakelumuuntajien käytöltä ja toisaalta vähentää jakeluhäviöitä nostamalla verkon jännite 1 kV:in. Lisäksi sähkönkäyttäjän jännitettä voidaan nyt aktiivisesti säätää.

Kahdessa muussa vaihtoehdoissa on hyödynnetty tasasähkönjakelutekniikkaa. Tasasähköverkko koostuu kolmivaiheisesta jakelumuuntajasta, tasasuuntaajasta, tasasähköjohdoista sekä vaihtosuuntaajista. Vaihtosuuntaajan sijoittamiseen verkossa on kaksi mahdollisuutta: keskitetty ja kuluttajille hajautettu. Hajautetussa ratkaisussa (vaihtoehto d) tasajännite tuodaan jokaiselle sähkönkäyttäjälle, jossa se vaihtosuunnataan 1- tai 3-vaiheiseksi vaihtojännitteeksi. Tällöin voidaan tasasähkö-tekniikkaa hyödyntää parhaiten. Tasajännite voi olla suurimmillaan 1 500 volttia. Ero vaihtoehtoon c on siinä, että tasasuuntaus tehdään nyt heti jakelumuuntajalla.

Vaihtoehdossa e vaihtosuuntaus on toteutettu keskitetysti. Tällöin voidaan puhua HVDC-järjestelmien tapaan tasasähkölinkeistä kahden tai useamman vaihtosähkö-verkon välillä. Tässä ratkaisussa tarvitaan siis perinteinen 400 V pienjänniteverkko, mutta toisaalta vaihtosuuntaajien tarve on pienempi kuin edellisessä ratkaisussa. Ratkaisu muistuttaa 20/1/0,4 kV jakelujärjestelmää, jossa 20/1 kV muuntajan toisiojännite tasasuunnataan ja 1/0,4 kV muuntajan tilalla on vaihtosuuntaaja. Tasasähkölinkkiä voidaan käyttää myös kahden keskijänniteverkon välissä, esimerkiksi DC-vesistökaapelia saariverkoissa. [Partanen et al. 2008]

2.3. Tasa- ja vaihtosähkönjakelun erot

Jotta tehoelektroniikkaa ja tasasähkötekniikkaa voitaisiin ottaa yleiseen käyttöön jakeluverkoissa, tulee niiden tarjota etuja käytössä olevaan vaihtosähkötekniikkaan nähden. Uuden tekniikan käyttöönotolla on kuitenkin myös aina varjopuolia. Saatavien hyötyjen tulee olla tarpeeksi suuret, jotta uuden tekniikan käyttöönoton mahdolliset haittatekijät voidaan hyväksyä.

2.3.1. Edut ja mahdollisuudet

Tasajännitteen käyttöönotolla voitaisiin nykyisten pienjännitemaakaapelien siirtokykyä nostaa merkittävästi ja mahdollistaa pidemmät siirtomatkat. Samalla pienjännite-verkossa tapahtuvat häviöt vähenisivät. Esimerkiksi 400 voltin jännitteellä kyetään siirtämään 50 kW teho vain vajaan 250 metrin päähän käytettäessä 3x35+50 mm² AMKA-johtoa, kun oletetaan suurimmaksi sallituksi jännitehäviöksi 6 %. Vastaavasti 1 kV vaihtojännitteellä siirtomatka olisi noin 1 400 metriä. Bipolaarisella tasajännitteellä (± 750 VDC) vastaava teho voitaisiin siirtää noin 1 600 metriä, kun teho jakautuu tasan molemmille navoille. Koska vaihtosuuntaajilla on mahdollista tuottaa tarvittava vaihtojännite alhaisillakin tasajännitteillä, on suhteellinen jännitehäviö siten lähinnä taloudellinen reunaehto. Jännitehäviöllä ei siten ole samanlaista merkitystä tasasähköverkolle kuin vaihtosähköverkolle. Mikäli kokonaiskustannusten kannalta DC-johdon suhteelliseksi jännitehäviöksi voidaan sallia esimerkiksi 12 %, nousee siirtoetäisyys vastaavasti noin 3 200 metriin.

9

Hajautetun sähköntuotannon lisääminen tasasähköverkkoon olisi yksinkertaisempaa kuin nykyiseen pienjänniteverkkoon. Luonnostaan tasajännitettä tuottavat aurinkopaneelit ja polttokennot voidaan liittää tasasähköverkkoon yksinkertaisella hakkurilla. Vaihtovirtageneraattorien verkkoon liittäminen yksinkertaistuu, kun ei tarvitse huolehtia niiden tahdistamisesta. Tasasähkön käyttö edesauttaa myös keskijänniteverkon keskeytyksistä riippumattomien saarekkeiden, microgridien, käyttöä, mikäli kyseiseen verkkoon on kytketty tarpeeksi hajautettua tuotantoa ja energiavarastoja.

Sähkön laatua voidaan parantaa, kun jännitteensäätö tehdään käyttäjäkohtaisesti vaihtosuuntaajalla. Nykyisissä jakeluverkoissa jännitettä voidaan säätää yleensä vain sähköasemalla päämuuntajan käämikytkimellä. Sopivasti mitoitetulla energiavarastolla voitaisiin keskijänniteverkon lyhyiden keskeytysten (jännitekuopat, PJK) aiheuttamat haitat välttää lähes kokonaan. [Salonen 2006; VTT 2006; Kylkisalo & Alanen 2007]

2.3.2. Haitat ja haasteet

Tasasähkönjakelulla on myös haitallisia ominaisuuksia vaihtosähkönjakeluun nähden. Tehoelektroniikan käyttöönotto monimutkaistaa jakeluverkkoa. Tämä asettaa haasteita esimerkiksi verkostosuunnittelulle ja verkkotietojärjestelmien kehittämiselle. Teho-elektroniikkalaitteiden käyttöiät ovat huomattavasti perinteisiä verkkokomponentteja lyhyempiä. Suuntaajien komponenttien elinikä jäänee parhaimmillaankin vain 15…20 vuoteen, eli ne joudutaan käytössä oleville verkkokomponenteille tyypillisellä 30…40 vuoden pitoajalla uusimaan ainakin kerran. Jäähdytyspuhaltimien ja kondensaattorien eliniät ovat vielä tätäkin lyhyempiä, 5…10 vuotta. Laitteiden lyhyet eliniät mahdollistavat toisaalta niiden nopean korvaamisen uudenaikaisella tekniikalla.

Suuren tasajännitteen käyttö perinteisen 400 V vaihtojänniteverkon sijasta periaatteessa pienentää verkostohäviöitä. Tästä huolimatta tulevat kokonaishäviöt todennäköisesti kasvamaan suuntaajien ja suotimien häviöiden takia. Myös 20 kV johtojen korvaaminen tasasähköjohdolla kasvattaa häviöitä kyseisellä johto-osuudella. Tasasähkönjakelujärjestelmää käytettäessä voivat häviöt kasvaa tasasähköverkon alueella jopa yli kolminkertaisiksi vastaavaan 20/0,4 kV -järjestelmään verrattuna [Voutilainen 2007]. Säästöt kokonaiskustannuksissa tulevat keskeytyksistä ja johtojen investointikustannuksista. Tasasähkönjakelun kannattavuus perinteiseen ilmajohdoilla toteutetun 20/0,4 kV järjestelmään nähden riippuu siis huomattavasti keskeytyksistä aiheutuvan haitan arvostamisesta.

Suuresta tasajännitteestä johtuen nousevat maadoitusjännitteet vikatilanteissa liian suuriksi. Tämän takia joudutaan tasasähköjärjestelmä toteuttamaan maasta erotettuna IT-järjestelmänä. Mikäli galvaanista erotusta ei haluta kustannussyistä käyttää vaihtosuuntaajissa, joudutaan myös kiinteistöjen sähköverkot toteuttamaan IT-järjestelmällä. Tämä monimutkaistaa kiinteistöjen sähköverkkojen suojausta. [Salonen 2006; Partanen et al. 2007]

10

3. TASASÄHKÖVERKKOJEN KOMPONENTIT JA TEHONSIIRTO

Tässä luvussa kuvataan tasasähköjärjestelmän komponentteja ja erilaisia rakenne-vaihtoehtoja. Tasasähköjärjestelmä koostuu tasasuuntaajista, niitä syöttävistä jakelumuuntajista, tasasähköjohdoista, vaihtosuuntaajista sekä erilaisista suotimista. Näiden lisäksi tarvitaan erilaisia mittaus- ja suojalaitteita sekä ohjauselektroniikkaa.

3.1. Uni- ja bipolaarinen tasasähkönjakelu

Tasasähköjärjestelmä voidaan toteuttaa kaksi- tai kolmijohtimisena. Kaksijohtimista järjestelmää kutsutaan unipolaariseksi järjestelmäksi ja kolmijohtimista bipolaariseksi järjestelmäksi. Unipolaarisessa johdossa on positiivinen ja negatiivinen äärijohdin. Bipolaarisessa johdossa on näiden lisäksi nollajohdin.

Unipolaarisessa verkossa vaihtosuuntaajat kytketään aina samaan jännitetasoon, positiivisen ja negatiivisen äärijohtimen väliin. Kuvassa 3.1 on esimerkki unipolaarisesta 900 V tasasähkönjakeluverkosta. Tässä tapauksessa jokaisella sähkönkäyttäjällä on oma 1- tai 3-vaiheinen vaihtosuuntaaja. Tasasähköjärjestelmä voidaan rakentaa myös siten, että käytetään useampaa käyttäjää syöttäviä vaihtosuuntaajia. Tällaisen linkkityyppisen ratkaisun etuna on pienempi vaihtosuuntaajien tarve. Haittapuolena on 400 V käytön aiheuttama jakeluhäviöiden kasvu ja käyttäjien jännitteen säätömahdollisuuksien heikentyminen.

Kuva 3.1. Periaatekuva unipolaarisesta tasasähkönjakeluverkosta käyttäjäkohtaisilla vaihtosuuntaajilla.

20/1

20 kV

900 V DC

230 V AC

230 V AC

230 V AC

400 V AC

11

Bipolaarisen tasasähköverkon rakenteissa on useita vaihtoehtoja. Komponenttien tarkemmat rakennevaihtoehdot esitellään seuraavissa alaluvuissa. Vaihtosuuntaajat voidaan liittää verkkoon neljällä eri tavalla, riippuen vaihtosuuntaajan rakenteesta ja jännitetasosta. Kuvassa 3.2 on esimerkki bipolaarisesta tasasähköverkosta ja vaihtosuuntaajien kytkentätavoista.

Kuva 3.2. Esimerkki bipolaarisesta tasasähkönjakeluverkosta ja vaihtosuuntaajien kytkentätavoista.

Kuvan vaihtoehdoissa 1 ja 2 on käytetty unipolaarista 750 V vaihtosuuntaajaa, joka voidaan liittää positiiviseen tai negatiiviseen napaan. Tarvittaessa verkkoon voidaan kuitenkin liittää myös unipolaarisia 1 500 V vaihtosuuntaajia, jotka kytketään positiivisen ja negatiivisen johtimen välille (vaihtoehto 3). Vaihtosuuntaaja voi olla myös bipolaarinen, jolloin asiakkaalle tuodaan 3-johtiminen liittymäjohto (vaihtoehto 4). Liityntätavasta riippumatta voidaan vaihtosuuntaaja toteuttaa yksi- tai kolmivaiheisena. Vaihtosuuntaajien rakenteita on kuvattu tarkemmin luvussa 3.4.

Bipolaarisen järjestelmän etuna on unipolaaristen vaihtosuuntaajien matalampi jännitekestoisuusvaatimus, jolloin voidaan käyttää halvempia puolijohdekomponentteja. Lisäksi jos kuorma on jakautunut symmetrisesti positiiviselle ja negatiiviselle navalle, ei nollajohtimen virrassa ole lainkaan DC-komponenttia. [Partanen et al. 2008]

3.2. Jakelumuuntajat ja tasasuuntaajat

Perinteinen vaihtoehto tasasähköjärjestelmän tasasuuntaajaksi on verkkokommutoitu kolmivaiheinen tasasuuntaaja. Tällainen on esimerkiksi diodisilta, joka on rakenteeltaan yksinkertaisin ja halvin tasasuuntaaja, koska diodit eivät tarvitse esimerkiksi ohjaus-elektroniikkaa. Diodien avulla voidaan tehdä suuria virtoja ja jännitteitä sietäviä suuntaajia, jotka kykenevät syöttämään suuriakin oikosulkuvirtoja. Diodisillan käyttö rajoittaa kuitenkin tehonsiirron yksisuuntaiseksi. Diodisilta aiheuttaa yliaaltovirtoja keskijänniteverkkoon sekä käynnistystilanteessa tasasähköverkon kondensaattorien

1

2

3

4

20/0,53/0,53

20 kV± 750 V DC

230 V AC

230 V AC

400 V AC

230 V AC

12

latautumisesta johtuvan korkean virtapiikin. Piikin estämiseksi diodisilta voidaan korvata esimerkiksi puoliksi ohjatulla tyristorisillalla, jossa on kolme tyristoria ja kolme diodia. Tyristorien sytytyskulmaa ohjaamalla voidaan virtapiikkiä pienentää. Tyristorien vaatima ohjauselektroniikka nostaa kuitenkin suuntaajan hintaa.

Mikäli tasasähköverkkoon halutaan kytkeä hajautettua sähköntuotantoa, tulee tasasuuntaus toteuttaa joko kahdella vastarinnankytketyllä tyristoritasasuuntaajalla tai aktiivisella transistoreilla toteutetulla verkkotasasuuntaajalla. Molemmat suuntaajat vaativat luonnollisesti ohjauselektroniikan ohjausta varten. Transistorisuuntaajan etuna on pienempi virran särö keskijänniteverkossa. [Partanen et al. 2008]

3.2.1. Unipolaarinen järjestelmä

Unipolaarisessa tasasähköjärjestelmässä voidaan käyttää jo nyt käytössä olevia 20/1 kV jakelumuuntajia. Tämä kuitenkin rajoittaa saatavan tasajännitteen suurimman arvon noin 1 414 volttiin, joka on vaihtojännitteen huippuarvo. Kuvassa 3.3 on esitetty unipolaarisen tyristoritasasuuntaajan rakenne. 1 500 V tasajännitteen tuottamiseksi tarvitaan kolmikäämimuuntaja ja 12-pulssinen tasasuuntaaja. Näiden rakennetta on esitetty seuraavassa alaluvussa. [Partanen et al. 2008]

Kuva 3.3. 2-käämimuuntaja ja 6-pulssinen tyristoritasasuuntaaja.

3.2.2. Bipolaarinen järjestelmä

Bipolaarisessa järjestelmässä kolmitasoisen ulostulon toteuttamiseen on useita vaihtoehtoja. Tasasuuntaus voidaan toteuttaa tavallisella 6-pulssisella sillalla, jonka ulostulojohtimien väliin on kytketty sarjaan kaksi kondensaattoria (kuva 3.4). Nollataso saadaan näiden kondensaattorien väliotosta. Yhden 2-käämisen jakelumuuntajan käyttö rajoittaa johdon kuitenkin tasajännitteen ± 700 V:in.

Nollataso voidaan myös yhdistää jakelumuuntajan toision tähtipisteeseen, jolloin nollajännite saadaan vakaammaksi. Nollatason vakauttaminen voidaan toteuttaa myös aktiivisella säädöllä, kytkemällä kummankin kuvan 3.5 kondensaattorin rinnalle PWM-ohjattu transistori ja vastus. Transistoreita ohjataan siten, että nollajohtimen jännite pysyy asetusarvossaan.

+1 400 V

0 V

20 kV 1 kV

13

Kuva 3.4. 2-käämimuuntaja ja 6-pulssinen puoliksi ohjattu tyristoritasasuuntaaja.

Paras vaihtoehto passiivisista suuntaajarakenteista bipolaariselle johdolle on kuvan 3.5 mukainen 12-pulssisuuntaaja, joka on käytännössä kaksi sarjaan kytkettyä 6-pulssisiltaa. Suuntaajan ulostulossa on kolme jännitetasoa, +750 V, 0 V ja -750 V. 12-pulssitasasuuntaajaa käytettäessä tarvitaan joko kaksi tavallista 2-käämistä jakelumuuntajaa tai yksi 3-kääminen jakelumuuntaja. Kolmikäämimuuntajan ensiö- ja toisiokäämit ovat kolmioon kytkettyjä ja tertiäärikäämi tähteen kytketty. Muuntajan toisioiden pääjännitteiden tulee olla vähintään 530 V. Toisiokäämien jännitteet ovat 30 asteen vaihesiirrossa keskenään. 12-pulssisuuntaajan etuja ovat mm. pienempi verkkovirran yliaaltopitoisuus ja vakaampi tasajännite verrattuna 6-pulssisiltaan. [Partanen et al. 2008]

Kuva 3.5. 3-käämimuuntaja ja 12-pulssinen puoliksi ohjattu tyristoritasasuuntaaja.

Bipolaarisessa järjestelmässä voi osoittautua järkeväksi käyttää PWM-ohjattuja aktiivisia tasasuuntaajia. Kuvassa 3.6 on näistä esitetty kolmitasoinen Vienna-tasasuuntaaja. Tämän tasasuuntaajan etuja ovat pieni transistorien tarve verrattuna tavalliseen 6-kytkimiseen PWM-tasasuuntaajaan sekä diodi- ja tyristorisiltoja nähden verkkovirran pienemmät yliaallot. Lisäksi tuotettavan tasajännitteen tasoa voidaan säätää. Hyötynä on myös se, että jakelumuuntaja voi olla tavallinen kaksikäämimuuntaja (20/1 kV). Nämä hilakommutoidut vaihtosuuntaajat toimivat

+700 V

0 V

20 kV 1 kV

-700 V

+750 V

-750 V

0 V

20 kV530 V

530 V

14

jännitettä nostavina suuntaajina, jolloin syöttävän verkon vaihtojännite ei rajoita tuotettavaa tasajännitettä samalla tavoin kuin verkkokommutoiduilla suuntaajilla. Haittoina ovat passiivisten siltojen tapaan yksisuuntainen tehonsiirtokyky sekä myös transistorien suuremmat häviöt verrattuna passiivisiin komponentteihin. [Viitanen 2005]

Kuva 3.6. Kolmitasoinen Vienna-tasasuuntaaja.

Tasasuuntaajana käyttää myös myöhemmin kappaleessa 3.4 kuvattuja kaksi- tai kolmitasoisia kolmivaiheisia PWM-vaihtosuuntaajia. Näillä 6- tai 12-kytkimisillä suuntaajilla on samat edut passiivisiin tasasuuntaajiin nähden kuin edellä mainituilla Vienna-suuntaajilla. Näillä suuntaajilla voidaan kuitenkin toteuttaa kaksisuuntainen tehonsiirto, mikä edellä kerrotuilla tyypeillä ei ole mahdollista. Kuitenkin transistorien suuremman kytkentätaajuuden vuoksi niiden häviö- ja investointikustannukset sekä vikaherkkyys kasvavat. [Viitanen 2005; Mohan et. al 2003]

3.2.3. Verkkokommutoitujen tasasuuntaajien tuottama tasajännite

Kuusipulssisen dioditasasuuntaajan lähtöjännitteen keskiarvo voidaan teoreettisesti laskea integroimalla syöttävän AC-verkon pääjännitteen ULL siniaallon huippukohta 60 asteen jaksolta, esimerkiksi cos (-30°) cos (30°). Tällöin keskiarvoksi saadaan

U U 1,350 · U (3.1)

12-pulssisella suuntaajalla napojen välinen lähtöjännite on tasaisempaa. Integrointijakson pituus on vain 30 astetta. Keskiarvoksi saadaan tällöin

U · U 1,398 · U (3.2)

Tasasuuntaajan ulostuloon kytketyn johdon kapasitanssi ja johdon suodinkondensaattorit vaimentavat jännitteen heilahteluja, jolloin tasajännitteen tehollisarvo lähestyy vaihtojännitteen huippuarvoa. Tasasähköverkon äärettömän suuruisella kapasitanssilla jännitteeksi saadaan U 2 · U (3.3)

Mikäli käytössä on siis kaksikäämimuuntajan toision pääjännite 1 000 V, saadaan diodisillalla siis korkeintaan noin 1 414 V tasajännite. [Partanen et al. 2008]

+750 V DC

0 V DC

3~ AC

-750 V DC

15

3.3. Tasasähköjohdot

Pienjännitteisen tasasähkötekniikan käyttöönoton kannalta olisi edullista, mikäli tasasähköjohtoina käytettäisiin nykyisiä kaapelityyppejä. Tässä luvussa tarkastellaan yleisimpien pienjännitejohtojen käyttöä tasasähköverkossa.

3.3.1. Riippukierrekaapeli AMKA

Tällä hetkellä AMKA-riippukierrejohtoja ei ole standardoitu tasajännitteelle lainkaan [SFS 2200]. Tampereen teknillisen yliopiston suurjännitelaboratoriossa tehtyjen mittausten ja testien perusteella ei kuitenkaan ole teknistä estettä johdon käyttöönotolle pienjännitteisissä tasasähköverkoissa [Suntila 2009].

Tavallisen kolmivaiheisen AMKA-johdon käyttö unipolaarisena sähköjohtona on edullista toteuttaa siten, että kaksi vaihejohdinta (esim. L1+L2) kytketään positiiviseksi äärijohtimeksi ja kolmas vaihejohdin ja kannatinköysi (L3+N) negatiiviseksi vaihejohtimeksi. Kytkentätavan haittapuolena on kannatinköyden vaihejohtimeen nähden erisuuri resistanssi, mikä rajoittaa kuormitusvirtaa.

Bipolaarisessa verkossa AMKA-johto voidaan kytkeä siten, että yksi vaihejohdin ja kannatinköysi muodostavat nollajohtimen ja loput kaksi vaihejohdinta toimivat äärijohtimina. Bipolaarisen verkon unipolaarisilla liityntäjohdoilla voidaan kuitenkin käyttää edellä kuvattua unipolaarisen johdon kytkentätapaa. Molemmissa järjestelmissä on myös mahdollista käyttää yksivaiheisia AMKA-johtoja. [Salonen 2006]

AMKA-johdon käytössä on huomattava, että maasta erotetussa verkossa nollajohtimena käytetyn kannatinköyden ripustaminen nykyisiin ripustuspitimiin ei liene vuotovirran takia mahdollista. Tämä voitaneen ratkaista ripustamalla kannatin-köysi sopivanlaiseen PJ-eristimeen. Toisaalta kannatinköysi voidaan jättää käyttämättäkin, mikäli sen käyttö osoittautuu vaikeaksi.

3.3.2. Maakaapelit AXMK ja AMCMK

Standardit määrittelevät maakaapelin tasajännitekelpoisuuden vain 900 volttiin asti maata vasten. Tällä hetkellä siis koko pienjännitealuetta ei kyetä hyödyntämään unipolaarisessa tasasähkönjakelussa maakaapeliverkossa.

AXMK-kaapeli AXMK-maakaapelilla on neljä symmetrisesti sijaitsevaa alumiinijohdinta. Unipolaarisella johdolla ne voidaan kytkeä helposti kahdeksi johdinpariksi, jolloin äärijohtimien resistanssi puolittuu. Bipolaarisessa johdossa voidaan kaksi johdinta kytkeä yhteen nollajohtimeksi, jolloin kaksi muuta johdinta toimisivat äärijohtimina. Kuvassa 3.7 on esitetty AXMK-kaapelin rakenne. [Salonen 2006].

16

Kuva 3.7. Draka NK Cables Oy:n valmistama AXMK-kaapeli [Draka].

AMCMK-kaapeli AMCMK-kaapelista on olemassa 4- ja 5-johtimiset versiot, joissa yksi johtimista on konsentrinen kuparijohdin. Näistä 5-johtiminen (4+1) AMCMK-kaapeli soveltuu hyvin erityisesti unipolaariseksi tasasähköjohdoksi, koska sillä on AXMK-johdon tapaan neljä symmetristä johdinta. Nämä voidaan kytketä kahdeksi johdinpariksi, nollajohtimen jäädessä maadoitusjohtimeksi. Bipolaarisessa käytössä voidaan kuparijohdinta käyttää nollajohtimena. Nollajohdin on kuitenkin suuremman poikkipinta-alan kaapeleilla ( 70 mm2) huomattavasti äärijohtimia ohuempi. Yhteen rinnankytkettyyn johdinpariin verrattuna nollajohtimen resistanssi voi olla jopa nelinkertainen. Tämä voi aiheuttaa ongelmia esimerkiksi kytkettäessä suuria unipolaarisia kuormia bipolaariselle runkojohdolle. Viisijohtimisen AMCMK-kaapelin rakenne on esitetty kuvassa 3.8. [Salonen 2006; Reka]

Kuva 3.8. Reka Kaapelin valmistama 4+1-johtiminen AMCMK-kaapeli [Reka].

Nelijohtiminen (3+1) AMCMK-kaapeli ei ole rakenteeltaan optimaalinen unipolaariseen tasasähkökäyttöön, johtuen kaapelin nollajohtimen rakenteesta. Koska konsentrinen nollajohtimen resistanssi poikkeaa etenkin suuremmilla poikkipinnoilla äärijohtimien resistanssista, jolloin virranjaon ja termisen kestävyyden kanssa voi tulla ongelmia. Bipolaariseen käyttöön kaapeli soveltuu kuitenkin hyvin, kun johdon kolme vaihejohdinta kytketään ääri- ja nollajohtimiksi, kuparijohtimen jäädessä maadoitus-johtimeksi.

3.4. Vaihtosuuntaajat ja suotimet

Vaihtosuuntaajia voidaan sijoittaa verkossa joko jokaiselle sähkönkäyttäjälle tai vaihtoehtoisesti voidaan käyttää myös keskitettyä vaihtosuuntausta (kts. luku 2.2). Tasasähkölinkkiratkaisussa riittää yksikin vaihtosuuntaaja, jos linkillä syötetään

17

esimerkiksi kaukana 20 kV runkojohdolta sijaitsevaa 400 V muuntopiiriä. Tällöin voidaan vaihtosuuntaaja toteuttaa kalliimmalla ja teknisesti kehittyneemmillä ratkaisuilla. Toisaalta jos jokaisella sähkönkäyttäjällä on oma vaihtosuuntaaja, edellyttää suuntaajien suuri lukumääräinen tarve edullisia ja yksinkertaisia suuntaajarakenteita.

3.4.1. Kaksitasoiset vaihtosuuntaajat

Unipolaarinen kaksitasoinen vaihtosuuntaaja voidaan toteuttaa eri tavoilla, joita on esitetty kuvissa 3.9 ja 3.10. Yksinkertaisin vaihtoehto on yksivaiheinen puolisiltakytkentä (3.9a), jossa on kaksi vaihtosuuntauskomponenttia (transistoria) ja kaksi tasasähköpuolen sarjaan kytkettyä suodinkondensaattoria. Ulostulojännite saadaan transistori- ja kondensaattorihaarojen keskipisteistä. Kondensaattorien koko nousee 50 Hz taajuisella ulostulojännitteellä kuitenkin niin suureksi, että teknistaloudellisesti parempi vaihtoehto on käyttää täyssiltakytkentää (3.9b). Puolisillalla suurin saatava vaihtojännite on puolet täyssillasta, joten verkkojännitteen tuottamiseksi tarvitaan kaksinkertainen tasajännite. Täyssiltarakenteen etuna ovat myös jännitteen paremmat säätömahdollisuudet. [Mohan et al. 2003; Nuutinen 2007]

Kuva 3.9. Yksivaiheiset vaihtosuuntaajat. Kohdassa a) puolisiltakytkentä ja kohdassa b) täyssiltakytkentä [muokattu lähteestä Mohan et al. 2003].

Tarvittaessa suuntaaja voidaan toteuttaa myös kolmivaiheisena (kuva 3.10).

Kolmivaiheisen vaihtosuuntaajan käyttö lienee tarpeellista yleisesti vain niissä tapauksissa, joissa asiakkaalla on käytössä oikosulkumoottorikuormia, esimerkiksi maalämpöpumppu tai erilaisia työkoneita. Tällöin vaihtosuuntaus voidaan hajauttaa siten, että 3-vaiheinen vaihtosuuntaaja syöttää vain kyseistä kolmivaihekuormaa ja yksi tai useampi 1-vaiheinen vaihtosuuntaaja muita kuormia.

b)

+750 V

0 V

+750 V

0 V

230 V AC 230 V AC

a)

18

Kuva 3.10. Kolmivaiheinen vaihtosuuntaaja [muokattu lähteestä Mohan et al. 2003].

Suuntaajaan voidaan lisätä myös galvaaninen erotus, mutta tällöin suuntaajan rakenne monimutkaistuu edellisestä merkittävästi, nostaen hintaan ja energiahäviöitä. Vaihtosuuntaaja galvaanisella erotuksella on esitetty kuvassa 3.11. Galvaaninen erotus vaatii useita eri muunnosvaiheita vaihtosuuntaajaan. Ensimmäiseksi tasajännite vaihtosuunnataan suurtaajuusvaihtosuuntaajalla, jonka jälkeen on erotusmuuntaja. Tämän jälkeen HF-vaihtojännite tasasuunnataan ja sitten vaihtosuunnataan 50 Hz taajuiseksi jännitteeksi. Monimutkaisesta ja kalliimmasta rakenteesta johtuen tulisi vaihtosuuntaaja toteuttaa ensisijaisesti ilman galvaanista erotusta. Tämä tosin vaatii muutoksia kiinteistöjen sähköverkkoihin ja suojaukseen. [Nuutinen 2007; Partanen et al. 2008]

Kuva 3.11. Vaihtosuuntaaja galvaanisella erotuksella. [piirretty uudelleen lähteestä Nuutinen 2007]

Vaihtosuuntaajien transistoreita ohjataan erilaisilla modulointimenetelmillä. Menetelmä tulee valita siten, että tuotettava jännitteen laatu on standardit täyttävä ja suodattimet saadaan samalla mahdollisimman pieniksi. Yksi varteenotettava modulointimenetelmä on PWM eli pulssinleveysmodulointi. Sen kytkentätaajuus on kiinteä ja se voidaan toteuttaa bipolaarisena tai unipolaarisena. Molemmissa tapauksissa suodattamaton ulostulo- eli lähtöjännite on kanttiaaltoa. Ulostuloon kytketyllä suotimella 50 Hz suuremmat taajuudet suodatetaan pääosin pois. Bipolaarisessa lähtöjännitteessä esiintyy kaksi jännitetasoa (esim. ± 750 V). Unipolaarisessa tapauksessa jännitetasoja on kolme (± 750 ja 0 V), joita kytketään siten, että 50 Hz

+750 V

0 V

Tasasuuntaaja

DC-verkko

Suurtaajuus-vaihtosuuntaaja

Verkkotaajuus-vaihtosuuntaaja

Suurtaajuus-erotusmuuntaja Suodin

AC 1~ 230 V3~ 400 V

19

sinikäyrän positiivisen jakson aikana kanttiaalto vaihtelee +750 V ja 0 V välillä ja negatiivisen puolijakson aikana 0 V ja -750 V välillä. Unipolaarisen PWM:n etuna on se, että lähtöjännitteen kytkentätaajuiset yliaallot ovat kaksinkertaisella taajuudella bipolaariseen menetelmään nähden. [Nuutinen 2007 & Partanen et al. 2008]

3.4.2. Kolmitasoiset vaihtosuuntaajat

Kolmitasoisissa vaihtosuuntaajissa lähtöjännitteen tasoja on kolme, jolloin suodattamattomassa lähtöjännitteessä on kaksitasoista suuntaajaa vähemmän yliaaltoja, vähentäen suodatuksen tarvetta. Haittapuolena on suuntaajan komponenttien lukumäärän kasvu. Kaksitasoisessa suuntaajassa tarvitaan yksi transistorimoduuli kutakin haaraa kohti. Moduulissa on kaksi transistoria ja kaksi diodia (kts. luku 4.1). Kolmitasosuuntaajassa yksi haara vaatii neljä transistoria ja kuusi diodia eli kaksi moduulia ja kaksi erillistä nolladiodia.

Periaatekuva kolmitasoisesta vaihtosuuntaajasta on esitetty kuvassa 3.12. Kuvassa on unipolaarisesti 750 V jännitteellä syötetty yksivaiheinen vaihtosuuntaaja. Kolmitasosuuntaaja voidaan syöttää myös bipolaarisesti kytkemällä suuntaajan sisäänmenon nollataso DC-johdon nollatasoon. Kolmitasosuuntaaja voidaan toteuttaa luonnollisesti myös kolmivaiheisena ja tarvittaessa nollajohtimella, jolloin syötettävän AC-verkon nollajohdin yhdistetään suuntaajan syötön nollatasoon. [Bose 1997]

Kuva 3.12. Unipolaarinen kolmitasosuuntaaja, yksivaiheinen ulostulo.

Kolmitasosuuntaajien käytöllä voidaan vähentää verkossa esiintyviä yliaaltoja. Lisäksi sen etuna on komponenteilta vaadittujen jännitekestoisuuksien pieneneminen. Kytkettäessä kolmitasoinen vaihtosuuntaaja bipolaariseen tasasähköjohtoon, voidaan kuormitus jakaa tasan napojen välille. Kolmitasorakenteella voidaan myös toteuttaa kolmivaiheinen vaihtosuuntaaja nollajohtimella. [Viitanen 2005]

+750 V DC

0 V230 V AC

20

3.4.3. Vaihtosuuntauksen hajauttaminen

Vaihtosuuntaus voidaan toteuttaa yhden vaihtosuuntaajan sijasta hajautetusti useammalla pienemmällä, rinnakkaisella suuntaajayksiköllä. Suuntaajien kytketään päälle kuorman ottaman virran mukaan. [Nuutinen et al. 2009]. Näin voidaan pienentää suotimien tyhjäkäyntihäviöitä ja toisaalta yhden suuntaajan vikaantuminen ei aiheuta välttämättä minkäänlaista katkosta käyttäjän verkossa. Haittapuolena on kuitenkin suojauksen monimutkaistuminen. Kaikki vaihtosuuntaajat tulee voida kytkeä päälle nopeasti vikatilanteissa, jotta vikavirtasuojaus toimisi riittävän nopeasti.

Vaihtosuuntauksen hajautus voidaan toteuttaa myös siten, että kutakin sulakeryhmää syötetään omalla vaihtosuuntaajalla. Tällöin voidaan joutua tilanteeseen, jossa joudutaan käyttämään useampaa vaihtosuuntaajaa, vaikka niiden yhteenlaskettu kuorma voitaisiin hoitaa yhdellä yksiköllä. Menetelmän käyttö aiheuttaa siis haasteita sähkölaitteiden sijoittelussa eri ryhmiin. Vaihtosuuntaajan vikaantuminen aiheuttaa katkoksen vain kyseiseen ryhmään.

3.4.4. Suodatus

Vaihtosuuntaajan lähtöjännitteen yliaalloista johtuen se joudutaan suodattamaan, jotta se täyttää standardissa asetetut vaatimukset verkkojännitteen särölle. Suodatus voidaan toteuttaa joko L-, LC-, LCL- tai L+LC-suotimilla, jotka on esitetty kuvassa 3.13. Näistä pelkän kelan sisältävä L-suodin (kuva 3.14a) on rakenteeltaan yksinkertaisin. LC-suodin koostuu sarjakuristimesta ja rinnakkaiskondensaattorista (b). Suodinta voidaan parantaa lisäämällä kuristin joko LC-suotimen jälkeen (LCL-suodin; c) tai kondensaattorin kanssa sarjaan (L+LC-suodin eli hybridisuodin; d). [Nuutinen 2007 & Partanen et al. 2008]

Kuva 3.13. Yksivaiheisen vaihtosuuntaajan suodinvaihtoehdot.

Suotimen kuristimien ja kondensaattorien arvojen valinnassa tasapainotellaan

toisaalta sallitun särötason ja toisaalta suotimen hinnan ja hyötysuhteen välillä. Induktanssin ja kapasitanssin tulisi olla tarpeeksi suuria, että särövaatimukset täyttyvät ja toisaalta tarpeeksi pieniä kustannusten pienentämiseksi.

230 V AC230 V AC

230 V AC 230 V AC

a) b)

c) d)

21

3.5. Maadoitus ja suojaus

Tasasähköverkkojen käyttöönoton kannalta yksi kriittisimmistä asioista on verkon maadoitustapa ja suojausjärjestelyt. Tasasähköverkkojen käyttöturvallisuuden tulee olla vähintään nykyisten jakeluverkkojen tasolla.

3.5.1. Maadoitusjärjestelmät

Tasasähkönjakelujärjestelmän ja kiinteistön sähköverkon maadoittamiseen on olemassa kolme vaihtoehtoa:

TN/TN-järjestelmä, IT/TN-järjestelmä ja IT/IT-järjestelmä

Järjestelmien periaatekuvat on esitetty kuvassa 3.14.

Kuva 3.14. Maadoitusjärjestelmät. a) IT/IT-järjestelmä, b) IT/TN-järjestelmä ja c) TN/TN-järjestelmä [Partanen et al. 2008].

TN/TN-järjestelmän tapauksessa (kuva 3.14c) sekä kiinteistön verkko että tasasähköverkko maadoitettaisiin. Tämä vaatii kuitenkin vaihtosuuntaajalle galvaanisen erotuksen, koska muutoin maadoittaminen aiheuttaisi maan kautta pysyvän oikosulun verkkoon. Järjestelmän etuna olisi se, että kiinteistöverkkoon ei tarvitsisi tehdä muutoksia ja suojaus voidaan toteuttaa esimerkiksi sulakkeilla. Muuntajan käyttö kuitenkin monimutkaistaa suuntaajan rakennetta ja aiheuttaa kustannuksia.

22

Tasasähköverkkoa syöttävän jakelumuuntajan toisiota ei voida maadoittaa, koska tämä aiheuttaisi pysyvän oikosulun maan kautta. Käytännössä tasasähköverkon maadoittaminen ei suunnitelluilla käyttöjännitteillä ole mahdollista, sillä vikojen aikaiset maadoitusjännitteet nousisivat liian suuriksi jo kohtuullisen pienillä maadoitusresistanssin arvolla. [Partanen et al. 2008 & Salonen et al. 2008]

Edellisen ongelman ratkaisu olisi käyttää IT/TN-järjestelmää (kuva 3.14b). Tämä kuitenkin vaatii edelleen galvaanisen erotuksen, joten vaihtosuuntaajayksiköt tulisivat edelleen melko kalliiksi. IT/TN-järjestelmää voisi olla teknistaloudellisesti järkevää käyttää keskitetyissä vaihtosuuntausratkaisuissa, joissa galvaanisen erotuksen lisäämisellä ei ole yhtä suurta vaikutusta kokonaiskustannuksiin.

Kustannussyistä paras vaihtoehto tasasähkönjakelun maadoitustavaksi voikin olla IT/IT-järjestelmä (kuva 3.14a), jossa kiinteistön sähköverkko on myös maasta erotettu. Tällöin ei tarvita galvaanista erotusta vaihtosuuntaajalla, mutta toisaalta kiinteistön verkkoon joudutaan tekemään joitakin muutoksia. Nolla- ja maadoituskiskojen välinen yhteys tulee purkaa ja suojausta joudutaan täydentämään eristyksen valvontareleellä. [Partanen et al. 2008 & Salonen et al. 2008]

3.5.2. Suojausjärjestelmät

Suojauksen toteuttaminen tasasähkö- ja kiinteistöverkossa riippuu käytettävästä maadoitusjärjestelmästä. Monimutkaisimman suojauksen vaatii molempien verkkojen maasta erottaminen.

IT/IT-järjestelmässä tasasähköverkon oikosulkusuojaus toteutetaan jakelumuuntajan ja tasasuuntaajan välissä olevalla pienjännitekatkaisijalla. Johdolla sijaitsevat välivarokkeet voidaan toteuttaa joko sulakkeilla tai DC-katkaisijoilla. Maasulkusuojausta varten tasajännitepuolelle tarvitaan eristyksen valvontarele. Tasasuuntaajan kytkinvikoja varten voidaan suuntaajan ulostuloon kytkeä estosuuntaisesti kytketty diodi, jolla estetään vaihtojännitteen pääsy tasajännitepuolelle. Sähkönkäyttäjän oikosulkusuojaus toteutetaan johdonsuojakatkaisijoilla ja vikasuojaus (kosketusjännitesuojaus) eristyksen valvontareleellä ja vikavirtasuojakytkimillä. Koska vaihtosuuntaaja voi rakenteestaan johtuen päästää kiinteistöverkkoon tasajännitteen, kytketään suuntaajan ulostuloon vastarinnan kaksi ylijännitesuojaa.

IT/TN-järjestelmässä kiinteistöverkon suojauksessa ei tarvita eristyksen valvontarelettä, vaan vikasuojaus voidaan toteuttaa johdonsuojakatkaisijoilla, joiden lisäsuojana voidaan käyttää vikavirtasuojakytkimiä. Vaihtosuuntaajan galvaaninen erotus ei estä tasajännitteen pääsyä kiinteistöverkkoon, joten tässäkin tapauksessa tarvitaan ylijännitesuojat. TN/TN-järjestelmässä myös tasasähköverkon eristyksen valvontarele voidaan jättää pois, sillä oikosulkusuojaus poistaa myös maasulkuviat. [Partanen et al. 2007, Partanen et al. 2008 & Salonen et al. 2008]

23

3.6. Tasasähköverkkojen laskeminen

Tässä luvussa käydään läpi tasasähköverkkojen perinteistä laskentaa. Yhtälöitä ei tässä johdeta, mutta ne löytyvät mm. lähteestä [Salonen 2006].

Vaihtosähköpiirien laskuissa oletetaan useimmiten virrat ja jännitteet ideaalisiksi. Tällöin ne ovat puhtaita 50 Hz siniaaltoja. Tällöin johdolla ei siirry särötehoa, vaan johdolla siirrettävä näennäisteho on perustaajuista pätö- ja loistehoa. Tasasähköjohdolla vastaava ideaalinen oletus on se, että suureet ovat vakiona pysyvää tasavirtaa ja -jännitettä. Tällöin johdon kapasitanssi ja induktanssi eivät vaikuttaisi johdon tehonsiirtokykyyn ja jännitehäviöön jatkuvuustilassa. Muutostilanteissa niillä on kuitenkin merkitystä. Sykkivä tasavirta aiheuttaa johdon induktanssissa jännitehäviön. Johdon jännitteen vaihtelu taas aiheuttaa rinnakkaiskapasitansseissa varaus- ja purkausvirtoja. Lisäksi bipolaarisilla tasasähköjohdoilla joudutaan arvioimaan kuorman epätasaisen jakautumisen vaikutus napojen jännitteisiin ja tehohäviöihin.

Käytännössä tasasähköjohdolla esiintyy aina yliaaltoja. Vaihtosuuntaajien DC-verkosta ottamassa virrassa esiintyy DC-komponentin lisäksi transistorien kytkennöistä aiheutuvia taajuuskomponentteja. Tämän vuoksi tasasähköverkon kondensaattorien virroissa esiintyy suurtaajuisia komponentteja. Kondensaattorin varauksen purkautuminen laskee sen yli olevaa jännitettä, mikä puolestaan kasvattaa latausvirtaa, joka otetaan tasasuuntaajan kautta muuntajalta. Tasasuuntaajan rakenne määrää pitkälti tasasähköjohdolla kulkevan virran käyrämuodon. Kolmivaiheisilla verkko-kommutoiduilla tasasuuntaajilla virrassa esiintyy DC-komponentin lisäksi merkittävimpänä taajuutena 300 Hz eli yhden 50 Hz verkkojakson aikana esiintyy kuusi virtapulssia. Siten tasasähköverkossa esiintyy sekä tasasuuntaajan että vaihtosuuntaajien rakenteesta ja kytkentätaajuudesta riippuvia virta- ja jännitekomponentteja.

3.6.1. Jännitehäviö

Seuraavassa käydään läpi Ohmin lain mukaiset yhtälöt, joilla voidaan laskea DC-johdon jännitehäviö. Unipolaarisen tasasähköjohdon jännitehäviö voidaan ideaalisessa tapauksessa laskea yhtälöllä 3.4: u U U I r r · l (3.4) missä Us = johdon alkupään jännite Ur = johdon loppupään jännite r1 = positiivisen äärijohtimen ominaisresistanssi r2 = negatiivisen äärijohtimen ominaisresistanssi

Bipolaarisen johdon jännitehäviötä laskiessa tulee ottaa huomioon kuormitusvirran mahdollinen epäsymmetria napojen välillä. Äärijohtimen ja nollajohtimen välinen jännitehäviö voidaan laskea yhtälöllä 3.5: u I · r · l I I · r · l (3.5) missä

24

I1,DC = positiivisen navan kuormitusvirta I2,DC = negatiivisen navan kuormitusvirta r0 = nollajohtimen ominaisresistanssi

3.6.2. Tehonsiirto

Tasasähköjohdon tehonsiirtokapasiteetti johdon termisellä virtarajalla voidaan laskea yhtälöillä (3.6) ja (3.7), jos oletetaan virrat ja jännitteet ideaalisiksi: P U · I (3.6) P 2 · U · I (3.7) missä Ik = johtimen suurin sallittu kuormitusvirta U = johdon jännite (bipolaarisella johdolla ääri- ja nollajohtimen välinen jännite)

Jännitehäviörajalla virta ja teho rajoittuvat siihen arvoon, jolla suhteellinen jännitehäviö on vielä hyväksyttävissä. Virta voidaan ratkaista yhtälöistä (3.4) ja (3.5). Näistä yhtälöistä johdettu virta sijoitetaan yhtälöihin (3.6) ja (3.7), jolloin tehonsiirtoyhtälöt voidaan esittää yhtälöiden (3.8) ja (3.9) avulla:

P (3.8)

P (3.9)

missä r = bipolaarisen johdon äärijohtimen ominaisresistanssi

Tasasähköjärjestelmän ja kolmivaiheisen vaihtosähköjärjestelmän siirtotehoa voidaan virtarajalla vertailla yhtälöillä (3.10) ja (3.11):

· (3.10)

2 · · (3.11)

Yhtälöissä jännitteinä käytetään bipolaarisessa järjestelmässä navan ja nolla välistä jännitettä ja kolmivaihejärjestelmässä pääjännitettä. Yhtälöistä huomataan, että virtarajalla järjestelmillä on yhtä suuri tehonsiirtokyky, kun napojen välinen jännite ja IDC ovat samat. Nelijohdinkaapeleilla voidaan unipolaarisen johdon johtimien resistanssi puolittaa kytkemällä johtimet kahdeksi pariksi, jolloin unipolaarisen järjestelmän siirtoteho kasvaa kaksinkertaiseksi bipolaariseen järjestelmään nähden.

Jännitehäviörajalla tehonsiirtokertoimet voidaan laskea yhtälöillä (3.12) ja (3.13), kun tasasähköverkon virroissa on vain DC-komponentti:

· (3.12)

2 · · (3.13)

Unipolaarisen järjestelmän yhtälössä (3.12) jakajalla 2 otetaan huomioon jännite-häviö sekä meno- että paluujohtimella. Bipolaarisen järjestelmän yhtälössä (3.13) kertojalla 2 otetaan huomioon molemmat navat. Merkinnöillä uh,DC ja uh,AC

25

tarkoitetaan järjestelmän suurinta sallittua suhteellista jännitehäviötä. Yhtälössä 3.12 äärijohtimien resistanssit on oletettu yhtä suuriksi. Yhtälöistä havaitaan, että jos jännitteet ovat samat ja unipolaarisen johdon neljä johdinta kytketään kahdeksi, on unipolaarisen johdon suhteellinen jännitehäviö kaksinkertainen bipolaariseen johtoon nähden.

3.6.3. Tasasähköverkkojen tehonsiirtokapasiteetti

Taulukossa 3.1 on esitetty tasasähköjohtojen tehonsiirtokertoimet 400 V ja 1000 V vaihtosähköjohtoihin nähden. Kertoimet ja seuraavilla sivuilla esitetyt kuvaajat on laskettu taulukkolaskentaohjelmalla. Johtojen sähköiset arvot on saatu kaapelivalmistajan taulukoista. [Draka]

Unipolaarisilla tasasähköjohdoilla on oletettu käytettävän johtoa, jolla on neljä symmetristä johdinta kytkettynä meno- ja paluujohtimiksi. Bipolaarisilla johdolla on oletettu kuorman olevan täysin symmetrinen. Vaihtosähköjohdoilla on oletettu siirrettävän tehon olevan puhdasta pätötehoa ja kuormituksen olevan symmetrinen. Taulukko 3.1. Tasasähköjohtojen tehonsiirtokertoimet vaihtosähköjohtoihin verrattuna.

LVDC-järjestelmä Rajoittava tekijä Tehonsiirtokerroin

vs. 400 VAC Tehonsiirtokerroin

vs. 1 000 VAC Unipolaarinen

900 V Virta 2,60 1,04

Jännitehäviö 5,06 0,81 Unipolaarinen

1 400 V Virta 4,04 1,62

Jännitehäviö 12,25 1,96 Unipolaarinen

1 500 V Virta 4,33 1,73

Jännitehäviö 14,06 2,25 Bipolaarinen

±750 V Virta 2,17 0,87

Jännitehäviö 7,03 1,13 AMKA-johdoilla taulukon kertoimet poikkeavat esitetystä kannatinköyden resistanssista johtuen. Ohuemmilla poikkipinnoilla kannatinköyden resistanssi on vaihejohtimen resistanssia pienempi, jolloin virtarajan tehonsiirtokerroin on hiukan taulukossa esitettyä pienempi, mutta jännitehäviörajalla jonkin verran suurempi. 120mm² AMKA-johdolla molemmat kertoimet ovat hiukan esitettyä pienempiä. Taulukosta nähdään, että unipolaarisen 900 V tasasähköverkon ja bipolaarisen 750 V tasasähköverkon tehonsiirtokapasiteetit ovat 1 kV järjestelmään nähden samaa suuruusluokkaa. Sen sijaan 1,4…1,5 kV tasajännitteellä päästään hyvin suureen siirtokapasiteettiin. Tämä kuitenkin edellyttää äärijohtimilta kaksinkertaista poikkipinta-alaa, mikä nelijohdinkaapeleita käytettäessä on mahdollista.

Kuvassa 3.15 on vertailtu graafisesti 3x35+50 mm² AMKA-johdon siirtokykyä eri jännitetasoilla. Käyristä nähdään nykyisten 400 V PJ-kaapelien hyvin rajallinen

26

siirtokyky. Kuvaajaan on piirretty käyrät seuraaville: 400 VAC, 1 000 VAC, ± 750 VDC, 900 VDC ja 1 400 VDC.

Kuva 3.15. AMKA-johdon siirtokyky, kun suurin sallittu jännitehäviö on 6 %.

Unipolaarisessa jakelussa ovat johtimet kytketty siten, että menojohdin koostuu kahdesta vaihejohtimesta ja paluujohdin vaihe- ja nollajohtimista. AMKA-johtoa käytettäessä on kuitenkin huomattava kannatinköyden erilainen resistanssi, mikä vaikuttaa virranjakoon rinnankytketyillä johtimilla ja rajoittaa suurinta kuormitusvirtaa.

Kuvassa 3.16 on esitetty siirtokapasiteetti 35 mm² maakaapeleille. Kaapelina on käytetty 4x35 mm² AXMK-johtoa, paitsi toisessa bipolaarisessa tapauksessa 4x35+16 mm² AMCMK-kaapelia. Tällöin neljä vaihejohdinta on kytketty kahdeksi johdinpariksi (äärijohtimiksi) ja nollajohtimena käytetään konsentrista kuparijohdinta.

Kuva 3.16. Maakaapelin siirtokyky, kun suurin sallittu jännitehäviö on 6 %.

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 50

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

220

240

260

280

300

320AMKA 3 * 35 + 50 mm2

Etäisyys, km

Siirt

oteh

o, k

W

400 VAC1 000 VAC750 VDC900 VDC1 400 VDC

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 50

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

220

240

260

280

300

320

340

360

380

400Maakaapeli 35 mm2

Etäisyys, km

Siirt

oteh

o, k

W

400 VAC1 000 VAC750 VDC AXMK750 VDC AMCMK (4+1)900 VDC AXMK

27

Periaatteessa paras siirtokapasiteetti saavutetaan maakaapeleista 4+1-johtimisella AMCMK-johdolla. AMCMK on kuitenkin melko kallis kaapeli verrattuna AXMK-johtoon ja lisäksi konsentrisen kuparijohtimen käyttö voi tuoda hankaluuksia, johtuen sen huomattavan suuresta resistanssista vaihejohtimiin nähden. Sekä teknisesti että taloudellisesti parempi ratkaisu lienee suuremman poikkipinnan AXMK-johdon käyttö AMCMK-johdon sijaan.

Käytännössä tasasähköjohdoilla on huomattavan paljon suurempi tehonsiirtokyky kuin vaihtosähköjohdoilla. Jännitehäviön merkitys on sinällään pieni, koska vaihtosuuntaajat kykenevät tuottamaan 230 V jännitettä hyvin pitkienkin johtojen päässä; teoriassa yksivaiheinen täyssiltavaihtosuuntaaja tarvitsee vähintään 325 V tasajännitteen. Vaikka kuvissa 3.15 ja 3.16 tasasähköjohtojen siirtokyky ei näyttäisi olevan parempi kuin 1 kV johtojen, voidaan em. syistä johtuen sallia DC-johdolle suurempi jännitehäviö. Suurimman sallitun suhteellisen jännitehäviön kasvaessa 50 %, kasvaa myös siirtokyky vastaavasti. On kuitenkin otettava huomioon, että mikäli tasasähköjohdoille sallitaan suurempi jännitehäviö vaihtosähköjohtoihin nähden, heikkenee tasasähköjärjestelmän energiatehokkuus vaihtosähköjärjestelmään nähden.

28

4. TASASÄHKÖVERKON MALLINTAMINEN

Tässä luvussa esitellään Lappeenrannan teknillisessä yliopistossa rakennetun tasasähköjärjestelmän prototyyppi sekä PSCAD-ohjelman simulointimalleja DC-verkon komponenteille. Mallintamista on kehitetty tutkimushankkeen aikana tutkijoiden yhteistyönä. Tässä työssä mallintamista on edelleen pyritty tarkentamaan tarpeen mukaan.

PSCAD-ohjelma on graafinen käyttöliittymä, jonka taustalla toimii EMTDC-simulointikone. Käyttäjä luo ohjelmalla graafisesti haluamansa sähköverkon mallin. Malliin voidaan virtapiirien komponenttien lisäksi sisällyttää erilaisia ohjaus- ja säätöpiirejä. Ohjelmalla voidaan verkon sähkösuureiden lisäksi piirtää kuvaajia muista halutuista suureista, kuten ohjaussignaaleista. Se soveltuu lyhyiden transientti-ilmiöiden tarkasteluun, jossa simulointiajat ovat sekuntiluokkaa.

Ohjelma perustuu alkujaan professori Hermann Dommelin kehittämään menetelmään ja siitä kehitettyyn ElectroMagnetic Transient Program-ohjelmaan. Menetelmä perustuu numeeriseen integrointiin, jolla ratkaistaan differentiaaliyhtälöt halutun pituisella aika-askeleella, joka voi olla esimerkiksi muutaman mikrosekunnin luokkaa. [Kauhaniemi & Mäkinen 2006]

4.1. Laboratorioprototyyppi

Prototyyppilaitteisto koostuu jakelumuuntajasta, tasasuuntaajasta, tasasähkökaapelista, kahdesta vaihtosuuntaajasta sekä näihin kytketyistä resistiivisistä kuormista ja LC-suotimista. Periaatekuva laitteistosta on esitetty kuvassa 4.1.

Kuva 4.1. Periaatekuva Lappeenrannan teknillisen yliopiston Sähkömarkkinalaboratorion kehittämästä prototyyppilaitteistosta [Nuutinen 2008].

29

Jakelumuuntaja on kolmikäämimuuntaja, jota syötetään pienjänniteverkosta. Muuntosuhde on 400/562/562 V ja käämikytkentänä kolmio/kolmio/tähti. Tasasuuntaaja koostuu kahdesta 6-pulssisillasta. Kumpikin silta koostuu kolmesta tyristori-diodi-moduulista (kuva 4.2). Moduulit ovat Semikronin tyyppiä SKKH 132/16E, jonka jännitekestoisuus on 1 600 V ja virtakestoisuus 130 A (T = 87 °C) [Semikron].

Kuva 4.2. Yksi tasasuuntaajan moduuli ja sen virtapiiri [Semikron].

Tasasähköjohtona on Prysmian Cables & Systems Oy:n 200 metrin pituinen 4G16 mm² AXMK-kaapeli. Kaapelin kaksi vastakkaista johdinta ovat rinnankytketty nollajohtimeksi. Muut kaksi johdinta ovat positiivinen ja negatiivinen äärijohdin. Kaapelin kuormitettavuus maassa on 78 A (T = 70 °C), DC-resistanssi 1,91 /km (T = 20 °C), induktanssi 0,29 mH/km ja käyttökapasitanssi 0,30 F/km [Prysmian].

Vaihtosuuntaaja ja sen kuorma on liitetty kaapelin päähän positiiviseen napaan. Vaihtosuuntaaja on yksivaiheinen täyssilta, jonka ulostulojännite on 230 VAC, 50 Hz. Silta koostuu kahdesta IGBT-moduulista (kuva 4.3). Moduulit ovat tyyppiä SKM 75GB173D, joiden jännitekestoisuus on 1 700 V ja virtakestoisuus 75 A (T = 25 °C) [Semikron].

Kuva 4.3. Yksi vaihtosuuntaajan moduuli ja sen virtapiiri [Semikron].

Suuntaajan ulostuloon on kytketty LC-suodin, käsittäen 0,25 mH kuristimen ja 8 F kondensaattorin. Kuormana on erikokoisia vastuksia, yhteensä noin 10 kW teholtaan. [Partanen et al. 2008]

4.2. Tasasuuntaajan malli

Tasasuuntaajan päävirtapiirin malli on yksinkertainen. Päävirtapiirin osalta se on esitetty kuvassa 4.4. Suuntaaja koostuu kuudesta diodista ja kuudesta tyristorista. Diodit

30

eivät tarvitse mitään ohjauslogiikkaa. Tyristorit vaativat ohjauspulssien muodostamiseen tarvittavat lohkot. Seuraavassa esitellään puoliksi ohjatun tyristorisillan malli. Johtimien ja komponenttien lisäksi mallissa on tarvittavat jännitemittaukset.

Kuva 4.4. Tasasuuntaajan päävirtapiirin malli.

Tasasuuntaajan manuaalinen ohjaus tehdään kuvassa 4.5a esitetyllä lohkolla. Ajastimella estetään tasasuuntaajan toiminta simuloinnin alkuvaiheessa, kun syöttöverkkoa ajetaan ylös (tässä 0,1 s). Lohkon ulostulona on tyristorin sytyttämisen estävä estosignaali (deblk). Kuvassa 4.5b on esitetty vaihelukkokomponentit. Vaihelukko muodostaa kuusi pääjännitteisiin lukittua ulostulosignaalia, jotka tässä on kuvattu yhdellä yhdistetyllä signaalilla Theta.

Kuva 4.5. Estosignaalin muodostaminen ja vaihelukot.

31

Kuvassa 4.6 on esitetty tyristorien sytytyskulman laskemiseen tarvittavat lohkot. Ensimmäinen lohko on verkkotaajuudella toimiva impulssigeneraattori, jonka ulostulossa on laskin. Laskimen ulostulosta saadaan verkkotaajuinen laskeva porrasfunktio, joka kolmantena olevassa Down Ramp Transfer Function-komponentissa muutetaan tyristorien sytytyskulman arvoiksi. Tasasuuntaajan tuottama tasajännite voidaan siten nostaa rampilla tavoitearvoonsa.

Kuva 4.6. Tyristorin sytytyskulman muodostaminen.

Signaalit syötetään interpoloivaan ohjauspulssigeneraattoriin (kuva 4.7), joilla muodostetaan tyristoreille ohjauspulssit. Komponentteja tarvitaan kaksi, koska yhdellä komponentilla voidaan muodostaa ohjauspulssit yhdelle puoliksi ohjatulle 6-pulssiselle tyristorisuuntaajalle. Normaalitilassa yksi tyristori tarvitsee kunkin verkkojakson aikana kaksi ohjauspulssia, koska tyristorin läpi kulkee kahden muun haaran diodien virtapulssit.

Kuva 4.7. Tyristorien ohjauspulssien muodostaminen.

32

Tasasuuntaajalla on kaksi toimintatilaa, varaus- ja normaalitila. Varaustilassa välipiirin kondensaattoreita ladataan, jolloin verkkovirtaa rajoitetaan rajoittamalla suuntaajan virtapulssien lukumäärä kolmeen verkkojaksoa kohti. Toinen pulssi annetaan tyristorille, kun kuvan 4.8 alareunassa olevilla lohkokaavioilla todetaan järjestelmän olevan normaalitilassa. Hysteresis Buffer-komponentilla voidaan asettaa jännitteelle arvot, joilla siirrytään varaus- ja normaalitilaan. Komponenttien PSCAD:n oletus-arvoista poikkeavat asetukset on esitetty liitteessä 1.

Kuva 4.8. Tyristorien ohjauspulssien muodostaminen varaus- ja normaalitilassa.

4.3. Tasasähköjohtojen mallintaminen

Tasasähköjohdot voidaan mallintaa eri tavoin, halutusta tarkkuudesta riippuen. Ideaalinen DC-johto mallinnetaan puhtaana resistanssina. Tällöin jännitteen ja virran muutosten vaikutusta induktansseissa ja kapasitansseissa ei oteta huomioon. Näiden vaikutus voidaan ottaa huomioon mallintamalla johto -sijaiskytkentänä. Tasasähkö-johdon 3-johtiminen -sijaiskytkentä on esitetty kuvassa 4.9 4x16 mm2 maakaapelille, jonka pituus on 200 metriä. Resistanssi ja induktanssi esitetään keskitetysti. Johtimen käyttökapasitanssi esitetään kahtia jakautuneena johtimen alku- ja loppupäässä kytkettynä äärijohtimen ja nollajohtimen välille. Nollajohtimen impedanssi on puolet äärijohtimista, koska kaksi kaapelin johtimista on kytketty rinnakkain.

Kuva 4.9. AXMK-maakaapelin 3-johtiminen -sijaiskytkentä.

33

Kolmijohtimista -sijaiskytkentää tarkempi malli on 4-johtiminen malli. Tässä mallissa kaapelin fyysiset neljä johdinta mallinnetaan omina johtiminaan ja kaikkien johtimien välillä on käyttökapasitanssia. Tässä työssä mallia on edelleen kehitetty lisäämällä kaapeliin maakapasitanssia (kuva 4.10). PSCAD:in kaapelimallit eivät sisällä kaapelin resistanssin taajuusriippuvuutta.

Kuva 4.10 AXMK-maakaapelin tarkempi sijaiskytkentä.

4.4. Kondensaattorin ja kuristimen mallintaminen

Simulointien tarkkuuden parantamiseksi on tässä esitetty ideaalisia komponentteja tarkempi malli DC-kondensaattorien ja kuristimien mallintamiseksi. Mittaus- ja simulointitulokset pyritään saamaan vastaamaan toisiaan erityisesti tehojen osalta.

Kondensaattorin tarkemmassa mallissa ideaalisen kapasitanssin kanssa sarjaan lisätään resistanssia ja induktanssia. Näiden arvot saadaan yleensä valmistajan julkaisemasta datalehdestä. Koska prototyypin kondensaattorista ei ollut saatavissa näitä arvoja, ne on pyritty valitsemaan sellaisiksi, joilla mittaus- ja simulointitulokset vastaavat toisiaan mahdollisimman hyvin. Lisäksi arvoissa on otettu huomioon myös liityntäjohtimien arvioitu resistanssi ja induktanssi. Resistanssin arvoksi on arvioitu 0,1

. Induktanssin arvo vaikuttaa tasajännitteen käyrämuotoon, joten sen valinnalla on vaikutusta erityisesti kaapelissa esiintyvien suurtaajuisten komponenttien suuruuteen sekä kondensaattorin häviöihin. Liityntäjohtona toimivan kaksijohtimisen johdon induktanssia voidaan yrittää arvioida yhtälöllä (4.1) [Kothari & Nagrath 2003]: L L 4 · 10 · ln (4.1)

Jos oletetaan liityntäjohdon pituudeksi 2 m, johtimien säteeksi 2,26 mm ja niiden väliseksi etäisyydeksi 500 mm, saadaan induktanssiksi 4,32 H. Koska näin suurella induktanssilla DC-johdon loppupään jännite kasvaa prototyyppilaitteiston mallilla liian suureksi, puolitettiin se mallissa 2 H:in. Laajemman laitteiston simuloinnissa päädyttiin pienempään induktanssiin (0,5 H), sillä myös 2 H induktanssilla jännitteessä esiintyy suuria yliaaltoja. Pienempää induktanssia voi perustella myös sillä,

34

että käytännön laitteistoissa käytettäisiin kahden asennusjohtimien sijasta tavallista monijohdinkaapelia, jolla induktanssi olisi huomattavasti pienempi.

Kuristimen mallintaminen on edellistä monimutkaisempaa. Ensimmäinen vaihtoehto tarkemmaksi malliksi on lisätä ideaalisen kuristimen kanssa sarjaan vastus, jolla kuvataan kuristimen DC-resistanssia. Kuristimen resistanssin taajuusriippuvuus on kuitenkin hyvin suuri. Esimerkiksi lähteessä [Halkosaari 1999] mainitaan eräällä 2,3 mH kuristimella resistanssin olevan 50 Hz taajuudella 83 m , kun se 10 kHz taajuudella on 20,9 . Täten häviöt joudutaan kuvaamaan hankalammilla menetelmillä. Nämä voidaan ottaa huomioon Foster-kytkennällä. Yksinkertaisin kytkentä on lisätä induktanssin rinnalle vastus. Tämä mitoitetaan siten, että resistanssi ja reaktanssi ovat yhtä suuret halutulla taajuudella. [Viitanen 2005].

Edellistä hieman tarkempia kuristinmalleja ovat useamman asteen Foster-kytkennät, jossa kuristin jaetaan useaan pienempään kuristimeen ja kunkin rinnalle kytketään sopivan kokoinen vastus. Kytkennällä saadaan laajempi taajuusalue, jolla kuristin saadaan vastaamaan todellista impedanssia. RL-piirien impedanssit voidaan mitoittaa mittaustulosten avulla siten, että resistanssi ja induktanssi muodostuvat halutuiksi tietyille taajuuksille. [Turunen 2009]

Toinen tapa komponenttien mitoittamiseksi on käyttää lähteessä [Viitanen 2005] esitettyä nyrkkisääntöä jakaa induktanssi tasan kuristimille ja mitoittaa vastus kullekin parille siten, että halutulla taajuudella vastuksen ja kuristimen impedanssi ovat samat. Esimerkiksi neljännen asteen kytkennän arvot voidaan määrittää siten, että induktanssi jaetaan neljään yhtä suureen osaan. Resistanssit voidaan määrittää seuraavasti: RP1 = 2 · 500 Hz · L1 RP2 = 2 · 5 kHz · L2 RP3 = 2 · 50 kHz · L3 RP4 = 2 · 500 kHz · L4, jossa siis L1 = L2 = L3 = L4 = L/4.

Kuristimen induktanssin ollessa 0,25 mH ja DC-resistanssin 25 m , saadaan neljännen asteen Foster-kytkennästä kuvan 4.11 mukainen:

Kuva 4.11. Kuristimen (0,25 mH) neljännen asteen Foster-sijaiskytkentä.

Koska kuristimen taajuuskäyttäytymisestä ei ollut saatavissa mittaustuloksia, ei RL-

piirien arvoja ole voitu tarkemmin määrittää. Alustavissa simuloinneissa todettiin myös, että edellä selostettua nyrkkisääntöä käyttämällä prototyypin simulointimallin kokonaishäviöt nousivat mittaustuloksiin verrattuna liian suuriksi. 4. asteen Foster-kytkennän vastukset voitaisiin mitoittaa myös siten, että kuristimen häviöt vastaisivat mittaustuloksia esimerkiksi 5 kW kuormalla. Tämä vaatisi kuvan 4.12 kytkennän rinnakkaisvastusten arvojen nostamista kymmenkertaisiksi (resistanssit välillä 2...2000

35

). Tällöin kuitenkin kuristimen häviöt tyhjäkäynnissä ovat samaa luokkaa kuin 1. asteen kytkennällä.

Simuloinneissa todettiin, että edellä lyhyesti mainittu ensimmäisen tason Foster-kytkentä antaa kohtuullisen tarkkoja tuloksia 5 kW kuormituksella, joten tämä malli on otettu käyttöön tässä työssä. Kuristimen malli koostuu siis induktanssista L, sen kanssa rinnan olevasta resistanssista Rp ja sarjavastuksesta RDC. Rinnakkaisvastuksen arvo on laskettu yhtälöllä 4.2, jossa =2· ·100 kHz [Viitanen 2005]: Rp = L , (4.2)

Asetettaessa yhtälön (4.2) induktanssiksi 0,25 mH, saadaan vastuksen resistanssiksi siten 157 . Tällä mallilla saadut tyhjäkäyntihäviöt ovat edelleen liian suuret, mutta se on arvioitu kuitenkin kokeilluista malleista käyttökelpoisimmaksi tässä vaiheessa.

4.5. Vaihtosuuntaajan mallintaminen

Tässä luvussa esitetään mallit kaksi- ja kolmitasoiselle vaihtosuuntaajalle. Työn simulointiosuudessa on kuitenkin pitäydytty kaksitasoisen suuntaajan tarkasteluissa.

4.5.1. Kaksitasoinen yksivaiheinen vaihtosuuntaaja

Suuntaajan yksinkertaisempi perusmalli sisältää neljä IGBT-transistoria, tasasähkö-verkon suodinkondensaattorin, vaihtosähköverkon LC-suotimen ja tarvittavat ohjaus- ja säätöpiirit. Esimerkki tällaisen vaihtosuuntaajan päävirtapiirin mallista on esitetty kuvassa 4.12. Vaihtosuuntaajan toiminnan kannalta välttämättömiä mittauksia ovat kuvassa esitetyt kuristinvirran mittaus (I4) ja kuormajännitteen mittaus (U5).

Kuva 4.12. Yksivaiheinen vaihtosuuntaajan yksinkertainen malli.

Vaihtosuuntaajan modulointitapana on unipolaarinen pulssinleveysmodulointi

(PWM). Ohjaus on toteutettu kaskadi-PI-säädöllä (kuva 4.13). Säädön lähtökohtana on kuormajännitteen asetteluarvon ja mitatun tehollisarvon ero. Erosuure integroidaan (aikavakio 0,05 s) ja kerrotaan 50 Hz taajuisella sinisignaalilla (kuvan 4.14 ylin haara). Näiden tulona saatavasta suureesta vähennetään kuormajännitteen hetkellisarvo. Tämä puolestaan syötetään ensimmäiseen PI-säätölohkoon (jännitesäätäjä, P-vahvistus 2 ja integrointiaikavakio 0,005 s). Tästä vähennetään puolestaan mitattu kuristimen virta ja

36

viedään edelleen toiseen PI-säätölohkoon (virtasäätäjä, P-vahvistus 0,1 ja integrointiaikavakio 0,0025 s). Tämän ulostulona saadaan referenssijännite.

Kuva 4.13. Vaihtosuuntaajan referenssijännitteen muodostaminen.

Kuvassa 4.13 esitetyn referenssijännitteen muodostamisen lisäksi tarvitaan kolmioaaltogeneraattori (kuva 4.14). Sen syötteenä on vaihtosuuntaajan haluttu kytkentätaajuus. Kolmioaallon huippuarvot ovat 750 ja -750 V.

Kuva 4.14. Kolmioaallon muodostaminen.

Kuvassa 4.15 on IGB-transistorien ohjauspulssien muodostamiseen tarvittavat

pulssigeneraattorit. Ohjauspulssit muodostetaan vertailemalla edellä mainittua kolmioaaltoa ja referenssijännitettä keskenään. Transistorien sytyttämis- ja sammutuspulssit muodostetaan erikseen.

Kuva 4.15. Transistorien ohjauspulssien muodostaminen.

Tässä työssä on vaihtosuuntaajan ja suotimien mallia viritelty edelleen kuvan 4.16

tapaan. Käyttäjän sähköverkkoon on lisätty maakapasitanssia yhteensä 20 nF. Tällä vaikutetaan tasasähköverkon ja maan välisiin suurtaajuisiin ilmiöihin. Kuristimen häviöt on otettu huomioon luvussa 4.4 kuvatulla tavalla lisäämällä induktanssin rinnalle resistanssi. Lisäksi DC-kondensaattorin mallia on tarkennettu edellisessä luvussa

37

esitetyllä tavalla. Kuvan 4.16. mallia on käytetty myös kahden seuraavan luvun simulointitarkasteluissa. Suuntaajan parametrit on esitetty liitteessä 2.

Kuva 4.16. Vaihtosuuntaajan tarkempi malli.

4.5.2. Kolmitasoinen yksivaiheinen vaihtosuuntaaja

Tämän työn aiheena on kaksitasoisten vaihtosuuntaajien simulointi. Koska kaksi- ja kolmitasoisen suuntaajan mallissa ei kuitenkaan ole suurta eroa, esitetään tässä malli myös kolmitasoiselle suuntaajalle. Unipolaarisen suuntaajan malli on kuvassa 4.17.

Kuvan 4.17 vaihtosuuntaajaa syötetään 750 V jännitteellä. Kolmitasosuuntaajan tarvitsema nollataso tuotetaan kahdella 5 000 F kondensaattorilla. Liityntäjohdon resistanssia ja induktanssia eikä LC-suodinta ole muutettu.

Kuva 4.17. Kolmitasoisen yksivaiheisen vaihtosuuntaajan päävirtapiirin ja suodatuksen malli.

Säädön ja ohjauksen osaltakaan kolmitasosuuntaaja ei juuri poikkea kaksitaso-

suuntaajasta. Kuvassa 4.18 on esitetty tarvittavien kolmioaaltojen muodostaminen. Positiivinen kolmioaalto saa arvoja 0…0,75 kV välillä, negatiivinen aalto -0,75…0 kV

38

välillä. Koska transistorien määrä on noussut kahdeksaan, tarvitaan nyt myös kahdeksan pulssigeneraattoria, joiden syöttösignaalit on esitetty kuvassa 4.19.

Kuva 4.18. Kolmioaaltojen muodostaminen.

Kuva 4.19. Kolmitasosuuntaajan transistorien ohjauspulssien muodostaminen.

Kolmitasoinen vaihtosuuntaaja voidaan toteuttaa helposti myös bipolaarisena. Bipolaarinen suuntaaja eroaa unipolaarisesta siinä, että tasasähköverkon nollajohdin on yhdistetty suuntaajan nollatasoon, jolloin syöttöjännite kaksinkertaistuu. Bipolaarinen suuntaaja voi vaatia tehokkaamman lähtöjännitteen suodatuksen, koska suuremmasta syöttöjännitteestä johtuen myös yliaallot ovat suurempia.

39

5. LABORATORIOPROTOTYYPIN MITTAUS- JA SIMULOINTITULOKSET

Tämän työn keskeisimpiä tavoitteita on verrata laboratorioprototyypin mittaustuloksia PSCAD-mallin simulointituloksiin ja verifioida malli ja tarvittaessa tarkentaa mallinnusta tämän perusteella. Tässä luvussa esitellään saadut mittaus- ja simulointitulokset.

5.1. Laboratoriomittausjärjestelyt

Tässä työssä tarkasteltavat mittaukset suoritettiin Lappeenrannassa maaliskuussa ja toukokuussa 2009. Pääosa mittauksista suoritettiin tehoanalysaattorilla Yokogawa PZ 4000 (näytteenottotaajuus 5 MHz) ja oskilloskoopeilla (10 MHz), joiden virtamittauksessa käytettiin virtapihtejä. Kustakin mittauksesta on esitetty tarkemmin 20 ms jakso. Tehomittaukset tehtiin Dranetz PowerXplorer PX5-mittarilla (12,8 kHz).

Kytkennät Kuvassa 5.1 on esitetty tarkastelupisteet. Kuvaan merkittyjen suureiden alaindeksit vastaavat luvuissa 5.3 ja 5.4 käytettyjä kuvaajien indeksejä.

Kuva 5.1. Mittaukset, kun vaihtosuuntaajan kuormana on teholtaan 5 kW vastus.

Mittaukset suoritettiin yhdellä vaihtosuuntaajalla ja kuormalla negatiivisen navan ollessa tyhjäkäynnissä. 5 kW kuormalla kytkentä oli kuvan 5.1 mukainen. Tyhjäkäyntitilanteessa vastus erotettiin verkosta. Huomattakoon, että luvussa

40

tarkastellaan juuri positiivisen navan mitattuja ja simuloituja virtoja, jännitteitä ja tehoja. Negatiivinen napa on jätetty tarkasteluista pois.

5.2. Simuloinnin lähtötiedot

Mittaukset ja simuloinnit on suoritettu kahdella kuormalla: tyhjäkäyntitilanteessa ja 10,7 (n. 5 kW) vastuskuormalla. Tämän luvun simuloinneissa on käytetty tasasähkö-

kaapelin 30 asteen lämpötilassa arvioitua resistanssia (lämpötilariippuvuus 0,4 %/°C). Kaapelitaulukon mukainen resistanssin arvo on 200 metrin pituiselle johtimelle 0,382 (T = 20 °C), tässä on käytetty resistanssina siis 0,398 . Taulukossa 5.1 on esitetty PSCAD-mallin komponenttien tärkeimmät parametrit. Taulukko 5.1. PSCAD-simulointimallin komponenttien tärkeimmät parametrit.

Jännitelähde E = 373 V Rs = 0,2 Rp = 10 k Lp = 407 H Muuntaja P0 = 0,025 pu Pk = 0,03 pu Im = 12,5 % XLL = 0,03 pu

Toision kap. CLG = 1 nF CLL = 1 nF DC-johto R = 0,398 L = 58 H CLG = 10 nF CLL = 10 nF

Kondensaattori R = 0,1 C = 2 500 F L = 2 H LC-suodin RDC = 25 m Rp = 157 L = 0,25 mH C = 8 F

Käyttäjäverkon maakapasitanssi

CLG = 10 nF

DC-johdon osalta CLG ja CLL tarkoittavat 4-johtimisen -sijaiskytkennän PSCAD-

mallin yhden kondensaattorin kapasitanssia, eivät siis yhden johtimen yhteenlaskettua maa- tai käyttökapasitanssia. Taulukossa 5.2 on esitetty suuntaajien säätöparametreja. Taulukko 5.2. Vaihtosuuntaajien säädön tärkeimmät parametrit.

Komponentti Suurin arvo Pienin arvo Vahvistus Aikavakio Integraattori 0,35 -0,35 - 0,05 s

Jännitesäätäjä 0,5 -0,5 2 0,005 s Virtasäätäjä 0,375 -0,375 0,1 0,0025 s

Vaihtosuuntaajan referenssijännitteen taajuus on 50 Hz. Simuloinnissa on käytetty

aika-askeleen pituutena 0,5 s. Aika-askeleen valinta vaikuttaa mm. järjestelmän simuloituihin tehohäviöihin. Simulointitarkastelut on tehty jatkuvassa tilassa eli tällöin vaihtosuuntaajan tuottama vaihtojännite on asettunut 230 V:in 1 mV:n tarkkuudella.

5.3. Mittaus- ja simulointitulokset 5 kW kuormalla

Näissä mittauksissa vaihtosuuntaajan kuormana oli noin 10,7 vastus. Tämän ja seuraavan luvun kuvissa vasemmanpuoleinen kuva ovat aina prototyypin mittaustulos ja oikeanpuoleinen kuva vastaava simulointitulos.

41

Kuvissa 5.2…5.5 on esitetty kolmikäämimuuntajan vaihevirrat ja taajuusspektrit. Virtojen osalta mittaus- ja simulointitulokset vastaavat matalataajuisten komponenttien osalta melko hyvin toisiaan. Simuloidun virran pulssien amplitudien erot johtunevat tasavirran eroista. Simuloidusta virrasta puuttuu suurtaajuisia komponentteja, joskin mittauksissa esiintyvät suurtaajuiset virrat voivat olla myös häiriöisestä ympäristöstä johtuvia. Eroihin vaikuttaa jonkin verran myös se, että mittausten aikana syöttöjännite ei ollut täysin ideaalista ja siinä esiintyi lievää säröytymistä ja epäsymmetriaa.

Kuva 5.2. Ensiön vaihevirta I, kun kuorma on 5 kW.

Kuva 5.3. Ensiön vaihevirran taajuusspektri.

Kuva 5.4. Toision vaihevirta I1, kun kuorma on 5 kW.

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-30-28-26-24-22-20-18-16-14-12-10

-8-6-4-202468

1012141618202224262830

Ensiökäämin virta

Aika, ms

Virt

a, A

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-30-28-26-24-22-20-18-16-14-12-10

-8-6-4-202468

1012141618202224262830

Ensiökäämin virta (simuloitu)

Aika, ms

Virt

a, A

0 20 40 60 80 100 120 140 16010-3

10-2

10-1

100

An/

A1

THD=62.5%

A1=17.1

x50Hz

Taajuusspektri

0 20 40 60 80 100 120 140 16010-3

10-2

10-1

100

An/

A1

THD=48.7%

A1=17.8

x50Hz

Taajuusspektri (simuloitu)

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-20-18-16-14-12-10

-8-6-4-202468

101214161820

Toisiokäämin virta

Aika, ms

Virt

a, A

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-20-18-16-14-12-10

-8-6-4-202468

101214161820

Toisiokäämin virta (simuloitu)

Aika, ms

Virt

a, A

42

Kuva 5.5. Toision vaihevirran taajuusspektri.

Kuvissa 5.6…5.7 on muuntajan pääjännitteet. Jännitteiden osalta tulokset vastaavat toisiaan erittäin hyvin. Kaikissa kuvaajissa esiintyy tasasuuntaajan kommutoinneista aiheutuvat pienet jännitenotkahdukset. Suurtaajuiset komponentit suodattuvat pois samalla tavoin vertailtaessa ensiön ja toision jännitesäröä.

Kuva 5.6. Ensiön pääjännite U, kun kuorma on 5 kW.

Kuva 5.7. Toision pääjännite U1, kun kuorma on 5 kW.

Kuvissa 5.8 ja 5.9 on esitetty tasasähköjohdon virta. Virrassa on paljon yhtäläisyyksiä, mutta myös joitakin eroja. Molemmissa tapauksissa virta on 6-pulssisen tasasuuntaajan rakenteesta johtuen sykkivää tasavirtaa, jossa esiintyy kuusi virtapulssia yhden 50 Hz jakson aikana. Simuloinnissa on saatu esiin myös suurtaajuisia komponentteja, jotka ovat pääosin vaihtosuuntaajan kytkentätaajuisia yliaaltoja.

0 20 40 60 80 100 120 140 16010-3

10-2

10-1

100

An/A

1

THD=77.3%

A1=9.8

x50Hz

Taajuusspektri

0 20 40 60 80 100 120 140 16010-3

10-2

10-1

100

An/A

1

THD=70.4%

A1=8.8

x50Hz

Taajuusspektri (simuloitu)

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

500

600Ensiön pääjännite

Aika, ms

Jänn

ite, V

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

500

600Ensiön pääjännite (simuloitu)

Aika, ms

Jänn

ite, V

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-800

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

500

600

700

800Toision pääjännite

Aika, ms

Jänn

ite, V

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-800

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

500

600

700

800Toision pääjännite (simuloitu)

Aika, ms

Jänn

ite, V

43

Suodatetuista virtakäyristä havaitaan, että simuloitu DC-virta on käytetyillä parametreilla jatkuvaa, kun taas mitattu virta käy nollassa virtapulssien välillä, joskin siinä esiintyy DC-offset:a. Tämä johtuu ilmeisesti simulointimallin liian suuresta syöttävän PJ-verkon induktanssista. Olennaista merkitystä virran suuruuteen tällä ei kuitenkaan ole. Yksittäisten virtapulssien huippuarvojen keskinäinen ero johtuu yksivaiheisesta kuorman ottaman tehon sykkeisyydestä. Taulukossa 5.3 on esitetty suurimmat virran yliaallot. Yleisesti ottaen tasavirran käyrämuotoon vaikuttavat myös vaihtosuuntaajan tuottaman kuormajännitteen taajuuden poikkeaminen nimellisestä ja sen sekä jakelumuuntajan toisiojännitteen välinen vaihe-ero. Vaihe-eron vaikutusta on tutkittu luvussa 6.6.

Kuva 5.8. Tasasähköjohdon virta I2, kun kuorma on 5 kW.

Kuva 5.9. Tasasähköjohdon virta, kun kuorma on 5 kW ja suurtaajuiset komponentit ovat suodatettu pois. Taulukko 5.3. Tasasähköjohdon virran tärkeimmät taajuuskomponentit, kun kuorma on 5 kW.

f (Hz) DC 100 300 ~20 000 In (A) (mit.) 6,841) 0,63 5,73 1,32 In (A) (sim.) 8,40 1,25 4,94 0,79

1) Huomaa kuvan 5.9 DC-offset, DC-komponentti siksi todellisuudessa yli 8 A.

Kuvissa 5.10 ja 5.11 on tasasähköjohdon alku- ja loppupään jännitteet, joissa on havaittavissa tasasähköjohdon jännitteissä suurimmat erot mittaus- ja simulointitulosten välillä. Alkupään jännitteen U2 osalta eroa syntyy siinä, että mittaustuloksissa

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-6-5-4-3-2-10123456789

101112131415161718

DC-virta

Aika, ms

Virt

a, A

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-6-5-4-3-2-10123456789

101112131415161718

DC-virta (simuloitu)

Aika, ms

Virt

a, A

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-6-5-4-3-2-10123456789

101112131415161718

DC-virta, suodatettu

Aika, ms

Virta

, A

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-6-5-4-3-2-10123456789

101112131415161718

DC-virta, suodatettu (simuloitu)

Aika, ms

Virta

, A

44

puolijaksot näyttävät hieman toistensa peilikuvilta, kun simuloinnissa puolijaksot ovat identtisiä. Jännite on ilmeisesti mitattu tilanteessa, jossa tasasuuntaajan tyristorien syttymiskulmaa on rajoitettu alhaisen jännitteen vuoksi. Simuloidun jännitteen kuvaaja on samantapainen, kun tarkastellaan juuri ylösajon aikaisia jännitteitä. Simuloidun jännitteen U2 vaihteluväli saadaan samantasoisiksi mittausten kanssa, mikäli loppupään DC-kondensaattorin induktanssia kasvatetaan edelleen esimerkiksi 4 H:in. Tällöin kuitenkin loppupään jännitteessä esiintyy entistä enemmän hyvin suuritaajuista jännitevaihtelua. Tästä syystä laajempien verkkojen simuloinneissa on päädytty pienempään induktanssin arvoon (katso myös luku 4.4).

Kuva 5.10. Tasasähköjohdon alkupään jännite U2, kun kuorma on 5 kW.

Kuva 5.11. Tasasähköjohdon loppupään jännite U3, kun kuorma on 5 kW.

Kuvissa 5.12 ja 5.13 on esitetty kaapelin jännitehäviö. Kuvassa 5.13 on käytetty suodatusta, jolla on pyritty näkemään matalataajuisen virtakomponenttien aiheuttama jännitehäviö. Jännitehäviössä esiintyy hyvin suurta ja suuritaajuista jännitevaihtelua, joka nostaa jännitehäviön tehollisarvon yli 100 volttiin (taulukko 5.3). Suurtaajuiset ilmiöt mittaustuloksissa ovat myös osin häiriöisen mittausympäristön aiheuttamia, ollen siten suuruudeltaan kyseenalaisia. Tuloksista voidaan kuitenkin laskea jännitehäviön keskiarvo (DC-komponentti), mikä lienee tehollisarvoa hyödyllisempi tarkasteltava suure.

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20640

645

650

655

660

665

670

675

680

685

690

695

700

705

710

715

720DC-johdon alkupään jännite

Aika, ms

Jänn

ite, V

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20640

645

650

655

660

665

670

675

680

685

690

695

700

705

710

715

720DC-johdon alkupään jännite (simuloitu)

Aika, ms

Jänn

ite, V

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20620625630635640645650655660665670675680685690695700705710715720

DC-johdon loppupään jännite

Aika, ms

Jänn

ite, V

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20520540560580600620640660

680700720740760780800820840860

DC-johdon loppupään jännite (simuloitu)

Aika, ms

Jänn

ite, V

45

Kuva 5.12. Positiivisen johtimen jännitehäviö, kun kuorma on 5 kW.

Kuva 5.13. Jännitehäviö, kun suurtaajuiset komponentit ovat suodatettu pois.

Kuvissa 5.14. ja 5.15 on esitetty vaihtosuuntaajan ulostulovirta ja sen taajuusspektri. Lisäksi virran suurimmat taajuuskomponentit on esitetty taulukossa 5.3. Virran käyrämuodot näyttävät hyvin samankaltaisilta, joskin simuloidusta virrasta puuttuu mallista pois jätetyn vaihtosuuntaajan kuolleen ajan aiheuttama notkahdus virran nollakohdassa. Taulukon perusteella voidaan todeta, että mallilla saadaan 20 ja 40 kHz taajuiset virtakomponentit samaan suuruusluokkaan.

Kuva 5.14. Vaihtosuuntaajan ulostulovirta I4 (kuristimen virta), kun kuorma on 5 kW.

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

500

600Positiivisen johtimen jännitteenalenema

Aika, ms

Jänn

ite, V

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

500

600Positiivisen johtimen jännitteenalenema (simuloitu)

Aika, ms

Jänn

ite, V

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10-2

-1

0

1

2

3

4

5

6

7

8Jännitteenalenema, suodatettu

Aika, ms

Jänn

ite, V

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10-2

-1

0

1

2

3

4

5

6

7

8Jännitteenalenema, suodatettu (simuloitu)

Aika, ms

Jänn

ite, V

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-50-45-40-35-30-25-20-15-10

-505

101520253035404550

Vaihtosuuntaajan ulostulovirta

Aika, ms

Virt

a, A

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-50-45-40-35-30-25-20-15-10

-505

101520253035404550

Vaihtosuuntaajan ulostulovirta (simuloitu)

Aika, ms

Virt

a, A

46

Kuva 5.15. Kuristimen virran taajuuskomponentit, kun kuorma on 5 kW. Taulukko 5.4. Kuristimen virran tärkeimmät taajuuskomponentit, kun kuorma on 5 kW.

N 1 3 5 398-407 798-807 f (Hz) 50 150 250 ~20 000 ~40 000

In (A) (mit.) 20,6 1,22 0,78 7,44 1,12 In (A) (sim.) 21,5 0,07 0,05 8,24 1,74

Käyttäjän kuormajännite ja -virta on esitetty kuvissa 5.16 ja 5.17. Niiden osalta

simulointi vastaa kohtuullisesti mittaustuloksia. Suuntaajan transistorien kuollutta aikaa kokeiltiin mallintaa yksinkertaisesti PSCAD-ohjelmaan, mutta koska tällä ei ollut olennaista vaikutusta, se jätettiin pois. Lisäksi mitatussa jännitteessä esiintyy enemmän säröä kuin simuloinnissa.

Kuva 5.16. Kuormajännite U5, kun kuorma on 5 kW.

Kuva 5.17. Kuormavirta I5, kun kuorma on 5 kW.

0 200 400 600 800 1000 12000

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24Taajuusspektri

Taajuus (N)

Virt

a, A

0 200 400 600 800 1000 12000

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24Taajuusspektri (simuloitu)

Taajuus

Virt

a, A

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200

250

300

350

400Kuormajännite

Aika, ms

Jänn

ite, V

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200

250

300

350

400Kuormajännite (simuloitu)

Aika, ms

Jänn

ite, V

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-36-32-28-24-20-16-12

-8-4048

12162024283236

Kuormavirta

Aika, ms

Virt

a, A

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-36-32-28-24-20-16-12

-8-4048

12162024283236

Kuormavirta (simuloitu)

Aika, ms

Virt

a, A

47

Edellä olevien kuvaajien lisäksi tärkeimpien suureiden arvoja on koottu simulointien osalta taulukkoon 5.5 ja mittausten osalta taulukkoon 5.6. Pääosa taulukoiden tehollis- ja keskiarvoista on laskettu mitattujen suureiden hetkellisarvoista taulukkolaskentaohjelmalla. Mittausten osalta ensiön teho on suoraan mitattu ja muut tehot on laskettu virran ja jännitteen arvoista. Jännitehäviö on laskettu suoraan mitatuista jännitehäviön hetkellisarvoista sekä mitatuista alku- ja loppupään jännitteiden hetkellisarvoista. Mitattujen suureiden avulla laskettuihin tehoihin tulee suhtautua varauksella. Lisäksi on huomattava, että muuntajan suurehko magnetointivirta aiheuttaa virtapihdeillä tehtyihin mittauksiin kulmavirhettä, joka voi aiheuttaa huomattavaa virhettä ensiöstä mitattuun pätötehoon. Prototyyppilaitteiston hyötysuhdetta ei voida siis laskea luotettavasti taulukkoon 5.6 merkityistä arvoista. Taulukko 5.5. Simuloidut arvot jatkuvuustilassa, kun kuorma on 5 kW.

URMS (V) UAVE (V) IRMS (A) IAVE (A) P (W) THDI (%)

Muuntajan ensiö 368 - 14,0 - 6 603 48,5

Muuntajan toisio 514 - 7,63 - 5 821 70,2

DC-johdon alkupää 691 691 9,87 8,41 5 819 -

DC-johdon loppupää 687 685 10,5 8,43 5 768 -

Jännitehäviö 38,3 5,2 - - - -

Kuorma 230 - 21,5 - 4 942 0,4 Taulukko 5.6. Mitatut arvot jatkuvuustilassa, kun kuorma on 5 kW.

URMS (V) UAVE (V) IRMS (A) IAVE (A) P (W) THDI (%) Muuntajan ensiö 368 - 14,2 - 6 6801) 62,5 Muuntajan toisio 510 - 8,7 - - 77,3

DC-johdon alkupää 674 674 12,2 8,65 5 8512) - DC-johdon loppupää 668 668 - - 5 7765) -

Jännitehäviö 15,23) 5,73) / 5,04) - - - - Kuorma 233 - 20,8 - 4 8262) 6) 8,2

1) Teho mitattu Dranetz-mittarilla 2) Teho laskettu mitatuista jännitteen ja virran hetkellisarvoista 3) Laskettu jännitteen hetkellisarvojen erotuksista 4) Mitattu kaapelin yli 5) Laskettu loppupään jännitteellä ja alkupään virralla 6) Dranetz-mittarilla mitattu teho 5,0 kW.

Mittaustuloksista nähdään, että muuntajan ensiöjännite on hyvin alhainen. Tämä

voi tarkoittaa heikkoa sähköverkkoa, jolloin eri mittaukset voivat hieman vaihdella jo syöttävän verkon jännitetason vaihteluiden vuoksi. DC-johdon jännite on tätäkin alhaisempi, sillä toisiojännitteen ollessa 510 V, tulisi tasajännitteen johdon alussa olla luvun 3.2.3 perusteella olla 688 V. Koska mittaustulokset ovat eri mittauskerroilta, on vaikeaa sanoa tarkasti, mikä on todellinen muuntosuhde ensiöjännitteestä tasajännitteeksi. Lisäksi pitää muistaa kuvista 5.10 ja 5.11, että alhaisen syöttöjännitteen

48

vuoksi tasasuuntaaja on ilmeisesti rajoittanut tuotettavaa tasajännitettä ja verkosta otettua tasavirtaa.

Tasasähköjohdon jännitehäviö on hankala mitattava ja laskettava, koska suoraan kaapelin yli mitattaessa tuloksissa esiintyy vaihtosuuntaajan rakenteesta johtuvia suurtaajuisia yliaaltoja. Nämä nostavat jännitehäviön tehollisarvon erittäin suureksi. Toisaalta mikäli tarkastellaan jännitehäviön keskiarvoa eli DC-komponenttia, saadaan käyttökelpoisia tuloksia. Lähes kaikki pätöteho esiintyy DC-komponentissa, joten tehonsiirtoa tarkasteltaessa voitaneen tyytyä keskiarvojen tarkasteluun.

Mittausten epätarkkuus näkyy myös kuorman tehossa: vaikka kuormajännite on yli nimellisarvon, on teho simuloitua pienempi. Toisaalta laskettaessa kuormajännitteen tehollisarvoa oletettiin taajuuden olevan 50 Hz, mikä ei kuitenkaan todennäköisesti täysin pidä paikkaansa, sillä vaihtosuuntaajan lähtöjännitteen taajuus vaihtelee jonkin verran (50…50,02 Hz).

5.4. Mittaus- ja simulointitulokset tyhjäkäyntitilanteessa

Näissä mittauksissa vaihtosuuntaajan kuormana on vain LC-suodin. Kuvissa 5.18…5.17 on esitetty muuntajan virrat ja jännitteet. Kuten 5 kW kuormitustilanteessa, puuttuu muuntajan simuloiduista virroista suurtaajuiset komponentit. Ensiövirran kuvaajasta havaitaan muuntajan hyvin suuri magnetointivirta (0,125 pu). Muuntajan mitatusta toisiovirrasta nähdään tyhjäkäyntitilanteen erittäin suuri yliaaltopitoisuus suhteessa varsinaiseen kuormitusvirtaan. Pääjännitteistä todetaan, että simulointitulokset vastaavat hyvin todellisia jännitteitä.

Kuva 5.18. Ensiön vaihevirta I tyhjäkäyntitilanteessa.

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-12-11-10

-9-8-7-6-5-4-3-2-10123456789

101112

Ensiökäämin virta

Aika, ms

Virt

a, A

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-12-11-10

-9-8-7-6-5-4-3-2-10123456789

101112

Ensiökäämin virta (simuloitu)

Aika, ms

Virt

a, A

49

Kuva 5.19. Toision vaihevirta I1 tyhjäkäyntitilanteessa.

Kuva 5.20. Ensiön pääjännite U tyhjäkäyntitilanteessa.

Kuva 5.21. Toision pääjännite U1 tyhjäkäyntitilanteessa.

Kuvissa 5.22. ja 5.23 on esitetty tasasähköjohdon virta. Kuvaajista voidaan todeta

simuloinneissa esiintyvän samantyyppisiä yliaaltoja kuin todellisessa prototyypissä. Pienellä kuormituksella yliaallot korostuvat entisestään. Syöttävän verkon ja kuormajännitteen välisen taajuus- ja kulmaeron vaikutusta tasavirtaan on käsitelty luvussa 6.6.

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-6

-5.5-5

-4.5-4

-3.5-3

-2.5-2

-1.5-1

-0.50

0.51

1.52

2.53

3.54

4.55

5.56

Toisiokäämin virta

Aika, ms

Virt

a, A

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-6

-5.5-5

-4.5-4

-3.5-3

-2.5-2

-1.5-1

-0.50

0.51

1.52

2.53

3.54

4.55

5.56

Toisiokäämin virta (simuloitu)

Aika, ms

Virt

a, A

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

500

600Ensiön pääjännite

Aika, ms

Jänn

ite, V

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

500

600Ensiön pääjännite (simuloitu)

Aika, ms

Jänn

ite, V

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-800

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

500

600

700

800Toision pääjännite

Aika, ms

Jänn

ite, V

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-800

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

500

600

700

800Toision pääjännite (simuloitu)

Aika, ms

Jänn

ite, V

50

Kuva 5.22 Tasasähköjohdon virta I2 tyhjäkäyntitilanteessa.

Kuva 5.23. Tasasähköjohdon virta tyhjäkäyntitilanteessa, kun suurtaajuuskomponentit on suodatettu pois.

Kuvissa 5.24 ja 5.25 on tasasähköjohdon alku- ja loppupään jännitteet. Sekä jännite U2 että U3 ovat käyrämuodoiltaan kohtuullisen lähellä mitattua tulosta. Jännitteen U3 osalta tulokset vastaavat toisiaan huomattavasti paremmin, kuin mitä kuvassa 5.11 oli 5 kW kuormalla.

Kuva 5.24. Tasasähköjohdon alkupään jännite U2 tyhjäkäyntitilanteessa.

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-2

-1

0

1

2

3

4

5DC-virta

Aika, ms

Virt

a, A

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-2

-1

0

1

2

3

4

5DC-virta (simuloitu)

Aika, ms

Virt

a, A

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2x 105

-2

-1

0

1

2

3

4

5DC-virta, suodatettu

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-2

-1

0

1

2

3

4

5DC-virta, suodatettu (simuloitu)

Aika, ms

Virta

, A

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20650

660

670

680

690

700

710

720

730

740

750

760

770

780

790

800DC-johdon alkupään jännite

Aika, ms

Jänn

ite, V

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20650

660

670

680

690

700

710

720

730

740

750

760

770

780

790

800DC-johdon alkupään jännite (simuloitu)

Aika, ms

Jänn

ite, V

51

Kuva 5.25. Tasasähköjohdon loppupään jännite U3 tyhjäkäyntitilanteessa.

Jännitehäviö on esitetty kuvassa 5.26. Myös tyhjäkäynnissä jännitehäviön käyrämuodossa esiintyy runsaasti yliaaltoja. Kun käyrämuotoja keskiarvoistetaan, saadaan kuvan 5.27 mukaiset käyrät.

Kuva 5.26. Positiivisen johtimen jännitehäviö tyhjäkäyntitilanteessa.

Kuva 5.27. Jännitehäviö, kun suuritaajuisimmat komponentit ovat suodatettu pois.

Kuvassa 5.28 on vaihtosuuntaajan ulostulovirta. Tulokset vastaavat kohtuullisen hyvin toisiaan. Mitatussa virrassa näkyy kuitenkin vaihtosuuntaajan kuolleesta ajasta johtuva katkos ulostulojännitteen nollakohdan ympärillä. Taulukossa 5.7 on esitetty mitatun ja simuloidun kuristinvirran I4 tärkeimmät taajuuskomponentit.

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20650

660

670

680

690

700

710

720

730

740

750

760

770

780

790

800DC-johdon loppupään jännite

Aika, ms

Jänn

ite, V

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20650

660

670

680

690

700

710

720

730

740

750

760

770

780

790

800DC-johdon loppupään jännite (simuloitu)

Aika, ms

Jänn

ite, V

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

500

600Positiivisen johtimen jännitteenalenema

Aika, ms

Jänn

ite, V

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-250

-200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200

250Positiivisen johtimen jännitteenalenema (simuloitu)

Aika, ms

Jänn

ite, V

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10-2

-1.5

-1

-0.5

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4Jännitteenalenema, suodatettu

Aika, ms

Jänn

ite, V

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-2

-1.5

-1

-0.5

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4Jännitteenalenema, suodatettu (simuloitu)

Aika, ms

Jänn

ite, V

52

Kuva 5.28. Vaihtosuuntaajan ulostulovirta I4 tyhjäkäyntitilanteessa. Taulukko 5.7. Kuristimen virran tärkeimmät taajuuskomponentit tyhjäkäyntitilanteessa.

N 1 396-406 798-811 f (Hz) 50 ~20 000 ~40 000

In (A) (mit.) 0,56 7,80 1,50 In (A) (sim.) 0,58 8,52 1,95

Taulukosta 5.7 havaitaan, että simuloitu virta on hieman liian suuri 20 ja 40 kHz

taajuuksilla. Kuristimen resistanssin taajuusriippuvuus on otettu huomioon hyvin karkeasti, mikä voi aiheuttaa epätarkkuutta simulointituloksiin.

Taulukossa 5.8 on esitetty muutamia tärkeimpiä arvoja simulointituloksista. DC-johdon alku- ja loppupään välillä tapahtuva näennäinen tehon kasvu voi johtua mittausepätarkkuuksien lisäksi esimerkiksi negatiivisen äärijohtimen tai maakapasitanssien kautta kulkevasta tehosta. Taulukossa 5.9 on esitetty vastaavat mittaustulokset, siltä osin kun ne ovat saatavilla. Osa arvoista on laskettu muista mitatuista suureista, kuten DC-johdon teho. Taulukko 5.8. Simuloidut arvot jatkuvuustilassa tyhjäkäyntitilanteessa.

URMS (V) UAVE (V) IRMS (A) IAVE (A) P (W) THDI (%)

Ensiö 371 - 6,65 - 1 549 22,0

Toisio 520 - 1,36 - 792 115,9

DC-alku 720 720 1,78 1,10 792 -

DC-loppu 718 719 2,33 1,11 799 -

Jännitehäviö 14,8 0,89 - - - -

Kuorma 230 - 0 - 0 0

Taulukko 5.9. Mitatut arvot jatkuvuustilassa tyhjäkäyntitilanteessa.

URMS (V) UAVE (V) IRMS (A) IAVE (A) P (W) THDI (%) Ensiö 371 - 5,96 - 1 4202) Toisio 516 - 1,39 - -

DC-alku 721 721 2,93 0,71 5101) - DC-loppu 720 720 - - - -

Jännitehäviö 6,48 1,23) / 0,54) - - - - Kuorma 232 - 0 - 0 0

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-24

-20

-16

-12

-8

-4

0

4

8

12

16

20

24Vaihtosuuntaajan ulostulovirta

Aika, ms

Virt

a, A

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-24

-20

-16

-12

-8

-4

0

4

8

12

16

20

24Vaihtosuuntaajan ulostulovirta (simuloitu)

Aika, ms

Virt

a, A

53

1) Teho laskettu mitatuista jännitteen ja virran hetkellisarvoista 2) Teho mitattu Dranetz-mittarilla 3) Laskettu alku- ja loppupään jännitteen erotuksena 4) Mitattu kaapelin yli

Taulukon 5.9 arvoissa huomio kiinnittyy muuntajan ja vaihtosuuntaajan hyvin

suuriin tyhjäkäyntihäviöihin. Jotta simulointitulokset saatiin samaan suuruusluokkaan, jouduttiin simuloinnissa nostamaan muuntajan tyhjäkäyntihäviöt aina 2,5 %:in. On otettava muistettava luvusta 5.3, että muuntajan suuresta magnetointivirrasta johtuen voi ensiön tehon mittauksessa olla huomattavaa virhettä. Pienellä kuormitusteholla virran vaihekulma kasvaa suureksi. Yli 70° vaihekulmalla aiheuttaa pienikin virtapihtien kulmavirhe huomattavia muutoksia pätötehoon.

5.5. Mittausten ja simulointimallin arviointia

Edellä esitetyistä tuloksista tulee huomata, että mittaustuloksia on yhdistelty useammasta eri mittauksesta. Kuten on käynyt ilmi, kaikkia suureita ei saatu vastaamaan tarkasti toisiaan, vaan mallintamisessa jouduttiin painottamaan joidenkin suureiden merkitystä toisten kustannuksella. Lisäksi painotettiin 5 kW teholla suoritettujen mittausten merkitystä tyhjäkäynnillä suoritettuihin mittauksiin verrattuna. Tärkeimpänä pidettiin muuntajan ensiön suureita. Mallin tarkkuus voidaan arvioida tyydyttäväksi. Vaikeimpia tarkasti mallinnettavia asioita ovat erilaiset hajaimpedanssit sekä kuristimen resistanssin taajuusriippuvuuden mallintaminen.

Simulointimallissa on edelleen joitakin puutteita ja epätarkkuuksia, joita on seuraavassa eritelty. Joissakin tapauksissa epätarkkuudet vaikuttavat vain laboratorio-prototyypin simulointimallin tarkkuuteen, kuten syöttävää verkkoa kuvaava jännitelähde. Koska syöttävän verkon impedanssia ja muuntajan impedanssia ei ole mitattu, on näiden arvoja jouduttu päättelemään epäsuorasti muista mittaustuloksista. Muuntajan häviöiden taajuusriippuvuutta ei ole myöskään otettu huomioon, sillä PSCAD-ohjelman muuntajamallit eivät ota tätä suoraan huomioon. Johdon impedanssin taajuusriippuvuutta ei arvioitu merkittäväksi tekijäksi, joten sen mallinnusta ei ole otettu tähän mukaan. Lisäksi se vaatisi nykyistä tarkempia mittauksia. Luvussa 5.6 on tehty suppea tarkastelu kaapelin impedanssien taajuusriippuvuudesta. Energiatehokkuutta määritettäessä tarkasta mallista olisi kuitenkin hyötyä. Koska kaapelin virran taajuussisältöön voi vaikuttaa esimerkiksi johdon pituus ja asennusympäristö, lienee tämä erittäin vaikeaa mallintaa nykyistä tarkemmin käytännön tasasähköverkoissa.

Kuristimien mallinnuksessa käytettiin yksinkertaista sijaiskytkentää, jonka taajuusvaste ei todennäköisesti vastaa todellista kuristinta. Kuristimen tarkempi mallintaminen sijaiskytkennällä vaatisi kuristimen mittausta. Toisaalta kuristimen mitoitus muuttunee laboratorioprototyypistä käytetystä. Prototyyppilaitteistossa on käytetty myös suurtaajuisten ilmiöiden vaimentamiseen DC-johtoon kytkettyä toroidia, jota ei ole tässä työssä mallinnettu, koska sen ominaisuuksista ei ole tarkkoja tietoja.

54

5.6. Pienjännitekaapelin taajuusvaste

Tampereen teknillisellä yliopistolla mitattiin prototyypin kaapelia vastaava 200 m pituinen 4x16 mm2 AXMK-kaapeli. Kuvassa 5.29 on esitetty kaapelin taajuusvaste. Kaapeli oli kytketty siten, että positiivisena äärijohtimena toimiva vaihejohdin ja nollajohtimena toiminut vaihejohdinpari oli toisesta päästä oikosuljettu ja taajuusvaste mitattu toisesta päästä Venable-taajuusanalysaattorilla. Kaapelitietojen perusteella teoreettinen arvo resistanssille tälle kytkennälle on 0,573 ja induktanssille 87 H.

Kuva 5.29. Pienjännitemaakaapelin taajuusvaste.

Taulukkoon 5.10 on kirjattu kaapelin mitatut impedanssit eri taajuuksilla.

Taulukosta nähdään, että alle 2 kHz taajuuksille resistanssi voidaan olettaa vakioksi. Suuremmilla taajuuksilla resistanssi alkaa kasvaa. Vaihtosuuntaajan kytkentätaajuudella 20 kHz resistanssi on noin kolminkertainen DC-resistanssiin nähden. Nollajohtimeksi oli kytketty äärijohtimen vierekkäinen ja vastakkainen johdin, joten mitattu induktanssi poikkeaa jonkin verran laboratorioprototyypissä käytetyn kaapelin induktanssista.

Taulukko 5.10. Kaapelin mitattu resistanssi ja induktanssi eri taajuuksilla.

Taajuus (Hz) Resistanssi ( ) Induktanssi ( H) 1 0,594 196,8

50 0,596 68,21 300 0,589 81,72

1 000 0,596 84,45 2 000 0,622 84,08 5 000 0,758 82,31 10 000 1,087 79,18 20 000 1,775 74,55 40 000 2,944 70,41

100 101 102 103 104 105 106-80

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

100Taajuusvaste

Taajuus, Hz

GainPhase

55

6. PROTOTYYPIN JATKOSIMULOINTI

Tässä luvussa tarkastellaan esimerkinomaisesti simulointimalliin tehtävien erilaisten muutosten vaikutusta AC- ja DC-järjestelmien käyttäytymiseen. Näillä on pyritty saamaan selvyyttä esimerkiksi luvussa 3 esitettyjen laskentamenetelmien paikkansapitävyyteen. Ellei muuta mainita, simuloinneissa on käytetty kappaleessa 5.2 esitettyjä lähtötietoja. Kaapelin ominaisresistanssina on käytetty pääasiassa valmistajan ilmoittamaa arvoa 20 °C lämpötilassa (1,91 /km, vaihe). Kohdissa, jossa tutkitaan itse prototyyppilaitteistoa, kaapelin lämpötilaksi arvioitiin 30 °C, jolloin resistanssiksi saadaan 1,99 /km, vaihe (kohdat ovat 6.1.1, 6.1.3, 6.3.1 ja 6.6-6.7).

6.1. Tehohäviöt tasasähköjärjestelmässä

Tässä luvussa määritetään komponenttien häviötehoja erilaisilla kuormituksilla ja kytkennöillä. Määritetään ensiksi kahdessa eri kuormitustilanteessa verkon siirtotehot ja niiden perusteella eri komponenttien häviötehot, kun johtopituus on 200 metriä ja verkossa on yksi vaihtosuuntaaja positiivisessa navassa. Taulukkoon 6.1 on merkitty simuloinnissa saadut tehot verkon eri kohdissa, kun vaihtosuuntaajan kuormaa vaihdellaan. Taulukko 6.1. Siirtotehot verkon eri osissa. Nimelliskuorma Ensiö Toisio DC-alku DC-loppu Kuorma

P = 0 kW 1 549 W 792 W 792 W 794 W 0 W P = 5 kW 6 603 W 5 821 W 5 819 W 5 768 W 4 942 W

P = 10 kW1) 11 897 W 11 051 W 11 045 W 10 856 W 9 879 W P = 15 kW2) 17 443 W 16 479 W 16 465 W 16 045 W 14 820 W

1) 10 kW kuormalla integraattorin ulostulon rajat ± 360 V. 2) 15 kW kuormalla integraattorin ulostulon rajat ± 400 V, PI-säätäjien ± 500 V.

Taulukon perusteella voidaan järjestelmässä tapahtuvat tehohäviöt jakaa

komponenteille taulukon 6.2 mukaisesti. Tuloksista havaitaan, että muuntajan, vaihtosuuntaajan ja suotimien häviöt ovat pääasiassa tyhjäkäyntihäviöitä. Kuten edellisessä luvussa todettiin, ovat jakelumuuntajan häviöt huomattavia. Taulukoissa 6.1 ja 6.2 näkyvä hyvin pieni tehon kasvu DC-johdolla 0 kW kuormalla johtunee negatiivisen navan tai kapasitanssien kautta siirtyvästä tehosta ja pyöristysvirheistä.

56

Taulukko 6.2. Verkkokomponenttien tehohäviöt.

Nimelliskuorma Muuntaja Tasasuuntaaja Johto Vaihtosuuntaaja

ja suotimet P = 0 kW 757 W 0 W -2 W 794 W P = 5 kW 782 W 2 W 52 W 826 W

P = 10 kW 846 W 6 W 189 W 977 W P = 15 kW 964 W 14 W 420 W 1 225 W

Komponenttien häviöitä on tarkasteltu tarkemmin seuraavissa alaluvussa.

Muuntajan häviöitä on tarkasteltu alaluvussa 6.1.1, johdon häviöitä alaluvussa 6.1.2 ja vaihtosuuntaajien häviöitä alaluvussa 6.1.3.

6.1.1. Muuntajan häviöt

Tarkastellaan jakelumuuntajan ja tasasuuntaajan häviötä simulointien ja laskelmien avulla. Simulointitulokset eri kuormituksilla on koottu taulukkoon 6.3. Johdon pituus on kaikissa tapauksissa 200 m. Taulukko 6.3. Muuntajan häviöt.

Tasasuuntaajan kuorma1)

- Johto Johto + 0 kW

Johto + 0/0 kW

Johto + 5 kW

Johto + 5/0 kW

Johto + 5/5 kW

Muuntajan häviöt 757 W 759 W 758 W 757 W 782 W 782 W 826 W 1) Yksi teholukema johdon jälkeen tarkoittaa, että verkossa on positiivisessa

navassa yksi vaihtosuuntaaja. Kaksi lukemaa johdon lisäksi tarkoittaa, että molemmissa navoissa on yksi vaihtosuuntaaja ja sen kuorma.

Taulukosta nähdään, että muuntajan häviöistä valtaosa on tyhjäkäyntihäviöitä.

Tyhjäkäyvä vaihtosuuntaaja ei näytä lisäävän juuri lainkaan jakelumuuntajan häviöitä. Tarkistetaan muuntajan häviöt laskemalla. Luvun 5.2 taulukon 5.1 mukaisesti muuntajan tyhjäkäyntihäviöt ovat P0 = 0,025 pu ja kuormitushäviöt Pk = 0,03 pu. Tunnetusti Po riippuu neliöllisesti muuntajan ensiöjännitteestä ja Pk neliöllisesti muuntajan kuormitustehosta. Siten tyhjäkäynnillä kokonaishäviöiksi saadaan

P P P 0,025 pu · 35 kVA · 0,03 pu · 35 kVA ·

755 W ja 5 kW kuormalla häviöt ovat

P P P 0,025 pu · 35 kVA · 0,03 pu · 35 kVA ·

778 W Laskelmista ja simulointituloksista voidaan päätellä, että tasasähköverkkoa

syöttävän jakelumuuntajan häviöt voidaan laskea hyvällä tarkkuudella perinteiseen tapaan tiedettäessä muuntajan parametrit P0 ja Pk sekä jännite ja kuormitusteho. On kuitenkin muistettava luvusta 5, ettei simuloinneissa saatu muuntajassa esiin mittauksissa esiintyneitä suurtaajuisia toisiovirran komponentteja. Näiden vaikutusta

57

muuntajan häviöihin ei tiedetä. On myös todennäköistä, että PSCAD-ohjelma ei laske muuntajien vakiomalleilla suurtaajuisten virtojen aiheuttamia häviöitä oikein, koska mallit eivät sisällä esimerkiksi resistanssin taajuusriippuvuutta.

6.1.2. Tasasähköjohdon häviöt

Seuraavassa tarkastellaan tasasähköjohdon häviöitä tutkimalla tasavirran taajuusspektriä eri olosuhteissa. Taulukoissa on kussakin tapauksessa suurimmat virran yliaallot (tehollisarvo yli 0,5 A) sekä vertailun vuoksi joitakin pienempiä. DC-johdon resistanssina on käytetty arvoa 1,91 /km, vaihe. Perustaajuutena on käytetty 50 Hz, vaikka kyse onkin tasasähköjohtojen yliaalloista. Tarkasteluissa on oletettu kaapelin resistanssi samaksi kaikilla taajuuksilla.

Epäsymmetrinen kuorma (johto 200 m) Lasketaan ensin epäsymmetrisen kuormituksen tehohäviöt DC-johdolla. Mikäli johdon resistanssi oletetaan vakioksi kaikilla taajuuksilla, saadaan tehohäviöiksi: Ph = R · I2 = 0,573 · (9,89 A)2 = 56,0 W Virran tärkeimmät taajuuskomponentit ja niiden aiheuttamat tehohäviöt on merkitty taulukkoon 6.4. Taulukko 6.4. Virrat ja tehohäviöt, kun positiivisessa navassa on 5 kW kuorma.

Komponentti IRMS (A) Ph (W)

Pos. johdin Nollajohdin DC 8,40 27 13,5 2 1,25 0,5 0 6 4,94 9 4,5 12 0,78 0 0 18 0,29 0 0

398 0,29 0 0 400 0,68 0 0 402 0,27 0 0

Epäsymmetrisellä kuormituksella tasasähköjohdon suurimmat yliaallot tasa-

komponentin lisäksi ovat suuntaajien kytkentöjen aiheuttamia eli 300 Hz, 600 Hz ja 20 kHz. DC-komponentin osuus häviöistä on 72 % ja 6. yliaallon osuus 24 %. Lyhyellä johdolla tasasuuntaajan aiheuttamien yliaaltojen osuus johdon häviöistä on merkittävä. Mikäli johdon resistanssi oletettaisiin 20 kHz taajuudella kolminkertaiseksi luvun 5.5 perusteella, kasvaisivat häviöt alle yhden watin, noin 1 %.

Symmetrinen kuorma (johto 200 m) Symmetrisellä kuormalla tasavirran tärkeimmät komponentit on kirjattu taulukkoon 6.5. Näiden pohjalta voidaan laskea positiivisen äärijohtimen tehohäviöiksi

58

Ph,p = Rp · Ip2 = 0,382 · (10,98 A)2 = 46 W.

Nollajohtimelle saadaan vastaavasti Ph,0 = R0 · I0

2 = 0,191 · (13,85 A)2 = 36,6 W. Yhteensä tehohäviöt kolmessa johtimessa ovat tällöin n. 129 W, jotka jakaantuvat eri taajuuksille ja johtimille taulukon 6.5 mukaisesti. Taulukko 6.5. Virrat ja tehohäviöt, kun molemmissa navoissa 5 kW kuorma.

Komponentti IRMS (A) Ph (W)

Pos. johdin Nollajohdin Äärijohtimet Nollajohdin DC 8,34 0 53 0 2 0,61 1,47 0 0.5 6 6,82 13,6 35,5 35,5 18 0,80 1,60 0,5 0,5

398 0,34 0,25 0 0 400 1,68 0 2 0 402 0,38 0,24 0 0

DC-komponentin osuus häviöistä on 41 % ja 6. yliaallon 55 %. Vaihtosuuntaajan

aiheuttamat kytkentätaajuiset häviöt jäävät alle 2 %:n. Symmetrisellä kuormituksella tasakomponentti ja vaihtosuuntaajan kytkentätaajuinen komponentti jäävät nollajohtimesta pois. Tasasuuntaajan aiheuttamat yliaallot sen sijaan ovat kaksinkertaisia positiiviseen äärijohtimeen nähden. Positiivisen johtimen 20 kHz komponentti yli kaksinkertaistuu verrattuna epäsymmetriseen tapaukseen. Tuloksista on huomattava, että DC-komponentin osuus johdon häviöistä pienenee noin puoleen, mutta kokonaisuutena se kasvaa. Tämä on luonnollista, sillä DC-komponentin paluuvirta kulkee nyt nollajohtimen sijasta poikkipinnaltaan puolet pienemmässä negatiivisessa äärijohtimessa. Mikäli kaapelin resistanssi kasvaa noin kolminkertaiseksi vaihtosuuntaajan kytkentätaajuudella, kasvaisivat taulukon 6.5 arvot 20 kHz osalta noin 4 W, jolloin kokonaishäviöt kasvaisivat n. 3 %.

Epäsymmetrinen kuorma (johto 2 km) Seuraavassa tarkastelussa tasasähköjohdon pituus on nostettu kahteen kilometriin. Epäsymmetrisen tapauksen DC-johdon suurimmat virtakomponentit on esitetty taulukossa 6.6. Virran tehollisarvo on 9,44 A. Kun verkkoon on liitetty yksi vaihtosuuntaaja 5 kW kuormalla, saadaan tehohäviöiksi Ph = 5,73 · (9,44 A)2 = 511 W

Epäsymmetrisellä kuormituksella esiintyy DC-komponentin lisäksi vain 6. Yliaaltoa (300 Hz). Muut taajuudet ovat vaimentuneet hyvin pieniksi. DC-komponentin osuus häviöistä on 88 %, loput tulevat käytännössä kaikki 6. yliaallosta.

59

Taulukko 6.6. DC-johdon virta ja tehohäviöt, kun positiivisessa navassa on 5 kW kuorma.

Komponentti IRMS (A) Ph (W)

Pos. johdin Nollajohdin DC 8,88 301 150,5 2 0,49 1 0,5 6 3,09 36,5 18 12 0,58 1 0,5 18 0,22 0 0

Symmetrinen kuorma (johto 2 km) Taulukossa 6.7 on esitetty virran taajuuskomponentit ja niiden aiheuttamat

tehohäviöt symmetrisessä kuormitustapauksessa. Johtimien häviöiksi saadaan tässä tapauksessa Ph,p = Rp · Ip

2 = 3,82 · (9,42 A)2 = 339 W Ph,0 = R0 · I0

2 = 1,91 · (6,94 A)2 = 92 W Johdon kokonaishäviöiksi saadaan Ptot = 770 W, joista DC-komponentin osuus kokonaishäviöistä on noin 76 % ja 6. yliaallon 23 %. Häviöistä 88 % aiheutuu äärijohtimista, kun 200 metrin pituisella johdolla lukema oli vain 72 %. Taulukko 6.7. DC-johdon virrat ja tehohäviöt, kun molemmissa navoissa on 5 kW kuorma.

Komponentti IRMS (A) Ph (W)

Pos. johdin Nollajohdin Äärijohtimet Nollajohdin DC 8,75 0 585 0 2 0,37 0,74 1 1 6 3,43 6,86 90 90 12 0,40 0 1 0 18 0,32 0,64 1 1

Tuloksista voidaan päätellä, että tasasähköjohdon pidentäminen suodattaa yliaaltoja

pois. Esimerkiksi 6. yliaalto putoaa huomattavasti sekä epäsymmetrisellä että symmetrisellä kuormituksella, kun siirtoetäisyys kasvaa 200 metristä kahteen kilometriin. Tehohäviöitä vertailtaessa johdon pituuden kymmenkertaistuessa symmetrisellä kuormalla tehohäviöt kasvavat vain 5,4-kertaisiksi. Äärijohtimen tehohäviö kasvaa 6,3-kertaiseksi ja nollajohtimen 2,5-kertaiseksi. Sen sijaan epäsymmetrisellä kuormituksella johdon pituuden kasvattaminen 200 metristä kahteen kilometriin kasvattaa häviöt 9-kertaisiksi. Valtaosa häviöistä aiheutuu virran DC-komponentista ja 6. yliaallosta.

Äskeiset tarkastelut suoritettiin johdon alkupään virralla, josta suurtaajuiset komponentit ovat suodattuneet pois. Taulukossa 6.7 mainittujen taajuuksien tehohäviöihin ei suuria muutoksia tulisi. Loppupään virrassa esiintyy kuitenkin

60

huomattavasti enemmän yliaaltoja. Näiden tarkka mallintaminen on kuitenkin erittäin vaikeaa ilman käytännön kokeita, joten niiden käsittely on jätetty tästä pois.

6.1.3. Vaihtosuuntaajan ja suotimen häviöt

Taulukon 6.2 perusteella voidaan arvioida 10 kVA vaihtosuuntaajan ja suotimien tyhjäkäyntihäviöiden Po olevan 790 W tasajännitteen ollessa n. 690 V ja kuormitushäviöiden Pk nimellisteholla 160 W. Oletetaan vaihtosuuntaajan kuormitushäviöiden riippuvan suuntaajan kuormituksesta neliöllisesti jakelumuuntajien tapaan. Lasketaan häviöt eri kuormitustehoilla käyttäen edellä saatuja tyhjäkäynti- ja kuormitushäviöitä:

P P P 790 W 790 W 4 942 W

10 000 W · 160 W 843 W

Vastaavasti muilla kuormilla häviöiksi saadaan Pkok, 0 kW = 791 W Pkok, 10 kW = 972 W Pkok, 15 kW = 1 179 W

Verrattaessa näitä lukuja taulukon 6.2 lukuihin voidaan todeta laskennallisten häviöiden täsmäävän simulointituloksiin noin 2 % tarkkuudella. Simulointitulosten perusteella suuntaajan ja suotimen häviöitä voitaneen ainakin karkeasti laskea edellä kuvatulla tavalla. Mittaustulosten perusteella saadaan kuitenkin suuntaajan ja suotimien häviöiksi huomattavasti erilaisia tuloksia. Taulukoiden 5.2 ja 5.5 perusteella olisivat tyhjäkäyntihäviöiden osalta noin 510 W ja kuormitushäviöiden osalta 1 100 W nimelliskuormalla. Tällöin kokonaishäviöt eri tehoilla olisivat seuraavat

P P P 510 W

· 1 100 W 837 W

Muilla kuormilla häviöiksi saadaan Pkok, 0 kW = 513 W Pkok, 10 kW = 1 697 W

Laskelmista havaitaan, että simulointi- ja mittaustulosten perusteella päädyttiin hyvin erilaisiin nimellisiin tyhjäkäynti- ja kuormitushäviöihin. Tämä johtuu mm. PSCAD-ohjelmaan tehdyn kuristinmallin epätarkkuuksista, joka jo luvun 5 perusteella antoi aivan liian suuret tyhjäkäyntihäviöt (n. 800 W). Myöskään kuristimen resistanssin lämpötilariippuvuudesta ei ole tietoa. Tämä ei kuitenkaan välttämättä tarkoita sitä, ettei vaihtosuuntaajan ja suotimen häviöitä voitaisi mallintaa edellä kuvatulla tavalla. Koska mittaustuloksia ei ole kuin kahdella eri kuormitusteholla, ei simulointitulosten perusteella laskettuja häviötehoja voida tarkistaa. Lisäksi tulee muistaa, että edellä oletettiin tyhjäkäyntihäviöt vakioiksi. Tarkkaan ottaen tämä ei pidä paikkaansa, sillä tasajännitteen laskiessa myös kuristimen tehohäviöt laskevat.

Koska mittaustuloksia on käytössä vähän, on niiden perusteella hyvin vaikeaa todeta, miten häviöt tarkkaan ottaen riippuvat kuormituksesta. Todellisten vaihtosuuntaajien ja suotimien tarkka mallintaminen vaatiikin tarkempia mittauksia vaihtosuuntaajan ja sen suotimien häviöistä erilaisilla kuormituksilla. Lisäksi PSCAD-

61

ohjelman puolijohteiden mallit ovat suhteellisen yksinkertaisia, sillä ne eivät ilmeisesti ota huomioon kytkentähäviöitä.

6.2. Tasasähköverkon jännitehäviö

Seuraavassa tarkastellaan jatkuvassa tilassa jännitehäviötä säteittäisellä tasasähköjohdolla erilaisilla kuormilla ja kahdella eripituisella johdolla.

6.2.1. Jännitehäviön simulointi ja laskenta 200 metrin johdolla

Jännitehäviöt eri kuormitustilanteissa on kirjattu taulukkoon 6.8 ja vastaavat virrat taulukkoon 6.9. Merkintä ’x + y kW’ sarakkeessa Kuorma tarkoittaa positiiviseen ja negatiiviseen napaan kytkettyä kuormaa. Yksi lukema tarkoittaa positiivisen navan kuormaa. Taulukko 6.8. Jännitehäviö eri kuormilla, kun johdon pituus on 200 m.

Kuorma Pos. navan jännitehäviö (V) Neg. navan jännitehäviö (V)

UAVE URMS UAVE URMS 0 + 0 kW 0,76 16,2 0,76 16,3

5 kW 5,17 31,2 -1,65 28,0 5 + 5 kW 3,46 52,7 3,48 52,8 10 kW1) 9,43 62,4 -3,14 45,3

10 + 5 kW1) 8,37 77,1 1,60 71,7 10 + 10 kW1) 6,47 98,7 6,49 98,3 1) 10 kW kuormalla integraattorin ulostulon rajat ± 360 V.

Taulukko 6.9. Virrat eri kuormilla, kun johdon pituus on 200 m.

Kuorma IDC,P (A) I DC,0 (A) I DC,N (A)

IAVE IRMS IAVE IRMS IAVE IRMS 0 + 0 kW 1,09 2,05 0,00 2,19 1,09 2,05

5 kW 8,42 10,2 8,38 9,87 0,04 2,40 5 + 5 kW 8,33 11,9 0,00 13,8 8,33 11,9

10 kW 16,3 17,5 16,29 17,5 0,00 0,85 10 + 5 kW 16,4 20,4 8,09 19,5 8,34 13,5

10 + 10 kW 16,4 22,1 0,00 23,1 16,4 22,1

Taulukon 6.8 perusteella havaitaan, että jännitehäviön keskiarvo antaa käyttökelpoisia tuloksia. Esimerkiksi kun positiivisen navan 5 kW kuorman rinnalle kytketään vastaavan suuruinen kuormitus negatiiviselle navalle, laskee positiivisen navan jännitehäviö noin kolmanneksen. Nollajohtimen osuus navan kokonais-resistanssista on kolmannes, joten symmetrisellä kuormalla tämä osuus kumoutuu. Tarkistetaan taulukon 6.8 jännitehäviöt laskemalla positiivisen navan jännitehäviö 5 kW kuormituksella.

62

u I · R I · R 8,42 A · 0,382 8,38 A · 0,191 4,82 V Lasketaan jännitehäviö myös 10 + 5 kW kuormitukselle

u I · R I I · R 16,42 A · 0,382 8,09 A · 0,191 7,82 V

u I · R I I · R 8,34 A · 0,382 8,09 A · 0,191 1,64 V

Lukuja voidaan pitää kohtuullisen lähellä simuloituja arvoja. Seuraavaksi arvioidaan nollajohtimen impedanssin muutoksen vaikutus jännitehäviöön symmetrisessä kuormitustilanteessa. Simuloidaan sama verkko uudelleen, lukuun ottamatta nollajohdinta, josta poistetaan toinen vaihejohdin. Taulukossa 6.10 on jännitehäviö kahdessa eri kuormitustilanteessa. Taulukko 6.10. Johdon pituus 200 m, kun nollajohtimen impedanssi on kaksinkertainen.

Kuorma Pos. navan jännitehäviö (V) Neg. navan jännitehäviö (V)

UAVE URMS UAVE URMS 0 + 0 kW 0,76 16,1 0,77 16,3 5 + 5 kW 3,47 54,0 3,50 54,2

Voidaan todeta, että symmetrisellä kuormituksella nollajohtimen impedanssilla on

vain vähäinen merkitys jännitehäviöön, vaikka nollajohtimessa kulkee merkittäväkin virta. Jännitehäviön keskiarvossa eroa ei ole käytännössä lainkaan ja tehollisarvossakin ero on vain 2-3 %.

6.2.2. Jännitehäviön simulointi ja laskenta 2 km johdolla

Kun tasasähköjohdon pituutta kasvatetaan 2 kilometriin, saadaan taulukon 6.11 mukaiset tulokset. Vastaavat virrat ovat taulukossa 6.12. Näissä simuloinneissa integraattorin ulostulo rajoitettiin ± 360 V:in ja virtasäätäjän ulostulo ± 500 V:in. Taulukko 6.11 Johdon pituus 2 km.

Kuorma Pos. navan jännitehäviö (V) Neg. navan jännitehäviö (V)

UAVE URMS UAVE URMS 0 + 0 kW 4,14 16,5 4,14 16,5

5 kW 51,1 59,4 -17,0 29,1 5 + 5 kW 33,5 51,4 33,5 51,5

10 kW 109 117 -36,2 42,8 10 + 5 kW 90,2 108 13,9 57,9

10 + 10 kW 69,5 91,8 69,5 91,8

63

Taulukko 6.12. Virrat eri kuormilla, kun johdon pituus on 2 km.

Kuorma IDC,P (A) I DC,0 (A) I DC,N (A)

IAVE IRMS IAVE IRMS IAVE IRMS 0 + 0 kW 1,07 1,52 0,00 2,10 1,07 1,52

5 kW 8,92 9,47 8,92 9,47 0,00 0,31 5 + 5 kW 8,74 9,42 0,00 6,90 8,74 9,42

10 kW 19,0 19,3 19,0 19,3 0,00 0,26 10 + 5 kW 18,6 19,0 9,96 12,4 8,64 9,39

10 + 10 kW 18,2 18,6 0,00 7,84 18,2 18,6

Lasketaan 2 kilometrin johdolla jännitehäviö 10 + 5 kW kuormitukselle. Luvun 6.1 perusteella vaihtosuuntaajan häviötehot ko. kuormituksilla ovat 972 W ja 843 W. Käyttäjien kokonaistehojen ovat silloin noin 10,85 kW ja 5,80 kW. Iteroimisen sijasta jännitteiden arvot saadaan aikaisemmista simuloinneista vastaavassa kuormitus-tilanteessa. Tasajännitteet johdon lopussa ovat positiivisessa navassa 577 V ja negatiivisessa navassa 662 V. Tällöin kuormitusvirroiksi saadaan

I 18,80 A

I 8,76 A

Virtojen avulla voidaan laskea jännitehäviöt tasasähköjohdolla: u I · R I I · R 18,80 A · 3,82 10,01 A · 1,91

90,94 V u I · R I I · R 8,76 A · 3,82 10,01 A · 1,91

14,34 V Laskemalla saadut tasavirrat ja jännitehäviöt vastaavat hyvin tarkasti simuloituja

tuloksia taulukoissa 6.11 ja 6.12. Tosin pitää muistaa, että lähtökohtana oli juuri johdon loppupään simuloimalla saatu tasajännite ko. kuormitustilanteessa sekä simulointien perusteella määritetyt tyhjäkäyntihäviöt. Todellisuudessahan jännitehäviöt tulisi ratkaista iteroimalla. Lisäksi käsin laskennassa on oletettu myös suuntaajan tyhjäkäyntihäviöt tasajännitteestä riippumattomiksi, mikä ei tarkkaan ottaen pidä paikkaansa. Tämä selittää pienet erot simuloiduissa ja lasketuissa jännitehäviöissä.

Jännitehäviön tehollisarvolle ei näytä olevan käyttöä, koska suuresta yliaaltopitoisuudesta johtuen se ei korreloi siirrettävän tehon kanssa. Kun positiivisen navan 5 kW kuorman rinnalle kytketään vastaavansuuruinen negatiivisen navan kuorma, pienenee jännitehäviö keskiarvon osalta 33 %. Tehollisarvo voi kuitenkin lyhyellä johdolla jopa kasvaa.

6.3. Kuormien mallintaminen DC-vastuksilla

Tasasähköverkkojen laskeminen ja mallintaminen helpottuu merkittävästi, mikäli vaihtosuuntaajat voitaisiin mallintaa yksinkertaisemmin. Tässä luvussa tarkastellaan tapaa, jossa vaihtosuuntaaja ja LC-suodin poistetaan ja kuorma mallinnetaan

64

tasajännitteelle redusoidulla vastuksella, jossa otetaan huomioon myös suuntaajan ja suotimen häviöt. Kuormat tulisi oikeastaan mallintaa vakioimpedanssikuormien sijasta vakiotehokuormina, mutta tähän ei PSCAD-ohjelmassa ole mahdollisuutta. Toisaalta verkostolaskennassa kuormat ovat kuitenkin yleisesti jännitetasosta riippumattomia. Lisäksi tulee kuitenkin vielä muistaa, että itse vaihtosuuntaajan ja suotimen häviöt ovat jossain määriin riippuvaisia tasajännitteen suuruudesta.

Tarkastellaan ensiksi prototyyppilaitteiston mallintamista. Luvun 5.3 perusteella käytetään vastuksen mitoittamisessa tehoa 5 778 W ja jännitettä 685,4 V. Näiden perusteella saadaan vastuksen resistanssiksi R = 81,3 . Suorittamalla luvussa 5 esitetty simulointi tälle kytkennälle, saadaan taulukon 6.13 mukaiset tulokset. DC-johdon resistanssina on käytetty arvoa 1,99 /km, vaihe. Taulukko 6.13. Simuloidut arvot jatkuvuustilassa, kun kuorma mallinnettu on DC-vastuksena.

URMS (V) UAVE (V) IRMS (A) IAVE (A) P (W) THD (%) Ensiö 368 - 14,3 - 6 620 47,1 Toisio 514 - 8,02 - 5 839 64,8

DC-alku 690 690 9,83 8,43 5 837 - DC-loppu 686 685 9,83 8,43 5 779 -

Jännitehäviö 5,94 5,03 - - - -

Vertailtaessa taulukon arvoja luvun 5 vastaaviin mittaus- ja simulointituloksiin että tulokset vastaavat toisiaan pääasiassa hyvin. Luvuista ei kuitenkaan käy ilmi se, että poistettaessa vaihtosuuntaaja verkosta, katoaa myös kaikki suurtaajuiset virta-komponentit. Lisäksi tasavirran käyrämuodon pulssit ovat samaa tasoa eli kuormitus symmetrisen kolmivaiheisen vaihtosuuntaajan kuormaa. Luvun 6.1 perusteella voidaan kuitenkaan todeta, että kytkentätaajuisten virtakomponenttien osuus johdon tehohäviöistä on hyvin pieni. Nyt virran tehollisarvoksi saatiin 9,83 A, kun se luvun 6.1 häviötarkasteluissa oli 9,89 A. Suurin ero simulointimallien tulosten välillä on jännitehäviön tehollisarvossa. Sen käyttökelpoisuus esimerkiksi verkostolaskennassa on kuitenkin kyseenalainen suuren yliaaltopitoisuuden takia.

Tarkastellaan seuraavaksi kuorman mallintamista DC-vastuksena 2 km pituisella johdolla. Kun oletetaan aikaisempien simulointien perusteella, että 10,7 kuorma-vastuksella vaihtosuuntaajan teho häviöineen on yhteensä 5 785 W, voidaan laskea vastaava DC-portaaseen redusoitu vastus. Koska vaihtosuuntaaja näkyy verkkoon vakiotehokuormana, joka simuloinnissa mallinnetaan kuitenkin vakioimpedanssina, täytyy vastus laskea uusiksi jokaiselle eri kytkentätilanteelle tasajännitteen vaihteluiden mukaan.

Suorittamalla simulointi aluksi tavallisella vaihtosuuntaajan mallilla, saadaan selville tasajännite johdon lopussa. 5 kW epäsymmetrisellä kuormalla 2 km johdolla jännite on 639,0 V ja symmetrisellä 5+5 kW kuormalla 651,1 V. Siten vastuksien arvoksi saadaan ensimmäisessä tapauksessa

65

70,58 ja symmetrisen kuormituksen tapauksessa

73,28 Taulukkoon 6.14 on koottu tuloksia kahdessa eri kuormitustilanteessa. Taulukossa

6.15 on esitetty vastaavat virrat. Taulukko 6.14. Jännitehäviöt, kun johdon pituus on 2 km.

Kuorma Pos. navan jännitehäviö Neg. navan jännitehäviö UAVE URMS UAVE URMS

5 kW 51,7 V 55,1 V -17,2 V 18,4 V 5 + 5 kW 33,9 V 43,8 V 33,6 V 43,8 V

5 + 5 kW1) 33,4 V 48,9 V 34,0 V 48,9 V 1) Vain toinen vaihtosuuntaaja on korvattu DC-vastuksella.

Vertailtaessa taulukon 6.14 jännitehäviön keskiarvoja luvun 6.2.2 vastaaviin

arvoihin, voidaan todeta tulosten pitävän paikkansa hyvällä tarkkuudella. Myös taulukon 6.15 virtojen keskiarvot näyttävät myös hyvin vastaavan aikaisempia tuloksia. Taulukko 6.15. Virrat eri kuormilla, kun johdon pituus 2 km.

Kuorma IDC,P I DC,0 I DC,N

IAVE IRMS IAVE IRMS IAVE IRMS 5 kW 9,03 A 9,57 A 9,03 A 9,57 A 0,00 A 0,01 A

5 + 5 kW 8,86 A 9,52 A 0,00 A 6,91 A 8,86 A 9,52 A 5 + 5 kW 1) 8,76 A 9,43 A -0,09 A 6,92 A 8,85 A 9,51 A

6.4. Induktiivinen kuorma

Seuraavassa tarkastellaan induktiivisen kuorman tasasähköverkosta ottamaa tehoa. Taulukossa 6.16 on esitetty virrat eri kuormitustilanteissa. Virta I2 on DC-johdon alkupään virta, I3A on DC-johdon loppupään virta ennen DC-kondensaattoria, I3B on DC-johdon virta DC-kondensaattorin ja vaihtosuuntaajan välissä ja I4 on LC-suotimen kuristimen virta. Kelan induktanssi on 34,06 mH. Taulukko 6.16. Induktiivisen kuorman vaikutus tasasähköverkon virtoihin.

Kuorma I2 (A) I3A (A) I3B (A) I4 (A)

IAVE IRMS IAVE IRMS IAVE IRMS IAVE IRMS 0 VA 1,10 1,72 1,11 2,27 1,14 5,52 0,00 8,79

4 994 VAr 1,21 1,98 1,23 3,28 1,25 10,8 -0,01 22,7 4 942 W 8,40 9,91 8,42 10,6 8,45 16,4 0,00 23,1

4 942 W + 4 994 VAr 8,51 10,0 8,52 11,0 8,55 19,0 -0,01 31,2

66

Taulukossa 6.17 on esitetty vastaavat jännitteet. Taulukossa 6.18 on näiden pohjalta laskettu vastaavat pätö- ja loistehot. VS-sisään ja VS-ulos tarkoittavat vaihtosuuntaajan transistorien sisäänmeno- ja ulostulotehoja.

Taulukko 6.17. Induktiivisen kuorman vaikutus tasasähköverkon jännitteisiin.

Kuorma U2 (V) U3 (V) U4 (V)

UAVE URMS UAVE URMS UAVE URMS 0 VA 720,3 720,3 719,4 719,5 -0,1 384,6

4 994 VAr 719,6 719,7 718,7 719,2 -0,1 386,7 4 942 W 690,6 690,6 685,5 686,5 0,0 376,4

4 942 W + 4 994 VAr 690,8 690,8 685,6 687,0 0,0 377,9 Taulukko 6.18. Induktiivisen kuorman vaikutus tasasähköverkon tehoihin.

Kuorma DC-alku (VA) DC-loppu (VA) VS-sisään (VA) VS-ulos (VA) P2 S2

1) P3A S3A P3B S3B P4 S4

0 VA 794 1 239 797 1 633 811 3 972 736 3 381 4 942 VAr 872 1 425 875 2 359 873 7 760 762 8 774 4 942 W 5 818 6 844 5 765 7 270 5 744 11231 5 633 8 699

4 942 W + 4 942 VAr 5 887 6 915 5 831 7 530 5 797 13053 5 661 11779 1) Näennäistehot S ovat laskettu virran ja jännitteen tehollisarvoista. Pätöteho P

on laskettu virran ja jännitteen hetkellisarvoista.

Taulukoista voidaan päätellä se, että asiakkaiden tarvitsema loisteho tuotetaan vaihtosuuntauksella ja tasasähköverkon suodinkondensaattoreissa. Taulukon 6.16 perusteella loistehokuorma aiheuttaa virtojen I2, I3A ja I3B vähäistä kasvua, mikä johtuu ilmeisesti tehohäviöiden kasvusta vaihtosuuntaajan suotimessa. Taulukossa 6.19 on esitetty vielä tehot jakelumuuntajan ensiössä ja toisiossa. Taulukko 6.19. Induktiivisen kuorman vaikutus muuntajan tehoihin.

Kuorma Ensiö (VA) Toisio (VA) P Q P1 Q1

0 VA 1 551 3 861 793 105 4 942 VAr 1 630 3 875 872 119 4 942 W 6 602 4 858 5 820 1 171

4 942 W + 4 942 VAr 6 671 4 851 5 888 1 165

Loistehoa ei siten tarvitse juurikaan siirtää yleisessä jakeluverkossa, vaan se voidaan tuottaa vaihtosuuntaajan yhteydessä. Vaihtosuuntaaja ja sen kuorma voidaan siis olettaa puhtaaksi pätötehokuormaksi sähköverkon kannalta.

6.5. Muuntajan ensiö- ja toisiovirran särö

Tässä kappaleessa on tarkasteltu kuormien suuruuden ja symmetrian, tasasähköjohdon pituuden ja jakelumuuntajan parametrien vaikutusta jakeluverkosta otettuun virtaan.

67

Simulointitulokset on kirjattu taulukkoon 6.20. Taulukossa on myös esitetty tulokset tapaukselle, jossa muuntajan ominaisuuksien on oletettu olevan prototyyppiä parempia. Taulukko 6.20. Muuntajan käämivirtojen särö eri kuormituksilla ja johtopituuksilla.

Kuorma Perustapaus

Alennetut häviöt ja magnetointivirta

200 m 2 km 2 km THDI,ensiö THDI,toisio THDI,ensiö THDI,toisio THDI,ensiö THDI,toisio

0 kW 22,0 % 115,9 % 19,9 % 105,1 % 66,0 % 105,1 % 0 + 0 kW 11,6 % 105,9 % 8,6 % 101,4 % 20,3 % 101,3 %

5 kW 48,6 % 70,3 % 34,0 % 45,8 % 43,8 % 46,0 % 5 + 0 kW 37,1 % 69,0 % 24,1 % 45,2 % 29,8 % 45,4 % 5 + 5 kW 9,9 % 86,1 % 6,2 % 49,2 % 6,9 % 49,5 % 10 kW1) 41,9 % 50,6 % 29,7 % 33,9 % 33,2 % 34,0 %

10 + 0 kW1) 36,7 % 53,0 % 25,1 % 33,6 % 27,7 % 33,7 % 10 + 5 kW1) 15,3 % 67,0 % 11,5 % 34,8 % 12,3 % 35,0 %

10 + 10 kW1) 7,9 % 75,9 % 8,2 % 35,9 % 8,6 % 36,0 % 1) 10 kW kuormalla on säätöä muutettu siten, että integraattorin ulostulon raja- arvot ovat ± 360 V ja virtasäätäjän ulostulon raja-arvot ± 500 V.

Tuloksista havaitaan, että tasasähköjohdon pidentäminen pienentää muuntajan virran säröä. Johto toimii siis suotimena, joka rajoittaa suurempitaajuisten virtojen pääsyä jakelumuuntajan toisiokäämeihin. Laajoissa tasasähköverkoissa voi siis olettaa tarvittavan vähemmän suodatusta. Vaihevirran särö pienentyy olennaisesti myös kuorman jakautuessa symmetrisesti eri navoille. Muuntajan tyhjäkäyntihäviöiden ja magnetointivirran pienentyessä kasvaa harmonisten komponenttien osuus ensiövirrasta.

6.6. Vaihe-eron vaikutus

Tarkastellaan vaihtosuuntaajan ohjausjännitteen ja syöttävän verkon jännitteen välisen vaihekulman muutoksen vaikutusta DC-johdon virtaan. Kaapelin resistanssina on käytetty 1,99 /km, vaihe. Kuvassa 6.1 on esitetty simuloitu virta. Vasemmanpuoleinen kuva on sama kuin kuvassa 5.8 esitetty virta (suuntaajan siniaaltogeneraattorin vaihekulma 0°). Oikeanpuoleisessa kuvassa vaihekulma on 15°. Kuvassa 6.2 ovat vastaavat virrat, kun suurtaajuiset komponentit ovat suodatettu pois. Taulukossa 6.20 on esitetty syöttävän verkon virrat ja kokonaissärökerroin.

68

Kuva 6.1. Tasasähköjohdon virta. Vasemmalla vaihekulma 0° ja oikealla 15°.

Kuva 6.2. Tasasähköjohdon virta, kun suurtaajuiset komponentit on suodatettu pois.

Vaihekulman muuttaminen vaikuttaa DC-johdon virran käyrämuotoon ja näkyy myös muuntajan ensiön virtojen tehollisarvoissa ja kokonaissärökertoimissa. Simuloinneissa ei kuitenkaan havaittu käytännössä lainkaan muutoksia muuntajan ensiön tai toision pätötehoissa. Taulukko 6.20. Ensiön vaihevirrat.

Ensiön vaihevirrat Vaihekulma 0° Vaihekulma 15°

IRMS (A) THD (%) IRMS (A) THD (%) L1 14,0 48,7 14,9 46,9 L2 13,7 49,6 13,4 49,1 L3 15,2 45,0 14,5 46,3

Edellä tutkittiin vaihe-eron vaikutusta tasasähkö- ja vaihtosähköverkon virtoihin.

Käytännön vaihtosuuntaajissa vaihe-eron aiheuttaa vaihtosuuntaajan taajuus, joka poikkeaa tasasähköjärjestelmää syöttävän AC-verkon taajuudesta. Tämä näkyy siinä, että periaatteessa jatkuvassa tilassa olevan DC-järjestelmän ja sen verkosta ottaman virran käyrämuodot muuttuvat jatkuvasti, vaikka kuormitustilanne ei sinällään muuttuisikaan.

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-6-5-4-3-2-10123456789

101112131415161718

DC-virta (simuloitu)

Aika, ms

Virt

a, A

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-6-5-4-3-2-10123456789

101112131415161718

DC-virta (simuloitu)

Aika, ms

Virta

, A

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-6-5-4-3-2-10123456789

101112131415161718

DC-virta, suodatettu (simuloitu)

Aika, ms

Virta

, A

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20-6-5-4-3-2-10123456789

101112131415161718

DC-virta, suodatettu (simuloitu)

Aika, ms

Virt

a, A

69

6.7. Siirtoetäisyyden vaikutus kuormajännitteeseen

Tässä tarkastellaan vaihtosuuntaajan kuormajännitteen riippuvuutta tasasähköjohdon pituudesta ja tasajännitteestä erilaisissa kuormitustilanteissa. Kuormana on tilanteesta riippuen yksi tai kaksi 10,7 vastusta. Loistehotarkasteluissa on käytetty 45,41 mH induktanssia. Vastaavat tehot ovat 4,94 kW ja 3,71 kVAr.

Selvitetään ensiksi loistehon vaikutusta kuormajännitteeseen, kun verkossa on vain yksi vaihtosuuntaaja. Simulointitulokset on kerätty kuvaan 6.3. Kuvassa on kaksi käyrää, jossa alemmassa on kuormalle lisätty induktanssia. Kuvan perusteella siirtoetäisyys jää 5 kW kuormalla noin kahteen kilometriin, vaikka tasajännite U3 oli tällä etäisyydellä vielä noin 637 V. Kun 5 kW vastuskuorman rinnalle kytketään induktanssia sen verran, että kuorman tehokertoimeksi saadaan 0,8, kasvaa kuormitusvirta 21,5 ampeerista 26,2 ampeeriin. Tämä aiheuttaa käyttäjän LC-suotimessa jännitehäviön kasvun: X · I 2 · · 50 Hz · 0,25 mH · 26,2 A 21,5 A 0,37 V Tämä tulos näkyy myös kuvan 6.3 simulointituloksia. Yllä olevan perusteella voidaan päätellä induktiivisen kuorman vaikutusten olevan lähinnä jännitehäviön kasvu kuristimessa. Induktiivisen kuorman vaikutusta on tutkittu enemmän luvussa 6.4. Koska näissä simuloinneissa käytetyillä säätöparametreilla ei kyetty ylläpitämään 230 V jännitettä 10 kW nimelliskuormalla, ei sitä ole otettu mukaan tässä yhteydessä mukaan.

Lyhyestä siirtoetäisyydestä voidaan päätellä, että vaihtosuuntaajan ohjauksen ja säädön parametrit vaikuttavat huomattavasti vaihtosuuntaajan kykyyn tuottaa haluttua vaihtojännitettä. Vaihtosuuntaajan säätömallissa on säätölohkojen ulostulo rajoitettu, mikä rajoitetaan referenssijännitteen amplitudia.

Kuva 6.3. Kuormajännite 5 kW kuormalla. Alemman käyrän tapauksessa kuormassa on lisäksi induktanssia.

Seuraavaksi on tarkasteltu säätöparametrien muuttamisen vaikutusta

siirtoetäisyyteen. Vaihtosuuntaajan PI-säätäjien ulostulorajoja on nyt nostettu ± 1 kV:in. Siirtoetäisyys, jolla vaihtosuuntaaja kykenee tuottamaan 230 V 50 Hz vaihtojännitettä, nousee nyt noin kuuteen kilometriin, tasajännitteen ollessa noin 495 V. Näilläkään parametreilla vaihtosuuntaaja ei kykene tuottamaan 10 kW nimellisteholla 230 V

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000200

205

210

215

220

225

230

235

240Kuormajännite

Siirtoetäisyys, m

Jänn

ite, V

P = 5 kW, cos = 1P = 5 kW, cos = 0.8

70

jännitettä. Kuvassa 6.4 on esitetty vaihtosuuntaajan tuottama kuormajännite eri siirtoetäisyyksillä.

Kuva 6.4. Kuormajännite 5 kW kuormalla, kun PI-säätäjien ulostulon rajoja nostetaan.

Mikäli vaihtosuuntaajan säätöä muutetaan taulukon 5.2 parametreista siten, että integraattorin ulostulon rajat nostetaan ± 0,4 kV:in, voidaan 10 kW teho siirtää runsaan kilometrin matka.

Symmetrisellä kuormalla siirtoetäisyydet kasvavat, koska nollajohtimen virran DC-komponentti supistuu pois. Molemmissa navoissa on nyt 10,7 kuorma. 230 V jännite kyetään tuottamaan vielä 2 700 m matkalla, jolloin tasajännite on 638 V, joka on samaa tasoa kuin epäsymmetrisellä 5 kW kuormalla. Kuvassa 6.5 on esitetty kuormajännite ko. tilanteessa.

Kuva 6.5. Kuormajännite 5 + 5 kW kuormalla.

Yllä olevan perusteella voidaan todeta, että siirrettävän tehon lisäksi suurimpaan mahdolliseen siirtoetäisyyteen vaikuttaa olennaisesti vaihtosuuntaajan säädön asetukset. Johtopituuden ollessa 200 ja 6 000 metrin välillä, tyhjäkäyvän vaihtosuuntaajan tuottama vaihtojännitteen tehollisarvo laskee hetkellisesti n. 220 volttiin, kun suuntaajalle kytketään 5 kW vastuskuorma. Siirtoetäisyydellä ja tasajännitteen suuruudella ei näytä siten olevan suurta vaikutusta vaihtosuuntaajan kykyyn ylläpitää jännitettä asetusarvossaan kuormanmuutostilanteissa.

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 10000200

205

210

215

220

225

230

235

240Kuormajännite

Siirtoetäisyys, m

Jänn

ite, V

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000200

205

210

215

220

225

230

235

240Kuormajännite

Siirtoetäisyys, m

Jänn

ite, V

71

7. TASASÄHKÖNJAKELUJÄRJESTELMÄN MALLINTAMINEN JA SIMULOINTI

Tässä luvussa on tehty muutamia esimerkkisimulointeja edellisiä järjestelmämalleja laajemmalla sähkönjakelujärjestelmällä. Simulointien tarkoituksena on pyrkiä selvittämään mitä tasasähköverkon toimintaa sekä vaikutuksia keskijänniteverkkoon ja siihen kytkettyjen pienjänniteverkkojen käyttäjiin.

7.1. Verkon rakenne

Simuloinneissa käytettävä jakeluverkko on esitetty kuvassa 7.1. Liitteessä 3 on esitetty vastaava pääkaaviotason kuva PSCAD-mallista.

Kuva 7.1. Simuloitavan sähkönjakelujärjestelmän rakenne.

Jännitelähteen (U = 20 kV, Sk = 40 MVA, R/X = 0,6) lisäksi malliin kuuluu muutama kilometri 20 kV avojohtoa, jotka on mallinnettu -sijaiskytkennällä. Jännitelähteen parametrit sisältävät sähköaseman päämuuntajan lisäksi n. 15 km 20 kV Pigeon-johtoa. Verkkoon on kytketty kaksi tavallista PJ-muuntopiiriä (LVAC 1 ja 2) ja kaksi LVDC-verkkoa (LVDC 1 ja LVDC 2). Tasasähköverkoissa on yhteensä 8 käyttäjää. Näistä kullakin on oma yksivaiheinen kaksitasoinen vaihtosuuntaajan (VS1…VS8). Tehoelektroniikka on mallinnettu pääosin kuten luvussa 4, mukaan lukien vaihtosuuntaajien säätö. Kunkin vaihtosuuntaajan DC-kondensaattorin sarjainduktanssi on pienennetty kuitenkin 0,5 H:in luvussa 4.4 esitetyistä syistä johtuen.

Avojohto 1: Pigeon, 4 km

Avojohto 3: Raven, 1 km

Avojohto 2: Raven, 2 km

AC

DC

AC

DC

AC

DC

AC

DC

AC

DC

AC

DC

AC

DC

AC

DC

AC

DC

AC

DC

20/0,4

Maakaapeli 4: AXMK 35, 3 km

Maakaapeli 1: AXMK 70, 3 km

Maakaapeli 2: AXMK 70, 500 m

Maakaapeli 3: AXMK 16, 500 m

AMKA 70,400 m

AMKA 35, 200 m

TS 1

TS 2

LVAC 1

LVAC 2

20/0,4

LVDC 1

LVDC 2

VS 1

VS 2 VS 4VS 6

VS 5VS 3

VS 7

VS 8

20 kV syöttöSk = 40 MVA

72

Tasasähköverkkoja syöttävien kolmikäämimuuntajien parametrit ovat S = 50 kVA, Xk = 3,5 %, P0 = 0,2 % ja Pk = 1,5 %.

7.2. Tasasähköverkko

Tarkastellaan tilannetta, jossa kaikilla vaihtosuuntaajilla on 5 kW vastuskuorma. Kuvissa 7.2 ja 7.3 on esitetty tasasähköverkon virrat neljässä eri kohdassa. Kuvassa 7.2 on esitetty kuvan 7.1 mukaisen maakaapeli 1:n alku- ja loppupään virrat. Kuvasta nähdään selkeästi suuritaajuisten virtakomponenttien vaimeneminen pitkällä johdolla. Pitkät tasasähköjohdot siis pienentävät tasasuuntaajalta otetun virran yliaaltopitoisuutta. Muuntajan mitoittamisen kannalta tämä on hyvä asia, sillä muuntajan kuormitettavuus heikkenee, mikäli virrassa esiintyy suuritaajuisia komponentteja. DC-kaapeli on mallinnettu kuitenkin vain yhdellä -sijaiskytkennällä. Todellisuudessa yliaallot vaimenisivat tasaisesti kaapelilla. Simuloinnissa yliaallot kiertävät vaihtosuuntaajilta kahteen solmupisteeseen kytkettyjen maa- ja käyttökapasitanssien kautta.

Kuva 7.2. Maakaapeli 1:n alku- ja loppupään virrat.

Kuvassa 7.3 on esitetty maakaapelien 2 ja 3 loppupään virrat. Taulukossa 7.1 on esitetty vastaavien suureiden virran keski- ja tehollisarvot. Taulukosta huomataan mm. nollajohtimen tehollisarvon voimakas pieneneminen siirryttäessä kauemmaksi tasasuuntaajalta. Maakaapeli 3:n lopussa nollavirran suhde äärijohtimen virtaan on vain 20 %, kun maakaapeli 1:n alussa suhde on vielä 55 %. Edellisen luvun perusteella nämä

73

ovat tasasuuntaajan aiheuttamia yliaaltoja, jotka voivat siten aiheuttaa huomattavat tehohäviöt pitkillä johdoilla. Taulukon 7.1 perusteella tehohäviöiden laskennassa ei välttämättä voida tämän perusteella tyytyä pelkän keskiarvon tarkasteluun ainakaan nollajohtimen osalta. Tätä on tarkasteltu enemmän taulukossa 7.4.

Kuva 7.3. Maakaapelien 2 ja 3 virrat. Taulukko 7.1. Tasasähköverkon virrat.

Kaapeli

Virta Pos. äärijohdin Nollajohdin Neg. äärijohdin IAVE IRMS IAVE IRMS IAVE IRMS

LVDC-1A1) 24,9 A 26,0 A -0,16 A 14,3 A -24,8 A 25,9 A LVDC-1B1) 25,0 A 26,8 A -0,16 A 14,6 A -24,8 A 26,6 A LVDC-2B 16,8 A 16,8 A -0,15 A 4,4 A -16,6 A 17,0 A

LVDC-3B 8,4 A 8,5 A -0,06 A 1,7 A -8,4 A 8,6 A 1) Kirjain A tarkoittaa kaapelin alkupäätä ja B loppupäätä.

Tarkastellaan ko. kuormitustilanteessa johdon jännitteitä ja jännitehäviöitä.

Taulukossa 7.2 on esitetty jännite eri tarkastelupisteissä. Jännitteiden ja virtojen avulla on laskettu myös siirrettävä teho ko. pisteessä. Tämän perusteella voidaan laskea jännitehäviöt, jotka on esitetty taulukossa 7.3. Positiivisen ja negatiivisen navan

74

jännitteiden poikkeamat johtuvat siitä, että liittymisjohtojen pituudet vaihtelevat eri sähkönkäyttäjillä. Taulukko 7.2. Tasasähköverkon jännitteet ja tehot.

Kaapeli Jännite

Siirtoteho Pos. napa Neg. napa

UAVE URMS UAVE URMS Pos. napa Neg. napa

LVDC-1A 747 V 748 V 748 V 748 V 18,78 kW 18,67 kW

LVDC-1B 714 V 714, V 715 V 715 V 17,83 kW 17,74 kW

LVDC-2B 711 V 711 V 711 V 711, V 11,90 kW 11,80 kW

LVDC-3B 702 V 703 V 703 V 704 V 5,91 kW 5,87 kW Taulukko 7.3. Tasasähköverkon jännitehäviöt ja johtojen resistanssit.

Kaapeli Jännitehäviö Resistanssi

Pos. napa Neg. napa Äärijohdin Nollajohdin

UAVE UAVE

LVDC-1 33,3 V 32,9 V 1,329 0,665

LVDC-2 3,7 V 3,6 V 0,222 0,111

LVDC-3 8,1 V 8,0 V 0,955 0,478

Tarkistetaan jännitehäviöt positiivisten napojen osalta laskemalla. Jännitehäviö voidaan laskea luvussa 3.6 esitetyllä tavalla. u 24,9 A · 1,33 0,16 A · 0,67 33,2 V u 16,8 A · 0,22 0,15 A · 0,11 3,7 V u 8,4 A · 0,96 0,06 A · 0,48 8,1 V

Tulokset ovat käytännössä samat kuin taulukossa 7.3. Lasketaan seuraavaksi DC-johtojen tehohäviöt. Virrat saadaan taulukosta 7.1. Taulukko 7.4. DC-runkojohdon virran tehollisarvot ja lasketut tehohäviöt.

Kaapeli Virta

Pos. äärijohdin Nollajohdin Neg. äärijohdin IRMS (A) Ph (W) IRMS (A) Ph (W) IRMS (A) Ph (W)

LVDC-1 26,8 955 14,6 142 26,6 940

LVDC-2 16,8 63 4,4 2 17,0 64

LVDC-3 8,5 69 1,7 1 8,6 71

Runkojohdon häviöt yhteensä ovat siis 2 307 W. Liittymisjohtojen arvioidut häviöt ovat noin P = 140 W, kun oletetaan kunkin vaihtosuuntaajan DC-verkosta otetun virran tehollisarvoksi 8,5 A. Olettaen kunkin vaihtosuuntaajan kuorman ja häviöiden olevan yhteensä 5 844 W, saadaan siten koko tasasähköverkon tasasuuntaajalta ottamaksi

75

tehoksi 37,5 kW. Tämä on sama kuin taulukon 7.2 simuloitu tulos. Runkojohdon häviöistä 94 % aiheutui äärijohtimissa. Tasavirran osuus runkojohdon häviöistä oli nyt 1 907 W eli 83 %. Pelkän DC-komponentin käytöllä tehohäviöiden laskennassa saataisiin tämän perusteella siis melkein 20 % pienemmät häviöt. Verrattuna luvun 6.3 tuloksiin on nollajohtimen häviöiden osuus edelleen pienentynyt. 200 metrin johdolla symmetrisellä kuormituksella 41 % häviöistä aiheutui tasasähköjohdon DC-komponentista ja 2 km johdolla 76 %. Äärijohtimien osuus häviöistä on kasvanut puolestaan 72 %:sta (200 m) ja 88 %:sta (2 km) 94 %:in.

Edellä olevassa tarkastelussa käytettiin kaapelin 1 häviölaskelmissa johdon lopusta mitattuja virtoja. Suurtaajuiset virtakomponentit kiertävät johdon kapasitanssien kautta, jolloin johdon alussa oleva virta on pienempi, kuten kuvasta 7.2 ja taulukosta 7.1 havaitaan. Jos ko. johdon tehohäviöt olisi laskettu johdon alkupään virralla, olisi tulos ollut n. 110 W pienempi (n. 5 %) eli runkojohdon häviöteho olisi n. 2 200 W. Todellisuudessa suurempitaajuiset komponentit suodattuvat kaapelin pituuden mitalta pois, jolloin häviöteho olisi jossain 2 200…2 300 W välillä.

7.3. Keskijänniteverkko

Seuraavassa tarkastellaan lyhyesti erilaisten kuormitusten vaikutusta KJ-verkkoon.

7.3.1. Symmetrinen kuormitus

Tutkitaan keskijänniteverkon vaihevirtoja kuormitustilanteessa, jossa kaikilla vaihto-suuntaajilla on 5 kW kuorma ja 400 V muuntopiireissä kuormaa kummassakin 40 kW. Kuvassa 7.4 on esitetty vaiheen L2 virta avojohtojen 1 ja 2 osalta. Molemmista on mitattu virta johdon alusta (A) ja lopusta (B).

Kuva 7.4. Keskijänniteverkon avojohtojen 1 ja 2 vaihevirrat.

76

Taulukkoon 7.5 on merkitty KJ-verkon virran tehollisarvot L2 vaiheen osalta sekä näistä laskettu kokonaissärökerroin (THD). Kuvan 7.4 käyrämuodoista ja taulukon 7.5 arvoista havaitaan, että avojohtojen induktanssi ja kapasitanssi eivät pienennä säröä, vaan särö kasvaa siirryttäessä lähemmäksi sähköasemaa. On lisäksi muistettava, että avojohdon 1 virrassa on LVDC-verkkojen 40 kW kuorman lisäksi 40 kW muuntopiirin LVAC1 tehoa mukana, joka pienentää yliaaltojen suhteellista osuutta. Taulukko 7.5. Keskijänniteverkon virrat ja särö symmetrisellä kuormituksella.

Mittauspiste Virta L2

IRMS THD Avojohto 1, alkup. 2,64 A 5,8 %

Avojohto 1, loppup. 2,60 A 5,1 %

Avojohto 2, alkup. 1,10 A 9,6 %

Avojohto 2, loppup. 1,11 A 9,0 %

Kuvassa 7.5 on esitetty keskijänniteverkon pääjännite avojohdon 1 alussa. Jännitteessä on hyvin vähän säröä, vain 0,2 %. KJ-verkkoon liitettyjen LVAC-muuntopiirien vaihejännitteiden säröt ovat samaa tasoa.

Kuva 7.5. Keskijänniteverkon pääjännite.

LVDC1-verkon KJ-verkosta ottamaksi pätötehoksi saadaan 37 827 W, joten hyötysuhde on 79,3 %. Luvun 6.1 perusteella yhden LC-suotimen häviöksi arvioidaan 840 W, jolloin suodinhäviöiden osuus kokonaistehosta on 13,3 %. Tasasähköjohtojen häviöiden osuus kokonaistehosta on luvun 7.2 perusteella vastaavasti 6,1 %. Loput häviöt (1,3 %) ovat muuntajan häviöitä.

Mikäli LVDC-verkkoja ja toista 0,4 kV muuntopiiriä syöttävän avojohdon 1 (Pigeon) pituutta kasvatetaan 20 km:in, kasvaa ko. johdon virran särö merkittävästi. Kuvassa 7.6 ovat vaihevirrat vaiheen L2 osalta avojohdon 1 alussa ja lopussa (KJ1-A ja KJ-1B) ja avojohdolla 2 (KJ2-A ja KJ-2B).

77

Kuva 7.6. Keskijänniteverkon vaiheen L2 virta verkon eri osissa. Avojohto 1:n pituus 20 km.

Johtopituuden kasvattaminen luonnollisesti lisää vaihesiirtoa ylemmän kuvaajan virtojen välillä. Taulukossa 7.6 on esitetty vastaavat vaihevirtojen tehollisarvot ja säröt. Avojohdolla 1 virta säröytyy entistä enemmän. KJ-verkon jännitteen särö on kuitenkin edelleen hyvin pientä, vain 0,3 %. Taulukko 7.6. Keskijänniteverkon virrat ja niiden särö.

Mittauspiste Virta L2

IRMS THD Avojohto 1, alkup. 3,42 A 6,3 %

Avojohto 1, loppup. 2,60 A 4,7 % Avojohto 2, alkup. 1,10 A 9,4 %

Avojohto 2, loppup. 1,11 A 8,8 %

7.3.2. Epäsymmetrinen kuormitus

Seuraavassa on tarkasteltu epäsymmetrisen kuormituksen vaikutusta keskijänniteverkkoon. Tarkastellaan tilannetta, jossa molempien LVDC-verkkojen positiivisen navan suuntaajille kytketään 5 kW kuorma ja negatiivisen navan suuntaajat ovat tyhjäkäynnissä. KJ-verkon virtojen käyrät ovat kuvassa 7.7 ja tehollisarvot sekä särö taulukossa 7.7.

78

Kuva 7.7. Keskijänniteverkon vaihevirrat. Taulukko 7.7. Keskijänniteverkon virtojen tehollisarvot ja särö.

Mittauspiste Virta L2

IRMS THD Avojohto 1, alkup. 2,07 A 13,0 %

Avojohto 1, loppup. 2,01 A 12,6 %

Avojohto 2, alkup. 0,67 A 26,2 %

Avojohto 2, loppup. 0,67 A 25,7 %

Verrattaessa kuvia 7.7 ja 7.4 sekä taulukoita 7.7 ja 7.5 havaitaan, että tasasähköverkon epäsymmetria aiheuttaa merkittäviä yliaaltovirtoja keskijänniteverkkoon, joka ei kuitenkaan näy juuri sen jännitteissä. Toisaalta on muistettava, että simuloitava verkko ja siirrettävät tehot ovat pieniä. Laajemmalla ja pidemmällä keskijänniteverkolla ja suurella määrällä vaihtosuuntaajia myös jännite voi säröytyä pahemmin.

7.4. Kuormien mallintaminen DC-vastuksilla

Simuloidaan seuraavaksi edellä esitettyä jakelujärjestelmää siten, että vaihtosuuntaajat, LC-suotimet ja kuorma korvataan tasasähköverkkoon redusoidulla vastuksella luvussa 6.3 esitetyllä tavalla. Tasasähköverkon DC-kondensaattorit mallinnetaan kuten aikaisemminkin. Kuormituksena on kullakin vaihtosuuntaajalla 5 kW; lisäksi vastusta mitoittaessa huomioidaan vaihtosuuntaajan ja suotimen häviöt, joiksi arvioidaan luvun 6.1 perusteella 840 W.

79

Koska vaihtosuuntaaja näkyy tasasähköverkkoon suurin piirtein vakioteho-kuormana, joudutaan kullekin vaihtosuuntaajalle laskemaan erikseen sopivan suuruinen ekvivalenttinen vastus. Apuna tässä käytetään aikaisemmista simuloinneista mitattuja vaihtosuuntaajien syöttöjännitteitä.

Kuvassa 7.8 on esitetty tasasähköverkon virrat, kun vaihtosuuntaajien teho on 5,84 kW. KJ-verkon virtojen tehollisarvot ja säröt on esitetty taulukossa 7.8.

Kuva 7.8. Keskijänniteverkon vaihevirrat. Taulukko 7.8. Keskijänniteverkon virtojen tehollisarvot ja särö.

Mittauspiste Virta L2

IRMS THD Avojohto 1, alku 2,63 A 5,2 %

Avojohto 1, loppu 2,60 A 4,4 % Avojohto 2, alku 1,10 A 8,9 %

Avojohto 2, loppu 1,11 A 8,1 %

Vertailtaessa kuvia 7.4 ja 7.8 ja taulukoita 7.5 ja 7.8 havaitaan, että järjestelmän yksinkertaisempi DC-vastusmalli antaa hyvin tarkkoja tuloksia keskijänniteverkkoa tarkasteltaessa. Suurimmat erot näkyvät virran kokonaissärökertoimissa, joka antaa nyt taulukkoon 7.5 verrattuna liian optimistisia tuloksia. LVDC1-verkko otti nyt keskijänniteverkosta pätötehon 37 743 W, mikä on noin 99,8 % siitä tehosta, mikä oli vastaavassa tilanteessa luvun 7.3.1 tarkemmalla mallilla. Keskijänniteverkosta otetun tehon kannalta malli antaa siis hyvin tarkkoja tuloksia. Malli voi yksinkertaistaa LVDC-

80

verkkojen mallintamista tietojärjestelmiin. Toisaalta simulointiohjelmistoissa niiden käyttö lyhentää simulointiin tarvittavaa aikaa ja vähentää laskentatehon tarvetta.

7.5. Kuorman muutoksen vaikutus kuormajännitteisiin

Tässä kappaleessa tarkastellaan kuorman muutosten vaikutusta tasasähköverkossa. Tarkasteltavina tilanteina on suurehkon vastuskuorman irtikytkentä (5 kW, esimerkiksi sähkölämmitys) ja työkoneen käynnistys. Järjestelmä on muuten luvun 7.1 mukainen.

7.5.1. Vastuskuorman irtikytkentä

Kun vaihtosuuntaajalla 1 tapahtuu kuormanmuutos, jossa teho laskee 5 kW:sta 0 kW:in, saadaan DC-verkon vaihtosuuntaajien jännitteen tehollisarvoista kuvan 7.9 mukaisia.

Kuva 7.9. Kuormajännitteet, kun vaihtosuuntaajalla 1 tapahtuu kuormanmuutos.

Kuvassa 7.10 on esitetty tasasähköjohdon positiivisen navan tasajännitteiden muutos eri kohdissa em. tilanteessa. Vaikka johdolla näkyy noin 2,5 % jännitteennousu, vaikutus kuvan 7.9 mukaisesti kuormajännitteisiin on vain muutama promille nimellis-jännitteestä.

Kuva 7.10. Tasajännitteet kuormanmuutoksessa.

81

7.5.2. Yksivaiheisen oikosulkumoottorin käynnistys

Tarkastellaan vaihtosuuntaajan VS1 syöttämän työkoneen käynnistyksen verkosto-vaikutuksia. Kuorma on nyt korvattu klapikoneella, jonka PSCAD-malli on esitetty liitteessä 4. Koneen moottorina toimii kolmivaiheinen oikosulkumoottori, joka on liitetty vaihtosuuntaajan yksivaiheiseen ulostuloon käyntikondensaattorin avulla. Kuvassa 7.11 on esitetty vaihtosuuntaajan tuottaman kuormajännitteen käyrämuoto, kun klapikone käynnistetään hetkellä 0,01 s. Kuvaajasta havaitaan, että jännite tippuu alimmillaan 214 V:in, eli 93 %:in nimellisestä. Vastaava DC-verkon jännite laskee noin 5 V eli 99,4 %:in nimellisjännitteestä.

Kuva 7.11. Vaihtosuuntaaja 1:n kuormajännite ja syöttöjännite käynnistyksessä.

Kuvassa 7.12 on puolestaan esitetty kahden muun samaan DC-verkkoon kytkettyjen käyttäjien jännitteet samassa tilanteessa. Samaan napaan liitetyllä käyttäjällä jännite laskee korkeintaan noin 0,5 V eli 99,7 %:in nimellisjännitteestä.

Kuva 7.12. Negatiiviseen (vas.) ja positiiviseen napaan (oik.) kytkettyjen käyttäjien jännitteet.

Edellisten kuormanmuutostarkasteluiden perusteella voidaan todeta, että tasasähköverkossa suurehkojen tehonmuutosten aiheuttamat jänniteongelmat rajoittuvat pitkälti käyttäjän omaan verkkoon. Käyttäjän verkossa kytkennöistä aiheutuvia alijännitteitä voidaan edelleen rajoittaa kehittämällä nopeampia ja tarkempia säätömenetelmiä. On lisäksi muistettava, että säädön optimointiin ei ole tässä työssä kiinnitetty huomiota, joten pitkälle meneviä johtopäätöksiä tarkasteluista ei voida tehdä.

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4210

215

220

225

230

235

240

245

250Kuormajännite

Aika, s

Jänn

ite, V

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4744

745

746

747

748

749

750

751

752

753

754Tasajännite

Aika, s

Jänn

ite, V

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4229

229.2

229.4

229.6

229.8

230

230.2

230.4

230.6

230.8

231Kuormajännite

Aika, s

Jänn

ite, V

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4229

229.2

229.4

229.6

229.8

230

230.2

230.4

230.6

230.8

231Kuormajännite

Aika, s

Jänn

ite, V

82

8. YHTEENVETO

Tämän diplomityön tarkoituksena oli perehtyä pienjännitteisen tasasähkönjakelun (LVDC) käyttäytymiseen osana sähkönjakeluverkkoja ja erityisesti tähän liittyvään mallinnukseen ja simulointiin PSCAD-simulointiohjelman avulla. Työn ensisijaisena tavoitteena on ollut kehittää ja tarkentaa simuloinneissa käytettäviä tasasähköverkon komponentti- ja järjestelmämalleja.

Työn lähtökohtana olivat tutkimusprojektissa jo aiemmin loppuvuodesta 2008 kehitetyt laboratorioprototyypin laitteistokomponenttien PSCAD-mallit. Näitä malleja on tämän jälkeen pyritty tarkentamaan. Perustan tälle muodosti laitteistolla suoritetut mittaukset. Kehitettyjen mallien avulla tehtiin joitakin esimerkkisimulointeja prototyypin mallille ja sekä tätä laajemmalle sähkönjakelujärjestelmän mallille. Työn tärkein tavoite oli mittaustulosten pohjalta kehittää tasasähköjärjestelmän komponenttien malleja ja näillä tehtyjen simulointien perusteella edelleen pyrkiä varmentamaan laboratorioprototyypin ja simulointimallin vastaavuus.

Komponenttien mallintamisessa yksi tärkeimmistä asioista oli vaihtosuuntaajan lähtöjännitteen suodatuksessa käytetyn kuristimen mallin parantaminen. Resistanssin taajuusriippuvuuden mallintamiseksi päädyttiin käyttämään ensimmäisen tason Foster-sijaiskytkentää. Tämä antoi kohtuullisia tarkkoja tuloksia kuristimen tehohäviöiden suhteen, mutta mallin tarkentaminen vaatii kuristimen käyttäytymisen määrittämistä tarkemmilla mittauksilla. DC-kondensaattorien ja sen liityntäjohtimien mallintamisessa päädyttiin simulointimalliin, joka koostuu resistanssin, kapasitanssin ja induktanssin sarjaankytkennästä. Näistä erityisesti induktanssilla oli havaittavaa merkitystä tasasähköjohdon jännitteen yliaaltoihin. Toisaalta teho- ja jännitehäviöiden kannalta tällä ei ole olennaista merkitystä. Tasasähkökaapelin mallissa otettiin huomioon käyttö- ja maakapasitanssit, mutta kaapelin resistanssin taajuusriippuvuutta ei mallinnettu. Kaapelille tehtyjen suppeiden mittausten perusteella kaapelin resistanssi 20 kHz taajuudella on noin kolminkertainen tasavirtaresistanssiin verrattuna. Koska 20 kHz virran osuus kokonaisvirrasta on kuitenkin melko pieni, kaapelin taajuusriippuvuuden poisjättäminen ei aiheuta kovinkaan suurta virhettä johdon laskennallisissa tehohäviöissä. Kaapelin lisäksi malliin lisättiin hajakapasitansseja muuntajan toisioon ja käyttäjän 230 V sähköverkkoon. Nämä vaikuttavat jonkin verran järjestelmässä esiintyviin virran ja jännitteen yliaaltoihin. Näiden tarkempi määrittäminen on kuitenkin hyvin vaikeaa. Näillä kuitenkin olla merkitystä esimerkiksi muuntajan häviöihin, koska sen resistanssi on todellisuudessa riippuvainen taajuudesta.

PSCAD-ohjelma tekee kuitenkin joitakin yksinkertaistuksia esimerkiksi muuntajan ja puolijohteiden tehohäviöiden laskemisessa. Muuntajan tehohäviöt määritetään

83

suhteellisarvojen avulla, jolloin yliaaltojen vaikutus resistanssin kasvuun jää huomiotta. Toisaalta hankaluuksia työssä aiheutti myös mittauksissa esiintyneet epätarkkuudet ja puutteet. Kun kehitetyn simulointimallin oli arvioitu kohtuullisen tarkaksi, tehtiin mallilla joitakin laajempia esimerkinomaisia simulointeja, kuten teho- ja jännitehäviöiden tarkasteluja. Näissä todettiin mm. se, että johdon DC-virran yliaaltokomponentit riippuvat merkittävästi johdon pituudesta. Jännitehäviöstä voidaan sekä simulointien että mittausten perusteella todeta, että verkossa esiintyvät yliaallot aiheuttavat jännitehäviön tehollisarvon merkittävän kasvun. Jännitehäviön keskiarvo näyttää kuitenkin riippuvan vain virran DC-komponentista, joten se antaa hyvin käyttökelpoisia tuloksia tasasähköverkon jännitetasoa arvioitaessa. Tätä helpottaa se, että vaihtosuuntaajan syöttämät kuormat voidaan mallintaa hyvällä tarkkuudella vakiopätötehokuormina. Simulointiohjelmassa mallinnusta kokeiltiin yksinkertaistaa mallintamalla käyttäjän verkko tasajännitteelle redusoituna vastuksena.

Tässä diplomityössä esitetyt simulointimallit arvioitiin tarkkuudeltaan tyydyttäväksi. Mallintamisessa on kuitenkin vielä edelleen kehitysvaraa, kuten kuristimien resistanssin taajuusriippuvuuden tarkemmassa määrittämisessä ja muuntajien häviöiden määrittämisessä, jotka tarvinnevat vielä jatkoselvityksiä ja mittauksia.

84

LÄHTEET [Bose 1997] Bose, B. 1997. Power Electronics and variable frequency drives:

technology and applications. New York, IEEE Press, cop. 640 s. [Draka] Draka NK Cables Oy:n Internet-sivut. Alasivu Voimakaapelit, 1

kV Al. Viitattu 17.2.2009. http://www.draka.fi/draka/Countries/Draka_Finland/Languages/s

uomi/navigaatio/Tuotteet/index.html [EMV 2007] Tunnusluvut 07. Energiamarkkinavirasto 2007. Saatavissa

http://www.energiamarkkinavirasto.fi/files/Tunlu07.xls [EU 2006] Pienjännitedirektiivi 2006. Euroopan Parlamentin ja Neuvoston

direktiivi 2006/95/EY, annettu 12.12.2006. [Halkosaari 1999] Halkosaari, T. 1999. Virtavälipiirillisen PWM taajuuden-

muuttajan tehohäviöiden ja johtuvien häiriöiden tarkastelu. Lisensiaatintyö. Tampere. Tampereen teknillinen korkeakoulu, Sähkötekniikan osasto. 96 s.

[Kauhaniemi & Mäkinen 2006] Kauhaniemi, K. & Mäkinen, O. 2006. PSCAD-simulointiohjelma

– Käytön perusteet. Vaasa. 73 s. http://lipas.uwasa.fi/~kauhanie/pscad.htm [Kylkisalo & Alanen 2007] Kylkisalo, T. & Alanen, R. 2007. Tasajännite taajaman

sähkönjakelussa ja mikroverkoissa. Espoo, VTT Working papers 78. 135 s + liitt. 2 s.

[Lakervi & Partanen 2009] Lakervi, E. & Partanen J. 2009. Sähkönjakelutekniikka. 2.

uudistettu painos. Helsinki, Otatieto. 285 s. + liitt. 10 s. [Mohan et al. 2003] Mohan, N., Undeland, T. & Robbins W. 2003. Power

Electronics: Converters, Applications and Design. Third Edition. John Wiley & Sons, Inc. 802 s.

[Nuutinen 2007] Nuutinen, P. 2007. Vaihtosuuntauksen ja suodatuksen

toteuttaminen tasasähkönjakeluverkossa. Diplomityö.

85

Lappeenranta. Lappeenrannan teknillinen yliopisto, Sähkötekniikan osasto. 96 s.

[Nuutinen 2008] Nuutinen, P. 2008. DC distribution – Laboratory prototype and

pilot system. Esityskalvot. Tehoelektroniikka sähkönjakelussa-projektin johtoryhmän kokous ja workshop 2, 23.10.2008.

[Nuutinen et al. 2009] Nuutinen, P., Salonen, P., Peltoniemi, P., Silventoinen, P. &

Partanen, J. 2009. LVDC Customer-End Inverter Operation in Short Circuit. 13th European Conference on Power Electronics and Applications (EPE 2009). Barcelona, Spain, September 8 – 10, 2009.

[Partanen et al. 2007] Partanen, J., Pyrhönen, J., Silventoinen, P., Niemelä, M., Lindh,

T., Kaipia, T., Salonen, P., Nuutinen, P., Peltoniemi, P. & Lassila, J. 2007. Tasasähkönjakelujärjestelmän toiminnalliset kriteerit ja sähköturvallisuustarkastelu. Lappeenranta, Lappeenrannan teknillinen yliopisto. 77 s.

[Partanen et al. 2008] Partanen, J., Pyrhönen, J., Silventoinen, P., Niemelä, M., Lindh,

T., Kaipia, T., Salonen, P., Nuutinen, P., Peltoniemi, P. & Lassila, J. 2008. Tehoelektroniikka sähkönjakelussa. Hankeosio 1/2. Lappeenranta, Lappeenrannan teknillinen yliopisto. 94 s. + liitt. 12 s

[Prysmian] Alumiinijohtiminen PEX-eristeinen 1 kV voimakaapeli.

Prysmian Cables & Systems. [Reka] Reka Kaapelin Internet-sivut, alasivu Tuotteet. Viitattu

24.2.2009. http://www.reka.fi/products/reko [Salonen 2006] Salonen, P. 2006. Tasasähkön hyödyntämismahdollisuudet

sähkönjakelussa. Diplomityö. Lappeenranta. Lappeenrannan teknillinen yliopisto, sähkötekniikan osasto. 94 s.

[Salonen et al. 2008] Salonen, P., Kaipia, T., Nuutinen, P., Peltoniemi, P. & Partanen,

J. 2008. Fault analysis of LVDC distribution system. 7th World Energy System Conference (WESC). Iasi, Romania, June 30 - July 2, 2008.

[Semikron 1] SKKT 132, SKKH 132. Datalehti. Semikron.

86

[Semikron 2] SKM 75GB173D. Datalehti. Semikron. [SFS 2200] SFS 2200. 2005. 0,6/1 kV kaapelit. Riippukierrekaapeli AMKA.

Helsinki, Suomen standardisoimisliitto. 8 s. [SFS-EN 50160] SFS-EN 50160. 2008. Yleisen jakeluverkon jakelujännitteen

ominaisuudet. Helsinki, Suomen standardisoimisliitto. 34 s. [SFS-IEC 60449] SFS-IEC 60449. 2007. Rakennusten sähköasennusten

jännitealueet. Helsinki, Suomen standardisoimisliitto. 12 s. [Suntila 2009] Suntila, Timo. 2009. Pienjännitekaapeleiden soveltuvuus

sähkönjakeluun tasajännitteellä. Diplomityö. Tampere. Tampereen teknillinen yliopisto, Tieto- ja sähkötekniikan tiedekunta. 110 s. + liitt. 10 s.

[TTKK 1993] Keskinen, R. (toim.). 1993. Suomen energiatekniikan historia:

Teknis-historiallinen tutkimus energian tuottamisesta ja käytöstä Suomessa 1840-1980, osa 2. Tampere. Tampereen teknillinen korkeakoulu – Julkaisuja 115. 452 s.

[Turunen 2009] Turunen, J. 2009. Series Active Power Filter in Power

Conditioning. Dissertation. Tampere. Tampereen teknillinen yliopisto. Julkaisu – Tampere University of Technology. Publication 804. 179 s.

[Viitanen 2005] Viitanen, T. 2005. Space Vector Modulation of Boost-Type

Three-Phase, Three-Switch and Three-Level Unidirectional PWM Rectifier – Analysis and Implementation. Dissertation. Tampere. Tampereen teknillinen yliopisto. Julkaisu – Tampere University of Technology. Publication 575. 150 s.

[Voutilainen 2007] Voutilainen, V. 2007. Tasasähkönjakelun käyttöpotentiaalin

määrittäminen. Diplomityö. Lappeenranta. Lappeenrannan teknillinen yliopisto, Teknillinen tiedekunta. 120 s.

[VTT 2006] Kumpulainen, L., Laaksonen, H., Komulainen, R., Martikainen,

A., Lehtonen, M., Heine, P., Silvast, A., Imris, P., Partanen, J., Lassila, J., Kaipia, T., Viljainen, S., Verho, P., Järventausta, P., Kivikko, K., Kauhaniemi, K., Lågland, H. & Saaristo H. 2006. Verkkovisio 2030. Alue- ja jakeluverkkojen teknologiavisio. Espoo, VTT Tiedotteita 2361. 92 s.

87

Liite 1. Tasasuuntaajan parametrit

1) Vaihelukko (Phase-Locked Loop) ja sytytyspulssigeneraattori (Interpolated

Firing Pulses)

2) Impulssigeneraattori (Impulse Generator with Interpolation), laskin (Counter) ja ramppifunktio (Down Ramp Transfer Function)

3) Tyristori (Power Electronic Switch)

Interpolated Pulse: Yes

88

Liite 2. Vaihtosuuntaajan parametrit

1) IGBT (Power Electronic Switch)

Interpolated Pulse: Yes

2) Jännite- ja virtasäätäjän parametrit (PI Controller with Interpolation)

3) Sytytyspulssigeneraattori (Interpolated Firing Pulses) ja integraattori

89

Liite 3. Laajan DC-järjestelmän PSCAD-malli

90

Liite 4. Työkoneen malli

Mallin tekijänä tekn. yo Marko Pikkarainen.

Klapikoneen PSCAD-malli

Moottorin parametrit.