Compensador Dinámico de Tensión en Redes de Distribución Desequilibradas mediante un AC-link ShSPFC

Proyecto Fin de Carrera Ingeniería de Telecomunicación Formato de Publicación de la Escuela Técnica Superior de Ingeniería Autor: F. Javier Payán Somet Tutor: Juan José Murillo Fuentes Dep. Teoría de la Señal y Comunicaciones Escuela Técnica Superior de Ingeniería Universidad de Sevilla Sevilla, 2013 Trabajo Fin de Máster de Sistemas de Energía Eléctrica Doble Máster en Ingeniería Industrial y en Sistemas de Energía Eléctrica Compensador Dinámico de Tensión en Redes de Distribución Desequilibradas mediante un AC-link ShSPFC Autor: Pablo Heredia Macías Tutor: Manuel Barragán Villarejo Dpto. Ingeniería Eléctrica Escuela Técnica Superior de Ingeniería Universidad de Sevilla Sevilla, 2024 Trabajo Fin de Máster de Sistemas de Energía Eléctrica Doble Máster en Ingeniería Industrial y en Sistemas de Energía Eléctrica Compensador Dinámico de Tensión en Redes de Distribución Desequilibradas mediante un AC-link ShSPFC Autor: Pablo Heredia Macías Tutor: Manuel Barragán Villarejo Profesor Titular de Universidad Dpto. Ingeniería Eléctrica Escuela Técnica Superior de Ingeniería Universidad de Sevilla Sevilla, 2024 Trabajo Fin de Máster de Sistemas de Energía Eléctrica: Compensador Dinámico de Tensión en Redes de Distribución Desequilibradas mediante un AC-link ShSPFC Autor: Pablo Heredia Macías Tutor: Manuel Barragán Villarejo El tribunal nombrado para juzgar el trabajo arriba indicado, compuesto por los siguientes profesores: Presidente: Vocal/es: Secretario: acuerdan otorgarle la calificación de: El Secretario del Tribunal Fecha: Agradecimientos A mi tutor por guiarme en la elaboración de este proyecto y por la gran oportunidad laboral que me ha brindado. A mis padres por apoyarme en todo en la vida y por el cariño que siempre me han brindado. A mis amigos que hice en el EIA de Oporto, por la gran amistad que me han brindado y que a día de hoy perdura. Pablo Heredia Macías Sevilla, 2024 I Resumen E n este proyecto se amplía lo expuesto en el anterior trabajo de fin de grado y se propone el uso de la topología AC-Link ShSPFC basada en el convertidor VeSC para diseñar un compensador dinámico de tensión que sea capaz de mantener la tensión nominal en los puntos de conexión de las cargas a la red de distribución tanto en operación equilibrada como en operación desequilibrada. Para tal fin se mejora el control en cascada propuesto en el trabajo anterior para que también sea capaz de mitigar las tensiones en secuencia inversa. Se darán tres propuestas de topología, cada una con su propia estrategia de control, que serán validadas mediante simulación, con el fin de demostrar la idoneidad de estas topologías para mitigar las tensiones en secuencia inversa y garantizar siempre una operación equilibrada en el punto de conexión en la carga. III 2Capítulo 1. Introducción Figura 1.2 Producción interior de energía vs Grado de autoabastecimiento, 2000-2022.. producción eléctrica del país. Sin embargo, en los últimos años, se ha producido un aumento en la generación renovable. La evacuación de la energía procedente de la generación renovable se ha llevado a cabo, al igual que la convencional, en la red de transporte mediante grandes centrales. Este tipo de generación se denomina Generación Centralizada (GC). Esta energía transcurrirá a través de la red de transporte y posteriormente a través de la red de distribución hasta llegar a los consumidores finales. Sin embargo, con la progresiva implementación de la generación renovable, se plantea la posibilidad de instalar pequeños generadores de energía renovable (fundamentalmente solar fotovoltaica y eólica) que evacuen la energía producida a la red de distribución (más cerca de los consumidores finales) o incluso directamente a los consumidores finales (autoconsumo). Este tipo de generación se conoce como Generación Distribuida (GD). Esta implementación masiva de GD trae, sin embargo, una alteración en el modo en el que hasta ahora se han operado las redes de transporte y distribución, en concreto en el perfil de tensiones a lo largo de la red de distribución. Las diferencias en el perfil de tensiones existentes entre la GC y la GD puede verse en la Figura 1.5. Tradicionalmente con GC, la dirección del flujo de potencia ha sido desde las centrales generadoras hacia los consumidores finales. De acuerdo con ésto, se tiene un perfil de tensiones decreciente a lo largo de la red de distribución. La regulación de tensión se ha venido haciendo en la subestación a través de bancos de condensadores o mediante el cambiador de tomas del transformador. Sin embargo, la progresiva introducción de GD a lo largo de la red de distribución trae consigo la inversión de la dirección del flujo normal de potencia que se tenía con GC, produciéndose sobretensiones en aquellos 3 Figura 1.3 Evolución de la potencia eléctrica instalada (MW) en el sistema eléctrico español, entre los años 2000 y 2020. Figura 1.4 Evolución de la potencia eléctrica instalada acumulada (MW) en el sistema eléctrico español, entre los años 1990 y 2020. puntos de la red en donde se está inyectando energía. También debe tenerse en cuenta el aumento progresivo de la demanda de energía eléctrica y la progresiva introducción del coche eléctrico, cuyo efecto es la aparición de subtensiones en ciertos puntos de la red. Por todos los motivos expuestos, la regulación de tensión en el caso de GD se vuelve más complicada, ya que altera el perfil tradicional de tensiones que se tenía con GC. De no solucionarse, se podría provocar sobrecargas en alimentadores y transformadores, conduciendo a una reducción de la vida útil de los equipos y a un aumento de fallos en el sistema [2]. Con el fin de regular la tensión en las redes de distribución dominadas por GD y, con ello, regular el flujo 4Capítulo 1. Introducción Figura 1.5 Perfil de tensiones con GC y GD. de potencia, se ha propuesto el uso de la electrónica de potencia. El uso de estos equipos de electrónica de potencia se ha dado históricamente en las redes de transporte para controlar el flujo de potencia a través de ellas y, de esta manera, obtener una mejor operación de las mismas. Estos equipos de electrónica de potencia son conocidos como controladores FACTS (Flexible AC Transmission Systems), y se dan en diferentes topologías, clasificadas en dos grupos [12]: • Controladores FACTS basados en tiristores: entre estas topologías destacan el SVC (Static Var Compensator) y el TCSC (Thyristor Controlled Series Compensator). • Controladores FACTS basados en el VSC (Voltage Source Converter): entre estas topologías destacan el STATCOM (Static Synchronous Compensator), el SSSC (Static Synchronous Series Compensator), el UPFC (Unified Power Flow Controller) y el IPFC (Interline Power Flow Controller). En la actualidad, la evolución de la red distribución y la reducción de costes de los equipos de electrónica de potencia hace que su uso no sólo sea factible en las redes de transporte, sino que se plantee la posibilidad de utilizar las topologías anteriormente mencionadas para la regulación de la tensión y del flujo de potencia en una red de distribución en la que hay cada vez más GD. Estos dispositivos se conocen como DFACTS (Distributed Flexible AC Transmission Systems) [ 4 ], y pueden implementarse principalmente de dos maneras: • En los puntos de interconexión entre las distintas redes de distribución existentes en el sistema eléctrico, con el objetivo de regular la tensión en estos puntos de conexión y, de esta manera, controlar el flujo de potencia entre las redes de distribución. • En los puntos de conexión de las diferentes cargas existentes en la red de distribución, con el objetivo de regular la tensión de estos puntos de conexión y, de esta manera, controlar el consumo de potencia de dichas cargas. También cabe destacar, aparte de los ya mencionados dispositivos FACTS y DFACTS, los convertidores integrados en la GD. Estos convertidores desempeñan un importante papel en la regulación de la tensión en 5 los puntos de conexión de la GD a la red de distribución y, por tanto, en la regulación de la potencia inyectada a la red. En el anterior trabajo de fin de grado [ 5 ], se propuso un método para regular la tensión y con ello el flujo de potencia de una carga conectada a la red de distribución: un compensador dinámico de tensión situado en bornas de una carga resistiva en redes de distribución usando una topología basada en un AC-Link [ 1 ] denominada AC-Link ShSPFC [ 10 ] [ 3 ] basada en el convertidor VeSC [ 13 ] [ 6 ], el cual es capaz de mantener la tensión de dicha carga resistiva en su valor nominal ante una variación en la tensión aportada por la red de distribución y una variación de la magnitud de la propia carga. Para controlar dicha topología, se recurrió a un control en cascada formado por tres niveles: un control interno de corriente a la salida del convertidor, un control intermedio de la tensión inyectada en serie entre la red y la carga resistiva, y un control externo de tensión en la carga resistiva. Gracias a este control, se demostró que esta topología es capaz de mantener la tensión de la carga resistiva ante variaciones en la tensión de la red y de la propia carga, siempre y cuando se tuviese una alimentación perfectamente equilibrada (onda trifásica a 50 Hz cuyas fases se encuentran desfasadas 120ºentre si). En este proyecto, se mejorará la topología y control descritos en el anterior trabajo para que además sea capaz de mitigar los desequilibrios de tensión provenientes de la red para que de esta manera la carga se mantenga a su tensión nominal perfectamente equilibrada. Este proyecto se estructura de la siguiente manera: • En la primera parte, se hará una revisión general de lo visto en el anterior trabajo, mostrando la topología usada y el control de cascada usado para resolver el problema en condiciones de alimentación equilibrada. También se revisará la propuesta de Fernando Mancilla-David [ 3 ] para el caso de alimentación desequilibrada. • En la segunda parte, se propondrán las mejoras tanto a la topología como al control en cascada para poder resolver el problema también en condiciones de alimentación desequilibrada. En total se propondrán tres nuevas modificaciones a la topología original, cada uno con su propia estrategia de control en cascada asociado. • En la tercera parte, se harán una serie de simulaciones para validar el funcionamiento de las estrategias de control diseñadas y validar su correcta implementación en sus respectivas topologías, para de esta manera probar si las topologías propuestas son buenas opciones para conseguir el objetivo principal de este proyecto. 2 Revisión del Estado del Arte En este capítulo se comenzará repasando el modelado y funcionamiento de la topología VeSC que se ha venido usando hasta ahora, explicando cada una de las partes del control de cascada implementado para el control de tensiones en sistemas equilibrados, para finalizar exponiendo la propuesta de Fernando Mancilla-David [3] para el control de tensiones en sistemas desequilibrados. 2.1 Topología AC-Link ShSPFC basada en el convertidor VeSC La topología AC-Link Shunt Serie Power Flow Controller (ShSPFC) [ 3 ] [ 10 ], ver Figura 2.1, es una topología Figura 2.1 Topología AC-Link Shunt Serie Power Flow Controller (ShSPFC). serie-paralelo en la cual un convertidor VeSC inyecta una tensión serie vs . Éste es un VeSC que tiene tres 7 8Capítulo 2. Revisión del Estado del Arte entradas trifásicas vin1 , vin2 y vin3 , y una salida vout , y como puede verse, las conexiones entre fases se encuentran alternadas. El VeSC se alimenta en paralelo a través de un transformador multidevanado de relación de transformación ap , el cual tiene un primario con un devanado en estrella y un secundario con tres devanados en estrella, uno por cada entrada del VeSC. La resistencia y la reactancia del transformador se tienen en cuenta en el secundario, con los parámetros Rsh yLsh. Entre cada devanado del secundario del transformador multidevanado y su respectiva entrada al VeSC, se instala un filtro de entrada, compuesto por un condensador C y una resistencia en serie R , para asegurar una buena calidad de onda a la entrada del VeSC, ésto es, una buena calidad de onda de las tensiones vabc in1 , vabc in2 y vabc in3, y de las intensidades iabc in1,iabc in2yiabc in3. La tensión de salida del VeSC vabc out y la intensidad de salida iabc out se inyectan entre la tensión de red vabc 1y la tensión vabc 2 de la carga resistiva RL a través de un transformador serie de relación de transformación as que inyecta una tensión vabc s , cuya función es la de mantener la tensión vabc 2 en su valor nominal, según la ecuación: v1+vs=v2(2.1) Como puede verse en (2.1), la tensión en serie vs compensará las variaciones de tensión que haya en la red para que la carga resistiva RLse mantenga siempre en su valor nominal. Entre la salida del VeSC y el transformador serie se instala un filtro LCL con passive damping mediante resistencia en paralelo. Este filtro está compuesto por una bobina de inductancia L1 y resistencia R1 , un condensador Cs y una conductancia G en paralelo, y la resistencia Rs y la inductancia Ls del transformador serie. Su función será garantizar una buena calidad de la onda de salida del VeSC. Según [ 6 ], un VeSC es un convertidor trifásico AC/AC capaz de sintetizar una tensión trifásica AC ajustable de salida, vout , mediante la conmutación de un número m de fuentes de tensión trifásica AC de entrada, vin1,vin2, ..., vinm , como puede verse en la Figura 2.2. La conmutación se llevará a cabo usando un módulo de IGBT y diodo en anti-paralelo, ya que es bidireccional en corriente y unidireccional en tensión. Se empieza asumiendo que la frecuencia nominal de las tensiones e intensidades trifásicas a la entrada son todas iguales. Como puede verse en la Figura 2.2, los interruptores se agrupan de tres en tres, de manera que los tres interruptores de cada grupo abren y cierran a la vez. Así, matemáticamente, se puede expresar las relaciones entre las tensiones e intensidades de entrada y salida de la siguiente manera: vout (t) = m ∑ j=1 Hj(t)vin−j(t)j=1,2,...,m(2.2) iin−j(t) = m ∑ j=1 Hj(t)iout (t)j=1,2,...,m(2.3) donde vin−j= [va in−j,vb in−j,vc in−j]T y vout = [va out ,vb out ,vc out ]T son las tensiones de entrada y de salida respectivamente, iin−j= [ia in−j,ib in−j,ic in−j]T y iout = [ia out ,ib out ,ic out ]T son las intensidades de entrada y de salida respectivamente, y Hj(t) es la función de conmutación de cada grupo de interruptores que relaciona las tensiones e intensidades de entrada y salida, y se define de la siguiente manera: Hj(t) = 1si los interruptores están cerrados 0si los interruptores están abiertos(2.4) Cuando la frecuencia de conmutación de los interruptores (IGBTs) es mucho mayor que la frecuencia fundamental de las tensiones e intensidades de entrada y salida, la potencia neta transferida entre las entradas y la salida se obtiene a partir del valor medio (componente DC) de la función de conmutación de cada grupo de interruptores, Hj(t) [ 6 ]. A este valor medio se le denomina duty ratio, y se expresa matemáticamente como: dj(t) = 1 TZt+T t Hj(τ)dτj=1,2,...,m(2.5) donde T es el periodo de conmutación. De (2.5) se puede deducir lo siguiente: m ∑ j=1 dj(t) = 1(2.6) 2.1 Topología AC-Link ShSPFC basada en el convertidor VeSC 9 Figura 2.2 Vector Switching Converter (VeSC). Por último, las relaciones entre las tensiones e intensidades de entrada y salida antes descritas en (2.2) y (2.3) se reescribirían de la siguiente manera: vout (t) = m ∑ j=1 dj(t)vin−j(t)j=1,2,...,m(2.7) iin−j(t) = m ∑ j=1 dj(t)iout (t)j=1,2,...,m(2.8) La técnica de modulación utilizada para el VeSC será PWM [ 6 ]. Sin embargo, ver Figura 2.3, a diferencia del PWM utilizado para los VSCs, la señal portadora es una onda triangular con forma de diente de sierra que varía entre 0 y 1 con una frecuencia igual a la de conmutación. Además, hay varias señales moduladoras de valor constante que se obtienen a partir de la suma de los duty ratios. El intervalo entre cada una de estas señales moduladoras se considerará nivel alto para la correspondiente señal de control, Hj ( j=1,2,...,m ), de tal manera que solo se activen los IGBTs del grupo correspondiente, mientras que las señales de control restantes se considerarán nivel bajo, o lo que es lo mismo, los demás grupos de IGBTs están desactivados. De esta manera, y como puede deducirse de la Figura 2.3 y de la ecuación (2.2), el cierre del grupo correspondiente de IGBTs provocará que la tensión AC de entrada correspondiente aparezca en la salida del VeSC. El circuito equivalente monofásico (modelo promediado) del VeSC se muestra en la Figura 2.4 mediante el uso de fuentes dependientes. En ella queda plasmada toda la información contenida en (2.7) y (2.8). Con toda esta información, se puede deducir que el valor de la tensión vout depende del valor (magnitud y fase) de las tensiones vin−jy del valor de los duty ratios dj. La onda trifásica AC de salida tendrá un espectro armónico compuesto por una componente fundamental de baja frecuencia coincidente con la de las fuentes trifásicas de entrada, más una componente de alta frecuencia 10 Capítulo 2. Revisión del Estado del Arte Figura 2.3 Estrategia PWM para el VeSC. Figura 2.4 Circuito equivalente monofásico de la fase a (modelo promediado) del VeSC. 2.2 Modelado del sistema en coordenadas abc ydq, y objetivos de control 11 derivada de la conmutación de los IGBTs. Por lo tanto, será necesario instalar un filtro de salida que logre producir una onda alterna lo más sinusoidal posible. 2.2 Modelado del sistema en coordenadas abc ydq, y objetivos de control El sistema que se pretende controlar puede verse en la Figura 2.5. El objetivo de la estrategia de control será Figura 2.5 Sistema a controlar. mantener la tensión vabc 2 de la carga resistiva RL en su valor nominal mediante la inyección de una tensión en serie vabc s según (2.1). De esta manera, la tensión vabc 2 se mantendría en su valor nominal frente a variaciones de la tensión de alimentación vabc 1 o de la carga RL . La tensión vabc s la inyectará el convertidor VeSC a través de un transformador serie con una relación de transformación as. Entre el convertidor y el transformador serie se instalan, en este orden, los siguientes elementos: una bobina real de inductancia L1 y resistencia R1 en serie, y un condensador de capacidad Cs con una conductancia G en paralelo, conectados en paralelo al resto de elementos. La resistencia Rs y la inductancia Ls del transformador serie se tendrán en cuenta para completar el diseño del filtro LCL que formará todo el conjunto descrito, pero al tener ambos un valor en por unidad muy pequeños, se despreciarán para el diseño del control, por lo que se tendrá las siguientes ecuaciones en coordenadas abc: vabc 1+vabc s=vabc 2(2.9) vabc c=R1iabc c+L1 diabc c dt +vabc m≈R1iabc c+L1 diabc c dt +vabc sas(2.10) iabc c=iabc m+iabc s=Gvabc m+Cs dvabc m dt +iabc s≈G(vabc sas)+Cs d(vabc sas) dt +iabc s(2.11) donde vabc c e iabc c son la tensión e intensidad a la salida del convertidor respectivamente, vabc m e iabc m son la tensión y la intensidad del condensador y la conductancia respectivamente, y vabc s e iabc s son la tensión e intensidad inyectadas en serie al sistema respectivamente. 18 Capítulo 2. Revisión del Estado del Arte Figura 2.11 Control propuesto en el trabajo de Fernando Mancilla-David [3]. cascada se basa en modelo, por lo que se tendría la capacidad de sintonizar de manera teórica las ganancias del controlador. 3 Control en cascada del AC-link ShSPFC para sistemas desequilibrados E n este capítulo se analizarán las nuevas topologías propuestas para el control de tensiones en sistemas con tensiones desequilibradas, cada una de ellas con su propio control especificado y basadas en la topología AC-Link ShSPFC vista en el anterior capítulo. 3.1 Topología 2 Transformadores-2 VeSC (2T-2V) En esta sección se estudiará la topología de la Figura 3.1, la cual se presenta como una evolución de la topología ShSPFC vista en el capítulo anterior para hacer frente a desequilibrios en tensión. La principal diferencia es que en este caso se inyectan dos tensiones en serie: una en secuencia directa vs,dir y otra en secuencia inversa vs,inv . Para inyectar estas dos tensiones serie, se tienen dos convertidores VeSC, cada uno responsable de inyectar la tensión serie en la secuencia correspondiente, habiendo por tanto un VeSC responsable de inyectar una tensión serie de secuencia directa y otro responsable de inyectar una tensión serie de secuencia inversa. Al igual que la topología del caso del capítulo anterior, se tratan de VeSC de tres entradas trifásicas y una salida trifásica con las fases alternadas entre si, aunque con la diferencia de que en el VeSC de inversa se alternan las fases de distinta manera para que sus duty ratios asociados sean constantes en régimen permanente. Ambos VeSC llevan asociados cada uno un transformador multidevanados de un devanado primario en triángulo y tres devanados secundarios en triángulo, ambos de relacion de transformación ap . En esta topología se ha decidido cambiar de estrella a triángulo para evitar el factor de corriente homopolar que iría por el neutro. Los dos transformadores multidevanados se conectan en parelelo entre si a la red. El filtro de entrada a los convertidores se mantendrá igual que en la topología del capítulo 2, pero en este caso, los filtros de salida de los convertidores VeSC serán distinto, ya que se suprimirá la resistencia en paralelo al condensador para aplicar una técnica de active damping, anulando de esta manera la pérdida de potencia que se daba en esta resistencia, reduciendo por tanto las pérdidas totales de potencia del sistema [ 7 ]. 3.2 Topología 1 Transformador-2 VeSC (1T-2V) En esta sección se estudiará la topología de la Figura 3.2, la cual se presenta como una evolución de la topología ShSPFC vista en la primera sección de este capítulo para hacer frente a desequilibrios en tensión. Al igual que la topología anteriormente estudiada, se inyectan dos tensiones en serie: una en secuencia directa vs,dir y otra en secuencia inversa vs,inv . Ambas tensiones se inyectan usando dos convertidores VeSC cuyas condiciones de diseño son las mismas que la de la topología anteriormente estudiada. Pero en este caso, la diferencia radica en que ámbos convrertidores VeSC son alimentados por un único transformador multidevanados de un devanado primario en triángulo y tres devanados secundarios en triángulo de relación de transformación ap conectado en paralelo a la red. Ambos convertidores VeSC se conectarán en paralelo al secundario de este transformador multidevanados. De esta manera, se puede ahorrar la instalación de un segundo transformador multidevanados. Tanto el filtro de entrada a los convertidores como los filtros de salida de los mismos se mantendrán bajo las mismas condiciones de diseño que en la topología anteriormente estudiada. 19 20 Capítulo 3. Control en cascada del AC-link ShSPFC para sistemas desequilibrados Figura 3.1 Topología ShSPFC 2T-2V. 3.2 Topología 1 Transformador-2 VeSC (1T-2V) 21 Figura 3.2 Topología ShSPFC 1T-2V. 22 Capítulo 3. Control en cascada del AC-link ShSPFC para sistemas desequilibrados 3.3 Control para las topologías 2T-2V y 1T-2V El sistema que se pretende controlar en estas dos topologías puede verse en la Figura 3.3. El objetivo de la Figura 3.3 Sistema a controlar en las topologías 2T-2V y 1T-2V. estrategia de control será mantener la tensión vabc 2 de la carga resistiva RL en su valor nominal mediante la inyección de dos tensiones en serie vabc s,dir de secuencia directa y vabc s,inv de secuencia inversa, según la siguiente ecuación: vabc 1+vabc s=vabc 1,dir +vabc 1,inv +vabc s,dir +vabc s,inv =vabc 2=vabc 2,dir (3.1) De esta manera, la tensión vabc 2 se mantendría en su valor nominal frente a variaciones de la tensión de alimentación vabc 1 o de la carga RL , y frente a desequilibrios en tensión. Las tensiones serie serán inyectadas mediante dos convertidores VeSC, cada uno responsable de inyectar tensión a una secuencia, habiendo por tanto un VeSC que inyectará tensión en secuencia directa y otro VeSC que inyectará tensión en secuencia inversa. Cada convertidor inyectará su respectivas tensión través de un transformador serie de relación de transformación as. 3.3 Control para las topologías 2T-2V y 1T-2V 23 El filtro LCL instalado entre el convertidor de cada secuencia y su correspondiente transformador serie será el mismo que el instalado en la topología vista en el capítulo anterior, pero con una diferencia: se ha decidido suprimir la conductancia G en paralelo al condensador, adoptándose así una técnica de active damping [ 7 ]. De esta manera, el sistema de ecuaciones del sistema en coordenadas abc queda de la siguiente manera: vabc 1+vabc s=vabc 2(3.2) vabc c=R1iabc c+L1 diabc c dt +vabc m≈R1iabc c+L1 diabc c dt +vabc sas(3.3) iabc c=iabc m+iabc s=Cs dvabc m dt +iabc s≈Cs d(vabc sas) dt +iabc s(3.4) A diferencia del sistema del capítulo anterior, este sistema, previo a la aplicación de la transformada de Park, se producirá una descomposición en secuencia directa e inversa, usándose para tal fin un separador de secuencias diseñado en Matlab-Simulink aplicado a todas las magnitudes eléctricas del sistema. Tras esto, se le aplicará la transformada de Park a cada una de las secuencias. En secuencia directa, el ángulo eléctrico θdir se obtendrá mediante el uso de un PLL (Phase Locked Loop) a partir de la tensión de la red vabc 1 , mientras que en secuencia inversa, el ángulo eléctrico θinv se obtendrá como el negativo del ángulo eléctrico θdir , es decir, θinv =−θdir . De esta manera, solo se aplicará un único PLL. Así, se obtendrán las siguientes ecuaciones para cada secuencia: vdq 1+vdq s=vdq 2(3.5) vdq c=R1idq c+L1 didq c dt ∓L1ωiqd c+vdq m≈R1idq c+L1 didq c dt ∓L1ωiqd c+vdq sas(3.6) idq c=idq m+idq s=Cs dvdq m dt ∓Csωvqd m+idq s≈Cs d(vdq sas) dt ∓Csω(vqd sas)+ idq s(3.7) La estrategia de control elegida se basará en un control en cascada. Como puede verse en el diagrama de la Figura 3.10, cada convertidor VeSC tendrá un control en cascada como el visto en el capítulo anterior, Figura 3.4 Diagrama del control completo en cascada de las topologías 2T-2V y 1T-2V. pero particularizado para la secuencia en la que trabaje el convertidor. También cada convertidor tendrá su 24 Capítulo 3. Control en cascada del AC-link ShSPFC para sistemas desequilibrados propio modulador particularizado a la secuencia en la que trabaja. El control de intensidad en el convertidor será idéntico al descrito en el capítulo anterior, pero dividido en secuencias, como se muestra en la Figura 3.5. Figura 3.5 Diagrama del lazo de control de intensidad en el convertidor, separado en secuencias. El control de la tensión serie (condensador) será casi idéntico al descrito en el capítulo anterior, puesto que en este caso, al adoptare una técnica de active damping y suprimir la conductancia G en paralelo al condensador, se debe incluir un feedback negativo de la conductancia G [ 7 ], quedando por tanto para cada secuencia la siguiente ecuación que describirá el control: idq∗ c=udq m∓Csωvqd m+idq s−Gvdq m(3.8) El diagrama del control de la tensión serie (condensador) resultante tras esta modificación puede verse en la Figura 3.6. Figura 3.6 Diagrama del lazo de control de la tensión serie (condensador), separado en secuencias. El control de la tensión de la carga será idéntico al descrito en el capítulo anterior, pero dividido en secuencias, como se muestra en la Figura 3.7. Por último, el modulador para el convertidor de cada secuencia tendrá un funcionamiento idéntico al mostrado en el capítulo anterior, obteniendo los duty ratios d123 dir y d123 inv necesarios para operar tanto el convertidor VeSC de secuencia directa como el VeSC de secuencia inversa. 3.4 Topología 1 Transformador-1 VeSC (1T-1V) 25 Figura 3.7 Diagrama del lazo de control de la tensión de la carga, separado en secuencias. 3.4 Topología 1 Transformador-1 VeSC (1T-1V) En esta sección se estudiará la topología de la Figura 3.8, la cual se presenta como una evolución de la Figura 3.8 Topología ShSPFC 1T-1V. topología ShSPFC vista en la tercera sección de este capítulo para hacer frente a desequilibrios en tensión. A diferencia de las anteriores dos topologías vistas anteriormente en este capítulo, en esta topología solo se inyectará una tensión serie vs la cual contendrá ámbas secuencias: directa e inversa. Dicha tensión serie será inyectada por un solo convertidor VeSC, responsable de inyectar una tensión serie en ámbas secuencias para mitigar los desequilibrios en tensión. Este convertidor VeSC tendrá tres entradas trifásicas y una salida trifásica y mantendrá la misma alternancia de fases que la vista en la topología vista en el capítulo 2. Este VeSC, al igual que la topología anteriormente descrita, estará alimentado por un único transformador 26 Capítulo 3. Control en cascada del AC-link ShSPFC para sistemas desequilibrados multidevanados de un devanado primario en triángulo y tres devanados secundarios en triángulo de relación de transformación ap conectado en paralelo a la red. De esta manera, se puede ahorrar la instalación tanto de un segundo transformador multidevanados como de un segundo convertidor VeSC. Tanto el filtro de entrada al convertidor como los filtros de salida del mismo se mantendrán bajo las mismas condiciones de diseño que en la topología anteriormente estudiada. 3.5 Control para la topología 1T-1V El sistema que se pretende controlar en esta topología puede verse en la Figura 3.9. El objetivo de la estrategia Figura 3.9 Sistema a controlar en las topologías 1T-1V. de control será mantener la tensión vabc 2 de la carga resistiva RL en su valor nominal mediante la inyección de una tensión en serie vabc sque contendrá ambas secuencias, directa e inversa, según la siguiente ecuación: vabc 1+vabc s=vabc 1,dir +vabc 1,inv +vabc s,dir +vabc s,inv =vabc 2=vabc 2,dir (3.9) De esta manera, la tensión vabc 2 se mantendría en su valor nominal frente a variaciones de la tensión de alimentación vabc 1 o de la carga RL , y frente a desequilibrios en tensión. La tensión serie será inyectada mediante un único convertidor VeSC, responsable de inyectar tensión tanto en secuencia directa como en inversa. El convertidor inyectará dicha tensión a través de un transformador serie de relación de transformación as. Al igual que que con las dos topologías anteriores, se ha optado por una estrategia de active damping, teniendo por tanto el mismo sistema de ecuaciones tanto en ejes abc como en ejes dq. La estrategia de control elegida también se basará en un control en cascada muy similar al visto con anterioridad en este capítulo. Como puede verse en el diagrama de la Figura 3.10, el convertidor VeSC tendrá un control en cascada como el visto en el capítulo anterior, pero particularizado tanto en secuencia directa como en inversa. Una vez conseguida la tensión deseada a la salida del convertidor tanto en secuencia directa como en inversa, se sumarán ambas tensiones y se enviará dicha suma al modulador del convertidor, obteniendo los duty ratios d123 necesarios para operar el convertidor en ambas secuencias a la vez. Estos duty ratios, que anteriormente eran constantes para ambas secuencias, tendrán una componente oscilatoria a 100 3.5 Control para la topología 1T-1V 27 Figura 3.10 Diagrama del control completo en cascada de las topología 1T-1V. Hz a la hora de inyectar tensión de secuencia inversa. De esta manera, se consiguen los mismos resultados eliminando equipos hardware. En cuanto a los lazos de control en secuencia directa e inversa, estos se mantendrán igual que en el caso visto con anterioridad en este capítulo. 34 Capítulo 4. Validación de controladores VeSC para sistemas desequilibrados 0 100 200 Tensi ´ on ( V ) va 2 , RMS vb 2 , RMS vc 2 , RMS 0.0 2.5 5.0 7.5 Intensidad ( A ) ia 2 , RMS ib 2 , RMS ic 2 , RMS 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 Tiempo ( s ) 0 2000 4000 6000 Potencia activa ( W ) P Figura 4.5 Gráficas vabc 2,RMS,iabc 2,RMS y potencia activa en la carga resistiva. Topología 2T-2V promediada.. 2.71 2.72 2.73 2.74 2.75 Tiempo ( s ) 0 2000 4000 6000 Potencia activa ( W ) P Figura 4.6 Detalle de la potencia activa en el último tramo. Topología 2T-2V promediada.. simulación serán los mismos que para el caso de la topología 2T-2V visto en la anterior sección; la diferencia radicará en que se pasa del modelo promediado de los convertidores al modelo conmutado mediante IGBTs, por lo que, además de analizar las mismas magnitudes que se vieron en la sección anterior, se le dará especial atención en asegurar que el THD de la tensión serie y en la carga, y de la intensidad de la carga no supere el umbral del 8 % marcado por la norma UNE-EN 50160 relativa a las características de la tensión suministrada 4.3 Control de tensión modelo conmutado 2T-2V 35 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 Tiempo ( s ) 0 20 40 60 Tensi ´ on ( V ) va s, RMS vb s, RMS vc s, RMS Figura 4.7 Gráfica vabc s,RMS. Topología 2T-2V promediada.. 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 Tiempo ( s ) 0.2 0.3 0.4 0.5 d 1 d 2 d 3 Figura 4.8 Gráfica d1,d2yd3de secuencia directa. Topología 2T-2V promediado.. 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 Tiempo ( s ) 0.30 0.35 0.40 d 1 d 2 d 3 Figura 4.9 Gráfica d1,d2yd3de secuencia inversa. Topología 2T-2V promediado.. 36 Capítulo 4. Validación de controladores VeSC para sistemas desequilibrados por las redes generales de distribución. Los resultados de la simulación pueden verse en la Figura 4.10 y en la Figura 4.11, las cuales muestran -200 0 Tensi ´ on ( V ) vd ∗ 2 vq ∗ 2 vd 2 vq 2 0 50 100 Tensi ´ on ( V ) vd ∗ m vq ∗ m vd m vq m 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 Tiempo ( s ) -10 -5 0 Intensidad ( A ) id ∗ out iq ∗ out id out iq out Figura 4.10 Topología 2T-2V IGBTs. Gráficas vdq 2,vdq meidq out de secuencia directa. las gráficas en ejes dq de la tensión en la carga vdq 2 , la tensión en el condensador vdq m y la intensidad en el convertidor idq out , tanto en secuencia directa como en secuencia inversa. En ellas puede comprobarse el correcto funcionamiento del control en cascada, alcanzando siempre los valores que marcan las referencias según las constantes de tiempo definidas anteriormente. La Figura 4.12 muestra las gráficas de los valores eficaces (RMS) de la tensión e intensidad en la carga resistiva vabc 2 e iabc 2 , y la potencia activa que ésta consume. En estas gráficas podemos identificar cada uno de los eventos anteriormente descritos: • Entre t=0s y t=0,05 s , el sistema está a circuito abierto (sin carga conectada) a una tensión igual a la de la red e intensidad nula, por lo que no se consume potencia. • Entre t=0,05 s y t=1s , el sistema se encuentra con el contactor 1 cerrado (se conecta la carga) y el control activado, por lo que empieza a fluir intensidad por la carga y el control mantiene la tensión de la carga a su valor nominal. Es en este momento cuando se empieza a consumir potencia. 4.3 Control de tensión modelo conmutado 2T-2V 37 -200 0 200 Tensi ´ on ( V ) vd ∗ 2 vq ∗ 2 vd 2 vq 2 -20 0 20 40 Tensi ´ on ( V ) vd ∗ m vq ∗ m vd m vq m 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 Tiempo ( s ) -5.0 -2.5 0.0 2.5 Intensidad ( A ) id ∗ out iq ∗ out id out iq out Figura 4.11 Topología 2T-2V IGBTs. Gráficas vdq 2,vdq meidq out de secuencia inversa. • Entre t=1s y t=1.5s , con el contactor 1 cerrado, se produce una subida de la tensión de la red, por lo que el control actúa restableciendo la tensión nominal de la carga y, con ello, la intensidad y la potencia que estaba consumiendo. • Entre t=1.5s y t=2s , con el contactor 1 cerrado y manteniéndose la subida de tensión de la red, se cierra el contactor 2, aumentado la carga del sistema, por lo que el control actúa restableciendo la tensión nominal del sistema. En este caso, al aumentar la carga resistiva y mantener la tensión que había anteriormente, se consume una intensidad mayor y, por tanto, se consume una mayor potencia. • Entre t=2s y t=2.75 s , manteniendo todo lo anterior, se inserta entre las fases a y c a la entrada de la carga una carga resistiva simulando una inserción de tensión de secuencia inversa. En este caso, el control logra restablecer la tensión nominal del sistema, pero la intensidad que fluye por la carga presenta un notable desequilibrio, trayendo consigo que la potencia activa consumida por la carga pase a ser oscilatoria a una frecuencia de 100 Hz, la cual coincide con la frecuencia a la que oscila la secuencia inversa, como puede verse en la Figura 4.13. Como puede verse, el control en cascada diseñado actúa en todo momento para mantener la tensión de la carga en su valor nominal, aunque haya una variación de la tensión de la carga, una variación de la carga en sí o un desequilibrio en tensión. Por tanto, como se tiene el control de la tensión de la carga, se tiene también 38 Capítulo 4. Validación de controladores VeSC para sistemas desequilibrados 0 100 200 Tensi ´ on ( V ) va 2 , RMS vb 2 , RMS vc 2 , RMS 0.0 2.5 5.0 7.5 Intensidad ( A ) ia 2 , RMS ib 2 , RMS ic 2 , RMS 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 Tiempo ( s ) 0 2000 4000 6000 Potencia activa ( W ) P Figura 4.12 Gráficas vabc 2,RMS,iabc 2,RMS y potencia activa en la carga resistiva. Topología 2T-2V IGBTs.. 2.66 2.68 2.70 2.72 2.74 Tiempo ( s ) 0 2000 4000 6000 Potencia activa ( W ) P Figura 4.13 Detalle de la potencia activa en el último tramo. Topología 2T-2V IGBTs.. el control de la intensidad que consume dicha carga, lo que significa por tanto que se tiene el control del consumo de potencia de la red de distribución. En la Figura 4.14 puede verse la gráfica del valor eficaz (RMS) de la tensión serie vabc s que se inyecta entre la red y la carga resistiva. Siempre que hay una variación en la tensión de la red, el sistema actúa inyectando entre la red y la carga la tensión adecuada para mantener la carga a su tensión nominal. 4.3 Control de tensión modelo conmutado 2T-2V 39 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 Tiempo ( s ) 0 20 40 60 Tensi ´ on ( V ) va s, RMS vb s, RMS vc s, RMS Figura 4.14 Gráfica vabc s,RMS. Topología 2T-2V IGBTs.. La Figura 4.15 y la Figura 4.16 muestran las gráficas de los duty ratios que generan el control de secuencia 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 Tiempo ( s ) 0.2 0.3 0.4 0.5 d 1 d 2 d 3 Figura 4.15 Gráfica d1,d2yd3de secuencia directa. Topología 2T-2V IGBTs.. 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 Tiempo ( s ) 0.30 0.35 0.40 d 1 d 2 d 3 Figura 4.16 Gráfica d1,d2yd3de secuencia inversa. Topología 2T-2V IGBTs.. 40 Capítulo 4. Validación de controladores VeSC para sistemas desequilibrados directa y el de inversa respectivamente, que se usarían en la técnica PWM para operar las versiones conmutadas de ambos VeSC. Tal y como se puede ver, en ningún momento se produce sobremodulación, lo que indica que se está operando dentro de la región de funcionamiento. El máximo THD alcanzado en las principales magnitudes estudiadas son las siguientes: • Tanto la tensión en la carga vabc 2 como la intensidad por la carga iabc 2 poseen un THD máximo de 0.47 •La tensión serie vabc sposee un THD máximo de 4.65%. Puede verse como el THD de todas estas magnitudes se encuentran por debajo del límite del 8% definido anteriormente, por lo que se cumple con la norma UNE-EN 50160 relativa a las características de la tensión suministrada por las redes generales de distribución. 4.4 Comparación a lazo abierto del modelo promediado y conmutado para la topología 1T-2V En esta sección se simulará el sistema que representa el modelo la topología 1T-2V en lazo abierto. Esta topología estará formada por un transformador multidevanados y dos convertidores VeSC. Cada convertidor será responsable de generar una tensión en una de las secuencias, directa o inversa, siendo ambos alimentados por un solo transformador. Se compararán dos versiones a lazo abierto: una en la que el convertidor VeSC está representado por un modelo promediado y otra en la que el convertidor VeSC está representado por un modelo real y conmutado. El objetivo de esta comparación, dando a cada una de las versiones los mismos duties de directa e inversa, será atestiguar que las tensiones tanto serie como en la carga que se generan en ambas versiones son lo más idénticas posibles. La simulación durará 0.25 segundos. El sistema partirá de su estado inicial hasta estabilizarse en un régimen permanente. Una vez que eso ocurra, en el segundo 0.10, se aplicarán, tanto en directa como en inversa, los duty ratios d1=0.2 , d2=0.3 y d3=0.5 , y se observará si las tensiones serie y en la carga en régimen permanente tanto la versión promediada como la conmutada por IGBTs coinciden. Así, las tensiones serie y en la carga obtenidas para ambas versiones quedan como las Figura 4.17 y 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 Tiempo ( s ) -300 -200 -100 0 100 200 300 400 Tensi ó n ( V ) VsaIGBTs VsbIGBTs VscIGBTs Vsaprom Vsbprom Vscprom Figura 4.17 Tensión serie en bucle abierto. Configuración 1T-2V. Figura 4.18. Como puede verse en ambas gráficas, ambas tensiones para ambas versiones son prácticamente idénticas, por lo que se puede decir que el modelo promediado es una buena aproximación del modelo real. 4.5 Control de tensión modelo promediado 1T-2V 41 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 Tiempo ( s ) -400 -200 0 200 400 Tensi ó n ( V ) V 2 aIGBTs V 2 bIGBTs V 2 cIGBTs V 2 aprom V 2 bprom V 2 cprom Figura 4.18 Tensión en la carga en bucle abierto. Configuración 1T-2V. 4.5 Control de tensión modelo promediado 1T-2V En esta sección se simulará el sistema que representa el modelo la topología 1T-2V con el control propuesto aplicado para la versión promediada. El objetivo de esta sección será demostrar que el control propuesto funciona para esta versión. El objetivo será mantener la tensión vabc 2 a su valor nominal, marcado por la referencia vabc∗ 2 , ante una variación de la amplitud de la tensión de la red vabc 1 y de la carga resistiva que tiene conectada, y de la inyección de tensión de secuencia inversa a través de la interción de una resistencia entre fases. Para ello, el VeSC inyectará mediante un transformador serie una tensión en serie vabc s entre la red y la carga resistiva para mantener la tensión vabc 2en su valor nominal y de secuencia directa. El valor RMS de la tensión de red vabc 1 será de 400 √3V , el mismo valor que tendrá la tensión nominal de la carga resistiva vabc∗ 2 , la cual servirá como referencia para el control en cascada. La frecuencia del sistema f será de 50 Hz. Los convertidores VeSC promediados se alimentan de corriente alterna trifásica, la cual será suministrada por la red mediante una conexión en paralelo del convertidor con respecto a la carga resistiva. De esta manera, se define iabc 1 como la intensidad que inyecta la red al sistema completo, iabc 2 la intensidad que llega a la carga resistiva e iabc sh la intensidad que llega al convertidor. En este caso, los dos convertidores VeSC promediados poseen tres entradas y una salida cada uno. Estas tres tensiones de entrada de ambos convertidores (situados en paralelo) son proporcionadas por un transformador multidevandado, el cual tiene un primario con un devanado en triángulo conectado en paralelo a la red y por el que circula la intensidad iabc sh anteriormente definida, y un secundario con tres devanados en triángulo el cual proporciona las tres tensiones de entrada de los convertidores. Este transformador multidevanado tendrá una potencia nominal de 20 kVA y una relación de transformación ap=400 400 . Su inductancia será de 0,1pu y su resistencia será 10 veces menos que su inductancia, es decir, 0,01 pu. Además, en cada una de las entradas se añadirá en paralelo un condensador C de capacitancia 30 µF con una resistencia en serie R de 2Ω para tener una buena calidad en la onda de entrada. De esta manera se definen la intensidades de entrada a los convertidores iabc in1 , iabc in2 e iabc in3 , las tensiones de entrada a los convertidores vabc in1,vabc in2yvabc in3, y las intensidades por los condensadores iabc c1,iabc c2eiabc c3. El primer convertidor VeSC promediado producirá una tensión alterna trifásica de secuencia directa vabc out,dir a partir de la tres entradas de tensión alterna trifásica vabc in1 , vabc in2 y vabc in3 , mientras que el segundo convertidor VeSC promediado producirá una tensión alterna trifásica de secuencia inversa vabc out,inv a partir de la tres entradas de tensión alterna trifásica vabc in1 , vabc in2 y vabc in3 . El control en cascada separado por secuencias generará 42 Capítulo 4. Validación de controladores VeSC para sistemas desequilibrados ambas tensiones de salida de ambos convertidores, aparte de generar los duties de directa e inversa necesario para operar ambos convertidores en caso de que los sustituyamos por sus versiones conmutadas por IGBTs. Los dos transformadores serie elegidos para inyectar las tensiones a ambas secuencias tendrán una potencia nominal de 20 kVA y una relación de transformación as=400 400 . Su inductancia se elegirá tal que su reactancia tenga un valor de 0.1pu, y su resistencia será 10 veces menos que la reactancia, es decir, 0,01 pu. En ambos convertidores, entre su salida y el trafo serie, se instalará un filtro de salida LCL cuya segunda bobina sea la del transformador serie. La la primera bobina tendrá unos valores de resistencia R1 e inductancia L1 2 veces mayor que las del transformador serie. La capacitancia Cs tendrá un valor de 15 µF y la conductancia Gtendrá un valor de 0,1S. Para la estrategia de control de ambas secuencias, se han elegido las siguientes constantes de tiempo: •Constante de tiempo del lazo de control de intensidad en el convertidor: τi=1ms. •Constante de tiempo del lazo de control de tensión en el condensador: τv=10τi=10 ms. •Constante de tiempo del lazo de control de tensión en la carga: τvl =10τv=100 ms. El tiempo de simulación será de 2,75 s y el periodo de muestreo del sistema de funcionamiento del control será de 0,25µs. Durante la simulación, ocurrirán los siguientes eventos: • En t=0s , el sistema no tendrá conectada ninguna carga (sistema en circuito abierto), estando ambos contactores abiertos, y el control del convertidor VSC estará desactivado. • En t=0,05 s , se cierra el contactor 1, conectándose una carga resistiva trifásica RL de 100 Ω , y se activa el control de ambos convertidores VeSC. •En t=1s, se produce una subida de la tensión de la red vabc 1del 10 % de su valor RMS. • En t=1.5s , se cierra el contactor 2, conectándose en paralelo otra carga resistiva trifásica del mismo valor que la primera, simulándose por tanto una caída en la carga resistiva RLde 100 Ωa50 Ω. • En t=2s , se inserta entre las fases a y c a la entrada de la carga una carga resistiva de 100 Ω , simulando una inserción de tensión de secuencia inversa. Los resultados de la simulación pueden verse en la Figura 4.19 y en la Figura 4.20, las cuales muestran las gráficas en ejes dq de la tensión en la carga vdq 2 , la tensión en el condensador vdq m y la intensidad en el convertidor idq out , tanto en secuencia directa como en secuencia inversa. En ellas puede comprobarse el correcto funcionamiento del control en cascada, alcanzando siempre los valores que marcan las referencias según las constantes de tiempo definidas anteriormente. La Figura 4.21 muestra las gráficas de los valores eficaces (RMS) de la tensión e intensidad en la carga resistiva vabc 2 e iabc 2 , y la potencia activa que ésta consume. En estas gráficas podemos identificar cada uno de los eventos anteriormente descritos: • Entre t=0s y t=0,05 s , el sistema está a circuito abierto (sin carga conectada) a una tensión igual a la de la red e intensidad nula, por lo que no se consume potencia. • Entre t=0,05 s y t=1s , el sistema se encuentra con el contactor 1 cerrado (se conecta la carga) y el control activado, por lo que empieza a fluir intensidad por la carga y el control mantiene la tensión de la carga a su valor nominal. Es en este momento cuando se empieza a consumir potencia. • Entre t=1s y t=1.5s , con el contactor 1 cerrado, se produce una subida de la tensión de la red, por lo que el control actúa restableciendo la tensión nominal de la carga y, con ello, la intensidad y la potencia que estaba consumiendo. • Entre t=1.5s y t=2s , con el contactor 1 cerrado y manteniéndose la subida de tensión de la red, se cierra el contactor 2, aumentado la carga del sistema, por lo que el control actúa restableciendo la tensión nominal del sistema. En este caso, al aumentar la carga resistiva y mantener la tensión que había anteriormente, se consume una intensidad mayor y, por tanto, se consume una mayor potencia. • Entre t=2s y t=2.75 s , manteniendo todo lo anterior, se inserta entre las fases a y c a la entrada de la carga una carga resistiva simulando una inserción de tensión de secuencia inversa. En este caso, el control logra restablecer la tensión nominal del sistema, pero la intensidad que fluye por la carga presenta un notable desequilibrio, trayendo consigo que la potencia activa consumida por la carga pase a ser oscilatoria a una frecuencia de 100 Hz, la cual coincide con la frecuencia a la que oscila la secuencia inversa, como puede verse en la Figura 4.22. 4.6 Comparación a lazo abierto del modelo promediado y conmutado para la topología 1T-1V 43 -200 0 Tensi ´ on ( V ) vd ∗ 2 vq ∗ 2 vd 2 vq 2 0 50 100 Tensi ´ on ( V ) vd ∗ m vq ∗ m vd m vq m 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 Tiempo ( s ) -7.5 -5.0 -2.5 0.0 Intensidad ( A ) id ∗ out iq ∗ out id out iq out Figura 4.19 Topología 1T-2V promediada. Gráficas vdq 2,vdq meidq out de secuencia directa. Como puede verse, el control en cascada diseñado actúa en todo momento para mantener la tensión de la carga en su valor nominal, aunque haya una variación de la tensión de la carga, una variación de la carga en sí o un desequilibrio en tensión. Por tanto, como se tiene el control de la tensión de la carga, se tiene también el control de la intensidad que consume dicha carga, lo que significa por tanto que se tiene el control del consumo de potencia de la red de distribución. En la Figura 4.23 puede verse la gráfica del valor eficaz (RMS) de la tensión serie vabc s que se inyecta entre la red y la carga resistiva. Siempre que hay una variación en la tensión de la red, el sistema actúa inyectando entre la red y la carga la tensión adecuada para mantener la carga a su tensión nominal. La Figura 4.24 y la Figura 4.25 muestran las gráficas de los duty ratios que generan el control de secuencia directa y el de inversa respectivamente, que se usarían en la técnica PWM para operar las versiones conmutadas de ambos VeSC. Tal y como se puede ver, en ningún momento se produce sobremodulación, lo que indica que se está operando dentro de la región de funcionamiento. 4.6 Comparación a lazo abierto del modelo promediado y conmutado para la topología 1T-1V En esta sección se simulará el sistema que representa el modelo la topología 1T-1V en lazo abierto. Esta topología estará formada por un transformador multidevanados y un convertidor VeSC. El convertidor será 50 Capítulo 4. Validación de controladores VeSC para sistemas desequilibrados -200 0 200 Tensi ´ on ( V ) vd ∗ 2 vq ∗ 2 vd 2 vq 2 -20 0 20 Tensi ´ on ( V ) vd ∗ m vq ∗ m vd m vq m 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 Tiempo ( s ) -5.0 -2.5 0.0 2.5 Intensidad ( A ) id ∗ out iq ∗ out id out iq out Figura 4.29 Topología 1T-1V promediada. Gráficas vdq 2,vdq meidq out de secuencia inversa. Como puede verse, el control en cascada diseñado actúa en todo momento para mantener la tensión de la carga en su valor nominal, aunque haya una variación de la tensión de la carga, una variación de la carga en sí o un desequilibrio en tensión. Por tanto, como se tiene el control de la tensión de la carga, se tiene también el control de la intensidad que consume dicha carga, lo que significa por tanto que se tiene el control del consumo de potencia de la red de distribución. En la Figura 4.32 puede verse la gráfica del valor eficaz (RMS) de la tensión serie vabc s que se inyecta entre la red y la carga resistiva. Siempre que hay una variación en la tensión de la red, el sistema actúa inyectando entre la red y la carga la tensión adecuada para mantener la carga a su tensión nominal. La Figura 4.33 y la Figura 4.34 muestran la gráfica de los duty ratios que generan el control de secuencia directa y el de inversa respectivamente, que se usarían en la técnica PWM para operar las versiones conmutadas de ambos VeSC. Tal y como se puede ver, en ningún momento se produce sobremodulación, lo que indica que se está operando dentro de la región de funcionamiento. A diferencia de los anteriores casos, al tratarse solo de un convertidor, solo es necesario disponer de tres duty cycles para operarlo, pero a la hora de inyectar tensión de secuencia inversa, estos duties se vuelven oscilantes a una frecuencia de 100 Hz, como puede verse en el detalle mostrado en la Figura 4.34. 4.7 Control de tensión modelo promediado 1T-1V 51 0 100 200 Tensi ´ on ( V ) va 2 , RMS vb 2 , RMS vc 2 , RMS 0.0 2.5 5.0 7.5 Intensidad ( A ) ia 2 , RMS ib 2 , RMS ic 2 , RMS 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 Tiempo ( s ) 0 2000 4000 6000 Potencia activa ( W ) P Figura 4.30 Gráficas vabc 2,RMS,iabc 2,RMS y potencia activa en la carga resistiva. Topología 1T-1V promediada.. 2.71 2.72 2.73 2.74 2.75 Tiempo ( s ) 0 2000 4000 6000 Potencia activa ( W ) P Figura 4.31 Detalle de la potencia activa en el último tramo. Topología 1T-1V promediado.. 52 Capítulo 4. Validación de controladores VeSC para sistemas desequilibrados 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 Tiempo ( s ) 0 10 20 30 40 Tensi ´ on ( V ) va s, RMS vb s, RMS vc s, RMS Figura 4.32 Gráfica vabc s,RMS. Topología 1T-1V promediada.. 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 Tiempo ( s ) 0.3 0.4 0.5 d 1 d 2 d 3 Figura 4.33 Gráfica d1,d2yd3. Topología 1T-1V promediado.. 2.71 2.72 2.73 2.74 2.75 Tiempo ( s ) 0.3 0.4 0.5 d 1 d 2 d 3 Figura 4.34 Gráfica d1,d2yd3. Topología 1T-1V promediado. Detalle del último tramo.. 5 Conclusiones y Trabajos Futuros E n este último capítulo, se presentará a modo de conclusión los objetivos que se han alcanzado a lo largo del desarrollo de este proyecto y unos posibles puntos con los cuales empezar un trabajo futuro partiendo de este proyecto. Los objetivos que se han logrado alcanzar son los siguientes: • Se ha logrado mejorar la regulación de la tensión de la red de distribución y, por tanto, del flujo de potencia a través de ella mediante el uso de dispositivos de electrónica de potencia en los puntos de conexión de las cargas de los consumidores finales de energía eléctrica, puesto que ahora esta regulación es capaz de funcionar correctamente tanto en el caso equilibrado como el desequilibrado. • Se ha logrado presentar, desarrollar y validar tres modificaciones a la topología y a su control en cascada asociado presentados en el anterior trabajo para resolver el problema tanto con alimentación equilibrada como desequilibrada. • Se ha logrado implementar en los controles de cascada una técnica de amortiguamiento activo, el cual ha permitido reducir las pérdidas en la topología al sustituir la resistencia física de amortiguamiento por una virtual. • Se ha logrado diseñar e implementar en cada topología diseñada un filtro LCL que permite aplicar el control en cascada anteriormente mencionado y obtener a la salida de el/los convertidor/es una corriente alterna trifásica con un THD mínimo y, por tanto, asegurar una buena calidad de onda en el punto de conexión de el/los convertidor/es con la carga y la red de distribución. Para un trabajo futuro trabajo, se proponen los siguientes puntos de partida: • Una vez logrados los objetivos anteriormente descritos y validados mediante simulación, el siguiente paso sería validar el cumplimiento de dichos objetivos mediante un ensayo en laboratorio. • En las topologías 1T-2V y 1T-1V, solo ha sido posible una validación del control en cascada para un caso promediado. Para un futuro trabajo, sería de gran interés seguir investigando en las modificaciones que se le deberían hacer al control en cascada para que pueda funcionar correctamente en el caso con IGBTs. • Implementar esta propuesta en redes de baja tensión que son trifásicas a cuatro hilos y compensar la secuencia homopolar. 53 Índice de Figuras 1.1 Consumo de energía primaria en España (KTEP) entre los años 2001 y 2022 1 1.2 Producción interior de energía vs Grado de autoabastecimiento, 2000-2022. 2 1.3 Evolución de la potencia eléctrica instalada (MW) en el sistema eléctrico español, entre los años 2000 y 2020 3 1.4 Evolución de la potencia eléctrica instalada acumulada (MW) en el sistema eléctrico español, entre los años 1990 y 2020 3 1.5 Perfil de tensiones con GC y GD 4 2.1 Topología AC-Link Shunt Serie Power Flow Controller (ShSPFC) 7 2.2 Vector Switching Converter (VeSC) 9 2.3 Estrategia PWM para el VeSC 10 2.4 Circuito equivalente monofásico de la fase a (modelo promediado) del VeSC 10 2.5 Sistema a controlar 11 2.6 Diagrama del control completo en cascada 13 2.7 Diagrama del lazo de control de intensidad en el convertidor 14 2.8 Diagrama del lazo de control de tensión serie (condensador) 15 2.9 Diagrama del lazo de control de tensión de la carga 16 2.10 Topología propuesta en el trabajo de Fernando Mancilla-David [3] 17 2.11 Control propuesto en el trabajo de Fernando Mancilla-David [3] 18 3.1 Topología ShSPFC 2T-2V 20 3.2 Topología ShSPFC 1T-2V 21 3.3 Sistema a controlar en las topologías 2T-2V y 1T-2V 22 3.4 Diagrama del control completo en cascada de las topologías 2T-2V y 1T-2V 23 3.5 Diagrama del lazo de control de intensidad en el convertidor, separado en secuencias 24 3.6 Diagrama del lazo de control de la tensión serie (condensador), separado en secuencias 24 3.7 Diagrama del lazo de control de la tensión de la carga, separado en secuencias 25 3.8 Topología ShSPFC 1T-1V 25 3.9 Sistema a controlar en las topologías 1T-1V 26 3.10 Diagrama del control completo en cascada de las topología 1T-1V 27 4.1 Tensión serie en bucle abierto. Configuración 2T-2V 30 4.2 Tensión en la carga en bucle abierto. Configuración 2T-2V 30 4.3 Topología 2T-2V promediada. Gráficas vdq 2,vdq meidq out de secuencia directa 32 4.4 Topología 2T-2V promediada. Gráficas vdq 2,vdq meidq out de secuencia inversa 33 4.5 Gráficas vabc 2,RMS,iabc 2,RMS y potencia activa en la carga resistiva. Topología 2T-2V promediada. 34 4.6 Detalle de la potencia activa en el último tramo. Topología 2T-2V promediada. 34 4.7 Gráfica vabc s,RMS. Topología 2T-2V promediada. 35 4.8 Gráfica d1,d2yd3de secuencia directa. Topología 2T-2V promediado. 35 4.9 Gráfica d1,d2yd3de secuencia inversa. Topología 2T-2V promediado. 35 4.10 Topología 2T-2V IGBTs. Gráficas vdq 2,vdq meidq out de secuencia directa 36 55 56 Índice de Figuras 4.11 Topología 2T-2V IGBTs. Gráficas vdq 2,vdq meidq out de secuencia inversa 37 4.12 Gráficas vabc 2,RMS,iabc 2,RMS y potencia activa en la carga resistiva. Topología 2T-2V IGBTs. 38 4.13 Detalle de la potencia activa en el último tramo. Topología 2T-2V IGBTs. 38 4.14 Gráfica vabc s,RMS. Topología 2T-2V IGBTs. 39 4.15 Gráfica d1,d2yd3de secuencia directa. Topología 2T-2V IGBTs. 39 4.16 Gráfica d1,d2yd3de secuencia inversa. Topología 2T-2V IGBTs. 39 4.17 Tensión serie en bucle abierto. Configuración 1T-2V 40 4.18 Tensión en la carga en bucle abierto. Configuración 1T-2V 41 4.19 Topología 1T-2V promediada. Gráficas vdq 2,vdq meidq out de secuencia directa 43 4.20 Topología 1T-2V promediada. Gráficas vdq 2,vdq meidq out de secuencia inversa 44 4.21 Gráficas vabc 2,RMS,iabc 2,RMS y potencia activa en la carga resistiva. Topología 1T-2V promediada. 45 4.22 Detalle de la potencia activa en el último tramo. Topología 1T-2V promediado. 45 4.23 Gráfica vabc s,RMS. Topología 1T-2V promediada. 46 4.24 Gráfica d1,d2yd3de secuencia directa. Topología 1T-2V promediado. 46 4.25 Gráfica d1,d2yd3de secuencia inversa. Topología 1T-2V promediado. 46 4.26 Tensión serie en bucle abierto. Configuración 1T-1V 47 4.27 Tensión en la carga en bucle abierto. Configuración 1T-1V 47 4.28 Topología 1T-1V promediada. Gráficas vdq 2,vdq meidq out de secuencia directa 49 4.29 Topología 1T-1V promediada. Gráficas vdq 2,vdq meidq out de secuencia inversa 50 4.30 Gráficas vabc 2,RMS,iabc 2,RMS y potencia activa en la carga resistiva. Topología 1T-1V promediada. 51 4.31 Detalle de la potencia activa en el último tramo. Topología 1T-1V promediado. 51 4.32 Gráfica vabc s,RMS. Topología 1T-1V promediada. 52 4.33 Gráfica d1,d2yd3. Topología 1T-1V promediado. 52 4.34 Gráfica d1,d2yd3. Topología 1T-1V promediado. Detalle del último tramo. 52 Bibliografía [1] A Alesina and M G B Venturini, Analysis and design of optimum-amplitude nine-switch direct AC-AC converters, IEEE Transactions on Power Electronics 4(1989), no. 1, 101–112. 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