Evaluación de la eficacia de medidas de supresión de sobretensiones transitorias en diferentes topologías de parques eólicos utilizando disyuntor SF6

Scientific Reports volumen 13, número de artículo: 13655 (2023) Citar este artículo

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En la literatura se utilizan varios esquemas de mitigación de sobretensiones para suprimir las sobretensiones de conmutación en parques eólicos. Sin embargo, la evaluación de cómo variaría la efectividad de estas técnicas de mitigación con el cambio de la topología del parque eólico es aún un territorio inexplorado. El objetivo principal de este artículo es estudiar la efectividad de cuatro esquemas de mitigación al utilizar un disyuntor SF6, a saber; Se estudiaron el inductor inteligente R – L, el circuito amortiguador R – C, el condensador de sobretensión y la resistencia de preinserción (PIR) en cuatro topologías diferentes de parques eólicos; Topologías radiales, de anillo de una cara, de anillo de doble cara y en estrella. Las topologías se basaron en un parque eólico real ubicado en Zaafrana, Egipto. Los resultados mostraron que el estrangulador R – L es el esquema más efectivo para todas las topologías, seguido por los esquemas PIR, amortiguador R – C y capacitor de sobretensión, respectivamente. Su porcentaje de reducción de sobretensión osciló entre 62 y 84% para los inductores R-L, 33-67% para PIR, 8-25% para circuitos amortiguadores R-C y 4-15% para condensadores de sobretensión. Además, se demostró que el cambio de la topología del parque eólico no afectó el orden de efectividad de los esquemas de mitigación, de modo que R–L siguió siendo el más efectivo y el condensador de sobretensión el menos efectivo para todas las topologías.

El doble problema que surge de la gran escala del mercado energético debido a la creciente demanda de energía eléctrica, además de la disminución de la oferta de combustible fósil de reserva, ha llevado a una rápida dependencia de las fuentes de energía renovables. Una de las principales fuentes que se ha utilizado a nivel mundial es la energía eólica, lo que ha llevado a una investigación excesiva sobre el rendimiento y la protección de los parques eólicos. Sin embargo, la estructura de los parques eólicos se diferencia de las centrales eléctricas convencionales en que emplean una gran cantidad de transformadores de potencia, cables subterráneos que se extienden a lo largo de largas distancias y algoritmos de control que exigen operaciones de conmutación frecuentes1. Generalmente, los parques eólicos están formados por varios elementos eléctricos y mecánicos, como torres eólicas, turbinas, cables subterráneos, transformadores y dispositivos de protección. Las conexiones entre estos elementos podrían construirse en varias topologías con cuatro topologías principales ampliamente conocidas, a saber; Las topologías son topología radial, topología de anillo de una cara (SSR), topología de anillo de doble cara (DSR) y topología de estrella2.

La conmutación frecuente induce una sobretensión transitoria cuyo efecto destructivo se ve amplificado por la presencia de transformadores de potencia y cables de MT que forman un circuito RLC resonante3. Este efecto destructivo ha provocado fallos de aislamiento en los parques eólicos4. Las consiguientes pérdidas debidas a estos fallos han llevado a los investigadores a investigar el impacto de las sobretensiones transitorias en los parques eólicos5,6,7. Los aspectos más destacados de la literatura sobre el estudio del impacto de las sobretensiones en los parques eólicos y las medidas de supresión empleadas para mitigar las sobretensiones se resumen en la Tabla 1. El enfoque principal de la encuesta se centró en artículos recientes de los últimos cinco años. Por tal motivo, la tabla analiza la mayoría de los artículos entre los años 2019 y 2023 con un total de 18 publicaciones en los últimos cinco años y 3 publicaciones en años anteriores.

La tabla muestra los diversos temas estudiados en la literatura en cuanto al análisis transitorio dentro de parques eólicos. Sin embargo, el impacto de seleccionar la técnica de supresión más adecuada con respecto a la topología del parque eólico no se había investigado antes. Este tema es muy importante ya que el grado de severidad de las sobretensiones de conmutación (SOV) depende principalmente de la topología del parque eólico3,19,20. Por tanto, el principal problema que pretende abordar este trabajo es investigar la medida de supresión más adecuada para cada topología de parque eólico. Así, los aportes de este trabajo serán:

Estudiar e investigar el impacto de diferentes topologías de parques eólicos (radial, DSR, SSR y estrella) sobre el SOV transitorio. Esta comparación rara vez se aborda en la literatura y hay pocas publicaciones, ya que la referencia 3 solo cubre este punto.

Realizar simulaciones para alcanzar la técnica de supresión más adecuada para cada topología de parque eólico con esa contribución particular no investigada antes en la literatura.

Presentar conclusiones basadas en los resultados presentados que los investigadores pueden utilizar para seleccionar las medidas de supresión óptimas según la topología de la red. Los resultados mostraron que la bobina de estrangulamiento R – L es la medida de supresión más eficaz para reducir el SOV con un porcentaje de reducción en la amplitud del SOV del 62 al 84 %.

El resto de este documento está organizado de la siguiente manera. En la sección “Sistema en estudio” se presenta el sistema en estudio. En la sección “Modelado del sistema” se analizan las metodologías de modelado utilizadas para los diferentes elementos dentro del sistema. Los resultados de la simulación se presentan para cada topología de parque eólico en la sección "Resultados de la simulación". Los resultados de la sección "Discusión y análisis de efectividad" se analizan en la sección "Discusión y análisis de efectividad" que muestra las características principales para seleccionar el método de supresión adecuado para cada topología. Finalmente, se extraen conclusiones en la sección. Conclusiones.

El sistema seleccionado para ser objeto de estudio se basa en un sistema real ubicado en Zaafrana, Egipto. El sistema tiene una potencia de 550 MW generados a partir de 700 turbinas eólicas que se suponía tenían características idénticas. Para cada turbina se utiliza un transformador de 1 MVA 690 V/22 kV. Se utilizan cables de 200 m de longitud para conectar cada dos turbinas en serie consecutiva. El parque eólico está conectado a la red mediante una subestación de 220/22 kV. La configuración básica se mantendrá sin cambios, pero la conexión entre las turbinas cambiará para incluir cuatro topologías de conexión diferentes, a saber; Conexión radial, de anillo de un solo lado, de anillo de doble lado y en estrella que se muestran en la Fig. 1. Las longitudes de los alimentadores son las siguientes: el alimentador F1 tiene 8 km para todas las topologías, el alimentador F2 tiene 10,4 km en topología de anillo de un solo lado. y 6,5 km en topología de anillo de doble cara. La longitud del alimentador F3 es de 1 km. La longitud de los cables entre turbinas en serie es de 200 m para todas las topologías excepto la topología en estrella. En esa topología particular, la longitud del cable para cada turbina será de 200 m para W1, 400 m para W2, 200 m W3 y 400 m para W4. Las modificaciones realizadas se basan en las presentadas en 3. El modelado de cada componente del sistema se analiza en la siguiente sección.

Topologías de parque eólico.

Los disyuntores utilizados en este estudio son disyuntores de SF6 que podrían modelarse utilizando varios enfoques con dos de los bloques de modelado más famosos conocidos como modelos de Mayr y Cassie. Ambos modelos se analizan en las siguientes subsecciones.

El enfoque utilizado en el modelo de Mayr depende del análisis dinámico del arco que define la capacidad del rompedor para alcanzar una apertura exitosa28. La principal variable calculada con el análisis del arco es la conductancia del arco. Durante el proceso de apertura, el arco pasa por cuatro etapas que representan el proceso de transición del interruptor de un estado determinado a otro. Estas etapas son interruptor cerrado, arco, extinción de arco y etapas abiertas29,30. Para la primera etapa que representa el disyuntor cerrado y la última etapa que representa el disyuntor abierto, el disyuntor se representa como una resistencia constante de un valor insignificante de 1 μΩ y un valor alto de MΩ respectivamente. Para las restantes etapas de transición, se podría deducir una conexión en serie de la siguiente manera29,31.

Durante la etapa de arco, surge un desequilibrio entre la potencia de calentamiento del arco \({(\mathrm{P}}_{\mathrm{H}})\) y la potencia de enfriamiento debido a la disipación de la energía del arco \({(\mathrm{P}}_{\mathrm{o}})\). La diferencia entre ambas energías se almacena dentro de la columna de arco Q(t) como se indica en (1)

La energía almacenada en el arco Q(t) se utiliza para definir la conductancia \({\mathrm{g}}_{\mathrm{m}}\left(\mathrm{t}\right)\) como se indica en (2 ) donde τ es la constante de tiempo del arco.

La expresión dada en (1) podría redefinirse en términos de conductancia del arco como se indica en (3).

(2) podría sustituirse en (3) considerando la potencia de calentamiento igual a la cantidad de energía eléctrica del arco (v \(\times\) i), donde v es el voltaje del arco y i es la corriente del arco que resulta en Ec. (4)

Finalmente, la conductancia \({\mathrm{g}}_{\mathrm{m}}=\mathrm{v}/\mathrm{i}\) podría usarse en (4) para obtener (5).

El modelado del interruptor SF6 en el entorno ATP/EMTP lo realiza el componente MODELOS. Ese componente permite al usuario construir un programa codificado integra su programación con el sistema eléctrico simulado.

El modelado de las líneas de transmisión se realizó mediante el modelo dependiente de la frecuencia de las líneas de transmisión con sus parámetros como se indican en la Tabla 2. Mientras que para cables y alimentadores, se utilizó el modelo de cable dependiente de la frecuencia con sus longitudes como se indica en la sección anterior.

El modelo de transformador dependiente de la frecuencia se utiliza para tener en cuenta las no linealidades al estudiar la energización del transformador. Para el análisis transitorio, es fundamental considerar el efecto de la capacitancia parásita. Por tal razón, las capacitancias parásitas entre cada devanado y tierra y la capacitancia entre los dos devanados de los transformadores principales se simularon utilizando elementos capacitivos conectados a través de los componentes del transformador sobre ATP3,32.

El sistema de generación dentro de la turbina eólica consta de diferentes dispositivos que incluyen el generador, la caja de cambios, el rectificador, el inversor trifásico y otros componentes. Dado que el enfoque principal de esta investigación es la respuesta del disyuntor de conmutación, se utiliza un modelo de generador síncrono de 5 MW y 690 V. La reactancia de fuga del generador es 0,1 H32.

La investigación de la efectividad de diferentes técnicas de mitigación con respecto a la topología del parque eólico se llevó a cabo utilizando la plataforma de simulación ATP/EMTP. Se modelaron diferentes topologías de parques eólicos proporcionadas anteriormente y que se muestran en la Fig. 1 como se describe en la sección de modelado. Para cada topología, se aplicaron diferentes técnicas de mitigación individualmente, una por una, para evaluar su capacidad para reducir las sobretensiones de conmutación. Las técnicas de mitigación estudiadas incluyen cuatro esquemas que demostraron su efectividad en la literatura a saber; Circuito amortiguador RC8,9,11, resistencia de preinserción (PIR)12 y condensador de sobretensión33. El valor de los parámetros de cada esquema (R y/o C) se estableció para alcanzar la máxima reducción de sobretensiones en función de rangos definidos en la literatura34. Los valores seleccionados fueron 100 Ω para el PIR, R = 50 y C = 1 µF para el circuito amortiguador RC y la capacitancia del condensador de sobretensión fue 1 µF. Se utiliza una cuarta técnica denominada inductor inteligente, introducida por ABB, que consiste en un conjunto de filtros RL paralelos conectados en serie aguas arriba de un transformador protegido35. Los R–L se integran en su efecto con la capacitancia fase-tierra del transformador formando un filtro de paso bajo que ayuda a reducir du/dt, limitando los niveles de sobretensión. El rango de diferentes parámetros de R – L está definido por rangos de 25 a 50 Ω para la resistencia de amortiguación y de 0,6 a 1,5 mH para el inductor36. Para este trabajo, se probó el rango anterior de valores y se seleccionaron los valores que daban la máxima reducción en la sobretensión de conmutación, que resultó ser R de 50 Ω y una inductancia de 1,5 mH. Los resultados de diferentes técnicas de mitigación para cada topología con valores R, L y C establecidos como se definió anteriormente están presentes en las siguientes subsecciones.

El disyuntor S1 que se muestra en la Fig. 1a para topología radial se abrió repentinamente en t = 10 ms. Los resultados de la sobretensión transitoria de conmutación que surge se muestran en la Fig. 2a. El PIR se conectó en paralelo con S1 y redujo efectivamente las sobretensiones como se muestra en la Fig. 2b. Secuencialmente, se eliminó el PIR. El circuito amortiguador R – C se conectó en paralelo con las sobretensiones transitorias resultantes que se muestran en la Fig. 2c. Se realizó la misma secuencia para el inductor inteligente y el condensador de sobretensión cuyos resultados se muestran en la Fig. 2d, e respectivamente. Los valores máximos registrados para cada fase en cada esquema de mitigación se presentan en la Tabla 3. Los resultados muestran que el estrangulador inteligente R – L fue el esquema más efectivo para reducir las sobretensiones de conmutación. En la siguiente sección se presentan más discusiones y análisis de los resultados. Para elaborar más a fondo el impacto del estrangulador R-L sobre el SOV resultante, se tomaron los valores de R y L de manera que el valor de R se incrementó a 100 Ω mientras se mantenía L ​​constante en 1,5 mH, luego el valor de L se incrementó a 2 mH. manteniendo R constante a 50 Ω. El SOV resultante se registró para cada caso. Los resultados de los SOV con nuevos R y L se presentan en la Tabla 4. Los resultados muestran que el SOV mínimo fue para R = 50 Ω y L = 1,5 mH.

Sobretensión de conmutación a través del disyuntor S1 en topología radial.

Se seguirá la misma secuencia de la sección anterior para esta sección para la topología de anillo de un solo lado, de modo que el interruptor S1 se abrió en t = 10 ms. Los resultados de la sobretensión transitoria de conmutación que surge sin mitigación, con PIR, amortiguador RC, estrangulador inteligente y condensador de sobretensión se muestran en las figuras 3a a e, respectivamente. Los valores máximos de los transitorios de conmutación por fase se presentan en la Tabla 5. Los resultados muestran que el inductor inteligente R – L fue el esquema más eficaz para reducir las sobretensiones de conmutación como en el caso anterior. Como en la topología anterior, el impacto del estrangulador R – L sobre el SOV resultante se investigó cambiando los valores de R y L como se presenta en la Tabla 6. Los resultados muestran que el SOV mínimo fue para R = 50 Ω y L = 1,5 mH. .

Conmutación de sobretensión a través del disyuntor S1 en topología de anillo de un solo lado.

Los resultados de la sobretensión transitoria de conmutación que surge a través de S1 en la topología de anillo de doble cara de la Fig. 1c en caso de que no se utilice mitigación, con PIR, amortiguador RC, estrangulador inteligente y condensador de sobretensión mostrados en las Fig. 4a-e respectivamente. Los valores pico de los transitorios de conmutación por fase se presentan en la Tabla 7. De la misma manera que en topologías anteriores, los valores de R y L se cambiaron como se presenta en la Tabla 8. Los resultados muestran que se llega a la misma conclusión que en topologías anteriores que es el SOV mínimo para R = 50 Ω y L = 1,5 mH.

Conmutación de sobretensión a través del disyuntor S1 en topología de anillo de doble cara.

Los resultados para la sobretensión transitoria de conmutación a través de S1 en la topología en estrella de la Fig. 1d en caso de que no se utilice mitigación, con PIR, amortiguador RC, estrangulador inteligente y capacitor de sobretensión se muestran en las Fig. 5a-e respectivamente. Los valores máximos de los transitorios de conmutación por fase se presentan en la Tabla 9. En la misma secuencia para las pruebas R y L se realizaron para esta topología como en topologías anteriores como se presenta en la Tabla 10. Los resultados muestran que se llega a la misma conclusión que en topologías anteriores .

Conmutación de sobretensión a través del disyuntor S1 en topología en estrella.

Para evaluar la efectividad de cada esquema de mitigación utilizado, se calculó la cantidad de reducción en las sobretensiones de conmutación. Para la topología radial, la sobretensión transitoria de la fase A alcanzó un valor máximo de 17,6 kV sin que se utilizara ninguna técnica de mitigación. Ese valor se redujo a 6,6 kV para la misma fase cuando se utilizó PIR. Por tanto, el porcentaje de reducción de la sobretensión de conmutación en este caso es del 62,32% respecto a la sobretensión original no mitigada de 17,6 kV. El porcentaje de reducción para la fase A para cada esquema de mitigación y en cada topología se muestra en la Fig. 6a. De manera similar, para las fases B y C en la Fig. 6b, c respectivamente. Los resultados muestran que el estrangulador inteligente R – L fue el esquema más eficaz para todas las topologías. Esa eficacia se controló a partir del porcentaje de sobretensión que alcanzó el 84,7% en el caso de la topología de anillo de un solo lado y osciló entre el 62 y el 73% en otras topologías. Los esquemas restantes podrían organizarse en orden de efectividad como PIR, amortiguador R-C y condensador de sobretensión, respectivamente. El PIR, el amortiguador R–C y el condensador de sobretensión tuvieron una reducción porcentual que osciló entre el 33 y el 67 %, del 8 al 25 % y del 4 al 15 % respectivamente. También se pudo observar que el orden de efectividad de los esquemas de mitigación siguió siendo el mismo para todas las topologías.

Porcentaje de reducción de sobretensiones de conmutación debido a diferentes esquemas de mitigación en cada topología.

También se investigó el efecto del aumento de la longitud del alimentador aumentando la longitud del alimentador F1 de 8 a 10 km y 12 km. El aumento en la longitud del alimentador redujo la sobretensión de conmutación, pero esa reducción fue muy limitada, como se muestra en la Fig. 7. La figura muestra el nivel de sobretensión de conmutación para cada topología para el alimentador F1 de 8 km, 10 km y 12 km. En la figura se puede ver que el impacto de la longitud del alimentador fue muy limitado.

La sobretensión transitoria en cada topología para diferentes longitudes del alimentador F1.

La creciente utilización de los parques eólicos y sus diversas topologías ha exigido el estudio de la eficacia de los diferentes esquemas de supresión de sobretensiones dentro de cada topología. En este estudio, se seleccionaron cuatro topologías diferentes: radial, de anillo de una cara, de anillo de doble cara y de estrella. Para cada topología, las pruebas de simulación mostraron una sobretensión transitoria significativa durante la conmutación del interruptor automático. Para suprimir estas sobretensiones, se utilizan cuatro esquemas de mitigación diferentes que incluyen una resistencia de preinserción (PIR), un circuito amortiguador RC, una bobina de choque R-L y un condensador de sobretensión.

Para evaluar la efectividad de cada esquema de mitigación, se calculó en cada caso el porcentaje de reducción de sobretensiones transitorias. El porcentaje de reducción de la sobretensión de conmutación mostró que la bobina de choque R-L era el esquema de mitigación más eficaz, con un porcentaje de reducción que oscilaba entre el 62 y el 84 %. El PIR, R–C y el snubber tuvieron una reducción porcentual que oscila entre el 33 y el 67%, el 8 al 25% y el 4 al 15% respectivamente. Se podría concluir que la efectividad de los esquemas podría ordenarse en orden de efectividad como bobina de choque R – L, PIR, amortiguador R – C y condensador de sobretensión, respectivamente. Una investigación adicional mostró que el valor de R para la bobina del estrangulador es altamente efectivo a 50 Ω. La inductancia de la bobina del estrangulador mostró una alta efectividad a 1,5 mH. Los valores R-L anteriores mostraron un 62-84%, que fue el porcentaje más alto de reducción entre todas las medidas de mitigación. Además, se observó que cambiar la topología del parque eólico no afectó el orden anterior de efectividad de los esquemas de mitigación.

Los datos que respaldan los hallazgos de este estudio están disponibles del autor correspondiente previa solicitud razonable.

Cortacircuitos

Anillo de doble cara

gm Conductancia del arco

PH Potencia calefactora del arco

Potencia de refrigeración

Resistencia de preinserción

Energía almacenada en el arco.

τ Constante de tiempo del arco

Anillo de un solo lado

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Facultad de Ingeniería de Shoubra, Universidad Benha, El Cairo, 11629, Egipto

Domador Eliyan

Departamento de Ingeniería de Máquinas y Energía Eléctrica, Instituto Superior de Ingeniería de la ciudad de El-Shorouk, Academia Alshorouk, El Cairo, 11837, Egipto

Domador Eliyan

Departamento de Ingeniería Mecatrónica y Robótica, Facultad de Ingeniería, Universidad Egipcia Rusa, Ciudad de Badr, Egipto

Fady Wadie

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TA y FW han participado en (a) concepción, análisis e interpretación de los datos y (b) redacción del artículo o revisión crítica del contenido intelectual importante.

Correspondencia a Tamer Eliyan.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Eliyan, T., Wadie, F. Evaluación de la eficacia de las medidas de supresión de sobretensiones transitorias en diferentes topologías de parques eólicos utilizando un disyuntor SF6. Representante científico 13, 13655 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-40768-4

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Recibido: 04 de marzo de 2023

Aceptado: 16 de agosto de 2023

Publicado: 22 de agosto de 2023

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-023-40768-4

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