NO158769B - PROCEDURE AND APPROACH TO AA REDUCE A BACKGROUND EFFECT OF A COMMUNITY DIRECT CONVERT. - Google Patents
PROCEDURE AND APPROACH TO AA REDUCE A BACKGROUND EFFECT OF A COMMUNITY DIRECT CONVERT. Download PDFInfo
- Publication number
- NO158769B NO158769B NO810186A NO810186A NO158769B NO 158769 B NO158769 B NO 158769B NO 810186 A NO810186 A NO 810186A NO 810186 A NO810186 A NO 810186A NO 158769 B NO158769 B NO 158769B
- Authority
- NO
- Norway
- Prior art keywords
- direct
- output
- value
- current
- inverter
- Prior art date
Links
- 238000000034 method Methods 0.000 title claims description 12
- 230000000694 effects Effects 0.000 title description 11
- 239000013598 vector Substances 0.000 claims description 19
- 230000008878 coupling Effects 0.000 claims description 8
- 238000010168 coupling process Methods 0.000 claims description 8
- 238000005859 coupling reaction Methods 0.000 claims description 8
- 230000015572 biosynthetic process Effects 0.000 claims description 6
- 238000009499 grossing Methods 0.000 claims description 6
- 230000010349 pulsation Effects 0.000 claims description 3
- 230000010363 phase shift Effects 0.000 claims 1
- 230000006870 function Effects 0.000 description 25
- 230000010355 oscillation Effects 0.000 description 7
- 238000010521 absorption reaction Methods 0.000 description 3
- 241000881711 Acipenser sturio Species 0.000 description 1
- 241000158147 Sator Species 0.000 description 1
- 239000003990 capacitor Substances 0.000 description 1
- 230000001419 dependent effect Effects 0.000 description 1
- 238000013461 design Methods 0.000 description 1
- 230000001939 inductive effect Effects 0.000 description 1
- 238000005259 measurement Methods 0.000 description 1
- 230000000737 periodic effect Effects 0.000 description 1
- 238000012545 processing Methods 0.000 description 1
- 238000001228 spectrum Methods 0.000 description 1
- 238000012546 transfer Methods 0.000 description 1
Classifications
-
- H—ELECTRICITY
- H02—GENERATION; CONVERSION OR DISTRIBUTION OF ELECTRIC POWER
- H02M—APPARATUS FOR CONVERSION BETWEEN AC AND AC, BETWEEN AC AND DC, OR BETWEEN DC AND DC, AND FOR USE WITH MAINS OR SIMILAR POWER SUPPLY SYSTEMS; CONVERSION OF DC OR AC INPUT POWER INTO SURGE OUTPUT POWER; CONTROL OR REGULATION THEREOF
- H02M1/00—Details of apparatus for conversion
- H02M1/08—Circuits specially adapted for the generation of control voltages for semiconductor devices incorporated in static converters
- H02M1/084—Circuits specially adapted for the generation of control voltages for semiconductor devices incorporated in static converters using a control circuit common to several phases of a multi-phase system
-
- H—ELECTRICITY
- H02—GENERATION; CONVERSION OR DISTRIBUTION OF ELECTRIC POWER
- H02J—CIRCUIT ARRANGEMENTS OR SYSTEMS FOR SUPPLYING OR DISTRIBUTING ELECTRIC POWER; SYSTEMS FOR STORING ELECTRIC ENERGY
- H02J3/00—Circuit arrangements for ac mains or ac distribution networks
- H02J3/18—Arrangements for adjusting, eliminating or compensating reactive power in networks
- H02J3/1821—Arrangements for adjusting, eliminating or compensating reactive power in networks using shunt compensators
- H02J3/1835—Arrangements for adjusting, eliminating or compensating reactive power in networks using shunt compensators with stepless control
- H02J3/1864—Arrangements for adjusting, eliminating or compensating reactive power in networks using shunt compensators with stepless control wherein the stepless control of reactive power is obtained by at least one reactive element connected in series with a semiconductor switch
-
- H—ELECTRICITY
- H02—GENERATION; CONVERSION OR DISTRIBUTION OF ELECTRIC POWER
- H02M—APPARATUS FOR CONVERSION BETWEEN AC AND AC, BETWEEN AC AND DC, OR BETWEEN DC AND DC, AND FOR USE WITH MAINS OR SIMILAR POWER SUPPLY SYSTEMS; CONVERSION OF DC OR AC INPUT POWER INTO SURGE OUTPUT POWER; CONTROL OR REGULATION THEREOF
- H02M7/00—Conversion of ac power input into dc power output; Conversion of dc power input into ac power output
- H02M7/02—Conversion of ac power input into dc power output without possibility of reversal
- H02M7/04—Conversion of ac power input into dc power output without possibility of reversal by static converters
- H02M7/12—Conversion of ac power input into dc power output without possibility of reversal by static converters using discharge tubes with control electrode or semiconductor devices with control electrode
- H02M7/145—Conversion of ac power input into dc power output without possibility of reversal by static converters using discharge tubes with control electrode or semiconductor devices with control electrode using devices of a thyratron or thyristor type requiring extinguishing means
- H02M7/155—Conversion of ac power input into dc power output without possibility of reversal by static converters using discharge tubes with control electrode or semiconductor devices with control electrode using devices of a thyratron or thyristor type requiring extinguishing means using semiconductor devices only
- H02M7/162—Conversion of ac power input into dc power output without possibility of reversal by static converters using discharge tubes with control electrode or semiconductor devices with control electrode using devices of a thyratron or thyristor type requiring extinguishing means using semiconductor devices only in a bridge configuration
- H02M7/1623—Conversion of ac power input into dc power output without possibility of reversal by static converters using discharge tubes with control electrode or semiconductor devices with control electrode using devices of a thyratron or thyristor type requiring extinguishing means using semiconductor devices only in a bridge configuration with control circuit
-
- Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02E—REDUCTION OF GREENHOUSE GAS [GHG] EMISSIONS, RELATED TO ENERGY GENERATION, TRANSMISSION OR DISTRIBUTION
- Y02E40/00—Technologies for an efficient electrical power generation, transmission or distribution
- Y02E40/10—Flexible AC transmission systems [FACTS]
Description
Oppfinnelsen vedrører en fremgangsmåte The invention relates to a method
til å redusere de tilbakevirkninger som en nettkommuterende direktomretter tilkoblet et trefaset vekselstrømsnett, utøver på nettet ved utstyring av en til nettet koblet styrbar blindeffektkompensator. såvel som en styrekobling til å danne ønskeverdien for kompensatorens utstyring i samsvar med fremgangsmåten. to reduce the feedback effects that a grid-commuting direct inverter connected to a three-phase alternating current grid exerts on the grid by equipping a grid-connected controllable reactive power compensator. as well as a control link to form the desired value for the compensator's equipment in accordance with the method.
Trefasenett, spesielt svake nett, reagerer ofte på Three-phase networks, especially weak networks, often react to
den blindeffekt som opptas av tilkoblede likerettere, med betydelige spenningsfluktuasjoner som hos andre forbrukere kan føre til synlig flimring, eller til spenningsforvrengninger ved resonansstedet for nettimpedansen. Ved hjelp av konden- the reactive power taken up by connected rectifiers, with significant voltage fluctuations that can lead to visible flickering in other consumers, or to voltage distortions at the resonance point of the grid impedance. By means of conden-
satorer eller filterkretser kan der kompenseres for en midlere reaktiv effekt. Til nettet kan der også kobles induktive eller kapasitive lagre med styreinnretninger (f.eks. styrte likestrømregulatorer), som påstyres ved hjelp av en overlagret reguleringskrets for reaktiv effekt og er i stand til å tilføre nettet blindeffekt svarende til omretternes blindeffektopptak. sators or filter circuits can be compensated for a more reactive effect. Inductive or capacitive storage can also be connected to the grid with control devices (e.g. controlled direct current regulators), which are controlled using a superimposed control circuit for reactive power and are able to supply the grid with reactive power corresponding to the inverter's reactive power absorption.
En slik blindeffektregulering med tilhørende måleinnretninger Such reactive power regulation with associated measuring devices
er imidlertid forholdsmessig kostbar og pga. tidskonstantene i regelen bare dårlig skikket til også å kompensere den periodiske modulasjon av blindlastopptaket som vanligvis opptrer ved slike omrettere. is, however, relatively expensive and due to the time constants in the rule are only poorly suited to also compensate for the periodic modulation of the reactive load absorption that usually occurs with such converters.
Det er vanlig ved effektberegninger å betrakte den arit-metiske middelverdi av aktiv strøm i^ og av reaktiv strøm i^ It is common for power calculations to consider the arithmetic mean value of active current i^ and of reactive current i^
under en halvperiode av omretterens utgangsfrekvens og ut fra den å danne den konvensjonelle tilsynelatende effekt som mer nøyaktig er å betegne som tilsynelatende grunnsvingnings- during a half-period of the inverter's output frequency and from it to form the conventional apparent power which is more accurately termed as apparent fundamental oscillation-
effekt S^. Avgjørende for dimensjonering av elektriske anord-ninger er imidlertid den reelle effekt som bestemmes av effektiv-verdien av den modulerte grunnharmoniske i nettstrømmen under en halvperiode av utgangsfrekvensen, og som til stadighet er en bestemt effektverdi ("modulasjonseffekt") større enn den tilsynelatende effekt for den grunnharmoniske. Betinget av omretterfunksjonen er opptaket av reaktiv effekt hos direktomrettere stadig modulert med et multiplum av omretterens utgangsfrekvens. Følgen er en modulasjon av nettstrømmen med oversvingnings- og undersvingningsstrømmer. Således genererer f.eks. en av 6-pulsede delomrettere oppbygget direktomretter med trefaset utgang, pga. den nevnte blind- effect S^. Decisive for the dimensioning of electrical devices, however, is the real power, which is determined by the rms value of the modulated fundamental harmonic in the mains current during half a period of the output frequency, and which is constantly a certain power value ("modulation power") greater than the apparent power for the fundamental harmonic. Due to the inverter function, the absorption of reactive power in direct inverters is constantly modulated with a multiple of the inverter's output frequency. The result is a modulation of the mains current with overshoot and undershoot currents. Thus generating e.g. one of the 6-pulse sub-inverters built up direct converter with three-phase output, due to the aforementioned blind-
lastmodulasjon, ved siden av den nettfrekvente reaktive strøm også sidefrekvenser som i forhold til nettfrekvensen er for-skjøvet med det seksdobbelte av forholdet mellom utgangsfrekvens og nettfrekvens. Ved omrettere med enfaset utgang er såvel den aktive effekt eller watt-effekten som den reaktive effekt for den grunnharmoniske modulert slik at der oppstår ytterligere sidefrekvenser, Det tilsvarende frekvensspektrum av sidefrekvenser opptrer også for de ytterligere overharmoniske av nettstrømmen som er avhengige av omretterkoblingens pulstall, men for det meste forårsaker disse overharmoniske bare små tilbakevirkninger på nettet. load modulation, in addition to the mains-frequency reactive current also side frequencies that are shifted in relation to the mains frequency by six times the ratio between output frequency and mains frequency. In the case of inverters with single-phase output, both the active power or the wattage and the reactive power for the fundamental harmonic are modulated so that additional side frequencies occur. The corresponding frequency spectrum of side frequencies also occurs for the additional overharmonics of the mains current which are dependent on the pulse number of the inverter connection, but for the most part, these overharmonics cause only small feedback effects on the grid.
Til grunn for den foreliggende oppfinnelse ligger den oppgave å kompensere grunnsvingningsblindeffekten og/eller dennes modulasjon uten noen regulering av blindeffekten med tilhørende måleinnretninger. Derved bortfaller også tidskonstantene for de vanlige reguleringer av blindeffekt, så kom-pensasjonen kan utføres raskere. The present invention is based on the task of compensating the fundamental oscillation reactive power and/or its modulation without any regulation of the reactive power with associated measuring devices. Thereby, the time constants for the usual regulation of reactive power are also eliminated, so the compensation can be carried out more quickly.
Dette oppnås ved en utstyring av en til trefasenettet koblet styrbar blindeffektkompensator, hvor ønskeverdien for styringen av den blindstrøm som skal leveres fra kompensatoren, blir uavhengig av måleverdien av blindstrømmen dannet av produktet av verdien av direktomretter-utgangsstrømmen og en fra omretterens styrespenning eller direktomretter-utgangsspenningen (U ) avledet forhåndsgitt funksjon av direktomretterstyre-vinkelen^. Direkt-omretterens styrevinkel kan i den forbindelse avledes fra direktomretterens utgangsspenning eller fra dens styrespenning, f.eks. er det ved tilsvarende proporsjonalitet mellom styrespenning og styrevinkel mulig å nytte styrespenningen som styrevinkel resp. som den funksjon av styrevinkelen som inngår i produktet. This is achieved by equipping a controllable reactive power compensator connected to the three-phase network, where the desired value for the control of the reactive current to be delivered from the compensator is independent of the measured value of the reactive current formed by the product of the value of the direct inverter output current and one from the inverter control voltage or the direct inverter output voltage (U ) derivative given function of the rectifier steering angle^. In this connection, the direct inverter's control angle can be derived from the direct inverter's output voltage or from its control voltage, e.g. with corresponding proportionality between control voltage and control angle is it possible to use the control voltage as control angle or as the function of the steering angle included in the product.
Til grunn for oppfinnelsen ligger her den erkjennelse The basis for the invention is this recognition
at det for utstyringen av den kompenserende blindstrøm som skal mates inn i nettet, er tilstrekkelig å angi en ønskeverdi ifi te som på grunnlag av teoretiske betraktninger over den grunnharmoniske av blindstrømmen og idealiserende til-nærmelser kan beregnes ved formelen. that for the equipping of the compensating reactive current to be fed into the grid, it is sufficient to specify a desired value ifi te which, on the basis of theoretical considerations of the fundamental harmonic of the reactive current and idealistic approximations, can be calculated by the formula.
Her er k en proporsjonalitetsfaktor, /iA/ absoluttverdi av direktomretterens utgangsstrøm og' ty styrevinkelen, når denne er valgt slik at den fulle positive (negative) amplitude av omretterutgangsspenningen gir seg for ty = ^90°. Dersom strømretterventilene blir påstyrt slik at styrespenningen er proporsjonal med denne styrevinkel, så kan styrespenningen anvendes direkte istedenfor verdien ty i en tilsvarende regnekobling til realisering av ligningen (1). Here, k is a proportionality factor, /iA/ the absolute value of the direct inverter output current and' ty the control angle, when this is chosen so that the full positive (negative) amplitude of the inverter output voltage occurs for ty = ^90°. If the rectifier valves are controlled so that the control voltage is proportional to this control angle, then the control voltage can be used directly instead of the value ty in a corresponding calculation link to realize equation (1).
For nettkommuterende direktomrettere består der en sammenheng mellom omretter-utgangsspenningen u^, den ideelle tomgangslikespenning U,. q og styrevinkelen ty, slik at ty kan beregnes som For mains commutating direct current converters, there is a relationship between the converter output voltage u^, the ideal no-load DC voltage U,. q and the steering angle ty, so that ty can be calculated as
Som regel er der for styringen av direkt-omretteren anordnet en reguleringskrets hvor styrespenningen U t for direktomretter-ventilene blir dannet ut fra måleverdiene av utgangs-strømmen ia resp. utgangsspenningen U og en strøm-ønskeverdi iB . Inngangsstørrelsene for ligning (1) foreligger altså allerede i form av tilsvarende ønskeverdier iB og ty (resp. U .). Imidlertid kan det være fordelaktig å anvende en av ønske-verdiene eller begge ønskeverdier ved hjelp av de tilsvarende måleverdier iA og UA ved bruk av ligning (2). As a rule, a control circuit is arranged for the control of the direct inverter where the control voltage U t for the direct inverter valves is formed from the measured values of the output current ia resp. the output voltage U and a current-desired value iB . The input quantities for equation (1) are thus already available in the form of corresponding desired values iB and ty (resp. U .). However, it may be advantageous to use one of the desired values or both desired values using the corresponding measured values iA and UA using equation (2).
Ifølge oppfinnelsen kan dannelsen av ønskeverdien for utstyringen av blindeffektkompensatoren i henhold til fremgangsmåten fordelaktig skje ved hjelp av en styrekobling i form av en regnekobling med en verdidanner som pådras av måleverdien eller ønskeverdien av direkteomretter-utgangsstrømmen, en funksjonsdanner som pådras av en størrelse svarende til direktomretter-styrevinkelen og har en forhåndsgitt funksjonskarakteri-stikk, og et multiplikasjonsledd som pådras av utgangsstørrel-sene fra verdidanneren og funksjonsdanneren og tjener til produktdannelse. Styrekoblingens utgangsstørrelse kan direkte eller over en etterfølgende middelverdikobling som vil bli omtalt senere, anvendes som innstillingsstørrelse for den kom-pensasjonsblindstrøm iD som skal leveres. According to the invention, the formation of the desired value for the equipment of the reactive power compensator according to the method can advantageously take place with the help of a control link in the form of a calculation link with a value generator that is incurred by the measured value or the desired value of the direct-inverter output current, a function generator that is incurred by a quantity corresponding to the direct-inverter -the control angle and has a predetermined function characteristic, and a multiplication term which is incurred by the output sizes from the value generator and the function generator and serves to form the product. The output value of the control link can be used directly or via a subsequent average value link which will be discussed later, as a setting value for the compensating reactive current iD to be delivered.
I fall der istedenfor ty i ligningen (1) benyttes utgangsspenningen uA ifølge ligning (2), blir der forkoblet funksjonsdanneren en annen funksjonsdanner, som omretterens utgangs- In cases where instead of ty in equation (1) the output voltage uA according to equation (2) is used, the function generator is connected to another function generator, which is the inverter's output
spenning er tilkoblet, og hvis karakteristikk tilsvarer sammenhengen mellom styrevinkel og utgangsspenning. voltage is connected, and whose characteristic corresponds to the relationship between steering angle and output voltage.
Ofte opptrer det tilfelle at den nett-tilbakevirkning som skyldes den midlere reaktive strøm (middelverdien over en periode av utgangsfrekvensen), ikke er kritisk for selve nettet og for andre forbrukere som er tilknyttet nettet, eller at grunn-svingningsblindlasten ikke trenger å kompenseres fullt ut eller skal kompenseres av økonomiske grunner, men de sidefrekvenser av tilbakevirkningsfrekvensene som skyldes modulasjonen av den reaktive last, skal undertrykkes. I dette tilfelle blir der fordelaktig som ønskeverdi i * ikke benyttet den fulle i samsvar med ligning (1) beregnede verdi av den reaktive strøm som opptas av omretteren, men bare dens avvik Ai^ fra en tilsvarende middelverdi ig^- Denne middelverdi kan ved glatting dannes direkte ut fra den verdi i^ som allerede er beregnet fra den tilsvarende ligning (1). Siden iA og UA endrer seg omtrent sinusformet med omretter-utgangsfrekvensen og således i vektor- It is often the case that the grid feedback caused by the average reactive current (the average value over a period of the output frequency) is not critical for the grid itself and for other consumers connected to the grid, or that the base-oscillation reactive load does not need to be fully compensated or must be compensated for economic reasons, but the side frequencies of the feedback frequencies due to the modulation of the reactive load must be suppressed. In this case, the desired value in * is advantageously not the full value calculated in accordance with equation (1) of the reactive current taken up by the inverter, but only its deviation Ai^ from a corresponding mean value ig^- This mean value can by smoothing is formed directly from the value i^ which has already been calculated from the corresponding equation (1). Since iA and UA change approximately sinusoidally with the inverter output frequency and thus in vector
form kan representeres ved roterende vektorer med lengde iA og <u>A, kan middelverdien for i ^ ifølge ligning (1) også form can be represented by rotating vectors of length iA and <u>A, the mean value for i ^ according to equation (1) can also
beregnes ved at de tilsvarende verdier iA a og u A resp. = are cos uA i henhold til ligning (2) for disse roterende vektorer kan inn-settes i ligning (1). I den forbindelse blir produktet av middelverdien av omretter-utgangsstrømmen i det minste over en nettfrekvens-halvbølge og funksjonen av den tilsvarende middelverdi av omretter-styrevinkelen beregnet som produktmiddelverdi ^l'is calculated by the corresponding values iA a and u A resp. = are cos uA according to equation (2) for these rotating vectors can be inserted into equation (1). In this connection, the product of the mean value of the inverter output current over at least one mains frequency half-wave and the function of the corresponding mean value of the inverter control angle is calculated as the product mean value ^l'
Selv om en fullstendig kompensasjon for den reaktive effekt spesielt ved omrettere med trefaset utgang, ofte ikke er økonomisk mulig, kan imidlertid en fullstendig kompensasjon av modulasjonseffekten være ønskelig. I dette tilfelle blir der for dannelsen av ønskeverdien in la til den nettopp beregnede for-skjell Ai^ som fører til fullkommen kompensasjon av modu-las jonsbelastningen, addert verdien i ^ av selve produktmiddelu verdien med en tilsvarende avveining. Denne avveining kan f.eks. bestå i at lavere verdier av i^^ skal påkobles, men der så ved hjelp av en tilsvarende terskelverdibegrensning, fra og med en bestemt maksimalverdi i ^ makS bare påkobles denne verdi for den grunnsvingningsblindlast som maksimalt skal kompenseres. Although a complete compensation for the reactive effect, especially in inverters with three-phase output, is often not economically possible, a complete compensation of the modulation effect may be desirable. In this case, for the formation of the desired value in la to the just calculated difference Ai^ which leads to perfect compensation of the modulation load, the value in ^ of the actual product mean value is added with a corresponding weighting. This trade-off can e.g. consist in lower values of i^^ to be switched on, but then with the help of a corresponding threshold value limitation, starting from a certain maximum value i ^ makS only this value is switched on for the basic oscillation reactive load that is to be compensated maximally.
Ved direktomrettere med enfaset utgang pulserer også watteffekten med dobbelt utgangsfrekvens. I dette tilfelle er det fordelaktig som styrbar blindlastkompensator å anvende en kompensator som også kan kompensere belastningsvariasjoner, f.eks. en dreiefeltmagnetisert sleperingmaskin som driver et svinghjul. Til styring av den watt-strøm som skal leveres av kompensatoren, blir der fordelaktig benyttet en regneverdi iw som beregnes som proposjonal med produktet iA<sin<J;. Ønskeverdien for kompensasjonsstrømmen for watt-effektmodulasjonen blir da dannet som forskjellen mellom denne regneverdi iw og en tilsvarende middelverdi iw«In the case of direct inverters with single-phase output, the wattage also pulsates with double the output frequency. In this case, it is advantageous as a controllable reactive load compensator to use a compensator which can also compensate load variations, e.g. a rotating field magnetized slip ring machine that drives a flywheel. For controlling the watt current to be delivered by the compensator, a calculated value iw is advantageously used which is calculated as proportional to the product iA<sin<J;. The desired value for the compensation current for the watt-power modulation is then formed as the difference between this calculated value iw and a corresponding mean value iw«
Disse og ytterligere fordelaktige utførelsesformer for oppfinnelsen er nærmere angitt i kravene. These and further advantageous embodiments of the invention are specified in more detail in the claims.
Oppfinnelsen vil i det følgende bli nærmere belyst ved utførelseseksempler under henvisning til tegningen. Fig. 1 viser en anordning med en direktomretter som er koblet til et trefaset vekselstrømsnett og har en enfaset utgang, en styrbar kompensasjonsanordning og en av en regnekobling og en middelverdikobling bestående styrekobling til dannelse av ønskeverdien for utstyringen av blindlastkompensatoren med inngangsstørrelser i<*> og Ugt. Fig. 2 viser en regnekobling og en middelverdikobling med måleverdier iA og uA som inngangsstørrelser. Fig. 3 er en kobling til avveiet påkobling av i^ til differansen Fig. 4 og 5 viser styrekoblinger for kompensasjon av watt-effektmodulasjonen ved direktomrettere med enfaset utgang. Fig. 6 viser en utførelsesform for styrekoblingen i det tilfelle hvor en direktomformer med trefaset utgang er tilkoblet nettet. Fig. 7 viser en variant av middelverdikoblingeh ved en styrekobling ifølge fig. 6. In the following, the invention will be explained in more detail by way of examples with reference to the drawing. Fig. 1 shows a device with a direct converter which is connected to a three-phase alternating current network and has a single-phase output, a controllable compensation device and a control circuit consisting of a calculating circuit and a mean value circuit for forming the desired value for the equipment of the reactive load compensator with input values i<*> and Aug. Fig. 2 shows a calculation link and a mean value link with measured values iA and uA as input quantities. Fig. 3 is a connection for balanced connection of i^ to the difference. Figs. 4 and 5 show control connections for compensation of the watt-power modulation in direct converters with single-phase output. Fig. 6 shows an embodiment of the control connection in the case where a direct converter with three-phase output is connected to the grid. Fig. 7 shows a variant of mean value coupling h in a control coupling according to fig. 6.
Ifølge fig. 1 er der til et trefasenett R, S, T knyttet en direktomretter med enfaset utgang, og bestående av to According to fig. 1, a direct current converter with a single-phase output is connected to a three-phase network R, S, T, and consisting of two
antiparallelle delstrømrettere I, II. Ved omretterutgangene 1, antiparallel partial rectifiers I, II. At the inverter outputs 1,
2 avføles utgangsspenningen uA og utgangsstrømmen iA, som tilføres en reguleringsanordning 3 som ifølge en forhåndsgitt strømønskeverdi iA bestemmer en styrespenning Ugt som tilføres et styreledd 4. Styreleddet 4 er slik konstruert at der 2, the output voltage uA and the output current iA are sensed, which are supplied to a regulation device 3 which, according to a predetermined current demand value iA, determines a control voltage Ugt which is supplied to a control link 4. The control link 4 is constructed in such a way that there
foreligger proporsjonalitet mellom styrespenningen U og styrevinkelen ty. Ved hjelp av utgangspulsene fra styreleddet 4 styres ventilene i strømretteren 1 med en tennvinkel ot.j. = tt/2 - ty resp. ved fortegnsbytte ventilene i strømretteren II med tennvinkel there is proportionality between the control voltage U and the control angle ty. With the help of the output pulses from the control link 4, the valves in the rectifier 1 are controlled with an ignition angle ot.j. = tt/2 - ty resp. by changing the sign of the valves in rectifier II with ignition angle
aII = + fr/2. aII = + fr/2.
Mellom nettfåsene R, S, T er der anordnet lagre bestående av spoler 5 og kondensatorer 6 som kan utlades i nettet over induktivt belastede likestrømsregulatorer 7 til kompensasjon for den blindstrøm som opptas av direktomretteren I, II. Til styring av denne blindstrømkompensator 5, 6, 7 tjener en blind-strømstyreinnretning 8 som leverer tennpulsene for ventilene hos likestrømregulatorene 7. Between the mains sockets R, S, T there are arranged bearings consisting of coils 5 and capacitors 6 which can be discharged into the mains via inductively loaded direct current regulators 7 to compensate for the reactive current taken up by the direct inverter I, II. A reactive current control device 8 serves to control this reactive current compensator 5, 6, 7, which supplies the ignition pulses for the valves of the direct current regulators 7.
Til dannelse av ønskeverdien iD til hvilken blindstrøm-styreinnretningen 8 styrer den reaktive strøm som skal innmates fra blindstrømkompensatoren 5, 6, 7, er der anordnet en regnekobling 9 som simulerer ligning (1). Denne styrekobling inneholder en verdidanner (likeretter) 10 som pådras av en elektrisk størrelse svarende til utgangsstrømmen iA. Til dette kan man benytte den måle<y>erdi iA som fremkommer ved utgangen 1. Ved en tilstrekkelig rask reguleringsanordning 3 kan man imidlertid, slik.det er vist på fig. 1, fordelaktig også benytte den tilsvarende ønskeverdi iA. Videre er der anordnet en funksjons-giver 11 som pådras med styrespenningen Ugt (i dette tilfelle ensbetydende med styrevinkelen ty) , og hvis utgangsstørrelse svarer til cos ty. Utgangsstørrelsene fra de to elementer 10, 11 tilføres et multiplikasjonsledd 12 ved hvis utgang 13 der i henhold til ligning (1) kan tas ut en teoretisk bestemt størrelse for grunnsvingningsblindstrømmen ig^. To generate the desired value iD to which the reactive current control device 8 controls the reactive current to be fed in from the reactive current compensator 5, 6, 7, a calculation link 9 is arranged which simulates equation (1). This control link contains a value generator (rectifier) 10 which is affected by an electrical quantity corresponding to the output current iA. For this, one can use the measurement<y>erdi iA which appears at the output 1. With a sufficiently fast regulation device 3, one can, however, as shown in fig. 1, advantageously also use the corresponding desired value iA. Furthermore, there is arranged a function encoder 11 which is applied with the control voltage Ugt (in this case equivalent to the control angle ty), and whose output magnitude corresponds to cos ty. The output quantities from the two elements 10, 11 are supplied to a multiplication element 12 at whose output 13, where according to equation (1) a theoretically determined quantity for the basic oscillation reactive current ig^ can be extracted.
Denne verdi i^ kan tilføres direkte til styreleddet 8 som ønskeverdi for den reaktive strøm i som skal leveres. This value i^ can be supplied directly to the control element 8 as the desired value for the reactive current i to be delivered.
Ved utførelseseksemplet på fig. 1 er imidlertid lageret 5, 6 ikke konstruert for kompensasjon av de totale nettilbake-virkninger fra direktomretteren, idet det isteden bare er modulasjonseffekten som skal kompenseres, mens grunnsvingningsblindeffekten forblir ukompensert. Av den grunn blir der som ønskeverdi ifi dannet differansen Aig^ mellom den teoretiske verdi i^ for den momentane blindeffektstrøm og middelverdien i ol f°r den grunnharmoniske av blindstrømmen. Hertil er der etterkoblet utgangen 13 et differanseledd 14 som fra utgangen 13 pådras med verdien i^ og, med motsatt fortegn, In the design example in fig. 1, however, the bearing 5, 6 is not designed for compensation of the total grid feedback from the direct inverter, as it is instead only the modulation effect that is to be compensated, while the fundamental oscillation blind effect remains uncompensated. For that reason, the difference Aig^ between the theoretical value i^ for the instantaneous reactive power current and the mean value iol for the fundamental harmonic of the reactive current is formed as the desired value ifi. To this, where the output 13 is connected downstream, a differential element 14 is applied from the output 13 with the value i^ and, with the opposite sign,
av den middelverdi 1^ som fra utgangen 13 tas ut over glatteleddet 15. Denne middelverdikobling 14, 15 er konstruert for en stor glatting for å fremskaffe en liten rippel av middelverdien i ^ (tidskonstant på flere nettperioder). Dette betinger imidlertid en stor innstillingstid ved endringer av middelverdien. of the mean value 1^ which is taken from the output 13 via the smoothing link 15. This mean value connection 14, 15 is designed for a large smoothing to produce a small ripple of the mean value in ^ (time constant over several grid periods). However, this requires a long setting time when the mean value changes.
Fordelaktig blir der derfor benyttet en middelverdi- Advantageously, a mean value is therefore used
kobling 16' som er vist på fig. 2, og som baserer seg på det forhold at størrelsene i og u i tid endrer seg som sinusformede stør-reiser, slik at hver av dem kan oppfattes som den ene komponent av en roterende vektor med lengde (verdi) henholdsvis iA og uA i et rettvinklet koordinatsystem. Regnekoblingen 16<1> tar således utgangspunkt i inngangsstørrelsene iA a og u A, idet man for det tilfelle at, analogt med fig. 1, styrespenningen Ugt <=> ty står til disposisjon istedenfor uA forkobler den tilsvarende inngang for uA en ytterligere funksjonsdanner som simulerer sammenhengen uA = U, . Q.sin^ i samsvar med ligning (2) fra direktomformerens iJ;/uA-karakteristikk. coupling 16' which is shown in fig. 2, and which is based on the fact that the quantities i and u change in time as sinusoidal sturgeon movements, so that each of them can be perceived as one component of a rotating vector with length (value) iA and uA respectively in a right-angled coordinate system. The calculation link 16<1> thus takes the input quantities iA a and u A as a point of departure, in the event that, analogously to fig. 1, the control voltage Ugt <=> ty is available instead of uA, the corresponding input for uA connects an additional function generator that simulates the relationship uA = U, . Q.sin^ in accordance with equation (2) from the iJ;/uA characteristic of the direct converter.
Beregningen av middelverdiene iA og u"A skjer nå ved vektoriell behandling ved hjelp av vektoranalysatorene 17, 18 The calculation of the mean values iA and u"A now takes place by vector processing using the vector analyzers 17, 18
som får hver sin av inngangsstørrelsene iA resp. uA påkoblet som en komponent, mens de andre rettvinklet forskjøvne komponenter blir avledet fra disse inngangsstørrelser ved hjelp av integratorer 19, 20. Beregningen av middelverdien i^^ skjer nå idet størrelsen uA i en funksjonsdanner 23 svarende til ^/uA~karakteristikken for direktomformeren, overføres til styrevinkel-middelverdien ty, hvoretter den tilsvarende ligning I ^ = IA.cosijI blir dannet ved hjelp av en vinkelfunksjonsgiver which receive each of the input sizes iA resp. uA connected as a component, while the other right-angle shifted components are derived from these input quantities by means of integrators 19, 20. The calculation of the mean value i^^ now takes place as the quantity uA in a function generator 23 corresponding to the ^/uA~ characteristic of the direct converter, is transferred to the steering angle mean value ty, after which the corresponding equation I ^ = IA.cosijI is formed using an angle function encoder
21 og et multiplikasjonsledd 22. 21 and a multiplication term 22.
I likhet med det tilfelle som er vist på fig. 2, hvor der Similar to the case shown in fig. 2, where there
som inngangsstørrelse for middelverdikoblingen 16' blir benyttet as the input value for the mean value connection 16' is used
direktomformer-utgangsspenningen uA, kan denne inngangsstørrelse også brukes for regnekoblingen 9', idet der forkobles funksjonsdanneren 11 en til funksjonsdanneren 23 svarende funksjonsdanner 24 til overføringen av inngangsspenningen uA til styrevinkelen ty. direct converter output voltage uA, this input quantity can also be used for the calculation link 9', where the function generator 11 is connected to the function generator 23 corresponding to the function generator 24 for the transfer of the input voltage uA to the control angle ty.
Dersom hele den midlere grunnsvingningsblindlast til for-skjell fra fig. 1 ikke forblir ukompensert, men skal kompenseres opp til en maksimalverdi og bare den reaktive last som overskrider denne maksimalverdi, skal forbli ukompensert, så er der ifølge fig. 3 til den utgang fra middelverdikoblingen 16 resp. If the entire average basic vibration blind load, unlike fig. 1 does not remain uncompensated, but must be compensated up to a maximum value and only the reactive load that exceeds this maximum value must remain uncompensated, then according to fig. 3 to the output from the mean value connection 16 resp.
16' som leverer størrelsen Ai^ etterkoblet et addisjonsledd 26 som i avveiet form får tilført den verdi for i^^ som via ledningen 25 tas ut ved utgangen fra glatteleddet 15 resp. multiplikasjonsleddet 22. Denne avveining kan finne sted over en terskelverdibegrenser 27 hvis begrensende terskelverdi f.eks. kan innstilles med et potensiometer 28. 16' which delivers the magnitude Ai^ after connected to an addition link 26 which, in balanced form, is supplied with the value for i^^ which is taken via the line 25 at the output from the smoothing link 15 resp. the multiplication term 22. This trade-off can take place over a threshold value limiter 27 whose limiting threshold value e.g. can be adjusted with a potentiometer 28.
Som det allerede er forklart, pulserer også watt-effekten ved en direktomretter med enfaset utgang som vist på fig. 1. Denne pulsasjon av watt-effekten kan kompenseres hvis den anvendte kompensator også er konstruert for slike kompensasjoner. For den modulerte aktive komponent ^v nettstrømmen kan man As already explained, the wattage of a single-phase output direct current converter as shown in fig. 1. This pulsation of the watt effect can be compensated if the used compensator is also designed for such compensations. For the modulated active component ^v mains current one can
ifølge oppfinnelsen analogt med ligning (1) sette according to the invention analogously to equation (1) set
idet man ved anvendelse av passende styreledd igjen setter iA proporsjonal med Ugt og uA proporsjonal med sinijj. Til simu-lering av ligning (3) kan man derfor igjen foruten fra omretter-utgangsstrømmen i A resp. dennes ønskeverdi iA, gå ut fra spenningen uA eller via en forkoblet vinkelfunksjonsgiver, when using the appropriate steering link, iA is again set proportional to Ugt and uA proportional to sinijj. To simulate equation (3), one can therefore again, in addition to the inverter output current in A or its desired value iA, proceed from the voltage uA or via a pre-connected angle function encoder,
3 0 (fig. 4) fra styrespenningen Ugt< For å etterligne de pulserende regnekomponenter av den aktive strøm i nettstrømmen svarende til ligning (3) er det da bare nødvendig å levere størrelsene iA og uA til et multiplikasjonsledd 31. Som ønskeverdi for watt-strømutstyringen kan der på nytt anvendes den beregningsmessig etterlignende pulsasjon Aiw = i^ - iw som blir dannet i en til middelverdikobling 32 som er etterkoblet multiplikasjonsleddet 31 og analogt til middelverdikoblingen 16 på fig. 1 består av et glatteledd 33 og et knutepunkt 34. Middelverdidannelsen kan imidlertid også fremskaffes i en på fig. 5 vist middelverdikobling 32' som analogt til middelverdikoblingen 16' på fig. 2 danner middelverdiene i'A og u'A ved hjelp av vektoriell beregning over integratorer 35, 36 og vektoranalysatorer 37 og danner middelverdien iw = 3 0 (fig. 4) from the control voltage Ugt< In order to imitate the pulsating calculation components of the active current in the mains current corresponding to equation (3), it is then only necessary to supply the quantities iA and uA to a multiplication term 31. As a desired value for watt- the current equipment can there again use the computationally simulating pulsation Aiw = i^ - iw which is formed in a mean value connection 32 which is connected after the multiplication term 31 and analogously to the mean value connection 16 in fig. 1 consists of a smoothing joint 33 and a node 34. However, the mean value generation can also be obtained in a in fig. 5 shows average value coupling 32' as analogous to the average value coupling 16' in fig. 2 forms the mean values i'A and u'A by means of vectorial calculation over integrators 35, 36 and vector analyzers 37 and forms the mean value iw =
iA sin ty over et multiplikasjonsledd 39. iA sin ty over a multiplication term 39.
Regnekoblingene 9 resp. 9' kan også anvendes for direktomrettere med flerfaset utgang. På fig. 6 er der angitt en slik kobling for en trefaset direktomretter. Her er der for de enkelte faseutganger a, b og c anordnet en og en regnekobling 9a, 9b og 9c som i tilfellet av fig. 1 får tilført den tilsvarende faseutgangsstrøm henholdsvis iAa, i^ og iAc (eller dens respektive ønskeverdi i<*>a/ i^, og i<*>c) °9 styrevinkelen ty^ resp. ty. resp. ty„ (eller i tilfellet av fig. 2 får tilført faseutgangsspenningen UAa resp. resp. UAc via en tilsvarende funksjonsomformer henholdsvis 24a, 24b og 24c). Hver av disse regnekoblinger inneholder også i dette tilfelle verdidanner henholdsvis 10a, 10b og 10c, en vinkelfunksjonsdanner henholdsvis 10a, 10b og 10c og et multiplikasjonsledd 12a resp. 12b resp. 12c. Utgangsstørrelsene fra multiplikasjonsleddene 12a, 12b, 12c blir i et addisjonsledd 40 satt sammen til den teoretiske verdi for grunnsvingnings-blindstrømmen i^-^. The calculation links 9 resp. 9' can also be used for direct converters with multi-phase output. In fig. 6 shows such a connection for a three-phase direct current converter. Here, for the individual phase outputs a, b and c, one and one calculation link 9a, 9b and 9c are arranged, as in the case of fig. 1 is supplied with the corresponding phase output current respectively iAa, i^ and iAc (or its respective desired value i<*>a/ i^, and i<*>c) °9 the control angle ty^ resp. ty. respectively ty„ (or in the case of Fig. 2 the phase output voltage UAa or UAc is supplied via a corresponding function converter 24a, 24b and 24c respectively). Each of these calculation links also in this case contains value generators 10a, 10b and 10c respectively, an angle function generator respectively 10a, 10b and 10c and a multiplication term 12a resp. 12b or 12c. The output values from the multiplication sections 12a, 12b, 12c are combined in an addition section 40 to the theoretical value for the basic oscillation reactive current i^-^.
Dersom denne verdi i^ ikke skal benyttes som ønskeverdi for kompensasjon av den totale grunnsvingningsblindlast, men bare for kompensasjon av modulasjonseffekten, så kan der til utgangen 13 også her analogt med fig. 1, være etterkoblet en middelverdikobling 16. Imidlertid kan man også her utføre en middelverdi-dannelse ved vektoriell beregning av inngangsstørrelsene, If this value i^ is not to be used as a desired value for compensation of the total basic oscillation reactive load, but only for compensation of the modulation effect, then the output 13 can also here analogously to fig. 1, a mean value connection 16 may be connected afterwards. However, one can also perform a mean value formation here by vectorial calculation of the input quantities,
slik det er vist på fig. 7. Til dannelse av middelverdien iA er der i så måte anordnet en vektoranalysator 17<1> som får tilført komponentene av utgangsstrømvektoren iA i et rettvinklet koordinatsystem. Fordi strømvektoren iA setter seg sammen av de tre fasestrømmer iAa, i^ og iAc, er der forkoblet vektoranalysatoren 17' en koordinatomformer 41. Middelverdien ty blir likeens analogt med fig. 2 dannet ved at faseutgangsspenningen u*„r u,u, u,. via en koordinatomformer blir omformet til de as shown in fig. 7. To generate the mean value iA, a vector analyzer 17<1> is arranged in this way, which is supplied with the components of the output current vector iA in a right-angled coordinate system. Because the current vector iA is composed of the three phase currents iAa, i^ and iAc, the vector analyzer 17' is connected to a coordinate converter 41. The mean value ty is similar to fig. 2 formed by the phase output voltage u*„r u,u, u,. via a coordinate converter are transformed into de
Aa' Ab Ac Aa' Ab Ac
to komponenter av spenningsvektoren uA med hensyn på et rettvinklet koordinatsystem, og i vektoranalysatoren 18' blir der two components of the voltage vector uA with respect to a right-angled coordinate system, and in the vector analyzer 18' there will be
ut fra de to komponenter dannet vektorstørrelsen, som så i en funksjonsdanner 23' omformes til styrevinkel-middelverdien ijj. Dersom man istedenfor faseutgangsspenningene uAa«'"- skal benytte de tilsvarende styrevinkler tya ..... resp. styre-spenninger Ugt , så kan styrespenningene resp. styre-vinklene omformes gjennom ved hjelp av funksjonsomformere 43a, 43b, 43c som er innskutt foran tilsvarende innganger til koordinatomformeren 2 2 og gir proporsjonalitet mellom IL from the two components the vector magnitude is formed, which is then transformed in a function generator 23' into the steering angle mean value ijj. If instead of the phase output voltages uAa«'"- the corresponding control angles tya ..... or control voltages Ugt are to be used, then the control voltages or control angles can be transformed through using function converters 43a, 43b, 43c which are inserted in front corresponding inputs to the coordinate converter 2 2 and gives proportionality between IL
og \ pA, mellom U^ og ty^ og mellom UAc og ty . Karakteristikkene for funksjonsdannerne 43a, 43b og 43c på den ene side og funksjonsdanneren 23' på den annen side er innbyrdes inverse. Disse funksjonsdannere er på fig. 7 bare inntegnet stiplet and \ pA, between U^ and ty^ and between UAc and ty . The characteristics of the function generators 43a, 43b and 43c on the one hand and the function generator 23' on the other hand are mutually inverse. These function generators are in fig. 7 only entered dashed
da det nemlig viser seg at en samtidig sløyfning av disse funksjonsdannere i praksis ikke fører til noen feil. since it turns out that a simultaneous looping of these function generators in practice does not lead to any errors.
Da der videre ofte for reguleringen av direktbmformer-utstyringen allerede foreligger koordinatomformere 41, 4 2 og vektoranalysatorer 17', 18' til dannelse av iA og uA, fås derved mulighet for å kompensere grunnsvingnings-blindlasten og dennes modulasjon økonomisk uten noen blindlastregulering med til-hørende måleanordninger. Since, furthermore, often for the regulation of the direct beamformer equipment, coordinate converters 41, 4 2 and vector analyzers 17', 18' are already available for the formation of iA and uA, it is thereby possible to compensate the basic oscillation reactive load and its modulation economically without any reactive load regulation with additional hearing measuring devices.
Claims (12)
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
DE19803002373 DE3002373A1 (en) | 1980-01-23 | 1980-01-23 | METHOD FOR REDUCING THE NET REACTIVE EFFECTS OF A NETWORKED DIRECT CONVERTER AND CONTROL SWITCH THEREFOR |
Publications (3)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
NO810186L NO810186L (en) | 1981-07-24 |
NO158769B true NO158769B (en) | 1988-07-18 |
NO158769C NO158769C (en) | 1988-10-26 |
Family
ID=6092772
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
NO810186A NO158769C (en) | 1980-01-23 | 1981-01-21 | PROCEDURE AND APPROACH TO AA REDUCE A BACKGROUND EFFECT OF A COMMUNITY DIRECT CONVERT. |
Country Status (4)
Country | Link |
---|---|
EP (1) | EP0033842B1 (en) |
JP (1) | JPS56110116A (en) |
DE (2) | DE3002373A1 (en) |
NO (1) | NO158769C (en) |
Families Citing this family (13)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
EP0111088B1 (en) * | 1982-11-03 | 1987-01-14 | BBC Brown Boveri AG | Currant rectifier |
GB8429683D0 (en) * | 1984-11-23 | 1985-01-03 | Gen Electric Co Plc | Reactive power compensating circuit |
DE3708468A1 (en) * | 1986-03-17 | 1987-09-24 | Siemens Ag | Method and device for compensating for harmonic loads and/or a reactive load in a supply network |
JPH0833786B2 (en) * | 1986-07-21 | 1996-03-29 | サンケン電気株式会社 | Reactive power regulator |
JPH0211466U (en) * | 1988-07-07 | 1990-01-24 | ||
JPH02135511A (en) * | 1988-11-16 | 1990-05-24 | Toshiba Corp | Reactive power compensating device |
DE4327894A1 (en) * | 1993-08-19 | 1995-02-23 | Abb Management Ag | Method for stabilizing a power grid against fluctuations in reactive load and reactive power compensation device |
GB2294165A (en) * | 1994-10-11 | 1996-04-17 | Lumonics Ltd | Power supply for providing a dc supply from a multiphase ac source |
US5610501A (en) * | 1995-02-01 | 1997-03-11 | Westinghouse Electric Corporation | Dynamic power and voltage regulator for an ac transmission line |
US6603795B2 (en) | 2001-02-08 | 2003-08-05 | Hatch Associates Ltd. | Power control system for AC electric arc furnace |
US6573691B2 (en) | 2001-10-17 | 2003-06-03 | Hatch Associates Ltd. | Control system and method for voltage stabilization in electric power system |
US7295593B2 (en) | 2004-09-01 | 2007-11-13 | Hatch Ltd. | System and method of minimizing loss of electrical conduction during input of feed material to a furnace |
DE102012209369A1 (en) * | 2012-06-04 | 2013-12-05 | Siemens Aktiengesellschaft | Control device for eliminating disturbances in the network |
Family Cites Families (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CH502011A (en) * | 1968-03-23 | 1971-01-15 | Licentia Gmbh | Arrangement for stabilizing the voltage of a supply network |
SE348602B (en) * | 1971-01-18 | 1972-09-04 | Asea Ab |
-
1980
- 1980-01-23 DE DE19803002373 patent/DE3002373A1/en not_active Withdrawn
-
1981
- 1981-01-09 EP EP81100123A patent/EP0033842B1/en not_active Expired
- 1981-01-09 DE DE8181100123T patent/DE3166740D1/en not_active Expired
- 1981-01-21 NO NO810186A patent/NO158769C/en unknown
- 1981-01-22 JP JP857381A patent/JPS56110116A/en active Granted
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
EP0033842A2 (en) | 1981-08-19 |
EP0033842A3 (en) | 1982-05-12 |
DE3166740D1 (en) | 1984-11-29 |
NO158769C (en) | 1988-10-26 |
JPS56110116A (en) | 1981-09-01 |
DE3002373A1 (en) | 1981-07-30 |
EP0033842B1 (en) | 1984-10-24 |
JPS6242470B2 (en) | 1987-09-08 |
NO810186L (en) | 1981-07-24 |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
EP1626485B1 (en) | Input harmonic current corrected AC-DC converter | |
KR960000802B1 (en) | Parallel operation system of ac output inverters | |
US9190846B2 (en) | Power quality management system and methods of controlling phase unbalance | |
He et al. | A simple decentralized islanding microgrid power sharing method without using droop control | |
NO158769B (en) | PROCEDURE AND APPROACH TO AA REDUCE A BACKGROUND EFFECT OF A COMMUNITY DIRECT CONVERT. | |
WO2009120832A2 (en) | Dc bus voltage harmonics reduction | |
Pádua et al. | Frequency-adjustable positive sequence detector for power conditioning applications | |
Ranjbaran et al. | A power sharing scheme for voltage unbalance and harmonics compensation in an islanded microgrid | |
Zhili et al. | A direct control strategy for UPQC in three-phase four-wire system | |
NO320726B1 (en) | Method and apparatus for improving the voltage quality in a secondary mains part | |
Babu et al. | An adaptive current control technique in grid-tied PV system with active power filter for power quality improvement | |
Biricik et al. | Control of the shunt active power filter under non-ideal grid voltage and unbalanced load conditions | |
CN108054763B (en) | Method and system for determining comprehensive management of power quality | |
WO2003100953A2 (en) | Dc offset compensator | |
TW201918000A (en) | Voltage balance control method and device for three-phase DC-AC inverter | |
CN109716641B (en) | Power supply system | |
US20230231466A1 (en) | Cascaded power electronic transformer and control method therefor | |
NO321428B1 (en) | Power supply system | |
Bangarraju et al. | Implementation of three-leg VSC based DVR using IRPT control algorithm | |
JPH04248369A (en) | Method and device for symmetrizing three phase system | |
Srikakolapu et al. | Distribution static compensator using an adaptive observer based control algorithm with salp swarm optimization algorithm | |
JP3316860B2 (en) | Power converter | |
Di Perna et al. | Static series compensator for voltage dip mitigation with zero-sequence injection capability | |
de Olivindo et al. | Shunt active power filter for energy quality improvement in distributed generation systems | |
Kabalan et al. | Optimizing a virtual impedance droop controller for parallel inverters |