ii UNIVERSIDADE FEDERAL DO PARÁ INSTITUTO DE TECNOLOGIA PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA ELÉTRICA Rafael Rorato Londero Avaliação do Impacto da Integração de Aerogeradores na Estabilidade de Tensão de Longo-Prazo em Sistemas Elétricos de Potência TD 106 / 2014 UFPA / ITEC / PPGEE Campus Universitário do Guamá Belém-Pará-Brasil 2014 iii UNIVERSIDADE FEDERAL DO PARÁ INSTITUTO DE TECNOLOGIA PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA ELÉTRICA Rafael Rorato Londero Avaliação do Impacto da Integração de Aerogeradores na Estabilidade de Tensão de Longo-Prazo em Sistemas Elétricos de Potência Tese submetida à Banca Examinadora do Programa de Pós-Graduação em Engenharia Elétrica da UFPA para a obtenção do Grau de Doutor em Engenharia Elétrica na área de Sistemas de Energia. UFPA / ITEC / PPGEE Campus Universitário do Guamá Belém – Pará – Brasil 2014 iv UNIVERSIDADE FEDERAL DO PARÁ INSTITUTO DE TECNOLOGIA PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA ELÉTRICA AVALIAÇÃO DO IMPACTO DA INTEGRAÇÃO DE AEROGERADORES NA ESTABILIDADE DE TENSÃO DE LONGO-PRAZO EM SISTEMAS ELÉTRICOS DE POTÊNCIA AUTOR: RAFAEL RORATO LONDERO TESE DE DOUTORADO SUBMETIDA À AVALIAÇÃO DA BANCA EXAMINADORA PELO COLEGIADO DO PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA ELÉTRICA DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO PARÁ E JULGADA ADEQUADA PARA OBTENÇÃO DO GRAU DE DOUTOR EM ENGENHARIA ELÉTRICA NA ÁREA DE SISTEMAS DE ENERGIA ELÉTRICA. BANCA EXAMINADORA: Profa. Dra. Carolina de Mattos Affonso (ORIENTADOR – UFPA) Prof. Dr. João Paulo Abreu Vieira (CO-ORIENTADOR – UFPA) Prof. Ph.D. Glauco Nery Taranto (MEMBRO – UFRJ) Prof. Dr. Selênio Rocha Silva (MEMBRO – UFMG) Prof. Dr. Marcus Vinicius Alves Nunes (MEMBRO – UFPA) Prof. Dr. Ubiratan Holanda Bezerra (MEMBRO – UFPA) VISTO: Prof. Dr. Evaldo Gonçalves Pelaes (COORDENADOR DO PPGEE/ITEC/UFPA) v DEDICATÓRIA Dedico este trabalho aos meus familiares e amigos que contribuíram direta ou indiretamente para a realização do mesmo. vi AGRADECIMENTOS Em primeiro lugar agradeço a meus pais Raul José Londero e Leda Inês Rorato Londero, por todo o apoio durante a minha vida. Agradeço pela formação moral que me foi dada e pela oportunidade de ter uma formação profissional, pois sem o incentivo deles nada teria sido possível. Agradeço a Professora Carolina Mattos, pela orientação que me foi dada para realização desta tese, e ao Professor João Paulo pelas inúmeras discussões produtivas sobre o assunto. Agradeço aos companheiros do GSEI pela ajuda e sugestões na pesquisa e ao ambiente de trabalho que fora oferecido. Agradeço ao CNPq pelo incentivo financeiro. vii SUMÁRIO 1. INTRODUÇÃO.......................................................................................... 1 1.1 A Energia Eólica no Brasil e no Mundo................................................. 1 1.2 Motivação............................................................................................... 6 1.3 Objetivos................................................................................................. 9 1.4 Revisão Bibliográfica............................................................................. 11 1.5 Estrutura da Tese.................................................................................... 18 1.6 Trabalhos Publicados.............................................................................. 20 2. SISTEMAS EÓLICOS............................................................................... 21 2.1 Introdução............................................................................................... 21 2.2 Sistemas Eólicos a Velocidade Constante.............................................. 22 2.3 Sistemas Eólicos a Velocidade Variável................................................ 23 2.4 Principais Componentes de um Sistema Eólico..................................... 24 2.5 Turbina Eólica........................................................................................ 25 2.5.1 Controle de Posição das Pás da Turbina Eólica......................... 31 2.6 Caixa de Engrenagens............................................................................ 33 2.7 Gerador................................................................................................... 34 2.7.1 Gerador de Indução em Gaiola.................................................... 36 2.7.2 Gerador de Indução Duplamente Excitado.................................. 37 2.7.3 Gerador Síncrono com Conversor de Capacidade Nominal........ 39 2.8 Conclusões.............................................................................................. 40 3. ESTABILIDADE DE TENSÃO................................................................ 42 3.1 Introdução............................................................................................... 42 3.2 Conceitos de Estabilidade de Tensão e Segurança de Tensão................ 43 3.3 Classificação da Estabilidade de Tensão................................................ 48 3.4 Mecanismo da Instabilidade de Tensão................................................. 50 3.5 Curva PV................................................................................................ 52 3.6 Análise Estática e Dinâmica................................................................... 63 3.7 Conclusões.............................................................................................. 63 viii 4. GERADOR DE INDUÇÃO DUPLAMENTE EXCITADO.................. 65 4.1 Introdução.............................................................................................. 65 4.2 Modelo do DFIG para Estudos em Regime Permanente....................... 66 4.3 Considerações na Modelagem para Estudos de Estabilidade................ 67 4.4 Representação do Gerador de Indução.................................................. 69 4.5 Representação da Turbina Eólica e Controle de Passo......................... 74 4.6 Representação do Sistema Mecânico.................................................... 79 4.7 Representação dos Conversores e do Link CC..................................... 82 4.8 Estratégia de Controle para o GSC....................................................... 87 4.9 Estratégia de Controle para o RSC........................................................ 93 4.10 Cálculo dos Limites dos Conversores e Curva de Capacidade........... 97 4.10.1 Limite da Corrente do Rotor..................................................... 99 4.10.2 Limite da Corrente do Estator.................................................. 101 4.10.3 Limite da Tensão do Rotor........................................................ 102 4.10.4 Definição dos Limites de Potência Reativa do DFIG............... 104 4.10.5 Potências Ativa e Reativa Totais fornecida pelo DFIG............ 105 4.11 Cálculo dos Limites das Malhas de Controle do RSC........................ 112 4.11.1 Malha de Controle de Potência Ativa....................................... 113 4.11.2 Malha de Controle de Potência Reativa................................... 114 4.11.3 Avaliação dos Termos ............. 114 4.12 Conclusões........................................................................................... 115 5. GERADOR SÍNCRONO COM CONVERSOR DE CAPACIDADE NOMINAL.................................................................................................. 117 5.1 Introdução.............................................................................................. 117 5.2 Modelo do Gerador Síncrono com Rotor Bobinado.............................. 118 5.3 Malha de Controle da Tensão do Capacitor........................................... 119 5.4 Malha de Controle do Inversor.............................................................. 123 5.5 Curva de Capacidade do FRC................................................................ 128 5.6 Conclusões............................................................................................. 131 6. RESULTADOS........................................................................................... 132 6.1 Introdução............................................................................................... 132 ix 6.2 Sistema Teste.......................................................................................... 133 6.3 Impactos Causados pela Integração de Aerogeradores SCIG e DFIG.... 134 6.3.1 Abertura de uma Linha de Transmissão no Trecho 6-7................. 135 6.3.2 Aumento de Carga de 20%............................................................. 137 6.4 Impacto dos Diferentes Modos de Controle do DFIG............................ 139 6.4.1 Cenário 1: Carga Estática.............................................................. 140 6.4.2 Cenário 2: Carga Estática e Dinâmica ......................................... 143 6.5 Contribuição de Aerogeradores a Velocidade Variável para Suporte de 145 Potência Reativa....................................................................................... 6.6 Contribuição do GSC para a Estabilidade de Tensão de Longo-Prazo... 150 6.6.1 Impacto do Nível de Penetração Eólica.......................................... 151 6.6.2 Nível de Penetração Intermediário (15,3%)................................... 153 6.7 Conclusões.............................................................................................. 157 7. CONCLUSÕES FINAIS E TRABALHOS FUTUROS.......................... 159 7.1 Considerações Finais.............................................................................. 159 7.2 Integração de Aerogeradores SCIG e DFIG........................................... 159 7.3 Modos de Controle: Fator de Potência ou Tensão Terminal.................. 160 7.4 Contribuição de Aerogeradores para o Suporte de Potência Reativa...... 160 7.5 Contribuição do GSC para a Estabilidade de Tensão de Longo-Prazo... 161 7.6 Conclusões Finais................................................................................... 161 7.7 Trabalhos Futuros................................................................................... 166 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS................................................................. 167 ANEXO – DADOS DO SISTEMA TESTE......................................................... 177 x LISTA DE FIGURAS Figura 1.1: Crescimento da capacidade total instalada em energia eólica pelo 2 mundo.......................................................................................................................... Figura 1.2: Evolução da capacidade eólica total instalada no Brasil......................... 4 Figura 1.3: Matriz Elétrica Brasileira 2013................................................................ 5 Figura 1.4: Complementaridade das fontes hídrica-eólica na região nordeste......... 6 Figura 2.1: Estrutura de um aerogerador de eixo horizontal...................................... 24 Figura 2.2: Representação aerodinâmica de uma turbina eólica................................ 27 Figura 2.3: Elemento de seção da pá na posição ..................................................... 28 Figura 2.4: Forças atuantes em um elemento de seção da pá..................................... 29 Figura 2.5: Evolução da potência das turbinas eólicas com o aumento do diâmetro 31 Figura 2.6: Controle Estol: o aumento do ângulo de ataque 32 proporciona um maior descolamento do escoamento sobre a pá........................................................... Figura 2.7: Curva de potência para aerogeradores com potência de 850 kW............ 33 Figura 2.8: Divisão do mercado eólico entre os maiores fabricantes em 2012.......... 35 Figura 2.9: Gerador de indução em gaiola conectado diretamente a rede elétrica..... 36 Figura 2.10: Gerador de indução duplamente excitado ligado a rede elétrica........... 37 Figura 2.11: Gerador síncrono com conversor de capacidade nominal ligado a rede 40 elétrica.......................................................................................................................... Figura 3.1: Classificação da estabilidade de tensão................................................... 48 Figura 3.2: Sistema de potência elementar................................................................. 53 Figura 3.3: Curva PV e definição da margem de estabilidade de tensão MET......... 55 Figura 3.4: Definição da Capacidade de Transmissão Disponível CTD.................... 58 Figura 3.5: Evolução do máximo carregamento para diferentes cargas ( ).......... 60 Figura 3.6: Aumento da demanda da carga para carga do tipo potência constante... 62 Figura 3.7: Limite de Estabilidade............................................................................. 62 Figura 4.1: Janela de tempo dos fenômenos de estabilidade nos sistemas de 68 potência........................................................................................................................ Figura 4.2: Modelo dinâmico de ordem reduzida do DFIG....................................... 73 Figura 4.3: Curvas 76 ................................................................................... .............. 76 Figura 4.5: Malha de controle de passo da turbina eólica.......................................... 77 Figura 4.4: Potência mecânica para várias velocidades de ventos e xi Figura 4.6: Sistema de controle do DFIG................................................................... 78 Figura 4.7: Sistema mecânico representado por duas massas.................................... 80 Figura 4.8: Diagrama de blocos para o modelo duas massas do eixo mecânico........ 80 Figura 4.9: Conversores e link CC............................................................................ 82 Figura 4.10: Cálculo de para estratégia de controle do GSC................................ 85 Figura 4.11: Malhas de controle para o GSC............................................................. 91 Figura 4.12: Estratégia de controle do RSC.............................................................. 93 Figura 4.13: Malhas de controle de potência ativa e reativa para o DFIG................. 96 Figura 4.14: Quadripolo representativo do gerador de indução................................. 97 Figura 4.15: Curva de capacidade do DFIG considerando apenas o RSC (terminal 110 igual a 1 p.u.)............................................................................................................... do DFIG............................................ 111 Figura 4.17: Curva de capacidade para diferentes valores de tensão terminal.......... 112 Figura 4.18: Curva de capacidade completa para tensão terminal igual a 1 p.u....... 112 Figura 5.1: Diagrama de blocos do gerador síncrono de polos salientes................... 119 Figura 4.16: Curva de referência Figura 5.2: Chopper tipo boost................................................................................... 120 Figura 5.3: Diagrama de blocos da malha de controle do chopper............................ 122 Figura 5.4: Representação do inversor de tensão....................................................... 123 Figura 5.5: Estratégia de controle para o inversor...................................................... 124 Figura 5.6: Malhas de controle do inversor................................................................ 126 Figura 5.7: Limitação de corrente do inversor........................................................... 127 Figura 5.8: Sistema de controle do FRC.................................................................... 128 Figura 5.9: Curva de capacidade do DFIG e FRC para tensão terminal igual 1 p.u. 130 Figura 5.10: Curvas de capacidade considerando a capacidade do inversor do FRC 131 igual a 1 MVA............................................................................................................. Figura 6.1: Diagrama unifilar do sistema teste........................................................... 133 Figura 6.2: Regime de ventos..................................................................................... 133 Figura 6.3: Comportamento das variáveis do gerador G3.......................................... 135 Figura 6.4: Tensões nas barras de carga..................................................................... 136 Figura 6.5: Potência reativa fornecida/consumida pela barra de geração eólica........ 136 Figura 6.6: Tensões nas barras de carga..................................................................... 137 Figura 6.7: Efeito da comutação dos taps do OLTC.................................................. 138 Figura 6.8: Curvas PV................................................................................................ 139 xii Figura 6.9: Tensão na barra 11................................................................................. 141 Figura 6.10: Tensão na barra 8................................................................................... 141 Figura 6.11: Corrente de campo de G3...................................................................... 141 Figura 6.12: Posição do tap........................................................................................ 142 Figura 6.13: Potência reativa fornecida pelo DFIG................................................... 142 Figura 6.14: Curva PV da barra 8............................................................................... 143 Figura 6.15: Tensão na barra 11................................................................................. 143 Figura 6.16: Tensão na barra 8................................................................................... 143 Figura 6.17: Corrente de campo do gerador G3........................................................ 144 Figura 6.18: Posição do tap........................................................................................ 144 Figura 6.19: Potência reativa absorvida pelos motores.............................................. 145 Figura 6.20: Curva PV da barra 8............................................................................... 145 Figura 6.21: Sistema teste modificado com parque eólico transferido para a barra 2 146 Figura 6.22: Regimes de vento com velocidades altas e baixas................................. 146 Figura 6.23: Tensão na barra 8 durante condições de altas velocidades.................... 147 Figura 6.24: Tensão na barra 8 durante condições de baixas velocidades................. 147 Figura 6.25: Potência reativa injetada pelo DFIG durante condições de altas 148 velocidades................................................................................................................... 148 Figura 6.26: Potência reativa injetada pelo DFIG durante condições de baixas velocidades................................................................................................................... 149 Figura 6.27: Potência reativa injetada pelo FRC durante condições de baixas velocidades................................................................................................................... 149 Figura 6.28: Potência reativa injetada na barra 2 durante condições de baixas velocidades................................................................................................................... Figura 6.29: Curva PV da barra 8 durante condições de baixas velocidades............. 149 Figura 6.30: Limite de potência reativa para todos os níveis de penetração.............. 152 Figura 6.31: Tensão na barra 8 para todos os níveis de penetração........................... 152 Figura 6.32: Limite de potência reativa para todas tecnologias com ... 153 Figura 6.33: Tensão na barra 8................................................................................... 154 Figura 6.34: Evolução do tap...................................................................................... 154 Figura 6.35: Corrente de campo do gerador G3......................................................... 155 Figura 6.36: Potência reativa injetada pelo DFIG(RSC) e FRC e os seus limites de 155 potência reativa............................................................................................................ xiii Figura 6.37: Potência ativa produzida pelos aerogeradores....................................... 155 Figura 6.38: Ângulo de passo..................................................................................... 155 Figura 6.39: Coeficiente de potência.......................................................................... 156 Figura 6.40: Potência reativa injetada pelo DFIG(RSC+GSC).................................. 156 Figura 6.41: Potência reativa absorvida pelos motores de indução............................ 156 Figura 6.42: Curva PV da barra 8............................................................................... 156 Figura 6.43: Carregamento do sistema....................................................................... 157 xiv LISTA DE TABELAS Tabela 1.1: Os 10 países com maior capacidade eólica instalada no mundo............ 3 Tabela 1.2: Os 10 países com maior capacidade eólica adicionada em 2013........... 3 Tabela 2.1: Os maiores fabricantes de aerogeradores no mundo em 2012............... 35 Tabela 3.1: Característica e sensibilidade da carga................................................... 55 Tabela 6.1: Cenários de geração................................................................................ 134 Tabela 6.2: Cenários de geração e controle do DFIG............................................... 140 Tabela 6.3: Níveis de penetração eólica.................................................................... 151 xv LISTA DE ABREVIATURAS BEM Blade Element Momentum (Momento do Elemento das Pás) CA Corrente Alternada CC Corrente Contínua CET Compromissos Existentes da Transmissão CTD Capacidade de Transferência Disponível DFIG Doubly Fed Induction Generator (Gerador de Indução Duplamente Excitado) EE Electrically Excited (Eletricamente Excitado) FACTS Flexible AC Transmission Systems (Sistemas de Transmissão CA Flexíveis) FRC Full Rated Converter (Conversor de Capacidade Nominal) GFC Gear and Full Converter (Caixa de Engrenagens e Conversor Nominal) GSC Grid-Side Converter (Conversor do Lado da Rede) HVDC High Voltage Direct Current (Transmissão CC em Alta Tensão) IG Induction Generator (Gerador de Indução) IGBT Insulated Gate Bipolar Transitor (Transistor Bipolar de Porta Isolada) MBC Margem de Benefício de Capacidade MCT Margem de Confiabilidade da Transmissão MET Margem de Estabilidade de Tensão OEL Over-Excitation Limiter (Limitador de Sobre-excitação) OLTC On-Load Tap Changer (Comutador de Tap sob Carga) ONS Operador Nacional do Sistema Elétrico xvi PCH Pequenas Centrais Hidrelétricas PDE Plano Decenal de Energia P+I Ações de controle Proporcional e Integral PM Permanent Magnets (Imã Permamente) PMU Phasor Measurement Unit (Unidade de Medição Fasorial) PROINFA Programa de Incentivo as Fontes Alternativas PWM Pulse Width Modulation (Modulação por Largura de Pulso) RSC Rotor-Side Converter (Conversor do Lado do Rotor) SCIG Squirrel Cage Induction Generator (Gerador de Indução em Gaiola) SEE Sistemas de Energia Elétrica SHEM Selective Harmonic Elimination Modulation (Eliminação Harmônica Seletiva) SIL Surge Impedance Loading (Impedância de Surto) SIN Sistema Interligado Nacional SVC Static Var Compensator (Compensador Estático de Reativo) STATCOM Static Compensator (Compensador Estático) TSR Tip Speed Ratio (velocidade específica de ponta de pá) UEL Under-Excitation Limiter (Limitador de Sub-excitação) UHE Usina Hidrelétrica xvii LISTA DE SÍMBOLOS sensibilidades (carga estática) ângulo de ataque e ângulo de passo (turbina eólica) [graus] ângulo de torção [radianos] erro de velocidade, erro de potência e erro de tensão [p.u.] ângulo de carga [radianos] ângulo de fase da tensão terminal em relação ao eixo [graus] velocidade específica de ponta de pá velocidade específica ótima de ponta de pá fluxo magnético do estator no eixo [p.u.] fluxo magnético do rotor no eixo [p.u.] densidade do ar [kg/m3] ângulo do fator de potência da carga [graus] fase interna do conversor k no eixo fase do conversor k no eixo [graus] [graus] velocidade angular do sistema de potência [rad/s] velocidade mecânica da turbina [rad/s] velocidade síncrona [p.u.] área coberta pelas pás do rotor da turbina eólica [m 2] relação de transformação do transformador xviii relação de transformação dos transformadores T1 e T2 do FRC número de pás do rotor da turbina eólica [B] C matriz susceptância [p.u.] capacitância do capacitor do link CC [p.u.] coeficiente de potência coeficiente de arrasto e sustentação comprimento de corda [m] D coeficiente de amortecimento [p.u.] energia armazenada no capacitor [p.u.] tensão subtransitória do gerador síncrono do FRC [p.u.] tensão interna do conversor k no eixo tensão interna do inversor no eixo [p.u.] [p.u.] tensão transitória interna do DFIG no eixo [p.u.] frequência de ressonância do eixo mecânico [Hz] força resultante, sustentação, arrasto, axial e tangencial [N] [G] matriz condutância constante de inércia equivalente, turbina e gerador [s] corrente no capacitor, indutor, diodo e inversor [p.u.] corrente de armadura do gerador síncrono do FRC [p.u.] corrente do inversor no eixo [p.u.] xix corrente do conversor k no eixo [p.u.] corrente do conversor k no eixo corrente do estator no eixo corrente do rotor no eixo [p.u.] [p.u.] [p.u.] constante de tensão do conversor k constante de corrente do conversor k fator de forma para modulação PWM do conversor k rigidez do eixo mecânico [p.u./rad.elet.] indutância do indutor do chopper boost do FRC [p.u.] auto-indutância do estator e rotor [p.u.] indutância do estator, rotor e magnetização [p.u.] índice de modulação do conversor k índice de modulação do chopper índice de modulação do inversor número de conversores conectados em pontes trifásicas do conversor k potência ativa do estator, rotor, conversor k e total [p.u.] potência ativa solicitada pela carga e potência ativa inicial potência ativa dissipada pelo DFIG em função da corrente do rotor e da tensão do rotor [p.u.] máximo carregamento [Watts] xx potência contida na massa ventos [Watts] potência mecânica extraída pela turbina [Watts] potência reativa do estator, rotor, conversor k e total [p.u.] potência reativa solicitada pela carga e potência reativa inicial potência reativa drenada pelo DFIG em função da corrente do rotor e da tensão do rotor [p.u.] raio do rotor (turbina eólica) [m] resistência de comutação [p.u.] resistor de dissipação [p.u.] distância do cubo do rotor até o elemento [m] potência aparente do estator, rotor, conversor e total [p.u.] potência aparente em função da corrente do rotor, corrente do estator e tensão do rotor [p.u.] escorregamento [p.u.] constante de tempo de circuito aberto do DFIG [s] torque eletromagnético (carga), mecânico (turbina) e torção [p.u.] torque axial e tangencial [N.m] velocidade relativa do vento e suas componentes (tangencial e axial) [m/s] tensão inicial para o ponto de operação tensão de saída do retificador e tensão no inversor [p.u.] tensão crítica no ponto de máximo carregamento [p.u.] xxi tensão de saída a vazio do retificador [p.u.] tensão terminal no eixo [p.u.] tensão do estator no eixo [p.u.] tensão do rotor no eixo [p.u.] amplitudes do sinal modulante e portadora triangular do sinal PWM tensão no capacitor do link CC [p.u.] reatância de circuito aberto e reatância transitória do DFIG [p.u.] reatância subtransitória de eixo direto do gerador síncrono do FRC [p.u.] [Y] matriz admitância impedância (resistência, reatância) do estator [p.u.] impedância (resistência, reatância) do rotor [p.u.] impedância do núcleo (reatância) [p.u.] impedância (resistência, reatância) do transformador acoplamento [p.u.] reatância dos transformadores T1 e T2 do FRC [p.u.] [Z] z matriz impedância demanda solicitada pela carga taxa de variação de potência taxa de variação do ângulo de passo de xxii Subscritos eixo do controle (direto e quadratura) quantidades referentes ao estator, rotor e magnetização máximo e mínimo eixo de referência do sistema de potência (real e imaginário) b valor base c quantidades referentes ao inversor do FRC CA,CC quantidades do sistema CA e CC conversor 1 e 2 para o DFIG (GSC e RSC) valor de referência xxiii RESUMO Esta tese analisa os impactos causados na estabilidade de tensão de longo-prazo em sistemas elétricos de potência, por meio da integração de aerogeradores a velocidade constante: gerador de indução em gaiola SCIG (Squirrel Cage Induction Generator); e aerogeradores a velocidade variável: gerador de indução duplamente alimentado DFIG (Doubly Fed Induction Generator) e gerador síncrono eletricamente excitado com conversor de capacidade nominal FRC (Full Rated Converter). Aerogeradores a velocidade variável são capazes de fornecer potência reativa graças aos conversores de eletrônica de potência, os quais estão sujeitos a limitações de tensão e corrente, e dependem das condições de operação do sistema e do regime de ventos. Assim como os geradores síncronos convencionais, os aerogeradores a velocidade variável são descritos por curvas de capacidade que definem os limites de injeção/absorção de potência reativa como função da tensão terminal e da potência ativa injetada. Equipamentos como transformador com comutador de tap sob carga OLTC (On-Load Tap Changer), o limitador de sobre-excitação OEL (Over-Excitation Limiter) dos geradores síncronos, cargas estáticas e dinâmicas (motor de indução) são levados em consideração nas análises, pois afetam significativamente a estabilidade de tensão de longo-prazo. A contribuição dos aerogeradores a velocidade variável é analisada considerando os modos de controle (fator de potência ou tensão terminal), regimes de velocidades dos ventos (altas e baixas) e a importância do suporte de potência reativa do DFIG pelo conversor do lado da rede GSC (Grid-Side Converter) para prevenção do colapso de tensão. Palavras-chaves: Aerogerador a Velocidade Constante, Aerogerador a Velocidade Variável, Curvas de Capacidade, Conversor do lado da rede, Estabilidade de Tensão de Longo-Prazo. xxiv ABSTRACT This thesis analyzes the impacts on long-term voltage stability at electric power systems, through integration of fixed-speed wind generator: squirrel cage induction generator SCIG; and variable-speed wind generators: doubly fed induction generator DFIG and electrically excited synchronous generator with full rated converter FRC. Variable-speed wind generators are capable of providing reactive power due to the power electronic converters, which are subject to limitations of voltage and current, and depend on power system operating conditions and wind speed regime. As well conventional synchronous generators, variable-speed wind generators are described by capability curves that define the limits of injection/absorption of reactive power as a function of terminal voltage and active power injected. Equipment such as on-load tap changer transformer OLTC, over-excitation limiter OEL of synchronous generators, static and dynamic loads (induction motors) are taken into account in the analyzes, therefore significantly affect the long-term voltage stability. The contribution of the variable-speed wind generators are analyzed considering the control modes (power factor and terminal voltage), the wind speeds regimes (high and low) and the importance of reactive power support from DFIG by grid-side converter GSC to prevent the voltage collapse. Keywords: Fixed-Speed Wind Generator, Variable-Speed Wind Generator, Capability Curve, Grid-Side Converter, Long-Term Voltage Stability. 1 Capítulo 1 Introdução 1.1 A Energia Eólica no Brasil e no Mundo O interesse pelas energias renováveis é uma tendência generalizada em vários países do mundo, pelo fato de proporcionar redução dos impactos ambientais, diversificação da matriz energética e independência dos combustíveis fósseis. As tecnologias aplicadas às energias renováveis compreendem usinas térmicas baseadas em biomassa, células combustíveis, usinas eólicas, usinas solares, pequenas centrais hidrelétricas (PCHs) e etc. De todas as fontes renováveis, a energia eólica é a que mais cresce no mundo em capacidade instalada [1]. A maior parte do potencial eólico mundial encontra-se no mar, distante dos grandes centros de consumo, fazendo com que os parques eólicos sejam conectados por longas linhas de transmissão, trazendo novos desafios para a operação dos sistemas de energia elétrica (SEEs) do mundo todo [2]. As fontes renováveis ganharam importância, principalmente, devido aos problemas ambientais ocasionados pela exploração de fontes de energia não-renováveis, como os combustíveis fósseis que emitem grandes quantidades de gases causadores do efeito estufa, fenômeno responsável pelo aquecimento global e mudanças climáticas. Para conter o aumento da temperatura global foi criado o Protocolo de Quioto em 1997 no Japão, o qual visou à redução de gases de efeito estufa. O Protocolo de Quioto expirou em 2012, porém, a Conferência do Clima de Doha, no Quatar, a chamada COP18 garantiu a sua continuidade de 2013 a 2020, com revisão de novas metas em 2014. Em 2013, mais de 35 GW em capacidade eólica adicionada entrou em operação nos SEEs de todo mundo, apresentando uma pequena queda em comparação a 2012, quando a capacidade eólica global adicionada excedeu 45 GW. Em termos de investimentos no setor eólico global, ocorreu uma pequena queda de US$ 80,9 bilhões (2012) para US$ 80,3 bilhões (2013) [3]. A capacidade global estava em 318.105 MW 2 ao final de 2013, representando um crescimento acumulado de mercado maior do que 12,5%, conforme mostra a Figura 1.1. Capacidade Total Instalada (MW) 350.000 318.105 282.272 300.000 237.227 250.000 199.739 200.000 159.766 150.000 120.923 93.927 100.000 50.000 39.295 47.693 59.024 74.122 0 2003 2004 2005 2006 2007 2008 2009 2010 2011 2012 2013 Anos Figura 1.1 Crescimento da capacidade total instalada em energia eólica pelo mundo [3]. A China assumiu a liderança no rank dos 10 países com maior capacidade eólica instalada no mundo, representando o maior mercado eólico desde 2009 [3], conforme mostra a Tabela 1.1. Incertezas políticas sobre as regras das taxas de produção de crédito e a desaceleração da economia, forçaram os Estados Unidos a reduzir sua capacidade eólica a ser adicionada [3], conforme mostra a Tabela 1.2. Ao final do ano de 2013, 24 países estavam com mais 1.000 MW de capacidade instalada, sendo: 16 na Europa, 4 na Ásia-Pacífico (China, Índia, Japão e Austrália), 3 na América do Norte (Estados Unidos, Canadá e México) e 1 na América Latina (Brasil). Pelo segundo ano consecutivo, o mercado latino-americano instalou mais de 1 GW de capacidade eólica. Em 2012, seis mercados regionais instalaram 1.225 MW sobre um total de 3,5 GW de capacidade. Em 2013, apenas quatro mercados incluindo Brasil, Chile, Argentina e Uruguai responderam por 1.163 MW sobre um total de 4,8 GW de capacidade eólica [3]. Ao final de 2013, o Brasil mais uma vez lidera na América Latina, com 953 MW de capacidade adicionada, seguido por Chile (130 MW), Argentina (76 MW) e Uruguai (4 MW). Embora, todos os projetos de geração eólica no Brasil estejam completamente comissionados, alguns parques eólicos ainda não entraram em operação por atrasos em obras de construção de linhas transmissão que os conectam ao sistema elétrico. O Brasil 3 é um grande mercado promissor em energia eólica onshore. O Brasil contratou 4,7 GW de capacidade eólica em apenas três leilões em 2013, e aguarda acrescentar quase 7 GW até o final de 2015 [3]. Tabela 1.1 Os 10 países com maior capacidade eólica instalada no mundo [3]. País China Estados Unidos Alemanha Espanha Índia Reino Unido Itália França Canadá Dinamarca Resto do Mundo Total top 10 Total Capacidade Total no final de 2013 [MW] 91.412 61.091 34.250 22.959 20.150 10.531 8.552 8.254 7.803 4.772 48.332 269.773 318.105 % 28,7 19,2 10,8 7,2 6,3 3,3 2,7 2,6 2,5 1,5 15,2 84,8 100 Tabela 1.2 Os 10 países com maior capacidade eólica adicionada em 2013 [3]. País China Alemanha Reino Unido Índia Canadá Estados Unidos Brasil Polônia Suécia Romênia Resto do Mundo Total top 10 Total Capacidade adicionada em 2013 [MW] 16.088 3.238 1.883 1.729 1.559 1.084 953 894 724 695 6.402 28.887 35.289 % 45,6 9,2 5,3 4,9 4,5 3,1 2,7 2,5 2,1 2 18,1 82 100 No fim de 2013, o Brasil tinha 3,5 GW de capacidade eólica instalada, o suficiente para suprir 8 milhões de famílias, representando 3% do consumo nacional de 4 energia elétrica. Somente em 2013, 34 novos parques eólicos entraram em operação, adicionando 953 MW ao Sistema Interligado Nacional (SIN). A indústria eólica e sua cadeia de fornecedores estão se estabelecendo firmemente no Brasil e nove fabricantes internacionais abriram instalações no país. O Plano Decenal de Energia do governo brasileiro (PDE 2022) estabelece uma meta de 17 GW de capacidade eólica instalada a ser alcançada até 2022, sendo responsável por 9,5% do consumo nacional de energia elétrica [3]. A Figura 1.2 apresenta a evolução da capacidade total eólica instalada no Brasil nos últimos anos. Capacidade Total Instalada (MW) 4.000 3.461 3.500 3.000 2.508 2.500 2.000 1.431 1.500 927 1.000 606 500 29 237 247 341 2006 2007 2008 0 2005 2009 2010 2011 2012 2013 Anos Figura 1.2 Evolução da capacidade eólica total instalada no Brasil [3]. Quase metade da nova capacidade eólica instalada em 2013 é proveniente de três novos complexos de parques eólicos: 160 MW do complexo de Asa Branca composto por cinco parques eólicos, 150 MW do complexo de Calango também distribuídos por cinco parques eólicos e 120 MW do complexo de Renascença composta por quatro parques eólicos. Estima-se que os leilões eólicos de 2013 criarão mais de 70.000 novos empregos e trarão investimentos de US$ 8,8 bilhões para a indústria eólica [3]. O PROINFA (Programa de Incentivo as Fontes Alternativas) conforme descrito no Decreto nº 5.025, de 2004, foi instituído com o objetivo de aumentar a participação da energia elétrica produzida por empreendimentos concebidos com base em fontes eólicas, biomassa e PCH no SIN. O intuito foi promover a diversificação da matriz energética brasileira, buscando alternativas para aumentar a segurança no abastecimento de energia elétrica, além de permitir a valorização das características e potencialidades 5 regionais e locais. A Figura 1.3 apresenta um panorama atual da matriz elétrica brasileira. Outras Térmicas 1,4 Nuclear 2 Carvão 3 Eólica 3,5 Derivados do Petróleo 7,7 Biomassa 11,4 Hidrelétrica 85,9 Gás Natural 12,5 Capacidade Instalada (GW) Figura 1.3 Matriz Elétrica Brasileira 2013 [3]. A fonte hidrelétrica é a principal responsável pelo fornecimento de energia elétrica no Brasil e o nível dos reservatórios representa a quantidade de energia hidrelétrica disponível para o SIN. Nesse contexto, a região nordeste do Brasil tem uma característica interessante com relação à produção de energia eólica. A velocidade dos ventos costuma ser menor nos períodos chuvosos e maior nos períodos de estiagem. Essa característica favorece a complementaridade entre as fontes hídrica e eólica. A Figura 1.4 apresenta o volume do reservatório da UHE Sobradinho e a geração eólica da região nordeste durante o ano de 2012. Durante o 1º semestre o volume dos reservatórios é alto, e a oferta de energia é grande, explicando porque as tarifas do período úmido são menores do que as tarifas praticadas no período seco. Porém, no 2º semestre quando o nível dos reservatórios está baixo a geração eólica é alta, fazendo com que a tarifa do período seco tenda a diminuir, além de garantir uma capacidade maior de armazenamento para os reservatórios. Em 2012, por questões de segurança energética, foi necessário o despacho de termelétricas em momentos que a geração não conseguiria atender a carga, atuando em horários de ponta de carga, elevando o valor das tarifas e dos encargos aos consumidores. 6 Em dezembro de 2012, a geração eólica poupou os consumidores brasileiros de R$ 500 milhões a mais de encargos de segurança energética. Considerando o ano todo, a fonte eólica evitou cerca R$ 1,6 bilhões e caso as usinas eólicas não existissem o valor pago pelos encargos seria de R$ 3,4 bilhões [5]. A complementaridade da fonte eólica, além de proporcionar economias nas tarifas e encargos, garante maior segurança e confiabilidade ao sistema. Já o ano de 2014 promete altos encargos a serem pagos pelo consumidor devido à escassez das chuvas, reforçando a necessidade de expansão do parque eólico brasileiro. 30 400 25 350 20 300 Período Úmido Período Seco 15 250 10 200 5 1 2 3 4 5 6 7 8 Meses do Ano 9 10 11 12 Geração Eólica [MW] Volume do Reservatório [km3] Reservatório Usina Eólica 150 Figura 1.4 Complementaridade das fontes hídrica-eólica na região nordeste [4]. 1.2 Motivação A busca por fontes de energia renovável visa à diversificação da matriz energética mundial, consequentemente, promove a independência dos combustíveis derivados do petróleo com a redução das tarifas de energia e ainda contribui ao meio ambiente para a diminuição do aquecimento global. Nesse cenário mundial, o aumento da penetração eólica pelos sistemas de potência do mundo todo levou muitos operadores de sistemas a reformularem seus códigos de rede, com respeito à geração eólica. Os primeiros aerogeradores de grande porte conectados aos sistemas de potência operavam a velocidade constante, compostos tipicamente por geradores de indução do tipo gaiola de esquilo SCIG (Squirrel Cage Induction Generator), os quais são desprovidos de controle de potências ativa e reativa. Esse tipo de aerogerador ganhou popularidade na indústria pela construção robusta e barata, porém devido às novas 7 tendências dos códigos de rede, que exigem rápida recuperação da tensão terminal e fornecimento de potência reativa durante a ocorrência de faltas (em grande parte dos países europeus), fez com que os aerogeradores a velocidade constante perdessem mercado para os esquemas a velocidade variável, compostos por gerador de indução duplamente excitado DFIG (Doubly Fed Induction Generator) e gerador síncrono com imã permanente ou eletricamente excitado com conversor de capacidade nominal FRC (Full Rated Converter), ambos controlados por conversores de eletrônica de potência. Graças aos conversores, os aerogeradores a velocidade variável são capazes de fornecer potência reativa e alcançar as metas exigidas pelo código de rede. Atualmente, a tecnologia de aerogeradores a velocidade variável domina o mercado eólico de fabricantes. Com o aumento da demanda, os grandes parques eólicos são exigidos a fornecer potência reativa para o sistema de potência quer seja em situações de contingências, como também para aliviar o congestionamento do sistema de transmissão nos momentos de ponta de carga, oferecendo flexibilidade operacional ao sistema de potência. Em todos os casos, o fornecimento de potência reativa visa o aumento da margem de estabilidade de tensão, em momentos que o sistema de potência encontra-se altamente carregado. Pelo fato do conversor do FRC possuir maior capacidade em relação aos conversores do DFIG, poderia se pensar que o FRC possui por consequência maior capacidade de fornecer potência reativa ao sistema de potência [6,7]. Entretanto, na literatura não existe nenhuma avaliação para a estabilidade de tensão de longo-prazo considerando o fornecimento de potência reativa por parte do conversor do lado da rede GSC (Grid-Side Converter) do DFIG. Embora os esquemas a velocidade variável possam representar uma excelente possibilidade de melhorar o comportamento dinâmico do sistema de potência, ainda existem grandes desafios a serem superados pela integração desta tecnologia as redes elétricas, no que diz respeito aos diversos problemas operacionais que podem ocorrer, especialmente sob um nível de penetração elevado [8,9]. Dentre os problemas, pode-se destacar o fenômeno de instabilidade de tensão, considerado há algum tempo uma preocupação constante na operação dos sistemas de potência modernos. Restrições ambientais e financeiras embargam a expansão do sistema de transmissão, fazendo com que os sistemas de potência operem próximos aos seus limites de capacidade, aumentando os riscos de instabilidade de tensão. Os equipamentos que compõem o sistema de transmissão, o tipo de gerador e a natureza da 8 carga, influenciam fortemente a estabilidade de tensão. A expansão do sistema de transmissão brasileiro não consegue acompanhar o aumento da demanda e da geração eólica no país [3]. A estabilidade de tensão esta associada à capacidade do sistema em manter tensões adequadas em todas as suas barras após um distúrbio. Geralmente, a instabilidade aparece na forma de uma queda progressiva e descontrolada da tensão em algumas barras, provocada por mecanismos de restauração da carga e reservas insuficientes de potência reativa [10-12]. A instabilidade de tensão é um fenômeno nãolinear, de caráter local, mas pode abranger a maioria/totalidade do sistema de potência pela atuação em cascata dos equipamentos de proteção. Dependendo da característica da carga, os fenômenos envolvidos na estabilidade de tensão podem ser de natureza rápida ou lenta. Nesta tese, a ênfase será dada aos fenômenos de longo-prazo, com duração de vários segundos até poucos minutos, ao contrário da instabilidade de curto-prazo que se dá poucos segundos após a ocorrência da perturbação na rede. A instabilidade de tensão pode ocorrer pelo aumento gradual da carga ou operação em contingência. Em ambos os casos, quando o sistema de potência opera estressado com altos níveis de carregamentos, próximo do limite de máxima transferência de potência, uma sequência de eventos pode levar o sistema de potência ao colapso de tensão [10-12]. Pode-se citar como exemplos de blecautes os que atingiram parte dos Estados Unidos e Canadá em agosto de 2006, Itália em 2003 e Grécia em 2004 [13-15]. O transformador com comutador de tap sob carga OLTC (On-Load Tap Changer), o limitador de sobre-excitação da corrente de campo OEL (Over-Excitation Limiter) das máquinas síncronas e o motor de indução são os principais equipamentos que contribuem para a instabilidade de tensão [10-12]. O OLTC é indispensável para grandes consumidores industriais e redes de distribuição, pois aumenta a capacidade de máxima transferência de potência através do controle da posição do tap, contudo esse processo acelera a depreciação da tensão. O OEL é uma proteção contra sobreaquecimento do enrolamento de campo devido elevadas solicitações de potência reativa e quando este equipamento atua, a excitação é reduzida drasticamente, normalmente levando o sistema de potência ao colapso de tensão. O motor de indução é uma das principais máquinas utilizadas na indústria em diversos segmentos, contudo o alto consumo de potência reativa combinada com as ações do OLTC e do OEL pode levar o sistema de potência ao colapso de tensão. 9 Inicialmente, grande parte dos aerogeradores a velocidade variável operavam sob fator de potência constante, normalmente próximo do unitário para vender a maior potência ativa disponibilizada pelos ventos. Entretanto, com o aumento da penetração eólica, os aerogeradores passaram a contribuir para o balanço de potência reativa do sistema de potência, controlando a tensão terminal da central eólica. Nesse contexto, o modo de controle do DFIG será analisado sob o ponto de vista da estabilidade de tensão de longo-prazo. Em 2014, espera-se que o Brasil ultrapasse a capacidade de 4.400 MW de potência eólica instalada, dividindo com o grande potencial hidrelétrico existente, a responsabilidade de atender a demanda [5]. Particularmente na região nordeste, os ciclos hidrológico e eólico se complementam, conforme mostrado na Figura 1.4. Para incentivar o suporte de potência reativa pelos aerogeradores, os operadores de sistema pelo mundo todo oferecem compensações financeiras aos investidores de energia eólica. Desse modo, quando a velocidade dos ventos é baixa a produção de potência ativa diminui disponibilizando capacidade de potência reativa, podendo o aerogerador oferecer um suporte adequado ao controle de tensão. Apesar das tecnologias a velocidade variável serem capazes de fornecer potência reativa, a sua produção depende também das limitações de tensão e corrente dos conversores de potência. Nesse contexto, a estabilidade de tensão foi analisada sob regimes de velocidades de ventos altas e baixas, indicando que nas baixas velocidades de ventos, o aerogerador pode funcionar de modo similar ao compensador síncrono. 1.3 Objetivos O objetivo deste trabalho é analisar a contribuição de aerogeradores para a estabilidade de tensão de longo-prazo, considerando os limites de capacidade de cada tecnologia impostos pelos conversores de eletrônica de potência, ação combinada do OLTC e OEL, o modo de controle do aerogerador (fator de potência ou tensão terminal), as condições do regime de ventos (velocidades altas e velocidades baixas). Os limites de potência reativa são descritos, matematicamente, por curvas de capacidade, tal como nas máquinas síncronas e modificados segundo a condição de operação do aerogerador. Essas características são incorporadas aos controles das malhas de tensão e velocidade dos aerogeradores a velocidade variável, constituindo os limites variáveis. Todo o estudo foi realizado utilizando o ANAREDE (Programa de Análise de Redes) e 10 o ANATEM (Programa de Análise de Transitórios Eletromecânicos), ferramentas desenvolvidas pelo CEPEL (Centro de Pesquisas em Energia Elétrica) e amplamente utilizadas pelo setor elétrico para realização de estudos de expansão e operação do sistema elétrico brasileiro. Os principais objetivos desta tese são: Analisar o impacto de diferentes tipos de tecnologias de aerogeradores na estabilidade de tensão de longo-prazo, como aerogeradores do tipo DFIG, FRC e SCIG, bem como o impacto do aumento de seu nível de penetração no sistema; Analisar as diferentes formas de curva PV (Power-Voltage Curves) das barras de carga do sistema de potência e a sua relação com a modelagem dos equipamentos dinâmicos presentes no sistema, incluindo os aerogeradores, além de seu impacto direto no ponto de máximo carregamento do sistema; Representar as limitações impostas pelos conversores de potência nas condições de operação por curvas de capacidade para os aerogeradores a velocidade variável; Analisar o impacto dos diferentes modos de controle do DFIG na estabilidade de tensão de longo-prazo, operando através do controle de tensão ou controle do fator de potência; Analisar a influência do comportamento dos ventos na capacidade de controlabilidade dos aerogeradores de velocidade variável para fornecimento de potência reativa e controle da tensão terminal; Analisar os efeitos dos limites variáveis representados pelas curvas de capacidade dos aerogeradores nas malhas de controle de tensão e potência ativa; Avaliar a contribuição do conversor GSC do DFIG para a estabilidade de tensão de longo-prazo. 11 1.4 Revisão Bibliográfica Nos últimos anos, diversas pesquisas foram realizadas para avaliar o impacto da integração da geração eólica na estabilidade de tensão, sob o ponto de vista do curtoprazo. Os estudos de estabilidade de tensão de curto-prazo produzidos na literatura focam na capacidade de sobrevivência a afundamentos de tensão, comumente referida como ridethrough, procedimento adotado pelos operadores de sistemas no mundo todo para aumento da margem de estabilidade. O procedimento ridethrough determina que os aerogeradores devam permanecer conectados ao sistema de potência e na maioria dos casos, fornecendo suporte de potência reativa para rápida recuperação da tensão terminal. No Brasil, o Operador Nacional do Sistema Elétrico (ONS) não exige fornecimento de potência reativa dos aerogeradores durante o procedimento de ridethrough [16]. Muitos autores produziram vários trabalhos nessa linha de pesquisa considerando aerogeradores a velocidade fixa e variável [17-23]. Todos os autores reconhecem que a geração eólica a velocidade variável é benéfica para a margem de estabilidade. Porém, nada se pode concluir a respeito da estabilidade de tensão de longo-prazo. Alguns trabalhos também avaliaram os impactos ocasionados pela integração da geração eólica na estabilidade de tensão utilizando a análise estática [24,25]. No entanto, os modelos estáticos são insuficientes para descrever completamente o fenômeno da instabilidade de tensão [10]. Corsi [26] apresenta uma análise detalhada do impacto da atuação do OLTC bem como do OEL em simulações no domínio do tempo para a estabilidade de tensão de longo-prazo. O autor também avalia as formas das curvas PV devido à ação dinâmica do OLTC e do OEL, revelando que tais controles limitam a estabilidade de tensão e despreza-los pode levar a falsas conclusões a respeito da margem de estabilidade de tensão de longo-prazo. Complementando este trabalho, Corsi [27] propõe um método para estimar um indicador de proximidade da estabilidade de tensão baseado no equivalente de Thevenin através de medições de unidades fasoriais PMU (Phasor Measurement Unit). Resultados mostram que o algoritmo é capaz de indicar com precisão e rapidez o equivalente de Thevenin ao operador de sistema, fornecendo subsídios para tomada de decisões em tempo real. Entretanto, o autor não considera a participação da geração eólica. Até o momento, poucas publicações foram feitas 12 analisando os efeitos da geração eólica na estabilidade de tensão de longo-prazo, avaliando o desempenho dinâmico do sistema e a interação entre dispositivos de proteção e controle contínuos e discretos, tais como o OLTC e o OEL. Freitas [28] avalia a estabilidade de tensão considerando cargas estáticas em um sistema de distribuição com presença de geração eólica. A estabilidade de tensão foi investigada pela análise dinâmica considerando o SCIG (Squirrel Cage Induction Generator). Adicionalmente, o autor avalia a estabilidade de tensão pelas curvas PV plotadas de forma “quase-dinâmica” (o valor final das variáveis foram armazenadas e novas simulações foram realizadas resgatando o ponto de operação da simulação anterior). O autor conclui que a geração eólica degrada a margem de estabilidade de tensão quando a potência ativa injetada pela geração distribuída aumenta. A principal contribuição deste trabalho deve-se a análise da influência do SCIG na estabilidade de tensão por intermédio das curvas PV. Contudo, o autor não leva em consideração os aerogeradores a velocidade variável, os quais possuem potencial para melhorar a estabilidade de tensão. Houssain [29] analisa os problemas ocasionados pela integração de grandes parques eólicos que consistem de aerogeradores a velocidade constante e variável em sistemas de potência de grande porte sob o ponto de vista da estabilidade de tensão de curto-prazo e a estabilidade angular a pequenas perturbações. Vários estudos de caso são apresentados, contudo muitas conclusões são conhecidas por muitos estudos anteriores, como exemplo: a alta compensação de potência reativa por bancos de capacitores pode levar o sistema de potência ao colapso, devido principalmente à qualidade pobre de compensação do banco de capacitores, a qual é um elemento passivo [10,11]. Aerogeradores a velocidade constante deterioram a margem de estabilidade de tensão devido o alto consumo de potência reativa durante a falta [17,18,30]. O eixo mecânico do aerogerador pode interagir com modos de oscilação mal-amortecidos conduzindo o sistema de potência a instabilidade [31]. Porém, alguns resultados interessantes são apresentados, como o caso das interações adversas entre equipamentos FACTS (Flexible AC Transmission Systems) e o uso excessivo desses equipamentos como compensação para aerogeradores SCIG, podendo levar o sistema de potência à instabilidade em ambos os casos. Ao considerar o DFIG nos estudos de curto-prazo, a capacidade de potência reativa não é explorada ao máximo, levando o autor a conclusões bastante pessimistas a respeito da capacidade de sobrevivência do DFIG. A principal contribuição desse estudo deve-se a integração dos grandes parques eólicos 13 com equipamentos FACTS, podendo ocorrer interações adversas para o sistema de potência. Complementando o estudo anterior, Pereira [32] trata da estabilidade de tensão de curto-prazo e de longo-prazo em uma mesma simulação, considerando a capacidade de sobrevivência e as ações do OLTC e OEL com a integração de aerogeradores SCIG e equipamentos FACTS, tais como o STATCOM (Static Compensator) e o SVC (Static Var Compensator). Assim como no estudo anterior, o autor conclui que o SCIG é prejudicial para a estabilidade de tensão do sistema de potência, devido ao aumento do consumo de potência reativa com o aumento do escorregamento. Por este motivo se faz necessária à utilização dos equipamentos STATCOM e SVC para compensação de potência reativa do parque eólico. Os estudos comprovaram que os equipamentos FACTS contribuem para a melhoria da estabilidade de tensão do sistema de potência, evitando inclusive o colapso de tensão. Contudo, o STATCOM apresenta um desempenho melhor do que o SVC devido à característica corrente constante, a qual a potência reativa injetada varia linearmente com a tensão, enquanto que para o SVC a potência reativa injetada varia com o quadrado da tensão sofrendo grandes consequências para o suporte de potência reativa durante a ocorrência de faltas. Em geral, o autor conclui que um equipamento STATCOM de menor capacidade pode fornecer suporte adequado ao controle de tensão, quando seria necessário um SVC de maior capacidade para cumprir satisfatoriamente o mesmo controle de tensão. Ullah [33] analisa a estabilidade de tensão de longo-prazo e de curto-prazo considerando aerogeradores a velocidade fixa e variável, operando com controle de fator de potência ou controle de potência reativa. A curva de capacidade é limitada basicamente pela corrente máxima do conversor, produzindo um semicírculo com raio igual à potência aparente do conversor, desprezando o limite imposto pela potência mecânica da turbina. A respeito da estabilidade de tensão no longo-prazo, o autor considera um caso otimista, no qual a velocidade do vento é baixa e as reservas de potência reativa são altas, além de considerar a velocidade do vento constante durante toda a simulação, ou seja, desprezando os efeitos dos limites variáveis nas malhas de controle dos conversores. O autor considera o efeito depreciativo do OLTC em simulações no domínio do tempo, concluindo que o controle de potência reativa pelos aerogeradores a velocidade variável é positivo para o aumento da margem de estabilidade de tensão do sistema de potência, entretanto o efeito crucial do OEL não foi considerado nas simulações. 14 Ming [34] propõe duas estratégias de controle para o DFIG: controle da tensão terminal e controle do fator de potência. O autor avalia a estabilidade de tensão por meio de simulações estáticas (fluxo de carga), quase-estáticas (levando em consideração equações dinâmicas com perturbações muito lentas) e simulações dinâmicas no domínio do tempo e conclui que o modo de controle da tensão terminal permite um aumento da margem de estabilidade de tensão em relação ao controle do fator de potência, porém ambos os modos de controle conseguem manter a tensão em intervalos limitados. A grande contribuição deste trabalho deve-se a investigação dos modos de controle do DFIG na estabilidade de tensão, porém o autor desconsidera os limites variáveis nas malhas de controle do DFIG. Lund [35] formulou matematicamente os limites que definem a curva de capacidade do DFIG, a saber: limite de corrente do rotor, limite de corrente do estator e limite de tensão do rotor. O controle de potência reativa é feito, prioritariamente, pelo RSC de modo que a corrente do conversor é o principal fator limitante para a produção de potência reativa, enquanto os limites térmicos dos enrolamentos do estator determinam a máxima capacidade de absorção de potência reativa. A tensão do rotor apresenta limitações somente quando o escorregamento é elevado, nesse caso a proteção de subtensão atuaria desconectando o aerogerador. Dessa forma, as principais restrições da curva de capacidade do DFIG são a corrente do rotor, a corrente do estator e o limite de potência mecânica imposta pela turbina eólica. Devido à necessidade de magnetização da máquina, o DFIG possui uma capacidade maior de absorver do que injetar potência reativa, considerando apenas o controle do conversor do lado do rotor RSC. Porém, esse estudo não avalia a estabilidade de tensão de longo-prazo sem mencionar como os limites da curva de capacidade poderiam ser incorporados aos limites das malhas de controle de potência ativa e reativa do DFIG. Engelhardt [36] leva em consideração efeitos adicionais na construção da curva de capacidade do DFIG, como por exemplo: perdas, filtros para melhoria da qualidade da energia, influência das baixas velocidades na temperatura de junção dos semicondutores, saturação do núcleo magnético e tensão máxima do conversor do lado da rede. Dentre esses efeitos, a temperatura de junção dos conversores impõe restrições severas para o fornecimento de potência reativa. O autor apresenta a contribuição do GSC na curva de capacidade, indicando que o limite de potência reativa do DFIG pode ser estendido quando este conversor entra em operação. Ao final do estudo, o autor indica como os limites da curva de capacidade podem ser incluídos nas malhas de 15 controle do DFIG, entretanto, o autor não realiza simulações visando avaliar esses efeitos na estabilidade de tensão de longo-prazo. Konopinski [37] aborda exclusivamente o DFIG em todas as suas análises, levando em consideração a formulação matemática da curva de capacidade proposta por Lund [35]. A curva de capacidade nesse estudo considera somente a contribuição do RSC. O autor discute o suporte de potência reativa quando o DFIG é restrito a operar com fator de potência na faixa 0,95 adiantado/atrasado (devido a normas regulamentadoras do operador de sistema) ou usando todo o limite de potência reativa que a curva de capacidade pode oferecer. Segundo as análises estáticas baseadas no fluxo de carga ótimo visando à operação econômica do sistema de potência, o autor concluiu que o aumento da penetração eólica, a operação com fator de potência restrito, causa o aumento das perdas no sistema de potência, elevando os custos de operação. Análises dinâmicas de curto-prazo revelaram que a operação com fator de potência restrito pode levar o sistema de potência ao colapso de tensão mesmo quando o aerogerador opera em uma situação conservadora, na qual a velocidade dos ventos é baixa e as reservas de potência reativa são abundantes, porém não podem ser utilizadas devido à regulamentação imposta pelo operador de sistema. A grande contribuição deste trabalho deve-se a representação adequada da curva de capacidade, com a inclusão destes limites nas malhas de controle do DFIG nos estudos dinâmicos. Entretanto, o autor não explora completamente a capacidade de potência reativa da máquina, desprezando a contribuição essencial do GSC para a estabilidade de tensão de longoprazo. Kayikçi [38] estuda diferentes estratégias de controle de potência reativa para o DFIG considerando analises de curto-prazo com foco no ridethrough. O autor adota corretamente a curva de capacidade do DFIG, sendo que o controle de potência reativa pode ser realizado, exclusivamente, pelo RSC/GSC ou particionado entre ambos os conversores, porém os limites das malhas de controle são fixos e iguais a 1 p.u.. O autor também discute qual das componentes da corrente do rotor ( ou deve ser priorizada durante a falta; concluindo que a escolha depende da relação R/X do sistema de potência. Para faltas próximas ao aerogerador DFIG (R/X baixa) recomenda-se que a componente seja priorizada, pois a componente reativa da impedância da rede é predominante, ao passo que para faltas distantes do aerogerador DFIG (R/X alta) recomenda-se que a componente seja priorizada, pois a componente ativa da 16 impedância da rede é predominante e priorizar, equivocadamente, o controle de potência reativa pela componente pode produzir uma resposta oscilatória comprometendo a estabilidade do sistema de potência. O autor atenta para o controle coordenado entre conversores RSC e GSC para evitar uma corrente de circulação entre as malhas do estator e rotor causando grande absorção, desnecessária, de potência reativa durante a falta. O autor adota diferentes dimensionamentos para os conversores RSC e GSC dependendo da estratégia de controle adotada. O autor conclui que o controle coordenado é a melhor estratégia para o controle de tensão. A principal contribuição deste trabalho está no emprego do GSC para o suporte de potência reativa, entretanto análises de longo-prazo não são realizadas e nada se pode concluir a respeito da estabilidade. Meegahapola [39] estuda o DFIG considerando a curva de capacidade completa baseada na formulação matemática de Lund [35]. A autor implementa uma estratégia de controle coordenado entre o RSC e o GSC, na qual o RSC assume o controle primário de tensão e caso a reserva de potência reativa seja insuficiente para atender a demanda, o GSC assume o excedente de potência reativa. O conversor GSC é sobredimensionado em 50% de sua capacidade, para aumentar a capacidade de injeção de reativos, principalmente quando o conversor RSC é bloqueado pela proteção de crowbar durante o transitório provocado por uma falta. Nesse sentido, um primeiro estudo aborda os benefícios do controle coordenado para a melhoria da estabilidade transitória, entretanto em relação à Kayikçi [38] os limites das malhas de controle são variáveis com as condições de ventos e determinados pela curva de capacidade. Um segundo estudo adota um controle secundário de tensão para um alimentador radial de um sistema de distribuição, sendo que a repartição de potência reativa é feita através de um estatismo, o qual pode ser fixo ou adaptativo, conforme a localização do aerogerador no alimentador. Esse estudo abrange um horizonte de longo-prazo (10 minutos) visando mitigar a flutuação da tensão sobre o alimentador devido à variação da velocidade do vento. Apesar de considerar o OLTC, o sistema teste é extremamente simples e não opera de forma estressada e nenhuma conclusão pode ser feita a respeito da estabilidade de tensão de longo-prazo. A principal contribuição deste trabalho é a implementação de um controle de tensão entre aerogeradores com repartição de potência reativa através de estatismo adaptativo, o qual pode apresentar resultados positivos para a estabilidade de tensão de longo-prazo, dependendo de qual estratégia de controle seja empregada. 17 Ullah [40] discute a viabilidade técnica e econômica do FRC como fornecedor de potência reativa para o sistema de potência, formulando um modelo de custo da energia reativa a ser paga pelo operador de sistema, auxiliando-o na tomada de decisão para operação ótima do sistema de potência. Conforme o aerogerador expande a sua capacidade de potência reativa, a capacidade dos conversores aumenta, onerando os custos do serviço ancilar. Contudo, esses custos de sobredimensionamento representam apenas 2,25% do investimento total do parque eólico quando o parque eólico opera com fator de potência nominal de 0,9. O autor representa a curva de capacidade do FRC considerando limitações de tensão e corrente dos conversores, sendo que a limitação de tensão pode ser contornada com o sobredimensionamento dos componentes, expandindo consideravelmente o limite de potência reativa do aerogerador. A principal contribuição deste trabalho deve-se a formulação matemática do custo da potência reativa para o operador de sistema, integrando definitivamente a geração eólica como uma fonte de potência reativa qualificada, capaz de oferecer suporte para a manutenção da estabilidade de tensão de longo-prazo. Aumuller [41] investiga os impactos causados na estabilidade de tensão de longo-prazo pelo gerador de alta tensão Powerformer. Esse gerador é uma máquina síncrona, normalmente utilizada em usinas hidrelétricas ou termelétricas, conectada diretamente ao barramento de alta tensão, dispensando o transformador elevador [42]. O Powerformer é uma máquina síncrona de construção especial, na qual o enrolamento do estator é constituído de cabos de alta tensão com isolação de XLPE (polietileno reticulado), permitindo uma baixa corrente no estator, característica que confere um aumento na capacidade de potência reativa do gerador [41,42]. Polinder [43] e Blaabjerg [7] apontam que os aerogeradores de grande porte (acima de 10 MW) do futuro serão conectados diretamente ao sistema de transmissão em alta tensão, seja por uma conexão CC ou CA, de forma semelhante ao Powerformer. Aumuller [41] compara o Powerformer com o gerador síncrono convencional, considerando os efeitos do OLTC e dois modelos de OEL com características de atuação diferentes. O autor destaca que um alto ganho do OEL pode contribuir para ocorrência mais rápida do colapso de tensão. O autor ainda conclui que o Powerformer na maioria dos casos apresenta um desempenho dinâmico melhor do que o gerador síncrono convencional, postergando o colapso de tensão do sistema de potência. Apesar de não considerar a geração eólica neste trabalho, a grande contribuição do autor deve-se ao uso do Powerformer o qual 18 apresenta uma capacidade de potência reativa muito grande e a escolha adequada dos ganhos do OEL. Tazil [44] aborda uma revisão geral sobre os avanços tecnológicos do DFIG nos últimos 25 anos, cobrindo uma vasta pesquisa na literatura mundial com mais de 180 referências bibliográficas do assunto. O autor aborda as diferenças entre os sistemas eólicos a velocidade constante e velocidade variável, a modelagem do aerogerador DFIG, controle de passo da turbina eólica, técnicas de controle vetorial para as malhas de potência ativa e reativa, softwares para simulação e implementação experimental do DFIG, aspectos relacionados à conexão do aerogerador DFIG ao sistema de potência, operação em sistemas isolados e outras áreas de aplicações. Sobre toda essa imensa revisão bibliográfica do autor, não consta trabalhos mencionando contribuições ou análises com aerogeradores a velocidade variável para a estabilidade de tensão de longo-prazo. Nota-se que a literatura ainda carece de trabalhos com análises detalhadas no que se refere aos aspectos dinâmicos que contribuem e impactam no processo da instabilidade de tensão de longo-prazo envolvendo a geração eólica. 1.5 Estrutura da Tese Esta tese de doutorado está organizada da seguinte forma: O Capítulo 1 apresenta uma breve descrição da situação da energia eólica no contexto nacional e internacional, discutindo aspectos relacionados com a integração de parques eólicos na rede elétrica no que se refere ao problema de estabilidade de tensão, além do objetivo proposto nesta tese. É feita uma revisão bibliográfica dos principais trabalhos relacionados ao tema apresentado; No Capítulo 2 são apresentados os componentes de um sistema eólico para fins de geração de energia elétrica, descrevendo os principais sistemas a velocidade fixa e velocidade variável, bem como os geradores utilizados, o controle da turbina eólica e um panorama atual do mercado eólico de fabricantes; No Capítulo 3 é apresentada uma introdução aos conceitos básicos de estabilidade de tensão, descrição do mecanismo da instabilidade de tensão de 19 longo-prazo envolvendo os equipamentos OLTC e OEL, característica das cargas estáticas, curvas PV estáticas, máximo carregamento e limite de carregamento do sistema de potência e a complementariedade entre a análise estática e a análise dinâmica para a estabilidade de tensão de longo-prazo; O Capítulo 4 aborda o aerogerador DFIG, tratando da representação estática para fluxo de carga, a modelagem dinâmica para estudos de estabilidade de tensão de longo-prazo do gerador de indução de rotor bobinado, da turbina eólica e o controle de passo, os conversores RSC e GSC com suas respectivas malhas de controle, a curva de capacidade do DFIG considerando a operação do conversor GSC fornecendo ou não potência reativa para o sistema de potência e a definição dos limites variáveis das malhas de controle; O Capítulo 5 trata da modelagem do FRC para representação estática e dinâmica considerando os limites variáveis nas malhas de controle. Será apresentada a curva de capacidade do FRC para definição dos limites variáveis das malhas de controle; No Capítulo 6 são apresentados os resultados referentes aos estudos de casos: i) avaliação dos impactos causados pela integração de aerogeradores SCIG e DFIG, ii) influência dos modos de controle do DFIG (controle de tensão ou fator de potência), iii) influência do regime de ventos na capacidade de potência reativa do DFIG e iv) contribuição do conversor GSC para a estabilidade de tensão de longo-prazo; Finalmente, no Capítulo 7 são apresentadas as conclusões relativas a cada estudo de caso analisado no Capítulo 6. Além disso, conclusões finais sobre o impacto da integração de aerogeradores para a estabilidade de tensão de longo-prazo e sugestões de trabalhos futuros visando à investigação de assuntos não explorados nesta tese. 20 1.6 Trabalhos Publicados R. R. Londero, C. M. Affonso, J. P. A. Vieira, Impactos Causados pela Integração de Aerogeradores DFIG e Gaiola na Estabilidade de Tensão de Longo-Prazo em Sistemas Elétricos, XII Simpósio de Especialistas em Planejamento da Operação e Expansão Elétrica, Maio 2012, Rio de Janeiro, Brasil, pp.1-9; R. R. Londero, C. M. Affonso, J. P. A. Vieira, U. H. Bezerra, Impact of Different DFIG Wind Turbines Control Modes on Long-Term Voltage Stability, Innovative Smart Grid Technologies (ISGT Europe), 2012 3 rd IEEE PES International Conference and Exhibition, Oct 2012, Berlin, pp.1-7; R. R. Londero, J. P. A. Vieira, C. M. Affonso (2012), Comparative Analysis of DFIG Based Wind Farms Control Mode on Long-Term Voltage Stability, Advances in Wind Power, Dr. Rupp Carriveau (Ed.), ISBN: 978-953-51-0863-4, InTech, DOI: 10.5772/52690. R. R. Londero, C. M. Affonso, J. P. A. Vieira, Contribuição de Aerogeradores a Velocidade Variável para a Estabilidade de Tensão de Longo-Prazo, XIII Simpósio de Especialistas em Planejamento da Operação e Expansão Elétrica, Maio 2014, Foz do Iguaçu, Brasil, pp.1-10; R. R. Londero, C. M. Affonso, J. P. A. Vieira, Long-Term Voltage Stability Analysis of Variable Speed Wind Generators, IEEE Transactions on Power Systems (artigo aceito para publicação). 2014. 21 Capítulo 2 Sistemas Eólicos 2.1 Introdução A cada ano muitos consumidores adquirem acesso à energia elétrica pelo mundo todo. O aumento da demanda de energia torna o sistema de potência cada vez mais solicitado, necessitando de reforços e construção de novas linhas de transmissão. As fontes renováveis fizeram emergir a importância da preservação ambiental e da diversificação das fontes de energia na matriz energética. Neste contexto, a energia eólica ganhou bastante importância no cenário mundial, alcançando níveis de penetração elevados. Nos anos 80, a concepção dinamarquesa de aerogeradores ganhou bastante popularidade pelo baixo custo de instalação e simplicidade operacional, conquistando grande aceitação no mercado e na indústria. Contudo, devido a grande penetração e incapacidade de fornecer suporte a rede elétrica, muitos estudos concluíram que este tipo tecnologia oferece sérios riscos para a operação segura e confiável do sistema, especialmente do ponto de vista da estabilidade. Para o sistema de potência oferecer operação segura e aceitável, tornou-se imprescindível o fornecimento de serviços ancilares por parte dos grandes parques eólicos. Capacidade de sobrevivência a afundamentos de tensão (fault ride-through) e controle de tensão terminal são alguns dos serviços ancilares exigidos, pelos operadores de todo mundo, aos grandes parques eólicos conectados ao sistema de transmissão e subtransmissão. Neste capítulo são apresentados os sistemas eólicos a velocidade constante e a velocidade variável, destacando suas vantagens e desvantagens para conexão à rede elétrica. Em seguida, os principais componentes de um sistema eólico e um panorama do mercado eólico mundial entre os principais fabricantes. 22 2.2 Sistemas Eólicos a Velocidade Constante Cronologicamente, os sistemas eólicos a velocidade constante foram os primeiros sistemas de grande porte instalados pelo mundo, dominando o mercado eólico nos anos 80 com a chamada concepção dinamarquesa. Nos sistemas eólicos a velocidade constante, a frequência do gerador é fixada pela frequência da rede elétrica. O rotor não pode girar a uma velocidade maior do que a velocidade síncrona, embora haja uma pequena variação de 1 a 2% devido ao escorregamento do gerador, relativo à potência gerada. Mudanças na velocidade do vento não afetam a velocidade do rotor, mas causam flutuações no torque eletromagnético, podendo comprometer a qualidade da energia gerada, especialmente para redes elétricas fracas [30]. À medida que aumenta a capacidade do parque eólico, aumenta também o nível de curto-circuito no ponto de conexão com a rede elétrica de tal forma que o parque eólico não pareça mais desprezível frente ao sistema de potência. Sistemas eólicos a velocidade constante normalmente empregam o gerador de indução em gaiola (SCIG), pois a característica de velocidade constante é atraente para carregamento variável. Por este motivo o gerador de indução em gaiola é diretamente conectado a rede elétrica, e devido à sua construção simples e robusta, o gerador de indução em gaiola é a alternativa mais barata para produção de energia elétrica. Sistemas eólicos a velocidade constante não aproveitam ao máximo todo o potencial eólico disponível nos ventos, pois a velocidade específica de ponta de pá (Tip Speed Ratio) é variável, fazendo com que, na maioria das vezes, a turbina não esteja em operação otimizada. Nesse caso, a turbina eólica é projetada para uma velocidade de vento a qual ocorre com maior probabilidade no local. Esta velocidade de vento esta relacionada a um único que proporciona o máximo aproveitamento energético da turbina eólica. Para velocidades excessivas ocorre descolamento natural das linhas de fluxo sobre a pá em um processo conhecido por estol (Stall). O estol pode ser controlado a ocorrer em outras velocidades de vento, mas para isso é necessário que o ângulo de passo seja modificado. Sistemas eólicos a velocidade constante, normalmente, não possuem esse tipo de controle, conduzindo toda estrutura a maiores cargas mecânica com risco de excitação de modos estruturais (torre, pás e eixo mecânico) [17]. Máquinas de indução em gaiola invariavelmente consomem potência reativa, muitas normas regulamentadoras de operadores de sistema determinam que sejam 23 instalados bancos de capacitores para correção do fator de potência [16]. Como a máquina de indução em gaiola não possui excitação é necessário que tal máquina absorva potência reativa para formar o campo magnético girante durante o processo de energização e partida da máquina. Por este motivo emprega-se comumente soft-starters para controlar a corrente absorvida pela máquina do banco de capacitores de modo a realizar uma partida mais suave sem grandes transitórios para o sistema de potência [2]. 2.3 Sistemas Eólicos a Velocidade Variável Nos sistemas eólicos a velocidade variável, a frequência da rede é desacoplada da frequência do rotor a partir da utilização de conversores estáticos de eletrônica de potência. Tais conversores possibilitam a operação em velocidade variável do rotor da turbina eólica. Em função deste desacoplamento, surge a designação de aerogeradores a velocidade variável. Os principais aerogeradores dessa categoria são: o gerador de indução duplamente excitado (DFIG) e o gerador síncrono com conversor de capacidade nominal (FRC). A capacidade de variar a velocidade do rotor aumenta a flexibilidade de operação da turbina fazendo com que a velocidade específica de ponta de pá seja constante, normalmente projetada para alcançar a máxima eficiência da turbina. Para velocidades excessivas, a turbina é descarregada gradualmente pelo controle do ângulo de passo, fazendo com que a estrutura não seja submetida a cargas mecânicas elevadas. A capacidade do conversor não esta relacionada à potência nominal do gerador, mas em função da banda de velocidades que o conversor irá operar definindo assim a potência de escorregamento sobre o rotor. Dessa maneira, o custo do conversor aumenta conforme a largura da banda de velocidades [45]. Tipicamente, a banda de velocidades é selecionada -40% a +30% em torno da velocidade síncrona (0,6 – 1,3 p.u.). A operação em velocidade variável apresenta algumas vantagens em relação aos esquemas que operam a velocidade constante: Redução da fadiga e stress no sistema de mecânico e em toda estrutura; Diminuição do custo de manutenção, aumento do intervalo de operação do aerogerador e melhora na qualidade de energia; Aproveitamento ótimo do recurso eólico; Diminuição do nível de ruído aerodinâmico. 24 2.4 Principais Componentes de um Sistema Eólico A grande maioria dos sistemas eólicos atuais é de eixo horizontal com a turbina eólica posicionada a montante do escoamento do vento conforme a Figura 2.1, para evitar efeito de sombra da torre, ocasionando um torque pulsante podendo fadigar as pás do rotor [45]. A configuração dos componentes inseridos na nacele não é única, podendo o gerador estar na base da torre para diminuir o peso sob a mesma. Porém, comumente a configuração descrita na Figura 2.1 é a mais usada pelos fabricantes de aerogeradores no mundo [45]. Para estudos de estabilidade, os seguintes componentes devem ser considerados: Figura 2.1 Estrutura de um aerogerador de eixo horizontal. Turbina eólica: responsável por transformar a energia cinética do vento em energia mecânica de rotação; Caixa de engrenagens: responsável por transmitir a energia mecânica entregue pelo eixo da turbina (baixa rotação) para o eixo do gerador (alta rotação). 25 Geradores síncronos multipolos não utilizam este componente, e neste caso o eixo da turbina é acoplado diretamente ao eixo do gerador, como é o caso do FRC. São conhecidos como sistemas de acoplamento direto (Direct Drive); Gerador elétrico: os geradores mais usados para aplicações em sistemas eólicos são as máquinas de indução com rotor em gaiola (para velocidade constante), máquina de indução com rotor bobinado, máquina síncrona eletricamente excitada e máquina síncrona a imã permanente (todas usadas para velocidade variável); Sistema de controle: destina-se ao controle e monitoramento do aerogerador para maximização da potência extraída dos ventos e proteção de toda a estrutura. Para o parque eólico agregar maiores quantidades de potência, os aerogeradores são interligados e espaçados de maneira adequada tal que o escoamento turbulento seja minimizado de uma turbina para outra. O ponto de conexão com a rede elétrica é feito por uma subestação de grande porte que conecta todo o parque eólico (não mostrado na Figura 2.1). Já a conexão com o parque eólico é feito por um transformador de pequeno porte, normalmente 690 V : 6,9 kV, localizado na base da torre de cada aerogerador. 2.5 Turbina Eólica A turbina eólica é o principal componente de um aerogerador, pois através dela ocorre a conversão de energia contida na massa de ventos para energia mecânica de rotação. As turbinas eólicas devem ser projetadas de modo a extrair a maior quantidade de potência dos ventos. A potência contida numa massa de ventos é dada por [17]: onde: : potência contida na massa de ventos [Watts]; : densidade do ar [kg/m3]; : área coberta pelas pás do rotor [m2]; 26 : raio da pá [m]; : velocidade do vento [m/s]. A potência extraída pela turbina de uma massa de ventos é dada por [17]: (2.2) onde: : coeficiente de potência [adimensional]. O coeficiente de potência é função do ângulo de passo específica de ponta de pá Sendo que e da velocidade (Tip Speed Ratio – TSR), dada por [17]: é a velocidade tangencial na ponta da pá, a velocidade de rotação da turbina no eixo da turbina. Nos sistemas eólicos a velocidade constante, o coeficiente de potência é função somente de e o ângulo de passo é fixo. Nesse caso a turbina eólica é projetada para atingir a potência nominal em um determinando , enquanto que nos sistemas a velocidade variável, o coeficiente de potência é função tanto de como de proporcionando uma extração maior de potência dos ventos, devido à capacidade de posicionamento angular das pás. O coeficiente de potência é um número menor que a unidade e limitado ao valor máximo teórico de 59,3% estabelecido por Betz. Comercialmente, as turbinas eólicas possuem coeficiente de potência máximo situado na faixa de 25-45% [2]. É nítido através da equação (2.2) que uma turbina eólica consegue extrair mais potência de uma massa de ventos quanto maior o coeficiente de potência. A Figura 2.2 representa a turbina eólica sob o ponto de vista aerodinâmico. O método do Momento dos Elementos das Pás BEM (Blade Element Momentum) é usado para calcular o torque mecânico imposto às pás pela ação do vento, possibilitando a determinação da potência mecânica extraída pela turbina [17,46]. Turbinas eólicas são movidas por forças de sustentação L (Lift) e arrasto D (Drag). As modernas turbinas eólicas trabalham prioritariamente pela ação de forças de sustentação [17,45,46]. A força de sustentação é responsável por produzir torque 27 mecânico, enquanto a força de arrasto é a principal responsável pelas solicitações mecânicas impostas à turbina. Cada elemento de seção da pá de comprimento infinitesinal contribui para o torque mecânico. O plano define o plano de rotação das pás. Figura 2.2 Representação aerodinâmica de uma turbina eólica [17]. A Figura 2.3 representa um elemento de seção da pá. O plano plano do rotor, ou seja, o plano no qual o elemento de seção da pá dista define o do cubo do rotor. A linha de corda representa a linha a qual contém o comprimento transversal do elemento, denominado corda. O ângulo de ataque velocidade relativa à é medido em relação ao vetor e a linha de corda, e o ângulo de passo é medido em relação e o plano do rotor. Quando a pá está em movimento o vetor velocidade relativa possui componentes axial e tangencial ao movimento da pá , dados por [17]: (2.4b) 28 Sendo a velocidade do vento incidente não perturbado, mecânica de rotação da turbina e os coeficientes e a velocidade originados pela formação do vórtex ao redor do elemento, os quais dependem das características aerodinâmicas da pá. Quando a turbina está parada, o vetor velocidade relativa vetor velocidade do vento não perturbado está alinhado com o . Nesta situação o ângulo de ataque é elevado (próximo de 90o) e a componente de arrasto da força resultante é dominante. Porém, à medida que o vento incide sobre a turbina, a mesma ganha velocidade e o ângulo de ataque vai diminuindo, a componente tangencial da velocidade relativa vai aumentando e a componente de sustentação da força resultante aumenta. Figura 2.3 Elemento de seção da pá na posição [17]. Para o caso de uma turbina com três pás, amplamente produzida pela indústria eólica, para geração de energia é esperado que a velocidade tangencial seja 5 a 10 vezes maior do que a velocidade do vento não perturbado, ou seja, [47]. O melhor desempenho para a seção de aerofólio ocorre quando o ângulo de ataque é mantido constante, isto é, a velocidade específica de ponta de pá é mantida constante em seu valor ótimo . Dessa forma, conhecida a velocidade do vento não perturbado , a malha de controle de velocidade calcula a velocidade do rotor para manter a turbina em operação ótima seguindo , especificado pelo projeto aerodinâmico. Este desempenho ótimo só pode ser alcançado nos esquemas de velocidade variável graças aos conversores de estáticos de eletrônica de potência. As forças de sustentação e arrasto são dadas por [17]: 29 (2.5b) Sendo o comprimento da corda, e os coeficientes de sustentação e arrasto, respectivamente. Estes coeficientes são determinados por meio de medições em túnel de vento variando-se o ângulo de ataque, definindo as características de sustentação e arrasto de um aerofólio [46,47]. Estas curvas revelam que para ângulos de ataque pequenos, o coeficiente de sustentação é alto, crescendo de forma aproximadamente linear, enquanto o coeficiente de arrasto é quase nulo. Curvas típicas mostram que a partir de o escoamento não é mais laminar e ocorre descolamento das linhas de fluxo da parte superior do aerofólio, produzindo uma diferença de pressão da parte superior para a inferior que reduz o coeficiente de sustentação e aumenta o coeficiente de arrasto, iniciando o processo conhecido por estol [46]. A força de arrasto de sustentação alinha-se com a velocidade relativa é perpendicular à velocidade relativa enquanto a força . A força resultante componentes de arrasto e sustentação, conforme a Figura 2.4. Se possui , um torque de aceleração é produzido movimentando a turbina com velocidade de rotação entregando potência mecânica tangencial ao eixo da turbina. Entretanto, somente a força a qual está alinhada com plano do rotor produção de movimento. A força axial é usada efetivamente para atua ao longo do eixo da turbina e responsável pelo estresse mecânico da estrutura [46,47]. y1 F Fax L D x1 Ft Linha de Corda V REL Figura 2.4 Forças atuantes em um elemento de seção da pá. Por inspeção da Figura 2.4, a força axial e a força tangencial são dadas por [17]: 30 (2.6b) Multiplicando-se a força axial e a força tangencial pela distância o cubo do rotor até o elemento de seção da pá e um elemento torque tangencial produz um elemento de torque axial em relação ao centro da pá, respectivamente. Integrando-se ao longo de todo o raio da pá obtem-se o torque axial medida desde e multiplicando pelo número de pás e o torque tangencial A potência mecânica produzida pela turbina , sobre a pá, dados por [17]: será dada por: (2.8) O coeficiente de potência pode ser calculado pelas equações (2.2) e (2.8), Percebe-se que o coeficiente de potência tem forte relação com a força de sustentação. Pela Figura 2.4 quanto maior a força de sustentação, menor a força de arrasto e maior a força tangencial, dessa forma o torque tangencial sofre forte influência da força de sustentação, e consequentemente o coeficiente de potência também. Para a turbina eólica gerar mais potência, independente das condições de vento, os fabricantes aumentam a altura da torre e o diâmetro das pás do rotor para que a turbina cubra uma maior aérea e consequentemente absorva mais ventos, desenvolvendo mais potência, conforme (2.1). Em elevadas altitudes, a velocidade dos ventos é maior e 31 o escoamento menos turbulento, reduzindo o estresse mecânico sobre as pás. A Figura 2.5 mostra a evolução da potência das turbinas eólicas com diâmetro do rotor. Figura 2.5 Evolução da potência das turbinas eólicas com aumento do diâmetro [2]. 2.5.1 Controle de Posição das Pás da Turbina Eólica As turbinas eólicas utilizam dois tipos de controle aerodinâmico para limitar a potência extraída e evitar sobrecargas à estrutura. As turbinas mais modernas empregadas em esquemas a velocidade variável adotam o controle de passo (Pitch Control), enquanto os esquemas a velocidade constante usam o controle estol (Stall Control). O controle estol é um sistema passivo que reage à velocidade do vento. As pás do rotor são fixas em seu ângulo de passo e não podem girar em torno de seu eixo longitudinal. O ângulo de passo é escolhido de forma que, para velocidades de vento superiores à nominal, o escoamento descola-se naturalmente da superfície da pá e o escoamento torna-se turbulento, produzindo o efeito estol. Esse descolamento das linhas de fluxo sobre o perfil das pás reduz a força de sustentação e aumenta a força de arrasto, diminuindo o coeficiente de potência e consequentemente a potência extraída pela turbina eólica. Os sistemas eólicos a velocidade constante normalmente adotam este tipo de controle. Para melhorar o aproveitamento energético, alguns sistemas a velocidade constante utilizam o controle de estol ativo (Active Stal Control), o qual regula ângulo de passo sobre um pequeno intervalo negativo de valores [17], ampliando um pouco a banda de velocidades de operação da turbina. 32 À medida que a velocidade do vento aumenta, a velocidade específica de ponta de pá decresce. Nesse momento o ângulo de ataque aumenta causando o descolamento das linhas de fluxo do perfil da pá e o processo de estol se inicia, conforme mostra a Figura 2.6. O controle estol é mais simples do que o controle de passo porque as turbinas não necessitam de um sistema de posicionamento da pá. Em comparação ao controle de passo, as turbinas eólicas com controle estol apresentam estrutura do cubo do rotor mais simples e necessidade de menor manutenção devido a menor quantidade de peças móveis. Para o controle de passo, quando a velocidade do vento está abaixo da velocidade nominal, a turbina eólica opera extraindo o máximo de potência disponível do vento, operando em e o ângulo de passo é reduzido de modo que o coeficiente de potência seja máximo [46]. Outras estratégias de controle fixam o ângulo de passo próximo de para extração da máxima potência do vento [17]. Ultrapassada a velocidade nominal, o ângulo de passo aumenta, reduzindo o coeficiente de potência para manter a potência nominal de saída. (c) (a) (b) Figura 2.6 Controle Estol: o aumento do ângulo de ataque (d) proporciona um maior descolamento do escoamento sobre a pá. A Figura 2.7 mostram curvas de potência para sistemas eólicos a velocidade variável (controle de passo) e a velocidade constante (controle estol). A curva de potência tem três pontos chaves na escala de velocidade: 33 Velocidade de partida: velocidade mínima para produzir potência útil; Velocidade nominal: velocidade do vento a qual produz a potência nominal; Velocidade de corte: velocidade de vento para a qual a turbina é desconectada pela ação do sistema de controle de passo para evitar a fadiga do rotor. 1000 Velocidade Constante Velocidade Variável 900 800 Potência [kW] 700 600 500 Velocidade Nominal 400 Velocidade de Corte Velocidade de Partida 300 200 100 0 0 5 10 15 20 Velocidade do vento [m/s] 25 30 Figura 2.7 Curva de Potência para aerogeradores de 850 kW. 2.6 Caixa de Engrenagens Normalmente, os geradores de indução não possuem muitos polos. O estator e o rotor são feitos de material ferromagnético e o entreferro apresenta pequena espessura, de tal forma que uma pequena corrente é necessária para produção de fluxo magnético e, consequentemente, do torque eletromagnético. Nas máquinas com muitos polos, o entreferro aumenta bastante, necessitando de um fluxo magnético elevado e de uma corrente elétrica elevada para produzir o mesmo torque eletromagnético que uma máquina com poucos polos. Portanto, devido ao baixo número de polos, o eixo do gerador opera em velocidades relativamente altas, ao passo que o eixo da turbina trabalha em baixas velocidades, incompatibilizando o acoplamento direto. Para solucionar esse problema, uma caixa de engrenagens multiplica a velocidade da turbina pela relação de engrenagens para que a velocidade no eixo do gerador seja alta. Devido a natureza do potencial eólico, a rotação da turbina encontra-se na faixa de 15 a 20 rpm, enquanto o eixo de alta velocidade (eixo do gerador) opera na faixa 1200 a 1800 rpm. 34 A caixa de engrenagens, além de pesada e encarecer o custo final do projeto (25% do custo sem instalação), é o equipamento mecânico que mais apresenta falhas, necessitando de mais manutenções. Conforme aumenta a relação de engrenagens, mais caro, complexo e pesado torna-se a caixa de engrenagens. O ruído aerodinâmico e as perdas aumentam com a quantidade de engrenagens [47]. Por estas razões, muitos fabricantes desenvolveram aerogeradores sem a caixa de engrenagem, ou seja, com acoplamento direto entre a turbina e o gerador (Direct Drive). Geralmente, os geradores empregados nos sistemas de acoplamento direto são máquinas síncronas multipolos de baixa frequência o que permite trabalhar em velocidades compatíveis com a geração eólica. 2.7 Gerador Durante o período de 2005 a 2009, os preços das turbinas aumentaram em resposta a crescente demanda global, elevando os custos de material e outros fatores. No entanto, a produção em larga escala e o aumento da eficiência, melhoraram o fator de capacidade e reduziram os custos de fabricação das turbinas, bem como os custos de operação e manutenção. Como resultado, a energia eólica onshore (turbinas instaladas em terra) apresenta agora um custo competitivo mais barato do que a energia convencional em alguns mercados (alguns locais na Austrália, Índia e os Estados Unidos), embora o novo gás de xisto esteja, em alguns países, dificultando a competição da energia eólica (e outras energias renováveis) com o gás natural. Instalações offshore (turbinas instaladas no mar) permanecem pelo menos duas vezes mais caro que as onshore [48]. Os 10 maiores fabricantes de aerogeradores do mundo representaram 77% do mercado mundial em 2012. Eles vieram da China (4), Europa (4), Índia (1) e Estados Unidos (1). A Vestas (Dinamarca), o maior fabricante desde 2000, rendeu sua liderança a GE Wind (terceiro em 2011), devido principalmente ao forte mercado dos Estados Unidos. A Siemens saltou de nono (2011) para terceiro, seguido por Enercon (Alemanha) e o Grupo Suzlon (Índia), as quais subiram um posto em relação a 2011. Outras empresas de topo foram Gamesa (Espanha) e Goldwind, United Power, Sinovel e Mingyang (toda a China); tanto Goldwind e Gamesa caíram do top cinco, conforme mostra a Figura 2.8. Diante desse contexto são apresentadas as tecnologias de aerogeradores mais usadas por fabricantes no mercado mundial. 35 A Tabela 2.1 apresenta os 10 maiores fabricantes de aerogeradores no mundo relativo ao ano de 2012. Nota-se que os sistemas a velocidade variável (DFIG, FRC e GFC) estão dominando o mercado eólico, porém os sistemas a velocidade fixa (SCIG) ainda encontram-se disponíveis com mercado reduzido. Mingyang (CHN) 3% United Power (CHN) 5% Outras 23% Suzlon (IND) 7% Vestas (DIN) 14% Siemens (ALE) 9% Sinovel (CHN) 3% Goldwind (CHN) 6% GE Wind (EUA) 16% Enercon (ALE) 8% Gamesa (ESP) 6% Figura 2.8 Divisão de mercado eólico entre os maiores fabricantes em 2012 [1,48]. Tabela 2.1 Os 10 maiores fabricantes de aerogeradores no mundo em 2012 [43]. Fabricante GE Wind (EUA) Conceito Diâmetro do Rotor (m) Potência (MW) DFIG 77 – 120 1,5 – 2,85 FRC (PM) 113 4,1 Vestas (DIN) DFIG 80 – 100 1,8 – 3 GFC PM 112 – 164 1,8 – 8 Siemens (ALE) GFC IG 82 – 120 2,3 – 3,6 FRC (PM) 101 – 154 3–6 Enercon (ALE) FRC (EE) 48 – 126 0,8 – 7,5 Suzlon (IND) SCIG 52 – 88 0,6 – 2,1 DFIG 95 – 97 2,1 Gamesa (ESP) DFIG 52 – 114 0,85 – 2 GFC PM 128 4,5 Goldwind (CHN) FRC (PM) 70 – 109 1,5 – 2,5 United Power (CHN) DFIG 77 – 100 1,5 – 3 FRC (PM) 100 3 Sinovel (CHN) DFIG 60 – 113 1,5 – 5 Mingyang (CHN) DFIG 77 – 83 1,5 GFC PM 92 – 108 2,5 – 3 * GFC (Gear and Full Converter), PM (Permanent Magnets), IG (Induction Generator), EE (Electrically Excited) 36 2.7.1 Gerador de Indução em Gaiola (SCIG) A concepção mais usual e predominantemente adotada pelos fabricantes para o gerador de indução em gaiola considera a ligação direta do estator da máquina na rede elétrica. Durante a partida para formação do campo magnético girante do estator, o gerador consome grandes quantidades de potência reativa. Para suavizar a partida, emprega-se uma chave estática soft-starter, que tem como objetivo reduzir a corrente de partida durante a energização da máquina. A Figura 2.9 apresenta o esquema de ligação do gerador de indução em gaiola com a rede elétrica. Além da chave estática, estes sistemas são compostos por bancos de capacitores, os quais são responsáveis pela excitação da máquina. O banco de capacitores é requerido por diversas normas de operadores de sistema [16], para que o parque eólico não drene potência reativa do sistema, podendo comprometer sua operação e estabilidade [17]. Entretanto, o banco de capacitores não oferece um suporte adequado ao aerogerador, pois a potência reativa fornecida depende da tensão do barramento, a qual pode estar sendo afetada por fatores externos, proporcionando uma qualidade pobre no fornecimento de potência reativa [49]. Soft-Starter Caixa de Engrenagens Barra do Gerador Gerador de Indução em Gaiola Barra Terminal Sistema de Potência Transformador de Potência (Subestação) Banco de Capacitores Figura 2.9 Gerador de indução em gaiola conectado diretamente a rede elétrica. Para melhorar o aproveitamento energético do potencial eólico, algumas vezes são empregados dois geradores de indução, sendo um para baixas velocidades e outro para altas velocidades, obviamente esta concepção encarece bastante o aerogerador, além de não conseguir o melhor aproveitamento possível. Para baratear a solução anterior, o estator é construído com dois enrolamentos de polos diferentes isolados entre si, de tal forma que o rotor comute o número de polos conforme a velocidade do vento. Entretanto, o custo ainda é elevado sem conseguir aproveitar integralmente todo o potencial eólico disponível. 37 As máquinas de indução são ligadas às turbinas eólicas através de caixas de engrenagens. Esse acoplamento indireto reflete a fragilidade do eixo do gerador perante amortecimento de oscilações provocadas por faltas ou súbitas mudanças na velocidade do vento. O comportamento do SCIG quando inserido em sistemas eólicos a velocidade constante é investigado em detalhes no Capítulo 6. 2.7.2 Gerador de Indução Duplamente Excitado (DFIG) Diferentemente do SCIG, o DFIG consiste de um gerador de indução de rotor bobinado, pelo qual um controle de baixa potência através do conversor RSC comanda a potência ativa e reativa que circulam pelo estator, conforme a Figura 2.10. Os conversores proporcionam operação em velocidade variável, desacoplando a frequência do sistema da rotação do gerador. Esses conversores são dimensionados pelo máximo escorregamento que a máquina irá operar, garantindo uma banda de velocidades maior, podendo aproveitar ao máximo o potencial eólico em diferentes velocidades de vento. Tipicamente, a potência desses conversores varia 25-30% da potência do gerador [2]. Caixa de Engrenagens Gerador de Indução de Rotor Bobinado Ps jQs Estator Crowbar RSC (ligado ao rotor) Barra Terminal Pt jQ t Sistema de Potência Transformador de Acoplamento Rotor PT Barra do Gerador Transformador de Potência (Subestação) Pr jQr Pc jQc VC GSC (ligado ao estator) Figura 2.10 Gerador de indução duplamente excitado ligado à rede elétrica. Na maioria dos casos, os conversores estáticos adotam modulação PWM (Pulse Width Modulation) produzindo harmônicos em altas frequências, barateando o custo do filtro. Porém, existem técnicas de modulação que eliminam harmônicos e seus correspondentes múltiplos, como é o caso da SHEM (Selective Harmonic Elimination Modulation PWM) [2]. Chaves estáticas do tipo IGBT (Insulated Gate Bipolar Transistor) montadas em ponte são comumente usadas nos conversores estáticos, pois 38 proporcionam frequências de chaveamento maiores com menores perdas de chaveamentos e redução significativa no conteúdo harmônico do sinal de corrente, substituindo os antigos tiristores [50]. A geração de potência ocorre tanto para operação sobre-síncrona (acima da velocidade síncrona) quanto sub-síncrona (abaixo da velocidade síncrona). Acima da velocidade síncrona, tanto o estator quanto o rotor fornecem potência ativa para o sistema de potência, enquanto abaixo da velocidade síncrona, o rotor consome potência ativa, mas o estator sempre fornece potência ativa, graças aos conversores estáticos que permite o fluxo de potência ativa entrando ou saindo do rotor. Diferentemente, o gerador de indução em gaiola necessita de operação sobre-síncrona para fornecer potência ativa para o sistema de potência. Técnicas de controle vetorial, especialmente de campo orientado, proporcionam relativo desacoplamento entre as malhas de controle de potências ativa e reativa. Desse modo, o DFIG pode controlar independentemente as potências ativa e reativa, como fazem os geradores síncronos convencionais. Essa importante característica confere capacidade ao DFIG de poder controlar a tensão terminal ou fator de potência da máquina. Inicialmente, o DFIG era controlado com fator de potência constante, normalmente unitário, para fornecer maior quantidade de potência ativa para os consumidores, pois a venda de energia era exclusivamente sobre a potência ativa. Com o crescimento da penetração de aerogeradores nos sistemas de potência por todo o mundo, o DFIG passou a ser responsável por fornecer também potência reativa, obrigatoriamente, em condições de falta [21]. Entretanto, muitos operadores de sistemas por todo mundo, oferecem aos aerogeradores a velocidade variável compensações financeiras quando fornecem serviços ancilares ao sistema de potência [40,51]. O DFIG pode fornecer potência reativa pelo estator e pelo conversor GSC. Porém, frequentemente o GSC opera com fator de potência unitário, não fornecendo potência reativa para o sistema de potência, controlando somente a tensão do link CC. Caso esse conversor opere com fator de potência diferente do unitário, a capacidade de potência reativa será aumentada [36], oferecendo maior suporte para o controle de tensão. No Capítulo 4, por meio das curvas de capacidade do aerogerador DFIG, será demonstrada a capacidade adicional de potência de potência reativa do GSC. 39 2.7.3 Gerador Síncrono com Conversor de Capacidade Nominal (FRC) O gerador síncrono foi a solução adotada por fabricantes para eliminar a caixa de engrenagens da nacele. A fabricante alemã Enercon foi a pioneira nessa concepção, dominando uma fatia considerável no mercado de fabricantes de aerogeradores. A caixa de engrenagens, além de encarecer o custo final do aerogerador, é o equipamento mecânico que mais apresenta falhas, necessitando de maiores manutenções. Outra vantagem da eliminação da caixa de engrenagens é a redução do peso sobre a torre, aumento da eficiência do sistema mecânico com redução do ruído aerodinâmico. Para compensar a baixa velocidade da turbina eólica, o gerador síncrono é projetado com um número de polos elevado. Como consequência, o torque de partida para essas máquinas é elevado, tornando o gerador mais pesado e menos eficiente do que os geradores convencionais para turbinas eólicas [2]. Para aumentar a eficiência e diminuir o peso, o estator dos geradores com acoplamento direto é projetado com grande diâmetro, necessitando de naceles maiores do que as convencionais, encarecendo o projeto [45]. Para reduzir o custo referente ao aumento da nacele e não diminuir a eficiência quando o torque é elevado, empregam-se caixas de engrenagens com baixa relação de transformação, sendo estas mais baratas, leves e compactas do que as usadas pelo DFIG. Esta concepção de gerador é chamada de GFC (Gear and Full Converter) e foi adotada para suprir as carências do DFIG em relação às exigências de ridethrough pelos operadores de sistema [43]. Esta concepção pode usar tanto o gerador síncrono, seja eletricamente excitado ou a imã permanente quanto o gerador de indução em gaiola, preferível pelo baixo custo e robustez. Geradores síncronos não necessitam consumir potência reativa para formação do campo magnético girante. A excitação pode ser via corrente de campo ou imã permanente. Quando a máquina apresenta um enrolamento de campo é chamada de eletricamente excitada (Electrically Excited). Máquinas com enrolamento de campo mantém a tensão terminal constante, independente da variação da carga, graças ao ajuste contínuo da corrente de campo por parte dos reguladores de tensão. Máquinas a imã permanente (Permanent Magnets) não possuem controle sobre a excitação, mas são construtivamente mais leves e menores e mais eficientes eletricamente em relação às máquinas com enrolamento de campo, pois as perdas nos imãs devido as correntes parasitas são bem menores do que as perdas no enrolamento de campo da máquina eletricamente excitada [2]. 40 Da mesma forma que o DFIG, o FRC usa conversores estáticos para operação em velocidade variável. Neste esquema, esses conversores proporcionam desacoplamento total da frequência do sistema em relação à frequência do gerador. Uma desvantagem é uso de conversores com potência nominal igual ao do gerador síncrono, encarecendo o custo do conversor e do aerogerador. Dependendo do gerador adotado (eletricamente excitado ou imã permanente), o controle de potência ativa e reativa será diferente. Caso a máquina a imã permanente seja escolhida, são usados dois conversores controlados: um no lado da máquina e outro no lado da rede. Para a máquina eletricamente excitada, o conversor do lado da máquina é uma ponte retificadora a diodos não controlada e o controle é feito por um chopper e um inversor. Nesta tese será considerada somente a máquina eletricamente excitada, conforme mostra a Figura 2.11. A troca de potências ativa e reativa com a rede elétrica é feita pelo controle do inversor através de técnicas de controle vetorial, proporcionando controle independente de velocidade do rotor e da tensão terminal. O chopper do tipo boost controla a qualidade da tensão no capacitor, o qual alimenta o inversor. O Capítulo 5 é dedicado integralmente ao FRC, modelando todos os componentes presentes na Figura 2.11, bem como a construção da curva de capacidade. m2 2 m1 PT V1 Gerador Síncrono I1 Xt1 Filtro ICC1 I RD VCC1 Retificador a Diodo ' CC 2 Chopper I CC 2 Barra Terminal V 2 Pt jQ t VC Xt 2 Inversor Sistema de Potência Transformador de Potência (Subestação) Figura 2.11 Gerador síncrono com conversor de capacidade total ligado a rede elétrica. 2.8 Conclusões Atualmente, os sistemas eólicos a velocidade constante estão perdendo espaço para os sistemas eólicos a velocidade variável, os quais seguem dominando o mercado eólico de fabricantes. No entanto, não há o domínio completo do mercardo eólico por parte de somente uma única tecnologia, pois a variedade de aerogeradores está aumentando. Os sistemas a velocidade variável usados atualmente têm seus pontos fortes e fracos e deverão manter-se nos próximos anos [43]. 41 No caso do DFIG, conversores de baixa potência (25-30% da potência nominal do gerador) ligados ao rotor da máquina controlam as potências ativa e reativa entregues à rede. Já para o FRC, os conversores devem ter a mesma capacidade do gerador, encarecendo o custo do aerogerador, porém a grande vantagem dessa tecnologia é o desacoplamento total da frequência do gerador sobre a frequência do sistema aliado a eliminação da caixa de engrenagens. Técnicas de controle vetorial com modulação PWM proporcionam o controle independente de potências ativa e reativa, utilizando chaves IGBT com menores perdas de comutação e de condução dos que os antigos tiristores usados nos primeiros aproveitamentos. O link CC permite fluxo de potência ativa em ambos os sentidos, podendo o DFIG consumir ou fornecer potência ativa pelo conversor GSC, dependendo do escorregamento do rotor, o qual é controlado pelo conversor RSC. Parques eólicos de grande capacidade normalmente conectados no nível de transmissão oferecem serviços ancilares ao operador de sistema, na maioria das vezes fornecendo potência reativa em momentos que as máquinas síncronas fornecem grandes quantidades de potência ativa, operando sem reservas de potência reativa. 42 Capítulo 3 Estabilidade de Tensão 3.1 Introdução Os primeiros problemas de estabilidade de sistemas de potência foram de natureza angular. Na ocorrência de faltas próximas as unidades geradoras, a tensão terminal afundava bruscamente, causando grande abertura angular entre as máquinas, provocando velocidades excessivas, levando o sistema a perder o sincronismo. Por este motivo este problema ficou conhecido na literatura como estabilidade angular. Os sistemas de excitação eram bastante rudimentar e grande parte das máquinas operava com excitação constante (sem controle de campo). Esta prática influenciava diretamente para a perda de sincronismo entre as máquinas. Na época, a eletrônica de potência era incipiente tecnologicamente e os sistemas de excitação apresentavam baixos ganhos, o que por sua vez resultava em um torque de sincronismo insuficiente para conter a aceleração do rotor. Com o desenvolvimento da eletrônica de potência, o regulador de tensão tiristorizado com altos ganhos foi à solução adotada para este problema. Na década de 60, a interconexão de sistemas de potência de grande porte emergiu um problema de estabilidade associado a oscilações rotóricas de baixa frequência não-amortecidas, causando excursões cada vez maiores dos ângulos dos rotores, até o momento que a unidade geradora necessitava ser desligada. Estes problemas eram devidos aos altos ganhos dos reguladores de tensão que reduziam a componente de torque de amortecimento, provocando a oscilação da máquina contra todo o sistema ou contra outras unidades geradoras. Este problema ficou conhecido como estabilidade a pequenas perturbações, associado com pequenos distúrbios que o sistema possa enfrentar, tal como aumento da carga ou modificações na topologia do sistema de transmissão e subtransmissão no período pós-falta. O estabilizador de sistemas de potência instalado em unidades geradoras, estrategicamente determinadas 43 pela análise modal, fornece amortecimento às oscilações de baixa frequência, eliminando o problema. O problema da estabilidade de tensão surgiu mais recentemente, como consequência das características dos modernos sistemas de potência, que devido à falta de investimentos no sistema de transmissão por restrições econômicas e ambientais, tendem a ser operados bastante carregados. A instabilidade de tensão se caracteriza pelo declínio progressivo das tensões em parte ou em todo o sistema, em períodos de tempo que variam desde segundos até intervalos prolongados da ordem de dezenas de minutos. O problema ocorre devido ao desbalanço entre a potência reativa demandada e a potência reativa fornecida, porém a característica da carga, os equipamentos associados ao controle da tensão, o controle automático da geração e o sistema de proteção, podem influenciar significativamente na estabilidade de tensão. Este capítulo tem por finalidade apresentar alguns conceitos básicos do fenômeno da instabilidade de tensão, classificar os tipos de estabilidade de tensão, descrever o mecanismo da instabilidade de tensão, abordar a curva PV e analisar a estabilidade de tensão sob modelos estáticos (análise estática) e dinâmicos (análise dinâmica). 3.2 Conceitos de Estabilidade de Tensão e Segurança de Tensão A estabilidade de tensão está ligada ao conceito geral de estabilidade de sistemas de potência conforme a definição proposta [12]. A Estabilidade de Sistema de Potência é a habilidade de um sistema elétrico de potência, para uma dada condição de operação inicial, de retornar para um estado de equilíbrio depois de ser submetido a um distúrbio físico, com a maioria das variáveis limitadas tal que praticamente todo o sistema permaneça intacto. Observe que este conceito não menciona a grandeza da perturbação e nem quais variáveis de estado estão envolvidas. De fato, para um sistema ser estável todas as variáveis devem estar limitadas em intervalos aceitáveis para qualquer que seja a perturbação. O conceito de estabilidade enunciado aplica-se aos sistemas de potência interconectados, ou seja, refere-se à estabilidade do sistema global e não a um 44 subsistema ou elemento. Por exemplo, algum gerador pode perder o sincronismo e, por conseguinte, desconectado do sistema principal sem necessariamente levar todo o sistema de potência à instabilidade. Do ponto de vista do operador de sistema, o sistema de potência permanece estável, porém do ponto de vista do operador da usina, ocorreu a instabilidade de uma unidade geradora. A estabilidade de tensão é formulada com base nesse conceito, definindo a variável de interesse como sendo a tensão, conforme proposto a seguir [12]. A estabilidade de tensão refere-se à habilidade de um sistema de potência em permanecer com tensões estacionárias em todas as barras do sistema após ser submetido a um distúrbio para uma dada condição de operação inicial. A estabilidade é uma condição de equilíbrio entre forças que se opõem em um sistema, de tal forma que estas forças se cancelam instantaneamente quando a estabilidade é alcançada. Por exemplo, para a estabilidade angular, as forças em oposição são os torques mecânico e elétrico, respectivamente, aplicados ao eixo do gerador síncrono, de tal forma que em equilíbrio, o rotor não acelera ou desacelera, ou seja, a velocidade permanece constante. Para a estabilidade de tensão as forças em oposição são a potência fornecida e a potência demandada do sistema de potência, ou seja, quando a potência demandada é igual à potência fornecida, a tensão permanece constante. Caso a demanda seja maior do que a potência fornecida à tensão tende a cair podendo levar o sistema de potência a instabilidade, caso nenhuma ação seja tomada. A instabilidade de tensão é manifestada pelo declínio progressivo da tensão em algumas barras após uma perturbação [12]. A instabilidade não representa necessariamente o blecaute do sistema de potência, mas pode conduzi-lo a essa situação. O colapso de tensão é um termo muito usado na literatura e refere-se à sequência de eventos que levam ao blecaute ou tensões muito baixas em uma parte significativa do sistema de potência [12]. Este fenômeno pode ser local, envolvendo um conjunto de barras ou uma área de controle, neste caso sendo chamado de colapso parcial, ou abrangendo a totalidade/maioria das barras do sistema de potência, denominando-se colapso global. Muitos autores apresentam definições diferentes dos termos instabilidade e colapso de tensão apresentados. Segundo Kundur [49] e Taylor [11], a instabilidade de 45 tensão é o declínio incontrolável a níveis extremamente baixos, causando o blecaute do sistema, enquanto o colapso de tensão é processo pelo qual o sistema é conduzido à instabilidade. Segundo Van Cutsem [10] a instabilidade de tensão é o processo pelo qual a tensão atinge um ponto de operação inaceitável, enquanto que o colapso de tensão refere-se à inexistência do ponto de operação levando ao declínio incontrolável da tensão. Em situações de carregamento elevado, normalmente algum controlador ou limitador atinge o seu limite, tornando o sistema de potência altamente não linear. Nessa situação, as potências ativa e reativa interferem no controle de tensão. Portanto, a instabilidade de tensão não é necessariamente um desbalanço de potência reativa, de modo que pode ocorrer em sistemas de corrente contínua [10]. A necessidade de potência reativa decorre da natureza dos sistemas de corrente alternada devido ao defasamento angular entre tensão e corrente, embora o suporte de potência reativa, por parte de geradores e outros componentes, seja conveniente para evitar a instabilidade de tensão. O fenômeno da instabilidade de tensão normalmente é associado a situações de carga elevada que provoca subtensão nas barras. Embora menos comum, a instabilidade de tensão pode ocorrer por sobretensão, com pelo menos um caso relatado na literatura [12]. Nessa situação, a carga é baixa e o sistema de transmissão torna-se capacitivo promovendo uma elevação incontrolável da tensão, causando atuação do limitador de subexcitação das máquinas síncronas UEL (Under-Excitation Limiter) e dos equipamentos de proteção, realizando sucessivos desligamentos de barras/linhas levando o sistema de potência ao blecaute. Contudo, nesta tese o foco será dado ao fenômeno de instabilidade de tensão por subtensão. A instabilidade de tensão esta associada intrinsecamente à capacidade de máxima transferência de potência do sistema de transmissão para a carga [10-12,49]. Quando a impedância característica (também conhecida por impedância de surto “surge impedance”) da linha de transmissão é igual à impedância da carga, ocorre o casamento de impedâncias, e nessa situação, a tensão na carga possui um perfil plano recebendo potência igual à potência natural da linha SIL (Surge Impedance Loading). À medida que a carga aumenta, o sistema de transmissão fornece potência maior do que o SIL, tornando-se mais indutivo e a tensão tende a cair, provocando a instabilidade de tensão por subtensão [49]. Para o caso de instabilidade por sobretensão, o sistema de 46 transmissão fornece potência menor do que o SIL, causando o efeito capacitivo da linha quando a carga é baixa, levando o barramento a uma situação de sobretensão [12]. A instabilidade de tensão envolve os seguintes aspectos básicos: A característica da carga envolvendo a dinâmica de restauração da carga; Os equipamentos disponíveis para o controle de tensão na rede, os quais influem na habilidade da rede de transferir potência dos pontos de geração até os pontos de consumo; O distúrbio ao qual a rede pode ser eventualmente submetida. Dependendo da sensibilidade da carga em relação à tensão, pode-se ter três tipos de cargas: potência constante, corrente constante e impedância constante. Todos esses modelos adotam uma representação exponencial para a carga, sendo que o modelo de potência constante independe da tensão, o modelo de corrente constante varia linearmente com a tensão e o modelo de impedância constante depende do quadrado da tensão. A sensibilidade da carga em relação à tensão influencia fortemente o processo de restauração da carga, podendo levar o sistema de potência a instabilidade. À medida que a carga aumenta a tensão tende a cair e a demanda solicitada por cargas do tipo impedância constante tende a diminuir devido à dependência quadrática com a tensão. Ações de equipamentos responsáveis pelo controle de tensão tentam recuperar a tensão de algumas barras promovendo a restauração da carga. Contudo, a capacidade do sistema de transmissão pode estar esgotada não suportando mais a carga restaurada podendo surgir à instabilidade. O transformador com comutador de tap sob carga OLTC, o limitador de sobreexcitação da corrente de campo OEL e o motor de indução são os principais equipamentos que contribuem para a instabilidade de tensão. O OLTC é indispensável para grandes consumidores industriais e redes de distribuição, pois aumenta a capacidade de máxima transferência de potência através do controle da posição do tap. Este equipamento mantém a tensão constante no barramento até que seu limite seja atingido, desse modo, a carga no secundário do OLTC pode ser considerada como potência constante, sendo esta característica mais crítica para a estabilidade de tensão [10,11]. O OEL é uma proteção contra sobre-aquecimento do enrolamento de campo devido a elevadas solicitações de potência reativa. Quando este equipamento atua, a excitação é reduzida drasticamente, normalmente levando o sistema 47 de potência ao colapso de tensão. O motor de indução é uma das principais máquinas utilizadas na indústria em diversos segmentos, contudo o alto consumo de potência reativa combinada com as ações do OLTC e do OEL pode levar o sistema de potência ao colapso de tensão. Um distúrbio pode influenciar mais significativamente equipamentos e cargas que tenham respostas rápidas ou lentas, contribuindo mais decisivamente para a ocorrência de um ou outro tipo de instabilidade. Por exemplo, o motor de indução é determinante para uma forma mais rápida de instabilidade, por outro lado um incremento de carga influenciará mais fortemente na dinâmica lenta, pela característica de atuação do OLTC [10,11]. O conceito de estabilidade não implica necessariamente em uma operação satisfatória do sistema de potência. Por exemplo, um sistema de potência pode ser estável após um corte de carga, perdendo uma grande quantidade de consumidores. Por esta razão o conceito de segurança de um sistema de potência tem grande importância e é apresentado a seguir [12]: A Segurança de um Sistema de Potência refere-se ao grau de risco de sobrevivência de iminentes distúrbios (contingências) sem interrupção do serviço ao consumidor. Depende da condição de operação do sistema bem como a probabilidade do conjunto de contingências. O conceito de segurança está relacionado ao critério N-1, no qual o sistema de potência deve ser capaz de operar sem interrupções de serviço ao consumidor, para ocorrência de uma contingência. A segurança de tensão (Security Voltage) refere-se a operação estável e satisfatória de um sistema de potência seguido de uma contingência ou aumento de carga [11]. Implica em uma considerável margem de estabilidade de tensão do ponto de operação até o ponto de instabilidade de tensão (ponto de máxima transferência de potência) seguido de contingências. A seção 3.5 referente a curva PV apresentará o conceito de margem de estabilidade de tensão e a relação entre operação segura e o conceito de capacidade de transferência disponível intimamente ligado ao conceito de margem de segurança e margem de estabilidade de tensão. 48 3.3 Classificação da Estabilidade de Tensão Do ponto de vista do operador do sistema é importante reconhecer a forma de instabilidade para que seja possível tomar medidas preventivas ou corretivas para solucionar o problema de instabilidade. A estabilidade de tensão pode ser dividida em duas categorias: estabilidade a pequenas perturbações e estabilidade a grandes perturbações, conforme a Figura 3.1. Estabilidade do Sistema de Potência Estabilidade de Frequência Estabilidade Angular Estabilidade a Pequenas Perturbações Curto-Prazo Estabilidade de Tensão Estabilidade de Tensão a Grandes Perturbações Estabilidade Transitória Curto-Prazo Longo-Prazo Curto-Prazo Estabilidade de Tensão a Pequenas Perturbações Longo-Prazo Figura 3.1 Classificação da Estabilidade de Tensão dentro da Estabilidade de Sistemas de Potência [12]. A estabilidade de tensão a grandes perturbações (Large-Disturbance Voltage Stability) refere-se à habilidade do sistema de potência em manter as tensões estacionárias após a ocorrência de grandes perturbações tais como: curto-circuito, perda de geração, ou contingência de circuitos [12]. Depende das características do sistema e da carga, e das interações entre os controles contínuos e discretos, além dos equipamentos de proteção. Dentre estes equipamentos com chaveamento discreto, podese citar os limitadores de corrente de campo e os transformadores com tap sob carga. Requer a análise não-linear do sistema por meio de simulações no domínio do tempo, por um período de tempo suficientemente grande para capturar as interações entre estes equipamentos, podendo variar de alguns segundos a dezenas de minutos [12]. A estabilidade de tensão a pequenas perturbações (Small-Disturbance Voltage Stability) refere-se à habilidade do sistema de potência em manter as tensões estacionárias após a ocorrência de pequenas perturbações como a mudança gradual na carga do sistema. Depende das características das cargas e dos controles contínuos e 49 discretos. Nesses estudos muitos autores empregam análises estáticas, baseadas nas equações do fluxo de carga para avaliar a estabilidade de tensão por meio das curvas PV para fornecer uma aproximação da margem de estabilidade de tensão. Por meio da linearização das equações estáticas do fluxo de carga, pode-se obter profundas informações sobre sensibilidade do sistema, determinando os trechos, barras e geradores que podem oferecer riscos a estabilidade de tensão [12,49]. Esses estudos são conduzidos dessa forma porque a dinâmica dos equipamentos envolvidos no controle de tensão é muito lenta e a tensão atinge rapidamente o regime permanente, devido atuação dos reguladores de tensão [11]. Contudo, a linearização não leva em conta efeitos nãolineares tais como as ações do OLTC e OEL. Logo, a combinação das análises linear e não-linear, baseadas em simulações no domínio do tempo, devem ser usadas de maneira complementar para fornecer subsídios para solucionar o problema de instabilidade de tensão [12,49]. A estabilidade de tensão de curto prazo (Short-Term Voltage Stability) envolve a atuação de componentes de dinâmica rápida, tais como motores de indução, cargas eletronicamente controladas e conversores HVDC (High Voltage Direct Current) [12]. O período de estudo é da ordem de segundos até dezenas de segundos e a análise do fenômeno requer a solução adequada de um sistema de equações diferenciais nãolineares, da mesma maneira que é feita para a estabilidade angular. A modelagem da carga é essencial para capturar o fenômeno. Contudo, faltas próximas à carga são importantes para manifestação da instabilidade de tensão de curto-prazo, diferentemente do caso da estabilidade angular na qual faltas próximas ao gerador são as mais importantes. É recomendado que o termo estabilidade transitória de tensão não seja usado [12]. A estabilidade de tensão de longo prazo (Long-Term Voltage Stability) trabalha com hipótese de que as oscilações de potência são completamente amortecidas, sendo que a frequência do sistema é uniforme. Está associada ao aumento gradual da carga com a curva de demanda diária e ações de controle de equipamentos que envolvem uma dinâmica lenta, sustentando por longos períodos de desbalanço entre a potência ativa e reativa do sistema [12]. O período de estudo da estabilidade de longo prazo pode se estender de vários segundos até dezenas de minutos, e simulações no domínio do tempo são necessárias para análise do comportamento dinâmico do sistema em conjunto com análises estáticas para estimação da margem de estabilidade, identificação de fatores que influenciam a estabilidade e avaliação de cenários de contingências [12]. 50 No curto-prazo o sistema de potência é estável e a tensão recupera-se rapidamente. Entretanto, a ação combinada de equipamentos com dinâmica lenta, tais como o transformador com comutador de tap sob carga e o limitador de sobre-excitação, desencadeia processos que levam a longos períodos de sustentados desbalanços de potências ativa e reativa. O transformador com comutador de tap sob carga promove a restauração da carga a longo-prazo e nessa situação o sistema de transmissão pode estar congestionado ou a geração é insuficiente para atender a demanda, causando afastamento da região de atração até ocorrer a instabilidade [12]. O foco desta tese está na estabilidade de tensão de longo prazo, através de pequenas perturbações. A próxima seção descreve detalhadamente a cadeia de processos que conduzem o sistema de potência ao colapso de tensão. 3.4 Mecanismo da Instabilidade de Tensão Quando um sistema é submetido a um súbito aumento de demanda de potência reativa seguido de uma contingência, a demanda adicional de potência reativa é dada pelas reservas de potência reativa dos geradores e compensadores. Geralmente, existem reservas suficientes de potência reativa e o sistema atinge um nível de tensão estável. Contudo, é possível, devido a uma combinação de eventos e as condições do sistema, que a demanda adicional de potência reativa possa levar o sistema ao colapso de tensão, causando um blecaute parcial ou total. Um cenário típico de colapso de tensão poderia ser como [49]: O sistema de potência está operando em uma configuração topológica com muitos de seus geradores fora de serviço. Como resultado, algumas linhas de transmissão estão extremamente carregadas e as reservas de potência reativa estão em um nível mínimo. A perda de uma linha sobrecarregada causa uma sobrecarga adicional nas linhas remanescentes, tornando o circuito fortemente indutivo, aumentando por sua vez as perdas de potência reativa nas linhas (a potência reativa absorvida pela linha aumenta rapidamente para cargas acima da impedância característica), causando uma forte demanda de potência pelo sistema. 51 Imediatamente após a perda da linha, as tensões das barras próximas aos centros de carga sofreriam uma redução considerável devido à demanda excedente de potência reativa. Isto poderia causar uma redução de carga, consequentemente, uma redução do fluxo de carga pelas linhas de transmissão produzindo um efeito estabilizante. O regulador de tensão dos geradores restauraria rapidamente a tensão terminal por um aumento na excitação. Nesse estágio, os geradores poderiam estar operando dentro dos limites da curva de capacidade de suas máquinas, ou seja, dentro dos limites de aquecimento da armadura e do campo. O regulador de velocidade controlaria a frequência pela redução de potência ativa. A diminuição dos níveis de tensão nas linhas de transmissão próxima aos centros de carga seria refletida para o sistema de distribuição. As subestações com OLTC tentariam restaurar as tensões e a carga pelo lado do sistema de distribuição para os valores de pré-falta em cerca de 2 a 4 minutos. Cada mudança de tap do OLTC produziria um incremento no carregamento das linhas de transmissão, aumentando as perdas ativas e reativas causando uma grande queda de tensão no sistema de transmissão. Se a linha está carregada consideravelmente acima da potência natural SIL, cada aumento no fluxo de potência da linha causa várias perdas reativas na linha. Como resultado, cada mudança no tap, aumenta a geração de potência reativa pelos geradores para o sistema. Gradualmente, os geradores atingiriam seus limites de potência reativa (imposto pela máxima corrente de campo permissível) e ocorreria a atuação do OEL. Quando o primeiro gerador alcançasse seu limite de corrente de campo, sua tensão terminal cairia. Em tensão terminal reduzida para uma geração de potência ativa fixa, a corrente de armadura aumentaria. A atuação do OEL limita a potência reativa injetada pelo gerador para manter a corrente de armadura dentro dos seus limites permissíveis. Logo, outros geradores repartiriam a demanda de potência reativa, atingindo seus limites de capacidade de potência reativa e ocorreria a atuação do OEL para outros geradores. 52 O processo avançaria, consequentemente, ao colapso de tensão em avalanche, possivelmente levando a perda de sincronismo das unidades geradoras e a um grande blecaute. Na Itália, em 2003, um blecaute teve início pela saída de uma linha de transmissão de 380 kV na Suíça, próxima da fronteira da Itália, que estava altamente carregada [15]. A reconexão da linha após a falta não foi possível e vinte minutos depois houve o desligamento de uma segunda linha de transmissão da Suíça, próxima da fronteira da Itália, seguido de uma rápida sequência de desligamentos de várias outras linhas devido a níveis de tensão muito baixos oriundos de uma instabilidade de tensão. Como consequência do desbalanço entre geração e carga, a frequência do sistema da Itália começou a cair, e após alguns segundos, a Itália sofreu um blecaute total. Vários motivos foram reportados como responsáveis pelo blecaute, como ações inadequadas de corte de carga dos operadores e um cenário de grande importação de potência de países vizinhos. Pode-se citar como ações corretivas contra o colapso de tensão o chaveamento de banco de capacitores, bloqueio do tap de transformadores, redespacho da geração e corte de carga [10-12,49]. 3.5 Curva PV Um dos métodos de análise estática mais utilizados para estudos de estabilidade de tensão baseia-se na curva PV (Power-Voltage), a qual indica o carregamento máximo do sistema de potência em regime permanente. A curva PV pode ser obtida pela solução de sucessivos fluxos de carga, segundo o processo conhecido por fluxo de potência continuado (Continued Power Flow). Para cada aumento na demanda, um problema de fluxo de carga é resolvido, e os pontos de equilíbrio obtidos definem a curva PV. Esta seção trata dos conceitos envolvendo curvas PV e a estabilidade de tensão e noções de operação segura e estável traduzidas pelo termo segurança de tensão apresentado na seção 3.1. Considere o sistema de potência elementar mostrado na Figura 3.2 abaixo. Este sistema é composto por um gerador conectado a um transformador elevador ligado a uma linha de transmissão a qual alimenta uma carga terminal. 53 Xs V XT V1 X V2 E I Figura 3.2 Sistema de potência elementar. Conforme mencionado na seção 3.2, a estabilidade de tensão é um problema intrínseco a natureza da carga e aos equipamentos que realizam o controle de tensão no seu barramento. Por este motivo, a representação da carga é importante e normalmente o gerador é tomado como um barramento infinito, conforme será adotado a seguir. Esta suposição leva em conta que o nível de curto-circuito do sistema de transmissão remanescente (representado pelo transformador, a linha de transmissão e carga) é muito menor do que aquele no terminal do gerador. Assumindo que o gerador controla a tensão no lado de alta do transformador, as potências ativa e reativa transferidas a carga serão dadas por: Sendo o ângulo de carga, definido pela diferença de fase das tensões Pelo fato da tensão e . ser mantida constante pelo gerador, a carga não “enxerga” a reatância do transformador elevador e nem a reatância do gerador . A equação (3.2) pode ser reescrita como: Elevando-se ao quadrado as equações (3.1a) e (3.2) e somando-as, elimina-se pela identidade trigonométrica , resultando: 54 Resolvendo para , obtém-se [10]: Assumindo que a tensão é mantida constante pelo controle do gerador e o sistema de transmissão não altera sua topologia mantendo sua reatância Logo, a tensão na carga depende das potências ativa e reativa constante. transferidas pelo sistema de transmissão, definindo a característica da rede. O modelo exponencial é comumente adotado em estudos de estabilidade de tensão para representar a característica da carga estática. Logo, as parcelas de potência ativa sendo e reativa consumidas pela carga serão dadas por [10]: o ponto de operação inicial o qual corresponde a tensão demanda solicitada pela carga e , z é a os expoentes que definem a sensibilidade da carga em relação a tensão aplicada na carga . Os expoentes denotam as diferentes características da carga, podendo assumir qualquer valor. Entretanto, três características da carga são bastante conhecidas e adotadas em muitos estudos de estabilidade de tensão: potência constante, corrente constante e impedância constante. Essa classificação é dada quanto à sensibilidade da carga em relação à tensão. A característica de potência constante é independente do valor da tensão da carga, ou seja, o consumo não se modifica com a variação da tensão aplicada ao barramento. Nesse caso a sensibilidade é igual à zero. Para a característica de corrente constante, o consumo varia linearmente com a tensão, assumindo sensibilidade igual a 1. Enquanto que, para a característica de impedância constante, o consumo varia com o 55 quadrado da tensão, assumindo sensibilidade igual a 2. A Tabela 3.1 resume as sensibilidades quanto à característica da carga. Tabela 3.1 Característica e sensibilidade da carga. Característica Potência Constante Corrente Constante Impedância Constante Sensibilidade 0 1 2 As sensibilidades nem sempre são iguais, podendo as componentes ativa e reativa variar de maneira diferente. Entretanto, assumindo a carga com fator de potência constante, pode-se garantir que as sensibilidades são iguais e que as parcelas ativa e reativa variam na mesma proporção [10]. Considerando uma carga com fator de potência constante e variando-se as potências ativa e reativa transferidas à carga segundo (3.4), obtém-se a curva PV que representa a característica da rede. Considerando uma carga com característica potência constante, para uma dada demanda , a interseção da característica PV da carga com a característica PV da rede, define o ponto de operação do sistema de potência, conforme apresenta a Figura 3.3. 1 A 0.9 0.8 Tensão na carga V2 [p.u.] Vcrit MET 0.7 0.6 Característica da Carga Pmax 0.5 0.4 Característica da Rede 0.3 B 0.2 0.1 0 P0 0 500 1000 1500 2000 Carregamento [MW] 2500 3000 Figura 3.3 Curva PV e definição de margem de estabilidade de tensão MET. A curva PV representa a variação da tensão da barra de carga com o aumento da demanda. O limite de máxima transferência de potência é atingido em e a partir 56 deste ponto nenhum acréscimo de potência pode ser transferido pelo sistema de transmissão. Por este motivo, é conhecido como ponto de máximo carregamento [10]. Este ponto de operação, comumente referido na literatura como “nariz” da curva PV, estabelece uma tensão crítica abaixo da qual o sistema é considerado instável para carga do tipo potência constante [10,11,49]. Essa afirmação pode ser facilmente verificada pela Figura 3.3, observando que a partir de a característica da carga não intercepta a característica da rede, provocando inexistência de um ponto de operação, levando o sistema de potência ao colapso de tensão pelo processo de restauração da carga [10,52]. Acima de corrente baixa, e abaixo de a carga é suprida por tensão elevada e tem-se uma solução das equações de fluxo de carga que corresponderia ao atendimento da carga com tensão baixa e corrente elevada, podendo levar a atuação da proteção, comprometendo ainda mais a estabilidade. Os valores críticos variam de acordo com as condições do sistema, tais como despacho da geração, limites dos geradores e fator de potência das cargas. Para cargas do tipo potência constante, a interseção da característica da carga com a característica da rede resulta em dois pontos de equilíbrio A e B. Conforme a carga aumenta, os pontos A e B deslocamse para o máximo carregamento, até que as duas soluções tornam-se iguais em , ponto de equilíbrio instável sela-nó a partir do qual ocorre o colapso de tensão [10]. A margem de estabilidade de tensão é uma medida da capacidade de transferência de potência do sistema de transmissão. Este índice é amplamente utilizado e representa a distância, em MW ou em percentual, do ponto base de operação ponto de máximo carregamento até o [11]. A margem de estabilidade de tensão esta intimamente relacionada ao conceito de margem de segurança relativo à segurança do sistema de potência, conforme foi apresentado na seção 3.1. A estabilidade do sistema de potência tem um efeito significativo nos mercados elétricos competitivos [52]. À medida que a margem de estabilidade é degradada, seja pela ocorrência de faltas ou contingências, os preços da geração tendem a se tornar mais caros para garantir a estabilidade e limitando o consumo. 57 A margem de segurança é definida usando o conceito de Capacidade de Transferência Disponível do sistema de transmissão, segundo a NERC (North American Electricity Reliability Corporation), matematicamente dada por [52]: em que, representa a Capacidade de Transferência Total , corresponde a máxima potência que pode ser transferida enquanto os limites térmicos das linhas de transmissão limites de tensão nos barramentos e os limites de estabilidade , os não são violados para operação em contingência segundo o critério N-1, o qual estabelece operação estável e satisfatória para o sistema de potência para o pior caso contingência. Os compromissos existentes na transmissão representam a carga inicial a qual o sistema esta servindo antes da contingência. A margem de confiabilidade da Transmissão , considera possíveis incertezas na operação não previstas pelo critério N-1, aumentando a margem de segurança, normalmente expressa como 5% da em condição normal de operação [52]. Finalmente, a Margem de Benefício de Capacidade é utilizada para definir as exigências de reserva de capacidade de transmissão para fornecer possíveis incrementos da demanda, sendo ela tipicamente fixada em zero na prática, pois os incrementos esperados da demanda são considerados no e as cargas tendem a ser bastante inelásticas aos preços, logo relativamente previsível não necessitando de margem para incertezas na operação. Por meio da curva PV, a Figura 3.4 ilustra os conceitos apresentados anteriormente dividindo a curva PV em duas regiões de operação: segura e não segura. Observe que, quanto maior a maior será e mais ampla será a faixa de operação segura. A extensão da margem de estabilidade é uma preocupação constante para os operadores de sistema, quer seja para garantir a estabilidade como para proporcionar um atendimento adequado à carga. O aumento da geração eólica pelos sistemas de potência do mundo todo emergiu muitos estudos de estabilidade para averiguar a contribuição dessa tecnologia para margem de estabilidade. Esta tese apresenta uma contribuição significativa da geração eólica para incrementar a margem de estabilidade. 58 1 0.9 CET Tensão na carga V2 [p.u.] 0.8 CTD CTT 0.7 MCT 0.6 0.5 Operação em Contingência Carga Máxima para o critério N-1 0.4 0.3 Operação Normal P0 0.2 0 Operação Não Segura Operação Segura 0.1 0 500 1000 1500 Carregamento [MW] 2000 Figura 3.4 Definição da Capacidade de Transmissão Disponível 2500 . A margem de estabilidade e consequentemente, a margem de segurança estão ligadas pelo limite de máxima transferência de potência conhecido também como ponto de máximo carregamento. Associado ao máximo carregamento crítica esta a tensão , conforme mostra a Figura 3.3. A tensão crítica ocorre quando (3.4) possui duas tensões iguais. Para que isso aconteça é necessário que o terceiro termo dentro da raiz seja nulo. Assumindo carga com fator de potência constante, pode-se escrever: Quando a tensão crítica ocorre, necessariamente o máximo carregamento ocorre. Substituindo (3.10) em (3.9), 59 Resolvendo para , O máximo carregamento é estritamente positivo. Portanto, a solução positiva será adotada e o máximo carregamento será dado por: Logo, a tensão crítica será dada por: Segundo as equações (3.13) e (3.14), o ponto crítico fator de potência da carga , da topologia da rede depende do e do controle de tensão . A Figura 3.5 mostra as curvas PV da rede para diferentes valores de fator de potência. Cada curva indicada é para diferentes valores de compensada (valores negativos de e à medida que a carga é ) o máximo carregamento aumenta, proporcionando maiores margens e mais segurança para operação do sistema de potência. Outras formas de compensação seria a redução do efeito indutivo da linha transmissão pela alocação série/paralelo de capacitores ou FACTS diminuindo o comprimento elétrico pela redução da reatância do sistema de transmissão [10,11]. Porém, a perda de uma linha no sistema de transmissão (operação em contingência) pode fazer com que a reatância conforme mostrado na Figura 3.4. aumente e diminua a capacidade de transmissão, 60 1.2 -0.40 1 Tensão na carga V2 [p.u.] -0.20 0.0 0.8 0.20 0.40 0.6 0.4 Máximo Carregamento 0.2 0 500 1000 1500 2000 2500 Carregamento [MW] 3000 3500 Figura 3.5 Evolução do máximo carregamento para diferentes cargas ( 4000 ). Longas distâncias podem dificultar o suporte de potência reativa e o controle remoto de tensão é comprovadamente ineficiente e inadequado [10,11], a menos que seja de forma compartilhada tal como um controle secundário de tensão. Longas distâncias implicam necessariamente maiores perdas ativas e reativas podendo o gerador perder controle da tensão terminal ocasionando um aumento da reatância do sistema de transmissão pela inclusão das reatâncias do transformador e do gerador, reduzindo a capacidade de transferência de potência. Essa situação pode ser alcançada pela atuação combinada do OLTC e OEL, conforme descrito na seção anterior. A forma da curva PV é influenciada pela operação do OLTC e OEL, e quando estes equipamentos não estão sendo considerados quando deveriam ser os resultados a respeito da estabilidade do sistema serão equivocados [26]. Particularmente, para o caso da carga potência constante, o erro cometido é pouco ao se afirmar sobre o ponto crítico do sistema, e este caso representa uma boa aproximação para uma primeira avaliação da estabilidade do sistema. Porém, para a carga corrente constante, desprezar a dinâmica do OLTC e OEL altera significativamente o ponto crítico do sistema e nesse caso a 61 instabilidade ocorreria muito depois em relação ao caso em que o OLTC e OEL estão sendo modelados [26]. A característica da carga influencia a estabilidade de tensão. Para cargas do tipo impedância constante, a instabilidade não ocorre, pois a característica da carga sempre intercepta a característica da rede, tal que pela análise estática sempre existe um ponto de operação estável. Isso pode ser provado matematicamente pela substituição de (3.5a,b) para característica impedância constante, em (3.3) [53]. Pela análise estática, quanto maior a sensibilidade da carga mais estável será o sistema de potência [53]. Entretanto, a dinâmica de restauração da carga pode conduzir um ponto de operação estável para um ponto de operação instável [10]. Limitaremos a discussão a análise estática para elucidar a importância da característica da carga. Considere o aumento da demanda para uma carga do tipo potência constante, conforme apresentado na Figura 3.6. Conforme a demanda aumenta os pontos de operação estável e instável se aproximam, até atingir o ponto de máximo carregamento a partir do qual não existe solução para o fluxo de carga, levando ao colapso de tensão. Para a carga do tipo potência constante a fronteira com a instabilidade é dada pelo máximo carregamento. Porém, para outros tipos de carga com diferentes sensibilidades, o sistema de potência pode operar abaixo do ponto de máximo carregamento sem que ocorra a instabilidade. Considere uma carga com sensibilidade dada por representada na Figura 3.7. Observe que esta carga apresenta uma sensibilidade maior do que o caso da carga potência constante, portanto espera-se que esta carga consiga atingir uma demanda maior. De fato, a carga opera além do ponto de máximo carregamento atingindo uma demanda maior. Para uma demanda maior do que aquela do ponto L, a característica da carga não intercepta a curva PV, levando o sistema de potência ao colapso de tensão. A maior demanda que o sistema de potência pode atender é aquela dada tangente à curva PV, neste caso o ponto L, chamado de limite de estabilidade. Em geral, para sensibilidades o limite de estabilidade ocorre para uma demanda maior do que aquela do máximo carregamento, enquanto para não existe limite de estabilidade, ou seja, qualquer demanda pode ser atingida sem ocorrer o colapso de tensão [10]. 62 1 0.9 Tensão na carga V2 [p.u.] 0.8 0.7 0.6 aumento da demanda z Pmax 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 0 0 500 1000 1500 2000 Carregamento [MW] 2500 3000 Figura 3.6 Aumento da demanda para carga do tipo potência constante. 1 0.9 0.8 Tensão na carga V2 [p.u.] z 0.7 0.6 L 0.5 Pmax 0.4 0.3 0.2 Limite de Estabilidade 0.1 0 0 500 1000 1500 2000 Carregamento [MW] Figura 3.7 Limite de Estabilidade. 2500 3000 63 3.6 Análise Estática e Dinâmica A dinâmica dos equipamentos que influenciam a estabilidade da tensão é geralmente lenta. Sendo assim, muitos aspectos do problema poderão ser estudados utilizando métodos estáticos, que verificam a viabilidade do ponto de equilíbrio representado por uma condição de operação específica do sistema. As técnicas de análise estática permitem uma rápida e simples avaliação das condições críticas do sistema elétrico, podendo-se analisar diversos cenários. Os métodos estáticos baseiamse em análises de fluxo de carga, nas curvas PV e QV, e no cálculo de índices de proximidade da instabilidade de tensão. As análises estáticas são muito úteis para análise de contingências, onde diversos cenários devem ser analisados. No entanto, os métodos estáticos não contemplam a atuação dos equipamentos dinâmicos do sistema, como a coordenação da proteção e equipamentos de controle. Para tal, deve-se utilizar a análise dinâmica por meio de simulações no domínio do tempo, com maior detalhamento dos componentes presentes no sistema, o que implica em um tempo computacional mais elevado e uma resposta fiel do comportamento dinâmico do sistema após a ocorrência de qualquer tipo de perturbação. Em contraste com a análise estática em que os pontos de equilíbrio da curva PV não são dependentes do tempo, a análise dinâmica apresenta o comportamento transitório do sistema. Este trabalho analisa a estabilidade de tensão de longo-prazo por meio da análise dinâmica, representando todos os componentes da rede como geradores síncronos, gerador de indução, OLTC, OEL e etc. 3.7 Conclusões Neste capítulo apresentaram-se conceitos básicos sobre estabilidade de tensão, como a distinção entre os termos instabilidade de tensão e colapso de tensão. Vários autores propuseram diferentes definições, contudo reconhecendo que ambos os conceitos referem-se à instabilidade do sistema de potência como resultado final. Porém, o colapso de tensão refere-se à inexistência de um ponto de operação causando a queda progressiva e incontrolável da tensão, ao passo que a instabilidade de tensão se refere a pontos de operação instáveis que podem conduzir ou não ao colapso de tensão. A estabilidade de tensão é um fenômeno que depende do tipo de perturbação e da janela 64 de tempo de estudo, sendo importante reconhecer o tipo de instabilidade para poder tomar medidas preventivas. A viabilidade técnica-econômica de um ponto de operação, traduzido por uma condição de operação satisfatória e estável é mensurada pela margem de estabilidade do sistema de potência. Uma condição de operação segura e estável é traduzida por uma margem de segurança elevada o que implica em uma grande margem de estabilidade. A curva PV é um dos principais métodos de análise estática da estabilidade de tensão, contudo dependendo dos controles envolvidos e do tipo de carga adotado, a modelagem estática pode ser inadequada e as conclusões obtidas pelas curvas PV estáticas serão errôneas. Dentre os principais responsáveis por tais conclusões equivocadas, são o OLTC e OEL, os quais combinados produzem um efeito depreciativo no perfil de tensão, portanto é importante considerar a dinâmica de tais equipamentos em estudos de estabilidade de tensão, bem como o tipo de carga e a sua dinâmica, pois a carga é um dos principais componentes para a instabilidade de tensão. Por fim, as análises estáticas e dinâmicas devem ser usadas em conjunto para detectar o tipo de instabilidade e tomar as ações necessárias para solucionar o problema. 65 Capítulo 4 Gerador de Indução Duplamente Excitado 4.1 Introdução O DFIG é uma das tecnologias de aerogeradores mais utilizadas em grandes parques eólicos pelo mundo todo. Para realizar a conexão ao sistema de potência, os operadores do mundo todo exigem certos requisitos técnicos aos aerogeradores para garantir a estabilidade do sistema. Faltas nas proximidades do parque eólico drenam grandes correntes dos aerogeradores para alimentar o curto-circuito, consequentemente correntes muito elevadas circulam pelos conversores estáticos, podendo danifica-los facilmente. Devido as correntes excessivas nos conversores, na ocorrência de faltas, o parque eólico era desconectado imediatamente, ocasionando problemas de estabilidade aos sistemas elétricos. Por este motivo, os parques eólicos foram obrigados a permanecer conectados à rede elétrica na ocorrência de faltas, dando origem ao procedimento de ridethrough, amplamente exigido por vários operadores de sistema no mundo todo. O crescimento da demanda com os anos, acompanhado pela falta de reforços ao sistema de transmissão, fez surgir novos problemas de estabilidade, dentre estes a estabilidade de tensão; associado fortemente ao desbalanço de potência reativa. Para não sobrecarregar a geração firme do sistema com fornecimento remoto ineficiente de potência reativa aos grandes centros de consumo, muitos operadores de sistema exigem que grandes parques eólicos forneçam potência reativa ao sistema quando solicitado pelo operador. Há poucos anos, muitos parques eólicos operavam com fator de potência unitário para permitir a maior venda de potência ativa possível aos seus consumidores. Entretanto, devido à operação sobrecarregada do sistema de transmissão, os parques eólicos foram obrigados a fornecer potência reativa ao sistema de potência em momentos de contingências conforme exigido pelo operador. Dessa forma, o DFIG 66 pode operar como compensador de potência reativa nos momentos em que a disponibilidade de ventos é baixa, favorecendo um aumento na margem de estabilidade de tensão. Dentro deste cenário é importante avaliar a capacidade de fornecimento de potência reativa por parte dos aerogeradores, pois os problemas de instabilidade de tensão estão associados diretamente às reservas de potência reativa. Todavia, em alguns casos, o controle de potência reativa pelo aerogerador é impraticável. Parques eólicos offshore localizam-se dezenas de quilômetros distante da costa do litoral. Nesse caso, para que a conexão ao sistema de transmissão atinja uma solução de compromisso técnica-econômica, o link HVDC normalmente é a solução preferida e o controle da tensão no ponto de conexão com a rede elétrica é feito pela subestação conversora em terra e não pela subestação eólica localizada no mar [2]. Entretanto, este problema não será avaliado nesta tese, será suposto que o parque eólico localiza-se em terra (onshore) próximo a rede elétrica e conectado via reatância indutiva representativa do transformador da subestação do parque eólico. Este capítulo estuda a capacidade de fornecimento de potência reativa por parte do DFIG, através da curva de capacidade. Primeiramente, abordando a sua representação para estudos em regime permanente, seguido da modelagem dinâmica incluindo os controles e finalmente, serão derivados os limites de fornecimento/absorção de potência reativa através dos limites definidos nas curvas de capacidade considerando o GSC operando com fator de potência unitário ou diferente. 4.2 Modelo do DFIG para Estudos em Regime Permanente O modelo mais utilizado para representação do DFIG em estudos de fluxo de carga é a barra PV, pois este tipo de aerogerador permite controle independente de potência ativa e reativa. Na barra PV são dadas a geração de potência ativa e a tensão terminal, enquanto a potência reativa e a fase da tensão são calculadas. A tensão é mantida constante dentro de uma faixa de potência reativa estabelecida pela curva de capacidade da máquina. Extrapolado o limite de injeção de reativos, a potência reativa fornecida para a rede é fixada no máximo e a tensão terminal perde controle e torna-se uma variável. Portanto, é importante determinar os limites de potência reativa para que o ponto de operação não seja equivocado. O final do capítulo é dedicado ao cálculo dos limites de potência reativa seja para a análise estática ou dinâmica. 67 Dependendo da capacidade do parque eólico, o DFIG pode ser representado em estudos de fluxo de carga como barra PQ, na qual a máquina controla o fator de potência. Neste caso, a potência ativa e reativa são especificadas, enquanto o módulo da tensão terminal e sua fase são calculados. O modo de controle do DFIG por tensão terminal ou fator de potência afeta significativamente a estabilidade de tensão do sistema de potência. Nesta tese estes modos de controle serão avaliados sob o foco da estabilidade de tensão de longo-prazo. 4.3 Considerações na Modelagem para Estudos de Estabilidade Normalmente, um sistema de potência de grande porte apresenta centenas ou milhares de equações diferenciais não-lineares, as quais descrevem a dinâmica dos equipamentos envolvidos. Fenômenos de curta duração (alta frequência) possuem constantes de tempo muito baixas, da ordem de microsegundos, como é o caso de transitórios de chaveamentos, enquanto fenômenos de longa duração (baixa frequência) possuem constante de tempo da ordem de segundos ou dezenas de segundos, como é o caso das dinâmicas de longo-prazo: atuação do tap do OLTC e atuação do OEL (veja Figura 4.1). Nesse sentido, o modelo dinâmico do equipamento deve estar adequado à janela de tempo de observação do fenômeno a ser estudado. Modelos bastante sofisticados, em geral associados a dinâmicas ultra-rápidas como transitórios eletromagnéticos, envolvem passos de integração muito pequenos, necessários para que sejam capturados os detalhes de alta frequência do fenômeno e dessa forma o tempo de computação tornase elevado mesmo para um fenômeno de curta duração e impraticável para um fenômeno de longa duração [54]. Entretanto, modelos mais detalhados podem permitir o estudo simultâneo de dois fenômenos com apenas uma simulação. Considere um sistema de potência tomando carga conforme a demanda de seus consumidores. Em determinado instante, ocorre uma falta em uma linha de transmissão. A falta é extinta pela abertura dos disjuntores e a linha é retirada de operação. Deseja-se avaliar a estabilidade do sistema de potência no momento que a falta é aplicada e o comportamento pós-falta considerando a tomada de carga. Essa situação envolve estudos de estabilidade a curtoprazo e longo-prazo, pois durante a falta o sistema de excitação e o controle de tensão 68 respondem rapidamente graças as constantes de tempo da ordem de milisegundos e a tensão se estabiliza rapidamente. Porém, após a falta a tensão pode estar mais baixa do que o valor pré-falta, isso pode causar atuação do OLTC na tentativa de restabelecer a tensão da carga, drenando maiores quantidades de potência reativa, podendo causar atuação do OEL. Porém, esse estudo simultâneo envolve passos de integração de tamanhos bastante diferentes, fazendo com que o tempo de simulação computacional seja excessivo e, dependendo do método de integração utilizado, uma instabilidade numérica pode ocorrer pela incompatibilidade dos modelos usados nas diferentes janelas de tempo estudadas [54]. Recomenda-se que o modelo adotado seja formulado e adequado para apenas um estudo de estabilidade correspondente a uma determinada janela de tempo de interesse. Sobretensões de raios Sobretensões de chaveamentos Ressonância Subsíncrona Estabilidade Transitória Dinâmica de Longo Prazo Regulação do Intercâmbio de Potência Demanda Diária 10e-7 10e-6 10e-5 10e-4 10e-3 10e-2 10e-1 1 10e1 10e2 10e3 10e4 10e5 10e6 Escala de Tempo [s] Figura 4.1 Janela de tempo dos fenômenos de estabilidade nos sistemas de potência [55]. Esta tese aborda a estabilidade de tensão de longo-prazo e o modelo adotado compatível com esse estudo envolve a janela de tempo da dinâmica de longo-prazo, conforme a Figura 4.1. 69 4.4 Representação do Gerador de Indução Normalmente para estudos de estabilidade, o gerador é modelado em termos das variáveis d-q oriundas da transformação de Park, por dois motivos: A transformação de Park retira a dependência angular temporal das indutâncias da máquina, fazendo com que a equação diferencial seja mais simples de ser resolvida; A transformação de Park usa dois eixos ortogonais independentes; desse modo as componentes reais e imaginárias de qualquer fasor escrito em termos das coordenadas d-q são independentes. Essa propriedade é interessante para implementação do controle vetorial do DFIG, cuja estratégia do referido controle é mostrada mais adiante. Primeiramente é importante convencionar o sentido positivo das correntes nos enrolamentos da máquina (pode-se convencionar também o sentido do fluxo de potência). Para operação motora é usual considerar as correntes positivas quando estão entrando nos enrolamentos do rotor e estator. Logo, os fluxos podem ser escritos como [49]: Os índices d, q, s e r denotam: o eixo direto, eixo de quadratura, variáveis do enrolamento do estator e variáveis do enrolamento do rotor, respectivamente. Os fluxos , as indutâncias e as correntes estão todos escritos em por unidade p.u. na base da máquina. As indutâncias próprias do estator e do rotor são dadas por [49]: 70 sendo que representam as indutâncias de dispersão do estator e rotor e indutância de magnetização, todos em p.u., respectivamente. A convenção de correntes adotada para operação geradora foi apresentada no Capítulo 2, na qual a corrente é considerada positiva quando está saindo do estator e positiva quando esta entrando no rotor [56]. Aproveitando a Equação (4.1) é necessário trocar o sinal das correntes do estator, logo O campo magnético é o acoplamento entre o rotor e o estator. Tensões são induzidas no estator/rotor pelo movimento relativo entre o campo magnético girante do estator e o campo girante do rotor, segundo a lei de Faraday. A tensão terminal será composta de uma queda de tensão devido à resistência do enrolamento, uma componente de tensão de velocidade e uma componente de tensão induzida sem movimento, simplesmente pela variação temporal da corrente alternada nos enrolamentos. Logo, as tensões nos terminais do estator/rotor serão dadas por [49]: onde e são a tensão e a resistência, respectivamente, do estator/rotor de acordo com o subscrito, é a velocidade angular síncrona e é o escorregamento. Todas as Equações (4.4) estão em p.u. e a velocidade angular síncrona base do sistema, portanto para a 71 onde, Para o SCIG, as tensões do rotor são iguais a zero, nas equações (4.5c,d), porque o rotor encontra-se curto-circuitado, enquanto que para o DFIG estas tensões são diferentes de zero, pois os conversores realizam o controle pelo rotor. Os transitórios do estator ( e ) nas equações (4.5a,b), normalmente são de natureza muito mais rápida do que os transitórios do rotor ( e ) nas equações (4.5c,d) e de acordo com as considerações feitas na seção anterior, os transitórios do estator podem ser desprezados, reduzindo o modelo de quarta ordem para um modelo de segunda ordem, chamado de modelo de ordem reduzida [2,49,54,57]. A principal diferença entre os modelos detalhado e reduzido está nos transitórios seguidos de faltas (grandes perturbações). O transitório do modelo detalhado apresenta correntes com maiores magnitudes em relação ao modelo reduzido [57]. Essas correntes elevadas podem causar atuação da proteção crowbar do aerogerador, retirando a máquina de operação. Nesse caso, a atuação da proteção pode comprometer, a curtoprazo, a estabilidade transitória do sistema. A estabilidade de longo-prazo, conforme visto no Capítulo 3 está associada à interação de equipamentos de dinâmica lenta provocado por sucessivos incrementos da demanda, causando pequenos distúrbios no sistema de potência, incapazes de provocar súbitas correntes nos enrolamentos do estator. Essa premissa exclui o modelo detalhado e adota o modelo reduzido. O modelo detalhado é fortemente indicado para estudos de ridethrough e de estabilidade transitória, as quais envolvem grandes perturbações [57]. 72 Portanto, desprezando-se os transitórios do estator e manipulando as equações (4.3) e (4.5) convenientemente, define-se o modelo de ordem reduzida, por onde: Sendo que e e são as reatâncias de circuito aberto e transitória, respectivamente, são as componentes de eixo direto e quadratura da tensão transitória interna , respectivamente, e é a constante de tempo de circuito aberto dada em segundos. Nesta tese, os conversores são modelados como fontes de tensão controladas, por este motivo o modelo de ordem reduzida considera as componentes e para o DFIG, mas existem modelos que consideram os conversores como fontes de corrente controladas [58], reduzindo as malhas de controle e facilitando a sintonia. Esta abordagem de fontes de corrente controlada simplifica as equações e reduz o tempo de computação e os resultados finais são muito próximos em relação ao modelo fonte de tensão controlada [30]. Contudo, a abordagem de conversores modelados como fontes de tensão foi adotada porque este modelo encontra-se implementado no ANATEM [56]. A Figura 4.2 apresenta o diagrama de blocos para as equações (4.6c,d). A transformação de eixos se faz necessária porque as referências angulares para o sistema 73 de potência e o controle dos conversores serem diferentes. Os subscritos se ao eixo do sistema de potência, enquanto os subscritos referem- ao eixo do controle vetorial. Para representar o SCIG, basta anular as tensões no rotor e desprezar a transformação de eixos [56]. A interface com o modelo de ordem reduzida é dada pelas equações de potência ativa reativa e reativa efetuado pelo rotor e torque eletromagnético I Rr I dr I qr trocadas com a rede pelo estator, o controle de potência ativa Transformação de eixos 1 L rr I Rs Rr Lm X X' e , dados por [49]: L rr Lm 1 1 sT0' 'Rr s e I' s T 0' Vdr Vqr Transformação de eixos VRr Lm L rr VIr Lm L rr slip slip s T 0' IIs I Ir X X' Lm 1 L rr Ir 1 1 sT0' 'Ir s e R' L rr Lm Figura 4.2 Modelo dinâmico de ordem reduzida para o DFIG [56]. Mais adiante, é mostrado que a potência ativa do rotor estator e a potência ativa do se relacionam pelo escorregamento , sendo que a capacidade do conversor é 74 determinada pelo escorregamento máximo . As equações de interface (4.8) são muito úteis para equacionar a técnica de controle vetorial. 4.5 Representação da Turbina Eólica e Controle de Passo Para estudos de estabilidade de tensão, a frequência não é um problema, assim como o sincronismo [49]. Nestes estudos a frequência do sistema não contém harmônicas. Entretanto, a carga é dependente da frequência e a operação fora da frequência nominal pode danificar o equipamento alimentado, forçando atuação da proteção, levando a perda de carga para o sistema de potência. Nas máquinas síncronas quando a rotação da máquina primária diminui, a frequência gerada diminui proporcionalmente e a tensão gerada é dependente da frequência, portanto uma queda na frequência do sistema provoca quedas na tensão do sistema de potência. Esse efeito pode, eventualmente, conduzir o sistema de potência a uma instabilidade de tensão. Entretanto, essa instabilidade nada se relaciona ao controle de potência reativa e sim ao controle primário carga-frequência. Nesse caso, a instabilidade de tensão ocorreu devido a um problema de instabilidade de frequência. A instabilidade de frequência está fortemente associada ao controle primário carga-frequência, necessitando de uma modelagem adequada para a máquina primária, a qual pode envolver dinâmicas lentas. Turbinas eólicas apresentam dinâmica lenta, envolvendo constantes de tempo da ordem de dezenas de segundos [17]. Essa dinâmica lenta está relacionada aos transitórios da turbina pelas mudanças de velocidade dos ventos e do ângulo de passo das pás até a turbina atingir o regime permanente [17]. Porém, a modelagem detalhada da turbina eólica envolvendo os efeitos transitórios não é necessária para a estabilidade de tensão de longo prazo, pois não envolve diretamente o controle de potência reativa da máquina. As curvas usadas para calcular a potência extraída da turbina eólica considera operação em regime permanente e não apresentam qualquer dinâmica referente à passagem de um ponto de operação para outro [17]. Isso significa que a turbina eólica atinge o regime permanente instantaneamente quando a velocidade do vento muda subitamente. A literatura carece de análises detalhadas para a estabilidade de tensão de longo-prazo considerando os transitórios envolvidos na dinâmica lenta da turbina eólica. 75 Nesta tese, a turbina eólica é modelada usando as curvas segundo a equação (2.2) apresentada no Capítulo 2. A dinâmica da máquina primária foi desconsiderada e a potência mecânica fornecida aos geradores síncronos é considerada constante. O controle automático da geração não está representado e todo aumento da demanda é compartilhado exclusivamente entre o aerogerador e o barramento infinito da rede elétrica sob estudo. As curvas podem ser obtidas analiticamente ou através de tabelas. Analiticamente, o coeficiente de potência pode ser expresso por [56]: onde: Os coeficientes podem ser constantes ou variáveis. Muitos autores, dependendo da dimensão da turbina, adotam diferentes valores para as constantes [59], mas nesta tese os coeficientes e são constantes, enquanto o restante dos coeficientes são funções tabeladas do ângulo de passo curvas [56]. A Figura 4.3 mostra as obtidas usando as equações (4.9) e (4.10), considerando os coeficientes e constantes, enquanto o restante dos coeficientes como variáveis do ângulo de passo . Nestas curvas, quanto menor maior será aerogerador é construída baseada na curva . A curva de potência do da turbina eólica, a qual depende do perfil aerodinâmico, que confere sustentação e arrasto, e das dimensões das pás. A curva de potência é feita considerando o melhor aproveitamento energético possível, por este motivo . Pela Figura 4.3 observa-se para o maior valor de . Segundo a estratégia de controle de passo, geralmente a turbina eólica maximiza a extração de potência eólica para velocidades abaixo da nominal [60], na qual o controlador rastreia o valor ótimo da velocidade específica de ponta de pá produz o maior coeficiente de potência o qual conforme a Figura 4.3. Fixando-se a velocidade do vento, a potência mecânica é calculada segundo (2.2) variando-se , obtendo-se uma faixa de velocidade da turbina para cada segundo (2.3). Dessa 76 forma, para cada velocidade de vento obtém-se valores máximos de potência mecânica, conforme a Figura 4.4. A curva ótima indicada na figura é usada para construir a curva de potência do aerogerador. 0.48 1.0 0.46 2.0 0.44 CP - Coefciente de Potência 0.0 3.0 0.42 4.0 0.4 0.38 5.0 0.36 0.34 6.0 0.32 0.3 6 7 8 9 10 Tip Speed Ratio - TSR Figura 4.3 Curvas . 10 m/s 10,5 m/s 900 850 800 700 12 Curva Ótima 600 Potência [kW] 11 9 m/s 500 8 m/s 400 300 7 m/s 200 6 m/s 5 m/s 100 0 0 10 20 30 40 50 Velocidade da Turbina [rpm] 60 Figura 4.4 Potência mecânica para várias velocidades de vento e 70 . 77 A estratégia de controle de passo empregada nesta tese consiste no aproveitamento ótimo do recurso eólico e reduzir a carga aerodinâmica sobre as pás quando a potência mecânica extrapolar a potência nominal, normalmente adotada pelos produtores eólicos. Nas altas velocidades de vento, quando a potência mecânica ultrapassar a potência nominal, o controle de passo atua no sentido de diminuir a potência mecânica para isso reduzindo Para alcançar esse objetivo, o controlador aumenta o ângulo de passo de referência . A Figura 4.5 mostra o diagrama de blocos da malha de controle de passo. Pacel Pt Tacel 1 2Hs r PT Caixa de Engrenagens V M Turbina Controle de Passo max &d / dtmax ref 1 1 sTP P+I r max min &d / dtmin Figura 4.5 Malha de controle de passo da turbina eólica [56]. A velocidade é determinada pela carga mecânica que a turbina é submetida, pela emissão de ruído acústico e outros objetivos de projeto [60] que são refletidos na curva de referência velocidade do rotor ( (específica de cada fabricante). Se a esta abaixo de , o erro de velocidade é menor que zero ), provocando a redução do ângulo de referência para zero entrando em operação otimizada [11]. Isso significa que a velocidade do vento está abaixo da velocidade nominal e o aproveitamento energético torna-se máximo pela elevação do coeficiente de potência para e o ângulo de passo para zero. Contudo, se a 78 velocidade do vento ultrapassa a velocidade nominal, e o ângulo de passo aumenta reduzindo o coeficiente de potência, mas mantendo a potência ativa constante no valor máximo estabelecido pela curva de potência. Nessa situação a turbina não trabalha de forma otimizada e o controle de passo atua para reduzir a carga aerodinâmica sobre as pás. Para evitar a fadiga das pás durante as mudanças do ângulo de passo, o controle é limitado por uma taxa de variação máxima e mínima do ângulo de passo [59,60]. Em alguns esquemas de controle de passo, o sinal de entrada para o controlador é composto por parcelas referente ao erro de velocidade potência e erro de [17]. Para compreender melhor a operação do DFIG, acompanhe a Figura 4.6. Esta figura representa o sistema de controle do DFIG englobando, genericamente, todas as malhas de controle. Conhecida a demanda através da curva . A velocidade de referência qual produz a tensão do rotor demanda , obtém-se a velocidade de referência é controlada pelo RSC, o com componentes ativas e reativas para atender a e a tensão da barra terminal ou fator de potência do aerogerador, conforme especificado. PT Turbina Eólica Gerador de Indução com Rotor Bobinado r Controle de passo r r max Pt ref Pref Wref Conversor ligado ao rotor Pt Sistema de Potência Qc Vr Conversor ligado ao estator V ref V V Barra Terminal Vt Figura 4.6 Sistema de controle do DFIG. Quando a tensão terminal cai abaixo de um valor limiar, o GSC entra em operação fornecendo potência reativa a barra terminal para restaurar a tensão, podendo ser desligado quando a tensão terminal atingir um valor adequado. O suporte de potência reativa por parte do GSC é bastante explorado na literatura para procedimentos de ridethrough, mas em regime permanente opera normalmente sob fator de potência 79 unitário, ou seja, sem fornecer suporte de potência reativa. A contribuição de potência reativa do GSC para evitar o colapso de tensão é imprescindível, constituindo uma das principais contribuições desta tese. 4.6 Representação do Sistema Mecânico O sistema mecânico é formado pelo acoplamento indireto dos eixos do gerador e da turbina eólica por uma caixa de engrenagem. Esse acoplamento indireto se deve as diferentes velocidades no eixo da turbina (baixa velocidade) e eixo do gerador (alta velocidade). A caixa de engrenagem caracteriza um acoplamento fraco entre o eixo do gerador e da turbina, principalmente nas modernas turbinas, com relação de transmissão da ordem 1:100 expondo muito mais a fragilidade do eixo [17]. O eixo pode ser considerado rígido, quando a sua rigidez 1 p.u. [59]. Para turbinas eólicas a rigidez é superior a 3 p.u. e suave quando inferior a encontra-se na faixa 0,15 – 0,40 , o que representa uma baixa rigidez [17]. Quando a rigidez do eixo é baixa, o desbalanço entre o torque de carga torque mecânico e fornecido pela turbina provoca a torção no eixo, causando oscilações. Nesse caso, o sistema mecânico deve ser representado por um modelo de duas massas, conforme a Figura 4.7. A rotação das massas (turbina e gerador) causa um deslocamento angular [radianos] provocando torção no eixo. As equações do movimento para o modelo de duas massas em p.u. é dada por [59]: sendo a velocidade síncrona do sistema em rad/s. A Figura 4.8 apresenta o diagrama de blocos do modelo duas massas referente as equações (4.11a,b,c). 80 Em regime permanente não existe desbalanço de torque, ou seja, . Porém, uma falta pode desencadear um súbito desbalanço de torque, podendo ocorrer ressonância do eixo com algum modo de oscilação mal amortecido do sistema, caso o eixo seja de baixa rigidez. g t Tm H t k s Te Hg Rotor do Gerador Rotor da Turbina Figura 4.7 Sistema mecânico representado por duas massas. PT Tm M k s r Pt Te 1 2H t s ks s 1 2H g s M r Figura 4.8 Diagrama de blocos para o modelo duas massas do eixo mecânico. A frequência de oscilações no sistema de eixo dos geradores DFIG se encontra no intervalo 1,44 – 4,55 Hz [61], relativamente próximo da frequência natural de 81 oscilações eletromecânicas dos geradores síncronos convencionais (0,2 – 2,5 Hz) [49], logo, existe a possibilidade de interação adversa entre parques eólicos e geradores síncronos por modos de oscilação mal amortecidos. A frequência de ressonância natural do sistema mecânico será dada por [17]: Gautam [62] efetuou análise modal para aerogeradores DFIG, entretanto usou uma representação equivalente de máquina síncrona para representar o aerogerador. Mei [31] estudou análise modal para aerogeradores DFIG levando em consideração o modelo do gerador de indução e confirmou que as interações adversas do eixo mecânico com o sistema de potência só podem ser percebidas pela representação do modelo de duas massas, a qual devido a baixa rigidez do eixo é o fator principal das oscilações. Hughes [63] propôs um estabilizador para amortecer esses modos mal amortecidos. Contudo, a exploração desses modos mal amortecidos está fora do escopo dessa tese. Alguns autores sugerem uma modelagem considerando duas massas, especialmente para o caso do SCIG [17,60], pois além da baixa rigidez do eixo este tipo de aerogerador é desprovido de controle. Dessa forma, as oscilações no eixo podem conduzir a flutuações no torque de carga comprometendo a qualidade da energia e a estabilidade do sistema de potência. Contudo, essas oscilações mal amortecidas de baixa frequência não fazem parte dos estudos de estabilidade de tensão de longo-prazo [10]. Por este motivo, apesar do fraco acoplamento no SCIG devido a caixa de engrenagens, o sistema mecânico será representado pelo modelo massa global. Pela Figura 4.5, o sistema mecânico do DFIG é representado pelo modelo massa concentrada para o conjunto turbina-gerador (constante de inércia ). Essa representação supõe que o eixo que conecta as duas massas seja de alta rigidez, desprezando a torção no eixo. Apesar da baixa rigidez do eixo, o controle independente de potência ativa e reativa proporcionado pelo RSC desacopla a velocidade do rotor da frequência do sistema de potência, não refletindo a fragilidade do eixo no torque de carga, por este motivo o modelo massa concentrada pode ser adotado para o DFIG [60]. Considerando o modelo massa concentrada, a equação de oscilação em p.u., a qual completa o conjunto de equações da máquina assíncrona, será dada por: 82 sendo que é um fator de amortecimento, normalmente muito baixo o qual pode ser desprezado. Essa suposição conservadora enobrece a robustez do controle nos resultados. Nas equações (4.11) o fator de amortecimento foi desprezado. Em relação ao DFIG, o modelo de duas massas é fortemente indicado para estudos de estabilidade transitória, pois a falta aplicada pode provocar atuação do crowbar, bloqueando o RSC. Nesse caso, o DFIG perde controlabilidade e comporta-se como um SCIG, uma vez que o circuito do rotor foi curto-circuitado pela atuação do crowbar. A estabilidade de tensão de longo-prazo avaliada nesta tese é experimentada por pequenos incrementos da carga as quais não provocam atuação do crowbar, pois este tipo de proteção é para curto-circuitos. Por este motivo, adotou-se o modelo massa concentrada para o DFIG. 4.7 Representação dos Conversores e do Link CC A Figura 4.9 exibe o modelo adotado para os conversores e o link CC, onde representa a reatância do transformador de acoplamento (Figura 2.10). Para o sistema de potência, os conversores são vistos como fontes de tensão controladas, enquanto que para o elo CC como fontes de correntes controladas. O link CC e os conversores podem ser vistos como um conversor back-to-back com modulação PWM seno-triangular e fluxo bi-direcional de potência compostos por pontes trifásicas para cada conversor [64]. Rotor Vr Vs I2 I1 Estator Xt Sistema CC m2 2 ICC 2 IC I CC1 VC ET 2 RSC (C2) m1 ET1 GSC (C1) Figura 4.9 Conversores e link CC. 1 83 Assumindo uma fonte CC ideal e modulação PWM ideal (índice de modulação em frequência infinito), a componente fundamental da tensão de linha (valor p.u.) e a tensão CC (valor p.u.) podem ser relacionadas uma com a outra como segue [65]: onde cada conversor possui módulo e fase diretamente proporcional ao fator de modulação controláveis. O módulo é , o qual varia entre 0 e 1 supondo que não ocorra saturação na saída [65], e a tensão no capacitor . Multiplicando-se ambos os lados da equação (4.14) por bases convenientes e racionalizando o denominador, Logo, a tensão em cada conversor será dada por [64]: onde: sendo, : relação de transformação dos transformadores : número de conversores conectados em pontes trifásicas : fator de forma da onda gerada : tensão base do sistema CC [kV] : tensão base nos terminais do conversor [kV] : tensão base no primário do transformador do conversor : tensão base no secundário do transformador do conversor [kV] [kV] 84 Para o rotor não existe transformador ligando o RSC ao enrolamento do rotor e ambos os conversores empregam uma ponte trifásica. O transformador opera com relação de transformação nominal casando com as tensões do estator e do conversor, para o caso do GSC. Logo, a constante O controle do fator de modulação simplifica-se para, é realizado por modulação PWM seno- triangular, na qual a referência é uma portadora triangular e o sinal modulante uma senóide de baixa frequência, neste caso a tensão terminal. O conversor operando na região linear funciona como um amplificador linear para a componente fundamental do sinal modulado [65]. Para o caso de uma modulação PWM real, o conteúdo harmônico da tensão apresenta altas frequências e pode ser facilmente eliminado por pequenos filtros CA [66]. O fator de modulação pode ser calculado como: onde e são as componentes da fonte de tensão controlada qual representa o conversor o para o lado CA do sistema de potência. e são as amplitudes das tensões do sinal modulante e portadora, respectivamente. Os sinais e são as saídas das malhas de controle do conversor , o qual pode ter diferentes propósitos de controle. O GSC controla a tensão reativa e a potência fornecida pelo conversor, caso esteja operando com fator de potência diferente do unitário. O RSC controla a potência ativa e reativa do estator fornecida pela máquina. Dependendo do propósito de controle, o cálculo da fase será diferente, pois depende da orientação do controle vetorial. Por exemplo, considere a estratégia de controle do GSC, conforme se apresenta na Figura 4.10. O controle é realizado pelo eixo d-q e a tensão terminal (tensão do estator) encontra-se alinhada com o eixo q. O eixo Re-Im representa a referência do sistema de potência, portanto a fase medida partindo desta referência, conforme indicado na Figura 4.10. Logo, deve ser 85 onde é a fase interna dada por: Im q E T 1 Vs d Vq1 Figura 4.10 Cálculo de As correntes CC conversores i1 V d 1 1 1 Re para estratégia de controle do GSC. podem ser calculadas a partir das correntes CA dos admitindo que não existe perda nos conversores. Pelos conversores ocorre somente fluxo de potência ativa e admitindo que não existem perdas, a potência no link CC será igual a potência ativa do lado CA do conversor . Portanto, Multiplicando ambos os lados de (4.22) por bases convenientes e reescrevendo as potências em função de tensão e corrente, obtém-se Substituindo (4.16) em (4.23), 86 Isolando a corrente Finalmente, onde [14]: a constante . é usada para as correntes e depende dos mesmos fatores que a constante e são as bases de potência do DFIG e do link CC, respectivamente. A dinâmica do capacitor pode ser modelada em termos das correntes potências e ou das que atravessam o elo CC. Para facilitar a modelagem, sem perda de resultados, desprezaram-se as perdas nos conversores, enrolamentos do rotor, estator e transformador de acoplamento. Logo, a energia armazenada no capacitor será: Diferenciando, Logo, a dinâmica do capacitor será representada pela equação diferencial: 87 Portanto, a tensão no link CC é modificada de acordo com a diferença de potência entre o conversor do lado do estator que o link CC esteja estável, a tensão e do conversor do lado do rotor . Para deve permanecer constante independentemente do fluxo de potência que o atravessa. A oscilação da tensão do capacitor pode provocar o desligamento da unidade e a perda de uma grande geração pode comprometer a estabilidade do sistema de potência. 4.8 Estratégia de Controle para o GSC O principal objetivo do controle do GSC é manter a tensão do link CC constante, independentemente da direção e magnitude do fluxo de potência que o atravessa. Opcionalmente, o conversor pode fornecer potência reativa para controlar a tensão terminal caso esta fique abaixo de um desejado limiar. É mostrado que o suporte de potência reativa pelo conversor pode evitar a instabilidade e melhorar o perfil de tensão nas barras, especialmente quando o controle atua precocemente. Considere o sentido do fluxo de corrente sobre o GSC dado pela Figura 4.9. As equações, em p.u., que relacionam a tensão do conversor com a tensão do estator em coordenadas d-q são dadas por [67]: onde e e são as componentes da tensão do conversor GSC são as componentes da corrente do conversor GSC , , e são a resistência e reatância do transformador de acoplamento, respectivamente. Desprezando a resistência do transformador de acoplamento do estator, obtém-se: e os transitórios 88 Segundo a estratégia de controle vetorial da Figura 4.10, a tensão terminal (tensão do estator) está alinhada com o eixo q. Logo, e Substituindo as condições de contorno (4.34) nas equações (4.33a,b), obtém-se: As potências ativa e reativa injetadas pelo conversor são dadas por: As potências ativa e reativa injetadas na rede elétrica pelo conversor são: Aplicando as condições de contorno (4.34) nas equações (4.37a,b), obtém-se: Substituindo as equações (4.35a,b) nas equações (4.36a): 89 Observe que (4.39a) é idêntica a (4.38a). De fato, a resistência do transformador de acoplamento foi desprezada, portanto não existem perdas na transmissão de potência ativa do GSC até o estator. Substituindo as equações (4.35a,b) nas equações (4.36b): Substituindo (4.38b) e observando que , chega-se a: Portanto, a potência reativa transmitida pelo GSC não é a mesma que chega ao estator devido às perdas reativas no transformador de acoplamento. Pela equação (4.31) percebe-se que a tensão do link CC, , pode ser controlada pela potência ativa, , e consequentemente pela componente pela componente conforme (4.35a). Consequentemente, a potência reativa entregue ao estator, componente , pode ser controlada pela componente conforme (4.39a), ou conforme (4.39b), ou pela conforme (4.35b). Essas conclusões conduzem as malhas de controle do GSC para a tensão do link CC e o suporte de potência reativa dadas na Figura 4.11. Os limites de tensão presentes nas malhas de controle podem ser calculados pelas equações (4.35a,b) como segue: 90 É necessário definir as correntes máximas e mínimas para estabelecer os limites superior e inferior. O módulo da corrente do conversor GSC será dada por: Logo, para que uma corrente esteja limitada é necessário que a equação (4.41) seja satisfeita, a qual representa um semicírculo de raio igual máxima corrente centrado na origem. A que o conversor pode suportar continuamente sem danifica-lo será dada pela sua corrente nominal. Isolando , Logo, Consequentemente, Substituindo as equações (4.44) nas equações (4.40), resulta: 91 VC V C ref Vd1max P+I Vd 1min (a) Malha de controle da tensão Vq1max Vd1max Vd 1 Q ref Vq1max V q1 P+I Vd 1min do link CC. QC Vq1min Vq1min (b) Malha de controle de potência reativa. Figura 4.11 Malhas de controle para o GSC [56]. Frequentemente, o GSC é operado com fator de potência unitário, ou seja, neste modo de controle o conversor não fornece potência reativa para a rede elétrica, pois a potência ativa, normalmente, é única parcela de energia que pode ser vendida , devido à falta de incentivos financeiros para venda de potência reativa . Porém, um estudo demonstra que o fornecimento de potência reativa por aerogeradores pode ser bastante recompensado financeiramente pelo parque eólico, especialmente nos casos em que o erro de previsão cometido pelo operador de sistema é maior do que 0,5 p.u. para despacho de geração eólica, pois além da perda do custo de oportunidade, paga-se pela geração de potência reativa com grandes reservas [40]. A análise de investimentos revela que a potência reativa fornecida por aerogeradores é mais barata do que a de outros equipamentos convencionais [51]. O fornecimento de potência reativa, por aerogeradores, para controle de tensão é uma alternativa suplementar economicamente atrativa, pois reduz as perdas e o congestionamento do sistema de transmissão, bem como maior suporte ao sistema no caso de faltas. Na Europa, Alemanha e Espanha são alguns dos países que incentivam financeiramente a venda de potência reativa [51]. Portanto, inevitavelmente o GSC deverá fornecer potência reativa ao sistema, seja por questões de estabilidade do sistema elétrico, como por incentivos financeiros ao proprietário do parque eólico. Na Alemanha, dependendo do porte da geração eólica, o proprietário deve compulsoriamente fornecer potência reativa para a rede no caso de faltas, segundo curvas de ridethrough do operador de sistema. As metas exigidas pelo operador de sistema, muitas das vezes rígidas por questões de segurança e estabilidade, faz com que os conversores de eletrônica de potência fornecidos pelos fabricantes sejam dimensionados acima da capacidade do gerador, para o caso do FRC [51]. O custo do 92 conversor do FRC para fornecer somente potência ativa nominal fica em torno de 1,5% do custo do investimento total do parque eólico. Contudo, um sobredimensionamento de 50% eleva para 2,25% do custo total do parque eólico, porém com reserva de potência reativa de 0,65 p.u. em condições nominais de operação [40]. Logo, o custo do sobredimensionamento para o DFIG será inferior ao do FRC, devido a menor capacidade dos conversores. Basicamente, o controle da tensão terminal é feito pelo RSC, pois este conversor controla a potência reativa pelo estator, a qual representa a maior parcela de potência reativa injetada para a rede. Em alguns casos, este controle pode ser feito, prioritariamente, pelo GSC, enquanto que o RSC atua de maneira complementar [38]. Entretanto, devido à baixa capacidade do GSC, este controle pode rapidamente perder controlabilidade, por este motivo, nesta tese, o RSC foi escolhido para o controle prioritário, enquanto que o GSC atua de maneira complementar. Quando ambos os conversores (RSC e GSC) participam do controle de tensão, deve haver alguma estratégia de coordenação para evitar correntes de circulação pelos conversores. Considere que o controle é realizado pelo conversor GSC. Devido à baixa capacidade deste conversor, pode acontecer da tensão terminal perder controlabilidade e seguidamente o conversor RSC assumir o controle da tensão, forçando o conversor GSC a consumir grandes quantidades de potência reativa. Para evitar esta situação, um dos conversores deve ser controlado por estatismo de tensão [38]. O controle de tensão terminal pela potência reativa do DFIG pode ser feito de várias maneiras. Por exemplo, o GSC pode ser o conversor prioritário enquanto o RSC atua complementando-o quando este chega ao seu limite. A demanda de potência reativa pode ser repartida entre os conversores de maneira proporcional ao fluxo de potência reativa pelo estator/rotor. Por exemplo, o RSC comanda reativa total, enquanto o GSC se responsabiliza por da potência [38]. Em contrapartida, o RSC pode ser o prioritário e o GSC assume o comando quando este é bloqueado pelo crowbar [17]. Nesta tese são apresentados os casos em que o GSC opera tanto com fator de potência unitário quanto com valores diferentes do unitário, segundo a estratégia de controle coordenado. Neste caso, o RSC é o conversor principal e o GSC o conversor complementar. Quando a tensão terminal está abaixo de 0,9 p.u., o GSC injeta potência reativa para a barra terminal até a tensão terminal se recuperar. É mostrado no capítulo 93 de resultados que esse suporte de potência reativa pelo GSC age como último recurso para a manutenção da estabilidade do sistema de potência. 4.9 Estratégia de Controle para o RSC O objetivo do conversor ligado ao rotor é controlar a potência ativa do estator e a tensão terminal/fator de potência da máquina. A potência ativa é controlada pela velocidade do rotor através da curva de referência , específica de cada fabricante [60]. Dependendo da velocidade do vento, o controle de passo pode atuar e nesse caso o controlador rastreia a potência nominal. A potência reativa é controlada de forma a manter constante um fator de potência especificado ou a tensão terminal. Será demonstrado que o controle do fator de potência é mais prejudicial para a estabilidade de tensão do que o controle da tensão terminal. Esse objetivo é alcançado através do controle vetorial (ou controle de campo orientado) [2], alinhando-se o fluxo do estator alinhando a tensão do estator com o eixo d, consequentemente, (tensão terminal) com o eixo q, conforme a Figura 4.12. Im q Vs Vq 2 E T 2 s i2 d Vd 2 2 2 Re Figura 4.12 Estratégia de controle do RSC. Segundo a estratégia adotada representada pela Figura 4.12, tem-se: Retomando as equações de interface (4.8b,c) para a potência ativa e aplicando as condições de contorno (4.46), obtém-se e reativa 94 Pelo fato das componentes e serem ortogonais, as equações (4.47) justificam o desacoplamento das malhas de controle de potência ativa e reativa pelas componentes e , respectivamente. Entretanto, como o controle é realizado pelo RSC é conveniente expressar a potência ativa e reativa em função das componentes e pertencentes ao rotor. Aplicando as condições de contorno (4.46) as equações de enlace de fluxo do estator (4.3a,b), obtém-se Isolando pela equação (4.48b), A componente pode ser obtida pela equação (4.48a), Aplicando as condições de contorno (4.46) às equações de tensão no estator (4.5a,b) e desprezando-se as resistências, Substituindo (4.51) em (4.50), 95 Substituindo as equações (4.49) e (4.52) nas equações da potência ativa e reativa (4.47a,b) e considerando p.u. Segundo as equações (4.30), a potência ativa de controle mais externo pelo torque eletromagnético e mais internamente pela componente controlada pela potência reativa pode ser controlada por um laço através da velocidade do rotor , enquanto a tensão terminal e mais internamente pela componente é , conforme a Figura 4.13 [56]. Nesta figura, o índice 2 refere-se ao conversor 2 (RSC), e todas as quantidades referidas ao rotor pelo índice r podem também ser referidas pelo índice 2, pois a corrente do rotor é a mesma que circula pelo conversor 2. r Temax ref I q 2max Ps Teref Pref P+I Temin P+I Pmax & dP / dt max Temax Po r d Pmin & dP / dt min Temin Vq 2max I q 2max Iq2ref I q 2min I q 2min 1 1 sTP Iq2 Vq 2max Vq 2 P+I Vq2min Vq2min (a) Malha de controle de potência ativa/velocidade do rotor. 96 Qs Qs max Q s max V ref Vt P+I Qord I d 2 max I d 2 ref Q s m in Q s m in P+I I d 2 min Vd 2max Id 2 I d 2 max Vd 2max Vd 2 P+I Vd 2min Vd 2min I d 2 min (b) Malha de controle da tensão terminal/fator de potência. Figura 4.13 Malhas de controle de potência ativa e reativa para o DFIG [56]. Pela malha de controle de velocidade/potência ativa o erro de velocidade é processado por um controlador PI para produzir o torque de referência , o qual serve de entrada para o mecanismo de controle de potência, produzindo o sinal de referência de potência . O erro de potência serve ao controlador PI para produzir . Esta referência é comparada com o valor medido o sinal e o erro serve para produzir que representa a componente q da tensão do conversor 2 . Analogamente, pela malha de controle da tensão terminal, o erro de tensão serve para produzir a referência de potência reativa referência conversor 2 e finalmente o sinal , a qual por sua vez produz a que representa a componente d da tensão do . Alguns dos limites impostos nas malhas de controle de potência ativa e reativa são dependentes das condições de vento, portanto, variáveis com o tempo. Por exemplo, à medida que a velocidade do vento aumenta, a potência ativa tende a aumentar rapidamente e as reservas de potência reativa tendem a diminuir, ou seja, o limite de potência reativa pelo estator deve diminuir com aumento da velocidade do vento, e consequentemente a potência reativa injetada pela máquina. Considerar os limites fixos com a variação do vento é uma hipótese muito otimista do ponto de vista da estabilidade de longo-prazo, porém para a estabilidade de curto-prazo, essa simplificação é válida sem perda de resultados. Esta tese considera os limites apresentados nas malhas de controle de potência ativa e reativa variáveis com o vento e a seção seguinte apresenta em detalhes o cálculo de todos esses limites. A avaliação da estabilidade de tensão de longo-prazo considerando limites variáveis é uma das principais contribuições desta tese. 97 4.10 Cálculo dos Limites dos Conversores e Curva de Capacidade [35] O modelo do T do gerador de indução de rotor bobinado pode ser representado por um quadripolo para investigar a influência da corrente do estator, corrente do rotor e da tensão do rotor na capacidade de potência reativa. Vs Is Zs Zm Zr Ir Vr s Figura 4.14: Quadripolo representativo do gerador de indução. As equações seguintes formuladas com base no quadripolo da Figura 4.14 são importantes para desenvolverem as relações de potência aparente do estator como função das variáveis do rotor. As matrizes [Y], [G] e [B] são as matrizes admitância, condutância e susceptância, respectivamente. Essas matrizes foram derivadas da matriz impedância [Z] dada por: 98 onde Para um sistema qualquer, genericamente a matriz impedância [Z] é dada por: Logo, a matriz admitância [Y] é: Considerando os parâmetros do DFIG, a matriz [Y] é: Para um quadripolo qualquer a matriz condutância [G] é dada por: Considerando os parâmetros do DFIG, a matriz [G] é: A matriz susceptância [B] genericamente é dada por: 99 Considerando os parâmetros do DFIG, a matriz [B] é: Para todas as equações apresentadas, 4.10.1 Limite da Corrente do Rotor A corrente do rotor é basicamente limitada pela capacidade do conversor do lado do rotor, cuja potência é 30% da potência nominal do gerador de indução. Portanto, menores correntes deverão circular pelos enrolamentos do rotor para não danificar o conversor ligado ao rotor. Diante desse fato, o DFIG apresenta uma capacidade maior para absorver do que para fornecer potência reativa. Para determinar a potência aparente do estator como função da corrente do rotor, deve-se expressar a corrente do estator como função da corrente do rotor. Pela equação (4.54b), pode-se escrever A potência aparente do estator como função da corrente do rotor por: Substituindo (4.65) em (4.66) Substituindo os termos da matriz [G] dados pela equação (4.61) Desprezando-se as resistências perante as reatâncias, será dada 100 O primeiro termo da equação (4.69) é uma constante desde que a tensão no estator seja fixa. Essa suposição é razoável desde que a máquina esteja operando com controle de tensão terminal. O segundo termo pode ser usado para avaliar a potência reativa, fixando a corrente do rotor no valor nominal da corrente do conversor e variando-se a sua fase. Alternativamente, a potência aparente pode ser escrita como a equação de um círculo com raio igual à potência aparente e o centro pela potência ativa e reativa, da seguinte forma: onde: potência reativa injetada no estator [p.u.]; : potência reativa drenada pela máquina [p.u.]; : potência ativa injetada no estator [p.u.]; : potência ativa dissipada pela máquina [p.u.]. depende da resistência do rotor, a qual usualmente é muito baixa, portanto normalmente despreza-se Isolando Sendo que, . Logo, 101 onde: : módulo da tensão terminal (tensão do estator) [p.u.]; : módulo da corrente rotor [p.u.]; : reatância de magnetização (reatância do núcleo) e reatância do estator [p.u.]. Nota-se que invariavelmente é negativo reduzindo a capacidade de injeção de reativos e aumento da capacidade de absorção de reativos. Este é um dos fatores mais limitantes para o DFIG, o qual compromete bastante o seu desempenho para a estabilidade de tensão em relação a outras tecnologias de aerogeradores de velocidade variável. O limite de potência reativa quando a corrente do rotor que influencia a é definido quando é máxima, mas desde que a tensão é máximo. Isso ocorre não varie. Observe de maneira diretamente proporcional, portanto uma redução de implica uma diminuição do limite de potência reativa A escolha da máxima corrente do rotor . é tal qual o seu módulo não extrapole a capacidade do conversor ligado ao rotor. Portanto, 4.10.2 Limite da Corrente do Estator O estator não apresenta nenhuma limitação em relação ao conversor. A equação da potência aparente será um círculo de raio potência aparente e centro na origem. Logo, Isolando Sendo que, 102 A potência aparente do estator é determinada pelos módulos da tensão e da corrente que circulam pelo estator. Neste caso, o limite de injeção/absorção de potência reativa quando circula pelo estator a máxima potência aparente é atingido permissível, tal que não danifique os enrolamentos do estator (limite térmico). Logo, Sendo que, 4.10.3 Limite da Tensão no Rotor Usando a equação (4.54a), pode-se expressar a corrente de estator como função da tensão no rotor, A potência aparente do estator como função da tensão no rotor Substituindo (4.80) em (4.81), Substituindo os termos da matriz [Y] dados pela equação (4.59), será, 103 O produto usualmente é pequeno e pode ser desprezado, Observando que, e Logo, Desprezando-se as resistências, O primeiro termo da equação (4.86) é fixo, visto que a tensão terminal é controlada. O segundo termo é variável com o escorregamento e a tensão no rotor e pode ser usado para avaliar a capacidade de potência reativa fixando-se a tensão do rotor no valor nominal. A equação da potência aparente pode ser escrita novamente como a equação de um círculo com raio igual à potência aparente e centro onde: potência reativa injetada no estator [p.u.]; : potência reativa drenada pela máquina [p.u.]; : potência ativa injetada no estator [p.u.]; : potência dissipada pela máquina [p.u.]. . 104 As resistências foram desprezadas na presença das reatâncias, então despreza-se Isolando , , Sendo que, O limite de injeção/absorção de potência reativa for máximo. Isso ocorrerá quando a tensão no rotor tensão não varie. Observe que proporcional, portanto uma redução de de potência reativa será máximo quando é máxima, mas desde que a influência a de maneira diretamente implica uma diminuição do limite de injeção . A escolha da máxima tensão do rotor é tal qual o seu módulo não extrapole a capacidade do conversor ligado ao rotor. Normalmente, é feito igual à tensão nominal do conversor. Assim, o limite de injeção/absorção de potência reativa será dado por: A tensão no rotor é o fator menos limitante em relação aos outros apresentados. 4.10.4 Definição dos Limites de Potência Reativa do DFIG Esses limites serão definidos pela interseção das equações (4.74), (4.78) e (4.91), sendo escolhido o valor de menor módulo. Pelo fato da limitação de tensão do rotor variar inversamente com o escorregamento, a potência aparente tende aumentar e a equação (4.91) não apresenta limitações tão restritivas quanto às equações (4.74) e 105 (4.78). A tensão no rotor é um fator limitante somente quando o escorregamento for elevado. Como a equação (4.74) apresenta sempre negativo, veja (4.73b), então os valor de potência reativa injetada será sempre menor do que o valor de potência reativa definido pela equação (4.78). Logo, a corrente do rotor é o fator limitante para injeção de potência reativa por parte do DFIG sendo governado pela equação (4.74). Em contrapartida, a potência reativa absorvida dada pela equação (4.74) será maior do que a potência reativa absorvida dada pela equação (4.78) devido ao termo ser sempre negativo e dessa forma o limite de absorção de potência reativa é definido pela equação (4.78) referente ao limite de corrente do estator. 4.10.5 Potências Ativa e Reativa Totais Fornecidas pelo DFIG A potência ativa total fornecida pelo DFIG é dada pela soma da potência ativa fornecida pelo estator e a potência ativa fornecida pelo GSC. O link CC transfere somente potência ativa. Desprezadas as perdas nos enrolamentos e nos conversores, a potência ativa fornecida pelo RSC deve ser igual à potência ativa fornecida pelo GSC. Então, a potência ativa total fornecida pelo DFIG será, A potência ativa fornecida pelo rotor pode ser avaliada pela potência aparente do rotor dada por, 106 Novamente, o sinal negativo deve-se a convenção adotada para a potência saindo da máquina. A tensão no rotor pode ser encontrada como função da corrente do rotor pela equação (4.54b), Substituindo (4.96) em (4.95), Substituindo os parâmetros da matriz [G] dados por (4.61) em (4.97), O produto é pequeno comparado a . Desprezando-se novamente as resistências, Comparando as partes reais das equações (4.99) e (4.69), pode-se aproximar, Logo, a potência ativa total fornecida pelo DFIG, é dada por: 107 Isolando Substituindo (4.102) em (4.100), A equação (4.102) é importante para definição dos limites de fornecimento/absorção de potência reativa do estator definidos pelas equações (4.74), (4.78) e (4.91). Enquanto que a equação (4.102) é importante para definição do limite de potência reativa do GSC. Sabendo-se que a potência ativa entregue ao rotor à fornecida pelo conversor do estator é a igual , conforme (4.93), então O link CC permite operação independente dos conversores RSC e GSC, uma vez que nenhuma potência reativa é transferida pelo link. Portanto, a potência aparente dos conversores não pode ser relacionada. A potência aparente fornecida pelo conversor do lado da rede Isolando , é dada por: 108 Pode-se perceber a importância da equação (4.104) para o cálculo do limite de potência reativa. A potência aparente do conversor conversor é o produto dos módulos da tensão do e da corrente que circula pelo conversor O limite de potência reativa do conversor corrente sobre o conversor , é definido pela máxima referente à máxima potência aparente que o conversor pode operar continuamente, dada por: A corrente máxima do conversor é definida pela corrente nominal do equipamento. Portanto, o limite de potência reativa do conversor é dado por: A definição do limite de potência reativa do conversor é importante quando o conversor GSC opera com fator de potência diferente do unitário, fornecendo potência reativa para o sistema de potência. Neste caso, a potência reativa total fornecida pelo DFIG é, O limite de potência reativa que a máquina pode fornecer é, Conforme apresentado, o limite de injeção de potência reativa por parte do estator é limitado pela corrente do rotor, conforme (4.74). Ao passo que o limite do conversor GSC não sofre qualquer interferência do conversor RSC devido ao desacoplamento proporcionado pelo link CC. 109 Substituindo (4.74) e (4.109) em (4.111) Caso o GSC opere com fator de potência unitário, despreza-se o terceiro termo da equação (4.112) e o limite de potência reativa do DFIG é dado simplesmente pelo limite de potência reativa do estator, segundo (4.74). A equação (4.112) é válida somente quando o GSC entrar em operação, caso contrário o limite de injeção de potência reativa é dado por (4.113). O limite de absorção de potência reativa é definido substituindo (4.78) em (4.111) conjuntamente com (4.109) para caso que o GSC for ativado. A curva de capacidade é completada substituindo a potência ativa do estator pela potência ativa total fornecida pelo DFIG. Portanto, substituindo (4.102) e (4.104) em (4.112) Analogamente para o limite de absorção de potência reativa dado por (4.114) 110 Conhecida a velocidade do rotor através da equação do eixo mecânico, o escorregamento pode encontrado por: A potência ativa total referência esta relacionada à velocidade do rotor pela curva de fornecida pelo fabricante. Dessa forma pode-se obter a curva de capacidade do DFIG dada na Figura 4.15 considerando somente a operação do RSC quando a tensão terminal é igual a 1 p.u. 1 s = -0.08 0.9 Potência Ativa (p.u.) 0.8 Limite de Potência Mecânica da Turbina 0.7 0.6 0.5 Limite de Corrente do Estator 0.4 0.3 Limite de Corrente do Rotor s=0 s = 0.07 s = 0.13 0.2 0.1 0 Sub-excitado -1 -0.8 -0.6 Sobre-excitado -0.4 -0.2 0 0.2 Potência Reativa (p.u.) 0.4 0.6 0.8 Figura 4.15 Curva de capacidade do DFIG considerando apenas o RSC (tensão terminal igual a 1 p.u.). A potência mecânica é limitada pelo escorregamento, o qual confere a velocidade de referência para obtenção de que determina o limite de potência mecânica da turbina dado pelo escorregamento que atinge potência máxima na curva conforme a Figura 4.16. Nesse caso . Se o escorregamento torna-se cada vez mais positivo (operação sub-síncrona) a curva de capacidade é comprimida pelo limite de potência mecânica conforme indicado pelos escorregamentos na Figura 4.15. Caso o escorregamento torne-se negativo (operação sobre-síncrona) a curva de capacidade é expandida. Esse comportamento se deve ao fornecimento/absorção de potência ativa por parte do GSC, seja quando a 111 velocidade do rotor está acima da velocidade síncrona (operação sobre-síncrona) ou quando está abaixo da velocidade síncrona (operação sub-síncrona). Devido ao termo negativo da equação (4.74), o DFIG tem uma tendência para absorção de potência reativa, ou seja, conforme a máquina é carregada, o limite de injeção de potência reativa reduz-se mais do que o limite de absorção potência reativa. Esse comportamento não é favorável para a estabilidade de tensão, pois ao atingir o limite de potência reativa a tensão terminal perde controlabilidade, afetando diretamente a tensão terminal e a capacidade de potência reativa da máquina. 1.1 1 Velocidade (p.u.) 0.9 0.8 0.7 0.6 0.5 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 Potência (p.u.) Figura 4.16 Curva de referência 0.7 0.8 0.9 1 do DFIG. A potência aparente depende diretamente da tensão aplicada no barramento terminal, conforme (4.73a) e (4.77). Se a tensão terminal diminui, a potência aparente diminui proporcionalmente e o limite de potência reativa na curva de capacidade também diminui, conforme mostra a Figura 4.17. Esse é um comportamento desfavorável para a estabilidade de tensão, pois à medida que o sistema de potência é carregado as reservas de potência reativa tornam-se mais escassas pela depreciação da tensão. Para contornar esse comportamento desfavorável, o GSC entra em operação quando a tensão terminal cai abaixo de 0,9 p.u., fornecendo potência reativa para o barramento terminal e expandindo o limite de potência reativa, segundo (4.115). A Figura 4.18 mostra a expansão da curva de capacidade do DFIG quando o GSC entra em operação para tensão terminal igual 1 p.u. O ganho de margem pelo GSC será 112 decisivo para a preservação da estabilidade de tensão de longo-prazo. Considerando os dados de fabricantes fornecidos no Anexo, os conversores estão sobredimensionados em 5,3% em relação à potência nominal do DFIG. 1 Potência Ativa (p.u.) 0.8 0.6 Vt=0.95 p.u. Vt=1.00 p.u. Vt=1.05 p.u. 0.4 0.2 Sobre-excitado Sub-excitado 0 -1 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0 0.2 Potência Reativa (p.u.) 0.4 0.6 0.8 1 Figura 4.17 Curva de capacidade para diferentes valores de tensão terminal. 1 0.9 0.8 Potência Ativa (p.u.) 0.7 DFIG(RSC) DFIG(RSC+GSC) 0.6 0.5 0.4 DFIG(RSC) Qtmax 0.3 DFIG(RSC+GSC) Qtmax 0.2 0.1 0 -1.5 -1.2 -0.9 -0.6 -0.3 0 0.3 Potência Reativa (p.u.) 0.6 0.9 1.2 Figura 4.18 Curva de capacidade completa para tensão terminal igual a 1 p.u. 4.11 Cálculo dos Limites das Malhas de Controle do RSC Definidos os limites da curva de capacidade podem-se definir os limites presentes nas malhas de controle de potência ativa e reativa do RSC na Figura 4.13. Os limites de tensão são avaliados posteriormente. 113 4.11.1 Malha de Controle de Potência Ativa Os valores máximos e mínimos de potência ativa e as suas respectivas taxas de variação de potência são determinados em função das características aerodinâmicas da turbina eólica e do comprimento das pás, o qual define a potência nominal que a turbina eólica pode fornecer [60]. Dessa forma o controle de passo atua para evitar a fadiga mecânica das pás e restrito sob uma taxa de variação imposta pela dimensão da turbina eólica [60]. Portanto, conhecido determinar o torque máximo e pelos dados do fabricante, pode-se e o torque mínimo pela equação do torque. Naturalmente, na base da máquina, tem-se: e Pela equação (4.53a) da potência ativa do estator, pode-se calcular os limites da componente . Isolando Mas, Logo, , porém e Logo, podem ser calculados pelos valores do torque máximo e torque mínimo segundo (4.118). 114 4.11.2 Malha de Controle de Potência Reativa Os limites de potência reativa e correspondem aos limites de injeção e absorção de potência reativa do estator, calculados na secção anterior segundo as equações (4.74) e (4.78). Pela equação (4.53b), referente à potência reativa do estator, pode-se definir os limites e correspondente as componentes reativas de injeção e absorção. Isolando Portanto, , e serão definidos por e , respectivamente. 4.11.3 Avaliação dos Termos As malhas de controle do RSC com conversores do tipo fonte de tensão comandam em um laço de controle mais interno as componentes da corrente do rotor ( e ) e em um laço de controle externo a velocidade do rotor ou tensão terminal, dependendo da malha de controle. Segundo Slootweg [58], as malhas de controle de corrente possuem constantes de tempo muito pequenas, e rapidamente a corrente do rotor atinge o valor de referência (próximo de 10 ms). Logo, pode-se desprezar a malha interna de corrente, assumindo que a corrente do rotor atinge sua referência instantaneamente quando a tensão terminal não se afasta de seu valor nominal. Nesse caso, desprezar a malha interna de corrente simplifica o modelo do gerador de indução. Isso elimina pequenas constantes de tempo associadas ao rotor, aumenta o passo de integração e reduz o esforço computacional sem perda de precisão nos resultados. Contudo, durante uma falta, a tensão terminal sofre uma queda abrupta e a suposição de tensão terminal constante não é mais válida. Porém, para estudos de estabilidade de tensão de longo-prazo no qual a tensão terminal não varia bruscamente, 115 o modelo proposto por Slootweg [58], no qual os conversores são modelados como fontes de corrente controladas é válido. Nunes [30] avalia a estabilidade transitória sob dois modelos de conversores (fonte de corrente e fonte de tensão) e chegou à conclusão de que ambos fornecem resultados muito parecidos e igualmente precisos. Porém, essa conclusão foi tomada para uma falta aplicada distante do parque eólico, ou seja, a tensão terminal do parque eólico sofre poucas consequências devido à alta impedância entre o ponto de falta e o barramento do parque eólico. Para uma falta próxima ao parque eólico, o autor utiliza apenas o modelo fonte de corrente, impossibilitando tomar qualquer conclusão comparativa entre os modelos fonte de corrente e fonte de tensão. Ekanayake [57] comparou os modelos do DFIG de 3ª e 5ª ordens para estudos estabilidade transitória considerando que os conversores são modelados como fontes de tensão. O autor concluiu que os modelos de alta ordem apresentam picos de correntes significativos para faltas localizadas próximo ao aerogerador podendo causar atuação do crowbar para o caso em que modelos de 3ª ordem não provocariam atuação dessa proteção. Esse resultado justifica que para estudos de estabilidade transitória o modelo adotado para o DFIG deve ser representado pelo modelo de 5ª ordem. Por outro lado, para estudos de estabilidade de tensão de longo-prazo a janela de tempo de interesse envolve constantes de tempo muito maiores, podendo novamente desprezar a malha interna de corrente e adotar o modelo proposto por Slootweg [58]. Outra justificativa para desprezar a malha interna de corrente e adotar o modelo fonte de corrente esta no fato de que a tensão do rotor não limita a capacidade de potência reativa do DFIG, conforme exposto na seção 4.10.3. Portanto, desprezar a malha corrente não causará perda na precisão dos resultados para estudos de estabilidade de tensão de longo-prazo. Apesar da discussão anterior, a malha de corrente foi representada porque o modelo inicialmente desenvolvido para o DFIG foi feito para estudos de estabilidade transitória [56] e os limites de tensão são escolhidos com valores suficientemente altos ( 1 p.u.) de tal forma que a tensão do rotor não seja saturada. 4.12 Conclusões O suporte de potência reativa por parte do DFIG para aumento da margem da estabilidade de tensão é uma alternativa empregada por muitos operadores de sistema do 116 mundo todo. Contudo, para se obter êxito na avaliação da estabilidade de tensão é irrevogável o uso de um modelo adequado, seja para diminuição do esforço computacional como para obtenção de resultados mais precisos [54]. O modelo originalmente desenvolvido para o DFIG era empregado para estudos de estabilidade transitória [56], na qual a janela de tempo é muito menor do que a janela da estabilidade de tensão de longo-prazo. Uma das grandes diferenças nesses estudos está na variação da velocidade do vento. Para a estabilidade transitória a potência mecânica é constante durante o intervalo de tempo de estudo, enquanto para a estabilidade de tensão de longo-prazo a velocidade do vento varia com o tempo, modificando os limites de potência reativa. Esta consideração é uma das principais contribuições desta tese para a avaliação da estabilidade de tensão de longo-prazo, definindo os chamados de limites variáveis. Limites variáveis são limites que variam com as condições de operação do aerogerador, seja pela característica da demanda como pela intermitência da fonte eólica, sendo inquestionável a inclusão desses limites nas malhas de controle do aerogerador para produção de resultados que represente uma condição muito próxima da real das reservas de potência reativa do parque eólico. A determinação correta das reservas de potência reativa contribui muito para a decisão do operador de sistema sobre qual gerador deve ser incluído no controle secundário de tensão para melhoria da margem de estabilidade de tensão. Uma estimação inadequada das reservas de potência reativa pode conduzir o operador de sistema a falsas conclusões sobre a estabilidade de tensão de longo-prazo do sistema de potência. A operação do GSC no suporte de potência reativa causa uma expansão significativa na curva de capacidade do DFIG, podendo contribuir efetivamente para a preservação da estabilidade do sistema de potência. Muitos estudos realizados consideram a operação do GSC somente para o ridethrough quando o crowbar atua bloqueando o RSC para não danifica-lo, nessa situação o GSC fornece potência reativa para a rápida restauração da tensão terminal e desbloqueio do RSC, trazendo o DFIG para operação normal [17]. O Capítulo 6 demonstra por meio de resultados a contribuição dos limites variáveis e do GSC para a avaliação da estabilidade de tensão de longo-prazo. 117 Capítulo 5 Gerador Síncrono com Conversor de Capacidade Nominal 5.1 Introdução O FRC e o DFIG são as concepções de aerogeradores mais utilizadas nos grandes parques eólicos do mundo todo, dominando uma fatia considerável do mercado eólico de fabricantes, conforme apresentado no Capítulo 2. O FRC é uma concepção de aerogerador a velocidade variável que pode ou não empregar caixa de engrenagens. A supressão da caixa de engrenagens evita custos de manutenção e interrupções, além de reduzir os custos fixos. Porém, um aerogerador sem caixa de engrenagens necessita de um gerador elétrico com muitos polos para poder compensar a baixa rotação da turbina eólica, tornando o gerador elétrico grande, pesado e caro. Isto exige que as naceles do FRC sejam maiores do que as do DFIG, encarecendo o custo do aerogerador FRC. Contudo, a caixa de engrenagens quando utilizada possui uma relação de engrenagens baixa e o projeto é simples e não onera o custo significativamente, pois o gerador elétrico possui uma grande quantidade de polos. Quando a caixa de engrenagens é eliminada, normalmente, adota-se o gerador síncrono, seja de rotor bobinado ou a imã permanente. O gerador síncrono a imã permanente é mais eficiente eletricamente e mais leve, porém mais caro do que o gerador síncrono de rotor bobinado. Nesta tese a ênfase será dada ao FRC com gerador síncrono de rotor bobinado, amplamente produzido pela fabricante alemã Enercon [68]. O FRC com gerador síncrono de rotor bobinado emprega uma ponte retificadora a diodos nos terminais do gerador síncrono ou conectado por transformador para adequação do nível de tensão. O fluxo de potência processado pela ponte retificadora é unidirecional, por conseguinte, não há controle sobre a potência transferida do retificador ao link CC. O controle da tensão do barramento CC é realizado por um 118 chopper tipo boost, enquanto que a potência ativa fornecida para rede e a tensão terminal são ambas controladas por inversor PWM do tipo fonte de tensão controlada, semelhante aos conversores do DFIG. A operação em velocidade variável é alcançada pelo inversor PWM que desacopla totalmente a frequência mecânica de rotação do gerador da frequência elétrica do sistema de potência. Vários estudos foram realizados com o FRC para avaliação da capacidade de ridethrough do aerogerador [68-70]. Entretanto, poucos estudos foram realizados com o FRC com o objetivo de avaliar a estabilidade de tensão de longo-prazo, especialmente considerando a sua capacidade de potência reativa e a inclusão de limites variáveis nas malhas de controle. Devido o FRC ser um aerogerador a velocidade variável, existe algumas semelhanças entre o FRC e o DFIG. De fato, a representação estática do FRC para estudos de fluxo de carga é a mesma do DFIG, podendo ser representado por barra PV ou barra PQ, dependendo do propósito do controle: tensão terminal ou fator de potência. A turbina eólica e o controle de passo seguem a mesma estratégia de aproveitamento ótimo do recurso eólico e evitar sobrecarga mecânica sobre as pás para velocidades de vento elevadas. O eixo mecânico é representado pelo modelo massa global simplesmente porque não existe caixa de engrenagens, logo o eixo pode ser considerado rígido e a equação (4.13) é válida também para o FRC. Devido a essas semelhanças esses componentes não serão abordados neste capítulo. Esse capítulo segue os mesmos objetivos do capítulo anterior: modelagem do gerador para estudos de estabilidade de tensão, modelagem das malhas de controle dos conversores, definição da curva de capacidade e dos limites variáveis das malhas de controle dos conversores considerando as limitações do aerogerador. 5.2 Modelo do Gerador Síncrono com Rotor Bobinado Pelo fato da rotação em baixa velocidade, o gerador síncrono é modelado como tendo polos salientes, constituído de um enrolamento de campo e dois enrolamentos amortecedores: um no eixo direto e outro no eixo em quadratura. Como o conceito de operação desta máquina é a velocidade variável, a fim de otimizar a geração da turbina eólica, poderão ocorrer grandes excursões da velocidade angular do rotor . Portanto, este efeito foi considerado no cálculo do torque eletromagnético e da tensão subtransitória . Para a solução da rede CA do lado do retificador, a máquina foi 119 representada por uma tensão atrás da reatância subtransitória de eixo direto saliência subtransitória foi desprezada). A dinâmica das componentes e (a é mostrada na Figura 5.1 abaixo. L'D' L L L'D L L E FD 1 sT d' 0 EQ' / 1 sT d''0 LD LL L D L'D SAT L D L'D L'D L L ID L'D' LL E Q'' L'D L'D' EQ'' / (a) Diagrama de bloco do eixo direto. ED'' / 1 sT qo'' LQ L'Q' IQ E D'' (b) Diagrama de bloco do eixo em quadratura. Figura 5.1 Diagrama de blocos das equações do gerador síncrono de polos salientes [69]. 5.3 Malha de Controle da Tensão do Capacitor A Figura 5.2 mostra o circuito do chopper tipo boost do link CC. Este circuito funciona pelo controle do disparo e do corte da chave de potência G1. Quando a chave é fechada, a corrente sobre o indutor aumenta, armazenando energia no campo magnético. Ao abrir a chave, o diodo D1 entra em condução imediatamente, carregando o capacitor. Este chaveamento é realizado em alta frequência (ordem de kHz) através do controle do índice de modulação que comanda a abertura ou o fechamento da chave 120 de potência G1, por sua vez controlando a tensão do capacitor e a corrente . Este chopper é chamado de boost porque a tensão de saída é sempre maior do que a tensão de entrada, consequentemente o índice de modulação está no intervalo [68]. D1 I cc 1 I cc' 2 I cc 2 C I cc L Vcc1 m1 G1 VC Controle Figura 5.2 Chopper tipo boost. A tensão é o valor médio da saída do retificador em ponte de 6 pulsos a diodos, dada por [68]: sendo o valor médio da tensão de saída do retificador sem carga terminal, éa resistência de comutação a qual depende da indutância parasita da fonte [66] e éo valor médio da corrente de saída do retificador. Caso exista um filtro conectado na barra terminal do gerador síncrono, a resistência de comutação da reatância do transformador resistência de comutação será dependente somente . Porém, o esquema adotado não emprega filtros e a deve incluir a reatância subtransitória síncrono além da reatância do transformador do gerador . Logo [69], Como não existe filtro conectado na barra terminal do gerador, a tensão de comutação será a tensão subtransitória será dada por [68]: do gerador síncrono [69]. Portanto, a tensão 121 Para representar a equação (5.3) em p.u. deve-se escolher uma base conveniente para ambos os lados e considerar a relação de transformação do transformador. Logo, onde é a constante do retificador. Substituindo (5.5) em (5.1), A tensão sobre o indutor será dada por: onde é a tensão sobre a chave de potência G1 e L a indutância do indutor. A tensão sobre o capacitor será calculada como: sendo C a capacitância do capacitor. Para controlar a tensão do capacitor e a corrente do indutor é necessário estabelecer relações entre essas variáveis e o índice de modulação Admitindo que não existe perdas na chave de potência G1 e no diodo D1, pode-se escrever [68]: Em termos de valores médios, o chopper conversor funciona como um transformador CC. O índice de modulação será dado por: 122 Pelas equações (5.4) – (5.10) é possível construir o diagrama de blocos da malha de controle do chopper conforme a Figura 5.3. Os limites relativos ao índice de modulação foram definidos anteriormente e os limites de corrente dependem das capacidades nominais da chave de potência e do diodo e não dependem das condições de ventos, portanto esses limites são fixos durante todo o estudo. Retificador R cr I CC 2 Chopper Indutor E '' a1 K c1 VCC1 Vd 0r ICC1 1 sL IC I CC 2' VCC 1' Controle do Chopper V C ref I REF max Vc 1 sC VC m1max I REF max I REF P+I VC Capacitor I REF min I REF min Ic m1max m1 P+I m1min m1min Figura 5.3 Diagrama de blocos da malha de controle do chopper [69]. O controle do chopper é dividido em duas malhas de controle. A malha externa controla a tensão do capacitor produzindo uma corrente de referência para a malha interna, a qual controla o índice de modulação para retornar a tensão do capacitor para a referência e a corrente do indutor para . As dinâmicas do indutor e do capacitor são representadas pelas funções de transferências e , respectivamente. O controle da tensão do capacitor é imprescindível para operação adequada do inversor PWM. Caso a tensão do capacitor ultrapasse a faixa p.u., o parque eólico é desconectado do sistema de potência. 123 O resistor de dissipação , acionado exclusivamente para suavizar os transitórios eletromecânicos decorrente de faltas, não esta representado na Figura 5.3. Quando ocorre um curto-circuito próximo ao aerogerador, a potência elétrica tende a diminuir e o rotor a acelerar. O resistor de dissipação evita que a máquina acelere dissipando energia até que o controle de passo atue diminuindo a potência elétrica de saída. A representação foi omitida porque para estudos de estabilidade de tensão de longo-prazo não ocorre atuação do resistor de dissipação pelo incremento da carga. 5.4 Malha de Controle do Inversor A Figura 5.4 mostra a representação do inversor PWM, idêntica aos conversores do DFIG. Para a rede CA o inversor é visto como uma fonte de tensão com módulo fase e controladas. O módulo é diretamente proporcional à tensão do capacitor e ao índice de modulação . Para o link CC o inversor é visto como uma fonte de corrente com magnitude diretamente proporcional ao índice de modulação A dinâmica do conversor é tão rápida que esta fora da janela de tempo de interesse da estabilidade de tensão de longo-prazo, sendo representada simplesmente por equações algébricas, dadas por [69]: onde as constantes e são definidas da maneira como foi feito para o DFIG. Vt Ic ' I CC 2 Barra Terminal Xt 2 Sistema CC S ICC 2 I cc RD E 2 VC Inversor Figura 5.4 Representação do inversor de tensão [69]. m2 2 124 Para se definirem as malhas de controle do inversor é necessário estabelecer uma estratégia para o controle vetorial. A Figura 5.5 apresenta a orientação para o controle vetorial do inversor na qual a tensão terminal está alinhada com o eixo em quadratura do controle vetorial, de forma semelhante ao que foi feito para o GSC. Para que o controle vetorial seja efetivo é necessário realizar uma transformação de eixos, pois as variáveis do eixo do sistema de potência eixo do controle possuem uma referência diferente do . Observe que a tensão interna do inversor no eixo do sistema de potência porque a fase esta representada é medida em relação a esse eixo. O inversor é responsável pelo controle de potência ativa e tensão terminal/fator de potência, conforme especificado. Im q E 2 Vt d i2 Vqc Vdc 2 Re Figura 5.5 Estratégia de controle para o inversor [69]. As potências ativa e reativa fornecidas para a rede são dadas por: As equações (5.12a,b) estão representadas no eixo do controle, sendo componentes de eixo direto e quadratura da tensão terminal e as , respectivamente; e são as componentes de eixo direto e quadratura da corrente do conversor respectivamente. Pela Figura 5.5 nota-se que: e , 125 Aplicando as condições de contorno (5.13) as equações (5.12a,b), obtém-se: Portanto, a potência ativa pode ser controlada pela componente reativa pela componente e a potência . Como inversor PWM é uma fonte de tensão controlada, necessita-se estabelecer relações entre as potências ativa e reativa fornecidas para a rede com as componentes e da tensão interna do inversor representada no eixo do controle. Todos os transitórios do estator (rede) são desprezados de modo que as variáveis do sistema de potência atingem o regime permanente instantaneamente. Ao invés de usar as equações de Pena [67] como foi feito para o GSC, admitindo regime permanente pela Figura 5.4, pode-se escrever: Aplicando as condições de contorno (5.13) em (5.16), Comparando ambos os lados da equação (5.18), pode-se inferir: Pelas equações (5.14a,b) e (5.19a,b) a potência ativa/velocidade é controlada pela componente componente , enquanto que a potência reativa/tensão terminal é controlada pela . Com base nessas informações, podem-se formular as malhas de 126 controle do inversor, definidas na Figura 5.6. Observe que essas malhas são muito semelhantes às malhas de controle do RSC definidas para o DFIG. r Temax ref Teref P+I Temin Pmin & dP / dt min Vdcmax I qcmax I qREF P+I I qc I qc min Vdcmax Vdc P+I I qc min Pref 1 1 sTP Temin I qcmax Pc Pmax & dP / dt max Temax Vdcmin Vdcmin (a) Malha de controle de potência ativa/velocidade. V ref Vt Qc Q c max Q c max P+I Q c min Q c min I dcmax Q REF I dcmax I dREF P+I I dcmin I dc I dcmin Vqcmax Vqcmax Vqc P+I Vqc min Vqc min (b) Malha de controle de tensão terminal/fator de potência. Figura 5.6 Malhas de controle do inversor [69]. Novamente os limites de tensão e corrente das malhas de potência ativa e potência reativa, podem ser definidos do mesmo modo que foram obtidos para o GSC. O limite é dado por (veja Figura 5.7): 127 onde é a corrente nominal do inversor. O limite de tensão do inversor pode apresentar limitações mais severas do que a corrente nominal, porém à medida que o inversor e o link CC são sobredimensionados, a corrente nominal torna-se a principal limitação de potência reativa [40]. O limite de tensão foi desprezado no cálculo dos limites do GSC e também desprezado no cálculo dos limites do inversor. Logo, os limites de tensão são dados por: q Ic corrente não-limitada I c max I qc corrente limitada I dcmax d Figura 5.7 Limitação de corrente do inversor [69]. A Figura 5.8 apresenta o sistema de controle do FRC mostrando como as malhas de controle interagem. A tensão do capacitor através do índice de modulação é controlada pelo chopper . É importante ressaltar que o controle da tensão do link CC é indispensável para a operação adequada do inversor, o qual é a principal interface com o sistema de potência. A velocidade do gerador é controlada pela demanda para a curva de referência , a qual serve de entrada (disponível no Anexo) que realimenta o controle do inversor pelo erro de velocidade para a malha de controle de potência ativa dada na Figura 5.6(a). Caso a velocidade do gerador seja maior do que a velocidade nominal 128 ( ) o controle de passo atua aumentando o angulo de passo para reduzir a potência mecânica entregue pela turbina eólica. A tensão terminal é controlada pela tensão de referência , a qual pode ser fornecida pelo um controle secundário de tensão, ou simplesmente, o valor nominal da tensão terminal. O erro de tensão serve a malha de controle de potência reativa dada na Figura 5.6(b). Caso o controle do fator de potência seja especificado, a potência reativa é calculada de modo a manter constante o fator de potência desejado. Regulador de Tensão V1 I CC 2 E fd Gerador Síncrono E" Tm Filtro e Transformador I1 Turbina Eólica V r max VCC1 I CC1 Controle de Passo Retificador a Diodo Sistema CC VC m2 m1 Controle do Chopper E2 2 Inversor de Tensão Pt 2 Vt V Controle do Inversor ref Xt2 Vref Pref Wref Figura 5.8 Sistema de controle do FRC. 5.5 Curva de Capacidade do FRC A curva de capacidade determina os limites de potência reativa da malha de controle de tensão terminal/fator de potência. A capacidade de potência reativa do FRC está intimamente ligada à capacidade do inversor, a qual pode ser aumentada por um pequeno custo no sobredimensionamento do inversor, oferecendo capacidades de potência reativa até 0,6 p.u. em carga nominal [40]. A viabilidade econômica do incremento da capacidade do inversor com o suporte de reativa como parte de serviços ancilares oferecidos pelos aerogeradores FRC é comprovadamente positiva para o investidor e para a estabilidade do sistema de potência [40,51]. A avaliação correta dos limites de potência reativa é necessária para não danificar o inversor e criar conclusões errôneas a respeito da margem de estabilidade de tensão do sistema de potência. A curva de capacidade do inversor é um semicírculo centrado na origem com raio igual à potência aparente. A limitação de potência reativa nesse caso se deve a 129 corrente máxima que o equipamento pode suportar, a qual foi realizada igual à corrente nominal. Essa limitação é idêntica ao limite de corrente do estator para o DFIG, matematicamente dada por: e onde A capacidade do inversor sofre dos mesmos efeitos adversos da redução da tensão terminal como foi exposto para o DFIG. Isso pode ser comprovado pela equação (5.22c) que relaciona diretamente a tensão terminal com a potência aparente. Normalmente, o inversor é sobredimensionado acima do nominal do gerador, seja para o aerogerador cumprir as metas do código de rede ou para o investidor obter maiores ganhos fornecendo potência reativa ao sistema de potência em momentos que a velocidade dos ventos é baixa. Nesse sentido é importante considerar a limitação de potência mecânica da turbina eólica, pois o inversor sobredimensionado possui capacidade maior do que a turbina. Logo, a curva de capacidade do FRC deverá ser limitada também pela potência mecânica nominal da turbina eólica. A Figura 5.9 compara as curvas de capacidades do DFIG e FRC considerando a operação do GSC para tensão terminal nominal. Essas curvas foram plotadas na base de potência do DFIG, cujos dados encontram-se no Anexo conjuntamente com os dados do FRC. As curvas de capacidade do DFIG na Figura 5.9 são as mesmas apresentadas no capítulo anterior e a curva de capacidade do FRC considera o mesmo sobredimensionamento de 5,3% para a capacidade do inversor em relação à potência mecânica da turbina eólica, ou seja, a potência nominal do inversor é igual a 895 kVA. Conforme a potência ativa aumenta, ocorre redução do limite de potência reativa. Por este motivo, considerar os limites de potência reativa fixos é uma hipótese conservadora a respeito da estabilidade de tensão de longo-prazo, pois a velocidade do vento esta variando continuamente, modificando a potência ativa e consequentemente o limite de potência reativa. 130 É notável o ganho de potência reativa do DFIG quando o GSC entra em operação, superando o FRC o qual apresenta conversores com capacidade superior. Porém, quando o GSC opera com fator de potência unitário, ou seja, sem fornecer potência reativa, o FRC apresenta um limite bem maior de potência reativa em relação ao DFIG. 1 0.9 Potência Ativa (p.u.) 0.8 Limite da Turbina Eólica 0.7 0.6 DFIG (RSC) Qmax 0.5 0.4 FRC Qmax 0.3 DFIG (RSC+GSC) Qmax 0.2 DFIG(RSC) FRC DFIG(RSC+GSC) 0.1 0 -1.5 -1.2 -0.9 -0.6 -0.3 0 0.3 Potência Reativa (p.u.) 0.6 0.9 1.2 Figura 5.9 Curva de capacidade do DFIG e FRC para tensão terminal igual a 1 p.u. Aumentando a capacidade nominal do inversor para 1 MVA, ou seja, considerando um sobredimensionamento de 17,6% em relação a potência mecânica da turbina eólica, o limite de potência reativa do FRC praticamente iguala-se ao DFIG(RSC+GSC), conforme mostra a Figura 5.10. Em relação ao caso anterior, houve um acréscimo de 12,3% de capacidade no inversor do FRC para que este pudesse igualar o limite de potência reativa do DFIG(RSC+GSC), levando em conta que os conversores do DFIG estão sobredimensionados em apenas 5,3%. Isto explica a importância do GSC para a estabilidade de tensão de longo-prazo. Naturalmente, conforme aumenta a capacidade do inversor o custo da energia gerada fica mais cara, dessa forma o DFIG pode oferecer energia mais barata do que o FRC para um mesmo nível de segurança do sistema de potência. A análise de diferentes sobredimensionamentos do inversor do FRC e dos conversores do DFIG sobre a estabilidade de tensão de longo-prazo, assim como a análise de custo envolvida no preço da energia gerada está fora do escopo desta tese de doutorado. 131 1 0.9 0.8 Potência Ativa (p.u.) 0.7 0.6 0.5 0.4 0.3 DFIG(RSC) FRC DFIG(RSC+GSC) 0.2 0.1 0 -1.5 -1.2 -0.9 -0.6 -0.3 0 0.3 Potência Reativa (p.u.) 0.6 0.9 1.2 Figura 5.10 Curvas de capacidade considerando a potência do inversor do FRC igual a 1 MVA. 5.6 Conclusões Valendo-se das conclusões do capítulo anterior, os limites variáveis nas malhas de controle do inversor do FRC são adotados nesta tese para adequação quanto à premissa da variação da velocidade do vento nos estudos de estabilidade de tensão de longo-prazo. A construção da curva de capacidade do FRC é muito mais simples do que a curva do DFIG, apresentando limitações apenas para o inversor e turbina eólica. Dependendo do sobredimensionamento dado ao inversor, a capacidade de potência reativa do FRC pode ser expandida por um custo muito baixo. Em condições nominais, o FRC apresenta capacidade maior do que o DFIG, porém quando o GSC entra em operação o DFIG supera o FRC. Entretanto, não existe na literatura qualquer estudo comparativo entre o DFIG e o FRC qualificando a importância de cada tecnologia para preservação da estabilidade de tensão de longo-prazo. O próximo capítulo demonstra por meio de resultados a contribuição de cada tecnologia de aerogerador na estabilidade de tensão de longo-prazo. 132 Capítulo 6 Resultados 6.1 Introdução Este capítulo apresenta os resultados de simulações referentes aos estudos e análises do impacto de aerogeradores a velocidade fixa e variável na estabilidade de tensão de longo-prazo de sistemas de potência, realizados em diferentes cenários de operação envolvendo, sobretudo, os modelos dinâmicos do OEL e OLTC, combinados com modelos estáticos e dinâmicos de cargas (motor de indução), usando simulações no domínio do tempo. Primeiramente, a estabilidade de tensão será avaliada pela comparação dos aerogeradores SCIG e DFIG, desprezando inicialmente o efeito dos limites variáveis nas malhas de controle. Em seguida, os modos de controle (fator de potência ou tensão terminal) dos aerogeradores a velocidade variável são analisados sob o ponto de vista da estabilidade de tensão de longo-prazo. Outro estudo abordado na presente tese é a análise da contribuição de aerogeradores a velocidade variável para a estabilidade de tensão de longo-prazo considerando cenários de regimes de velocidades de vento alta e baixa. Todos os estudos anteriores consideram o conversor GSC do DFIG operando com fator de potência unitário, ou seja, sem fornecer potência reativa. O último estudo desta tese analisa a contribuição decisiva do conversor GSC do DFIG no suporte de potência reativa para o controle da tensão terminal e prevenção do colapso de tensão. Todas as simulações foram realizadas utilizando os softwares ANAREDE e ANATEM desenvolvidos pelo CEPEL [71,72], ferramentas computacionais amplamente usadas para realização de estudos de expansão e operação do sistema elétrico brasileiro. 133 6.2 Sistema Teste A rede elétrica adotada nas simulações desta tese de doutorado é apresentada na Figura 6.1 por meio do seu diagrama unifilar. Para fins dos estudos pretendidos, foram realizadas modificações no sistema original apresentado na referência [49], no qual foram acrescentados a barra 12 e do transformador T6 para conexão do parque eólico indicado na barra 12. Duas gerações síncronas convencionais são modeladas: G2 e G3. G1 é a barra de referência do sistema de potência podendo ser considerado um sistema de grande porte. Dependendo do estudo analisado o parque eólico é representado, alternadamente por aerogeradores: SCIG, DFIG ou FRC. O dispositivo OEL encontrase instalado nos geradores G2 e G3. O OLTC está conectado no trecho entre as barras 10 e 11. Os modelos e dados do OEL [49] e OLTC [73] adotados nas simulações encontram-se no Anexo. Dependendo do estudo realizado, diferentes cenários de carga e geração são adotados, bem como diferentes composições a respeito da carga. O parque eólico segue o regime de ventos indicado na Figura 6.2. 6 1 T1 7 T3 G3 5 G1 T4 Barra Inifinita 3 2 8 T6 T2 G2 T5 9 18 Velocidade do vento (m/s) 16 14 12 10 8 0 50 100 150 Tempo (s) 200 Figura 6.2 Regime de ventos. 250 Parque Eólico 10 OLTC 11 Figura 6.1 Diagrama unifilar do sistema teste. 6 12 300 134 6.3 Impactos Causados pela Integração de Aerogeradores SCIG e DFIG [74] Diferentes cenários de geração foram considerados conforme a Tabela 6.1. Para ambos os cenários foi considerada uma geração de 200,9 MW na barra 12, composta por um parque eólico de 250 máquinas de 850 kW. O parque eólico é constituído ora por aerogeradores DFIG ora por aerogeradores SCIG, alternadamente, de modo a avaliar seu impacto na estabilidade de tensão de longo-prazo. Para o caso do DFIG, a geração eólica foi declarada no fluxo de carga como barra PQ gerando 200,9 MW + j0,0 Mvar e nas simulações dinâmicas foi considerado o controle da tensão terminal. No caso do SCIG foi alocado um banco de capacitores na barra 12 para compensar a potência reativa consumida pelo aerogerador, de modo que ele opere com fator de potência unitário. Este ajuste foi feito considerando apenas o Cenário 1. As simulações são encerradas em 200 segundos. A carga da barra 8 foi representada 100% como impedância constante, e a carga da barra 11 foi representada por 50% corrente constante e 50% impedância constante, tanto para a componente de potência ativa quanto para a de potência reativa. Tabela 6.1 Cenários de geração. Cenário Gerador 1 Gerador 2 Gerador 3 DFIG P(MW) Q(Mvar) P(MW) Q(Mvar) P(MW) Q(Mvar) P(MW) Q(Mvar) Cenário 1 3.767,9 462,7 1.736,0 -236,1 1.154,0 389,8 200,9 0,0 Cenário 2 4.312,4 1.086,4 1.736,0 422,4 1.154,0 1.030,2 200,9 0,0 Cenário Gerador 1 Gerador 2 Gerador 3 SCIG P(MW) Q(Mvar) P(MW) Q(Mvar) P(MW) Q(Mvar) P(MW) Q(Mvar) Cenário 1 3.767,9 462,7 1.736,0 -236,1 1.154,0 389,8 200,9 0,0 Cenário 2 4.321,0 1.109,9 1.736,0 450,1 1.154,0 1.059,4 200,4 -8,5 Para avaliar os diferentes impactos causados pelos aerogeradores SCIG e DFIG na estabilidade de tensão de longo-prazo, duas análises foram feitas, as quais são apresentadas a seguir. Abertura de uma linha de transmissão no trecho 6-7 quando o sistema de potência opera no Cenário 2; Aumento gradativo da carga de 20% em relação à carga inicial do Cenário 1. 135 6.3.1 Abertura de uma Linha de Transmissão no Trecho 6-7 Nesta análise considera-se o cenário 2 e aplica-se a abertura de uma linha de transmissão entre as barras 6 e 7 no instante de 1 segundo. Após a abertura da linha de transmissão, a demanda por reativos no sistema aumenta e os geradores tendem a fornecer mais reativos, aumentando a corrente de campo das máquinas. No entanto, a corrente de campo não pode aumentar indefinidamente de modo a manter a máquina em operação segura e estável. Assim, quando a corrente ultrapassa um determinado valor limite, o OEL atua reduzindo a corrente de campo, e consequentemente a potência reativa fornecida pela máquina. Isto pode ser observado na Figura 6.3, que mostra a redução da corrente de campo do gerador G3 e a consequente redução na potência reativa fornecida pela máquina. Nota-se quando o DFIG está operando, o gerador G3 apresenta uma excitação menor, ocasionando uma retardação um pouco maior na atuação do OEL, neste caso o OEL atua no instante de 11 segundos, enquanto para o SCIG o OEL atua em 9 segundos. Ressalta-se que a atuação do OEL pode contribuir de forma efetiva para o fenômeno da instabilidade de tensão. 1.85 1400 Potência Reativa injetada por G3 (Mvar) 1.8 Corrente de campo de G3 (p.u) DFIG SCIG DFIG SCIG 1.75 1.7 1.65 1.6 1.55 1300 1200 ação do OEL 1100 1000 900 1.5 0 20 40 60 80 100 120 Tempo (s) 140 (a) Corrente de campo. 160 180 200 800 0 20 40 60 80 100 120 Tempo (s) 140 160 180 (b) Potência reativa. Figura 6.3 Comportamento das variáveis do gerador G3. Com uma queda significativa na tensão, quer seja pela saída da linha como pela atuação do OEL, o OLTC atua aumentando o tap para absorver mais reativos do sistema e elevar a tensão da barra 11 para a tensão de referência. Porém, enquanto o OLTC proporciona o aumento da tensão na barra 11 (Figura 6.4(a)), a tensão nas outras barras 200 136 diminui, como pode-se observar a tensão da barra 8 ilustrada na Figura 6.4(b). A diminuição da tensão na barra 8 ocorre até o OLTC alcançar o seu tap superior, o que ocorre um pouco antes de 60 segundos. Observa-se pela Figura 6.4 que as tensões nas barras de carga variam consideravelmente com o vento após 60 segundos, inclusive com a presença do gerador DFIG, pois diante de tal cenário operativo crítico, a potência reativa do DFIG ilustrada na Figura 6.5, atinge seu limite operacional (80 Mvar) após a retirada da linha, devido a limitação da componente da corrente do rotor imposta pelo controle. 0.92 0.96 DFIG SCIG DFIG SCIG 0.95 0.91 Tensão na barra-8 (p.u.) Tensão na barra-11 (p.u.) 0.94 0.9 Flutuação da tensão com o vento ação do OEL 0.89 ação do OLTC 0.88 ação do OEL 0.93 ação do OLTC 0.92 Flutuação da tenão com o vento 0.91 0.9 0.87 0.89 0.86 0 20 40 60 80 100 120 Tempo (s) 140 160 180 200 0.88 0 20 40 60 80 100 120 Tempo (s) 140 160 180 (b) Barra 8. (a) Barra 11. Figura 6.4 Tensões nas barras de carga. Potência Reativa injetada pelo parque eólico(Mvar) 100 DFIG SCIG 50 0 -50 -100 -150 0 20 40 60 80 100 120 Tempo (s) 140 160 180 200 Figura 6.5 Potência reativa fornecida/consumida pela barra de geração eólica. Embora o DFIG fique sem capacidade de regular a tensão diante das variações de vento observadas após 60 segundos, nota-se que quando o mesmo está em operação, 200 137 ambas as barras de carga mantém tensões mais elevadas em relação ao caso que o SCIG é usado, devido ao fato do gerador DFIG fornecer potência reativa para o sistema contribuindo positivamente para a estabilidade, enquanto que o SCIG absorve potência reativa, após a retirada da linha, contribuindo para uma maior queda de tensão nas barras. 6.3.2 Aumento de Carga de 20% Nesta análise considera-se o incremento sucessivo da demanda total do sistema, desde 1 segundo até 200 segundos, com incrementos de 0,1% em relação a carga inicial do Cenário 1 a cada segundo. Ao final da simulação, tem-se um aumento de 20% em relação à carga inicial. O Cenário 1 foi escolhido pois apresenta a condição de operação mais otimista para o sistema. A Figura 6.6 apresenta o comportamento das tensões nas barras 8 e 11. Nota-se que com o aumento da demanda, a tensão diminui fazendo com que o OLTC atue para manter a tensão na barra 11 próximo à tensão de referência. Porém, enquanto o OLTC opera para restaurar a tensão na barra 11, a tensão da barra 8 diminui progressivamente, contribuindo negativamente para a estabilidade de tensão. Por esta razão, a potência ativa consumida pela carga da barra 11 continua aumentando, enquanto que a potência ativa consumida pela carga da barra 8 começa a reduzir, como pode ser observado pela Figura 6.7(a). Isso se deve a dependência da tensão na característica da carga. 1.04 0.92 DFIG SCIG 0.9 0.89 0.88 DFIG SCIG 1.02 Tensão na barra-8 (p.u.) Tensão na barra-11 (p.u.) 0.91 ação do OLTC 0.87 1 0.98 ação do OLTC 0.96 0.94 ação do OEL 0.85 ação do OEL 0.92 0.86 0.9 0 20 40 60 80 100 120 Tempo (s) 140 160 180 200 0 20 40 60 80 100 120 Tempo (s) (b) Barra 8. (a) Barra 11. Figura 6.6 Tensões nas barras de carga. 140 160 180 200 138 A Figura 6.7(b) apresenta o comportamento da corrente de campo do gerador G3 pela atuação do OEL. Nota-se quando o SCIG está em operação, após 150 segundos a corrente de campo atinge seu limite máximo e o OEL atua, reduzindo bruscamente a corrente de campo e a potência reativa fornecida pelo gerador G3, e consequentemente, as tensões das barras 8 e 11. Quando o DFIG está conectado, a atuação do OEL só ocorre em 163 segundos. Assim, nota-se que a operação do DFIG no sistema tem efeito positivo, postergando a atuação do OEL, proporcionando menor risco de intervenção da proteção de subtensão e a degradação da segurança do sistema. 3800 1.65 1.6 3700 3600 Carga (MW) 3500 Barra-11 ação do OLTC ação do OEL 3400 Barra-8 3300 3200 Corrente de Campo de G3 (p.u.) 1.55 1.5 1.45 1.4 DFIG SCIG 1.35 1.3 1.25 DFIG SCIG 3100 3000 0 20 40 1.2 60 80 100 120 Tempo (s) 140 160 180 200 (a) Carga nas barras 8 e 11. 1.15 0 20 40 60 80 100 120 Tempo (s) 140 160 180 (b) Potência reativa do gerador G3. Figura 6.7 Efeitos da comutação dos taps do OLTC. A Figura 6.8 apresentam as curvas PV que mostram o comportamento da tensão nas barras 11 e 8, a medida que a carga aumenta. Estas curvas foram obtidas por meio de simulações que consideram a dinâmica dos equipamentos presentes na rede. Através delas, pode-se obter o ponto de máximo carregamento do sistema, que é a potência máxima que o sistema pode alcançar. Os resultados mostram que a inserção da geração eólica contribui positivamente para o aumento do máximo carregamento do sistema. Quando comparadas as duas tecnologias de geração eólica, nota-se que a máxima potência transferida aumenta ainda mais quando o DFIG é usado, pois este tipo de tecnologia possui capacidade de fornecer potência reativa para o sistema, pelo controle de tensão da máquina. Deve-se destacar que o traçado das curvas PV são irregulares, pois representam as ações discretas do OEL e do OLTC, as quais não são modeladas por meio de análise estática (fluxo de carga). 200 139 Devido à capacidade de injeção de potência reativa dos aerogeradores a velocidade variável proporcionado pelos conversores de eletrônica de potência, inevitavelmente o DFIG apresentará melhor desempenho do que o SCIG. Por este motivo, os estudos seguintes são avaliados exclusivamente considerando as tecnologias de aerogeradores a velocidade variável. É importante destacar que a capacidade de potência reativa foi considerada invariável com as condições de operação, desprezando os efeitos dos limites variáveis na capacidade de potência reativa. Todos os casos seguintes consideram os limites variáveis. É imprescindível considerar os limites 0.92 1.06 0.91 1.04 0.9 1.02 Tensão na barra-8 (p.u.) Tensão na barra-11 (p.u.) variáveis para validar a análise dos estudos de estabilidade de tensão de longo-prazo. 0.89 0.88 0.87 0.86 0.85 0.83 6550 6600 6650 6700 6750 6800 6850 Carregamento (MW) 6900 6950 7000 1 0.98 0.96 0.94 0.92 DFIG SCIG Sem parque eólico 0.84 DFIG SCIG Sem parque eólico 0.9 7050 0.88 6550 (a) Barra 11 6600 6650 6700 6750 6800 6850 Carregamento (MW) 6900 6950 7000 (b) Barra 8 Figura 6.8 Curvas PV. 6.4 Impactos dos Diferentes Modos de Controle do DFIG [75] O sistema teste usado nesse estudo é o mesmo apresentado na Figura 6.1. Dois cenários de geração foram considerados. No cenário 1, a carga da barra 8 foi representada 100% como impedância constante, e a carga da barra 11 foi representada por 50% corrente constante e 50% impedância constante, tanto para a componente de potência ativa quanto para a de potência reativa. Já no cenário 2 foi considerada a modelagem estática e dinâmica das cargas. A componente ativa da carga da barra 8 foi representa por um equivalente de 450 motores de indução. O parque eólico é composto de 1420 máquinas de 850 kW. A Tabela 6.2 apresenta os níveis de geração dos dois cenários. 7050 140 Tabela 6.2 Cenários de geração e controle do DFIG. Gerador G1 Gerador G2 Gerador G3 DFIG (modo PV) DFIG (modo PQ) Cenário 1 2.747 MW 1.736 MW 1.154 MW 1.200 MW - j364 Mvar 1.200 MW + j100 Mvar Cenário 2 1.115,5 MW 1.736 MW 1.154 MW 1.200 MW - j14,3 Mvar 1.200 MW + j200 Mvar O estudo foi realizado pela análise dos impactos dos modos de controle do DFIG: tensão terminal (modo PV) ou fator de potência 0,99 adiantado (modo PQ). Dois casos foram analisados: Cenário 1: carga estática; Cenário 2: carga estática e dinâmica; As simulações foram executadas considerando um gradativo aumento de carga de 20%, com incrementos de 0,1% a cada segundo até 200 segundos, encerrando a simulação em 300 segundos. 6.4.1 Cenário 1: Carga Estática Conforme a carga aumenta, a tensão na barra 11 diminui, ocasionando a atuação do OLTC para manter a tensão próxima a referência, em ambos os modos de controle, como mostra a Figura 6.9. Contudo, enquanto o OLTC melhora o perfil de tensão na barra 11, a cada operação do tap a tensão da barra 8 é progressivamente degradada e a potência reativa fornecida pelos geradores síncronos aumenta, principalmente quando o modo de controle do fator de potência é empregado pela geração eólica, conforme mostra a Figura 6.10. No modo de controle de tensão, o DFIG mantém o nível de tensão na barra devido a sua capacidade de fornecimento de potência reativa. A redução da tensão nas barras 8 e 11 são diretamente refletidas na corrente de campo do gerador G3. Conforme a carga aumenta, o regulador de tensão do gerador G3 rapidamente restaura a tensão terminal pelo aumento da excitação. Isso resulta em um fluxo adicional de potência reativa pelas indutâncias dos transformadores e linhas de transmissão, causando um aumento nas perdas do sistema e quedas de tensão. Nesta 141 situação, o gerador G3 tende a alcançar o limite da corrente de campo com o aumento de carga, como mostra a Figura 6.11. 0.925 Controle de tensão Controle do fator de potência 0.92 Tensão na barra-11 (p.u.) 0.915 0.91 0.905 0.9 0.895 0.89 0.885 0.88 0 50 100 150 Tempo (s) 200 250 300 Figura 6.9 Tensão na barra 11. No Cenário 1, o OEL do gerador G3 é ativado somente quando o DFIG opera com controle do fator de potência, reduzindo a margem estabilidade de tensão de longoprazo. Por outro lado, como pode ser visto na Figura 6.11, o modo controle de tensão do DFIG evita a atuação do OEL, apesar da corrente de campo do gerador G3 ser maior nos 110 segundos iniciais. Como consequência o controle de tensão oferece menores riscos de intervenção da proteção e degradação da segurança do sistema de potência. 1.1 1.6 1.5 Corrente de campo de G3 (p.u.) Tensão na barra-8 (p.u.) Controle da tensão Controle do fator de potência 1.05 1 1.4 atuação do OEL 1.3 1.2 1.1 Controle de tensão Controle do fator de potência 1 0.95 0 50 100 150 Tempo (s) 200 Figura 6.10 Tensão na barra 8. 250 300 0.9 0 50 100 150 Tempo (s) 200 250 Figura 6.11 Corrente de campo em G3. A Figura 6.12 mostra o comportamento do OLTC durante o aumento de carga. O OLTC atinge o seu limite superior quando os aerogeradores são configurados para 300 142 operarem com controle do fator de potência, e neste caso o DFIG não consegue fornecer potência reativa para manter as tensões no sistema. A situação torna-se mais crítica a cada mudança de tap, porque a potência reativa injetada pelos geradores síncronos tende a alcançar o seu limite, levando a perda do controle de tensão. Por outro lado, quando o modo de controle de tensão é empregado, o OLTC não atinge o seu tap superior, aumentando a margem de estabilidade de tensão de longo-prazo. A Figura 6.13 mostra que conforme a carga aumenta, quando o DFIG opera com controle de tensão, este reduz imediatamente a potência reativa consumida, injetando potência reativa no sistema, continuamente até 187 segundos quando atinge o limite máximo de potência reativa. O modo de controle de tensão melhora o balanço de potência reativa fornecida e consumida no sistema de potência. 1.15 Potência Reativa injetada pelo DFIG (Mvar) 800 Tap (p.u.) 1.1 1.05 1 0.95 Controle de tensão Controle do fator de potência 0.9 0 50 100 150 Tempo (s) 200 250 Figura 6.12 Posição do tap. 300 controle de tensão 600 400 200 controle do fator de potência 0 -200 -400 -600 0 50 100 150 Tempo (s) 200 250 Figura 6.13 Potência reativa do DFIG. A Figura 6.14 mostra a curva PV da barra 8 quando o DFIG opera com controle do fator de potência ou tensão terminal. Estas curvas foram obtidas pelo aumento da carga e plotando a tensão na barra 8 considerando os aspectos dinâmicos dos eequipamentos do sistema. Esta curva indica que o ponto de máximo carregamento (“nariz” da curva), o qual é a máxima potência que o sistema pode fornecer, aumenta significativamente quando o DFIG opera com controle de tensão. É importante destacar que os contornos das curvas PV são irregulares sendo que elas representam a atuação discreta dos equipamentos OEL e OLTC. 300 143 1.1 Tensão na barra-8 (p.u.) Controle de tensão Controle do fator de potência 1.05 1 0.95 6600 6800 7000 7200 7400 Carregamento (MW) 7600 7800 Figura 6.14 Curva PV da barra 8. 6.4.2 Cenário 2: Carga Estática e Dinâmica Como pode ser visto nas figuras 6.15 e 6.16, a operação do DFIG com controle do fator de potência resulta no colapso de tensão do sistema, ocasionada pela ação combinada do OEL e OLTC. Neste caso, a estratégia de controle do fator de potência degrada a margem de estabilidade de tensão de longo-prazo do sistema de potência. 1 1.05 0.95 1 Tensão na barra-8 (p.u.) Tensão na barra-11 (p.u.) 0.95 0.9 0.85 0.8 Controle de tensão Controle do fator de potência 0.75 0.85 0.8 Controle de tensão Controle do fator de potência 0.75 0.7 0.65 0.9 0.7 0.65 0 50 100 150 Tempo (s) 200 Figura 6.15 Tensão na barra 11. 250 300 0 50 100 150 Tempo (s) 200 250 Figura 6.16 Tensão na barra 8. A Figura 6.17 mostra o comportamento da corrente de campo do gerador G3. O controle do fator de potência aumenta a demanda da corrente de campo e o OEL opera em 160 segundos reduzindo a corrente de campo, e consequentemente, a potência reativa injetada pelo gerador G3 diminui. Por outro lado, quando o DFIG opera com controle de tensão o OEL é ativado somente em 240 segundos, aumentando a margem 300 144 de estabilidade de tensão. O controle de tensão do DFIG demonstra que pode ser utilizado para melhorar a estabilidade de tensão de longo-prazo em um sistema de potência com alto nível de penetração eólica. Pode-se concluir que o controle de tensão do DFIG tem um efeito positivo na estabilidade de tensão quando o sistema de potência é submetido a um gradual aumento de carga, considerando os aspectos dinâmicos combinados do OLTC e OEL em conjunto com a característica da carga. É importante destacar que a característica da carga e os equipamentos usados no controle de tensão do sistema de potência estão entre os principais fatores que afetam a estabilidade de tensão. A Figura 6.18 mostra o comportamento do OLTC durante o aumento de carga. Observe que o OLTC encontra-se na posição de tap mínimo quando o DFIG opera com controle do fator de potência, e a priori as perdas reativas nas linhas de transmissão são menores em relação ao caso do controle de tensão. Contudo, durante a dinâmica o OLTC efetua várias mudanças de tap em sequência até atingir o tap superior, aumentando o consumo de potência reativa a cada mudança de tap, o que ocasiona a atuação precoce do OEL conforme visto na Figura 6.17, e aumenta o risco de instabilidade de tensão. Isso se deve ao fato de que a potência reativa fornecida pelo DFIG não aumenta conforme a demanda. Esta é a grande desvantagem do controle do fator de potência. Por outro lado, o controle de tensão retarda a atuação do OLTC. Quando o OLTC não efetua mudanças na posição do tap, a potência reativa absorvida aumenta pouco, assim como as perdas nas linhas de transmissão, causando apenas uma pequena queda nas tensões. Neste caso, o sistema de potência esta muito mais apto a manter a estabilidade de tensão. 1.12 1.8 1.1 1.7 1.6 1.06 1.5 Tap (p.u.) Corrente de campo de G3 (p.u.) 1.08 1.4 1.04 1.02 1 0.98 1.3 1.1 0 50 100 150 Tempo (s) 200 250 Figura 6.17 Corrente de campo do gerador G3. Controle de tensão Controle do fator de potência 0.96 Controle de tensão Controle do fator de potência 1.2 0.94 300 0.92 0 50 100 150 Tempo (s) 200 Figura 6.18 Posição do tap. 250 300 145 O controle da tensão terminal pelo DFIG baseado no controle da corrente do rotor permite a manutenção da potência reativa consumida pelos motores como mostra a Figura 6.19. Neste caso, não existe necessidade de compensação extra de potência reativa para manutenção da estabilidade de tensão de longo-prazo do sistema de potência. Por outro lado, o controle do fator de potência causa um aumento na potência reativa drenada pelos motores, necessitando de compensação adicional para evitar o colapso de tensão provocado pelo estol dos motores. A Figura 6.20 mostra a curva PV da barra 8 para ambos os modos de controle. Os resultados mostram que o controle de tensão aumenta o ponto de máximo carregamento, uma vez que este modo de controle pode fornecer suporte de potência reativa ao sistema de potência. As simulações indicam que o controle de tensão do DFIG representa um benefício para o sistema, aumentando a margem de estabilidade de tensão do sistema de potência. Indiscutivelmente, o suporte potência reativa por parte do controle da tensão terminal é decisivo para a estabilidade de tensão e os estudos seguintes foram realizados considerando somente o modo de controle da tensão 2400 1.05 2200 1 0.95 2000 Controle de tensão Controle do fator de potência Tensão na barra-8 (p.u.) Potência Reativa absorvida pelos motores (Mvar) terminal, tanto para o DFIG quanto o FRC. 1800 1600 1400 0.9 0.85 0.8 0.75 Controle de tensão Controle do fator de potência 1200 0.7 1000 0 50 100 150 Tempo (s) 200 250 Figura 6.19 Potência reativa absorvida pelos 300 0.65 4400 4600 4800 5000 5200 5400 Carregamento (MW) 5600 5800 Figura 6.20 Curva PV na barra 8. motores. 6.5 Contribuição de Aerogeradores a Velocidade Variável para Suporte de Potência Reativa [76] Para fins do estudo pretendido, foram realizadas modificações no sistema teste apresentado, transferindo o gerador síncrono G2 (com OEL instalado) para a barra 3 e o parque eólico para a barra 2, excluindo a barra 12, conforme a Figura 6.21. O estudo é 6000 146 conduzido substituindo a cada simulação o DFIG, FRC e gerador síncrono com OEL na barra 2, todos com mesma capacidade de geração. Os aerogeradores DFIG e FRC operam controlando a tensão terminal, pois este modo de controle é mais efetivo para a estabilidade de tensão. Nesse estudo a capacidade do inversor do FRC é igual a 1 MVA. O parque eólico é composto por um gerador equivalente de 1.324 turbinas de 850 kW com níveis de geração 1.000 MW e 425 MW para regimes de velocidades de vento alta e baixa, respectivamente, conforme a Figura 6.22. O sistema encontra-se operando no cenário de carga leve segundo [49]. 6 1 T1 7 T3 G2 (1736 MW) 5 G1 T4 Barra de Referência 3 2 8 T2 T5 9 10 OLTC 11 Parque Eólico Figura 6.21 Sistema teste modificado com parque eólico transferido para a barra 2. 18 Velocidade do Vento (m/s) 16 14 12 10 Alta Velocidade Baixa Velocidade 8 6 4 2 0 50 100 150 Tempo (seg) 200 250 300 Figura 6.22 Regimes de vento com velocidades altas e baixas. A carga estática da barra 8 foi representada 100% impedância constante para as componentes ativa e reativa, enquanto a carga da barra 11 foi representada por 50% corrente constante e 50% impedância constante, para ambas componentes ativa e reativa. 147 O estudo foi desenvolvido para mostrar como o DFIG e FRC contribuem para a estabilidade de tensão de longo-prazo. Com este objetivo, simulações foram executadas para os regimes de alta e baixa velocidade do vento com incrementos de 0,1% a cada segundo até 200 segundos, totalizando um aumento de carga de 20%, encerrando a simulação em 300 segundos. Neste sentido, o comportamento dinâmico do sistema é investigado quando o gerador síncrono convencional, DFIG e FRC são alternadamente conectados na barra 2. As figuras 6.23 e 6.24 apresentam o comportamento da tensão na barra 8 considerando condições de alta e baixas velocidades do vento, respectivamente. Observa-se que a tensão na barra 8 diminui menos quando o FRC é conectado, para condições de baixas velocidades de vento. Conforme a demanda aumenta, o OLTC opera para manter a tensão na barra 11, depreciando progressivamente a tensão na barra 8. Para cada movimento do tap, a potência reativa injetada pelos geradores aumenta gradualmente, até o gerador convencional e os aerogeradores alcançarem seus limites, perdendo o controle automático de tensão sob a barra terminal. 1.06 1.06 DFIG FRC Maq.Síncrona 1.04 1.02 Tensão na Barra-8 (p.u.) 1.02 Tensão na Barra-8 (p.u.) DFIG FRC Maq. Síncrona 1.04 1 0.98 0.96 0.94 1 0.98 0.96 0.94 0.92 0.92 0.9 0.9 0.88 0.88 0 50 100 150 Tempo (seg) 200 250 300 0 50 100 150 Tempo (seg) 200 250 Figura 6.23 Tensão na barra 8 durante Figura 6.24 Tensão na barra 8 durante condições de altas velocidades de vento. condições de baixas velocidades de vento. As figuras 6.25 e 6.26 mostram a potência reativa injetada pelo DFIG e o seu limite de potência reativa para condições de alta e baixa velocidade, respectivamente. Note que no início da simulação, o DFIG ainda tem margem para injetar potência reativa na rede. Contudo, com o aumento progressivo da carga, o limite de potência reativa do DFIG é atingido. Este efeito é mais pronunciado nas altas velocidades, sendo que o aumento da velocidade do vento diminui as reservas de potência reativa do DFIG. Na condição de alta velocidade do vento, a demanda de potência reativa pode exceder o 300 148 limite de potência reativa do DFIG, o qual é definido pela corrente nominal do conversor RSC. O controle não permite que a corrente do rotor ultrapasse o valor nominal do conversor para que este não seja danificado. Mas, ao atingir o limite de potência reativa a tensão terminal perde controlabilidade e não pode ser mais mantida constante, aumentando o risco de instabilidade de tensão. 900 800 Qdfig Qmax 700 800 Qdfig Qmax Potência Reativa (Mvar) Potência Reativa (Mvar) 600 500 400 300 200 700 600 500 100 400 0 -100 300 0 50 100 150 Tempo (seg) 200 250 300 0 50 100 150 Tempo (seg) 200 250 300 Figura 6.25 Potência reativa injetada pelo Figura 6.26 Potência reativa injetada pelo DFIG durante condições de altas velocidades de DFIG durante condições de baixas velocidades vento. de vento. Claramente pode ser observado que o limite de potência reativa do FRC é superior ao limite do DFIG, conforme mostra a Figura 6.27. Quando o DFIG esta conectado, a potência reativa alcança o seu limite antes dos 100 segundos, enquanto que o limite de potência reativa do FRC é atingido em aproximadamente 190 segundos, ocasionando menores riscos de intervenção da proteção e degradação da segurança do sistema. A Figura 6.28 fornece uma comparação direta da potência reativa injetada pelo DFIG, FRC e o gerador síncrono, todos conectados alternadamente na barra 2, durante as condições de baixas velocidades de ventos. Como pode ser observado o OEL do gerador síncrono começa a reduzir a potência reativa próximo aos 190 segundos. Neste caso, a demanda de potência reativa será transferida para os outros geradores, sobrecarregando o gerador síncrono G2 localizado na barra 3. A Figura 6.29 mostra a curva PV da barra 8 nas condições de baixas velocidades do vento. Estas curvas foram obtidas plotando a cada ponto a tensão da barra 8 e o carregamento do sistema, considerando toda a dinâmica envolvida no processo. Estas curvas indicam o ponto de máximo carregamento do sistema, os quais 149 referem-se a maior demanda que o sistema pode atender. Os resultados mostram que o FRC e o gerador síncrono contribuem similarmente para o aumento do ponto de máximo carregamento do sistema, quando comparado ao DFIG. Um indicador muito comum da margem de estabilidade de tensão é o “nariz” da curva PV, o qual é definido como o ponto de máximo carregamento do sistema. Contudo, a ponta do “nariz” da curva PV não corresponde ao ponto de instabilidade de tensão, exceto para cargas do tipo potência constante, ou seja, a instabilidade normalmente ocorre depois da ponta do nariz e mais longe será quanto maior a porção de carga do tipo impedância constante. 1400 1400 1300 atuação do OEL Qfrc Qmax 1200 1100 Potência Reativa (Mvar) Potência Reativa (Mvar) 1200 1000 900 800 700 1000 800 DFIG FRC Maq.Síncrona 600 600 400 500 400 0 50 100 150 Tempo (seg) 200 250 300 200 0 50 100 150 Tempo (seg) 200 250 Figura 6.27 Potência reativa injetada pelo FRC Figura 6.28 Potência reativa injetada na barra 2 durante condições de baixas velocidades dos durante condições de baixas velocidades dos ventos. ventos. 1.04 DFIG FRC Maq.Síncrona Tensão na Barra-8 (p.u.) 1.02 1 0.98 0.96 0.94 0.92 0.9 6650 6700 6750 6800 6850 6900 Carregamento do Sistema (MW) 6950 7000 Figura 6.29 Curva PV da barra 8 obtida nas condições de baixas velocidade de vento. 300 150 É importante mencionar que o traçado da curva PV é irregular devido a atuação discreta do OLTC e OEL, os quais não são modelados na análise estática. A grande contribuição no balanço de potência reativa do sistema deve-se ao FRC, quando comparado ao gerador síncrono e principalmente ao DFIG, diminuindo a demanda de potência reativa sobre os outros geradores do sistema, postergando a atuação do OEL no gerador G2, proporcionando ao operador de sistema mais alternativas para reduzir o risco de colapso de tensão. Até o momento, todos os estudos apresentados consideraram a capacidade do DFIG somente com suporte de potência reativa pelo RSC. Devido a maior capacidade do inversor do FRC, pode-se levar a crer que o FRC oferece um suporte melhor de potência reativa do que o DFIG. Contudo, a contribuição do GSC é decisiva para a preservação da estabilidade de tensão, conforme será apresentado no estudo seguinte. 6.6 Contribuição do GSC para a Estabilidade de Tensão de Longo-Prazo [77] Assim como o estudo anterior, este caso analisa apenas os aerogeradores a velocidade variável operando com controle de tensão: DFIG (RSC): o suporte de potência reativa é fornecido exclusivamente pelo RSC, enquanto o GSC opera com fator de potência unitário; DFIG (RSC+GSC): o suporte de potência reativa é fornecido por ambos os conversores, sendo que o GSC entra em operação quando a tensão terminal do DFIG está abaixo de 0,90 p.u., permanecendo ligado caso não haja intervenção do operador; FRC: gerador síncrono bobinado com conversores de mesma capacidade do gerador (895 kVA); Três diferentes cenários de geração eólica são considerados para o sistema da Figura 6.1. A cada nível de geração eólica é associado um nível de penetração definido como a relação entre a capacidade eólica total instalada e a geração total. 151 A Tabela 6.3 apresenta os níveis de penetração estudados. Para cada nível de penetração a quantidade de máquinas que compõe o parque eólico é aumentada de modo que a velocidade inicial do vento seja a mesma dada pela Figura 6.2. Este procedimento foi adotado para garantir que os aerogeradores DFIG e FRC iniciem a simulação no mesmo ponto de operação de modo a realizar um estudo comparativo coerente entre as tecnologias. A parcela ativa da carga da barra 8 foi representada por um equivalente de 450 motores de indução, enquanto a componente reativa foi representada 100% como impedância constante. A carga da barra 11 foi representada por 50% corrente constante e 50% impedância constante, tanto para a componente de potência ativa quanto para a de potência reativa. As simulações foram executadas considerando um gradativo aumento de carga de 20%, com incrementos de 0,1% a cada segundo até 200 segundos, encerrando a simulação em 300 segundos. Tabela 6.3 Níveis de penetração eólica. Nível de Penetração 11,5% 15,3% 19,1% Eólica (MW) 600 800 1.000 G1(MW) G2(MW) G3(MW) 1.716,3 1.736 1.154 1.519,8 1.736 1.154 1.322,9 1.736 1.154 6.6.1 Impacto do Nível de Penetração Eólica Nesta seção, os comportamentos do DFIG e FRC serão analisados considerando os três níveis de penetração apresentados na Tabela 6.3. A Figura 6.30 apresenta os limites de potência reativa para todas as tecnologias e todos os níveis de penetração. Os resultados mostram que conforme a penetração eólica aumenta, o limite de potência reativa também aumenta, melhorando a estabilidade de tensão do sistema de potência. A Figura 6.31 mostra o comportamento da tensão na barra 8 para todas as tecnologias e níveis de penetração. O cenário mais crítico é o caso de menor nível de penetração, no qual o sistema de potência é instável para todas as tecnologias. Para o nível de penetração intermediário (15,3%), somente o DFIG(RSC+GSC) permanece 152 estável. Conforme a penetração eólica aumenta, todas as tecnologias convergem para um cenário de operação estável. O limite de potência reativa varia de uma tecnologia para outra devido as características dos aerogeradores, para um mesmo nível de penetração. A Figura 6.32 apresenta o limite de potência reativa para todas as tecnologias considerando o nível de penetração de 15,3%. Está claro que o suporte de potência reativa do DFIG aumenta quando o GSC entra em operação. Note que, para este cenário, somente quando DFIG (RSC+GSC) esta conectado o sistema não entra em colapso. Observe que o FRC apresenta maior capacidade de potência reativa durante todo o tempo (exceto quando o GSC entra em operação), mesmo assim não consegue evitar o colapso de tensão devido ao processo de restauração da carga, o qual será explicado na próxima seção. Os resultados a seguir serão apresentados considerando o nível de penetração intermediário (15,3%), o qual detalha o mecanismo de instabilidade de tensão e destaca a contribuição do GSC para a preservação da estabilidade de tensão de longo-prazo. DFIG(RSC) PL = 11.5% PL = 15.3% Tensão na barra-8 (p.u.) Potência Reativa (Mvar) DFIG(RSC) 1500 PL = 19.1% 1000 500 0 0 50 100 150 200 250 300 1 0.9 0.8 0.7 PL = 11.5% 0.6 0 50 100 PL = 15.3% 150 PL = 19.1% 200 250 300 DFIG(RSC+GSC) PL = 11.5% PL = 15.3% PL = 19.1% 1000 500 0 0 50 100 150 200 250 300 Tensão na barra-8 (p.u.) Potência Reativa (Mvar) DFIG(RSC+GSC) 1500 1 0.9 0.8 0.7 0.6 PL = 11.5% 0 50 PL = 15.3% 100 1500 PL = 11.5% PL = 15.3% PL = 19.1% 1000 500 0 0 50 100 150 Tempo (s) 150 200 250 300 FRC Tensão na barra-8 (p.u.) Potência Reativa (Mvar) FRC PL = 19.1% 200 250 300 1 0.8 0.6 PL = 11.5% 0 50 PL = 15.3% 100 150 Tempo (s) PL = 19.1% 200 250 Figura 6.30 Limite de potência reativa para Figura 6.31 Tensão na barra 8 para todos os todos os níveis de penetração. níveis de penetração. 300 153 1000 DFIG(RSC) FRC DFIG(RSC+GSC) Limite de Potência Reativa (Mvar) 900 800 700 600 500 400 300 200 100 0 0 50 100 150 Tempo (s) 200 250 300 Figura 6.32 Limite de potência reativa para todas as tecnologias com . 6.6.2 Nível de Penetração Intermediário (15,3%) Nesta seção, o comportamento do DFIG(RSC), DFIG(RSC+GSC) e FRC são analisados em maiores detalhes considerando somente o nível de penetração de 15,3%. A Figura 6.33 apresenta o comportamento da tensão na barra 8 considerando todas as tecnologias. Observe que todos aerogeradores iniciam no mesmo ponto de operação. Contudo, conforme a carga aumenta, as diferenças entre eles tornan-se mais evidentes. O sistema permance estável quando o DFIG(RSC+GSC) está em operação. O sistema torna-se instável para todos os outros casos, e o perfil de tensão diminui mais rapidamente quando o DFIG(RSC) é conectado, ou seja, o GSC opera com fator de potência unitário não fornecendo potência reativa para o sistema de potência. Note que o DFIG (RSC) e DFIG (RSC+GSC) apresentam o mesmo comportamento até a tensão cair abaixo de 0,9 p.u, pois o GSC entra em operação somente quando a tensão terminal do DFIG é menor do que 0,9 p.u. A Figura 6.34 mostra a atuação do OLTC, o qual tenta restaurar o nível de tensão na barra 11, e progressivamente degrada a tensão na barra 8. A cada mudança de tap, a potência reativa injetada pelos geradores síncronos aumenta gradualmente, até que os geradores síncronos e aerogeradores atinjam seus limites de potência reativa, levando a perda do controle de tensão. Pode ser visto que o OLTC atinge seu tap superior primeiramente quando o DFIG é usado, impondo uma alta taxa de mudança de tap. Em seguida, o OEL opera reduzindo a potência reativa injetada pelo gerador 3, 154 como mostra a Figura 6.35. Quando o DFIG é conectado o OEL atua em 206 segundos. Quando o FRC é conectado, o OEL atua atrasado, em 254 segundos. Logo, o FRC tem um efeito positivo no sistema sendo que este retarda a operação do OEL quando comparado com os outros casos, oferecendo a priori menores riscos de intervenção da proteção e degradação na segurança do sistema de potência. 1.05 1.12 1 1.1 1.08 1.06 0.9 Tap (p.u.) Tensão na barra-8 (p.u.) 0.95 0.85 1.04 1.02 0.8 1 0.75 DFIG (RSC) FRC DFIG (RSC+GSC) 0.7 0.65 0.98 0.94 0 50 100 150 Tempo (s) 200 DFIG (RSC) FRC DFIG (RSC+GSC) 0.96 250 300 0 Figura 6.33 Tensão na barra 8. 50 100 150 Tempo (s) 200 250 Figura 6.34 Evolução do tap. A Figura 6.36 mostra a potência reativa injetada/absorvida pelo DFIG e FRC e suas capacidades máximas quando o GSC do DFIG está operando com fator de potência unitário. Note que, no início da simulação o DFIG ainda tem reserva de potência reativa para injetar na rede. Conforme a carga aumenta, ele atinge o seu limite de potência reativa. Além disso, o regime de ventos torna-se desfavorável quando o sistema de potência está estressado. De acordo com a curva de capacidade do DFIG apresentada no Capítulo 5 (veja Figura 5.9), altas velocidades de ventos implica baixa capacidade de injeção de potência reativa. Como consequência, o DFIG perde o controle da tensão terminal. Devido à alta capacidade dos conversores do FRC, o seu limite de potência reativa é estendido quando comparado ao DFIG(RSC). A Figura 6.37 mostra a potência ativa produzida pelos aerogeradores. Observe que a potência ativa aumenta/diminui conforme a variação do vento dada na Figura 6.2. Quando a velocidade do vento é menor do que a velocidade nominal da turbina (veja a curva de potência no Anexo), o ângulo de passo diminui (veja Figura 6.38), para otimizar o aproveitamento eólico maximizando o coeficiente de potência mostra a Figura 6.39. , conforme 300 155 A Figura 6.40 mostra a potência reativa injetada pelo DFIG e a sua capacidade máxima quando o GSC está controlando a potência reativa. Esta figura também mostra a potência reativa do DFIG injetada no estator e pelo GSC. Quando a tensão terminal do DFIG torna-se menor do que 0,90 p.u., o que ocorre próximo de 250 segundos, o GSC injeta potência reativa tentando restaurar a tensão terminal (veja a parte inferior da Figura 6.40). O sistema permanece estável devido a potência reativa injetada pelo GSC. Esse resultado mostra a importante contribuição do GSC para manter a estabilidade de tensão do sistema de potência. DFIG (RSC) DFIG (RSC) FRC DFIG (RSC+GSC) 1.55 1.5 1.45 1.4 800 600 400 200 0 -200 -400 QDFIG 0 50 100 254 seg. 1.3 1.25 206 seg. 1.2 1.15 150 200 QDFIGmax 250 300 FRC 1.35 Potência Reativa (Mvar) Corrente de campo de G3 (p.u.) Potência Reativa (Mvar) 1.6 0 50 100 150 Tempo (s) 200 250 800 600 400 200 0 QFRC -200 -400 300 0 50 100 150 Tempo (s) 200 QFRCmax 250 300 Figura 6.36 Potência reativa injetada pelo Figura 6.35 Corrente de campo do gerador G3. DFIG(RSC) e FRC, e os seus limites de potência reativa. 900 20 DFIG (RSC) FRC DFIG (RSC+GSC) 18 800 16 14 600 Beta (graus) Potência Ativa (MW) 700 500 400 12 10 8 6 300 DFIG (RSC) FRC DFIG (RSC+GSC) 200 100 0 50 100 150 Tempo (s) 200 250 4 2 300 Figura 6.37 Potência ativa produzida pelos aerogeradores. 0 0 50 100 150 Tempo (s) 200 Figura 6.38 Ângulo de passo. 250 300 156 Potência Reativa (Mvar) 0.5 0.45 0.4 0.35 QLIM tot 600 QDFIG 400 200 0 -200 0 50 100 150 200 250 300 250 300 0.25 Potência Reativa (Mvar) Cp 0.3 800 0.2 0.15 0.1 DFIG (RSC) FRC DFIG (RSC+GSC) 0.05 0 0 50 100 150 Tempo(s) 200 250 800 Qtot 600 Qs QGSC 400 200 GSC 0 -200 0 50 300 100 150 Tempo (s) 200 Figura 6.40 Potência reativa injetada pelo Figura 6.39 Coeficiente de potência. DFIG (RSC+GSC). Quando o GSC do DFIG está fornecendo potência reativa, a demanda de potência reativa dos motores de indução é mantida, como mostra a Figura 6.41. Por outro lado, a operação de outros tipos de aerogeradores, causa um aumento na potência reativa drenada pelos motores, necessária para manter o balanço de potência reativa do sistema. Neste caso, o motor é sujeito a um súbito estol que causa um colapso de tensão manifestado como a queda imediata da tensão em todas as barras do sistema. A Figura 6.42 mostra a curva PV da barra 8 considerando os aspectos dinâmicos do OEL e OLTC. Esta curva indica o ponto de máximo carregamento (“nariz” da curva PV), o qual é a máxima potência que o sistema pode transferir a carga. As ações antecipadas do OEL e OLTC claramente diminuem o “nariz” quando usando o DFIG, mesmo com o GSC operando, indicando a priori que o FRC fornece um aumento na margem de estabilidade de tensão. 1 DFIG (RSC) FRC DFIG (RSC+GSC) 2000 0.95 Tensão na barra-8 (p.u.) Potência Reativa absorvida pelos motores (Mvar) 2200 1800 1600 1400 1200 1000 0.9 0.85 0.8 0 50 100 150 Tempo (s) 200 250 Figura 6.41 Potência reativa absorvida pelos motores de indução. 300 DFIG (RSC) FRC DFIG (RSC+GSC) 0.75 5000 5100 5200 5300 5400 5500 5600 5700 5800 5900 6000 6100 Carregamento (MW) Figura 6.42 Curva PV da barra 8. 157 A Figura 6.43 mostra o carregamento do sistema indicando quando o carregamento máximo ocorre para cada tecnologia de aerogerador. Note que após 200 segundos, apesar do aumento de carga ser finalizado, a carga do sistema continua aumentando quando o FRC está operando, porque a carga é restaurada pela injeção de potência reativa do FRC. Contudo, este processo de restauração da carga leva a atuação do OEL conduzindo o sistema de potência ao colapso de tensão. A ação do OEL degrada a injeção de potência reativa, a qual coincide com o máximo carregamento do sistema. Depois da ação do OEL, a tensão e o carregamento caem em todas as barras levando ao colapso de tensão, exceto para o caso do DFIG (GSC+RSC) quando o GSC é ativado em 250 segundos, tornando-se uma fonte de potência reativa suplementar em defesa contra a instabilidade de tensão da carga. A influência adicional de potência reativa pelo GSC é muito importante para a prevenção do colapso de tensão quando comparado aos casos do DFIG (RSC) e FRC. FRC Carga Máxima 6200 6000 Carregamento (MW) 5800 5600 DFIG(RSC) Carga Máxima 5400 DFIG(RSC+GSC) Carga Máxima 5200 5000 DFIG (RSC) FRC DFIG (RSC+GSC) 4800 4600 4400 0 50 100 150 Tempo (s) 200 250 300 Figura 6.43 Carregamento do sistema. 6.7 Conclusões Graças aos conversores de eletrônica de potência, os aerogeradores a velocidade constante são superados pelos aerogeradores a velocidade variável, os quais podem fornecer potência reativa ao sistema de potência para aumentar a margem de estabilidade de tensão, oferecendo menos riscos de intervenção da proteção e degradação da segurança. Contudo, é importante quantificar com precisão a capacidade de potência reativa dos aerogeradores a velocidade variável para não cometer erros a respeito da estabilidade do sistema de potência. 158 Apesar da influência da representação do eixo mecânico pelo modelo duas massas na estabilidade do sistema de potência no longo-prazo, as causas da instabilidade não são de natureza da estabilidade de tensão. Adotar o modelo massa global não modifica as conclusões a respeito do estudo da estabilidade de tensão de longo-prazo, pressupondo-se que as oscilações de baixa frequência sejam amortecidas por estabilizadores de sistemas de potência. O controle da tensão terminal é fundamental para aumentar a margem de estabilidade de tensão. O controle do fator de potência pode levar o sistema de potência a instabilidade quando o nível de penetração da geração é elevado no sistema de potência. Desprezar os efeitos dos limites variáveis é uma premissa muito otimista a respeito da margem de estabilidade de tensão de longo-prazo do sistema de potência. De fato, os limites de potência reativa se modificam com as condições de operação do sistema e do próprio aerogerador, pois dependem das condições de vento do local. Altas velocidades de ventos diminuem as reservas de potência reativa do aerogerador, enquanto que nas baixas velocidades de ventos, as reservas de potência reativa são expandidas e o aerogerador pode fornecer um suporte adequado ao controle de tensão, comportando-se similarmente como um compensador síncrono. Por fim, a contribuição do GSC é decisiva para preservar a estabilidade de tensão do sistema de potência. A injeção de potência reativa pelo GSC é uma medida corretiva para a estabilidade de tensão, pois evita o colapso causado pela atuação do OEL ou pelo processo de restauração da carga. 159 Capítulo 7 Conclusões Finais e Trabalhos Futuros 7.1 Considerações Finais Neste capítulo primeiramente são apresentadas às conclusões relativas a cada estudo de caso apresentado no Capítulo 6 e em seguida são dadas as conclusões finais englobando todas as contribuições a respeito da integração de aerogeradores para a estabilidade de tensão de longo-prazo em sistemas elétricos de potência. Conforme informado no capítulo anterior, todas as simulações foram realizadas com os softwares ANAREDE e ANATEM, considerando a modelagem dinâmica dos aerogeradores (SCIG, DFIG e FRC), bem como dos principais componentes que influenciam a estabilidade de tensão de longo-prazo, tais como: OLTC, OEL e o motor de indução. Ao final do capítulo, trabalhos futuros são sugeridos de forma a dar continuidade ao trabalho apresentado, enfocando outros temas a serem explorados dentro da estabilidade de tensão de longo-prazo envolvendo aerogeradores a velocidade variável. 7.2 Integração de Aerogeradores SCIG e DFIG Os resultados mostraram que os aerogeradores DFIG apresentam melhor desempenho em relação aos aerogeradores SCIG, quanto à tendência de impacto positivo para a estabilidade de tensão de longo-prazo, aumentando o máximo carregamento do sistema, reduzindo perdas de potência reativa e retardando o instante de atuação do OEL. Estes benefícios são alcançados à custa dos conversores de eletrônica de potência instalados nos aerogeradores a velocidade variável, conferindo controlabilidade para a potência ativa e reativa, oferecendo um suporte melhor de tensão em relação aos aerogeradores a velocidade constante. 160 Os aerogeradores SCIG não oferecem suporte nenhum ao controle de tensão, pelo contrário, sempre absorvem potência reativa, especialmente sob escorregamento elevado. O banco de capacitores instalado nos terminais do parque eólico é uma fonte passiva de potência reativa com regulação pobre de tensão sob elevados níveis de compensação. A potência reativa fornecida pelo banco de capacitores depende do quadrado da tensão, ou seja, uma pequena variação na tensão compromete a potência reativa fornecida pelo banco, podendo levar o sistema de potência ao colapso de tensão quando o mesmo está sob elevados níveis de compensação. 7.3 Modos de Controle: Fator de Potência ou Tensão Terminal Os resultados mostraram que o controle do fator de potência é fraco para a margem de estabilidade de tensão, principalmente quando as reservas de potência reativa são insuficientes e também quando o motor de indução é usado para representar parte da carga. O controle de tensão é mais robusto do que o controle do fator de potência, aumentando o carregamento máximo do sistema de potência e retardando a atuação do OLTC e OEL, diminuindo os riscos de intervenção da proteção e prevenindo o sistema de potência contra o colapso de tensão. A robustez do controle de tensão se deve ao melhor aproveitamento das reservas de potência reativa em relação ao controle do fator de potência, o qual possui uma reserva bastante restrita conforme aumenta o fator de potência. No controle do fator de potência, a potência reativa varia conforme a potência ativa injetada pelo DFIG, ao passo que no controle de tensão a potência reativa injetada no sistema aumenta conforme a necessidade da demanda, fazendo com que a tensão da carga local permaneça constante, pelo menos até o limite de potência reativa não ser atingido. O controle de tensão, como parte dos serviços ancilares, direcionou o mercado de fabricantes de aerogeradores para os sistemas a velocidade variável, devido ao suporte qualificado de potência reativa. 7.4 Contribuição de Aerogeradores para o Suporte de Potência Reativa Este estudo mostra que os aerogeradores a velocidade variável tem um impacto mais positivo para a estabilidade de tensão de longo-prazo nas condições de baixas velocidades do que nas condições de altas velocidades. Os resultados claramente 161 mostram que o FRC aumenta a margem de estabilidade de tensão, quando o sistema de potência é submetido a um lento aumento de carga, levando a um processo em cadeia de subsequentes atuações do OLTC e OEL. Graças a maior capacidade dos conversores do FRC, esta tecnologia de aerogerador consegue oferecer um suporte melhor de tensão do que o DFIG. Contudo, conversores de maior capacidade oneram o custo da energia eólica e do sistema eólico. Como parte dos serviços ancilares, nas baixas velocidades de ventos os aerogeradores podem fornecer potência reativa ao sistema, operando de maneira similar ao compensador síncrono. Neste sentido, o FRC pode ter um destaque no mercado eólico do futuro, devido a sua grande capacidade de suporte de potência reativa. Esta é uma característica importante que deve ser considerada na escolha da tecnologia de aerogerador para ser integrada nos parques eólicos dos sistemas de potência do futuro. 7.5 Contribuição do GSC para a Estabilidade de Tensão de Longo-Prazo A influência do conversor GSC do DFIG sobre a estabilidade de tensão é investigada adotando duas estratégias de controle: GSC com fator de potência unitário, a qual normalmente é empregada, e GSC com controle de potência reativa. Os resultados das simulações mostram que o aumento da penetração eólica é benéfica para a estabilidade de tensão de longo-prazo do sistema de potência. Conforme os níveis de penetração aumentam, ambas as tecnologias de aerogeradores a velocidade variável conseguem proporcionar mais potência reativa, melhorando a estabilidade de tensão. Os resultados também mostram que o FRC é mais robusto do que o DFIG quando o sistema de potência é submetido a um aumento gradual de carga, resultando em um processo acumulativo envolvendo ações combinadas do OLTC e OEL. No entanto, quando conversor GSC está controlando a potência reativa, uma melhoria significativa é obtida. O aerogerador DFIG tem mais capacidade de potência reativa do que FRC quando o conversor GSC pode fornecer potência reativa ao sistema de potência. Nesse caso, o comportamento dinâmico do sistema é melhor e a estabilidade de tensão é melhorada. 7.6 Conclusões Finais A energia eólica é a energia renovável que mais cresce no mundo em capacidade adicionada e apresenta a maior capacidade instalada no mundo todo em relação às 162 outras energias renováveis, conforme visto no Capítulo 1. A cada ano cresce a penetração eólica nos sistemas de potência do mundo todo, seja para a diversificação da matriz energética, independência dos combustíveis fósseis, diminuição dos impactos ambientais e competitividade no mercado da geração de energia. Por estes motivos e muitos outros, a energia eólica vem sendo estudada durante muitos anos por vários pesquisadores. A integração da energia eólica nos sistemas de potência do mundo todo criou novos desafios para os operadores de sistema, no que diz respeito à operação e a estabilidade do sistema de potência. Isso se deve à característica intermitente da fonte e à dinâmica diferenciada dos aerogeradores em relação aos geradores síncronos convencionais. Conforme visto no Capítulo 2, os primeiros sistemas eólicos de grande porte conectados aos sistemas de potência operavam a velocidade constante, constituídos por SCIG. Esse tipo de aerogerador ganhou bastante aceitação no mercado eólico de fabricantes pela construção robusta e barata e operação simples, sem necessidade de sistemas de controle complexos. Entretanto, a medida que a penetração eólica alcançava níveis elevados, surgiram os primeiros problemas de instabilidade associados aos aerogeradores. Para conter o avanço da penetração eólica do SCIG, os operadores de sistema reformularam os códigos de rede exigindo novas metas, sendo a capacidade de sobrevivência a afundamentos de tensão, conhecido como procedimento de ridethrough, a principal delas. Quando uma falta acontecia próximo ao aerogerador, o operador de sistema permitia que o mesmo fosse desconectado durante a falta e resincronizado com o sistema de potência após a eliminação da falta. A desconexão do parque eólico provocava sérios riscos à estabilidade do sistema de potência, por este motivo o procedimento de ridethrough passou a ser exigido pelos operadores de sistema. Devido à incapacidade de fornecer potência reativa do SCIG para rápida recuperação da tensão terminal, os aerogeradores SCIG apresentavam problemas de estabilidade, especialmente instabilidade de tensão no curto-prazo. Diante desses problemas de instabilidades, o mercado eólico de fabricantes surgiu com um novo conceito de sistema eólico: velocidade variável, do qual fazem parte o DFIG e o FRC. Neste caso, os aerogeradores são equipados com conversores de eletrônica de potência, capazes de oferecer um melhor aproveitamento energético do potencial eólico e maior controlabilidade, especialmente no fornecimento de potência 163 reativa. Essas características determinaram a perda de mercado dos aerogeradores SCIG na integração de grandes parques eólicos na atualidade, conforme visto no Capítulo 2. Muitos trabalhos foram feitos na literatura enfocando o procedimento de ridethrough tanto para aerogeradores a velocidade constante como velocidade variável. Notadamente, os aerogeradores DFIG e FRC superaram os aerogeradores SCIG, cumprindo as exigências dos códigos de rede e melhorando a margem de estabilidade do sistema de potência. Pode-se dizer que atualmente o procedimento de ridethrough, em aerogeradores a velocidade variável, é uma tarefa solucionada no mundo todo. Contudo, a expansão do sistema de transmissão não acompanha o crescimento da carga. Isto faz com que o sistema de potência opere cada vez mais próximo dos seus limites em condições de carregamento elevado. Quando o sistema de potência opera sobrecarregado, as quedas de tensão nas linhas de transmissão aumentam e as tensões nas barras de carga diminuem, devido à incapacidade do sistema de transmissão atender a demanda requerida. Esse é um cenário característico de instabilidade de tensão de longo-prazo. Os principais componentes que influenciam diretamente na estabilidade de tensão de longo-prazo são: OLTC, OEL e o motor de indução, conforme apresentado no Capítulo 3. Todos esses equipamentos foram levados em consideração nos estudos realizados nesta tese. A estabilidade de tensão de longo-prazo foi amplamente estudada e discutida na literatura abordando quase que exclusivamente a geração síncrona convencional. Poucos estudos envolvendo aerogeradores na estabilidade de tensão de longo-prazo foram realizados. Atualmente, com o crescimento da demanda e a escassez dos investimentos no sistema de transmissão, associado a crescente penetração eólica, a estabilidade de tensão de longo-prazo constitui-se como um problema em vanguarda nos modernos sistemas de potência do mundo todo. Para poder avaliar o suporte de tensão dos aerogeradores a velocidade variável é necessário determinar corretamente as reservas de potência reativa dos aerogeradores DFIG e FRC. Os capítulos 4 e 5 abordaram com detalhes a construção da curva de capacidade para os aerogeradores DFIG e FRC, respectivamente. A capacidade de potência reativa dos aerogeradores a velocidade variável está intimamente ligada à capacidade dos conversores de potência. Especificamente para a estabilidade de tensão é importante avaliar a parte da curva de capacidade referente à injeção de potência reativa. Para o DFIG, a corrente do conversor no rotor é fator limitante para a produção de potência reativa, indicando que este aerogerador tem uma capacidade maior para 164 absorver potência reativa do que injetar. Entretanto, o suporte de potência reativa pelo GSC expande consideravelmente a curva de capacidade do DFIG. Para o FRC, a corrente do inversor é o fator limitante de potência reativa e a capacidade de potência reativa é do aerogerador é controlada exclusivamente pelo inversor, o qual apresenta a mesma capacidade para injeção/absorção de potência reativa. A capacidade de potência reativa pode ser expandida facilmente pelo sobredimensionamento dos conversores de potência. Conforme discutido no Capítulo 4, o sobredimensionamento do conversor corresponde a um custo insignificante sobre o investimento total, estimulando ainda mais o investidor para adoção de um conversor sobredimensionado. Evidentemente, esta prática deve ter efeitos benéficos para a estabilidade de tensão de longo-prazo. Contudo, como parte dos objetivos desta tese, a contribuição de cada aerogerador para a estabilidade de tensão de longo-prazo foi analisada sob as mesmas condições, ou seja, considerando a capacidade nominal de cada aerogerador sem ganhos proporcionados pelo sobredimensionamento dos conversores. A integração de aerogeradores SCIG, em níveis elevados, trás sérios riscos a estabilidade de tensão de longo-prazo do sistema de potência, porque essa máquina absorve grandes quantidades de potência reativa em situações de contingências, fazendo com que o OLTC provoque mudanças de tap com maior frequência. Esse efeito provoca o dreno de potência reativa do restante do sistema para atender a carga controlada pelo OLTC, levando a sobrecarga dos geradores síncronos convencionais com subsequente atuação do OEL e inevitavelmente a ocorrência do colapso de tensão. Por outro lado, a integração de aerogeradores a velocidade variável oferece mais estabilidade ao sistema de potência, graças aos conversores de eletrônica, capazes de proporcionar operação em velocidade variável com maximização do aproveitamento do recurso eólico e fornecimento de potência reativa para o controle de tensão. Quando o DFIG opera com controle da tensão terminal, o sistema de potência apresenta um comportamento dinâmico melhor em relação ao controle do fator de potência, inclusive podendo evitar o colapso de tensão com carga dinâmica fortemente indutiva, como é o caso do motor de indução. Com o controle da tensão terminal, o sistema de potência consegue atender uma demanda maior sem ocorrência do colapso de tensão, graças às atuações atrasadas do OLTC e OEL proporcionadas pelo fornecimento de potência reativa do aerogerador. Desse modo seria interessante 165 considerar a contribuição dos aerogeradores a velocidade variável para o controle de tensão secundário dos sistemas de potência. Devido à complementariedade das fontes hídrico-eólica no Brasil, os aerogeradores podem ajudar a atender a demanda durante o ano todo. Contudo, apenas os aerogeradores a velocidade variável oferecem um grande potencial para suporte de potência reativa. Quando a velocidade dos ventos é baixa as reservas de potência reativa são abundantes, e o aerogerador pode operar como uma fonte de potência reativa alternativa, tal como um compensador síncrono, SVC ou FACTS. Em certos casos, o sistema de potência auxiliado por aerogeradores pode apresentar um comportamento dinâmico melhor do que aqueles suportados pelos geradores síncronos convencionais. Essa característica complementar pode ser usada de forma adequada pelos operadores de sistema para atender a demanda e evitar o colapso de tensão. Dentre os aerogeradores a velocidade variável, sob mesmas condições de operação e capacidade dos conversores de potência, o DFIG destaca-se a frente do FRC em relação à contribuição para estabilidade de tensão de longo-prazo. Isso se deve a contribuição do GSC no suporte do controle de tensão, o qual consegue expandir os limites de potência reativa do DFIG além dos limites do FRC, conforme visto nos capítulos 4 e 5. O GSC pode evitar o colapso de tensão quando usado como uma fonte auxiliar de potência reativa em relação ao estator para o controle da tensão terminal. Nos momentos em que as reservas de potência reativa do aerogerador pelo controle do RSC encontram-se escassas, seja pelas condições dos ventos ou pelas condições da rede, o GSC entra em operação, elevando rapidamente a tensão terminal e contribuindo para a restauração a carga, mesmo assim consegue evitar o colapso de tensão. Diferentemente do FRC, no qual o processo de restauração da carga conduz ao colapso de tensão. Finalmente, pode-se concluir que a integração, em altos níveis de penetração, dos aerogeradores a velocidade variável, apesar de trazer novos desafios operacionais para o sistema de potência, em geral, contribui positivamente para a estabilidade de tensão de longo-prazo. Os aerogeradores a velocidade variável podem oferecer flexibilidade operacional ao sistema de potência pela complementação das fontes hídrico-eólica, suporte ao controle de tensão e ações corretivas para evitar o colapso de tensão. 166 7.7 Trabalhos Futuros Através dos resultados alcançados e das conclusões apresentadas, novas pesquisas sobre o tema são levantadas a seguir: Investigação da contribuição de aerogeradores a velocidade variável para o controle secundário de tensão, considerando curvas de capacidade e limites variáveis; Inclusão do modelo dinâmico da turbina eólica, o qual leva em conta longos períodos transitórios entre mudanças de velocidade do vento; Investigação da influência da estratégia de controle de passo sobre a estabilidade de tensão de longo-prazo; Investigação da contribuição do sobredimensionamento dos conversores de potência dos aerogeradores a velocidade variável para a estabilidade de tensão de longo-prazo; Proposta de novas estratégias de controle coordenado entre os conversores RSC e GSC do DFIG para a estabilidade de tensão de longo-prazo; Avaliação da complementariedade entre as fontes hídrico-eólica na operação e na estabilidade de tensão de longo-prazo de sistemas de potência; Inclusão dos aerogeradores a velocidade variável no controle automático da geração e investigação de suas consequências sobre a estabilidade de tensão de longo-prazo; Investigação da estabilidade de tensão de longo-prazo com aerogeradores a velocidade variável considerando um sistema de potência real, com várias barras, gerações, proteções, OEL, OLTCs, cargas térmicas controladas por tensão, etc. 167 Referências Bibliográficas [1] REN21, Renewable Energy Policy Network for the 21st century, Renewables 2013 Global Status Report. 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Figura A1 Curvas de capacidades dos geradores G2 e G3 em suas respectivas bases. Dados do sistema de potência (em p.u. na base Sb = 100 MVA): Linha 5-6 Linha 6-7 Linha 9-10 Transformador T1 Transformador T2 Transformador T3 Transformador T4 Transformador T5 Transformador T6 R = 0,0 R = 0,0015 R = 0,0010 R = 0,0 R = 0,0 R = 0,0 R = 0,0 R = 0,0 R = 0,0 X = 0,0040 X = 0,0288 X = 0,0030 X = 0,0020 X = 0,0040 X = 0,0125 X = 0,0030 X = 0.0026 X = 0,01 B = 0,0 B = 1,173 B = 0,0 a = 0,8857 a = 0,8857 a = 0,9024 a = 1,0664 a = 1,0800 a = 1,0000 0,77 177 Transformador com comutador de tap sob carga OLTC: Compensação de queda de tensão V ref Elemento Sensor Relé com temporização Motor para acionamento Comutador Figura A2 Diagrama de blocos do OLTC. Tempo de atraso para o 1o tap Tempo de atraso para os taps subsequentes Banda morta Intervalo de tap Comprimento do tap 30 s 5s 1% tensão da barra 16 taps 5/8% (0,00625 p.u.) Regulador automático de tensão AVR: VREF Vt 1 1 sT R KA E fd VOEL Figura A3 Diagrama de blocos do AVR. 400 0,02 s KA TR Limitador de sobre-excitação OEL: I fd max1 I fd I fd max 2 0 1 s K1 Ilim K2 VOEL 0 I fd Figura A4 Diagrama de blocos do OEL. Ifdmax1 (p.u.) Ifdmax2 (p.u.) K1 K2 Ilim (p.u.) 1,407 2,144 0,248 12,6 3,85 ta p 178 I fd I fd max 2 1.6 FLC FLC = Full Load Current I fd max1 1.05 FLC t (seg) 0 30 Figura A5 Curva característica do OEL. Motor de indução (% base da máquina) rs xs xm rr xr Potência H f 1 14,5 330 0,8 14,5 4826 HP 0,6 s 60 Hz * Torque de carga de característica quadrática SCIG (% base da máquina) rs = 0,85 rr = 0,712 xr = 8,094 xs = 5,776 xm = 505,9 f = 60 Hz P = 850 kW Hg = 0,5 s Ht = 3,0 s ks = 0,3 Polos = 4 DFIG (% base da máquina) rs xs xm rr xr Potência H Polos f Sc 0,85 5,776 505,9 0,712 8,094 850 kW 3,5 s 4 60 Hz 300 kVA FRC (% base da máquina) Ld = 113,8 L’d = 35 Ll = 15,8 T”d = 0,08s Ra = 0,0 Lq = 68,1 L”d = 28,8 T’d = 5,6s T”q = 0,15s f = 20 Hz H = 3,5s D = 0,0 Polos = 90 Sg = 895 kVA Sc = 895 kVA * na seção 6.6 Sc = 1 MVA 179 Turbina Eólica: Diâmetro (m) Engrenagem Potência SCIG 58 69 850 kW DFIG 58 74,5 850 kW FRC 58 1 850 kW 900 800 700 Potência (kW) 600 500 400 300 200 100 0 2 4 6 8 10 12 Velocidade do vento (m/s) 14 16 18 Figura A6 Curva de Potência do DFIG. 900 800 700 Potência (kW) 600 500 400 300 200 100 0 4 6 8 10 12 14 Velocidade do vento (m/s) Figura A7 Curva de Potência do FRC. 16 18 180 1.1 1 Velocidade (p.u.) 0.9 0.8 0.7 0.6 0.5 0.4 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 Potência (p.u.) Figura A8 Curva de referência 0.7 0.8 0.9 do FRC. 1