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UNIVERSIDADE FEDERAL DO CEARA

DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA ELETRICA

PROGRAMA DE POS-GRADUACAO EM ENGENHARIA ELETRICA

JULIANA IZABEL LARA UCHOA

i-UPQC para Melhoria da Qualidade da Energia Eletrica em

Aerogeradores de Velocidade Fixa

FORTALEZA

2015

JULIANA IZABEL LARA UCHOA

i-UPQC para Melhoria da Qualidade da Energia Eletrica em Aerogeradores de Velocidade

Fixa

Dissertacao de Mestrado apresentada ao Pro-

grama de Pos-Graduacao em Engenharia Eletrica,

da Faculdade de Engenharia Eletrica da Univer-

sidade Federal do Ceara, como requisito parcial

para obtencao do Tıtulo de Mestre em Engenha-

ria Eletrica. Area de concentracao: Energias re-

novaveis e Sistemas Eletricos.

Orientador: Prof. Dr. Francisco Kleber de Araujo

Lima

FORTALEZA

2015

Dados Internacionais de Catalogação na Publicação Universidade Federal do Ceará

Biblioteca de Pós-Graduação em Engenharia - BPGE

U19i Uchôa, Juliana Izabel Lara.

I-UPQC para melhoria da qualidade da energia elétrica em aerogeradores de velocidade fixa / Juliana Izabel Lara Uchôa. – 2015.

86 f. : il. color., enc. ; 30 cm. Dissertação (mestrado) – Universidade Federal do Ceará, Centro de Tecnologia, Departamento de

Engenharia Elétrica, Programa de Pós-Graduação em Engenharia Elétrica, Fortaleza, 2015. Área de Concentração: Sistemas de Energia Elétrica. Orientação: Prof. Dr. Francisco Kleber de Araújo Lima. 1. Engenharia elétrica. 2. Eletrônica de potência. I. Título.

CDD 621.3

Ao Meu Amor Maior.

E aos Menores tambem.

O fundo do poco

e o melhor lugar

para se tomar impulso.

(Autor desconhecido)

i

AGRADECIMENTOS

Em primeiro lugar, a Deus, por ter me dado tudo aquilo que precisei durante esta

jornada. Forca e coragem para superar as dificuldades, paciencia para alcancar meus objetivos

e sabedoria para guiar os meus passos. Suas palavras de consolo e de orientacao nos momentos

mais difıceis tornaram meu caminho muito mais suave.

Ao meu esposo, Bruno Uchoa, por todo carinho e dedicacao, por estar sempre ao meu

lado e ser meu companheiro. Agradeco sobretudo a sua paciencia e apoio nas horas que estas

virtudes eram mais escassas.

Aos meus pais Joao Bosco de Sousa Lara e Joana Darc Lara, por terem me dado o

que tenho de mais importante, educacao e carater. Suas demonstracoes de amor, carinho e,

principalmente, fe no meu potencial foram fundamentais para a conclusao deste trabalho.

A minha sogra Clarice, pela disponibilidade de deixar seus afazeres pessoais e ajudar

na conducao da rotina do meu lar, durante minha ausencia.

Ao querido mestre Tiaraju, pelos conselhos e pela disponibilidade em auxiliar esta

eterna aluna.

Aos professores da Universidade Federal do Ceara, que contribuıram para um apren-

dizado contınuo, completo e de qualidade. Obrigado pela valorosa dedicacao, sem voces nao

haveria este curso.

Ao meu orientador Francisco Kleber de Araujo Lima pelo apoio e por dividir seus co-

nhecimentos. Mas principalmente por acreditar em mim quando duvidei da minha capacidade.

Aos meus amigos de laboratorio, agradeco pela companhia salutar, pelo companhei-

rismo e pela amizade durante esses mais de dois anos de estudo.

Aos meus amigos que distantes escutavam minhas lamentacoes e faziam preces a Deus

por mim.

Ao Conselho Nacional de Desenvolvimento Cientıfico e Tecnologico CNPq pelo su-

porte financeiro para a realizacao de pesquisas e conclusao do curso.

A todos aqueles que contribuıram, de forma direta ou indireta, na minha formacao,

bem como no meu crescimento pessoal e profissional, obrigada por tudo.

ii

RESUMO

Turbinas de velocidade fixa dominaram completamente o mercado ate meados de 1990

e atualmente, apesar da maioria dos aerogeradores instalados serem de velocidade variavel,

muitos aerogeradores de velocidade fixa ainda se encontram em funcionamento. Neste con-

texto, este trabalho apresenta um estudo sobre a operacao coordenada de um dispositivo FACTS

(Flexible Alternating Current Transmission Systems) com um aerogerador de velocidade fixa,

equipado com gerador de inducao gaiola de esquilo. O dispositivo FACTS aplicado baseia-se

na estrategia de controle do Condicionador Unificado de Qualidade de Energia com topologia

invertida (i-UPQC, do ingles, Unified Power Quality Conditioner with inverted topology), e

consiste de dois conversores estaticos na configuracao back-to-back. Um modelo foi desenvol-

vido no software PSCAD/EMTDC e quatro cenarios diferentes foram simulados e discutidos

a fim de validar a teoria apresentada. A partir dos resultados de simulacao, foi analisado o

desempenho do i-UPQC para melhoria da qualidade da tensao no Ponto de Conexao Comum

(PCC), diminuicao das correntes harmonicas drenadas do aerogerador e aumento da capacidade

do gerador de inducao de se manter conectado durante um afundamento momentaneo da tensao

da rede. O i-UPQC atuou de forma satisfatoria, pois nao permitiu que variacoes na velocidade

do vento afetassem a qualidade da tensao fornecida ao PCC, nem que o afundamento da tensao

no PCC alterasse a tensao nos terminais do estator. Quando cargas nao lineares foram adicio-

nadas no sistema, o i-UPQC manteve a corrente do estator livre das componentes harmonicas

e desbalancos presentes na corrente da carga. Demonstrou-se que, em condicoes normais de

operacao, um dos conversores do i-UPQC pode ser especificado para 50% da potencia nomi-

nal do aerogerador, o que pode representar uma vantagem do i-UPQC para o caso de uma

implementacao real. Foi feita uma comparacao entre duas diferentes configuracoes de conexao

do i-UPQC com o aerogerador e a rede: ora com o conversor paralelo conectado entre o conver-

sor serie e o ponto de conexao comum (PCC), ora conectado entre o aerogerador e o conversor

serie. Concluiu-se que a configuracao com o conversor paralelo conectado ao aerogerador e

mais vantajosa, pois a corrente que circula atraves do conversor serie e menor que a corrente

do estator. Nesta configuracao, nenhuma corrente referente a potencia ativa do aerogerador e

injetada no PCC durante um afundamento de tensao.

Palavras-chave: FACTS. Gerador de Inducao Gaiola de Esquilo. i-UPQC.

iii

ABSTRACT

Fixed speed wind turbines completely dominated the market until the mid-1990s and

currently. Although most installed wind turbine are variable speed, many fixed speed wind are

still in operation. In this context, this work presents a study concerned to coordinated operation

of FACTS (Flexible Alternating Current Transmission Systems) device with fixed speed wind

energy conversion system (WECS) equipped with a squirrel cage induction generator. The ap-

plied FACTS device is based on the control strategy of the Unified Conditioner Power Quality

with inverted topology (i-UPQC), and consists of two static converters connected in back-to-

back topology. A model was developed in the software PSCAD/EMTDC, tested under four

different scenarios and discussed in order to validate the presented theory. The i-UPQC per-

formance was analyzed for improving voltage quality in the point of common coupling (PCC),

reduction of the harmonic currents drained from the wind turbine, and increasing the induction

generator capacity to remain connected during a momentary collapse in the grid voltage. The

i-UPQC presented good performance due to its capability to warrant the quality in the PCC vol-

tage in spite of the wind variation and that the voltage sags at the PCC do not change the stator

voltages. About the generator current, the i-UPQC has kept the stator current free of harmonic

components and the effect of unbalanced loads. Under normal operation it was demonstrated

that one of the I-UPQC converters can be sized as 50% of the generator rated power, which is

an advantage for real implementation. A comparison between two ways to connect the I-UPQC

to the grid, along with the wind turbine, was made. The series converter connected between the

wind turbine and the parallel converter, or between parallel converter and the common connec-

tion point (PCC). It was concluded that the shunt converter connected to the generator presents

better performance than the series converter due to series converter currents are less than the

stator currents. Under this configuration, there is no active power current from the generator

injected in the PCC during voltage sags.

Keywords: FACTS. Squirrel Cage Induction Generator. i-UPQC.

iv

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

i-UPQC Unified Power Quality Conditioner with inverted topology;

ANEEL Agencia Nacional de Energia Eletrica;

EPE Empresa de Pesquisa Energetica;

MP Ministerio do Planejamento;

MME Ministerio de Minas e Energia;

LRVT Low Voltage Ride Through;

SIN Sistema Interligado Nacional;

SCIG Squirrel Cage Induction Generator;

PMSG Permanent Magnetic Synchronous Generator;

DFIG Doubly Fed Induction Generator;

WRSG Wound Rotor Synchronous Generator;

FACTS Flexible Alternating Current Transmission Systems;

SVC Static Var Compensator;

TCR Thyristor Controlled Reactors;

TSC Thyristor Switched Compensator;

TSSC Thyristor Switched Series Compensator;

TCSC Thyristor Controlled Series Compensator;

IGBT Insulated Gate Bipolar Transistor;

STATCOM Static Synchronous Compensator;

SSSC Static Synchronous Series Compensator;

UPQC Unified Power Quality Conditioner;

UPFC Unified Power Flow Controller;

IPFC Interline Power Flow Controller;

CSC Convertible Static Compensator;

PCC Ponto de Conexao Comum;

SMES Superconducting Magnetic Energy Storage;

VTCD Variacao de Tensao de Curta Duracao;

QEE Qualidade de Energia Eletrica;

ONS Operador Nacional do Sistema;

IGBT Insulated Gate Bipolar Transistors;

v

LISTA DE SIMBOLOS

~vss Tensao do estator nas coordenadas do estator;

~vrr Tensao do rotor nas coordenadas do rotor;

Rs Resistencia do estator;

Rr Resistencia do rotor;

~iss Vetor corrente do estator na coordenada do estator;

~irr Vetor corrente do rotor na coordenada do rotor;

~ψss Vetor fluxo magnetico do estator na coordenada do estator;

~ψrr Vetor fluxo magnetico do rotor na coordenada do rotor;

~ψs Vetor fluxo magnetico do estator no referencial sıncrono;

~ψr Vetor fluxo magnetico do rotor no referencial sıncrono;

~vs Tensao do estator no referencial sıncrono;

~is Vetor da corrente do estator no referencial sıncrono;

~ir Vetor da corrente do rotor no referencial sıncrono;

µ Deslocamento angular do eixo do estator;

θslip Deslocamento angular do eixo do rotor;

ωr Velocidade angular do rotor;

ωslip Diferenca entre a frequencia angular do fluxo do estator e do eixo do rotor;

Ls Indutancia propria do estator;

Lr Indutancia propria do rotor;

Lm Indutancia de magnetizacao da maquina;

Lls Indutancia de dispersao do estator;

Llr Indutancias de dispersao do rotor;

s Escorregamento da maquina;

Zt Impedancia da maquina vistas pelos terminais do estator;

Rt Resistencia da maquina vistas pelos terminais do estator;

Xt Reatancia da maquina vistas pelos terminais do estator;

Xm Reatancia de magnetizacao da maquina;

Xlr Reatancia de dispersao do rotor;

Xls Reatancia de dispersao do estator;

Te Torque eletrico;

vi

Pe Potencia eletrica do gerador;

Tm Torque mecanico;

Pm Potencia mecanica do gerador;

ωk Velocidade de sincronismo;

Vs Amplitude da tensao do estator;

Jg Constante de inercia do gerador;

ωcr Velocidade crıtica;

icol Corrente Coletiva do Gerador;

ia Corrente do gerador na fase a;

ib Corrente do gerador na fase b;

ic Corrente do gerador na fase c;

vl Tensao no PCC;

vl′ Nova referencia de tensao para o sistema de controle;

vs Tensao na fonte;

vcs Tensao no conversor serie;

is Corrente da fonte;

icp Corrente no conversor paralelo;

il Corrente na carga;

vcp Tensao no conversor paralelo;

ics Corrente no conversor serie;

vabcs (t) Tensao trifasica da fonte;

vabcs+1(t) Componente fundamental de sequencia positiva da tensao da fonte;

vabcs−1(t) Componente fundamental de sequencia negativa da tensao da fonte;

vabcsh(t) Somatorio das componentes harmonicas de ordem h da tensao da fonte;

iabcl (t) Corrente trifasica da carga;

iabcl+1(t) Componente fundamental de sequencia positiva da corrente da carga;

iabcl−1(t) Componente fundamental de sequencia negativa da corrente da carga;

iabclh(t) Componente harmonica, de ordem h, da corrente da carga;

Ec Energia acumulada no capacitor;

C Capacitancia;

vii

Vc Tensao do elo CC;

qmag Potencia reativa de magnetizacao;

ωs Velocidade angular sıncrona;

P Amplitude de potencia ativa;

Q Amplitude de potencia reativa;

FP Fator de potencia;

α relacao entre a potencia imaginaria e a potencia real;

va Tensao na fase a de um sistema trifasico;

vb Tensao na fase b de um sistema trifasico;

vc Tensao na fase c de um sistema trifasico;

vα Tensao α de um sistema trifasico, no referencial estacionario;

vβ Tensao β de um sistema trifasico, no referencial estacionario;

ia Corrente na fase a de um sistema trifasico;

ib Corrente na fase b de um sistema trifasico;

ic Corrente na fase c de um sistema trifasico;

iα Corrente α de um sistema trifasico, no referencial estacionario;

iβ Corrente β de um sistema trifasico, no referencial estacionario;

p Potencia real instantanea;

p Componente media da potencia real instantanea;

p Componente oscilante da potencia real instantanea;

q Potencia imaginaria instantanea;

q Componente media da potencia imaginaria instantanea;

q Componente oscilante da potencia imaginaria instantanea;

vαβ1+Componente fundamental de sequencia positiva de uma tensao no referencial estacionario;

vα1+ Componente fundamental de sequencia positiva da tensao α;

vβ1+Componente fundamental de sequencia positiva da tensao β;

iα1+ Componente fundamental de sequencia positiva da corrente α;

iβ1+Componente fundamental de sequencia positiva da corrente β;

i′α Corrente fictıcia α gerada no PLL;

i′β Corrente fictıcia β gerada no PLL;

viii

p′ Potencia ativa instantanea fictıcia, gerada no PLL;

q′ Potencia imaginaria instantanea fictıcia, gerada no PLL;

ω′c Frequencia angular gerada pelo PLL;

ωc Frequencia angular do sistema;

θc Angulo de sincronismo gerado no PLL;

q∗ Sinal de referencia interno do q-PLL;

vla Tensao na fase a do PCC;

vlb Tensao na fase b do PCC;

vlc Tensao na fase c do PCC;

vlα Tensao α do PCC, no referencial estacionario;

vlβ Tensao β do PCC, no referencial estacionario;

i′lα Corrente α gerada no PLL atraves de vlα e vlβ;

i′lβ Corrente β gerada no PLL atraves de vlα e vlβ;

vl′ Referencia de tensao para o sistema de controle durante VTCD;

ix

SUMARIO

1 INTRODUCAO . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11

1.1 Energia Eolica no Brasil . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13

1.2 Codigos de Rede . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 16

1.3 Tipos de Gerador . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17

1.3.1 Gerador de Inducao Gaiola de Esquilo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17

1.3.2 Gerador Sıncrono com Ima Permanente . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19

1.3.3 Gerador de Inducao Duplamente Alimentado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20

1.3.4 Gerador Sıncrono com Rotor Bobinado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21

1.4 Equipamentos FACTS e a Geracao Eolica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21

1.5 Revisao Bibliografica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23

1.6 Motivacao . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25

1.7 Objetivos do Trabalho . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26

1.8 Organizacao da Dissertacao . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27

1.9 Artigos Publicados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27

2 AEROGERADORES DE VELOCIDADE FIXA . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29

2.1 Gerador de Inducao Gaiola de Esquilo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29

2.1.1 Circuito Equivalente do Gerador de Inducao Gaiola de Esquilo . . . . . . . . . . . . . . . 32

2.1.2 Instabilidade do Gerador . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34

2.2 Simulacao . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36

2.3 Conclusao . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41

3 CONDICIONADOR UNIVERSAL DE QUALIDADE DE ENERGIA IN-

VERTIDO: i-UPQC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42

3.1 Princıpio de Funcionamento . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42

3.1.1 Modelo Ideal do i-UPQC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44

x

3.2 O i-UPQC e Suas Possıveis Configuracoes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47

3.2.1 Modelo Real do i-UPQC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48

3.3 Conclusao . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49

4 i-UPQC e o Aerogerador de Velocidade Fixa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51

4.1 Fornecimento de Energia Reativa para o Gerador de Inducao . . . . . . . . . . . . . . 51

4.1.1 Conversor Paralelo Conectado ao PCC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54

4.1.2 Conversor Paralelo Conectado ao Aerogerador . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55

4.2 Teoria pq . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56

4.3 O PLL Utilizado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58

4.4 As Estrategias de Controle . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 60

4.4.1 Conversor Paralelo Conectado ao PCC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61

4.4.2 Conversor Paralelo conectado ao Aerogerador . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63

4.5 Conclusao . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 64

5 RESULTADOS DE SIMULACOES. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65

5.1 Afundamento de Tensao no PCC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65

5.1.1 Cenario I - Conversor paralelo conectado ao PCC: Afundamento de tensao . . . . 66

5.1.2 Cenario II - Conversor paralelo conectado ao aerogerador: Afundamento de

tensao . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69

5.2 Presenca de Harmonicos de Corrente . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 72

5.2.1 Cenario III - Conversor paralelo conectado ao PCC: Correntes harmonicas . . . . 72

5.2.2 Cenario IV - Conversor paralelo conectado ao aerogerador: Correntes har-

monicas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75

5.3 Conclusao . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 77

6 CONCLUSOES . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 79

6.1 Sugestoes de Trabalhos Futuros . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 82

Referencias . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 83

11

1 INTRODUCAO

Com a crescente demanda de energia eletrica, houve a necessidade de desenvolver

novas fontes de energia principalmente as nao poluentes, tornando-se menos prejudiciais tanto

para a natureza quanto para a populacao.

Assim, as concessionarias de energia, que ate entao tinham como unica obrigacao

o fornecimento de eletricidade, agora devem se preocupar, tambem, em fornecer energia de

qualidade que atenda aos requisitos dos orgaos reguladores e de forma sustentavel.

Segundo (ARAUJO; SILVA, 2014), uma atividade sustentavel qualquer e aquela que pode

ser mantida por um perıodo longo e indeterminado de tempo, ou seja, para sempre, que nao

se esgote nunca, apesar dos imprevistos que possam vir a ocorrer durante este perıodo. Isso

implica, no uso consciente dos recursos naturais, de forma a explora-los de maneira adequada

e em quantidades compatıveis com sua capacidade de renovacao.

As principais fontes de energia sustentavel sao as renovaveis e limpas, com nenhum

ou muito pouco ındice de geracao de CO2 (dioxido de carbono) e outros gases do efeito es-

tufa. Neste contexto a energia eolieletrica e uma das fontes mais promissoras da atualidade.

Ao analisar o crescimento desta fonte, a nıvel mundial, a partir de 2005 (Tabela 1.1), nota-se

que a media da taxa anual de crescimento e de aproximadamente 25%, ficando atras apenas das

geracoes a base de energia solar, porem bem maior que esta em numeros absolutos. A expecta-

tiva para 2020 e que a geracao de energia eletrica advinda do vento chegue a 1,33 TWh, o que

significa um aumento de 12 vezes num perıodo de 15 anos (WEO, 2014).

Tabela 1.1: Geracao de energia eletrica mundial de acordo com a fonte [TWh].

Fonte 1990 2005 2010 2012 2020

Carvao 4.425 7.334 8.687 9.204 10.377

Oleo 1.310 1.186 1.000 1.144 832

Gas 1.760 3.585 4.760 5.104 6.056

Nuclear 2.013 2.771 2.756 2.461 3.243

Hidro 2.144 2.922 3.431 3.672 4.553

Bioenergia 132 231 331 442 764

Vento 4 111 342 521 1.333

Geotermal 36 52 68 70 120

Solar Fotovoltaica 0 3 32 97 449

Concentracao Solar 1 - 2 5 41

Marinha 1 1 1 1 3

Geracao Total 11.825 18.197 21.408 22.721 27.771

Fonte: WEO (2014).

De acordo com a Figura 1.1, a potencia instalada a nıvel mundial ultrapassou a marca

de 365.000 MW no final de 2014, dos quais 33.273 MW foram adicionados apenas no segundo

semestre de 2014. Esse aumento e substancialmente maior do que os valores praticados no

12

mesmo perıodo de 2013, quando 22,2 GW foram adicionados. Dentre as razoes para o desen-

volvimento positivo da geracao eolieletrica, podem ser citadas as vantagens economicas desta

fonte (o vento como uma fonte gratuita), a competitividade em relacao a outras fontes de ele-

tricidade, bem como, a necessidade urgente do uso de tecnologias livres de emissoes, afim de

mitigar as mudancas climaticas e a poluicao do ar.

Figura 1.1: Capacidade total de energia eolica instalada no mundo.

!"#$%

Fonte: WWEA (2014).

A energia eletrica proveniente dos ventos esta presente em todos os continentes, sendo

que os cinco primeiros paıses em capacidade instalada sao China, EUA, Alemanha, Espanha e

India, que juntos detem 72% da capacidade eolica instalada global (GWR, 2014). No final de

2011 o Brasil ocupava o 15 lugar, mas desde entao foi subindo de posicao e ao final de 2014

ficou entre os 10 paıses com maior capacidade instalada (dados da Tabela 1.2).

Segundo a Empresa de Pesquisa Energetica (EPE), a previsao e que o Brasil ocupe o

7 lugar ate o final deste ano de 2015. Alem disto, no final de 2012, o setor eolico representava

cerca de 2% de toda a capacidade instalada no paıs. Ate o final de 2023, essa fatia deve chegar

a 11% (MP, 2014).

Em termos de capacidade recem adicionada (dados da Tabela 1.3), a parcela dos cinco

primeiros paıses em capacidade adicionada, aumentou de 65% para 74%. Importante salientar

que a China sozinha foi responsavel por 45% de toda a potencia adicionada em 2014.

Apesar de nao ficar entre os dez paıses com maior capacidade instalada de energia

eolica (4.883 MW) ou entre os dez paıses com maior potencia adicionada de energia eolica de

2014 (105 MW), a Dinamarca destaca-se por ser o paıs que tem maior percentual de energia

eletrica proveniente de geracao eolica, sendo que 33% da capacidade de geracao eletrica deste

paıs provem da conversao eolieletrica (GWR, 2014).

13

Tabela 1.2: Capacidade instalada de energia eolica por paıs.

Capacidade Capacidade Capacidade Capacidade

Posicao Paıs Total ate Final Total ate Final Total ate Final Total ate Final

de 2014 [MW] de 2013 [MW] de 2012 [MW] de 2011 [MW]

1o China 114.609 91.413 75.324 62.364

2o EUA 65.879 61.108 59.882 46.919

3o Alemanha 39.165 34.658 31.315 29.075

4o Espanha 22.987 22.959 22.796 21.673

5o India 22.465 20.150 18.321 15.880

6o Reino Unido 12.440 10.531 8.445 6.018

7o Canada 9.694 7.698 6.201 5.265

8o Franca 9.285 8.254 7.499 6.877

9o Italia 8.663 8.551 8.144 6.640

10o Brasil 5.939 3.399 2.507 1.429

Resto do Mundo 58.477 49.767 42.173 31.439

Total 369.603 318.488 282.607 233.579

Fonte: WWEA (2014), GWR (2014).

Tabela 1.3: Potencia eolica adicionada, por paıs.

Potencia Adicionada Potencia Adicionada Potencia Adicionada

Posicao Paıs em 2014 [MW] em 2013 [MW] em 2012 [MW]

1o China 23.196 16.088 12.960

2o Alemanha 5.279 3.238 2.415

3o EUA 4.854 1.084 13.124

4o Brasil 2.472 953 1.077

5o India 2.315 1.729 2.336

6o Canada 1.871 1.599 935

7o Reino Unido 1.736 1.883 1.897

8o Suecia 1.050 724 846

9o Franca 1.042 631 757

10o Turquia 804 646 506

Resto do mundo 6.852 6.714 7.946

Total 51.473 35.289 44.799

Fonte: GWR (2014, 2013, 2012).

1.1 Energia Eolica no Brasil

De acordo com o Ministerio de Minas e Energia (MME, 2014a), a primeira cidade

brasileira a ter servicos de energia foi a cidade de Campos - RJ, com a instalacao de uma usina

termeletrica de 52 kW, inaugurada em 1883. Depois de 6 anos, comecou a operar na cidade de

Juiz de Fora - MG a primeira hidreletrica para servicos de utilidade publica do Brasil e tambem

da America Latina. A usina Bernardo Mascarenhas, como foi chamada, tinha um potencial

instalado de 250 kW e possuıa dois grupos de geradores.

De la pra ca, a participacao das hidreletricas na matriz energetica brasileira foi so cres-

cendo e logo tornou-se preponderante, chegando, em 1996, a representar 87,4% da capacidade

de geracao do paıs. A taxa de crescimento da energia proveniente das hidreletricas esta recu-

14

ando e a geracao eolieletrica tem ganhado mais espaco.

O Brasil ocupava a 8a posicao no ranque de potencia adicionada no final de 2012 e

saltou para o 4 lugar ao termino de 2014 (GWR, 2012), gracas ao aumento de investimentos

no setor. O Brasil tornou-se o maior mercado de energia eolieletrica latino americano (WWEA,

2014) e esta entre os 5 mercados mais promissores para novas turbinas de gracao eolieletrica.

A capacidade instalada no Brasil em 2014 foi de aproximadamente 2,5 GW, o que represen-

tou 4,8% de toda a potencia instalada mundialmente neste perıodo e reafirmou sua lideranca

incontestavel na America Latina.

De acordo com o MP (2014), com a expansao prevista de 6 GW da capacidade insta-

lada de energia eolieletrica em 2015, o Brasil passara a ocupar a segunda posicao em expansao

de energia eolieletrica no mundo, superando a Alemanha e ficando atras apenas da China.

Tabela 1.4: Matriz de capacidade instalada de geracao de energia eletrica do Brasil (MW).

Fonte abr/15 dez/14 dez/13 dez/12 dez/11 dez/10

Hidraulica 89811 89193 86019 84294 82458 80637

Termica 40296 39817 38529 34916 33250 30836

Gas 12891 12590 13888 - 13213 12536

Carvao 3614 3593 3389 - 1944 1594

Petroleo* 9384 9252 7790 - 7211 6873

Nuclear 1990 1990 1990 - 2007 2007

Biomassa 12417 12392 11472 - 8875 7826

Eolica 5833 4888 2202 1886 1425 927

Solar Fotovoltaica 15 15 5 8 1 0,09

Capacidade Total 135955 133913 126755 121104 117135 112400

*Inclui outras fontes fosseis

Fonte: MME (2014a).

Ao analisar a capacidade instalada de cada fonte de geracao brasileira (Tabela 1.4),

nota-se que nos quatro primeiros meses de 2015, a geracao eolieletrica foi a fonte que mais

cresceu, com uma taxa de 19%, sendo, sozinha, responsavel por 46% do aumento da capacidade

de energia eletrica instalada. De 2013 para 2014, a capacidade de geracao eolieletrica mais que

dobrou, passando de 2.202 MW para 4.888 MW, o que representa um aumento 122%. Este

valor representa 37% de toda a potencia acrescida no sistema brasileiro nesse perıodo.

De acordo com o MME (2014b), a participacao crescente da energia eolieletrica na

matriz de energia eletrica resultou de uma combinacao de fatores relacionados ao cenario ex-

terno, ao desenvolvimento tecnologico e da cadeia produtiva, alem de aspectos regulatorios,

tributarios e financeiros. Visto que as hidreletricas sao as principais fornecedoras de energia

eletrica do paıs, outro fator a ser destacado e a complementaridade da geracao eolieletrica com

relacao a geracao hidreletrica, pois o ciclo de ventos e o ciclo de chuvas do paıs se alternam.

Isto e verificado no Brasil, por exemplo na regiao Nordeste, onde o maior potencial eolieletrico

ocorre durante o perıodo de menor disponibilidade hıdrica, conforme mostra a Figura 1.2.

15

Figura 1.2: Complementaridade entre a geracao hidreletrica e eolica no Brasil.

Fonte: ANEEL (2005).

De acordo com Rezende (2015), as principais vantagens da energia eolica sao:

• E uma fonte renovavel e limpa;

• Nao emite gases do efeito estufa durante a operacao das usinas;

• Possıveis impactos ambientais sao reduzidos devido a melhorias nas tecnologias de fa-

bricacao das torres e a evolucao nos processos de licenciamento. Maquinas cada vez

mais silenciosas sao instaladas respeitando a distancia ideal regulamentada e as rotas

migratorias de aves;

• E uma fonte competitiva, a segunda mais barata no Brasil, atualmente atras das hi-

dreletricas;

• Nao e uma fonte territorialmente excludente, ou seja, e possıvel coexistir com outras

atividades, inclusive agrıcolas, na mesma area onde os parques estao instalados; e

• Devido a caracterıstica complementar a fonte hidraulica, ajuda na conservacao da agua

nos reservatorios das centrais hidreletricas.

A energia eolieletrica chegou com uma proposta nova, e renovavel, une crescimento

e sustentabilidade mas, apesar destas vantagens, a energia eolieletrica traz desafios a serem

vencidos. Nao e despachavel, a producao de energia tem que acontecer no momento em que se

esta consumindo, e no caso da conversao eolioeletrica e difıcil prever quando as condicoes de

vento estarao favoraveis.

16

1.2 Codigos de Rede

Com o aumento da potencia eolieletrica instalada e o numero cada vez maior de par-

ques eolicos, torna-se imprescindıvel que se tenha controle das implicacoes que a conexao e

a operacao das turbinas geram sobre o sistema eletrico. Neste contexto, os codigos de rede,

normas que regem a operacao do sistema eletrico de cada paıs, vem ganhando atencao especial

dos profissionais do setor. Essas normas incluem requisitos especıficos relativos a operacao

de aerogeradores. Tem como finalidade principal estabelecer que as unidades geradoras nao

venham a comprometer a qualidade de energia e a seguranca do sistema eletrico (ONS, 2010).

Sao exigencias dos novos codigos que os aerogeradores resistam as quedas de tensao

a um determinado percentual do valor nominal (0% em alguns paıses, como a Alemanha), por

um perıodo determinado (LIMA, 2009).

A pior situacao no codigo brasileiro, ocorre quando a tensao remanescente1 e de 20%.

Neste caso, o gerador deve se manter conectado ao ponto de acoplamento comum por ate 0,5

segundos. Alem disto, a acessante deve continuar operando se a tensao nos seus terminais per-

manecer acima da curva apresentada na Figura 1.3. Esta curva e conhecida por LVRT (do ingles,

Low Voltage Ride Through) e traduz os requisitos de suportabilidade a subtensoes decorrentes

de faltas na rede basica.

Figura 1.3: Curva LVRT do codigo de rede brasileiro.

V (%)

100

85

90

Brazilian grid code

Germany grid code

t (s)

20

0 0,5 1,0 5,03,01,50,15

Fonte: Adaptada de ONS (2010).

Alem dos requisitos de suportabilidade a subtensoes, o codigo brasileiro possui outros

criterios para conexao ao Sistema Interligado Nacional (SIN) (ONS, 2010), a saber:

• Manter a conexao da central geradora para valores entre 0,90 e 1,10 p.u. da tensao nomi-

1Esta tensao e o resultado da composicao das tres fases. E o modulo do vetor tensao.

17

nal, sem a atuacao dos reles de sobtensao e sobretensao temporizados;

• Manter a conexao da central geradora para valores entre 0,85 e 0,90 p.u. da tensao nomi-

nal, por um tempo ate de 5 segundos;

• O parque eolico deve operar, quando solicitado pelo Operador Nacional do Sistema (ONS)

e em potencia ativa nominal, com fator de potencia indutivo (mınimo de 0,95) ou capaci-

tivo (mınimo de 0,95);

• Para tensoes no ponto de conexao entre 0,90 e 1,10 p.u. da tensao nominal, nao e permi-

tida a reducao da potencia ativa da central geradora, em caso de frequencias entre 58,5 e

60,0 Hz;

• Somente e permitida a reducao da potencia de saıda em ate 10%, caso as frequencias

atinjam os valores entre 57,0 e 58,5 Hz; e

• A acessante deve assegurar que a operacao dos seus equipamentos, bem como outros

efeitos em suas instalacoes, nao causem distorcoes harmonicas na tensao, tanto no ponto

de conexao na rede basica, quanto no barramento do transformador.

1.3 Tipos de Gerador

Um aerogerador pode ser classificado de diversas formas, podendo citar a velocidade

do rotor, a posicao do eixo e a limitacao de potencia. Podem estar presentes em pequenos

sistemas, alimentando uma pequena carga isoladamente, ou em grandes sistemas, fazendo parte

do sistema eletrico de um paıs. Com a expansao no numero de parques instalados, as tecnologias

empregadas em aerogeradores foram se desenvolvendo e hoje varios tipos de geradores sao

utilizados, sendo os principais apresentados a seguir.

1.3.1 Gerador de Inducao Gaiola de Esquilo

Maquina mais utilizada em sistemas eolicos de velocidade fixa, o gerador de inducao

gaiola de esquilo (SCIG, do ingles, Squirrel Cage Induction Generator) apresenta como princi-

pais vantagens a sua simplicidade e robustez quando comparada com outras tecnologias, o que

se traduz num custo mais baixo. O gerador e conectado diretamente a rede eletrica e, assim, a

velocidade do rotor e definida pela frequencia da rede eletrica, independente da velocidade do

vento incidente nas pas (AKHMATOV, 2003).

Esta tecnologia apresenta como principais desvantagens o funcionamento a velocidade

constante, que nao permite uma boa adaptacao a diferentes perfis de vento, uma carga mecanica

18

Figura 1.4: Gerador de inducao gaiola de esquilo com dispositivo de partida e bancos capacitivos.

Fonte: Proprio autor.

elevada para a maioria dos regimes de vento, a necessidade de potencia reativa para funciona-

mento e o fato de a qualidade da energia produzida refletir os efeitos da variabilidade do recurso

primario (ACKERMANN, 2005; AKHMATOV, 2003).

Na Figura 1.4 esta representada a topologia de um sistema de conversao de energia

eolica com gerador de inducao gaiola de esquilo em serie com um dispositivo so f t-starter, para

limitar a corrente de partida, e em paralelo com um banco de capacitores para suprir a demanda

de reativo da maquina, pois o gerador de inducao requer potencia reativa da rede (ACKERMANN,

2005).

Outra configuracao para conexao do gerador de inducao gaiola de esquilo com a rede se

da atraves de um conversor back-to-back com potencia plena. Esta tecnologia foi muitas vezes

escolhido por fabricantes de turbinas eolieletricas para sistemas autonomos de baixa potencia,

mas recentemente tem sido usada para turbinas de alta potencia (TEODORESCU; LISERRE; RO-

DRIGUEZ, 2011). A Figura 1.5 mostra um gerador de inducao gaiola de esquilo conectado a

rede atraves de conversor de potencia plena.

Ao processar totalmente a energia do gerador, maior suporte e controle da potencia

reativa podem ser obtidos, bem como maior suporte a rede na ocorrencia de falha, porem e

uma tecnologia mais cara, uma vez que os conversores sao projetados para potencia nominal

do aerogerador. No entanto o sistema nao contribui para a potencia de curto-circuito porque o

conversor limita a corrente de fuga e, consequentemente, a coordenacao da protecao deve ser

reprojetada (TEODORESCU; LISERRE; RODRIGUEZ, 2011).

19

Figura 1.5: Gerador de inducao gaiola de esquilo com conversor de potencia plena.


1.3.2 Gerador Sıncrono com Ima Permanente

O gerador sıncrono com ıma permanente (PMSG, do ingles, Permanent Magnetic Syn-

chronous Generator) nao depende de fornecimento externo de energia para a excitacao, o que

permite uma operacao a um fator de potencia elevado e uma eficiencia alta. No entanto, os ma-

teriais utilizados para a producao dos imas permanentes sao caros e difıceis de trabalhar durante

a fabricacao.

Figura 1.6: Gerador sıncrono com ıma permanente.


Utilizado em sistemas eolicos de velocidade variavel, o gerador sıncrono com ima

permanente, tem como vantagem o fato de a energia poder ser gerada em qualquer velocidade,

de modo a se adequar as condicoes do momento. No entanto, sua utilizacao em sistema eolicos

requer a instalacao de um conversor de potencia de escala plena afim de ajustar a tensao e

20

frequencia de geracao para a tensao e a frequencia de transmissao, respectivamente. Esta e

uma despesa adicional. Alem disto, os materiais magneticos sao sensıveis a temperatura e o

ima pode perder as suas qualidades magneticas a temperaturas elevadas, durante uma falha, por

exemplo. Portanto, a temperatura do rotor de um PMSG deve ser supervisionada e um sistema

de arrefecimento e necessario (ACKERMANN, 2005; BOLDEA, 2005).

1.3.3 Gerador de Inducao Duplamente Alimentado

Utilizado em sistemas eolicos de velocidade variavel, o gerador de inducao duplamente

alimentado (DFIG, do ingles, Doubly Fed Induction Generator) possui os enrolamentos do

estator ligados diretamente a rede eletrica, enquanto que os enrolamentos do rotor sao ligados a

rede atraves de dois conversores com topologia back-to-back, o que permite o fluxo de energia

de forma bidirecional. Os dois conversores sao controlados de forma independente um do outro.

Dependendo da condicao operacional, o rotor pode absorver ou fornecer energia para a rede.

Figura 1.7: Gerador de inducao duplamente alimentado.


O DFIG tem a capacidade de controlar a potencia reativa e dissociar o controle de

potencia ativa e reativa, nao requer, necessariamente, energia de magnetizacao da rede e tambem

e capaz de gerar energia reativa. O conversor nao necessita ter 100% da potencia nominal do

gerador, diminuindo assim os custos de projeto. Uma desvantagem do DFIG e a inevitavel

necessidade de aneis deslizantes (ACKERMANN, 2005; AKHMATOV, 2002).

21

1.3.4 Gerador Sıncrono com Rotor Bobinado

O gerador sıncrono com rotor bobinado (WRSG, do ingles, Wound Rotor Synchronous

Generator) e conectado a rede atraves de um conversor de escala plena e pertence ao grupo

dos aerogeradores de velocidade variavel. A velocidade do gerador sıncrono e determinada

pela frequencia do campo rotativo e pelo numero de pares de polos do rotor. Ao contrario

do gerador de inducao, o gerador sıncrono nao precisa de sistema de compensacao de energia

reativa. De acordo com o projeto, pode ou nao fazer uso de uma caixa de engrenagem (gearbox)

(note que na Figura 1.8 a representacao das engrenagens esta com linhas pontilhadas), mas as

consequencias de um projeto sem engrenagens e um gerador grande e pesado, com um elevado

numero de pares de polo (ACKERMANN, 2005; BOLDEA, 2005).

Figura 1.8: Gerador sıncrono com rotor bobinado.


1.4 Equipamentos FACTS e a Geracao Eolica

O sistema de energia, e o seu funcionamento, foi projetado e desenvolvido em torno de

usinas de energia convencionais com geradores sıncronos diretamente acoplados a rede. Mas os

aerogeradores tem caracterısticas diferentes dos geradores convencionais, o que traz a necessi-

dade de um sistema de acoplamento desses ao sistema existente. Neste contexto (como podera

ser comprovado na revisao bibliografica), muitos estudos tem surgido em torno do emprego de

equipamentos FACTS (do ingles, Flexible AC Transmission Systems) para melhorar o desem-

penho dos aerogeradores, pois permitem que este objetivo seja atingido sem grandes alteracoes

na configuracao do sistema original.

22

O nome FACTS, foi introduzido em 1988 por Narain Hingorani. Esta tecnologia e

empregada para melhorar a flexibilidade, a capacidade e a seguranca de sistemas eletricos

(SILVA, 2008). Sao equipamentos baseados em eletronica de potencia que foram desenvolvi-

dos para executar nos sistemas de energia as mesmas funcoes que os controladores tradicio-

nais, tais como transformadores comutaveis, transformadores de mudanca de fase, capacito-

res de compensacao, etc. Oferecem um tempo de resposta mais rapido e menores custos de

manutencao em comparacao com a tecnologia eletromecanica convencional, alem de controlar

todos os parametros que determinam a transmissao de energia ativa e reativa: fluxos de potencia

nas linhas de transmissao, angulo de fase da carga, a impedancia, a corrente ou a tensao, nos

sistemas CA. Fornecem assim uma utilizacao mais eficaz da energia produzida disponıvel e

evita que interrupcoes se espalhem para areas mais amplas (HINGORANI; GYUGYI, 2000).

Os FACTS sao classificados em geracoes, como segue (GYUGYI, 2000):

• Na primeira geracao estao os dispositivos FACTS que utilizam tiristores. Exemplos de

equipamentos ligados em paralelo a rede e pertencentes a este grupo sao: o SVC (do

ingles, Static Var Compensator), o TCR (do ingles, Thyristor Controlled Reactors) e o

TSC (do ingles, Thyristor Switched Compensator). Equipamentos que sao conectados

em serie com a rede sao: o TSSC (do ingles, Thyristor Switched Series Compensator)

e o TCSC (do ingles, Thyristor Controlled Series Compensator). Um equipamento que

possui as caracterısticas serie e paralelo de forma integrada e o Phase Shi f ter.

• A segunda geracao e composta por equipamentos que utilizam transistores tipo IGBT (do

ingles, Insulated Gate Bipolar Transistor). Equipamentos dessa geracao sao os com-

pensadores estaticos paralelo, STATCOM (do ingles, Static Synchronous Compensator),

e serie, SSSC (do ingles, Static Synchronous Series Compensator).

• A terceira geracao de equipamentos FACTS e composta pela interacao conjunta de con-

versores serie e paralelo numa mesma linha de transmissao, tal como fazem os equi-

pamentos UPQC (do ingles, Uni f ied PowerQuality Conditioner) e UPFC (do ingles,

Uni f ied Power Flow Controller). O UPFC e o resultado de uma combinacao do STAT-

COM com o SSSC.

Pode-se considerar a existencia de uma quarta geracao de equipamentos FACTS, em

que a integracao dos equipamentos serie e paralelo e feita em linhas diferentes. Isso resulta

em equipamentos com os nomes IPFC (do ingles, Interline Power Flow Controller), CSC (do

ingles, Convertible Static Compensator) e outras possibilidades.

De fato, ha uma ampla quantidade de siglas para designar equipamentos FACTS exis-

tentes e com a disseminacao desta tecnologia o numero de siglas/equipamentos tende a aumen-

tar, bem como os estudos sobre novos controladores ou variacoes de controladores conhecidos.

23

A revisao bibliografica desta dissertacao aborda trabalhos que contemplam o emprego

de dispositivos FACTS em conjunto com sistemas de geracao eolicos.

1.5 Revisao Bibliografica

O objetivo desta secao e fazer uma revisao sobre os trabalhos pesquisados que mos-

tram o estado da arte do tema que sera abordado no decorrer da dissertacao. Sao apresentadas

algumas referencias e suas contribuicoes no que diz respeito ao uso de equipamentos FACTS

operando em conjunto com aerogeradores.

No trabalho de Carneiro (2014), foi apresentado um estudo sobre operacao coorde-

nada entre o dispositivo STATCOM e um aerogerador com DFIG com topologia reduzida. A

proposta difere das convencionais uma vez que utiliza apenas um conversor conectado do lado

da maquina, que controla de forma independente as potencias ativa e reativa. Foi realizada

uma analise, de forma isolada, da capacidade do DFIG e do STATCOM de compensar potencia

reativa para reestabelecer a tensao no PCC. O sistema proposto foi simulado no so f tware PS-

CAD e mostrou-se capaz de proporcionar, simultaneamente, regulacao do fator de potencia e

regulacao de tensao no PCC.

O estudo elaborado por Lucas (2015), investiga a operacao do STATCOM em um

sistema eletrico de 8 barras, sendo que em duas delas ha a conexao de parques de geracao eo-

lioeletrica equipados com DFIG (capazes de conceder suporte a tensao da rede). Alem disto

o trabalho apresenta uma tecnica para dimensionamento do STATCOM para dois cenarios di-

ferentes: sendo o primeiro contemplando a insercao do dispositivo FACTS em uma parte do

sistema eletrico do Nordeste brasileiro (cenario real) e o segundo em um sistema eletrico hi-

potetico. Para o primeiro cenario, usou-se inicialmente o so f tware ANAREDE par analisar

a atuacao do STATCOM de modo a fornecer suporte de energia reativa ao sistema de tensao.

Com base na tensao encontrada na barra que foi regulada, e a potencia reativa demandada

para a adequacao desta tensao, foi elaborado um abaco para dimensionamento do STATCOM,

e os resultados foram comprovados atraves dos so f twares MatLab e ANAREDE. O segundo

cenario, com dados de um sistema eletrico hipotetico, foi implementado e os dados utilizados

na elaboracao do abaco foram validados atraves dos so f twares MatLab e PSCAD.

O artigo escrito por Jayanti et al. (2009) investiga o uso do UPQC para integracao

do aerogerador de velocidade fixa com a rede eletrica de forma a atender os codigos de rede

da Irlanda. A capacidade do UPQC manter o aerogerador conectado a rede durante uma falta

foi comprovada, tanto para uma falha balanceada quanto para curto-circuito desbalanceado.

Como no codigo de rede Irlandes, durante um afundamento de tensao, a tensao nos terminais

do aerogerador nao necessita ser compensada para 100%, as potencias nominais individuais

dos conversores do UPQC podem ser limitadas. Foi feita uma comparacao entre o desempenho

24

do UPQC e do STATCOM e concluiu-se que para cumprir com o codigo de rede irlandes, o

STATCOM demanda maior potencia, alem disto o desempenho do sistema global sera superior

com o uso do UPQC.

O trabalho escrito por Wang e Truong (2012) faz uma comparacao entre o emprego

de dois dispositivos FACTS distintos, porem de mesma potencia, ligado em uma linha de

transmissao de um sistema composto por duas linhas paralelas, que conectam dois geradores

sıncronos de 615 MVA e um parque eolieletrico o f f shore de 80 MVA equipado com geradores

sıncronos de ima permanente (PMSG) ao PCC. Os FACTS utilizados no estudo foram o SSSC

e o SVC. Apos o sistema ser simulado considerando tres cenarios, (sem o dispositivo FACTS,

com o SSSC e com o SVC), constatou-se que a presenca do dispositivo FACTS oferece melhora

no desempenho da fazenda eolica, sendo o SVC o equipamento que apresentou a melhor e mais

rapida resposta. Ao analisar as respostas a variacoes na tensao do PCC, ambos os dispositivos

se mostraram ineficazes para amortecer as oscilacoes na barra. O mesmo pode-se dizer com

relacao ao amortecimento das variacoes de energia reativa no Gerador Sıncrono e nas linhas de

transmissao.

Em Okedu et al. (2011) e apresentado o uso de um STATCOM para melhorar a es-

tabilidade de um parque eolico composto por DFIG durante falha na rede. Caso a tensao no

elo CC exceda o valor maximo permitido, a protecao crowbar e acionada, o DFIG passa a se

comportar como um gerador de inducao convencional e, assim, perde-se o controle da potencia

ativa e reativa. O STATCOM e instalado proximo ao PCC e durante um afundamento de tensao

com acionamento do crowbar, o FACTS fornece energia reativa adicional para o sistema, me-

lhorando assim o desempenho da tensao nos terminais do DFIG.

O artigo apresentado por Marques e Lopes (2007) descreve uma metodologia para

definir a melhor localizacao e dimensionamento de STATCOMs no sistemas lusitano (modelado

atraves de 57 barras), com base em simulacoes com algoritmo Annealing. O uso de STATCOMs

foi estudado com o objetivo de fornecer compensacao de reativo para estender a capacidade dos

aerogeradores se manterem conectados a rede na ocorrencia de um afundamento de tensao, visto

que, no cenario estudado, mais de 1.670 MW de geracao eolica (de um sistema que comporta

um total de 4.985 MW) eram desconectados sempre que a tensao da rede baixava de 80% do

valor nominal. O cenario estudado corresponde a uma situacao em que 50% da capacidade de

geracao eolieletrica instalada e baseada em maquinas DFIG, 30% de gerador sıncrono e 20%

de gerador de inducao. O estudo chegou a uma possıvel reducao de aproximadamente 24% na

perda de producao de energia eolica com a instalacao de STATCOMs (o trabalho nao definiu

uma quantidade absoluta) com uma capacidade total instalada de 818 Mvar.

O artigo escrito por Ferdosian, Abdi e Bazaei (2015) analisa e compara o uso de dois

equipamentos FACTS, o STATCOM e o UPFC, para melhorar a capacidade do gerador de

inducao gaiola de esquilo de permanecer conectado a rede durante um afundamento de tensao.

25

Alem de amortecer as oscilacoes de velocidade do rotor de gerador de inducao sob falha. Os sis-

temas propostos foram simulados em PSCAD/EMTDC e mostraram que o STATCOM nao in-

fluencia no valor da tensao nos terminais do PCC durante um curto-circuito e apos a eliminacao

da falta so restaura a tensao parcialmente. Ja o UPFC nao deixa que a tensao nos terminais do

aerogerador caia a zero durante o curto-circuito e faz com que esta tensao seja restaurada por

inteiro apos a eliminacao da falta. Alem disto, ao utilizar o UPFC, melhora-se a estabilidade do

rotor e diminui-se significativamente a absorcao de energia reativa da rede, o que ajuda a evitar

outros problemas, como o colapso de tensao.

O trabalho apresentado por Ali e Wu (2010), faz uma comparacao entre 4 metodos dis-

tintos para estabilizacao de um sistema aerogerador de velocidade fixa equipado com gerador de

inducao gaiola de esquilo. Os equipamentos utilizados foram: o resistor de frenagem, o disposi-

tivo STATCOM, o sistema de controle de angulo de passo (Pitch) e o Super condutor Magnetico

de Armazenamento de Energia (SMES, do ingles, Superconducting Magnetic Energy Storage).

A analise e efetuada em termos de melhoria da estabilidade transitoria, complexidade do contro-

lador e custo. Os resultados das simulacoes mostram que os quatro metodos sao eficazes para

melhorar a estabilidade transitoria do sistema proposto, sendo que o SMES e o equipamento

que mais contribuiu para melhoria da estabilidade transitoria e foi capaz de minimizar tanto

flutuacoes da potencia, quanto da tensao fornecida, mas por outro lado e o metodo mais caro e o

que possui o controle mais complexo. Depois do SMES, o STATCOM e a solucao que se mos-

trou mais eficaz para melhorar a estabilidade, alem de possuir uma boa relacao custo-benefıcio

e ter um controle menos complexo que o SMES, no entanto, pode minimizar apenas flutuacoes

de tensao. O resistor de frenagem e o metodo que possui o controle mais simples, melhora a

estabilidade transitoria, mas nao e capaz de minimizar flutuacoes de tensao e potencia na linha.

O controle de angulo de passo e o metodo mais barato e o seu controle so nao e mais simples

que o metodo de resistor de frenagem, mas esta em ultimo lugar quando se analisa a estabilidade

transitoria, o controle de flutuacao de tensao e de potencia, e, apesar de conseguir estabilizar o

aerogerador, nao pode estabilizar o sistema de forma global como os demais metodos.

1.6 Motivacao

O aumento da capacidade das instalacoes de geracao de energia eolica tem trazido

novos desafios para os operadores do sistema de transmissao. Este novo cenario forca-os a rever

os codigos de rede, que contem requisitos especıficos relativos a operacao de aerogeradores.

Os primeiros aerogeradores instalados operavam com velocidade fixa (ABAD et al.,

2011). Esta designacao e devido ao fato da rotacao do eixo do rotor que interliga a turbina

ao gerador ser mantida pela rede eletrica de frequencia fixa e rodar com velocidade mecanica

quase fixa, independentemente da velocidade do vento (ABAD et al., 2011).

26

Esta tecnologia tem a vantagem de ser simples, robusta e segura (ABAD et al., 2011).

Somado a isto tem-se o baixo custo de aquisicao do equipamento, bem como de suas pecas

eletricas e de sua manutencao (ACKERMANN, 2005; OLIVEIRA et al., 2012). E comum a instalacao

de bancos de capacitores em paralelo com os aerogeradores para suprir a demanda de reativo

destas maquinas e melhorar o fator de potencia no ponto de conexao.

Tambem conhecidos como turbinas de ”Conceito Dinamarques”, os aerogeradores de

velocidade fixa representam um marco na evolucao de unidades eolicas comerciais (CARVALHO,

2003). No inıcio de 1980, pequenos aerogeradores de velocidade fixa de potencia 55 kw eram

o principal produto de exportacao dinamarquesa para a California, e foram estas mesmas tur-

binas que deixaram a California em destaque no mercado eolico e estabeleceram a Dinamarca

como principal fornecedor internacional de aerogeradores da epoca, todos usando Conceito Di-

namarques (MAEGAARD; KRENZ; PALZ, 2013). Apesar deta tecnologia dominar completamente

o mercado ate meados de 1990 (ABAD et al., 2011), tubinas de conceito dinamarques tem sido

substituıdas gradualmente por aerogeradores com velocidade variavel. Isto porque o aerogera-

dor de velocidade variavel e capaz de ajustar sua velocidade, de modo a seguir a velocidade do

vento e otimizar a producao de energia.

Apesar da maioria dos aerogeradores instalados atualmente serem de velocidade va-

riavel, muitos aerogeradores de velocidade fixa ainda se encontram em funcionamento. De

acordo com Aghdam e Karegar (2014), a participacao desta tecnologia representa 25% dos

aerogeradores instalados em todo o mundo. Mas, aerogeradores equipados com gerador de

inducao gaiola de esquilo nao tem capacidade de atenderem aos requisitos dos codigos de rede

sem a operacao conjunta com outros equipamentos.

Com o surgimento e evolucao da eletronica de potencia, a integracao de aerogeradores

com equipamentos FACTS passou a ser uma alternativa para resolver estas questoes.

Por outro lado, as funcionalidades do i-UPQC podem contribuir para o processo de

modernizacao e readequacao dos aerogeradores de velocidade fixa ao cenario atual do sistema

eletrico, em que os codigos de rede possuem requisitos especıficos para conexao e operacao de

aerogeradores.

Assim, o estudo da associacao de aerogeradores de velocidade fixa operando conjun-

tamente com o i-UPQC se justifica.

1.7 Objetivos do Trabalho

Este trabalho propoe uso do dispositivo FACTS i-UPQC associado ao aerogerador de

velocidade fixa equipado com gerador de inducao gaiola de esquilo. Assim, e objetivo geral

deste trabalho analisar o desempenho do i-UPQC para melhoria da qualidade da tensao forne-

27

cida pelo aerogerrador de velocidade fixa e o aumento da capacidade deste se manter conectado

durante um afundamento momentaneo da tensao no PCC.

Dentro dos objetivos especıficos tem-se:

• Avaliacao do desempenho do sistema de controle empregado;

• Dminuicao das correntes harmonicas drenadas do aerogerador;

• Comparacao entre duas configuracoes diferentes de conexao do i-UPQC com o aeroge-

rador e a rede, sendo o conversor paralelo ora conectado entre o gerador e o conversor

serie, ora conectado entre o conversor serie e o PCC.

1.8 Organizacao da Dissertacao

Para que os objetivos deste trabalho sejam alcancados, o segundo capıtulo traz um

estudo sobre os aerogeradores de velocidade fixa equipados com gerador de inducao gaiola de

esquilo e aborda as caracterısticas e particularidades do sistema em questao, bem como trara o

modelo matematico da maquina de inducao.

No terceiro capıtulo e apresentado o princıpio de funcionamento do i-UPQC e mo-

delo matematico deste dispositivo, alem de suas caracterısticas e funcionalidades. Tambem sao

mostradas as duas configuracoes possıveis para a estrutura do i-UPQC (conversor paralelo co-

nectado entre o conversor serie e o PCC e conversor paralelo conectado entre o aerogerador e o

conversor serie).

O quarto capıtulo trata da associacao das tecnologias (aerogerador e i-UPQC) apre-

sentadas nos capıtulos dois e tres. Sao apresentadas a metodologia para dimensionamento dos

conversores em condicoes normais de operacao para as duas configuracoes de conexao do i-

UPQC e as respectivas estrategias de controle.

Afim de demonstrar o desempenho do i-UPQC para melhoria da qualidade da energia

fornecida e para aumento a capacidade do aerogerador se manter conectado a rede em condicoes

de afundamento de tensao, o quinto capıtulo mostra, em diferentes cenarios, os resultados das

simulacoes do sistema proposto.

Por fim, no sexto capıtulo sao apresentadas as conclusoes, alem de alguns temas para

pesquisas futuras, que possam vir a dar continuidade ao presente trabalho.

1.9 Artigos Publicados

Alguns artigos, produto deste trabalho, foram publicados em anais de congressos na-

cionais e internacionais, a saber:

28

• UCHOA, J. I. L.; LIMA, F. K. A.; BRANCO, C. G. C. FACTS applied to fixed speed

wind turbines to meet grid code requirements. In: International Symposium on Industrial

Electronics, 2015, Buzios - Brazil. Proceedings of The International Symposium on

Industrial Electronics, junho 2015.

• UCHOA, J. I. L.; ARAUJO R. G.; LIMA, F. K. A.; BRANCO, C. G. C. i-UPQC para

melhoria dos ındices de QEE em sistemas aerogeradores de velocidade fixa. Conferencia

Brasileira sobre Qualidade da Energia Eletrica - XI CBQEE, Campina Grande - Brasil,

julho 2015.

29

2 AEROGERADORES DE VELOCIDADE FIXA

Aerogeradores de velocidade fixa sao geralmente equipados com gerador de inducao

gaiola de esquilo tendo o rotor conectado ao eixo da turbina por meio de uma caixa de engre-

nagem (STIEBLER, 2008). O estator, por sua vez, e ligado diretamente a rede eletrica sem o uso

de conversores de eletronica de potencia (ACKERMANN, 2005).

A velocidade do vento varia em funcao do tempo e da altura e pode afetar significa-

tivamente a qualidade da energia produzida, dependendo da tecnologia empregada no aeroge-

rador. Este tipo de aerogerador possui um forte acoplamento entre a velocidade do rotor e os

parametros eletricos (AKHMATOV, 2003). Desta maneira, oscilacoes na velocidade do vento sao

transmitidas para o eixo do gerador eletrico, podendo levar a ondulacoes na tensao nos terminais

do gerador de inducao. Essas ondulacoes serao maiores ou menores dependendo do valor da

potencia de curto-circuito no ponto de conexao comum. Evidentemente, para valores elevados

da potencia de curto-circuto no PCC, as ondulacoes na tensao da rede serao minimizadas.

Tendo em vista as altas correntes de energizacao, decorrentes dos afundamentos de

tensao, usualmente utiliza-se um dispositivo para minimiza-las, sendo comum o uso do so f t-

starter, durante a inicializacao, para limitar a corrente de partida e, assim, reduzir as perturba-

coes na rede. Tambem e usual a conexao de um banco de capacitores em paralelo com os

terminais do gerador de inducao para fornecer suporte de potencia reativa ao sistema (ACKER-

MANN, 2005).

2.1 Gerador de Inducao Gaiola de Esquilo

Um gerador de inducao corresponde essencialmente a um motor de inducao com um

torque mecanico aplicado ao seu eixo, embora existam pequenas alteracoes construtivas da

maquina para otimizacao de seu desempenho na operacao como gerador (NUNES, 2003). No

funcionamento como motor, o enrolamento do estator cria um campo magnetico girante que

induz corrente alternada no enrolamento do rotor, assim, as correntes no rotor sao estabelecidas

atraves do fenomeno da inducao magnetica. Por essa razao, tais maquinas sao denominadas

como geradores de inducao, sendo seu princıpio de funcionamento similar aos dos transforma-

dores. A diferenca e que, alem de haver transformacao de tensao, ha tambem transformacao de

frequencia.

Quando a maquina de inducao esta em funcionamento, fluem correntes em ambos os

enrolamentos do estator e rotor, que produzem campos magneticos girantes, que irao interagir

no entreferro. O campo girante produzido pelo estator gira a velocidade sıncrona. O campo

produzido pelo rotor tambem e girante a mesma velocidade sıncrona do estator, pois o campo

do rotor e consequencia do campo produzido pelo estator. Os campos citados induzem tensoes

30

no estator de frequencia igual a de alimentacao e produzem tensoes no rotor com a frequencia

de escorregamento, sendo esta a diferenca entre a frequencia do campo girante do estator e a

frequencia de rotacao do rotor.

E importante salientar que a inducao de tensoes no rotor so ocorre se sua velocidade

de rotacao for diferente da velocidade sıncrona. Caso contrario nao haveria variacao no enlace

de fluxo e, consequentemente, inducao de tensao no rotor.

No funcionamento como motor sem carregamento, o escorregamento e desprezıvel.

Se o rotor for acionado por uma fonte primaria, por exemplo uma turbina eolieletrica, a uma

velocidade maior que a velocidade do campo do estator, o escorregamento torna-se negativo

e a polaridade das tensoes induzidas e invertida, resultando em um torque eletromagnetico no

sentido oposto ao de rotacao. A maquina opera, entao, como um gerador de inducao (NUNES,

2003).

Considere um gerador de inducao simetrico e livre de saturacao, com baixa resistencia

e indutancia de dispersao estatoricas. Os enrolamentos do rotor sendo identicos e senoidal-

mente distribuıdos. Entao, de acordo com Abad et al. (2011), a tensao no estator e no rotor nas

coordenadas do estator e do rotor, respectivamente, no referencial estacionario sao dadas por:

~vss = Rs ·~iss+d~ψs

s

dt, (2.1)

e

~vrr = Rr ·~irr+d~ψr

r

dt. (2.2)

Sendo respectivamente: Rs e Rr as resistencias do estator e do rotor,~iss e~irr os vetores

de corrente do estator e do rotor, e ~ψss e ~ψr

r os vetores de fluxo magnetico do estator e do rotor.

Alem disto, os sobrescritos s e r sao os referenciais do estator e do rotor.

As indutancias mutuas sao variaveis com a posicao do rotor em relacao ao estator e,

portanto, variaveis no tempo. Porem, se as tensoes e os enlaces de fluxo forem analisados

usando transformacao de coordenadas estacionarias para coordenadas sıncronas, as correntes

e as tensoes se tornarao constantes em regime permanente e terao frequencia reduzida durante

perıodos transitorios, propiciando precisao numerica com passo de integracao relativamente

grande (OLIVEIRA et al., 2012).

Afim de escrever as equacoes anteriores no referencial sıncrono, a equacao (2.1) deve

ser multiplicada pelo termo e− jµ, enquanto que a equacao (2.2) deve ser multiplicada por

e− j(θslip). Sendo que µ e θslip sao os deslocamentos angulares do eixo do estator e do rotor

31

respectivamente (CARNEIRO, 2014). Assim, temos:

~vsse− jµ = Rs ·~isse− jµ+

d~ψss

dte− jµ, (2.3)

e

~vrre− j(θslip) = Rr ·~irre− j(θslip)+

d~ψrr

dte− j(θslip). (2.4)

Sabendo que:

d~ψ

dte− jµ =

d(~ψe− jµ)

dt+ jωs ·~ψe− jµ, (2.5)

e

d~ψrr

dte− jθslip =

d(~ψrre− jθslip)

dt+ jωr ·~ψr

re− jθslip , (2.6)

entao, os ultimos termos das equacoes (2.3) e (2.4) podem ser substituidos, resultando em:

~vs = Rs ·~is+d(~ψs)

dt+ jωs ·~ψs, (2.7)

e

~vr = Rr ·~ir+d(~ψr)

dt+ jωslip ·~ψr, (2.8)

onde, ωslip e a diferenca entre a frequencia angular do fluxo do estator, ωs, e a frequencia angu-

lar do eixo do rotor, ωr, e tambem pode ser escrito em funcao do escorregamento da maquina,

s, tal que:

ωslip =dθslip

dt= sωs, (2.9)

Importante observar que as grandezas sem os sobrescritos sao utilizadas para o refe-

rencial sıncrono.

Como o gerador de inducao gaiola de esquilo possui os terminais do rotor em curto-

circuito e utilizando (2.9), a equacao (2.8) pode ser escrita como:

0 = Rr ·~ir+d(~ψr)

dt+ j(s ·ωs) ·~ψr. (2.10)

Considerando as equacoes dos fluxos magneticos, tem-se:

~ψs = Ls ·~is+Lm ·~ir. (2.11)

32

e

~ψr = Lr ·~ir+Lm ·~is, (2.12)

em que Ls e Lr sao as indutancias proprias do estator e do rotor respectivamente e Lm e a

indutancia de magnetizacao da maquina.

2.1.1 Circuito Equivalente do Gerador de Inducao Gaiola de Esquilo

Em condicoes de regime permanente, o termod(~ψ)dt

, presente nas equacoes (2.7) e

(2.10), desaparece e subistituindo as equacoes (2.11) e (2.12) nessas, temos:

~vs = Rs ·~is+ jωs ·Ls ·~is+ jωs ·Lm ·~ir, (2.13)

e

0 = Rr ·~ir+ s · jωs ·Lr ·~ir+ s · jωs ·Lm ·~is. (2.14)

E mais, se dividirmos a equacao (2.14) por s teremos:

0 =Rr

s·~ir+ jωs ·Lr ·~ir+ jωs ·Lm ·~is. (2.15)

Adicionando e subtraindo o termo jωs ·Lm ·~is na equacao (2.13), esta pode ser reescrita

como:

~vs = Rs ·~is+ jωs · (Ls−Lm) ·~is+ jωs ·Lm · (~is+~ir). (2.16)

Adicionando e subtraindo o termo jωs ·Lm · ir na equacao (2.15), esta pode ser reescrita

como:

0 =Rr

s·~ir+ jωs · (Lr−Lm) ·~ir+ jωs ·Lm · (~is+~ir). (2.17)

As equacoes (2.16) e (2.17) podem ser escritas como:

~vs = Rs ·~is+ jωs ·Lls ·~is+ jωs ·Lm · (~is+~ir), (2.18)

e

0 =Rr

s·~ir+ jωs ·Llr ·~ir+ jωs ·Lm · (~is+~ir). (2.19)

Tal que Lls = Ls−Lm e Llr = Lr−Lm sao as indutancias de dispersao do estator e do

33

rotor, respectivamente.

As equacoes (2.18) e (2.19) descrevem o modelo, por fase, para a maquina de inducao

com rotor gaiola de esquilo, em regime permanente, conforme mostrado na Figura 2.1.

Figura 2.1: Circuito equivalente, por fase, da maquina de inducao gaiola de esquilo.

sv

R L L

LR

s

ri

si

lss lr

r

m


As indutancias de dispersao que aparecem no circuito sao dadas por:

Lls = Ls−Lm, (2.20)

e

Llr = Lr−Lm. (2.21)

Alem disto, vale lembrar que o escorregamento da maquina e definido por:

s=ωs−ωr

ωs. (2.22)

Tal que, se s > 0 a maquina esta operando como motor e se s < 0 a maquina esta

operando como gerador.

Para simplificar analises futuras, com base no circuito equivalente, pode-se dispor das

impedancias da maquina vistas pelos terminais do estator como segue:

Zt = Rt + jXt , (2.23)

onde, Rt e a resistencia da maquina e Xt e a reatancia da maquina, ambas vistas dos terminais

do estator, tal que:

Rt(s) = Rs+Rrs·X2

m

(Rrs)

2+(Xm+Xlr)

2, (2.24)

34

Xt(s) = Xls+Xm · ((Rrs )

2+Xlr(Xm+Xlr))

(Rrs)

2+(Xm+Xlr)

2. (2.25)

Nas equacoes anteriores, Xm e a reatancia de magnetizacao da maquina, Xlr e a reatancia

de dispersao do rotor e Xls e a reatancia de dispersao do estator.

A partir da Figura 2.1 e das equacoes anteriores, que definem a impedancia da maquina

vista pelos terminais do estator, pode-se observar que a resistencia equivalente muda de acordo

com o sinal de s, ou seja, a potencia ativa processada pode ser consumida (motor) ou fornecida

(gerador) pela maquina. Ja o valor da reatancia equivalente tem sempre caracteristicas indutivas,

independente do modo de operacao da maquina (motor ou gerador), isto porque o gerador de

inducao gaiola de esquilo sempre consome potencia reativa indutiva. Assim, a maquina de

inducao necessita da energia reativa para ficar magnetizada, sendo esta energia fornecida pela

rede eletrica ou atraves de bancos capacitivos ou conversores de energia.

2.1.2 Instabilidade do Gerador

Instabilidade de geradores de inducao conectados a rede, bem como de aerogeradores

equipados com tais maquinas, remete ao risco de uma desconexao dos mesmos durante uma

falha da rede.

Para facilitar a analise, consideremos as frequencias angulares dadas em pu, tal que

ωs = 1 e, assim, o escorregamento pode ser reescrito como:

s= 1−ωr. (2.26)

Desta forma, as equacoes (2.24) e (2.25), podem ser reescritas em funcao da velocidade

angular do rotor, ωr

Rt(ωr) = Rs+

Rrωr−1

·X2m

( Rrωr−1

)2+(Xm+Xlr)

2, (2.27)

Xt(ωr) = Xls+Xm · (( Rr

ωr−1)

2+Xlr(Xm+Xlr))

( Rrωr−1

)2+(Xm+Xlr)

2. (2.28)

Segundo Akhmatov (2003), ao calcular o torque eletrico, deve-se considerar a de-

pendencia da amplitude da tensao terminal, Vs e a velocidade do rotor do aerogerador, ωr, tal

que:

Te(ωr) =Pe

ωr=

V 2s

ωr· Rt(ωr)

R2t (ωr)+X2

t (ωr). (2.29)

35

Pe e a potencia eletrica do gerador.

Assim como o torque eletrico, o torque mecanico tambem possui uma relacao com a

velocidade do aerogerador, tal que:

Tm(ωr) =Pm

ωr. (2.30)

Pm e a potencia mecanica do gerador

De acordo com Akhmatov (2003), o aerogerador so funciona em regime estabilizado

quando o torque eletrico e igual ao torque mecanico. Alem disto, todos os pontos operacionais

de estado estacionario possıveis devem estar compreendidos proximos a uma velocidade tal que

o torque mecanico nao seja maior que o torque eletrico. Esta e denominada de velocidade de

sincronismo, ωk.

As curvas de Te e Tm em funcao da velocidade foram tracadas supondo que o nıvel de

curto-circuito e infinito no ponto de conexao do gerador e, portanto, apresenta tensao terminal,

Vs, constante.

Sabendo que Jg e a constante de inercia do gerador de inducao e desprezando o atrito,

a equacao mecanica do sistema pode ser escrita como:

Tm−Te = 2Jgdωr

dt. (2.31)

Quando o aerogerador esta conectado ao sistema eletrico, a relacao entre o torque

eletrico e a velocidade e influenciada por fatores relacionados com a rede de energia. Note que

o torque eletrico tambem e funcao da tensao terminal ao quadrado, V 2s . Assim, quando ocorre

uma falha na rede, o valor de Vs diminui e, caso o aerogerador esteja funcionando com veloci-

dade maior que ωk, o torque eletrico cai significativamente mais rapido que o torque mecanico.

Entao, de acordo com a equacao (2.31) o aerogerador acelera (dωrdt

> 0). A velocidade do ae-

rogerador aumenta e o torque eletrico fica ainda menor (Te∝1

ωr). Esta tendencia e mais forte,

quanto mais fraca for a rede em que a maquina esta conectada (AKHMATOV, 2003).

O gerador de inducao apenas retornara a seu estado original se a velocidade do rotor

nao tiver excedido a velocidade crıtica, ωcr. Ou seja, se a falha no sistema eletrico for sanada

antes da velocidade do rotor ultrapassar o limite tal que o torque mecanico ainda seja menor que

o torque eletrico, o sistema conseguira voltar ao seu estagio inicial. Caso contrario, o sistema

de velocidade da maquina se tornara instavel e o aerogeradorr devera ser desconectado da rede.

Na Figura 2.2 e possıvel ver o ponto de cruzamento das curvas, tal que:

Tm = Te =⇒ ωcr, ωcr ≥ ωk. (2.32)

36

Figura 2.2: Curva de torque em funcao da velocidade do gerador de inducao gaiola de esquilo.

Torq

ue [pu]

Torque Elétrico

Torque Mecânico

Torque Mecânico1

( )P

2( )P

1 2P P>(1)

( )K

Velocidade do Gerador [pu]

Torq

ue [pu]

1crω

2crω

(3)(2)

(4)


Consequentemente, a velocidade crıtica, ωcr, e definida pelo ponto em que o torque

eletrico e igual ao torque mecanico.

De acordo com a equacao (2.30), a curva do torque mecanico depende da potencia

de operacao da maquina, ou seja, a velocidade crıtica do gerador depende do seu ponto de

operacao no momento pre-falta. Cada curva azul define duas diferentes condicoes operacio-

nais de manutencao da estabilidade. Considerando que o gerador esta funcionando com uma

potencia P1, a operacao em estado estacionario so e possıvel nos pontos (1) e (2). Nestes dois

pontos o torque eletrico e o torque mecanico sao iguais. Alem disto, dado que P1 > P2, a

maquina esta funcionando com um limite de estabilidade menor, ωcr1< ωcr2

. Ou seja, quanto

mais proxima a potencia do gerador estiver da potencia nominal, menor e o limite de estabili-

dade da maquina.

2.2 Simulacao

Os resultados de simulacao a seguir, mostram o comportamento do sistema de um

aerogerador equipado com gerador de inducao gaiola de esquilo durante um afundamento de

tensao.

O sistema foi implementado no so f tware PSCAD e e composto de um aerogerador

equipado com gerador de inducao gaiola de esquilo de 2MVA conectado ao PCC atraves de

uma linha de transmissao. A barra de conexao tambem estao conectadas uma carga RL com

fator de potencia de 0,7 e uma linha de transmissao, que interliga este sistema a rede eletrica da

37

concessionaria. A Figura 2.3 representa o circuito proposto e a Tabela 2.1 mostra mais detalhes

do sistema.

Figura 2.3: Circuito simulado do gerador de inducao gaiola de esquilo.

L1 1

R

si

RL2 2

li

ri


Tabela 2.1: Especificacao do modelo simulado.

Gerador Valores

Potencia nominal 2,0 MVA

Tensao nominal do estator 13,8 kV

Frequencia nominal do estator 60 Hz

Indutancia da linha (L1) 0,025 H

Resistencia da linha (R1) 0,5 ΩPotencia de curto-circuito 20,0 MVA

Rede Valores

Tensao nominal 13,8 kV

Indutancia da linha (L2) 20 mH

Resistencia da linha (R2) 70 mΩ

Carga Valores

Indutancia 0,445 H

Resistencia 168 Ω


Ao gerador e aplicado um torque mecanico, conforme Figura 2.4, e este fornece uma

tensao que e influenciada pela variacao da curva do torque, que representa a variacao da veloci-

dade do vento incidente nas pas do aerogerador.

Em t = 2 segundos ocorre um afundamento trifasico de tensao no PCC, levando o

potencial na barra de conexao a 10% do valor nominal de operacao. O curto-circuito e sanado

apos 0,5 segundos. A Figura 2.5 mostra o comportamento da tensao no PCC e no estator durante

o afundamento de tensao. Observa-se que, a tensao no estator e, consequentemente, no PCC,

nao retornam ao valor inicial imediatamente apos a falta.

38

Figura 2.4: Curva de tensao e torque mecanico no gerador.

12

12.1

12.2

12.3

Tensão r

ms n

o e

sta

tor

[kV

]

1 2 3 4 5 6 7 8-1.1

-1

-0.9

-0.8

Tempo [s]

Torq

ue [pu]


Como neste trabalho nao se esta analisando o momento de partida do gerador, todas as

curvas serao plotadas com tempo inicial apos 1,0 segundo.

Figura 2.5: Tensao na ocorrencia de afundamento de tensao.

0

3

6

9

12

15

Te

nsã

o r

ms n

o P

CC

[kV

]

1 2 3 4 5 60

3

6

9

12

15

Tempo [s]

Te

nsã

o r

ms n

o e

sta

tor

[kV

]


39

Na Figura 2.6 e possıvel observar as curvas de potencia ativa e reativa nos terminais

do aerogerador. Note que a potencia reativa tem sinal negativo, o que denota o consumo de

energia reativa por parte do aerogerador. Alem disto, tambem e possıvel observar que, logo

apos o termino do afundamento, a potencia reativa demandada pela maquina e maior que o

dobro do valor requerido antes da queda de tensao, voltando ao seu valor normal apos passado

1,5 segundos.

Figura 2.6: Potencia ativa e reativa nos terminais do gerador.

-1

0

1

2

3

Po

tên

cia

ativa

[M

W]

1 2 3 4 5 6-3

-2

-1

0

1

Tempo [s]

Po

tên

cia

re

ativa

[M

va

r]


A curva da Figura 2.7 foi tracada calculando-se o valor coletivo (agregado) das corren-

tes de fase do aerogerador ia, ib e ic, tal que:

icol(t) =√

i2a(t)+ i2b(t)+ i2c(t) (2.33)

40

Figura 2.7: Valor coletivo de corrente nos terminais do gerador.

1 2 3 4 5 60

0.2

0.4

0.6

0.8

Tempo [s]

Va

lor

co

letivo

da

co

rre

nte

[kA

]


Imediatamente apos o inıcio da queda de tensao, o valor agregado da corrente no aero-

gerador tem o seu valor aumentado em aproximadamente quatro vezes o valor agregado da cor-

rente em condicoes normais de operacao. Os picos de corrente podem causar fadiga mecanica

ou mesmo comprometer a integridade da maquina.

Figura 2.8: Relacao entre torque e velocidade.

-3,0

-2,5

-2,0

-1,5

-1,0

Torq

ue [pu]

Tempo [s]1 2 3 4 5 6 7 80,8

0,9

1,0

1,1

1,2

Velo

cid

ade [pu]

Torque Mecânico Torque Elétrico Velocidade


41

A Figura 2.8 mostra as curvas de torque mecanico, torque eletrico e velocidade do

rotor. Nota-se que apesar da alta variacao no torque eletrico a velocidade do rotor possui baixa

varicao, o que evidencia o alto stress mecanico no eixo do gerador.

As curvas apresentadas demonstram algumas das caracterısticas de funcionamento do

gerador de inducao gaiola de esquilo apresentadas na primeira secao do presente capıtulo.

2.3 Conclusao

No inıcio deste capıtulo foi feita uma breve introducao sobre as particularidades dos

aerogeradores de inducao com rotor gaiola de esquilo. Adicionalmente, foi apresentada uma

modelagem matematica da maquina, o que culminou no circuito equivalente da mesma, em

condicoes de estado estacionario.

Demonstrou-se o comportamento do torque eletrico e do torque mecanico, ambos em

funcao da velocidade do eixo do gerador. Foi constatado que o limite de estabilidade do gerador

e determinado pelo ponto de cruzamento das curvas do torque eletrico e do torque mecanico.

Alem disto o ponto de cruzamento das curvas depende da potencia de operacao aerogerador.

Foi dito que as flutuacoes na tensao entregue ao PCC sao resultado da interacao entre

os torques eletrico e mecanico de aerogeradores equipados com maquina de inducao gaiola de

esquilo. Pode-se dizer que o consumo de potencia reativa, juntamente com a variacao no perfil

da tensao entregue pelo estator, sao as principais desvantagens desta tecnologia.

A dinamica de um circuito contendo aerogerador, equipado com maquina de inducao

gaiola de esquilo, em condicoes de afundamento de tensao foi apresentada atraves dos resulta-

dos de simulacao do modelo proposto e pode-se comprovar algumas particularidades do fun-

cionamento do gerador que foram apresentadas nas secoes anteriores, como: o consumo de

potencia reativa em condicoes normais de operacao e apos a eliminacao do afundamento e a

variacao da amplitude da tensao em funcao do perfil do torque aplicado ao aerogerador.

42

3 CONDICIONADOR UNIVERSAL DE QUALIDADE DE ENERGIA

INVERTIDO: I-UPQC

Com o surgimento e evolucao da eletronica de potencia, a integracao de aerogeradores

com equipamentos FACTS e cada vez mais utilizada, isto pode ser demonstrado atraves da

revisao bibliografica presente no primeiro capıtulo desta dissertacao. Os FACTS consistem de

equipamentos que envolvem conversao e eletronica de potencia, e sao utilizados para aumentar

o controle e a capacidade de transferencia de energia (HINGORANI; GYUGYI, 2000).

Neste trabalho e abordada a operacao conjunta de dispositivo FACTS com aerogerado-

res de velocidade fixa para melhorar a qualidade da energia fornecida e atender as restricoes dos

codigos de rede. Esta solucao basea-se na utilizacao do i-UPQC (FERNANDES, 2008; FRANCA,

2012; SANTOS, 2012), que garante que a tensao fornecida ao sistema seja livre de desbalancos

e harmonicas de tensao oriundas do aerogerador e evita que correntes de carga distorcidas e

desbalanceadas sejam requeridas deste. O i-UPQC tambem e capaz de fornecer o suporte de

reativo necessario para o funcionamento do gerador de inducao.

3.1 Princıpio de Funcionamento

O Condicionador Universal de Qualidade de Energia com topologia invertida estudado

em Fernandes (2008), Franca (2012), Santos (2012), e um compensador estatico serie paralelo

projetado para realizar tanto a compensacao dos disturbios de tensao provenientes do sistema,

evitando que estes afetem uma carga sensıvel, quanto a compensacao das correntes produzi-

das por cargas nao lineares, evitando que estas introduzam problemas de qualidade de energia

no sistema eletrico, como distorcoes harmonicas, flutuacoes de tensao e alteracao do fator de

potencia.

As principais funcoes do i-UPQC sao: compensacao de harmonicos e desbalancos de

tensao e corrente, correcao de fator de potencia, compensacao de flutuacao de tensao, regulacao

de tensao e compensacao de Variacoes de Tensao de Curta Duracao - VTCD (FERNANDES,

2008). Como desvantagem do i-UPQC tem-se o fato de ser uma tecnologia pouco consolidada,

pois e uma tecnologia nova, pouco encontrada na literatura e sem implementacao real fora do

laboratorio.

Apesar de ser possıvel a compensacao de desbalancos e distorcoes hamonicas de cor-

rentes com o i-UPQC, no presente trabalho esta aplicacao nao e o foco, pois, aqui, o objetivo

principal i-UPQC e melhorar a dinamica de conexao de aerogeradores de velocidade fixa com

a rede eletrica, ou seja, o i-UPQC deve manter a corrente do estator livre das componentes

harmonicas e desbalancos presentes na corrente da carga, mas nao precisa, necessariamente

compensa-las.

43

O funcionamento do i-UPQC e baseado no UPQC. A Figura 3.1 mostra o compensa-

dor estatico serie paralelo, UPQC, com sua configuracao tıpica, a partir da combinacao de um

conversor fonte de tensao serie e outro conversor fonte de corrente paralelo.

Figura 3.1: Condicionador Universal de Qualidade de Energia ideal.

Fonte de Alimentação

si licsv UPQC

Carga

PCC

silv

svli

sv

cpi

lv

Condicionador Série

Condicionador Paralelo

csv

cpi


A modelagem mais comum para o UPQC e realizada considerando o funcionamento

dos filtros ativos serie e paralelo de forma independente, ou seja, o filtro ativo serie e modelado

como uma fonte de tensao controlada e o filtro ativo paralelo como uma fonte de corrente

controlada. Desta forma, o objetivo do filtro ativo serie e sintetizar tensoes que, somadas com

as tensoes da fonte, resultem em uma tensao senoidal, livre dos componentes indesejados de

tensoes na carga. Ja o filtro ativo paralelo objetiva injetar, no barramento onde encontra-se

conectado, os componentes de corrente tais que somados com a corrente da carga drene da

fonte uma corrente senoidal livre de distorcoes e desbalancos. Ou seja, o conversor paralelo

deve gerar os componentes de sequencia negativa e os harmonicos de corrente da carga, porem

com sinal contrario a estas.

A principal diferenca entre o i-UPQC e o UPQC e a inversao das variaveis a serem

sintetizadas pelos condicionadores serie e paralelo. No i-UPQC, o condicionador serie deve

sintetizar corrente senoidal ao inves de tensoes. O mesmo acontece para o condicionador para-

lelo, que deve sintetizar tensao senoidal ao inves de correntes.

44

Fernandes (2008) nomeou o equipamento de UPQCi, indicando a modelagem invertida

dos condicionadores serie e paralelo, intitulando assim ”UPQC-invertido” e, mais tarde, Franca

(2012) denominou-o de i-UPQC, devido a maior facilidade de pronuncia em relacao a UPQC-i.

Na literatura tambem se encontra o termo UPQC Dual (SANTOS, 2012).

De acordo com Franca (2012), as equacoes (3.1) e (3.2) descrevem o princıpio de

compensacao do UPQC.

vl = vs+ vcs, (3.1)

e

is = icp+ il, (3.2)

onde, vl e a tensao na carga, vs e a tensao na fonte, vcs e a tensao no conversor serie, is e a

corrente da fonte, icp e a corrente no conversor paralelo e il e a corrente da carga.

A maior vantagem do i-UPQC frente ao UPQC e que, uma vez que o primeiro sintetiza

apenas formas de ondas de tensao e corrente puramente senoidais, o i-UPQC nao injeta tensoes

e correntes harmonicas na rede, assim, nao ha comprometimento, tanto no projeto quanto na

operacao do equipamento, em ter que processar e reproduzir componentes harmonicos para a

adequada compensacao. Isto diminui o trabalho do processador e otimiza a resposta dinamica

do equipamento (FRANCA, 2012).

3.1.1 Modelo Ideal do i-UPQC

Para entender melhor o funcionamento do i-UPQC, pode-se pensa-lo composto por

duas fontes senoidais ideais, conforme a Figura 3.2, sendo o compensador serie uma fonte de

corrente senoidal ideal e o compensador paralelo uma fonte de tensao senoidal ideal.

tambem de acordo com Franca (2012), as equacoes (3.3) e (3.4) descrevem o princıpio

de compensacao do i-UPQC.

vl = vcp = vs+ vcs, (3.3)

e

is = ics = icp+ il, (3.4)

onde, vcp e a tensao do conversor paralelo e ics e a corrente do conversor serie.

Considerando que a tensao da fonte de alimentacao esteja desequilibrada e possua

45

Figura 3.2: Condicionador Universal de Qualidade de Energia invertido ideal.


si licsv i-UPQC

Carga

PCC

silv

svli

i

sv

cpi

lv



csi

cpv


componentes harmonicas, entao a tensao vs em funcao do tempo pode ser escrita como:

vabcs (t) = vabcs+1(t)+ vabcs−1

(t)+∞

∑h=2

vabcsh(t). (3.5)

Na equacao (3.5), a tensao trifasica da fonte, vabcs (t), e decomposta em: componente

fundamental de sequencia positiva, vabcs+1(t), componente fundamental de sequencia negativa,

vabcs−1(t), e somatorio das componentes harmonicas de ordem h, vabcsh

(t).

Como o condicionador paralelo e visto como uma fonte de tensao senoidal ideal, o

conversor paralelo fornece tensoes bem definidas nos seus terminais, independentemente da

corrente consumida pela carga (FERNANDES, 2008). Assim, o conversor paralelo obriga que

a tensao sobre a carga (que e sua propria tensao) seja senoidal, independente da corrente que

circula pelo conversor, portanto, a corrente do conversor paralelo e determinada pelo circuito

no qual este esta inserido.

As tensoes a serem entregues pelo conversor paralelo devem estar em conformidade

com os requisitos de qualidade de energia para atendimento das cargas, ou seja, com os disturbios

de tensao dentro dos limites estipulados para o nıvel de tensao do sistema ao qual o i-UPQC

esta conectado (FRANCA, 2012). Desta forma, o controle do condicionador paralelo deve forne-

46

cer como referencia a tensao vabcs+1(t), que sera sintetizada pelo conversor paralelo e que tambem

sera a tensao sobre a carga. Aplicando-se a segunda Lei de Kirchhoff, conclui-se que as parcelas

vabcs−1(t) e vabcsh

(t) estao, naturalmente, sobre os terminais do conversor serie.

Da mesma forma, suponha que a carga requer uma corrente trifasica desequilibrada e

com conteudo harmonico, a corrente il pode ser escrita como:

iabcl (t) = iabcl+1(t)+ iabcl−1

(t)+∞

∑h=2

iabclh(t). (3.6)

Na equacao (3.6), iabcl (t) e a corrente trifasica da carga, iabcl+1(t) e a componente fun-

damental de sequencia positiva da corrente da carga, iabcl−1(t) e a componente fundamental de

sequencia negativa da corrente da carga e iabclh(t) e a componente harmonica, de ordem h, da

corrente da carga.

Como o condicionador serie e uma fonte de corrente senoidal ideal, o conversor serie

impoe uma corrente senoidal a si e deixa a cargo deste a definicao das tensoes em seus terminais

(FERNANDES, 2008). Assim, o conversor serie obriga que a corrente da fonte (que e igual a sua

propria corrente) seja senoidal e a tensao em seus terminais fica dependente apenas do circuito

no qual o i-UPQC esta inserido.

A corrente sintetizada pelo conversor serie e a mesma que circula no barramento da

fonte de alimentacao e deve estar em conformidade com os requisitos de Qualidade de Ener-

gia Eletrica - QEE para disturbios de corrente, ou seja, livre de conteudo harmonico elevado

e ainda com regulacao do fator de potencia (FRANCA, 2012). A partir da modelagem do

filtro ativo serie como uma fonte de corrente senoidal, e possıvel fazer com que a sua cor-

rente, denominada iabcs (t), seja igual a parcela ativa do componente iabcl+1(t) da corrente da carga.

Desta forma, as parcelas iabcl−1(t) e iabclh

(t) ”procuraram” outro caminho de circulacao com menor

impeancia, podendo este caminho ser atraves do conversor fonte de tensao, ou nao, dependendo

da configuracao do sistema.

Resumindo, uma vez que a tensao nos terminais do conversor serie e imposta pelo

sistema, nao ha diferenca se essa tensao e ou nao desbalanceada e/ou livre de harmonicos.

Assim, os desbalancos e as componentes harmonicas filtradas da tensao da fonte ficam sobre

esse conversor, de forma que a tensao sobre a carga fique senoidal, livre de disturbios. De forma

analoga, como a corrente que circula no conversor paralelo depende apenas do sistema ao qual

o conversor esta inserido, tambem nao ha diferenca se essa corrente e, ou nao, desbalanceada

e/ou livre de harmonicos. Assim, as correntes harmonicas, desequilibradas e com angulo de

fase diferente de zero produzidas pela carga sao escoadas por outra parte do circuito com menor

impedancia de circulacao, de forma que a corrente da fonte fique senoidal livre de disturbios.

Pode-se dizer que as correntes de compensacao que circulam pelo conversor paralelo

47

e as perturbacoes de tensao presentes no conversor serie nao sao controladas, mas sao indire-

tamente compensadas e naturalmente absorvidas pelos respectivos conversores, de acordo com

as Leis de Kirchhoff.

3.2 O i-UPQC e Suas Possıveis Configuracoes

Apesar dos trabalhos encontrados sobre o i-UPQC apresentarem sempre a mesma

alocacao dos conversores (conversor paralelo operando entre o conversor serie e o PCC) (FER-

NANDES, 2008; FRANCA, 2012; SANTOS, 2012; FRANCA; AREDES, 2011; SANTOS; MEZAROBA;

CUNHA, 2011; MODESTO et al., 2015; SANTOS; CUNHA; MEZAROBA, 2014; FRANCA; SILVA;

AREDES, 2011; FRANCA et al., 2015; MODESTO; SILVA; JUNIOR, 2015; AREDES; FERNANDES,

2009b, 2009a), existem duas possıveis configuracoes de conexao do dispositivo ao sistema

eletrico. Se tomarmos como referencia o conversor paralelo, na primeira configuracao, este

pode ser instalado entre o conversor serie e a barra de conexao com a rede (PCC) ou, na se-

gunda configracao, conectado entre o aerogerador e o conversor serie.

A Figura 3.3, mostra as duas configuracoes possıveis de operacao do i-UPQC. A

configuracao do i-UPQC com o conversor paralelo conectado entre o conversor serie e o PCC

esta representada na Figura 3.3(a) e e a que foi encontrada na literatura. Na segunda confi-

guracao proposta neste trabalho o conversor paralelo encontra-se conectado entre o aerogerador

e o conversor serie. Esta configuracao nao foi encontrada nas literaturas pesquisadas e esta

representada a Figura 3.3(b)

Figura 3.3: Configuracoes possıveis para o i-UPQC.


si licsv i-UPQC

PCC

silv

sv li

i

svcpi

lv



csi

cpv

(a) Conversor paralelo conectado ao PCC.


si licsvi-UPQC

PCC

silv

sv li

i

sv

cpi

lv



csi

cpv

(b) Conversor paralelo conectado a fonte.


48

3.2.1 Modelo Real do i-UPQC

O modelo real do i-UPQC e composto basicamente de dois conversores estaticos ba-

seados em IGBT (do ingles, InsulatedGateBipolarTransistors), acoplados atraves de um ca-

pacitor no elo CC na configuracao back-to-back. O controle do chaveamento normalmente

se da atraves de tecnicas de modulacao PWM e, portanto, e comum o uso de filtros passivos

de potencia nas saıdas de corrente alternada, para eliminacao dos harmonicos impostos pela

frequencia de chaveamento dos inversores.

O arranjo fısico tıpico do i-UPQC trifasico e mostrado na Figura 3.4. Observe que o

acoplamento do conversor serie com o sistema se da atraves de transformadores monofasicos.

Ja o condicionador paralelo pode (ou nao) fazer uso de transformador para se conectar ao bar-

ramento da carga, sem que sua funcionalidade e sua operacao sejam afetadas, permitindo que a

tensao nos terminais do conversor seja diferente da tensao do sistema (no barramento da carga)

(FRANCA, 2012).

Figura 3.4: Condicionador Universal de Qualidade de Energia invertido real.


A energia acumulada no capacitor pode ser quantizada conforme a equacao:

Ec(t) =1

2·C ·V 2

c , (3.7)

onde, C e o valor da capacitancia e Vc a tensao do elo CC.

O valor da capacitancia e a tensao de referencia do elo CC, assim como a indutancia de

comutacao, influenciam na resposta dinamica do compensador e devem ser projetados para ga-

49

rantir os indicadores de QEE para as configuracoes do sistema eletrico e da carga. Quando esses

parametros sao configurados de forma inadequada, podem causar a perda da controlabilidade

ou prejudicar a eficacia da compensacao (FRANCA, 2012).

Uma vantagem desse tipo de configuracao e a possibilidade de obter fluxo de potencia

ativa em ambos os sentidos, o que garante uma maior flexibilidade de operacao no controle da

tensao do elo CC (FRANCA, 2012). Os filtros ativos presentes no i-UPQC nao operam de forma

independente, pois o filtro ativo paralelo utiliza o barramento CC controlado pelo filtro ativo

serie e este, por sua vez, depende da estrutura do filtro ativo paralelo para transferir energia ao

barramento CC (SANTOS, 2012).

A corrente imposta pelo conversor serie e senoidal, isto significa que este conversor

representa um caminho de alta impedancia para os harmonicos presentes na corrente da carga

(SANTOS, 2012).

Na configuracao em que o conversor paralelo esta conectado entre o conversor serie e o

PCC, os harmonicos presentes na corrente da carga sao obrigados a circular atraves do conversor

paralelo, pois o mesmo e um caminho de baixa impedancia para as correntes harmonicas, mas

isto nao representa uma regra. Alem do conteudo harmonico, atraves do conversor paralelo

pode circular uma corrente de mesma frequencia da componente fundamental da corrente da

carga, basta a corrente da carga apresentar um angulo de carga diferente de 0. Sendo assim, a

potencia reativa da carga pode ser fornecida pelo filtro ativo paralelo, dependendo da estrategia

de operacao aplicada.

Informacoes sobre dimensionamento dos conversores e estrategias de controle empre-

gadas sao tratadas no proximo capıtulo.

3.3 Conclusao

Neste capıtulo foi apresentado o i-UPQC, juntamente com suas funcoes principais.

Explicou-se o princıpio de funcionamento do dispositivo FACTS com base no UPQC. Alem

disto, as equacoes que regem a dinamica funcional do i-UPQC foram abordadas e explicadas.

A maior vantagem do i-UPQC frente ao seu antecessor e a nao necessidade de pro-

cessar e reproduzir sinais com distorcoes harmonicas e/ou desbalancos. Assim, as correntes de

compensacao que circulam pelo conversor paralelo e as perturbacoes de tensao presentes no

conversor serie nao sao uma resposta gerada pelo controle, ou seja, estes sinais sao indireta-

mente compensados e naturalmente absorvidos pelos respectivos conversores.

O i-UPQC pode ser usado em varias aplicacoes no sistema de energia, como com-

pensacao de harmonicos e desbalancos de tensao, correcao de fator de potencia, compensacao

de flutuacao de tensao, regulacao de tensao e compensacao de Variacoes de Tensao de Curta

50

Duracao - VTCD.

Foram apresentadas as duas configuracoes possıveis de conexao do i-UPQC ao sis-

tema. Sendo a primeira com o conversor paralelo conectado entre o conversor serie e o PCC, e

a segunda com o conversor paralelo conectado entre o aerogerador e o conversor serie.

No modelo ideal, o i-UPQC pode ser representado por fontes controladas senoidais

de corrente e de tensao. Entretanto, sua implementacao real se da com o uso de conversores

estaticos baseados em IGBT, acoplados atraves de um elo capacitivo comum.

51

4 I-UPQC E O AEROGERADOR DE VELOCIDADE FIXA

No segundo capıtulo, foram abordadas as principais caracterısticas do gerador de in-

ducao gaiola de esquilo e concluiu-se que a demanda de potencia reativa e as variacoes no perfil

da tensao entregue ao PCC, como resultado da interacao entre os torques eletrico e mecanico,

sao as principais desvantagens dos aerogeradores equipados com gerador de inducao gaiola de

esquilo.

No terceiro capıtulo foi explicado o princıpio de funcionamento do i-UPQC e suas

principais funcoes, a saber: compensacao de harmonicos e desbalancos de tensao, correcao de

fator de potencia, compensacao de flutuacao de tensao, regulacao de tensao e compensacao de

Variacoes de Tensao de Curta Duracao - VTCD. Importante salientar que, uma vez que os condi-

cionadores serie e paralelo so sintetizam respectivamente, sinais senoidais de corrente e tensao

de sequencia positiva na frequencia fundamental do sistema, a compensacao de harmonicos e

desbalancos de tensao e corrente se da de forma indireta, como uma resposta natural do sistema

ao qual o i-UPQC esta inserido.

Juntando as desvantagens do gerador de inducao com rotor gaiola de esquilo e as

funcoes do i-UPQC, nota-se que estas variaveis se completam. Assim, a associacao destas

duas tecnologias pode ser uma solucao plausıvel de ser implementada em aerogeradores de

velocidade fixa.

Neste capıtulo uma analise sobre a potencia nominal do i-UPQC foi realizada e discutiu-

se sobre as estrategias de controle empregadas, para as duas possıveis configuracoes dos con-

versores que compoe o i-UPQC.

4.1 Fornecimento de Energia Reativa para o Gerador de Inducao

De acordo com Abad et al. (2011), a potencia reativa de magnetizacao necessaria para

o funcionamento da maquina de inducao e dada por:

qmag =v2s

ωsLm. (4.1)

onde, vs e a tensao no estator, ωs e a velocidade angular sıncrona e Lm e a indutancia de

magnetizacao.

No caso do gerador de inducao gaiola de esquilo operando em conjunto com o i-UPQC,

esta energia deve ser provida pelos conversores serie ou paralelo, dependendo da configuracao

de conexao do equipamento e da condicao de operacao do sistema (operacao normal ou sob

afundamento de tensao).

52

Entao, considerando que ainda que nao haja qualquer entrega de potencia ativa por

parte do aerogerador para o sistema (torque nulo, em condicoes de tensao e frequencia nominais

nos terminais do estator), havera, por parte do gerador de inducao, requisicao da potencia reativa

de magnetizacao. Que na pratica representa aproximadamente 30% da potencia nominal do

aerogerador.

Porem, o gerador de inducao, quando processa potencia plena, necessita de um valor de

potencia reativa superior a qmag, e este valor e determinado pelo seu fator de potencia. Portanto,

atraves da definicao de fator de potencia, pode-se chegar a seguinte equacao:

α =Q

P=

√1

FP2−1, (4.2)

onde, α e a relacao entre as potencias nominais reativa, Q, e ativa, P, do gerador de inducao,

respectivamente, e FP e o fator de potencia.

Utilizando as equacoes (4.1) e (4.2) e possıvel construir o grafico, conforme ilustrado

na Figura 4.1, que mostra como varia a relacao entre a potencia nominal do conversor (que

fornece a energia reativa) e a potencia nominal do gerador de inducao, aqui definida por α, em

funcao do fator de potencia do gerador de inducao.

Figura 4.1: Comportamento de α em funcao do fator de potencia do gerador de inducao.

0.8

1

Reactive p

ow

er/

Active p

ow

er

Feasibleregion

0.4

0.6

0.8

Reactive p

ow

er/

Active p

ow

er

Magnetizationreactive power

0.3

region

0.7 0.75 0.8 0.85 0.9 0.95 10

0.2

Power Factor

Reactive p

ow

er/

Active p

ow

er

0.3


Considerando que geradores de inducao de medio/grande porte possuem valor tıpico

do fator potencia compreendido entre 0,85 e 0,95, na Figura 4.1 foi definida uma regiao cha-

mada regiao de operacao, delimitada pelos valores mınimo e maximo deste fator de potencia e

53

os valores mınimo e maximo de α.

Esta regiao garante que, se o fator de potencia do gerador de inducao variar dentro do

intervalo entre 0,85 e 0,95, a relacao entre as potencias nominais do conversor e do sistema

estarao dentro dos limites compreendidos entre 30% (FP = 0,95) e 60% (FP = 0,90), aproxi-

madamente. No caso do fator de potencia do gerador de inducao atingir o valor igual a 0,95, a

potencia reativa requisitada pela maquina sera praticamente para a sua magnetizacao.

Ainda com respeito a Figura 4.1, considerando o ponto de operacao A, para um aero-

gerador equipado com maquina de inducao com fator de potencia igual a 0,9, que e um valor

tıpico, a variavel α tem valor igual a 0,48. Isto significa que para um aerogerador com fator de

potencia igual a 0,9 o conversor poderia ser especificado para uma potencia igual a metade da

potencia nominal do aerogerador.

Este resultado pode ser confirmado na Figura 4.2, que mostra a simulacao realizada no

aplicativo PSCAD/EMTDC. Nesta simulacao ate o instante t = 2,0 s o torque da maquina foi

feito igual a zero, portanto, a potencia reativa requerida pelo gerador de inducao e somente para

a sua magnetizacao, assim a potencia provida pelo conversor e aproximadamente igual a 30%

da potencia nominal da maquina. Em t = 2,0 s, aplica-se um torque de 1,0 pu e o gerador passa

a processar potencia plena, enquanto que a potencia reativa solicitada ao conversor fica igual a

aproximadamente 0,5 pu.

Figura 4.2: Comportamento das potencias ativa e reativa do gerador de inducao .

(pu

)

!


Entao, temos que, em condicoes normais de operacao, a energia reativa que o gera-

54

dor de inducao gaiola de esquilo necessita para funcionar e fornecida pelo i-UPQC e mais,

a definicao do conversor responsavel por prover esta energia depende da configuracao de co-

nexao do i-UPQC. Assim, o conversor que estiver conectado mais proximo aos terminais do

aerogerador, e o responsavel por prover a energia reativa para o gerador de inducao.

4.1.1 Conversor Paralelo Conectado ao PCC

Na Figura 4.3, a fonte de alimentacao e um aerogerador de velocidade fixa e o con-

versor serie do i-UPQC esta conectado aos terminais o gerador de inducao, enquanto que o

conversor paralelo esta posicionado do lado da rede.

Figura 4.3: Configuracao proposta de aerogerador de velocidade fixa com i-UPQC - Conversor paralelo

conectado ao PCC.

sv

csvcsi

cpi

lisiPCC

lv

L1 1R

sv

fvfi

1i+

1v

+

lvsi

dcV

lv


Nesta topologia o conversor serie deve prover toda a potencia reativa que o gerador

de inducao necessita para seu funcionamento. Entao, conforme foi discutido na secao anterior,

em condicoes normais de operacao, a potencia demandada deste conversor e igual a metade

da potencia nominal do aerogerador. Ja o conversor paralelo tem apenas o papel de controlar

a tensao no PCC, e nao precisa prover potencia para o sistema. Diferentemente dos sistemas

abordados em (FERNANDES, 2008; FRANCA, 2012; SANTOS, 2012), neste estudo, o i-UPQC nao

tem o papel de compensar a correntes harmonicas do sistema.

Uma das consequencias negativas desta topologia e que, durante um afundamento de

tensao, o conversor paralelo e retirado de operacao e circula atraves do conversor serie a corrente

total que e drenada do aerogerador para o sistema eletrico. Vale lembrar que, uma vez que o

55

conversor serie e uma fonte de corrente controlada, a corrente que flui para o PCC e tambem

controlada.

4.1.2 Conversor Paralelo Conectado ao Aerogerador

Na estrutura mostrada na Figura 4.4 o i-UPQC esta conectado entre um aerogerador

de velocidade fixa e o PCC, sendo que o conversor paralelo esta posicionado do lado do aero-

gerador. Neste caso, a potencia reativa requisitada pelo gerador de inducao gaiola de esquilo

deve ser fornecida por esse conversor. O conversor paralelo somente fornece potencia reativa

para o gerador de inducao, e nao da suporte de reativo para o PCC. Desta forma, em condicoes

normais de operacao o conversor paralelo prove potencia reativa da ordem de 50% da potencia

nominal do aerogerador.

Figura 4.4: Configuracao proposta de aerogerador de velocidade fixa com i-UPQC - Conversor paralelo

conectado ao aerogerador.

PCC

v

si

cpi

lv

licsv

csi L1 1R

sv lv

fv fi

1i+

1v

+

lvsi

dcV


Quando ocorre um afundamento de tensao, para o gerador nao e possıvel um corte

brusco na potencia fornecida, entao a potencia ativa fornecida pelo aerogerador e absorvida

pelo conversor paralelo e o conversor serie passa a fornecer a energia reativa de magnetiza-

cao necessaria para o funcionamento do gerador de inducao. Nestas condicoes, o conversor

paralelo absorve 100% da potencia nominal do gerador de inducao. Como esta potencia nao

tem como escoar, a tensao no capacitor tende a aumentar, sendo necessara a instalacao de um

dispositvo chopper para dissipar a potencia ativa. O conversor serie prove potencia reativa para

o aerogerador, aproximadamente igual a metade da potencia nominal do gerador de inducao.

56

Antes de prosseguir no estudo sobre as estrategias de controle para as duas diferentes

configuracoes do i-UPQC, sera apresentado de forma sucinta a teoria das potencias ativa e

reativa instantaneas, denominada Teoria pq, e o circuito de sincronismo PLL (do ingles, Phase

Locked Loop), pois estes dois temas sao a base para a estrategia de controle usada.

4.2 Teoria pq

A teoria de potencia ativa e reativa convencional foi desenvolvida inicialmente para

circuitos monofasicos e expandida para uso em circuitos trifasicos como se estes fossem com-

postos por tres sistemas monofasicos independentes, ignorando o acoplamento entre as fases.

Esta teoria e valida desde que o sistema trifasico estudado seja realmente compostos por tres

fases e tres neutros nao interligados (WATANABE; AREDES, 1998). Alem disto, a teoria con-

vencional foi proposta com base em fasores e valores eficazes, ou seja, foi desenvolvida para

uma frequencia apenas, nao sendo adequada quando mais de uma frequencia esta presente no

sistema (WATANABE; AREDES, 1998).

Em 1983, foi proposta por Akagi et al, a teoria da Potencia Ativa e Reativa Instantanea,

para sistemas trifasicos a 3 fios e foi estendida para sistemas trifasicos a 4 fios por Watanabe

et al. em 1993 (WATANABE; AREDES, 1998). A Teoria pq, como e chamada, e mais geral que

a teoria convencional e, ao contrario da teoria convencional, apresenta resultados satisfatorios

tanto em sistemas em que as tensoes e correntes sao senoidais e balanceadas, quanto naqueles

em que as tensoes e correntes estao desbalanceadas e/ou distorcidas. Pode-se dizer que a teoria

convencional e um caso particular da Teoria pq, nao havendo nenhuma contradicao entre ambas

(FERNANDES, 2008).

Como neste trabalho e analisado apenas o sistema trifasico a tres fios, na apresentacao

da Teoria pq, nao se considerou a sequencia zero.

A Teoria pq usa a Transformacao de Clarke, que nada mais e que uma transformacao

algebrica de um sistema de tensoes e correntes trifasicas (abc), em um sistema de referencia

estacionario (αβ) com as coordenadas ortogonais entre si. A transformacao direta e inversa das

tensoes va, vb, vc para vα e vβ sao dadas por (WATANABE; AREDES, 1998):

[vα

vβ

]=

√2

3

[1 −1

/2

−1/2

0

√3/2−√

3/2

]

va

vb

vc

; (4.3)

va

vb

vc

=

√2

3

1 0

−1/2

√3/2

−1/2−√

3/2

[vα

vβ

]. (4.4)

57

Expressoes similares podem ser escritas para as correntes ia, ib, ic.

A potencia real p e a potencia imaginaria q, sao dadas por:

[p

q

]=

[vα vβ

vβ −vα

][iα

iβ

]. (4.5)

A operacao inversa e dada por:

[iα

iβ

]=

1

v2α + v2

β

[vα vβ

vβ −vα

][p

q

]. (4.6)

As correntes e as tensoes da equacao (4.5), podem conter harmonicos e desequilıbrios.

Assim, a potencia real instantanea, p, e composta pelas componentes media p e oscilante p.

Bem como a potencia imaginaria instantanea, q, e composta pelas componentes media q e

oscilante q.

A potencia ativa trifasica instantanea p em termos das variaveis nas coordenadas αβ, e

dada pela equacao, a seguir

p= vαiα + vβiβ. (4.7)

A potencia imaginaria q e definida por:

q=−vαiβ + vβiα. (4.8)

Visto que as tensoes e/ou as correntes podem conter harmonicas, as potencias ins-

tantaneas real, p, e imaginaria, q, podem ser divididas em componentes medios, (p e q), e

oscilantes, (p e q), tal que

p= p+ p, (4.9)

e

q= q+ q. (4.10)

Considerando, por exemplo, um sinal vαβ1+, livre de distorcoes e desbalancos e um

outro sinal iαβ com distorcoes e desbalancos, poderemos calcular a potencia instantanea tal

que:

[p

0

]=

[vα1+ vβ1+

0 0

][iα

iβ

]. (4.11)

58

Filtrando a potencia real p em um filtro passa baixa, e possıvel separar as parcelas p

e p. Assim, realizando o calculo inverso considerando apenas p, e possıvel obter o sinal de

corrente iαβ1+, em fase com a tensao vαβ1+

, livre de distorcoes e desbalancos.

[iα1+

iβ1+

]=

1

v2α1+

+ vβ21+

[vα1+ vβ1+

vβ1+−vα1+

][p

0

]. (4.12)

4.3 O PLL Utilizado

Para funcionar perfeitamente, os dispositivos FACTS devem operar sincronizados com

as tensoes do sistema eletrico, sendo necessario o uso de mecanismos que garantam este sincro-

nismo. Os circuitos aqui estudados, sao baseados na Teoria pq e utilizam os conceitos dos PLL

trifasicos. Sao estruturas robustas, que podem rejeitar ruıdo, harmonicos e/ou desequilıbrio que

estejam contidos nas tensoes trifasicas do sistema eletrico (SASSO et al., 2002). Desta forma,

e possıvel realizar o sincronismo com relacao aos componentes de sequencia positiva de um

conjunto generico de tensoes ou correntes trifasicas (FERNANDES, 2008).

Apesar de estar na frequencia fundamental, a componente de sequencia negativa deve

ser rejeitada pelo sistema de sincronismo. O PLL trifasico tem a funcao de detectar o angulo

de fase referente apenas a componente de sequencia positiva da componente fundamental da

tensao da fase a. Desta forma, o PLL produz um sinal de saıda que esta sincronizado tanto em

fase, quanto em frequencia, com a componente fundamental de sequencia positiva da tensao de

entrada (SASSO et al., 2002).

A Figura 4.5 mostra os circuitos de sincronismo p-PLL e q-PLL, sendo que os dois se

diferenciam pela utilizacao das potencias instantaneas real e imaginaria, respectivamente.

Nos diagramas de blocos apresentados, as tensoes vα e vβ sao multiplicadas por duas

correntes fictıcias (i′α e i′β) ou (i′β e i′α), respectivamente. Estas duas correntes fictıcias sao na

verdade variaveis auxiliares e seus produtos resultam em potencias tambem fictıcias, conforme

a equacao (4.13) (SASSO et al., 2002). Em ambos os casos estas potencias sao comparadas com

uma referencia nula.

[p′

q′

]=

[vα vβ

vβ −vα

][i′αi′β

]. (4.13)

Tomando por base o circuito q-PLL, temos que, quando a frequencia angular ω′c (rad/s)

gerada pelo PLL for igual a frequencia angular do sistema ωc (rad/s), e as correntes fictıcias, i′αe i′β, estiverem em fase com as tensoes do sistema, vα e vβ, o valor medio do sinal de entrada q′,

do controlador proporcional e integral se anulara. O bloco integrador do PLL possui um reset,

cuja funcao e zerar o resultado da integracao do sinal ωc gerando o angulo de sincronismo θc

59

Figura 4.5: Circuitos de sincronismo.

'i β

'v β

'p++

+ cω cθ1

pk

cos−

×

'i α

'v α*

p

+ +− + s

ik

s

sen

×

(a) p-PLL.

'i β

'v α

'q++

+ cω cθ1

pk

cos−

×

'i α

'v β*q

+ +− + s

ik

s

sen

×

(b) q-PLL.

Fonte: Sasso et al. (2002).

variavel entre 0 e 2πrad (SASSO et al., 2002).

Os circuitos propostos podem apresentar cada um, dois tipos distintos de configuracao,

conforme o sinal da variavel de controle. Assim, dependendo do sinal definido para a variavel

de entrada, o sinal de saıda do q-PLL pode ser em fase ou defasado de 180 com relacao ao

sinal de entrada. Ja o sinal de saıda pode estar 90 atrasado ou adiantado com relacao ao sinal

de entrada (SASSO et al., 2002).

No circuiro simulado do i-UPQC e usado o PLL do tipo q, que produz um sinal que

esta em fase com a componente de sequencia positiva da coordenada α do sinal de entrada.

Detalhes sobre o funcionamento e equacionamento dos circuitos de sincronismo po-

dem ser encontrados em Sasso et al. (2002).

60

4.4 As Estrategias de Controle

Em Fernandes (2008) e em Franca (2012), foi desenvolvido o controle principal do

i-UPQC com o intuito de obter um controlador otimizado e estavel para a operacao do mesmo.

Este controle serviu de base para o controle utilizado neste trabalho. Mas alteracoes fazem-

se necessarias, haja vista diferencas nos sistemas abordados e nas aplicacoes do i-UPQC. A

saber: Fernandes (2008), Franca (2012) analisaram um sistema eletrico isolado, composto por

fonte de tensao convencional, i-UPQC e carga, os conversores foram instalados para realizar

compensacao de tensoes da fonte e compensacao de correntes da carga. O i-UPQC foi instalado

junto a carga, distante da fonte de tensao e o sistema foi simulado considerando afundametnos

de tensao entre o i-UPQC e a fonte de alimentacao. Alem disto, estes autores abordaram apenas

a topologia do i-UPQC com o conversor paralelo conectado entre o conversor serie e o PCC.

No presente trabalho o i-UPQC e instalado com o objetivo de melhorar o acoplamento

de aerogeradores de velocidade fixa baseados em gerador de inducao gaiola de esquilo com

o sistema eletrico. Para isto os conversores devem atuar de forma a impedir que variacoes

de tensao no PCC sejam refletidas na tensao do estator e que, variacoes no torque mecanico

do aerogerador sejam refletidas na tensao do PCC, bem como fornecer suporte reativo para

magnetizacao do gerador de inducao gaiola de esquilo e impedir que correntes harmonicas

requeridas pela carga sejam drenadas do estator.

Nesta secao sao apresentadas as estrategias de controle utilizadas nas duas configu-

racoes possıveis do i-UPQC. Ambas sao fundamentadas no balanco de energia do sistema, e

utilizam blocos para calculos de potencia segundo a Teoria pq. Sao compostas pelo circuito

de sincronismo, pelos algorıtmos de controle do filtro ativo serie e paralelo e pelo controle da

tensao do elo de corrente contınua, responsavel pelo fluxo de energia entre os conversores.

Como o algorıtmo proposto e para um sistema trifasico a tres fios, no caso de uma

implementacao real, pode-se reduzir o numero de medidores necessarios, utilizando a leitura de

apenas duas fases.

O controle do condicionador paralelo visa a obtencao das referencias das tensoes que

sao sintetizadas por este conversor. Essas tensoes devem estar em conformidade com os requisi-

tos da QEE para atendimento das cargas, ou seja, com os disturbios de tensao dentro dos limites

estipulados para o nıvel de tensao do sistema ao qual o i-UPQC e conectado (FRANCA, 2012).

O controle do condicionador serie fornece as referencias de corrente que sao sintetiza-

das pelo proprio conversor serie. De forma que esta corrente seja senoidal e livre das distorcoes

harmonicas impostas pela carga.

Em condicoes de afundamento de tensao, o controle funciona para prover a energia

reativa necessaria para a maquina de inducao e evitar que o afundamento sentido na barra de

61

conexao se propague ate os terminais do gerador de inducao.

O controle da tensao do elo capacitivo e responsavel por manter o balanco energetico

do sistema.

No sistema proposto, o i-UPQC esta conectado junto ao aerogerador e ha uma linha

transmissora entre o i-UPQC e a barra de conexao, portanto, a estrategia de controle contempla

apenas casos em que o afundamento ocorre no PCC.

Todas as variaveis de entrada sao convertidas para o referencial estacionario αβ. Isto

faz-se necessario uma vez que a estrategia de controle vale-se dos princıpios da Teoria pq.

Importante lembrar que o sistema aqui abordado e composto por tres fios e por isso

nao se considera componentes de sequencia zero.

4.4.1 Conversor Paralelo Conectado ao PCC

A Figura 4.6, mostra o diagrama de blocos da estrategia de controle para o sistema

com o conversor paralelo conectado ao PCC. As variaveis de entrada sao a tensao no PCC, vlabc ,

e a corrente do aerogerador, isabc .

Figura 4.6: Controle do i-UPQC em condicoes normais operacao.

abc

αβ

la

lb

lc

v

v

v

'

'

i

i

Teoriapq

FPB

p

q PLL−

lv α

lv β

lv α

lv β

abc

αβ

Sa

Sb

Sc

i

i

i

Si α

DCV

v

Si β

'

'

l

l

i

i

α

β

Teoriapq

Teoriapq

1

1

v

v

α

β

+

+

1

1

i

i

α

β

+

+

p

kk

k

Teoriapq FPB

PIDC

DCVREF

Lossp

SpSp

k

'lv β'lv α


62

Apos ser transformada para o referencial αβ, a tensao vlabc e convertida para o sistema

por unidade na base 13,8 kV e, entao, utilizada como sinal de entrada do circuito de sincronismo

q-PLL. Fazendo o sinal de referencia q∗ (interno do PLL), igual a zero, o sistema estara em

sincronismo sempre que as correntes fictıcias, i′lα e i′lβ, estiverem em fase com as tensoes vlα

e vlβ. Assim, o PLL fornece em sua saıda um sinal senoidal de amplitude unitaria que tem a

mesma frequencia e fase que os componentes de sequencia positiva da tensao vlαβ.

Sabendo que o valor de vl possui distorcoes causadas por variacoes na velocidade do

vento, ao se calcular a potencia fictıcia p atraves do produto escalar entre vl e i′l , o que se

encontra e um sinal tal que p = p+ p. O produto vetorial entre vl e i′l , e nulo, visto que estes

sinais encontram-se sincronizados em frequencia e fase. Resumindo:

[p′

q′

]=

[vlα vlβ

vlβ −vlα

][i′lαi′lβ

]=

[p+ p

0

]. (4.14)

O valor da potencia media p, pode ser separado atraves de Filtro Passa Baixa. Entao,

fazendo a operacao inversa usando apenas p, obtem-se os sinais, vα1+ e vβ1+, que sao compostos

apenas pela componente fundamental de sequencia positiva do sinal vl , ou seja:

[vα1+

vβ1+

]=

1

i′lα

2+ i

′lβ

2

[i′lα i

′lβ

i′lβ −i′lα

][p

0

]. (4.15)

Os sinais, vα1+ e vβ1+sao as referencias para o conversor paralelo.

Para o controle do filtro ativo serie, a corrente de entrada e a corrente do aerogerador.

Calculando-se a potencia a partir da corrente is e do sinal de tensao fundamental de sequencia

positiva, que se sabe esta em sincronismo com a tensao do estator, o resultado e traduzido como

a potencia ativa fornecida pelo aerogerador. Filtrando a parcela p desta potencia e somando

a mesma com a diferenca de potencia vinda do elo CC, que denota as perdas nos converso-

res, teremos a parcela de potencia ativa media que deve fluir pelo conversor serie. Fazendo o

calculo inverso da potencia, tem-se as referencias da corrente que devem ser sintetizadas por

esse conversor.

No controle apresentado anteriormente, a tensao do filtro ativo paralelo e a corrente

do filtro ativo serie sao controladas sem a necessidade de se identificar a ocorrencia ou nao de

afundamentos de tensao.

Quando uma VTCD no PCC e detectada, a tensao no filtro ativo paralelo passa a ser re-

gida pelo afundamento de tensao e este conversor e retirado de operacao. O sistema busca uma

nova referencia de tensao, que tem as mesmas caracteristicas da tensao no PCC em condicoes

normais de operacao, esta nova referencia, chamada de vl′ , passa a ser a entrada do sistema de

sincronismo. O filtro ativo serie tem as tensoes alteradas de forma que esta subtensao nao seja

63

sentida pelo gerador de inducao. Esta mudanca na tensao do filtro ativo serie se da automatica-

mente, pois como ja foi mencionado anteriormente, a tensao do conversor serie e uma resposta

natural do sistema que o i-UPQC esta inserido. A Figura 4.7 mostra os blocos do controle para

esta situacao.

Figura 4.7: Controle do i-UPQC sob afundamento de tensao - Conversor paralelo conectado ao PCC.

abc

αβ

'

'

'

l a

l b

l c

v

v

v

'

'

i

i

abcSa

Sb

i

iSi α

q PLL−

'lv α

'lv β

v

αβSb

Sc

i

i

DCV

Si β

'

'

l

l

i

i

α

α

Teoriapq FPB

Teoriapq

sp

sp

1

1

i

i

α

β

+

+k

k

'lv β'lv α

kk

pq FPB

PIDC

DCVREF

Lossp


4.4.2 Conversor Paralelo conectado ao Aerogerador

Para o sistema operando com o conversor paralelo conectado ao aerogerador, em

condicoes normais de operacao, a estrategia de controle empregada e igual a estrategia de con-

trole apresentada na secao anterior (Figura 4.6).

No caso de um afundamento de tenao no PCC, o sistema busca uma nova referencia,

com as mesmas caracteristicas da tensao no PCC em condicoes normais de operacao, esta nova

referencia, chamada de vl′ , e a nova entrada do controle do conversor paralelo. O controle do

conversor serie se modifica conforme a Figura 4.8.

Quando o afundamento de tensao no PCC ocorre, o conversor serie nao deve processar

potencia ativa, para nao alimentar o curto-circuito. Mas como o gerador nao pode sofrer um

corte abrupto na potencia gerada, o conversor paralelo e quem deve absorver a potencia ativa

do aerogerador. Assim, o valor da potencia real media p no controle do conversor serie e fixado

em zero, ao passo que o valor da potencia imaginaria fica igual a -1 (q=−1), que e a potencia

reativa que a maquina consome quando esta processando potencia nominal. Ou seja, durante

um afundamento de tensao e o conversor serie que fornece suporte de reativo para a maquina e

o conversor paralelo absorve a potencia ativa.

64

Figura 4.8: Controle do i-UPQC sob afundamento de tensao - Conversor paralelo conectado ao aeroge-

rador.

abc'l a

v'

'li α

Teoriapq

Teoriapq

FPB

1

1

v

v

α

β

+

+

i

pp

'lv α

'lv β

'lv αabc

αβ'

'

l b

l c

v

v'li β

PIDCV

DCVREF

Lossp

1

1

i

i

α

β

+

+

q PLL−

l α

'lv β

Teoriapq

1q = −

kk


4.5 Conclusao

Neste capıtulo foi mostrado o balanco de potencia para as duas configuracoes propostas

para conexao do i-UPQC, e foi explicado que em condicoes normais de operacao o conversor

responsavel por suprir energia reativa para o aerogerador de velocidade fixa e o conversor que

esta conectado mais proximo ao aerogerador, e mais, que esta energia e da ordem de 50% da

potencia nominal da maquina.

Foram apresentadas as estrategias de controle para o caso do sistema operar em condi-

coes normais e na presenca de VTCD.

Importante salientar que durante o afundamento de tensao, para a configuracao com

o conversor paralelo conectado ao PCC, o conversor paralelo e retirado de operacao e apesar

do i-UPQC continuar fornecendo corrente para o curto-circuito, esta corrente e controlada pelo

conversor serie.

Para a configuracao do conversor paralelo conectado ao aerogerador, durante o afun-

damento, ha uma inversao nos papeis dos conversores. O conversor paralelo deixa de fornecer

reativo e passa a absorver a potencia ativa da maquina, evitando que esta potencia continue ali-

mentando o curto-circuito. Ja o conversor serie, que antes nao processava potencia, durante o

afundamento fica responsavel pelo fornecimento de potencia reativa a maquina.

65

5 RESULTADOS DE SIMULACOES

Neste capıtulo sao apresentados os resultados das simulacoes que foram realizadas no

so f tware PSCAD/EMTDC.

O funcionamento do i-UPQC e analisado em quatro cenarios diferentes, sendo combi-

nados de forma a abordar cada configuracao possıvel de conexao do i-UPQC sob duas situacoes

distintas de operacao do sistema. Os dois primeiros cenarios em condicao de afundamento de

tensao e os seguintes na presenca de cargas com desbalancos e distorcoes harmonicas.

Na ocorrencia de um afundamento de tensao, os conversores devem atuar de forma

que o aerogerador nao sinta os efeitos do afundamento de tensao e assim permaneca conectado

ao PCC. O i-UPQC tambem deve prover a energia reativa necessaria para o funcionamento da

maquina.

As outras duas situacoes analisadas sao para verificar o comportamento do i-UPQC

para o caso de conexao ao PCC de cargas que drenam do sistema correntes com desbalanco e

com elevado conteudo harmonico. Neste caso, o equipamento atua para evitar que as compo-

nentes harmonicas da corrente da carga sejam requisitadas do aerogerador.

A Tabela 5.1 sintetiza os cenarios aqui estudados.

Tabela 5.1: Cenarios de estudo.

Conversor Paralelo Conversor Paralelo

Conectado ao PCC Conectado ao Aerogerador

Afundamento de Tensao

no PCC

Cenario I Cenario II

Presenca de harmonicos

de corrente

Cenario III Cenario IV


5.1 Afundamento de Tensao no PCC

No sistema proposto, o i-UPQC e conectado a saıda do aerogerador e, portanto, nao

se considera a possibilidade de um afundamento de tensao ocorrer entre os terminais do aero-

gerador e do i-UPQC. No caso de uma VTCD ocorrer no PCC, a principal funcao do i-UPQC

e evitar que o gerador de inducao gaiola de esquilo seja desconectado do sistema. Assim, o

i-UPQC prove a energia reativa necessaria para a magnetizacao da maquina de inducao.

Um i-UPQC e ligado aos terminais do aerogerador apresentado na Secao 2.2. Os con-

versores serie e paralelo atuam para melhorar a dinamica do sistema. Analisando o sistema sob

condicoes de afundamento de tensao, dois cenarios sao abordados: o primeiro com o conversor

66

paralelo conectado entre o conversor serie e o PCC e o segundo com o conversor paralelo ligado

entre o aerogerador e o conversor serie.

O sistema e formado por um aerogerador de velocidade fixa equipado com maquina

de inducao gaiola de esquilo e nas pas da turbina incide um vento com velocidade variavel.

A interacao do vento com as pas da turbina e representada por uma curva de torque variavel

que e o sinal de entrada do aerogerador, de acordo com o modelo desta maquina utilizado pelo

so f tware PSCAD/EMTDC.

Os dados do gerador de inducao apresentados na Secao 2.2 continuam valendo nas

proximas simulacoes.

A barrra de conexao comum estao conectados o aerogerador (atraves do i-UPQC), uma

carga RL com fator de potencia igual a 0,7 indutivo e uma linha de transmissao que representa

o sistema eletrico de uma concessionaria hipotetica.

Em t = 2 segundos ocorre um curto-circuito trifasico-terra no PCC levando sua tensao

para aproximadamente 10% do valor nominal. O afundamento persiste por 0,5 segundo e em t

= 2,5 segundos o sistema tende a voltar as condicoes normais de operacao.

5.1.1 Cenario I - Conversor paralelo conectado ao PCC: Afundamento de tensao

No Cenario I, o i-UPQC esta conectado entre o aerogerador e o PCC, do circuito apre-

sentado na Figura 2.3. Neste estudo de caso, o conversor paralelo encontra-se conectado entre

o conversor serie e o PCC. A Figura 5.1 mostra o sistema analisado nesta secao.

Figura 5.1: Circuito simulado no cenario I.

L1 1

RL2 2

R

iri

i

CSv i-UPQC

CSi

si

li

CPi

Condicionador

Série

Condicionador

Paralelo

CS

CPv


As Figuras 5.2 e 5.3 mostram o comportamento das tensoes e das correntes do sistema

67

durante o afundamento de tensao. E possıvel observar que a tensao e a corrente do aerogerador

nao sao afetadas pelas variacoes de tensao no PCC. A acao do i-UPQC sobre a tensao fica bem

clara na Figura 5.2, que mostra a dinamica das tensoes dos conversores. Nota-se que quando

a tensao do PCC e, consequentemente, do conversor paralelo tem sua amplitude reduzida para

10% da sua tensao nominal, a curva de tensao do conversor serie muda de fase e amplitude para

compensar a queda de tensao no conversor paralelo e evita que esta queda se propague ate os

terminais do gerador de inducao.

Figura 5.2: Cenario I - Tensoes do sistema.

1.9 2 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5 2.6

-10

-5

0

5

10

Time [s]

Tensões n

a f

ase ´

a`

[kV

]

1.98 1.99 2 2.01 2.02 2.03

-10

-5

0

5

10

2.48 2.49 2.5 2.51 2.52 2.53

-10

-5

0

5

10

VPCC

=VC.

Paralelo

VC.

Série

VEstator

Início do afundamento de tensão Fim do afundamento de tensão


Na Figura 5.3, a corrente do conversor paralelo tende a zero pois de acordo com a

estrategia de controle adotada, o conversor paralelo e desconectado do sistema no caso de um

afundamento de tensao.

A partir das simulacoes tambem foi possıvel obter os valores de tensoes e correntes

eficazes e os angulos de fase destas grandezas, tendo como referencial a tensao fornecida pela

rede. Para tanto, escolheu-se dois momentos diferentes da simulacao para extracao dos valores.

Os primeiros fasores foram analisados em t = 1,95 segundo, pouco antes do afundamento de

tensao, quando o sistema ainda estava funcionando em condicoes normais de operacao. O

segundo momento foi escolhido em t = 2,4 segundos, quando o sistema estava sobre os efeitos

da queda de tensao, mas seu estado ja se encontrava mais estavel. Conhecidos os fasores de

tensao e corrente, foram calculados os valores das potencias do aerogerador e dos conversores.

O resultado esta apresentado na Tabela 5.2.

68

Figura 5.3: Cenario I - Correntes do sistema.

1,9 2,0 2,1 2,2 2,3 2,4 2,5 2,6 2,7

-0,2

-0,1

0

0,1

0,2

Tempo [s]

Corr

ente

s n

a f

ase ´

a`

[kA

]

1.99 2.01 2.03 2.05 2.07 2.09-0,2

-0,1

0

0,1

0,2

2,49 2,51 2,53 2,55 2,57 2,59-0,2

-0,1

0

0,1

0,2

IEstator

IC.

Paralelo

Fim do afundamento de tensãoInício do afundamento de tensão


Tabela 5.2: Cenario I - Fasores simulados.

Operacao Condicoes normais de operacao Operacao durante afundamento de tensao

Tempo (s) 1,95 s 2,40 s

Tensao |V |(kV ) Re Im |V |(kV ) Re Im

VEstator 8,34 7,37 -3,92 8,29 7,25 -4,02

VConversorSerie 3,96 0,61 3,92 7,81 -7,08 3,30

VPCC 7,97 7,97 0,00 0,73 0,17 -0,71

VRede 7,97 7,97 0,00 7,97 7,97 0,00

Corrente |I|(A) Re Im |I| (A) Re Im

IConversorParalelo 65,52 -60,83 -24,35 0,00 0,00 0,00

IConversorSerie 84,93 84,93 -0,13 86,82 86,81 -0,15

IRede 0,82 0,33 -0,76 1.037,95 104,27 -1.032,70

IEstator 84,93 84,93 -0,13 86,82 86,81 -0,15

ICarga 33,58 23,77 -23,72 3,09 -1,61 -2,64

Potencia |S|(MVA) |P|(MW ) |Q|(MVAr) |S|(MVA) |P|(MW ) |Q|(MVAr)SGerador 2,13 1,88 -0,99 2,16 1,89 -1,04

SConversorParalelo 1,57 -1,46 0,58 0,00 0,00 0,00

SConversorSerie 1,01 0,15 1,00 2,03 -1,85 0,86

SCarga 0,80 0,57 0,57 0,01 0,00 0,00


Assim como foi observado nas curvas da Figura 5.2, em condicoes normais de operacao,

a tensao no conversor paralelo e igual a tensao no PCC. Com relacao as medidas de correntes,

tem-se que a corrente no conversor serie esta em fase com a tensao da rede. A componente

imaginaria da corrente do conversor paralelo e igual a soma da componente imaginaria da cor-

69

rente da carga com a componente imaginaria da corrente da rede, ou seja, o conversor paralelo

esta fornecendo energia reativa para o sistema. Alem disto, pelos valores de potencia, fica claro

que o conversor serie fornece energia reativa para o gerador de inducao, enquanto o conversor

paralelo fornece energia reativa para o sistema.

Quando o afundamento acontece, a tensao e a corrente do conversor paralelo tendem a

zero, mas a tensao e a corrente do estator se mantem inalteradas, enquanto que a tensao sobre o

conversor serie aumenta. Assim, durante o afundamento de tensao, o conversor serie, alem de

fornecer a energia reativa de magnetizacao do gerador de inducao, tambem deve processar toda

a potencia ativa fornecida pelo aerogerador.

5.1.2 Cenario II - Conversor paralelo conectado ao aerogerador: Afundamento de tensao

No Cenario II, o mesmo circuito apresentado na secao anterior, composto por aerogera-

dor, rede, carga e i-UPQC e simulado, mudando apenas a configuracao de conexao do i-UPQC,

sendo que agora o conversor paralelo encontra-se conectado diretamente aos terminais do aero-

gerador, conforme pode ser visto na Figura 5.4.

Figura 5.4: Circuito simulado no cenario II.

L1 1

RL2 2

R

iri

i

CSvi-UPQC

CSi

si

li

CPi

Condicionador

Série

Condicionador

Paralelo

CS

CPv


As Figuras 5.5 e 5.6 mostram o comportamento das tensoes e das correntes do sistema

durante o afundamento de tensao para o cenario II. Assim como no cenario anterior, e possıvel

observar que a tensao e a corrente do aerogerador nao sao afetadas pelas variacoes de tensao

no PCC. A Figura 5.5 mostra que em condicoes normais de operacao a tensao do estator e

praticamente igual a tensao no PCC e, assim, a tensao sobre o conversor serie, em condicoes

normais de operacao, tem amplitude menor que 1 kV. Por outro lado, quando a queda de tensao

ocorre, a tensao do conversor serie fica aproximadamente igual a tensao do gerador de inducao,

70

porem com angulo de fase de 180. Assim, o i-UPQC impede que as variacoes de tensao no

PCC sejam sentidas pelo aerogerador. Importante ressaltar que a tensao no conversor serie

nao foi gerada pelo controle, mas representa uma resposta natural do sistema eletrico para essa

configuracao, ja que a tensao no PCC e dada pela tensao no estator (conversor paralelo) somada

a tensao no conversor serie.

Figura 5.5: Cenario II - Tensoes do sistema.

1,9 2,0 2,1 2,2 2,3 2,4 2,5 2,6

-10

-5

0

5

10

Tempo [s]

Tensão n

a f

ase ´

a`

[kV

]

1,98 1,99 2,00 2,01 2,02 2,03

-10

-5

0

5

10

2,48 2,49 2,50 2,51 2,52 2,53

-10

-5

0

5

10

VEstator

VPCC

VC.

Série

Fim do afundamento de tensãoInício do afundamento de tensão


Na Figura 5.6 quando o afundamento ocorre, o controle do conversor serie atua, ini-

cialmente limitando a propria corrente para garantir sua protecao e modificando o angulo de

fase e, em seguida, permite que a corrente tenha um aumento gradativo, consequentemente, no

condicionador paralelo a corrente tambem e modificada em amplitude e angulo de fase, porem a

amplitude vai diminuindo com a passagem do tempo. Note que a corrente do conversor paralelo

nao foi gerada pelo controle, mas e uma resposta natural do sistema eletrico, ja que a corrente

do conversor paralelo e a diferenca entre as correntes do conversor serie e do estator.

A Tabela 5.3 mostra os fasores de tensao e de corrente obtidos no estudo do Cenario

II, bem como os valores de potencia calculados.

Com relacao as medidas de correntes, tem-se que a corrente no conversor serie esta em

fase com a tensao da rede. A componente imaginaria da corrente do gerador de inducao possui

aproximadamente o mesmo modulo, mas direcao oposta a componente imaginaria da corrente

do conversor paralelo. Como ambos estao sob o mesmo potencial (com angulo zero), pratica-

mente toda potencia reativa fornecida pelo conversor paralelo esta sendo absorvida pelo gerador

71

Figura 5.6: Cenario II - Correntes do sistema.

1,9 2,0 2,1 2,2 2,3 2,4 2,5 2,6 2,7

-0,2

-0,1

0

0,1

0,2

Tempo [s]

Corr

ente

na f

ase ´

a`

[kA

]

2.00 2,02 2,04 2,06 2,08 2,1-0,2

-0,1

0

0,1

0,2

2,50 2,52 2,54 2,56 2,58 2,60-0,2

-0,1

0

0,1

0,2

IEstator

IC.

Paralelo

IC.

Série

Início do afundamento de tensão Fim do afundamento de tensão


Tabela 5.3: Cenario II - Fasores Simulados.

Operacao Condicoes normais de operacao Operacao durante afundamento de tensao

Tempo (s) 1,95 s 2,40 s

Tensao |V |(kV ) Re Im |V |(kV ) Re Im

VEstator 7,97 7,97 0,00 7,97 7,97 0,00

VConversorSerie 0,42 -0,16 0,39 7,87 -7,84 -0,69

VPCC 7,81 7,81 0,39 7,87 -7,84 -0,69

VRede 7,97 7,97 0,00 7,97 7,97 0,00

Corrente |I|(A) Re Im |I| (A) Re Im

IConversorParalelo 40,70 -4,52 -40,44 51,22 -51,19 1,84

IConversorSerie 75,32 75,32 -0,13 49,94 27,48 41,71

IRede 55,44 50,91 21,95 1.043,63 -101,29 1.038,70

IEstator 89,44 79,84 40,31 88,19 78,66 39,86

ICarga 32,92 24,41 -22,08 2,96 -1,67 -2,44

Potencia |S|(MVA) |P|(MW ) |Q|(MVAr) |S|(MVA) |P|(MW ) |Q|(MVAr)SGerador 2,14 1,91 -0,96 2,11 1,88 -0,95

SConversorParalelo 0,97 -0,11 0,97 1,22 -1,22 -0,04

SConversorSerie 0,09 -0,04 0,09 1,18 -0,73 0,92

SCarga 0,77 0,55 0,55 0,01 0,00 0,00


de inducao. Ou seja, o conversor paralelo esta fornecendo a potencia reativa de magnetizacao

para o aerogerador, assim como foi falado no Capıtulo 4.

Quando o afundamento acontece, a corrente do conversor paralelo, que estava quase

perpendicular a tensao no estator (composta principalmente de reativo), passa a ficar em direcao

72

oposta a ultima. A corrente do conversor serie, que estava em fase com a tensao no estator, passa

a ter um angulo de 56 de defasagem com relacao a essa. Isto ocorre porque, durante o afunda-

mento de tensao, o sistema nao deve alimentar o curto-circuito. Por outro lado, para o gerador

nao e possıvel um corte brusco na potencia fornecida. Assim, quando o afundamento ocorre,

a potencia ativa fornecida pelo aerogerador e absorvida pelo conversor paralelo e o conversor

serie passa a fornecer a energia reativa de magnetizacao necessaria para o funcionamento do

gerador.

Como foi falado anteriormente, em condicoes normais de operacao, a potencia do

conversor paralelo e, aproximadamente, igual a potencia reativa do aerogerador, porem durante

o afundamento, o conversor paralelo tem que ser forte o suficiente para suportar a potencia

nominal do aerogerador.

5.2 Presenca de Harmonicos de Corrente

Nesta secao, o mesmo gerador de inducao estudado anteriormente, compoe um circuito

formado por: aerogerador, i-UPQC, linha de transmissao de uma concessionaria hipotetica e 2

cargas. A primeira carga e conectada ao sistema no tempo t = 3 segundos e e modelada como

uma carga que drena corrente com conteudo harmonico de 5a, 7a e 11a ordens, alem de uma

parcela referente a componente de sequencia negativa. A segunda carga, entra em operacao no

tempo t = 3,5 segundos e e composta por uma fonte chaveada de amplitude igual a 40 A.

O i-UPQC age de forma a impedir que as correntes harmonicas impostas pela carga

sejam drenadas do estator do gerador de inducao e que possıveis variacoes na tensao do estator,

devido a incidencia de torque variavel, sejam sentidas na barra de conexao comum. Alem dito,

tambem fornece a potencia reativa necessaria para o funcionamento do gerador de inducao.

5.2.1 Cenario III - Conversor paralelo conectado ao PCC: Correntes harmonicas

No Cenario III, o aerogerador e conectado ao PCC atraves do i-UPQC. Ao PCC ainda

esta conectada a rede eletrica e nos tempos iguais a 3,0 segundos e 3,5 segundos serao conec-

tadas as cargas 1 e 2, respectivamente. Neste estudo de caso, o conversor paralelo encontra-se

conectado entre o conversor serie e o PCC. A Figura 5.7 mostra o sistema analisado nesta secao.

A Figura 5.8 mostra os efeitos das variacoes do torque mecanico de entrada do aero-

gerador sobre a tensao do estator, bem como a acao do i-UPQC, evitando que essas variacoes

se propaguem ate o PCC.

A Figura 5.9 mostra o comportamento das tensoes do sistema nos instantes de co-

nexao das cargas. Nota-se que nenhuma tensao e alterada pela entrada em operacao das cargas.

73

Figura 5.7: Circuito simulado no cenario III.

RL2 2

iri

i

CSv i-UPQC

CSi

si

1li

CPi

Condicionador

Série

Condicionador

Paralelo

CS

CPv

1li

2li

2li


Figura 5.8: Cenario III - Efeitos da variacao do torque sobre a tensao e a corrente do estator.

13,00

13,01

13,02

Te

nsã

o r

ms [kV

]

1 2 3 4 5 6 7 8-1,1

-1,0

-0,9

Tempo [s]

To

rqu

e [p

u]

VEstator

VC.

Paralelo

0,08

0,09

0,10

Co

rre

nte

rm

s [kA

]

IEstator


Isto esta de acordo com o esperado pois, referente a tensao, a funcao do i-UPQC e evitar que

variacoes na tensao fornecida pelo aerogerador se propaguem ate o PCC.

Na Figura 5.10 pode-se observar a dinamica das correntes quando as cargas entram

em operacao. E possıvel notar que a corrente do gerador de inducao permanece inalterada

durante todo o tempo. Ja as alteracoes na corrente do conversor paralelo denotam o princıpio

de funcionamento do i-UPQC, pois, apesar da funcao do conversor paralelo ser de controlar

a tensao no PCC, por ser um caminho de baixa impedancia, o conversor paralelo drena as

harmonicas de corrente do sistema. Note que a corrente do conversor paralelo nao foi gerada

74

Figura 5.9: Cenario III - Tensoes do sistema.

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

-10

-5

0

5

10

Tempo [s]

Tensão n

a f

ase ´

a`

[kV

]

2,97 2,98 2,99 3,00 3,01 3,02 3,03

-10

-5

0

5

10

3,47 3,48 3,49 3,50 3,51 3,52 3,53

-10

-5

0

5

10

VEstator

VC. Série

VC. Paralelo

Conexão Carga 1 Conexão Carga 2


no controle, mas representa uma resposta do sistema.

Figura 5.10: Cenario III - Correntes do sistema.

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

-0.2

-0.1

0

0.1

0.2

Tempo [s]

Corr

ente

s n

a f

ase a

[kA

]

2,97 2,98 2,99 3,00 3,01 3,02 3,03

-0.2

-0.1

0

0.1

0.2

3,47 3,48 3,49 3,50 3,51 3,52 3,53

-0.2

-0.1

0

0.1

0.2

IEstator

IC. Paralelo

ICarga

IRede



75

5.2.2 Cenario IV - Conversor paralelo conectado ao aerogerador: Correntes harmonicas

O Cenario IV difere do Cenario 3 apenas com relacao a configuracao do i-UPQC,

nesse caso o conversor paralelo encontra-se conectado entre o aerogerador e o conversor serie.

A Figura 5.11 mostra o sistema analisado nesta secao.

Figura 5.11: Circuito simulado no cenario IV.

RL2 2

iri

i

CSvi-UPQC

CSi

si

1li

CPi

Condicionador

Série

Condicionador

Paralelo

CS

CPv

1li

2li

2li


Na Figura 5.12 nota-se que a tensao do estator nao sofre variacoes, mesmo com a in-

cidencia do torque variado. Isto ocorre devido o conversor paralelo estar conectado diretamente

aos terminais do aerogerador, assim, o conversor paralelo forca que a tensao do estator seja

composta apenas pela fundamental de sequencia positiva.

A Figura 5.13 mostra as tensoes no estator (igual a tensao do conversor paralelo) e no

conversor serie, sendo a ultima praticamente igual a zero para esta configuracao, conforme ja

mencionado nas observacoes referentes ao cenario 2. Observa-se que, assim como ocorre no

cenario II, a entrada em operacao das cargas nao afeta a tensao nos terminais do gerador de

inducao.

Na Figura 5.14 e possıvel observar que a entrada em operacao das cargas altera apenas

a corrente da rede. Isto ocorre, devido ao fato do conversor paralelo estar conectado antes do

conversor serie, ou seja, uma vez que o conversor serie impoe que sua propria corrente seja

livre de harmonicas e desbalancos, o conversor serie impede que estas parcelas da corrente da

carga cheguem ao conversor paralelo. Assim, o unico caminho possıvel para as componentes

harmonicas da corrente da carga e a rede eletrica.

76

Figura 5.12: Cenario IV - Efeitos da variacao do torque sobre a tensao e a corrente do stator.

13

14

15T

ensão r

ms [kV

]

1 2 3 4 5 6 7 8-1,1

-1

-0,9

Torq

ue [pu]

Tempo [s]

VEstator

=VC.

Paralelo

0,08

0,09

0,1

Corr

ente

rm

s [kA

]

IEstator


Figura 5.13: Cenario IV - Tensoes do sistema.

2,9 3,0 3,1 3,2 3,3 3,4 3,5 3,6

-10

-5

0

5

10

Tempo [s]

Tensões n

a f

ase ´

a`

[kV

]

2,97 2,98 2,99 3,00 3,01 3,02 3,03

-10

-5

0

5

10

3,47 3,48 3,49 3,50 3,51 3,52 3,53

-10

-5

0

5

10

VPCC

=VEstator

VC. Série



77

Figura 5.14: Cenario IV - Correntes do sistema.

2,9 3,0 3,1 3,2 3,3 3,4 3,5 3,6

-0,2

-0,1

0

0,1

0,2

Tempo [s]

Corr

ente

s n

a f

ase a

[kA

]

2,97 2,98 2,99 3,00 3,01 3,02 3,03

-0,2

-0,1

0

0,1

0,2

3,47 3,48 3,49 3,50 3,51 3,52 3,53

-0,2

-0,1

0

0,1

0,2

IEstator

IC. Paralelo

ICarga

IRede



5.3 Conclusao

O presente capıtulo mostrou os resultados das simulacoes realizadas no so f tware

PSCAD/EMTDC. Foram abordados quatros cenarios diferentes, combinando duas condicoes

de operacao do sistema (sob afundamento de tensao e na presenca de cargas com distorcoes

harmonicas) e duas possıveis formas de conexao do i-UPQC a rede eletrica. Foi demonstrada

a operacao conjunta dos conversores serie e paralelo, sendo o primeiro responsavel por manter

a corrente do gerador livre de distorcoes harmonicas e desbalancos requeridos pela carga e o

segundo responsavel por manter a tensao no estator livre da influencia de variacoes no torque

mecanico.

A partir da Tabela 5.2 foi possıvel concluir que, em condicoes normais de operacao,

para a configuracao do conversor paralelo conectado diretamente ao PCC, o conversor serie e

responsavel por fornecer suporte de reativo ao gerador de inducao e o conversor paralelo fornece

reativo ao sistema eletrico, apesar desta nao ser a funcao do i-UPQC.

Em condicoes de afundamento, o i-UPQC atuou e a variacao na tensao do PCC nao se

refletiu na tensao e na corrente do estator. A tensao e a corrente do conversor paralelo tenderam

a zero, enquanto que a tensao do conversor serie aumentou e impediu uma variacao na tensao do

estator. Assim, durante o afundamento de tensao, o conversor serie, alem de fornecer a energia

78

reativa de magnetizacao do gerador de inducao, tambem absorve toda a potencia ativa fornecida

pelo mesmo.

Para a configuracao do conversor paralelo conectado junto ao gerador de inducao, com

base na Tabela 5.3, comprova-se (como foi explicado no Capıtulo 4) que, em condicoes normais

de operacao o conversor paralelo e responsavel por prover a energia reativa para o aerogerador.

Porem, quando o afundamento de tensao acontece, a corrente do conversor serie tem seu angulo

de fase modificado para evitar que o sistema alimente o curto-circuito. Como para o gerador

nao e possıvel um corte abrupto da potencia fornecida, esta potencia e absorvida pelo conversor

paralelo, ao passo que o conversor serie passa a fornecer a potencia reativa para o aerogerador.

No caso da insercao de cargas cuja corrente possui alto conteudo harmonico, para am-

bas as configuracoes, o i-UPQC atuou de forma satisfatoria, nao permitindo que as componentes

harmonicas de corrente da carga estivessem presentes na corrente do aerogerador.

79

6 CONCLUSOES

Uma solucao para melhorar o desempenho de aerogeradores de velocidade fixa e o

uso de equipamentos FACTS, pois permitem que problemas de qualidade de energia sejam

resolvidos sem grandes alteracoes na configuracao original do sistema.

Neste contexto, o i-UPQC e uma solucao plausıvel, pois nao permite que variacoes,

desbalancos e harmonicas de tensao oriundas do aerogerador cheguem ate a barra de conexao,

e evita que correntes de carga distorcidas e desbalanceadas sejam requeridas deste. O i-UPQC

tambem e capaz de fornecer o suporte de energia reativa necessaria para o funcionamento do

gerador de inducao. Ou seja, as desvantagens de uso do gerador de inducao gaiola de esquilo e

as funcoes do i-UPQC se complementam.

O UPQC e a base para o funcionamento do i-UPQC, mas o segundo tem vantagem

sobre o primeiro, pois, uma vez que o i-UPQC sintetiza apenas sinais senoidais, nao ha compro-

metimento por parte do projeto e da operacao em processar e reproduz sinais com componentes

harmonicos, diminuindo assim o trabalho do processador. Como desvantagem do i-UPQC tem-

se o fato de ser uma tecnologia pouco consolidada, por ser um tecnica nova, pouco encontrada

na literatura e que ainda nao foi aplicada comercialmente, apenas de forma experimental.

O i-UPQC possui duas configuracoes possıveis de conexao com o sistema eletrico.

Tomando como referencia o conversor paralelo, na primeira configuracao, esse e instalado entre

o aerogerador e o conversor serie, e, na segunda configuracao, entre o conversor serie e a barra

de conexao com a rede (PCC).

A resposta do i-UPQC aos cenarios impostos demonstrou-se satisfatoria, pois a ope-

racao conjunta dos conversores serie e paralelo impediu que as variacoes no torque mecanico

do aerogerador fossem sentidas no PCC e, evitou que os efeitos do afundamento de tensao no

PCC se refletissem na corrente e na tensao do estator. Alem disso, quando cargas com conteudo

harmonico foram adicionadas ao sistema, o controle do equipamento nao permitiu que as com-

ponentes harmonicas de corrente da carga estivessem presentes na corrente do aerogerador.

Com o uso de fasores, foi possıvel fazer uma analise melhor do balanco de potencia do

sistema, assim, na configuracao em que o conversor paralelo esta conectado entre o conversor

serie e o PCC, em condicoes normais de operacao, o conversor serie fornece a energia reativa

necessaria para o funcionamento da maquina e o conversor paralelo fornece suporte de reativo

para a carga, mesmo nao sendo especificado para este fim. Embora nesta situacao o conversor

serie possa ser especificado para metade da potencia nominal da maquina, vale lembrar que a

todo momento circulara por este conversor toda corrente ativa e reativa fornecida e absorvida

pelo aerogerador. Assim, o conversor serie deve ser projetado para suportar toda a corrente do

sistema.

80

Ainda para a configuracao do conversor paralelo conectado ao PCC, quando ocorre

um afundamento de tensao, a tensao e a corrente do conversor paralelo tendem a zero, enquanto

que a tensao do conversor serie aumenta para manter constante a tensao no estator. Assim,

o conversor serie, alem de fornecer a energia reativa de magnetizacao do gerador de inducao,

tambem absorve toda a potencia ativa fornecida pelo mesmo.

Para a configuracao do conversor paralelo conectado diretamente ao aerogerador, em

condicoes normais de operacao, o conversor paralelo e responsavel por prover a energia de

magnetizacao do gerador de inducao. O conversor serie, por outro lado, tem sua tensao bem

proxima de zero e, portanto, processa potencia quase nula, embora tenha que ser projetado para

suportar toda a corrente da potencia ativa fornecida pelo aerogerador ao sistema.

Quando o afundamento de tensao acontece, para o gerador nao e possıvel um corte

abrupto da potencia fornecida, esta potencia deve ser absorvida pelo conversor paralelo. No

conversor serie, a tensao e modificada para evitar que a queda de tensao no PCC seja sentida no

estator, ao passo que a corrente tem amplitude e angulo de fase modificados para evitar que o

sistema alimente o curto-circuito e, assim o conversor serie passa a fornecer a potencia reativa

de magnetizacao para o gerador de inducao gaiola de esquilo.

A principal vantagem dos sistemas propostos e que, em condicoes normais de operacao,

um dos conversores pode ser especificado para 50% da potencia nominal do aerogerador. Fato

a ser levado em consideracao ao se projetar o equipamento, e que pode reduzir os custos de uma

implementacao real.

A segunda configuracao, com o conversor paralelo conectado ao aerogerador, leva van-

tagem sobre a primeira, pois o conversor serie nao precisa ser projetado para suportar a corrente

nominal do aerogerador, pois em condicoes normais de operacao atraves do conversor serie

circula apenas a corrente referente a parcela de potencia ativa que o aerogerador fornece ao

sistema, e em condicoes de afundamento circula apenas a corrente referente a parcela reativa.

Alem disto, durante o afundamento de tensao, na primeira configuracao, com o conversor pa-

ralelo conectado ao PCC, durante o afundamento de tensao, o curto-circuito continua sendo

alimentado pelo aerogerador, porem com corrente controlada, o que nao ocorre na segunda

configuracao.

Ao analisar apenas a operacao do i-UPQC, o presente trabalho se destaca pela pro-

posta do i-UPQC em duas configuracoes possıveis, algo que nao foi encontrado na literatura

pesquisada.

Dentre os trabalhos apresentados na revisao bibliografica, tres sao referentes ao uso de

dispositivos FACTS em conjunto com aerogerador de velocidade fixa. Sendo que o primeiro

analisa o UPFC para atendimento ao codigo de rede irlandes (JAYANTI et al., 2009), o segundo

faz uma comparacao ente o desempenho do UPFC e do STATCOM numa rede hipotetica (FER-

81

DOSIAN; ABDI; BAZAEI, 2015) e o terceiro faz uma comparacao entre o STATCOM e mais tres

metodos distintos para estabilizacao de sistemas de geracao eolico de velocidade fixa equipado

com gerador de inducao gaiola de esquilo (ALI; WU, 2010).

No trabalho escrito por Jayanti et al. (2009), foi comprovada a capacidade do UPFC

manter o aerogerador de velocidade fixa conectado a rede. Assim como no presente trabalho

de dissertacao, o dispositivo FACTS nao precisou ser especificado para a potencia nominal

do aerogerador, mas isto foi devido ao fato do codigo de rede irlandes nao exigir 100% de

compensacao de tensao nos terminais do aerogerador durante um afundamento de tensao.

No trabalho escrito por Ferdosian, Abdi e Bazaei (2015), o STATCOM nao atuou

satisfatoriamente, pois nao influenciou no valor da tensao nos terminais do PCC durante um

curto-circuito e apos a eliminacao da falta. Ja o UPFC nao deixou que a tensao nos terminais do

aerogerador caısse a zero durante o curto-circuito e fez com que esta tensao fosse restaurada por

inteiro apos a eliminacao da falta. Nao foi falado sobre o dimensionamento dos conversores.

No trabalho escrito por Ali e Wu (2010), o STATCOM foi a solucao que se mostrou

mais eficaz para melhorar a estabilidade, alem de possuir uma boa relacao custo-benefıcio e ter

um controle menos complexo que o SMES, no entanto, minimizou apenas flutuacoes de tensao

e nao contribuiu para o balanco energetico do sistema. Nao foi falado sobre o dimensionamento

do STATCOM.

A comparacao entre o presente trabalho e os trabalhos acima aponta que os resultados

da associacao do i-UPQC com aerogeradores de velocidade fixa estao mais alinhados com os

resultados encontrados na aplicacao do UPFC com o mesmo tipo de aerogeraor. Alem disto a

aplicacao do i-UPQC pode ser vantajosa, uma vez que os conversores nao precisam ser dimen-

sionados para a potencia nominal do aerogerador.

82

6.1 Sugestoes de Trabalhos Futuros

Algumas abordagens podem ser relacionadas a este trabalho para contribuir em traba-

lhos futuros. Posto isso, sugere-se:

• Desenvolver mecanismo para escoamento da potencia ativa do aerogerador durante o

afundamento de tensao;

• Desenvolver estrategia de controle diferente da proposta neste trabalho, para a configura-

cao do conversor paralelo conectado ao PCC, de forma que durante um afundamento de

tensao o conversor paralelo nao seja tirado de operacao e se possıvel, o i-UPQC forneca

suporte reativo ao PCC nesta situacao;

• Desenvolver estudo que considere operacao conjunta do i-UPQC com os mecanismos

usuais de operacao do aerogerador de velocidade fixa;

• Implementar o circuito analisado em laboratorio, utilizando como base os cenarios pro-

postos, a fim de avaliar o desempenho do sistema.

83

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