Estudo de VSC-HVDC em Configuração DC-Multi-Infeed Híbrida

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ESTUDO DA CONTRIBUIÇÃO DE UM VSC-HVDC APLICADO A
CONFIGURAÇÃO DC-MULTI-INFEED HÍBRIDA
Marcos Jorge Araujo de Souza
Projeto de Graduação apresentado ao Curso
de Engenharia Elétrica da Escola Politécnica,
Universidade Federal do Rio de Janeiro, como
parte dos requisitos necessários à obtenção do
título de Engenheiro Eletricista.
Orientadores: Maurício Aredes
Diego de Souza de Oliveira
Rio de Janeiro
Março de 2020
ESTUDO DA CONTRIBUIÇÃO DE UM VSC-HVDC APLICADO A
CONFIGURAÇÃO DC-MULTI-INFEED HÍBRIDA
Marcos Jorge Araujo de Souza
PROJETO DE GRADUAÇÃO SUBMETIDO AO CORPO DOCENTE DO
CURSO DE ENGENHARIA ELÉTRICA DA ESCOLA POLITÉCNICA
DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE
DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE
ENGENHEIRO ELETRICISTA.
Examinado por:
Prof.(Orientador) Maurício Aredes, Dr.-Ing
Eng.(Coorientador) Diego de Souza de Oliveira, M.Sc.
Prof. Oumar Diene, D.Sc.
RIO DE JANEIRO, RJ – BRASIL
MARÇO DE 2020
Araujo de Souza, Marcos Jorge
Estudo da contribuição de um VSC-HVDC aplicado
a configuração DC-Multi-infeed híbrida /Marcos Jorge
Araujo de Souza. – Rio de Janeiro: UFRJ/ Escola
Politécnica, 2020.
XV, 83 p.: il.; 29, 7cm.
Orientadores: Maurício Aredes
Diego de Souza de Oliveira
Projeto de Graduação – UFRJ/ Escola Politécnica/
Curso de Engenharia Elétrica, 2020.
Referências Bibliográficas: p. 71 – 73.
1. DC-Multi-Infeed híbrida. 2. LCC-HVDC. 3.
VSC-HVDC. 4. ESCR. I. Aredes, Maurício et al. II.
Universidade Federal do Rio de Janeiro, Escola Politécnica,
Curso de Engenharia Elétrica. III. Título.
iii
Dedico à minha família
iv
Agradecimentos
Agradeço à minha família, principalmente meus pais, Elisangela de Araujo e
Marcos Salvador, por todo o apoio, amor e carinho que recebi e recebo, sou muito
grato por ter vocês em minha vida.
Aos meus colegas da graduação Allan, Bruno, Camila, Denilson, Lidiane, Mar-
celo, Mateus, Rodrigo e Verônica pelos boas conversas e bons momentos que passa-
mos juntos nesses anos de muita luta.
Agradeço a todos os funcionários da UFRJ, especialmente os do DEE, por toda a
dedicação que vocês possuem para com o funcionamento da universidade. Agradeço
especialmente ao professor Antonio Lopes de Souza por ser um exemplo de dedicação
e pelos incentivos dado a mim.
Aos meus orientadores, Maurício Aredes, Diego de Souza e Emanuel, por terem
acreditado no meu potencial e por todo o tempo dedicado a mim. A toda famí-
lia LEMT, pelo caloroso recebimento, em especial ao Gustavo Leal pelas valiosas
contribuições a este e outros projetos.
Agradeço a banca avaliadora, pela disponibilidade e pelas contribuições a este
projeto.
v
Resumo do Projeto de Graduação apresentado à Escola Politécnica/ UFRJ como
parte dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheiro Eletricista.
ESTUDO DA CONTRIBUIÇÃO DE UM VSC-HVDC APLICADO A
CONFIGURAÇÃO DC-MULTI-INFEED HÍBRIDA
Marcos Jorge Araujo de Souza
Março/2020
Orientadores: Maurício Aredes
Diego de Souza de Oliveira
Curso: Engenharia Elétrica
A grande penetração de elos de corrente contínua do tipo fonte de corrente nos
sistemas elétricos de potência levanta questionamentos a respeito de como a sua
característica operacional afetará a confiabilidade de energia elétrica do sistema,
principalmente em situações de proximidade elétrica entre as estações conversoras
nas quais os fenômenos de interação tendem a reduzir a confiabilidade.
Assim sendo, técnicas de mitigação de interações adversas entre as estações con-
versoras precisam ser estudadas. Neste contexto, este trabalho de conclusão de curso
apresenta uma análise sobre uma técnica de mitigação de falhas de comutação, a
qual consiste em utilizar um VSC-HVDC para controlar a tensão de uma barra do
sistema, aumentando assim, a estabilidade de tensão, além de apresentar um estudo
comparativo entre dois métodos de controle de VSC-HVDC.
vi
Abstract of Undergraduate Project presented to POLI/UFRJ as a partial fulfillment
of the requirements for the degree of Engineer.
STUDY OF THE CONTRIBUTION OF A VSC-HVDC APPLIED TO A
HYBRID DC-MULTI-INFEED CONFIGURATION
Marcos Jorge Araujo de Souza
March/2020
Advisors: Maurício Aredes
Diego de Souza de Oliveira
Course: Electrical Engineering
The large penetration of direct current links of the current source type in elec-
trical power systems raises questions about how their operational characteristic will
affect the reliability of the electrical energy of the system, especially in situations of
electrical proximity between the converter stations in which interaction phenomena
tend to reduce reliability.
Therefore, techniques for mitigating adverse interactions between converter sta-
tions need to be studied. In this context, this course conclusion paper presents an
analysis of a commutation failure mitigation technique, which consists of using a
VSC-HVDC to control the voltage of a system bus, thus increasing voltage stabil-
ity, in addition this work presentes a comparative study between two methods of
VSC-HVDC control.
vii
Sumário
Lista de Figuras xii
Lista de Tabelas xiv
1 Introdução 1
1.1 Contextualização . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1
1.2 Perspectiva histórica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1
1.3 O cenário atual e a problemática . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2
1.4 O sistema Brasileiro . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3
1.5 Objetivos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5
1.6 Metodologia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5
1.7 Organização do Trabalho . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6
2 Conversor fonte de corrente (CSC) 7
2.1 Dispositivos semicondutores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7
2.2 Topologias dos conversores fonte de corrente . . . . . . . . . . . . . . 8
2.2.1 Ponte de seis pulsos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8
2.2.2 Ponte de 12 pulsos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9
2.2.3 Ponte de 24 pulsos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9
2.3 Princípio de funcionamento . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10
2.3.1 Comutação . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10
2.3.2 Modo de operação . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11
2.3.3 Principais ângulos do CSC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12
2.4 Configurações . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12
2.4.1 Monopolar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12
2.4.2 Bipolar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13
2.4.3 HVDC - Multiterminal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14
2.4.4 Back-to-Back . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15
2.5 Composição do sistema HVDC-CSC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15
2.6 Controle do CSC-HVDC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17
2.6.1 Controle de corrente em operação normal . . . . . . . . . . . . 18
viii
2.6.2 Controle de corrente pela inversora . . . . . . . . . . . . . . . 19
2.6.3 Controle de erro de corrente . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20
2.6.4 Diagrama do controle pela inversora . . . . . . . . . . . . . . . 21
2.6.5 Limitador da ordem de corrente dependente de tensão . . . . . 22
2.6.6 Limite mínimo de corrente . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22
2.6.7 Limite mínimo de ângulo de disparo na estação inversora . . . 22
2.6.8 Curva estática geral . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22
2.6.9 Disparo das válvulas de Tiristores . . . . . . . . . . . . . . . . 23
2.7 Falha de comutação . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23
2.7.1 Detecção de falha de comutação . . . . . . . . . . . . . . . . . 24
3 Conversor fonte de tensão (VSC) 28
3.1 Topologias . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29
3.1.1 Conversor de dois níveis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29
3.1.2 Conversor de três níveis . . . . . . . . . . . . . . .. . . . . . 30
3.1.3 Conversor multinível com neutro grampeado . . . . . . . . . . 31
3.1.4 Conversor de três níveis com capacitor flutuante . . . . . . . . 31
3.1.5 Conversor multinível com capacitor flutuante . . . . . . . . . . 31
3.1.6 Conversor multinível modular . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32
3.1.7 Representação unifilar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33
3.2 Lógicas de chaveamento . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33
3.2.1 Sinusoidal PWM (SPWM) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34
3.2.2 Space Vector PWM (SVM) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35
3.2.3 Selective Harmonic Elimination PWM (SHE-PWM) . . . . . . 35
3.2.4 Hysteresis Band PWM (HB-PWM) . . . . . . . . . . . . . . . 36
3.3 Princípio de funcionamento do VSC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36
3.4 Transmissão em corrente contínua baseada em VSC . . . . . . . . . . 37
3.4.1 História e aplicações . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38
3.4.2 Composição do sistema HVDC-VSC . . . . . . . . . . . . . . 39
3.5 Estratégias de controle do VSC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41
3.5.1 Controle direto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41
3.5.2 Controle vetorial . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42
3.5.3 Malha externa de controle . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45
4 Comparação entre CSC e VSC e operação híbrida 47
4.1 Diferenças relacionadas a comutação . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47
4.1.1 Dispositivos semicondutores . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47
4.1.2 Requerimentos de filtragem e perdas por chaveamento . . . . . 47
4.1.3 Dependências relativa ao circuito CA . . . . . . . . . . . . . . 47
4.1.4 Geração e circulação de potência reativa . . . . . . . . . . . . 48
ix
4.1.5 Robustez contra perturbações no sistema CA . . . . . . . . . 48
4.1.6 Sobretensão no sistema CA . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48
4.2 Diferenças relacionadas ao tipo de fonte . . . . . . . . . . . . . . . . . 48
4.2.1 Proteção contra curto-circuito no elo CC . . . . . . . . . . . . 48
4.2.2 Flexibilidade de reversão de fluxo e conexão multiterminal . . 49
4.3 Análise comparativa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49
4.4 Operação híbrida . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49
5 Configuração DC multi-infeed 51
5.1 Parâmetros de avaliação de desempenho . . . . . . . . . . . . . . . . 52
5.1.1 Relação de curto-circuito - SCR . . . . . . . . . . . . . . . . . 52
5.1.2 Relação de curto-circuito Efetiva- ESCR . . . . . . . . . . . . 52
5.1.3 Fator de iteração multi-infeed - MIIF . . . . . . . . . . . . . . 52
5.1.4 Relação de Curto-Circuito Interativa de Multi-Infeed - MISCR 53
5.1.5 Relação de Curto-Circuito Efetiva Interativa de Multi-Infeed
- MIESCR . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53
5.2 Fenômenos de interação . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54
5.2.1 Sobretensão transitória . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54
5.2.2 Falha de comutação e recuperação após curto-circuito . . . . . 54
5.2.3 Performance harmônica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55
5.2.4 Interações de Controle e Instabilidade de Tensão/Potência . . 55
5.3 Configuração multi-infeed híbrida . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55
6 Estudo de caso 57
6.1 Benchmark do CIGRÉ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57
6.2 Caso analisado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58
6.2.1 Implementação do controle em PSCAD . . . . . . . . . . . . . 59
6.3 Formas de reduzir a probabilidade de falha de comutação . . . . . . . 60
6.4 Estudo realizado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63
6.5 Detecção da falha de comutação . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65
6.6 Resultados obtidos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65
7 Conclusões 69
7.1 Considerações finais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69
7.2 Projetos futuros . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 70
Referências Bibliográficas 71
A Ferramentas de análise vetorial 74
A.1 Space Phasor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 74
A.2 Transformada de Clarke . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75
x
A.3 Transformada de Park . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76
B Circuitos de sincronismo 78
B.1 Phase Locked Loop (PLL) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 78
C Teoria das potências instantâneas 80
D Tabelas com os resultados obtidos 81
xi
Lista de Figuras
1.1 Sistema Brasileiro [1] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5
2.1 Ponte de seis pulsos ou ponte de Graetz . . . . . . . . . . . . . . . . . 8
2.2 Configuração 12 pulsos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9
2.3 Configuração 24 pulsos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10
2.4 Intervalo teórico de disparo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11
2.5 Ponte de seis pulsos durante a comutação . . . . . . . . . . . . . . . . 11
2.6 Comutação entre T3 e T5 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12
2.7 Tensões de fase aplicadas a ponte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13
2.8 Tensões retificadas para α = 10◦, α = 90◦ e α = 160◦ . . . . . . . . . 13
2.9 Corrente da fase a . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14
2.10 Intervalo real de comutação . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14
2.11 Configurações monopolares . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15
2.12 Configurações bipolares . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15
2.13 HVDC - Multiterminal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 16
2.14 Back-to-Back . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 16
2.15 Malha de controle da retificadora . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18
2.16 Controle da inversora . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19
2.17 Característica de operação ideal com os controles principais da retifi-
cadora e da inversora . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19
2.18 Controle de corrente pela inversora . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20
2.19 Característica estática ideal do controle de corrente pela inversora . . 20
2.20 Característica estática ideal e real do controle de corrente pela inversora 21
2.21 Diagrama de blocos com o controle da inversora . . . . . . . . . . . . 21
2.22 Diagrama de blocos com o controle da inversora . . . . . . . . . . . . 22
2.23 Característica estática completa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23
2.24 Tensão do lado CA da inversora . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25
2.25 Tensão e corrente CC vistas do terminal inversor . . . . . . . . . . . . 26
2.26 Corrente das válvulas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27
3.1 Chaves . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29
xii
3.2 VSC de 2 níveis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 30
3.3 NPC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31
3.4 Conversor de 3 níveis com capacitor flutuante . . . . . . . . . . . . . 32
3.5 Módulos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32
3.6 Uma perna do MMC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33
3.7 Diagrama do VSC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33
3.8 PWM e tensão de saída . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34
3.9 Hexágono com a tensões de chaveamento . . . . . . . . . . . . . . . . 35
3.10 Diagrama de transmissão em corrente contínua por VSC . . . . . . . 37
3.11 Controle direto . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41
3.12 Diagrama do controle escalar . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42
3.13 Esquemático do VSC do ponto de vista da rede . . . . . . . . . . . . 43
3.14 Diagrama de blocos da malha interna em referência dq . . . . . . . . 44
3.15 Diagrama de blocosda malha interna em referência αβ . . . . . . . . 44
3.16 Malha externa dq . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45
3.17 Malha externa αβ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46
5.1 Sistema multi-infeed . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51
5.2 Sistema Multi-Infeed híbrido . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55
6.1 Benchmark do CIGRÉ em PSCAD . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58
6.2 Sistema multi-infeed híbrido em PSCAD . . . . . . . . . . . . . . . . 58
6.3 VSC implementado em PSCAD . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58
6.4 Diagrama completo do controle em referência síncrona . . . . . . . . 59
6.5 Diagrama completo do controle em referência estática . . . . . . . . . 60
6.6 Malha interna em referência síncrona dq . . . . . . . . . . . . . . . . 61
6.7 Malha interna em referência estática αβ . . . . . . . . . . . . . . . . 62
6.8 Malha externa em referência síncrona dq . . . . . . . . . . . . . . . . 62
6.9 Malha externa em referência estática αβ . . . . . . . . . . . . . . . . 63
6.10 PLL implementado em PSCAD . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63
6.11 Estudo realizado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63
6.12 Script . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 64
A.1 Space Phasor no plano complexo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75
A.2 Representação gráfica da transformada de Clarke . . . . . . . . . . . 76
A.3 Representação gráfica da transformada de Park . . . . . . . . . . . . 77
B.1 Diagrama de blocos do SRF-PLL . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 78
xiii
Lista de Tabelas
3.1 Principais VSC-HVDC’s no mundo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 38
6.1 Valores de SCR e ESCR do Benchmark do CIGRÉ . . . . . . . . . . 57
6.2 Parâmetros do VSC e transformador . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59
6.3 Parâmetros utilizados no fluxograma de estudo . . . . . . . . . . . . . 65
6.4 Variação de probabilidade de falha ao se inserir o VSC separado pela
disposição de falhas apresentadas local e remotamente . . . . . . . . . 66
6.5 Variação de probabilidade de falha ao se inserir o VSC separado pela
disposição de falhas apresentadas local e remotamente . . . . . . . . . 66
6.6 Variação de probabilidade de falha ao se inserir o VSC separado pela
disposição de falhas apresentadas local e remotamente . . . . . . . . . 67
6.7 Variação da probabilidade de falha ao se alterar o modo de controle
do VSC separada pela disposição de falhas apresentadas local e re-
motamente . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 67
6.8 Variação da probabilidade de falha ao se alterar o modo de controle
do VSC separada pela disposição de falhas apresentadas local e re-
motamente . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 68
6.9 Variação da probabilidade de falha ao se alterar o modo de controle
do VSC separada pela disposição de falhas apresentadas local e re-
motamente . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 68
6.10 Casos de curto em que o controle dq se sai melhor separados por
falhas apresentadas concomitantemente nos três modos de operação . 68
6.11 Casos de curto em que o controle αβ se sai melhor separados por
falhas apresentadas concomitantemente nos três modos de operação . 68
D.1 Distribuição de falha de comutação separada por falhas apresentadas
concomitantemente nos três modos de operação . . . . . . . . . . . . 81
D.2 Probabilidade de falhas por modo de controle separada pela disposi-
ção de falhas apresentadas local e remotamente . . . . . . . . . . . . 81
D.3 Distribuição de falha de comutação separada por falhas apresentadas
concomitantemente nos três modos de operação . . . . . . . . . . . . 82
xiv
D.4 Probabilidade de falhas por modo de controle separada pela disposi-
ção de falhas apresentadas local e remotamente . . . . . . . . . . . . 82
D.5 Distribuição de falha de comutação separada por falhas apresentadas
concomitantemente nos três modos de operação . . . . . . . . . . . . 83
D.6 Probabilidade de falhas por modo de controle separada pela disposi-
ção de falhas apresentadas local e remotamente . . . . . . . . . . . . 83
xv
Capítulo 1
Introdução
1.1 Contextualização
A eletrônica de potência é uma das áreas da engenharia elétrica, a qual estuda
a aplicação de conversores baseados em dispositivos semicondutores aos sistemas
elétricos de potência.
Um dos ramos de estudo da eletrônica de potência é o desenvolvimento de aplica-
ções para sistemas de potência, área de estudo a qual este projeto se enquadra, que
podem ser: condicionamento de energia, melhoras da capacidade de transmissão do
sistema em corrente alternada (CA), conversores que possibilitam alternar entre CA
e corrente contínua (CC), entre outras, com intuito de otimizar o uso dos recursos
e aumentar a confiabilidade do sistema.
1.2 Perspectiva histórica
As descobertas a respeito da eletricidade ao final do século XIX e o crescente
interesse das pessoas em um sistema de geração e transmissão de energia, devido a
comodidade e as vantagens advindas de equipamentos elétricos, fomentaram a con-
cepção e o desenvolvimento dos sistemas elétricos de potência. Apesar dos primeiros
sistemas elétricos desenvolvidos terem sido a base de corrente contínua, esta não era
muito eficiente em se tratando de sistemas de grande porte, devido as grandes perdas
por efeito Joule na transmissão, quedas de tensão muito elevadas, além dos altos
custos do gerador de corrente contínua em comparação ao de corrente alternada [2].
A partir da invenção dos transformadores, foi possível reduzir as quedas de tensão
e perdas nas linhas ao operar com diferentes níveis de tensão. Dessa forma, o sistema
em corrente alternada tornou-se mais eficiente e passou a ser amplamente adotado.
No entanto, devido as grandes distâncias que passaram a ser exploradas, surgiram
novos problemas: dificuldades no controle de tensão devido a potência reativa e
1
estabilidade angular.
Essas dificuldades impulsionaram a busca por soluções que viriam em meados
do século XX na forma de corrente contínua. Os esforços para a construção de
um sistema em corrente contínua datam muito antes do primeiro elo construído na
Suécia. Vários artigos foram publicados na década de 1930 por autores de muitos
países, dentre eles: Alemanha, Rússia, Suíça, França e Estados unidos. Os artigos
tratavam de diversos tópicos [3]:
• Desenvolvimento da teoria de conversores estáticos de potência que realizam
conversão CC/CA e CA/CC;
• Aspectos econômicos, relação entre o custo e comprimento das linhas para o
sistema CC e CA;
• Topologia dos conversores;
• Efeito corona, cadeia de isoladores e performance transitória.
Somente em 1954 foi comissionado o primeiro elo de corrente contínua para uso
comercial. Com capacidade de transmitir 20 MW por um monopolo de 100 kV, esse
elo visava suprir energeticamente a ilha de Gotland na Suécia sem o uso de geração
local. Na década de 1960, o uso dessa tecnologia ganhou espaço mundialmente,
inclusive com surgimento de novas aplicações, como o back-to-back implementado
no Japão.
Pela substituição da válvula de mercúrio com o desenvolvimento do tiristor,
a transmissão em corrente contínua tornou-se cada vez mais atrativa em relação
a transmissão em corrente alternada para algumas aplicações: transmitir grandes
blocos de energia por longas distâncias, interconectar sistemas assíncronos ou des-
sincronizados, transmissão submarina e controle de potência entre dois sistemas CA.
Segundo [3], em 2007 já existiam mais de sem elos CC em operação no mundo
e muitos outros em planejamento. Portanto, a crescente penetração da transmissão
em HVDC torna essa tecnologia cada vez mais importante para uma boa operação
do sistema elétrico.
1.3 O cenário atual e a problemática
Em países de grandes dimensões, em que o principal centro consumidor encontra-
se localizado a longas distância dos principais centros de geração, a atratividade da
transmissão emcorrente contínua fará com que, muitos elos CC sejam planejados
para operar com suas estações inversoras em uma região eletricamente próxima,
cenário este conhecido como DC multi-infeed.
2
Devido a sua natureza operativa, os elos HVDC, do tipo fonte de corrente apre-
sentam algumas limitações técnicas que restringem as suas aplicações, principal-
mente se conectado a sistemas considerados fracos, ou seja, que possuem baixa po-
tência de curto-circuito em relação a potência que deseja-se transmitir. Os sistemas
multi-infeed apresentam quatro fenômenos básicos de interação [4], que são:
• Performance Harmônica;
• Performance de falha de comutação e recuperação da rede CA;
• Efeitos de sobretensão transitória;
• Performance de controle, incluindo instabilidade de tensão e potência.
Devido à interação entre dois ou mais elos, pode ser que haja propagação de falhas
de comutação de um elo para outros, comprometendo, portanto, a confiabilidade do
sistema.
Tendo em vista esses acontecimentos é necessário que haja uma análise a respeito
da interação dos elos entre si e com a rede CA, uma vez que que serão conectados
a uma mesma região do sistema elétrico de potência.
1.4 O sistema Brasileiro
O Brasil atualmente possui seis elos de corrente contínua em operação e possui
mais três elos em fase de planejamento para atender ao horizonte de expansão de
2029 [5].
O primeiro elo de corrente contínua a entrar em operação foi o de Itaipu em 1984,
o qual foi projetado para transmitir a energia proveniente da usina de Itaipu. Trata-
se de dois bipolos com capacidade de transmissão total de 6300MW em ±600KV
com extensão aproximada de 810 Km conectando as subestações de Foz do Iguaçu
(Paraná) e Ibiúna (São Paulo). Além de transmitir potência, possui a utilidade de
compatibilizar sistemas com frequências distintas, uma vez que na usina de Itaipu
gera-se a uma frequência nominal de 50 Hz diferente da frequência nominal do Brasil
de 60 Hz [6].
Em 2013 entrou em operação o primeiro bipolo comercial interligado as usinas
do rio madeira, com capacidade nominal de 3150 MW. Após solucionar alguns pro-
blemas no eletrodo de terra, o segundo bipolo entrou em operação em 2018, com a
mesma capacidade nominal, ambos interligam as subestações Coletora Porto Velho
(RO) e Araraquara 2 (SP), com uma extensão aproximada de 2375 km, cujo objetivo
é escoar a energia do complexo Madeira, composto pelas usinas de Jirau e Santo
Antônio. Estas usinas também estão interligadas ao Sistema interligado nacional
3
(SIN) através do sistema Acre/Rondônia por duas conversoras Back-to-Back (2 x
400 MW) [7].
Em 2016 deu-se início a motorização do complexo hidrelétrico de Belo Monte lo-
calizado na região de Volta Grande do rio Xingu, no estado do Pará, com capacidade
total instalada de 11.233 MW [5]. Para o escoamento da potência da usina hidroelé-
trica de Belo Monte foram construídos mais dois bipolos em corrente contínua com
capacidade de 8000 MW conjunta em ±800 KV, ambos partem da subestação Xingu
(Pará), o primeiro deles entrou em operação ao final do ano de 2017 com chegada na
subestação Estreito (divisa entre MG e SP), o segundo bipolo entrou em operação
em agosto de 2019 com chegada na subestação terminal Rio (Rio de Janeiro).
A última etapa do planejamento da expansão dos grandes troncos de interligação
entre os subsistemas das regiões Norte, Nordeste e Sudeste, se dará em 2023, contudo
há de observar uma expressiva participação das fontes renováveis na geração de
energia, sobretudo eólica e solar, ambas com grande concentração na região Nordeste.
Segundo [5] a partir de 2026/2027 será inciado o esgotamento da capacidade de
escoamento das regiões Norte e Nordeste para a região sudeste. O período mais
crítico analisado, foi o período úmido, no qual a geração hidráulica da região Norte,
que é mais acentuada neste período concorre com a geração eólica do Nordeste,
uma vez que as suas conexões com a região sudeste estão em paralelo. As usinas
eólicas possuem alto fator de capacidade, podendo gerar no período úmido, uma
geração superior a 60% da capacidade instalada mesmo em cenários de razoável
probabilidade de ocorrência.
Dada a importância da transmissão do excedente de energia e a flexibilidade
em operar de forma otimizada com as fontes de energia, há de ser considerado o
planejamento do aumento da capacidade de expansão do SIN.
Segundo [5, 8] a expansão do SIN referente a transmissão em corrente contínua
será dado por:
• Um bipolo com capacidade nominal de 4000 MW conectando as novas subes-
tações de Graça Aranha (no estado do Maranhão, próxima da SE Presidente
Dutra) e Silvânia (no estado de Goiás, próxima da SE Samambaia), com ex-
tensão de 1.460 km para os anos de 2026/2027;
• Um tronco em corrente contínua CC, composto por 2 bipolos, para escoar
o excedente da até então inexistente usinas do Complexo do Tapajós ao Su-
deste/Sul.
A figura 1.1 apresenta um diagrama do mapa do Brasil com os bipolos existentes.
4
Figura 1.1: Sistema Brasileiro [1]
1.5 Objetivos
Neste trabalho será analisada a contribuição de um HVDC do tipo Voltage Source
Converter (VSC-HVDC) na estabilidade de tensão de um sistema em configuração
conhecida como DC multi-infeed que, com a presença da topologia VSC, passa a
ser caracterizada por configuração multi-infeed híbrida. Serão testados dois modos
de controle do VSC-HVDC e os resultados no desempenho do CSC-HVDC serão
comparados.
Os resultados deste estudo ajudarão a compreender as características da operação
conjunta destas duas tecnologias e contribuirá na adoção de ações mitigadoras caso
o Brasil venha a adotar a tecnologia VSC-HVDC no futuro.
1.6 Metodologia
Este estudo consistirá de simulações realizas no programa de transitórios ele-
tromagnéticos PSCAD/EMTDC. Serão feitas comparações do desempenho dos elos
5
CSC-HVDC com e sem a presença do VSC-HVDC, avaliando o impacto positivo
da presença do VSC-HVDC na relação de curto-circuito e, consequentemente, nos
parâmetros que regem a operação dos CSC-HVDC diante de perturbações na rede
CA.
1.7 Organização do Trabalho
Este trabalho de conclusão de curso encontra-se estruturado em sete capítulos
para melhor compreensão das etapas que foram relevantes para seu desenvolvimento.
No capítulo 2 serão apresentados o conversor fonte de corrente, suas principais
configurações, filosofia de controle dentre outros aspectos necessários ao seu correto
funcionamento.
O capítulo 3 apresenta o conversor fonte de tensão, também são abordadas suas
principais topologias e os controles.
Uma comparação entre os conversores apresentados nos capítulos 2 e 3 é feita no
capítulo 4, neste capítulo também se apresenta a operação híbrida.
Já o capítulo 5 apresenta a configuração multi-infeed, além dos índices de desem-
penho que regem a operação do conversor fonte de corrente além da configuração
multi-infeed híbrida.
Tendo apresentado os fundamentos teóricos nos capítulos 2, 3, 4 e 5, o capítulo
6 apresenta o estudo de caso, a metodologia de análise e os resultados obtidos.
Finalmente, o capítulo 7 apresenta a conclusão do trabalho, uma análise compa-
rativa dos resultados obtidos e propostas de trabalhos futuros.
6
Capítulo 2
Conversor fonte de corrente (CSC)
O conversor fonte de corrente é comumente referenciado na literatura como LCC-
HVDC (Line Commutated Converter).
2.1 Dispositivos semicondutores
Os dispositivos semicondutores tornaram possível trabalhar de forma eficiente
com as topologias de eletrônica de potência. Tais dispositivos são compostos de
materiais semicondutores, que são processados para remover as impurezas e após
isto são acrescidos de substâncias trivalentes ou pentavalentes, as quais definem as
suas características operacionais. São referenciados também como chaves ou válvula
quando formam um conjunto com mais de uma unidade. Elas são classificadas em
três categorias quanto a sua controlabilidade [9]:
• Não controladas: são os dispositivos que o seu processo de comutação depen-
dem do circuito ao qual este está inserido,um exemplo é diodo;
• Parcialmente controladas: apenas o instante da condução pode ser controlado
nesses dispositivos desde que este esteja apropriadamente polarizado, sendo o
instante do desligamento determinado pelo circuito. O SCR - silicon-controlled
rectifier ou tiristor é um dispositivo que pertence a esta categoria;
• Totalmente controlados: são dispositivos que tanto o instante de início de
condução quanto o instante em que cessam podem ser controlados. Existem
muitas chaves que pertencem a esta categoria, sendo as mais usuais em eletrô-
nica de potência:
– Metal-Oxide-Semiconductor Field-Effect Transistor (MOSFET);
– Insulated-Gate Bipolar Transistor (IGBT);
– Gate-Turn-Off Thyristor (GTO);
7
– Integrated Gate-Commutated Thyristor (IGCT).
Em eletrônica de potência os dispositivos semicondutores são requisitados a ope-
rar continuamente em dois modos: seu modo de condução (On) e seu modo de
circuito aberto (Off ). Dentre as diversas opções de chaves semi-controladas elas
são selecionadas de acordo com as características que melhor se adéquam a uma
dada aplicação, dentre elas pode-se destacar: frequência de chaveamento, perdas
por comutação, tensões e correntes suportadas.
O MOSFET é preferível em aplicações de menor potência envolvida devido as
suas tensões e correntes suportadas ainda serem limitadas. O IGBT é utilizado em
muitas aplicações de eletrônica de potência principalmente em sistemas de potência
devido a suas altas tensões e corrente suportadas. O GTO possui um circuito de
acionamento muito ineficiente, requer uma corrente negativa muito elevada para ser
desligado, sendo preterido para aplicações. O IGCT tem se desenvolvido e chamado
atenção com relação aos seus valores de tensão e corrente suportadas.
2.2 Topologias dos conversores fonte de corrente
2.2.1 Ponte de seis pulsos
O HVDC-CSC é constituído basicamente da ponte de seis pulsos ou ponte de
Graetz, em que cada válvula T1-T6 é constituída por uma série de tiristores de alta
tensão, e são conectados ao sistema em corrente alternada como mostra a figura 2.1a,
sua representação em diagramas unifilares é dada por 2.1b. Esta topologia realiza
a conversão CA/CC(retificação) ou CC/CA(inversão), a depender do controle de
disparo dos tiristores [10].
(a) Topologia (b) Representação unifilar
Figura 2.1: Ponte de seis pulsos ou ponte de Graetz
No lado CA há harmônicos de corrente que seguem a sequência de formação
h = 6n ± 1 e no lado CC a tensão segue a sequência h = 6n, sendo n um número
8
natural [11].
2.2.2 Ponte de 12 pulsos
A ponte de 12 pulsos consiste em conectar duas pontes de seis pulsos em série,
aumentando assim a tensão produzida e consequentemente a potência transmitida.
A figura 2.2 mostra o diagrama unifilar desta topologia [12].
Figura 2.2: Configuração 12 pulsos
A conexão pelo lado CA é feita de modo que, a ponte superior receba tensões em
fase com a rede e a ponte inferior receba tensões com uma diferença de 30◦ em relação
a rede, dessa forma as correntes do primário de 5◦ e 7◦ harmônico encontram-se em
defasagem de 180◦, assim como os harmônicos de n ímpar da sequência h = 6n± 1,
sendo assim, os harmônicos presentes de corrente são h = 12n ± 1, ao passo que a
tensão CC segue a ordem h = 12n, exigindo menos requisitos de filtragem.
2.2.3 Ponte de 24 pulsos
Outra topologia, no entanto, menos usual é a de 24 pulsos. Esta apresenta
uma maior capacidade de transmissão de potência e requisitos de filtragem menores
que a ponte de 12 pulsos, dado que os harmônicos presentes na corrente CA são de
h = 24n±1 e na tensão CC são de h = 24n. A figura 2.3 apresenta esta configuração,
em que se utilizam além das conexões estrela e delta, a conexão zigue-zague [12], o
que torna esta topologia mais cara.
9
Figura 2.3: Configuração 24 pulsos
2.3 Princípio de funcionamento
O conversor de seis pulsos opera com dois tiristores conduzindo, um do grupo
superior T1, T3 e T5 e outro do grupo inferior T2, T4 e T6, exceto na comutação
entre as válvulas, em que três delas irão conduzir, no entanto todos de pernas dife-
rentes [10]. Para que haja a comutação é necessário que haja um pulso de corrente
no terminal gate do tiristor como apresentado em 2.1 além de que a ponte esteja co-
nectada a um sistema CA considerado forte, ou seja, alta potência de curto-circuito
com relação a potência nominal transmitida.
Em uma ponte de seis pulsos o disparo precisa ocorrer no intervalo de tempo
em que a próxima válvula a conduzir esteja diretamente polarizada. A figura 2.4
apresenta o intervalo teórico de disparo da válvula T1.
2.3.1 Comutação
Devido a indutância que interliga a ponte conversora ao sistema CA, a comuta-
ção entre duas válvulas não ocorre instantaneamente, como resultado, três válvulas
conduzem ao mesmo tempo, a figura 2.5 apresenta a comutação da válvula T3 para
T5 enquanto que a figura 2.6 apresenta as correntes sendo trocadas [10, 13].
10
Figura 2.4: Intervalo teórico de disparo
Figura 2.5: Ponte de seis pulsos durante a comutação
2.3.2 Modo de operação
Como mencionado a ponte conversora pode operar tanto como retificador quanto
como inversor a depender dos disparos. As figuras 2.7, 2.8 e 2.9 apresentam respecti-
vamente as tensões de fase aplicadas a uma ponte de seis pulsos, as tensões retificadas
para diferentes ângulos de disparo e a corrente na fase a do lado CA para um deter-
minado α. Todas as formas de onda são ideias, ou seja, sem levar em consideração
o efeito da comutação.
Como pode-se observar da figura 2.8 as tensões para α = 10◦ é majoritariamente
positiva o que caracteriza a operação retificadora (CA/CC) e para α = 160◦ a tensão
é negativa e como não há inversão da corrente, o sentido do fluxo de potência é do
lado CC para o lado CA, caracterizando a operação inversora (CC/CA).
11
Figura 2.6: Comutação entre T3 e T5
2.3.3 Principais ângulos do CSC
A figura 2.10 apresenta um intervalo típico de comutação no lado inversor. São
apresentados três intervalos angulares: α, intervalo angular correspondente ao dis-
paro do tiristor a partir do instante em que este encontra-se diretamente polarizado;
µ, intervalo de comutação entre as válvulas; γ, intervalo em que a válvula que parou
de conduzir encontra-se reversamente polarizada, também referenciado como ângulo
de extinção [14].
Outros ângulos importantes são δ e β, que se relacionam com demais por: δ =
α + µ e β = γ + µ. Por definição α + µ+ γ = π.
2.4 Configurações
2.4.1 Monopolar
A configuração monopolar normalmente consiste em utilizar a ponte de 12 pulsos,
é caracterizada por ter somente um polo, normalmente no potencial negativo [15, 16],
a figura 2.11 mostra dois exemplos desta configuração.
Na figura 2.11a é mostrada a configuração por retorno metálico, na qual é ne-
cessário apenas um condutor e logo, as perdas são reduzidas além de ser possível
expandir o sistema para um bipolo caso haja demanda, no entanto requer permis-
são para operar continuamente, pois a corrente CC no solo afeta os seres vivos ali
presentes.
A figura 2.11b apresenta configuração com retorno metálico e aterrado, esta
configuração requer que apenas um dos condutores esteja completamente isolado,
12
Figura 2.7: Tensões de fase aplicadas a ponte
Figura 2.8: Tensões retificadas para α = 10◦, α = 90◦ e α = 160◦
uma vez que o outro se encontra no potencial terra. Esta configuração permite a
expansão para um bipolo, no entanto, requer mais um condutor, portanto, os custos
de produção são mais elevados.
2.4.2 Bipolar
A configuração bipolar possui dois condutores, um no polo positivo e outro no
polo negativo. No geral utiliza-se duas topologia de 12 pulsos em série pelo lado
CC, na qual o ponto central é aterrado, a figura 2.12 apresenta dois exemplos desta
configuração [15].
A figura 2.12a mostra a configuração bipolar com retorno pelo solo, ambos po-
dem operar como monopolos independentes em caso de um estar fora de serviço.
13
Figura 2.9: Corrente da fase a
Figura 2.10: Intervalo real de comutação
Em operação normal caso as correntesdos polos sejam iguais elas praticamente se
cancelam e não há corrente pelo solo. A desvantagem é necessitar de permissão para
operação contínua caso haja necessidade de operar com corrente no solo. A figura
2.12b mostra o bipolo com retorno metálico que possui custos de produção mais
elevado em relação ao bipolo com retorno pelo solo, no entanto, é mais seguro.
2.4.3 HVDC - Multiterminal
Esta configuração consiste em conectar no mínimo três conversores a um sistema
de transmissão, como mostra a figura 2.13. No entanto, devido ao seu complexo
modo de controle necessário a coordenação, a sua implementação é ainda limitada e
não muito explorada. O HVDC Multiterminal é referenciado como MTDC. Exem-
plos de MTDC são Sardinia-Corsica-Italy, Quebec-New England e o mais recente
comissionado India North-East Agra [17].
14
(a) Retorno pelo solo (b) Retorno metálico
Figura 2.11: Configurações monopolares
(a) Retorno pelo solo (b) Retorno metálico
Figura 2.12: Configurações bipolares
2.4.4 Back-to-Back
A configuração Back-to-Back consiste em conectar duas estações conversores
fisicamente próximas com o objetivo de conectar sistemas assíncronos. Nessa con-
figuração a potência é limitada e normalmente utiliza-se monopolos, a figura 2.14
mostra esta configuração [11].
2.5 Composição do sistema HVDC-CSC
O sistema CSC-HVDC consiste de mais alguns equipamentos além da ponte de
seis pulsos para aumentar o seu desempenho ou protege-lo, alguns dos componentes
do sistemas e suas funções estão listados a seguir [2]:
• Reator de alisamento:
– Filtrar correntes harmônicas;
– Limitar corrente de crista e proteger contra falha de comutação;
15
Figura 2.13: HVDC - Multiterminal
Figura 2.14: Back-to-Back
– Evitar operação descontínua.
• Filtros harmônicos CC e CA:
– Evitar propagação de harmônicos para o sistema;
– Fornecer parte da potência reativa demandada pelos conversores.
• Compensadores de reativo
– Fornecem a potência reativa necessária a operação dos conversores;
– No geral são: bancos de capacitores; compensadores estáticos de reativos
(CER) e compensadores síncronos.
• Eletrodos:
– Em bipolos, a diferença de corrente entre os polos flui pelo eletrodo de
terra;
– Auxiliam em operação de emergência.
• Linha de transmissão CC:
16
– Servem como meio de transmissão da energia;
– Podem ser do tipo aérea ou subterrânea.
• Disjuntores CA:
– Isolam defeitos que ocorrem no lado CA.
2.6 Controle do CSC-HVDC
A vantagem do CSC-HVDC é a sua rápida controlabilidade de potência ativa.
Os objetivos de controle são diversos [16], dentre eles pode-se destacar:
• Manter o fator de potência mais próximo do unitário;
• Proteger as válvulas contra sobrecorrentes;
• Limitar variações bruscas de corrente devido a distúrbios no lado CA;
• Prevenir contra falhas de comutação.
Em condições normais, o controle de potência ativa do HVDC é feito pela reti-
ficadora, a qual controla a corrente no elo, ao passo que a inversora controla o seu
ângulo de extinção, γ, em uma valor mínimo ou a sua tensão CC em um valor fixo,
sendo este mais comum em sistemas modernos por ser mais estável.
Segundo [2], as equações que representam as tensões CC no lado inversor e
retificador são dadas por 2.1 e 2.2 respectivamente.
Vd =
3
√
2
π
VLLrcos(α)− (
3
π
ωLrs +RCC)Id (2.1)
Vi =
3
√
2
π
VLLicos(γ)−
3
π
ωLisId (2.2)
Em que:
• Vd é a tensão CC no lado retificador;
• Vi é a tensão CC no lado inversor;
• VLLr e VLLi são as tensões CA do lado retificador e inversor respectivamente;
• Lrs e Lis são as indutâncias vistas pelos lados CA da retificadora e inversora
respectivamente;
• RCC é a resistência da linha CC.
17
A equação 2.1 encontra-se corrigida para representar a medida de tensão no inver-
sor vista pelo lado retificador, isto é necessário para a construção das características
estáticas, de corrente CC por tensão CC (Id × Vd).
Essas curvas estáticas, bem como todos os controles para os respectivos pontos
de operação, serão explicadas nas seções 2.6.1, 2.6.2, 2.6.3, 2.6.4, 2.6.5, 2.6.6, 2.6.7 e
2.6.8, as quais caracterizam cada ponto de operação [14, 16] bem como será explicado
o controle adotado para este ponto.
2.6.1 Controle de corrente em operação normal
Em operação normal o controle de corrente no elo é feito pela estação retificadora.
Este controle consiste de duas malhas, uma de corrente, mais interna, que gera a
referência de disparo para os tiristores e uma mais externa com dinâmica mais lenta,
de potência ativa a qual gera a referência de corrente para a malha interna.
A referência de ângulo de disparo é também comparado com um valor de referên-
cia para processar a comutação do tape do transformador, necessário para manter
o α em um valor mínimo afim de reduzir a circulação de potência reativa.
A figura 2.15 apresenta o diagrama de blocos da malha de controle, a saída da
malha externa é comparada com a saída do bloco VDCOL (será explicado na sub
cessão 2.6.5) e o que possuir o menor valor será a referência.
Figura 2.15: Malha de controle da retificadora
A figura 2.16 apresenta as malhas de controle adotadas na inversora, responsável
por gerar a referência de (β - ângulo de ignição em avanço). A figura 2.16a apresenta
o controle de tensão constante e a figura 2.16b apresenta o controle de ângulo de
extinção constante (CEA). Em sistemas antigos adotava-se somente o CEA, mas em
sistemas modernos utilizam-se ambos.
Para a estimativa do ângulo de extinção, γmedido, utiliza-se a equação 2.3 segundo
[14]. O controle de tensão constante, em condições normais, produz um ângulo de
ignição em avanço ligeiramente maior que o produzido pelo CEA sendo este o modo
padrão da inversora.
No plano Id × Vd esse ponto de operação corresponde idealmente ao que é mos-
trado na figura 2.17, no qual é mostrado a curva de α mínimo da retificadora, que
18
(a) Controle de tensão constante pela inver-
sora
(b) Controle de ângulo de extinção constante
Figura 2.16: Controle da inversora
corresponde idealmente ao ângulo de 0 ◦, mas na prática está em torno de 5 ◦.
Figura 2.17: Característica de operação ideal com os controles principais da retifi-
cadora e da inversora
2.6.2 Controle de corrente pela inversora
O controle de corrente na inversora é empregado como um recurso reserva, caso
haja um distúrbio no lado CA ou na linha CC, tal que o controle da retificadora
atinja seu α mínimo, e perca a capacidade de controlar a corrente no elo.
Este controle consiste em enviar para a inversora, uma referência de corrente
menor que a enviada para a retificadora, reduzida de cerca de 10 a 15%. Em con-
dições normais este controle encontra-se saturado, com uma referência de β inferior
aos controles de tensão constante e de ângulo de extinção, mas durante um distúr-
bio este envia a maior referência de β, fazendo o sistema operar com uma potência
19
menor. A figura 2.18 apresenta o diagrama de blocos do controle de corrente pela
inversora.
Figura 2.18: Controle de corrente pela inversora
A característica estática ideal está representada na figura 2.19 em que é mostrado
o ponto de operação no qual a retificadora opera com seu ângulo mínimo de disparo
(CIA -Constant Ignition Angle) e a inversora opera com o γ maior que o mínimo
com uma corrente inferior a nominal.
Figura 2.19: Característica estática ideal do controle de corrente pela inversora
2.6.3 Controle de erro de corrente
Para evitar o que é chamado de instabilidade dos três pontos [2], a transição
entre o modo de controle de corrente pela retificadora e pela inversora é feito de
forma suave com o controle de erro de corrente (CEC). A figura 2.20a apresenta
os três pontos de operação caso não fosse acrescentado o CEC, já a figura 2.20b
apresenta a modificação necessária para evitar essa instabilidade.
A figura 2.21 apresenta a modificação no diagrama de blocos necessária a incre-
mentar o CEC, em operação normal o erro de corrente é nulo, logo a operação é a
mesma que controle CEA.
20
(a) Instabilidade dos três pontos
(b) Controle de errode corrente
Figura 2.20: Característica estática ideal e real do controle de corrente pela inversora
2.6.4 Diagrama do controle pela inversora
O diagrama de blocos da inversora consiste na junção de todos os modos expli-
cados em 2.6.2 e 2.6.3 em um bloco de máximo, o que produzir o maior ângulo de
ignição em avanço, β, definirá o modo de controle atual. A figura 2.22 apresenta o
diagrama de blocos do controle da inversora.
Figura 2.21: Diagrama de blocos com o controle da inversora
21
Figura 2.22: Diagrama de blocos com o controle da inversora
2.6.5 Limitador da ordem de corrente dependente de tensão
Em condições de baixa tensão no sistema é indesejável ou até mesmo impossível
operar com corrente nominal [2, 14, 16], por essa razão, caso as tensões do sistema
venham a reduzir limita-se a ordem de corrente. Este limitador é chamado de
(Voltage dependent current order limiter - VDCOL).
2.6.6 Limite mínimo de corrente
A corrente não pode reduzir indefinidamente pela ação do VDCOL, devido ao
fato de que baixos valores poderiam provocar ação descontínua ou altos valores de
variação de corrente o que poderia provocar altas quedas de tensão e danificar o
sistema.
2.6.7 Limite mínimo de ângulo de disparo na estação inver-
sora
A fim de evitar a inversão do fluxo de potência com a mudança da estação
inversora para o modo retificador, a inversora é limitada com um ângulo mínimo de
disparo que é levemente acima de 90 ◦.
2.6.8 Curva estática geral
A característica de operação estática contendo todos os modos de operação su-
pracitados é representada pela figura 2.23.
22
Figura 2.23: Característica estática completa
2.6.9 Disparo das válvulas de Tiristores
Para o correto disparo das válvulas é necessário o conhecimento do argumento
das tensões de linhas aplicadas ao conversor. Isso pode ser facilmente conseguido
com o uso do PLL como explicado no apêndice B. As válvulas são disparadas com
60 ◦ de diferenças, de posse do ângulo α obtido do controle ou do ângulo β é possível
realizar o disparo nas válvulas.
2.7 Falha de comutação
Para que o Tiristor possa ser bloqueado efetivamente e haja uma comutação
efetiva, é necessário que este fique reversamente polarizado por um período de tempo
mínimo, normalmente chamado na literatura de tq, além da tensão reversa aplicada a
válvula ser necessariamente superior a um valor mínimo. Para uma dada frequência
o tempo tq corresponde a um ângulo normalmente chamado de γ mínimo. Ambos
os valores são relativos aos aspectos de fabricação [13, 14]. Se estas condições não
forem satisfeitas o tiristor volta a conduzir, caracterizando uma falha de comutação.
Segundo [10], conhecendo-se a corrente do elo CC, Id e o ângulo de disparo das
válvulas α, é possível determinar o ângulo de comutação µ com a equação dado por
2.3.
cos(α + µ) = cos(α)− 2ωLs√
2VLL
Id (2.3)
Em que:
• ω é a frequência nominal da rede, em rd/s;
23
• Ls é a indutância equivalente vista pelo lado CA;
• VLL é a tensão de linha no lado CA.
Supondo que haja uma queda de tensão no lado CA da inversora, para uma
mesma tensão no lado CA da retificadora, a corrente no elo CC que é dada por 2.4
segundo [14], aumentará.
Id =
Vr − Vi
R
(2.4)
A equação 2.3 nos diz que quanto maior for a corrente no elo CC maior será µ
e consequentemente menor será o γ disponível, se o γ for menor que o γ mínimo
necessário ao bloqueio efetivo da válvula, então ocorrerá uma falha de comutação.
A figura 2.24 apresenta uma queda de tensão no lado inversor devido a um curto
trifásico ocorrido em (t = 2.1) de 150ms de duração, a figura 2.24a mostra as tensões
de fase, enquanto que a figura 2.24b mostra a evolução do valor médio quadrático.
A figura 2.25 mostra a evolução da tensão e corrente CC no elo para a mesma
queda de tensão. Observa-se que há um aumento da corrente no elo o que provocará
a redução de γ.
Conforme mostrado na figura 2.26a, a válvula T3 falhou em entregar a corrente
para a válvula T5, portanto, esta continua conduzindo. Como o pulso em T6 já
estava programado esta válvula irá conduzir junto a T3 conforme visto na figura
2.26b, configurando um curto no lado CC. O curto-circuito do lado CC pode ser
visto na figura 2.25b, e por consequência não há fluxo de potência do lado CC para
o lado CA.
2.7.1 Detecção de falha de comutação
Em [13] é dito que existem várias formas de detectar falha de comutação. A
forma adotada será baseada nas correntes de linha do lado e da corrente CC.
Em operação normal a igualdade,
|Ia|+ |Ib|+ |Ic| = 2Id, (2.5)
é satisfeita com pequenos erros, no entanto, durante uma falha de comutação a
corrente no elo CC se torna consideravelmente maior que a soma dos módulos das
correntes de linha.
24
(a) Tensões de fase
(b) Valor médio quadrático agregado
Figura 2.24: Tensão do lado CA da inversora
25
(a) Evolução da corrente CC
(b) Tensão CC na inversora
Figura 2.25: Tensão e corrente CC vistas do terminal inversor
26
(a) Válvulas do grupo superior
(b) Válvulas do grupo inferior
Figura 2.26: Corrente das válvulas
27
Capítulo 3
Conversor fonte de tensão (VSC)
A chegada das chaves totalmente controladas na década de 1980 tornou possí-
vel uma nova topologia de conversor, o Voltage Source Converter (VSC). Além de
possuir as mesmas capacidades operativas que conversores baseado em tiristores, o
VSC apresenta novos modos de operação [18]:
• Total controle da potência ativa e reativa nos seus terminais;
• Possibilidade de conexão multiterminal;
• Alta performance dinâmica;
• Suprir redes passivas;
• Capacidade de recomposição do sistema (Black Start).
Este conversor é constituído de um lado CC predominantemente capacitivo e
por um lado CA predominantemente indutivo, com um controle adequado pode se
comportar como uma fonte de corrente, diferente do CSC este conversor inverte
o fluxo de potência invertendo a corrente CC o que leva a exigências menores de
isoladores.
Através da modulação por largura de pulso (PWM - Pulse Width Modulation),
é possível operar com frequências de chaveamento acima de 1 kHz, a qual tem sido
muito utilizada na indústria para o acionamento de motores desde a década de
1990. Outros usos deste conversor incluem a interligação de energia renovável a rede
elétrica, interligação de plataformas de petróleo offshore e aplicações que visam dar
flexibilidade a operação de sistemas de potência, tais dispositivos são chamados de
FACTS - Flexible AC transmission system.
28
3.1 Topologias
O elemento fundamental de qualquer topologia de conversor fonte de tensão é
uma chave com capacidade de condução reversa. No entanto algumas das chaves
totalmente controladas apresentadas em 2.1 não possuem tal capacidade, uma forma
de viabilizar isto é conectando um diodo em anti-paralelo como mostra a figura 3.1a.
(a) Real
(b)
Ideal
Figura 3.1: Chaves
A figura 3.1b apresenta a representação em diagramas dessa chave. Neste docu-
mento será utilizado apenas o termo chave para designar a chave com capacidade de
condução reversa e o termo válvula para designar uma combinação série e paralelo
de chaves.
Existem muitas topologias de conversor VSC mas a que mais tem-se utilizado
em sistemas de transmissão HVDC são: VSC de dois níveis, VSC de três níveis com
neutro grampeado e VSC multinível modular.
3.1.1 Conversor de dois níveis
A configuração mais básica que existe consiste em conectar duas válvulas em
série como mostra a figura 3.2a. Esta topologia é o bloco elementar do conversor
polifásico, em particular o trifásico apresentada em 3.2b [9].
As vantagens dessa topologia são:
• Estrutura simples de construção, portanto, requer estratégias simples de con-
trole para garantir operação estável;
• Baixo número de chaves.
Já as desvantagens são:
• Altas perdas por chaveamento;
29
(a) Meia ponte (b) Ponte completa - trifásico
Figura 3.2: VSC de 2 níveis
• Altos requisitos de filtragem, no entanto menor que o CSC;
• Altas variações de tensão (dv
dt
) devido as altas diferenças de tensão em cada
estágio de chaveamento;
• Baixa capacidadeDC fault ridethrough, que é a capacidade de se manter co-
nectado quando da ocorrência de um curto-circuito, o que representa o maior
obstáculo ao desenvolvimento de HVDC multiterminal.
3.1.2 Conversor de três níveis
O VSC de três níneis ou NPC - neutral point clamped surgiu por volta dos anos
2000 como uma alternativa ao VSC de dois níveis [14]. Suas principais vantagens
são:
• Menor frequência de chaveamento por válvula, consequentemente menor perda
por chaveamento;
• Menores estresses de tensão em cada válvula;
• Menor variação de tensão (dv
dt
) o que implica em:
– Uso de transformadores com menor requisito de isolamento;
– Redução do THD - total harmonic distortion da tensão produzida e con-
sequentemente menor requisito de filtragem.
• Possui uma capacidade interna em controlar a magnitude da tensão de saída
sem necessitar alterar o número de válvulas comutando por período.
A principal desvantagem é o número adicional de elementos necessários, o dobro
de válvulas em relação ao VSC de dois níveis além de diodos adicionais necessários
a conexão do centro da fonte CC, o qual é o zero de potencial.
30
A figura 3.3a apresenta uma perna do NPC enquanto que a figura 3.3b apresenta
a sua configuração trifásica.
(a) Uma perna (b) Trifásico
Figura 3.3: NPC
3.1.3 Conversor multinível com neutro grampeado
O conversor de três níveis pode ser expandido para uma configuração multinível,
2n + 1, sendo n pertencente aos naturais, serão necessários 2n capacitores conectados
em série, 4n válvulas e 4n-2 diodos, a saída de tensão possuirá 2n+1 níveis de tensão
[19].
3.1.4 Conversor de três níveis com capacitor flutuante
Uma alternativa ao conversor de três níveis com neutro grampeado é o conversor
com capacitor flutuante, o degrau de tensão adicional é conseguido pela inclusão de
um capacitor em cada fase, como pode ser visto na figura 3.4a, apenas uma perna,
e na figura 3.4b a sua composição trifásica. Este circuito é controlado de modo que
a tensão no capacitor seja 50% da tensão terminal. A principal desvantagem é a
excessiva quantidade de capacitores em relação ao dois níveis ou ao NPC além das
oscilações de tensão significativas nos capacitores [19].
3.1.5 Conversor multinível com capacitor flutuante
Assim como o conversor NPC, o conversor de três níveis com capacitor flutuante
pode ser extendido para mais níveis. Isso é obtido adicionando-se mais capacitores
e subdividindo as válvulas do VSC. A quantidade de capacitores e as oscilações de
tensão são cada vez mais significativos com o aumento dos níveis.
Em princípio qualquer conversor multinível com capacitor flutuante pode ser
utilizado. Entretanto, conforme os níveis vão aumentando o volume de capacitores
31
(a) Uma perna (b) Trifásico
Figura 3.4: Conversor de 3 níveis com capacitor flutuante
crescem absurdamente, levando a altos custos além do aumento da complexidade de
controle e proteção [19].
3.1.6 Conversor multinível modular
O conversor multinível modular utiliza vários módulos para compor a tensão
terminal, em cada módulo é necessário cerca de 1-2KV [14], reduzindo o estresse de
tensão em cada válvula e nos transformadores. Como a tensão de saída possui vários
níveis, o seu conteúdo harmônico será menor, sendo necessário menos ou nenhuma
filtragem. Além do mais, a frequência de chaveamento por válvula é relativamente
menor resultando em pouca perda por chaveamento. A desvantagem é o número de
válvulas requeridas além dos mecanismo de controle.
A figura 3.5 apresenta os módulos disponíveis para esta configuração, enquanto
que a figura 3.6 apresenta uma perna do conversor multinível modular.
(a) Meia ponte (b) Ponte completa
Figura 3.5: Módulos
32
Figura 3.6: Uma perna do MMC
3.1.7 Representação unifilar
O VSC é representado pelo esquema disponível na figura 3.7, em que a "caixa
preta" pode representar qualquer topologia de VSC.
Figura 3.7: Diagrama do VSC
3.2 Lógicas de chaveamento
A lógica de chaveamento assume um papel de extrema importância na qualidade
de operação do VSC, uma vez que o controle de chaveamento adotado define as
perdas por chaveamento além do conteúdo harmônico da onda gerada. Todas as
lógicas de chaveamento abordadas são derivadas do Pulse width modulation (PWM)
[20].
33
3.2.1 Sinusoidal PWM (SPWM)
Essa lógica de chaveamento consiste em comparar um sinal de alta frequência
(portadora) com um sinal de referência (moduladora). No caso do SPWM, a modu-
ladora consiste em uma senoide na frequência fundamental da tensão de saída.
A chave superior estará ligada, nível lógico (1) quando vmoduladora > vportadora e
terá nível lógico (0) quando vmoduladora < vportadora ao passo que a chave inferior terá
lógica trocada [10]. A figura 3.8 apresenta a moduladora e a portadora sobrepostas
e sincronizado a estas a forma de tensão pulsada do terminal do VSC.
Figura 3.8: PWM e tensão de saída
O índice de modulação de amplitude é definido pela equação 3.1:
ma =
vmoduladora
vportadora
, (3.1)
considerando a topologia de dois níveis 3.2b a amplitude da fundamental, quando
estiver na região linear, ou seja, ma < 1, será dada pela equação 3.2:
VAn = VBn = VCn =
ma · Vd
2
, (3.2)
em que:
• Vd é a tensão do elo CC.
O índice de modulação de frequência é definido pela equação:
mf =
fportadora
fmoduladora
, (3.3)
34
em que:
• fportadora é a frequência da onda triangular e também será a frequência de
chaveamento;
• fmoduladora é a frequência da moduladora.
O conteúdo harmônico da tensão sintetizada conterá além da fundamental que
será a mesma que a tensão moduladora, bandas de frequência em torno de mf e
seus múltiplos inteiros.
3.2.2 Space Vector PWM (SVM)
O SVM é a lógica de chaveamento mais utilizada por permitir uma amplitude
de tensão cerca de 15% maior em relação aos demais métodos [12]. Esse método
consiste em mimetizar uma referência Space vector gerada por um controle, a partir
das combinações de chaveamento.
Em uma topologia de dois níveis, são oito combinações de chaveamento possíveis,
cada uma formando um estado de chaveamento, sendo duas delas o vetor nulo e as
outras seis os estados ativos. Os estados ativos formam um hexágono regular no
plano complexo como mostra a figura 3.9.
Figura 3.9: Hexágono com a tensões de chaveamento
3.2.3 Selective Harmonic Elimination PWM (SHE-PWM)
Essa lógica de chaveamento foi desenvolvida para eliminar harmônicos predeter-
minados por meio do cálculo do ângulo de chaveamento [20].
35
3.2.4 Hysteresis Band PWM (HB-PWM)
O HB-PWM é um método não linear de lógica de chaveamento, consiste em
comutar continuamente de modo a manter a referência de corrente numa banda
predeterminada. A principal vantagem é a sua facilidade, principalmente em refe-
rências não constantes ou não senoidais, mas a desvantagem são altas perdas por
chaveamento além de um espectro de frequências da tensão de saída desconhecido
[20].
3.3 Princípio de funcionamento do VSC
O VSC é dito conversor fonte de tensão, uma vez que a tensão em seus terminais
independem das condições do sistema ao qual este está conectado. Pode-se comparar
o VSC a um gerador síncrono sem inércia, ambos possuem a capacidade de controlar
a potência ativa e reativa em seus terminais independentemente.
Segundo [19, 21] as potências ativas e reativas entre duas barras em um sistema
de potência em regime permanente desconsiderando-se as perdas são dadas por:
P =
V1V2sin(δ)
X
, (3.4)
Q =
V1(V1 − V2cosδ)
X
, (3.5)
em que:
• V1 é o valor eficaz da tensão terminal da barra 1;
• V2 é o valor eficaz da tensão terminal da barra 2;
• δ é a defasagem angular entre as tensões V1 e V2;
• X é a reatância entre as barras.
Se a tensão sintetizada pelo VSC, considerando-o como barra 1, estiver defasada
em relação a tensão na barra 2, seja adiantada ou atrasada, ocorrerá um fluxo
de potência ativa seja saindo do VSC ou entrando respectivamente. O lado CC
responderá com uma corrente no sentido de remover energia de seu elo ou aumentar.
De outro lado se a tensão do VSC estiver em fase com a tensão dabarra 2,
no entanto com amplitude diferente, seja maior ou menor, então haverá apenas
circulação de potência reativa e esta ainda poderá ser utilizada para controlar a
tensão na barra 2 como é uso do STATCOM [20].
36
O princípio de uso geral, consiste em sintetizar uma tensão com uma certa defa-
sagem e uma certa diferença de amplitude de modo a controlar os fluxos de potência
ativa e reativa no sistema de transmissão [19].
Segundo [22] o VSC ainda pode ser utilizado para condicionamento de energia.
Neste modo de operação o VSC atua como um filtro ativo, fornecendo tensões e
correntes em fase oposta aos que se deseja cancelar do sistema de potência.
3.4 Transmissão em corrente contínua baseada em
VSC
A transmissão é feita entre duas estações conversoras cada uma conectada a
um sistema CA diferente e interligadas pelo seu elo CC, a figura 3.10 apresenta o
diagrama.
Figura 3.10: Diagrama de transmissão em corrente contínua por VSC
A filosofia de controle da transmissão em corrente contínua baseada em VSC
é feita com a inversora controlando a potência ativa a ser injetada no sistema, ao
passo que o retificador controla a tensão CC no elo [23].
O sistema em corrente alternada padrão tem por muitos anos suprido todas as
necessidades do sistema elétrico de potência. No entanto, com as expansões recor-
rentes e modificações em sua estrutura base, tal como a entrada massiva de energia
renovável, que devido a sua intermitência há uma necessidade de armazenamento
de energia para o preciso controle do balanço de energia, além da dificuldade em se
obter novas linhas de transmissão, devido aos impactos ambientais [5, 18].
A tecnologia HVDC baseado em VSC é uma possível solução a esses desafios,
a sua rápida ação de controle e a sua flexibilidade tronaram esta tecnologia muita
atrativa. Dentre as vantagens para o sistema de transmissão pode-se destacar [18]:
• Controle total e independente da potência ativa e reativa;
• Habilidade de se conectar com sistemas fracos;
• Não há falhas de comutação;
• Capacidade de construção de sistema multi-terminal;
37
• Reforço da rede;
• Suprir cargas de plataformas de petróleo offshore.
Devido as suas características, muitas pesquisas estão sendo desenvolvidas com
intuito de reduzir as suas desvantagens que são altas perdas de chaveamento, e baixa
capacidade de transmissão de potência em relação ao CSC, que são os principais
motivos que impendem sua larga aplicação.
3.4.1 História e aplicações
O VSC era principalmente utilizado para acionamento de motores, sendo a sua
aplicação em sistemas de potência relativamente recente. Só em 1997 foi comissio-
nado o primeiro elo de corrente contínua baseado em VSC, na Suécia em Hellsjön,
para fins de testes [18]. Não obstante, dois anos depois foi comissionado um sistema
para uso comercial em Gotland, também na Suécia.
Segundo [18] esta tecnologia pode atingir 1200 MW com cabos e 2400 MW com
linhas aéreas. Em [2, 14] é dito que a maior aplicação de VSC no mundo é o elo MMC
que liga a França à Espanha por 65 KM, através de dois bipolos são transmitidos
1800 MW em ±320 KV. Segundo [24] esta tecnologia já possui capacidade para
atingir 3 GW de potência transmitida em ±640KV por extensões acima de 2000
Km.
Após o primeiro muitos outros foram comissionados. Até o ano de 2009 já
existiam doze no mundo todo [25]. Com o desenvolvimento das chaves totalmente
controladas, o VSC se tornará cada vez mais atrativo e muitos outros serão comis-
sionados no futuro.
A tabela 3.1 apresenta os principais VSC’s pelo mundo [25, 26].
Tabela 3.1: Principais VSC-HVDC’s no mundo
VSC-HVDC pelo mundo
Nome/País Ano
Potência base Tensão
Comprimento
MW MVAr CA (KV) CC (KV)
Hellsjön,
Suécia
1997 3 ±3 10 ±10
10 KM
Linhas aéreas
Gotland, Suécia 1999 50 (-55 /+50) 80 ±80
2 × 70 KM
Cabos Submarinos
Eagle Pass, EUA 2000 36 ±36 138 ±15.9 Back-to-Back
Tjaereborg,
Dinamarca
2000 7.2 (-3/+4) 10.5 ±9
2 × 4.3 KM
Cabos Submarinos
38
Terrenora,
Austrália
2000 180 (-165/+90) 110/132 ±80
6 × 59 KM
Cabos Subterrâneo
Murray,
Australia
2002 220 (-150/+140) 132/220 ±150
2 × 180 KM
Cabos Submarinos
CrossSound,
EUA
2002 330 ±150 345/138 ±150
2 × 40 KM
Cabos Submarinos
Troll A offshore,
Noruega
2005 84 (-20/24) 132/56 ±60
4 × 70 KM
Cabos Submarinos
Estlink, Estônia -
Finlândia
2006 350 ±125 330/400 ±150
2 × 31 KM
Cabos Subterrâneo
2 × 74 KM
Cabos Submarinos
NORD E.ON 1,
Alemanha
2009 400 380/170 ±150
2 × 75 KM
Cabos Subterrâneo
2 × 128 KM
Cabos Submarinos
Elo Caprivi,
Namíbia
2009 300 330/400 ±350
970 KM
Linhas aéreas
Valhall offshore,
Noruega
2009 78 300/11 ±150
292 KM
Cabos Submarionos
Coaxiais
Zurique, Suíça 2013 500
262 KM
Submarina
3.4.2 Composição do sistema HVDC-VSC
Assim como o sistema HVDC-CSC o sistema HVDC-VSC é composto por mais
alguns equipamentos, alguns deles estão listados a seguir junto a suas funções [14,
19]:
• Disjuntor CA:
– Servem para desconectar o sistema CA em caso de curto-circuito.
• Transformadores:
– Fornece uma reatância de acoplamento entre o VSC e o sistema CA;
– Reduz a corrente de curto-circuito e o tamanho dos filtros;
– Combinam as tensões do sistema CA com a disponível pelo VSC, uma
vez que esta depende da tesão no elo capacitivo;
39
– Fornece isolação galvânica, necessária ao correto aterramento do elo CC;
– Previne a circulação de corrente de sequência zero entre o sistema CA e
o VSC;
– Caso o VSC não seja do tipo MMC é necessário algumas preocupações:
∗ Estresse causado pela corrente;
∗ Características de saturação do campo magnético;
∗ Estresse na cadeia da isoladores.
• Filtros CA:
– Evitam a propagação de harmônicos do conversor para a rede.
• Filtro de interferência de alta frequência:
– Reduzir a níveis aceitáveis a penetração de alta frequência no sistema.
• Branch para conexão do ponto neutro:
– São utilizados como meio de conexão do elo CC para a terra, afim de
estabelecer o referencial do circuito CC em relação ao terra, podem ser:
∗ Resistor, indutor, capacitor, entre outros.
• Capacitor CC:
– Fornecer um caminho de baixa indutância para a corrente de desliga-
mento da válvula. O processo de desligamento resulta em sobretensões
transitórias as quais podem danificar válvula. A presença do capacitor
minimiza o estresse;
– Suavizar as variações de tensão no elo CC.
• Filtro CC:
– São conectados em paralelo ao capacitor CC para reduzir os harmônicos
da linha CC.
• Reator CA:
– São conectados ao lado CA do conversor para aumentar a reatância de
acoplamento com o propósito de:
∗ Reduzir a corrente de curto-circuito;
∗ Reduzir o pico da corrente de falta nas chaves.
• Reator CC:
40
– São conectados após o capacitor CC com as funcionalidades:
∗ Proteger os diodos e os capacitores ao reduzir as corrente de curto
CC;
∗ Filtrar os harmônicos de corrente na linha.
3.5 Estratégias de controle do VSC
O controle do VSC é feito comumente por uma das duas formas [19, 23], controle
direto, também chamado de controle escalar ou controle vetorial de corrente.
3.5.1 Controle direto
O princípio de funcionamento do controle direto é baseado nas equações 3.4 e
3.5. As duas equações mostram que há uma maior relação entre a potência ativa e
o ângulo δ assim como a potência reativa e a diferença de amplitude entre as duas
tensões. Sendo assim, é possível uma malha de controle que produza a amplitude e
o ângulo de referência da tensão a ser sintetizada pelo VSC. A figura 3.11 apresenta
o diagrama de blocos desse controle.
(a) Controle potência ativa (b) Controle potência reativa
Figura 3.11: Controle direto
O controle direto apesar de simples e possuir poucas malhas de controle tem
algumas desvantagens [9, 19, 23]:
• Como este controle é baseado no desacoplamento entre as potências, é necessá-
rio garantir que a reatância seja muito superior à resistência para o seu correto
funcionamento;
• Como não há um controle de corrente, durante uma perturbação no sistema
como um curto-circuito, caso o controle atue rapidamente a corrente pode
atingir valoresmuito elevados.
A figura 3.12 apresenta o diagrama completo do controle escalar aplicado ao
VSC.
41
Figura 3.12: Diagrama do controle escalar
3.5.2 Controle vetorial
O controle vetorial consiste em uma malha interna de controle a qual controla a
corrente. A corrente pode ser transformada para o referencial de Park afim de tornar
as grandezas valores constantes e utilizar um controlador proporcional e integral
(PI) para eliminar o erro de regime permanente. Pode-se ainda transformar as
correntes para o referencial de Clarke, nesse caso como serão grandezas senoidais,
será necessário utilizar um controlador proporcional e ressonante (PR) [27] para
eliminar o erro de regime permanente.
O controle vetorial no referencial de Park tem a desvantagem de necessitar de
um PLL.
A malha interna recebe uma referência de corrente processada pela malha ex-
terna, a qual é mais lenta e pode ser projetada para os mais diversos objetivos de
controle os quais incluem:
• tensão CC;
• potência ativa;
• frequência;
• tensão alternada do PCC;
• potência reativa.
A componente ativa da corrente pode receber referência do controle de tensão
CC, potência ativa ou frequência enquanto que a componente reativa pode receber
42
referência dos controles de potência reativa ou da tensão do PCC. Assim sendo, dois
modos de controle são possíveis.
O VSC pode ser pensado como uma "caixa preta" conectada a um sistema CA
através de uma impedância RL, o qual recebe as três variáveis de controle (ma, mb
e mc) que no caso do SPWM serão as três moduladoras necessárias a sintetizar uma
tensão para cada perna. A figura 3.13 mostra um esquema do VSC conectado a
rede.
Figura 3.13: Esquemático do VSC do ponto de vista da rede
Em espaço de estados a equação que descreve o sistema é dada por:
dia
dt
dib
dt
dic
dt
 =

R
L
0 0
0 R
L
0
0 0 R
L
 ·
 iaib
ic
 + 1
L
 vta − vgavtb − vgb
vtc − vgc
 , (3.6)
em que:
• vtx e vgx é a tensão terminal do VSC e a tensão da rede na fase x.
Controle com transformada de park
Aplicando-se a transformada de Park a equação 3.6 tem-se:[
did
dt
diq
dt
]
= −
[
R
L
ω
ω R
L
]
·
[
id
iq
]
+
1
L
·
[
vtd − vgd
vtq − vgq
]
, (3.7)
no entanto, o sistema obtido é acoplado devido a presença de termos não nulos na
diagonal secundária da matriz de estados. Isso fará com que uma mudança na tensão
em quadratura ou de eixo direto cause transitoriamente uma mudança na corrente
de eixo direto ou corrente de quadratura respectivamente, o que é indesejável. Logo,
adiciona-se um desacoplador ao sistema, fazendo-se:
43
vtd
L
=
vgd
L
+
m̂d
L
+ ωiq,
vtq
L
=
vgq
L
+
m̂q
L
− ωid,
(3.8)
com isso a representação em espaço de estados é:[
did
dt
diq
dt
]
= −
[
R
L
0
0 R
L
]
·
[
id
iq
]
+
1
L
·
[
m̂d
m̂q
]
(3.9)
A partir da função de transferência que pode ser obtida da equação 3.9, fechando-
se a malha e adicionando os controladores, o diagrama de blocos pode ser represen-
tado matricialmente pela figura 3.14.
Figura 3.14: Diagrama de blocos da malha interna em referência dq
Controle com transformada de Clarke
Aplicando-se a transformada de Clarke ao sistema de equações 3.6, tem-se:[
diα
dt
diβ
dt
]
= −
[
R
L
0
0 R
L
]
·
[
iα
iβ
]
+
1
L
·
[
Vtα − Vrα
Vtβ − Vrβ
]
, (3.10)
o sistema já é naturalmente desacoplado, logo não há necessidade de se fazer
um desacoplamento. Obtendo-se a função de transferência, fechando-se a malha e
adicionando-se os controladores tem-se o diagrama de blocos representado matrici-
almente na figura 3.15.
Figura 3.15: Diagrama de blocos da malha interna em referência αβ
44
3.5.3 Malha externa de controle
Como mencionado, a malha interna de corrente precisa receber uma referência,
a qual é processada pela malha externa. Nesse trabalho de conclusão de curso será
necessário o controle de potência ativa e da tensão alternada do PCC, portanto, os
demais modos de controle não serão abordados.
Malha externa de controle em referência de Park
Como explicado no apêndice C, as potências instantâneas no referencial dq são
dadas pela equação 3.11.
P =
3
2
(vdid + vqiq),
Q =
3
2
(−vdiq + vqid),
(3.11)
no entanto, se o PLL utilizado sincronizar com a tensão do eixo em quadratura,
a tensão de eixo direto será nula, então as potências instantâneas serão dadas por:
P =
3
2
vdid,
Q = −3
2
vdiq,
(3.12)
(a) Controle potência ativa (b) Controle potência reativa
Figura 3.16: Malha externa dq
A equação 3.12 nos mostra a relação entre as potência e as correntes, sendo assim,
da equação de potência ativa tem-se a malha externa apresentada em 3.16a enquanto
que para a potência reativa utiliza-se a diferença entre as tensões segundo a equação
3.5, assim sendo, o diagrama de blocos da malha externa para a componente reativa
pode ser dado como mostra a figura 3.16b.
Malha externa de controle em referência de Clarke
A partir das equações de potência instantânea em referência αβ mostradas no
apêndice C, conhecendo-se a tensão no PCC e as potências de referência é possível
calcular as correntes que a geram como mostra a equação 3.13.
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[
irefα
irefβ
]
=
2
3
· 1
V 2rα + V
2
rβ
[
Vrα Vrβ
Vrβ −Vrα
]
·
[
Pref
Qref
]
, (3.13)
Assim sendo, a potência ativa pode ser ajustada diretamente, ao passo que a
potência reativa pode ser calculada de forma similar a mostrada em 3.16b. A figura
3.17 mostra a malha externa em referência αβ.
Figura 3.17: Malha externa αβ
46
Capítulo 4
Comparação entre CSC e VSC e
operação híbrida
Neste capítulo serão abordadas as principais diferenças entre as tecnologias de
transmissão em corrente contínua bem como será apresentada a operação híbrida de
conversores [14, 19].
4.1 Diferenças relacionadas a comutação
4.1.1 Dispositivos semicondutores
A primeira grande diferença está nos dispositivos semicondutores utilizados em
cada conversor. Enquanto que o CSC utiliza tiristores o VSC utiliza as chaves to-
talmente controladas que podem ser: MOSFET, IGBT, GTO e IGCT apresentadas
em 2.1. Os tiristores possuem grande capacidade de tensão e corrente comparados
as chaves totalmente controladas, além de serem mais baratos e terem uma menor
queda de tensão em estado ativo.
4.1.2 Requerimentos de filtragem e perdas por chaveamento
Cada válvula tiristor comuta somente uma vez a cada ciclo, enquanto que as
chaves totalmente controladas do VSC podem comutar mais de uma vez por ciclo.
Portanto, no CSC há menos perdas por chaveamento enquanto que no VSC os
harmônicos de tensão e corrente são de ordem mais elevada, sendo necessário filtros
menores ou mesmo nenhum filtro.
4.1.3 Dependências relativa ao circuito CA
O CSC necessita de um sistema CA com potência de curto-circuito cerca de duas
vezes e meia maior que a sua potência transmitida, para que possam operar com
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baixa probabilidade de falha de comutação, já o VSC pode operar mesmo em redes
passivas.
4.1.4 Geração e circulação de potência reativa
O CSC pode apenas demandar potência reativa, devido a sua natureza, com-
posta por tiristores, a componente fundamental da corrente terminal estará sempre
atrasada da tensão. Mesmo que idealmente o terminal retificador possa operar com
α = 0◦ e a inversora com α = 180◦, isso não ocorre, pois na retificadora há chance de
se errar o disparo e no terminal inversor há necessidade de se respeitar o ângulo de
extinção mínimo. Em operação normal a circulação de potência reativa é de cerca
de 50 a 60% da potência ativa transmitida.
Já o VSC pode operar tanto consumindo quanto produzindo reativo, além de
poder controlar a potência reativa em seus terminais independentemente da potência
ativa.
4.1.5 Robustez contra perturbações no sistema CA
Casa haja um curto-circuito no lado CA da inversora de um CSC que leve a
tensão terminal até cerca de 95 ou 85% de seu valor anterior, pode ser que haja
uma falha de comutação levando a potência transmitida a zero. Enquanto que o
VSC poderia continuar operando normalmente caso o seu controle possua proteção
contra sobrecorrentes.
4.1.6 Sobretensão no sistema