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DINÂMICA DAS MÁQUINAS EIÉIRICAS-II CURSO DE ENGENHARIA EM SISTEMAS ELÉTRICOS DE POTÊNCIA - SÉRIE PTI - RELAÇÃO DE VOLUMES E TRADUTORES 1 - Analise de Circuitos de Sistemas de Potência - Arlindo R. Mayer 2 - Teoria das Linhas de Transmissão I - J.Wagner Kaehler 3 - Teoria das Linhas de Transmissão II - Felix A. Farret 4 - Dinâmica das Maquinas Elétricas I - Somchai Ansuj, Arlindo R.Mayer 5 - Dinâmica das Maquinas Elétricas II - Elvio Rabenschlag 6 - Dinâmica e Controle da Geração - Almoraci S. Algarve, João M, Soares 7 - Proteção de Sistemas Elétricos de Potência - Fritz Stemmer 8 - Coordenação de Isolamento - J. Wagner Kaehler 9 - Operação Econômica e Planejamento - Paulo R. Wilson 10 - Métodos Probabilísticos para Projeto e Planejamento de Sistemas Elétricos - M.Ivone Brenner Coordenação Geral: Arlindo R, Mayer CENTRAIS ELÉTRICAS BRASILEIRAS S.A. UNIVERSIDADE FEDERAL DE SANTA MARIA DINÂMICA DAS MÁQUINAS EIÉIRICAS-II F. P. DE MELLO Tradução: Elvio Rabenschlag B--------1» H ira i ■ ■ lill — li | E L E T R O B R Á S Nucíeo do Documentação Tfcwtca - DOTE R D T - _ ............ D A T A . Í.X/...3.3 Prof. Adj. no Depto de Eng. Elétrica da UFSM i* w ii— winp~«nwil'Wíi— ■ iiimi ii i1 ii i ii Tinr-nri-~nrtpr~rr iri —ur "i ‘ "i '"iTT-r^nr^-f E X E M P L A R D O D O T E I CURSO DE ENGENHARIA EM SISTEMAS ELÉTRICOS DE POTÊNCIA SÉRIE P. T. I. SANTA MARIA ■ RS ■ 1979 Título do original: Electrical Machine Dynamics II Direitos para o Brasil reservados â Centrais Elétricas Brasileiras S.A. - ELETROBRÂS Av. Presidente Vargas, 624 - 109 andar Rio de Janeiro - RJ 1979 F I C H A C A T A L O G R Â F I C A. --- - ---- - ■ - — -%--------- M527d Mello, F.P. de Dinâmica das máquinas elétricas II |por| F.P. de Mello. Trad. |de| Elvio Rabenschlag. Santa Maria, Universidade Federal de Santa Maria, 1979. 109p ilust. 23cm (Curso de Engenharia em Sistemas Elétricos de Potência - Série PTI, 5) Título original: "Electrical Machine Dynamics II" I. Rabenschlag, Elvio, 1940 - (trad.) II. Título CDD 621.313 3 CDU 621.313 3 Obra publicada Com a colaboração do Fundo de Desenvolvimento Tecnológico da CENTRAIS ELÉTRICAS BRASILEIRAS S.A — ELETROBRÁS em Convênio com a UNIVERSIDADE FEDERAL DE SANTA MARIA — UFSM APRESENTAÇÃO Há cerca de 10 anos vem a ELETROBRÂS patrocinan do a realização de Cursos na área de Sistemas Elétricos de Potência, visando o aperfeiçoamento de engenheiros eletricistas das Empresas do Setor de Energia Elétrica. Assim, cerca de 200 profissionais, nesse período, recebe ram formação a nível de Mestrado, tanto no exterior como no Brasil, em obediência a currículos estabelecidos pela ELETROBRÂS, tendo em vista as necessidades detectadas por seu pessoal especializado. Como resultado da experiência de realização des ses e de outros Cursos, por vezes contando com a partici pação de professores estrangeiros especialmente contrata dos para reforçar as equipes docentes nacionais, vêm sen do publicados livros especializados em regime de co- edição com Universidades, e â conta de Recursos do Fundo de Desenvolvimento Tecnológico da ELETROBRÂS. Ê constante a preocupação desta Empresa em apoiar as Instituições de Ensino Superior, razão pela qual, entre outras ações, têm sido sistematicamente oferecidas vagas a docentes universitários, sempre que grupos de en genheiros são enviados ao exterior para freqüência a cur sos especiais ainda não oferecidos regularmente no Brasil. Isso tem propiciado mais rápida resposta das Universidades no atèndimento de necessidades especiais no Setor de Ener gia Elétrica, inclusive pela imediata implantação de tais cursos no País, a mais baixo custo e possibilitando am pliar a faixa de atendimento de profissionais das Empre sas . Em uma dessas ações, a ELETROBRÂS contratou com o Power Technologies, Inc. - P.T.I., de Schenectady -USA, a ministração de um curso especial em Sistemas Elétricos, e constante dos tópicos que se seguem: 1 - Análise de Sistemas Elétricos de Potência 2 - Teoria das Linhas de Transmissão 3 - Releamento - Características e Princípios Fundamentais de Operação dos Relês 4 - Coordenação de Isolamento 5 - Operação Econômica e Planejamento 6 - Dinâmica e Controle da Geração •7 - Dinâmica das Máquinas Elétricas 8 - Métodos Probabilísticos para Projeto e Planejamento de Sistemas Elétricos 9 - Economia das Empresas de Energia Elétrica Esses tópicos, na forma como foram inicialmente ministrados pela equipe do P.T.I., e posteriormente re produzidos por outros docentes brasileiros em diversas oportunidades, constituem, a nosso ver, uma fonte de in formações capaz de proporcionar uma formação equilibrada de profissionais de alto nível que se destinam às Empresas de Energia Elétrica e que delas precisem ter inicialmente boa visão técnica de conjunto. Posteriormente tais profis sionais poderão aprofundar seus estudos em tópicos especí ficos, conforme necessário às suas áreas de atuação. Foi, pois, com esta intenção que a ELETROBRAS de cidiu adquirir ao P.T.I. os direitos de reprodução do Cur so, e contratou com a Universidade Federal de Santa Maria a tradução e edição do mesmo, visando sua distribuição às Empresas do Setor de Energia Elétrica e demais Institui ções de Ensino Superior que ministram cursos na área de Engenharia Elétrica. Estamos certos de que a divulgação desse material, agora em língua portuguesa,atingirá apre ciável número de profissionais e estudantes universitários proporcionando-lhes um nível de aperfeiçoamento mínimo ho je desejável naquelas Empresas, e ao mesmo tempo consti tuindo-se em obra de referência para docentes especiali zados. Arnaldo Rodrigues Barbalho Presidente da ELETROBRÂS PREFÁCIO Raros são os livros publicados em português so bre Sistemas Elétricos de Potência. Isso fez com que os professores do Departamento de Engenharia e professores que atuam no Curso de Pós-Graduação em Engenharia Elétrica,da Universidade Federal de Santa Maria, aceitassem o desafio de realizar a estafante, porém, atraente tarefa de tradu ção, revisão e acompanhamento na impressão do Curso orga nizado por Power Technologies, Inc. - PTI, e cujos direi tos de reprodução foram adquiridos pela ELETROBRÂS. Foi muito valiosa, para a realização desta ta refa, a união e o espírito de equipe de um conjunto de professores que, além de suas atividades docentes, admi nistrativas e de pesquisa, passaram a dedicar-se a mais essa importante tarefa. Ê nosso dever deixarmos assinalados os nossos a- gradecimentos a todos os que contribuiram para a elabora ção dessa obra. Destacamos a ajuda prestada pelo Diretor do Centro de Tecnologia, Prof. Gilberto Aquino Benetti, pelo Diretor da Imprensa Universitária, Prof. José Antonio Ma chado, pelo Chefe do Departamento de Engenharia Elétrica, Prof. Wilson Antônio Barin, pelo Coordenador do convênio UFSM/ ELETROBRÂS, Prof. Arlindo Rodrigues Mayer, como também pelos Professores Waldemar Correia Fuentes, Nilton Fabbrine Nor- berto V. Oliveira. Pela Companhia Estadual de Energia Elétrica -CEEE - tiveram participação destacada, nesta realização, o Eng9 Paulo Roberto Wilson, Coordenador do Convênio CEEE/UFSM , e os Engenheiros José Wagner Kaheler e Fritz Stemmer, to dos eles Professores visitantes do CPGEE da UFSM. Nossos agradecimentos ã Professora Celina Fleiq Mayer e ã Jornalista Veronice Lovato Rossato, pelos seus vários serviços de revisão. E ã Professora June Magda Scham- berg pelo seu auxílio na organização das fichas catalogrã- ficas dos vários volumes. Nossos agradecimentos, também, ao datilõgrafo U- byrajara Tajes e ao desenhista Delcio Bolzan. Aos Professores Ademir Carnevalli Guimarães e Hélio Mokarzel, da Escola Federal de Engenharia de Itaju- bã, agradecemos a gentileza de nos terem enviado a tradu ção parcial de alguns dos volumes, os quais serviram como valiosas referências em nosso trabalho. Finalmente, ê nosso dever deixar registrado nossos agradecimentos ã Centrais ElétricasBrasileiras S.A. - ELETROBRÂS, por seu apoio e confiança em nós depo sitados. Derbday Galvao Reitor SUMÁRIO PROGRAMA DE ESTUDO................................ 1 Capítulo 1 - INTRODUÇÃO........ 3 Capítulo 2 - CONCEITO DE ESTABILIDADE - MÁQUINAS IDEALIZADAS.......................... 5 - Fenômeno de estabilidade................... 5 - Relação potência-ângulo.................... 8 - Potência de saída........................... 12 - Estabilidade em regime permanente......... 14 - Diagrama do círculo de Clarke............. 17 - Estabilidade transitória................... 20 - Critério de igualdade das áreas........... 21 - Sistemas de duas máquinas.................. 25 Capítulo 3 - ANALISE DE ESTABILIDADE MULTI- MAQUINA.............................. 32 Capítulo 4 - EFEITOS DAS MÁQUINAS SlNCRONAS..... 41 - Relações potência-ângulo................... 41 - Curvas de capacidade da estabilidade...... 55 - Efeitos da saturação - Estabilidade em regime permanente......................... 61 - Estabilidade dinâmica...................... 74 - Efeitos da máquina de indução............. 86 - Auto-excitação.................... *95 BIBLIOGRAFIA....................................... 109 PROGRAMA DE ESTUDO Sessão Tópicos '*= Estudo recomendado I Conceitos de Estabilidade Máquinas Idealizadas Relações Potência-Ãngulo Potência de Saída Estabilidade em Regime Perma nente. Diagrama do Círculo "de Clarke. Introduction to Problems of System Stability, E.W. Kimbark, Ref.3, pag.5-10. Dinâmica das Máquinas E- lêtricas II, pag. 3-31. II Maquinas Idealizadas Estabilidade Transitória Caso de Duas Maquinas Critério de Igualdade de Ãreas. Análise de Estabilidade Multimãquina. Cálculos Passo a Passo Seqüencia Negativa da Potência de Frenagem Dinâmica das Máquinas E- lêtricas II, pag.32-40. Westinghouse T § D Book, Cap. 13, pag. 433-443. Transient Stability So- lution Techniques, G.W. Stagg, Ref.3, pag.47-52. Apêndice D, Ref. 7 Ref. 8, pag.145-148 Ref. 8, pag.148-156 III Efeitos das Maquinas Elétricas Relações Potência-Ãngulo Regimes Subtransitorio, Transitório e Permanente Curvas de Capacidade de Estabilidade: Efeitos da Saturação Estabilidade Dinâmica Dinâmica das Máquinas E- lêtricas II, pag. 41-74. Ref. 4 Apêndice E , Ref. 7 IV Estabilidade Dinâmica Efeitos da Excitação Efeitos das Máquinas dè Indução Dinâmica das Maquinas E- lêtricas II, pag. 74-95. V Auto-Excitação Simuladores de Sistemas Elétricos de Potência Dinâmica das Máquinas E- lêtricas II, pag.95-108. "The Synchronous Machine", C .C . Young, Ref. 3, pag. 11-24. CAPÍTULO I IN T R O D U Ç Ã O O sucesso da operação de um sistema de potência CA depende da habilidade de várias máquinas síncronas man terem o sincronismo em condições transitórias que podem ser criadas por possíveis distúrbios. O estudo do comportamento transitório das máquinas síncronas envolve tanto o fenôme no elétrico, que relaciona fluxos e correntes, como o fenô meno mecânico, que descreve as variações da velocidade do eixo e do ângulo do rotor, como função do desequilíbrio en tre potências elétrica e mecânica. O comportamento transitório das máquinas síncro nas tem sido caracterizado pelos utilíssimos conceitos de "estabilidade em regime permanente" e "estabilidade dinâmi ca" . Muito tem sido escrito sobre esses assuntos em livros textos e publicações técnicas,"papers", e a intenção, aqui, não ê substituir esta riqueza de material de referência,mas apresentar alguns conceitos fundamentais em forma tutorial conveniente. ’ Visto que o assunto inteiro da estabilidade da o- peração síncrona pode ser descrito por um detalhado conjun to de equações dinâmicas, uma diferenciação muito útil tem sido desenvolvida pela classificação de certos fenômenos bá sicos em formas que permitem suposições simplificadas par ticulares. Vamos explorar o assunto e a maior parte dos con ceitos de estabilidade de sistemas de potência, consideran do primeiro o caso de máquinas ideais representadas por fon tes atrás de reatâncias equivalentes; estas fontes têm os ângulos de fase correspondentes â posição do eixo do rotor do gerador. Os efeitos adicionais, devido ao fato de que a má quina síncrona comporta-se diferentemente da fonte ideal a- trãs de uma reatância constante, serão consideradas separada mente, seguindo uma exposição de conceitos de estabilidade básica em sua forma mais simples. CAPITULO CONCEITO DE ESTABILIDADE — MÁQUINAS IDEALIZADAS f e n Om e n o de e s t a b i l i d a d e O mecanismo pelo qual as máquinas síncronas se man têm em sincronismo, ou permanecem "em compasso" com uma ou tra, ê feito através de forças restauradoras, tal que,a ca da instante, uma dada unidade tende a acelerar ou desacele rar com respeito a outras unidades ligadas à mesma rede. A velocidade constante no eixo ê mantida quando e- xiste equilíbrio entre o conjugado mecânico e o conjugado e- létrico. Qualquer desequilíbrio entre esses dois conjugados produz aceleração ou desaceleração do rotor da máquina, se guindo as leis de rotação de um corpo. As derivações da equação do movimento e as cons tantes de inércia M e H foram desenvolvidas no volume sobre Dinâmica e Controle da Geração. Para uma rápida referência, elas são resumidas aqui por: P{ «=> - i r j tTm - TJ dt ' 1 > onde pô(t) ê igual ao desvio da freqüência normal, em por unidade. Tm = conjugado inicial, em p.u. Te = conjugado elétrico, em p.u. M = 2H H = constante de inércia,em segundos H = 0>231 x wR^ x (r.p.m.)^ x 10 ^ ( 2 ) kVA base t = tempo em segundos No livro sobre Dinâmica e Controle da Geração foi mostrado que (1) pode ser expresso, com pequeno erro, por: p« «=> - ir [Pm - P 1 dt L m eJ ( 3 ) onde Pm e são, respectivamente, as potências mecânica e elétrica em p.u. A Figura 1 mostra um diagrama de bloco, que des creve a equação do momento (também chamada equação de osci lação) na forma incrementai, aplicado a uma máquina simples. Fig. 1 A potência de aceleração (P^ = APM - APE ) se trans forma por integração na variação de uma velocidade (pô) que por sua vez é integrada na variação de um ângulo. (Aô). A va riação na potência elétrica (APE ) é vista como consistindo de dois componentes, um que é função da velocidade e o outro que ê função de um ângulo. Na forma^ linearizada, estas fun ções podem ser representadas por constantes. D = 3PE/3pô é chamado de coeficiente de amortecimento. T = 3PE/3ô é chamado de coeficiente de potência de sincronização. A estabilidade deste sistema pode ser analisada por álgebra padrão de diagrama de bloco, a fim de se obter as raízes da equação característica. s 377.T M ( 4 ) Aprendemos anteriormente que um sistema com laço fechado ê estável quando as raízes da equação característi ca não possuem parte real. A aplicação desse critério em (4) requer que D >. 0 E>2 e T — Tx377M Para a estabilidade. Este resultado correspon de bem à ressonância física, uma vez que valores negativos de D e T constituiríam um laço de realimentação positiva,o que, obviamente, conduziría â instabilidade. Como apresentado aqui, na forma mais fundamental, devemos concluir que existe um único "tipo de análise de es tabilidade (ou instabilidade). Veremos, entretanto, que as equações linearizadas não são adequadas, e que critérios mais rigorosos são necessários. A fim de se tornar mais ameno o entendimento de nossa análise, vamos pensar, conceituaimente, em termos de três tipos de estabilidade. 1) Estabilidade em Regime Permanente que pode ser in vestigada por meio de variações graduais nas condi ções do sistema. Estas variações são suficientemente lentas, de maneira que podemos considerar o siste ma em regime permanente. A estabilidade em regime permanente ê uma função do sistema e não depende da magnitude do distúrbio que, por definição, ê infi nitamente pequeno. Ela é basicamente relacionada com a existência ou não de conjugados de sincronização do regime permanente. 2) EstabilidadeTransitória que, tal como o nome indi ca, ê baseada no estudo de transitórios, ou distúr bios. Embora possamos esperar variações da veloci dade durante tais alterações, verificaremos que o fenômeno predominante ê fundamentalmente uma função da característica potência-ângulo e da gravidade do distúrbio. 3) Estabilidade Dinâmica que é baseada nas proprieda des dinâmicas linearizadas do sistema, as quais po dem ser descritas pelas raízes da equação caracte rística do sistema inteiro, incluindo controles. No estudo da estabilidade dinâmica veremos que o com portamento transitório dos fluxos da máquina podem ter alta importância. Como no caso de estabilidade de regime permanente, a estabilidade dinâmica não é função do distúrbio. RELAÇÃO POTfiNCIA-ÃNGULO Consideramos o sistema da Figura 2 mostrando duas fontes síncronas ligadas por uma impedância Z. Fig. 2 O diagrama vetorial das correntes e tensões é mos trado na Figura 3. P1 z EjZ«i Fig.. 3 Em notação vetorial: I = Er E2 ( 5 Também a expressão para a potência ê: EI* j Logo: P = Re P-, = Re = Re E ^ * = Re - Re Ei V - Ei V Ei V ( 6 ) E1 E1E2— i— sen a + — i— ,— sen (ô, - 6» Z Z 1 2 - a ) ( 7 ) ”1 Ronde: Z = R + jX = | Z | / 90-ot = | Z | (sen a + jcos a), a = tg (-rr-) Similarmente: 2 EÍ sen a EiEo P2 = ---- [Zl---- + — [ Z ] ~ Sen (ô2 ' 61 " a) ( 8 ) onde a direção do fluxo da potência ê, por convenção, sele cionada como sendo a de saída da fonte. As equações (7) e (8) são as expressões familia res de potência-ângulo que relacionam a potência, que flui entre duas fontes síncronas de tensão, como função do ângu lo de fase entre elas. A Figura 4 traça P^ e P^ para o caso = E^. * Significa conjugado Fig. 4 Notemos a forma senoidal da função potência-ângulo. No temos também que (P^ - P2) representa perdas e que, para o caso de uma reatância pura, Z = jx, o caso sem perdas, a ex pressão da potência-ângulo ê uma onda senoidal. E E P = — sen (ôx - ô2) ( 9 ) como mostra a Figura 5. Fig. 5 O ângulo das fontes de tensão E^ e pode ser re lacionado ao ângulo do eixo do rotor da máquina. Estes ro tores produzem FMM e ondas de fluxo,cuja rotação, com res peito ao estator, gera tensão CA. Ê evidente, a partir do diagrama vetorial da Fi gura 3 e das expressões (7) e (8), que a transferência de potência através de impedâncias envolve uma variação no ân gulo entre as tensões através da impedância. versas fontes, como na Figura 6, as expressões de potência- ângulo são: Fig. 6 No caso geral de uma rede de impedâncias entre di- sen + E1E3sen (̂S12-a12^+ ----- sen(<$13-a13) P.2 (10) P3 onae: Z ^ = impedância de entrada = Z ^ / ^ ® -an Z ^ = impedância de transferência = Z ^ / ^ ® ~ a ± 2 Z^3 = Impedância de transferência = Z^3 y/90-a^3 É interessante notar que, para o caso de séries pur- ras de resistência e reatância indutiva entre duas fontes, Z1X = Z^2 = Z22' e ° an<?ul° ai2 a positivo tal que o pico da curva potência-ângulo ocorre num ângulo, entre as fontes (6 ̂ - ô2) de (90+a^2), como ê mostrado na Figura 4. No caso de haver impedâncias em paralelo, como na Figura 7, Z ^ ^ Z^2 e ' Para redes com resistênciase reatân- cias indutivas, a^2 © negativo, P1 -P„ Fig. 7 tal que o pico da curva potêncià-ângulo ocorre em (ô^ - ô2), abaixo de 90ò , como ê mostrado na Figura 8. POTÊNCIA DE SAÍDA Consideremos o sist^pia com uma única maquina sín- crona conectada a uma barra infinita por uma linha de trans- missão, como ê mostrado na Figura 9. ;E2/0° Notemos que a máquina, aqui, ê representada por uma fonte de tensão constante atrás de uma re:atância equi valente. Sem elaboração e desconsiderando a saliência, di remos que o estudo do diagrama vetorial de regime permanen te da Figura 9, visto em Dinâmica das Máquinas Elétricas I, mostra que a reatância é a reatância síncrona X = X, = X ^ eq d q e que a tensão E^ ê proporcional à tensão devida à corrente de campo (X ^I^) • A aplicação de (7) nos permite derivar a relação potência-ângulo. E1 E1E2PjL = -jYj- sen a + -y^j- sen ^ - a) (11) onde: Z = r + j(X+Xeg) = |Z| / 9 0 - a a = tg_1 (r/(X+Xeq)) |z| = (r2 + (X + Xeq)2)T O coeficiente da potência de sincronização para a máquina é a inclinação da curva potência-ângulo, ou: T 9P1 V 2T ’ * z c°s <S1 - “ > a qual ê não-negativa sempre que -90 + a < ô ^ < . 9 0 + a A potência mãxima que pode ser estavelmente trans ferida ocorre, conseqüentemente, quando ô = 90 + a. Esta po tência ê chamada "potência máxima de sincronismo com corrente de campo cónstante". Sua magnitude ê dada por (13): E1 EiE2 PMAX | Z | Sen 01 + [z] (13) ESTABILIDADE EM REGIME PERMANENTE Embora o conceito de potência de salda seja um conceito essencial, o caso de maquinas síncronas com corren te de campo constante não ê, usualmente, encontrado na pra tica. Os geradores mais modernos são equipados com regula dores automáticos de tensão que ajustam a corrente de campo a fim de manter constante a tensão terminal (e^). Seria mais útil, pois,desenvolver o equivalente da potência mãxima de sincronismo para o caso de e^ constante do que para E ^ constante. Este limite ê referido como "potência limite para o regime per manente" . O diagrama vetorial para o sistema da Figura 9 po de ser desenhado como na Figura 10, usando a corrente como referência. Se começamos sem carga, com fator de potência u- nitãrio, então I = 0 e E^ = e^. Ã medida que aumentamos a carga, são necessários valores cada vez mais altos de E^ pa ra manter et constante. Podemos, então, dizer que a excita ção em regime permanente ê uma fiihção da potência em regime permanente, = E^(P). Para cada valor de E^(P), podemos de finir uma potência máxima de sincrcnismo com corrente de campo constan te, como uma função da- potência em regime permanente e es crita como em (14). ■ W (p> (E. (P))2 sen a + E.(P)E2 [r2 + (X + Xeq)2] 1/2 (14) onde: sen a = --- -------------- - -7 ■— [r2 + (X + Xeg)2]1/2 Obviamente, a definição para limite de potência em regime per manente ê quando: W p) ' (15) Exemplo: Esse conceito pode ser mais., facilmente visualiza do através de um exemplo. Usando o sistema das Figuras 9 e 10 e dando os seguintes dados em por unidade: r = 0 X 1,0 X 1,5eq E2 = H O et = 1,0 Por meio de análise trigonométrica do diagrama ve- torial (não apresentado aqui) , podemõs obter os seguintes da- relacionados com P E^ e P: E ^ P } 0,00 1,00,25 1,110,50 1,420,75 1,881,0 2,92 Para o valor de P = 0,25, calculamos: ô12 = sen-1 (0,25 x ^ x+ ) = 34,2° e, também: p = 1,0 x 1,11 MAX (1 + 1,5) 0,445 Podemos repetir este procedimento para cada valor de potência e compilá-los na seguinte Tabela: Ponto P E ^ P } 612 „ . E1{PÍE2MAX X + X_ eq 1 0 1,00 0 0,400 2 0,25 1,11 34,17 0,445 3 0,50 1,42 61,98 0,566 4 0,75 1,88 85,32 0,752 5 1,00 2,92 120,96 1,166 A Figura abaixo mostra os resultados graficamente. Fig. 11 Embora o conceito de estabilidade em regime per manente tenha sido discutido em termos de uma ou duas má quinas, os princípios envolvidos são gerais. O critério ge ral de estabilidade em regime permanente para um sistema mul- timáquina é que dP^/dô^, conhecido como coeficiente da po tência de sincronização em regime permanente, seja positivo para cada máquina. 0 problema aparece no cálculo de dP^/dô^ para grandes sistemas, porque seu cálculo é influenciado por todos os efeitos de interação das máquinas, conjunto de con troles, reguladores de tensão, etc.. O Capítulo 3, da refe rência 1 apresenta uma discussão muito boa sobre este assun to. DIAGRAMA DO CÍRCULO DE CLARKE Uma das dificuldades da análise da estabilidade de um sistema em regime permanente ê a complexidade das relações trigonométricas do diagrama vetorial. Um método gráfico para determinar os limites de estabilidade em regime permanente, para um sistema de duas máquinas, foi desenvolvido por Edith Clarke e apresentado no Capítulo 6 da referência 1. Consideremos o sistema de duas máquinas da Figura12. Fig. 12 A informação necessária para o cálculo do limite de potência em regime permanente consiste dos valores de im- pedância e tensões terminais efĉ e e ^ • Construímos o diagrama tomando a corrente como re ferência e construindo o diagrama vetorial das quedas de tensão através do sistema, como mostrado na Figura 13.A es cala ê arbitrária. O problema, então,se resume em obter a origem "O" do diagrama vetorial (Figura 13e) a fim de deter- minar a magnitude e as relações angulares. 6 90° + a; a tg (x + x + eql eq2 Sem provar, afirmamos que o lugar geométrico das possíveis origens "O" que satisfazem a equação (16) ê um cír culo cuja circunferência contêm e e cujo centro es ta sobre uma linha reta que passa pelos pontos E£ e e ^ - A locação grafica do centro deste círculo ê mostrada na Figu ra 13b. A porção do círculo que interessa ê a do maior arco, como o mostrado por uma linha solida da Figura 13c. A outra informação dada ê a magnitude de e ^ e e ^ * Entretanto, como ainda não estabelecemos a escala para o dia grama, não podemos usar estas magnitudes diretamente. Toda via, a razão e ^ / e ^ ® independente da escala e. pode ser u- sada. A Figura 13d mostra a construção grafica do lugar geo métrico das possíveis origens "O" que satisfazem a relação dada e ^ / e ^ * A interseção deste lugar geométrico com o círculo previamente desenhado satisfaz ambos os critérios e deve ser, portanto, o ponto ,fO n. A Figura 13e mostra o diagrama vetorial final com todos os arcos auxiliares, linhas, etc. removidos. Agora po demos determinar a escala, por comparação com o comprimento do vetor et^, que ê conhecido. O limite de potência em re gime permanente, para este diagrama vetorial, ê dado por (13). S evidente que o diagrama de Clarke pode ser mui to útil na visualização de variações nas impedâncias e de níveis de tensão do sistema estável em regime permanente. A equação (17) ê uma relação conveniente para es timar os limites de estabilidade em regime permanente. Ela pode ser obtida a partir do diagrama de Clarke pela suposi ção de que e ^ = e ^ = 1/0 e que r = 0. 'MAX J (Xeqi + f)(Xeq2 + f) (l> 2 + «eql + I > <Xeq2 + !> LUGAR GEOMÉTRICO DA RAZÃO Fig. 13 A equação (17) também pode ser usada para calcular os limites de estabilidade para linhas de transmissão com impedincias em derivação, mediante a aplicação do Teorema de Thévenin, como ê mostrado na Figura 14. eql E1— nnp. t1 TI Z n m m n n - z eq2 n m m — E2 ftl z et2 i — ^npO"1 1 .4 z ’eql Fig. 14 onde: Jeql 1 - 'eql Z . Y. eql 1 z ' = ___ !ê 22____ e,52 1 - Zeq2Y2 Para que este método seja válido, Z e Y devem ser sem perdas, tal que a potência interna seja igual â po tência terminal. ESTABILIDADE TRANSITÕRIA Até este ponto estudamos aqueles aspectos da es tabilidade que podem ser analisados pelas relações do regi me permanente. Estas relações são baseadas em pequenas per turbações em torno de vim dado ponto de operação e em equa ções de oscilação linearizadas em torno daquele ponto. Na discussão da estabilidade em regime permanente, limitamos nossa atenção testando, para coeficientes positivos da po tência de sincronização, todas as mãqufhas do sistema. No estudo da estabilidade transitória tratamos aqueles casos onde a magnitude dos distúrbios são tais que a não-lineari- dade assume um papel importante. CRITÉRIO DE IGUALDADE DAS ÁREAS Muito se tem aprendido sobre estabilidade .tran sitória, a partir do estudo da equação do momento básico (*) . p6(t) = -i- (PM - PE )dt ( 3 ) Sabemos, por definição, que no regime permanente (se existe um regime permanente), pô(t) = 0 pára uma máqui na, se ela permanece em sincronismo com o sistema, operando em freqüência nominal. Então: 0 1 fM (PM (t) - P£ (t))dt + pô (0) (18) Partindo de um regime permanente inicial, pô(0)=0. Conseqüentemente, (18) se torna: 0 00 PA (t)dt (19) Uma interpretação física de (18) pode ser feita se entendermos as unidades da integral como potência vezes tempo, ou energia. Se a carga elétrica é maior do que (me nor do que) a entrada mecânica, a diferença pode ser supri da pela energia cinética liberada (armazenada) pela desa celeração (aceleração). Se partimos da velocidade síncrona e voltamos à mesma velocidade, seguindo um distúrbio, a e- nergia líquida armazenada ou liberada pela inércia do rotor é zero. A Figura 15 mostra o gráfico de PA e pô contra o tempo. A interpretação gráfica de (19) é que a área de ace leração líquida (PA > 0) deve ser igual à área de desace leração (PA < 0), a fim de que pô retorne a zero. (*) NOTA - A potência em por unidade ê usada no lugar de conjugado, baseado no fato de que a velocidade permanece muito próxima da unidade. Sem perda de generalidade/ gostaríamos de expor novamente a equação (19) em termos de ângulo (ô)/ em vez de desvio de velocidade (pô)/ jã que esta forma pode ser mais útil. A equação que relaciona o ângulo com PA é: a S(t)._ = _ 377 { dt2 M PA (t) (20) dôMultiplicando ambos os lados por 2 ou _d6_ , d i _ _dô_ . 377 . ^ dt dt2 dt 1 M * , dô ,2 _ 2 x 377 „ d (~dt-) ------ M---- PA dÔ Integrando , dô x 2 1 dt 'ô. 2 x 377 M / p a a5 + 61 1 ( 21 ) Supondo um regime permanente inicial à velocidade slncrona, o para 6 = 0 , : o 1 , dô .2 _ 2 (~ d ^ )ô1 " “o Logo, para a condição subseqüente ̂ e dô/dt = ü)q para Ô = Ô2» (21) torna-se: 620 = P* dô (22) Exemplo: Vamos aplicar (22) ao sistema da Figura 16, que mostra uma máquina simples ligada a uma barra infinita. Fig. 16 A equação potência-ângulo para este sistema é: E E PE = X Sen ^12^ = PMAX Sen ^12^ que ê mostrado graficamente na Figura 17. Vamos supor a po tência mecânica (PM ) constante. O ponto de operação, no re gime permanente inicial, é estabelecido como sendo o ângulo para o qual PE = PM « EM REGIME PERMANENTE Fig. 17 Suponhamos, agora, que um circuito de transmissão sofreu uma falha, tal que a reatância liquida X foi aumen tada de XB para X ^ . Com uma reatância mais alta, teremos que operar com um ô maior para poder transmitir a mesma potên cia em regime permanente, tal que: E1E2 e iE2 PM S6n ÓB 5 Ç ~ sen ôA como é mostrado na Figura 18. (24) Fig. 18 No momento em que ocorre a falha, movemo-nos do ponto (1) para o ponto (2) na Figura 18, uma vez que o ân gulo não pode variar instantaneamente. A potência de saída mais baixa cria uma potência de aceleração PA na direção do aumento de velocidade e do aumento de 6. Quando atingimos o ponto em que 6 = ( ponto (3)), as potências mecânica e elétrica se equilibram e a a- celeração i zero. Entretanto, a velocidade neste ponto é ainda maior que a normal, e o ângulo continua crescendo a- lém de ô = 6^. Nesta região, porém, a potência mecânica ê me nor que a potência elétrica (PA < 0) e a mâquinar, então,co meça a desacelerar. Em algum ponto (ponto (4», a máquina terã retomado sua velocidade normal e o ângulo terã atingido o máximo (6 = ^MAX). àMAX é o ângulo que satisfaz a equação(25). ’ÔMAX E.E0 (PM ---- ± - £ - * S e n S ) d ôx M X_ J ô B 0 (25) Graficamente, ® ° an9ul° que causa a área de desaceleração (Ârea B, Figura 18) para igualar a área de a- celeração (Ârea A, Figura 18). Notemos que não há restrição a que seja me nor que o ângulo para estabilidade em regime permanente (:90o para este exemplo). Agora que atingimos o ponto (4) , no qual o desvio de velocidade é trazido novamente a zero, a velocidade di minuirá se uma potência de desaceleração líquida existir no ponto (4), e o ângulo diminuirá, conseqüentemente. Num sistema sem perdas, o ângulo oscilará para fren te e para trãs entre e Na situação real, devido âs perdas e amortecimento, estas oscilações irão diminuindo com o tempo. SISTEMA DE DUAS MÁQUINAS Para ilustração deste conceito, vamos agora con siderar a condição de falta no sistema de duas máquinas fi nitas da Figura 19. LINHA DE TRANSMISSÃO Fig. 19 Agora que temos mais de uma máquina, temos também mais de uma equação de oscilaçãoa considerar. Logo, não po demos usar a equação (22). Entretanto, podemos derivar uma fórmula mais geral para o critério de igualdade das áreas, como segue: 0 « «1 - 377 r dt2 M 1 A1 d2ô. dt A2 d2 6 dt 12 _ 377 M, Al 377 M_ ' A2 dô Multiplicando por 2 — ^12 dô1? dz619 , dô._ „ P_, P_, dô 2 dt 1 dt2 ; dt * dt ' ' K M1 M2 ; dt Integrando: ^^12 2( - ^ ) = 2 x 3 7 7 (-^=---- ^ “ ) dô + (M, M, dt ô. dô12E quando ( d ô ^ / d t ) ^ = 0 = f s. 0 = Al ' A2M, M, ■) dô = Al H. A2 H, •) dÔ (26) A equação (26) é equivalente à (22) para um sis tema de duas maquinas. Podemos fazer interpretações gráfi cas de (26) semelhantes àquelas da Figura 17. A chave para uma tal interpretação advêm das equações potência-ângulo nos terminais dè transmissão e recepção combinados. Para o sistema da Figura 19, vamos desprezar a re sistência, de tal modo que: 1 _ 1 H, H, E1E2 X12 sen ô12); ^ H, 1 . E 1E2 H2 X12 sen ^21^ p H 2 2 12 H 1 2 (-sen <$12^ 12 (27) A Figura 20 mostra a interpretação gráfica de (27). Nesta forma, o critério de igualdade de ângulo (26) pode ser aplicado diretamente. parece nas equações (26) e (27), mas não aparece,de maneira alguma, nas equações (22) e (23). Acontece que o caso de uma máquina simples contra uma barra infinita ê tom dos casos es peciais de (26) e (27), no qual o termo da inércia desapa rece. Primeiro, notemos que as inércias na equação (27) se combinam como resistências em paralelo. Sé é pequeno com parado com H2, podemos desprezar Se permitimos aproximar-se do infinito, então a equação (26) se reduz à equação (22). O outro caso é quando todas as resistências são desprezadas, tal que -Pe2 = p e 1 e Fig. 20 É interessante notar que a inércia das máquinas a 0 dô lf-) dôH2 Al dô 0 Al dô que é a própria equação (22). Voltando ao nosso exemplo da Figura 19, vamos des prezar todas as resistências. Vamos supor, também, uma rea- tância de transferência inicial (X_.) , uma reatância de trans- D ferência de falta (X^) e uma reatância após a falta (XA )ob tida pela abertura dos disjuntores em A e A'. Devemos es perar que X^ < Xg < XA> A Figura 21 ilustra este exemplo. Como antes, pe lo aparecimento de uma reatância mais alta, uma potência de aceleração instantânea é causada (troca do ponto (1) para o ponto (2)- Figura 21) na direção do aumento de ô ^ (na máqui na 1 a velocidade aumenta, e na máquina 2 a velocidade di minui) . Em algum ponto no tempo, a falta serã eliminada(no tempo t coresponde â característica de operação de pós-falta) (troca do ponto (3) para o ponto (4) - Figura 21). Tal como àntes, uma vez que o ângulo passou do pon to de operação em regime permanente (ponto(6) - Figura 21), PA serã negativa causando uma desaceleração. A aplicação do critério de igualdade de ãreas estabelece . o máximo ângulo S v (ponto (5) - Figura 21) onde a ãrea B ê igualã ãrea A. Consideremos agora o mesmo caso, mas com os dis juntores operando mais lentamente, como é mostrado na Figu ra 22. Por comparação com a Figura 21, vemos que um aumento no tempo de falta, (t ), causa um aumento no ângulo de eli- cminaçao da falta, (ôc), movendo a linha 3 - 4 - 5 para a di reita, aumentando, então, a ãrea A e diminuindo a ãrea B. Se o ângulo avança até o ponto (6) da Figura 22, e a área B ê ainda menor que a área Ã, estaremos em dificuldade ,pois maio res angules serão acompanhados mais por aceleração do que por desaceleração, e a maquina perderá o sincronismo tão logo o ângulo continue aumentando. Em tais casos, diremos que as má quinas estão em instabilidade transitória na primeira osci lação. POTÊNCIA PRE - FALTA POS - FALTA P = - P M1 M2 DURANTE A FALTA ° ° 4b «a E l im in a ç ã o 90 DA FALTA Fig. 21 ESTÁVEL 12 P612 INSTÁVEL Dado um exemplo como acima, podemos definir o ca so limite onde o sistema é ainda estável. Da Figura 22, ve mos que este caso é aquele em que a área 1 - 2 - 3 - 4 - 1 , é exatamente igual à área 4 - 5 - 6 - 4. 0 tempo de desliga mento para este caso é chamado de "tempo crítico de desli gamento" . Ele é válido para as tensões e potências supos tas, como para os valores de reatância admitidos. Por outro lado, podemos definir uma máxima potência, transferida pa ra a primeira oscilação em estabilidade transitória, apli cável para a tensão suposta, e reatância e tempo de elimi nação da falta admitidos. É de se observar que, a partir do diagrama potên cia- ângulo, usando o critério de igualdade de área, pode-se determinar o ângulo crítico de eliminação da falta. Para determinar o tempo crítico de eliminação, as relações entre tempo e ângulo devem ser usadas envolvendo potência de ace leração e inércia equivalente. CAPÍTULO ANÁLISE DE ESTABILIDADE MULTIMÁQUINA O desenvolvimento anterior dos conceitos básicos de estabilidade tem sido limitado a casos muito simples,en volvendo somente uma ou duas máquinas. Embora os princípios fundamentais sejam perfeita mente gerais, sua aplicação a sistemas de três ou mais má quinas, por meios algébricos ou meios gráficos, envolve so luções das equações gerais (10). Geralmente, fórmulas res tritas de solução dessas equações são extremamente cansati vas e consideradas impraticáveis. Antes do advento dos analisadores de redes CA e dos computadores, muito esforço foi dedicado ao desenvolvi mento de fórmulas restritivas de solução aproximada para du as ou três máquinas, f reqüentemente usando alguma espécie de equivalência concentrada para o restante do sistema. Méto dos mais modernos calculam curvas de oscilação por meio de procedimento de integração numérica. Partindo de vim regime permanente inicial, a osci lação transitória começa com a aplicação do distúrbio sob estudo (falta, desligamento da linha, etc.). Com as tensões internas da máquina mantidas em ângulos correspondentes aos ângulos iniciais do rotor, a potência elétrica e,conseqüen- temente, a potência de aceleração são obtidas para cada máqui na, a partir do fluxo de potência da rede. Determinadas essas potências de aceleração, as va riáveis de velocidade e ângulos são calculados em um peque no intervalo de tempo At, usando as equações de oscilação(a integração da aceleração conduz à velocidade, e a integração da velocidade coniduz ao ângulo) . A solução do fluxo ê, então, repetida para novos intervalos de tempo t + At, tendo-se os rotores de todas as máquinas (tensões internas) com seus novos ângulos calcula dos, e o processo se repete. O uso dos análisadores de rede era feito para con duzir soluções rápidas do fluxo de potência, e a integração numérica para as variações de ângulo era executada manual mente. Hoje, todo o processo de integração das equações de oscilação, bem como a solução do fluxo de potência, é feito por métodos numéricos em computadores digitais de grande por te . A representação do sistema de equações envolvidas ê mostrada na Figura 23 para apenas uma máquina. A Figura 23 mostra as variáveis básicas das ten sões internas e ângulos da máquina. Se fizermos a suposição simplificada de que a tensão interna da máquina ê constante e a potência da máquina primária também é constante, então o conjunto de equações se reduz a uma equação diferencial de segunda ordem para cada máquina (equação de oscilação), e o serviço de computação que resta ê a solução do fluxo de po tência, que ê a solução de equações algébricas. Logicamente, uma vez que a computação ê feita di- gitalmente, ê natural estender o programa a fim de eliminar muitas das simplificações inerentes ao uso das linhas sõli- das somente, no diagrama da Figura 23. Estas equações adi cionais são equações diferenciais que descrevem as variações dos fluxos e tensões internas nas máquinas, em resposta ãs tensões de excitação e corrente nas máquinas. Da mesma for ma, as equações diferenciais descrevem o comportamento das tensões de excitação e potência da máquina primária, onde o sistema de comando pode ser representado. Fig. 23 A solução de equações diferenciaispor técnicas nu méricas foi descrita no Apêndice D de "Dinâmica e Controle de Geração", usando um único algoritmo de integração. Exis tem muitos métodos de integração numérica, abrangendo desde o simples método de Euler até métodos mais refinados como Run- ge-Kutta. Em todos os casos, a acuracidade é aumentada pela diminuição do intervalo de tempo. Deve haver um compromisso entre a acuracidade necessária e a quantidade de cálculo. Os procedimentos envolvidos nos cálculos passo a passo sobre a curva de oscilação serão ilustrados com um exemplo simples, usando o método de Euler de integração numérica. Neste exem plo, a máquina será representada por uma fonte de tensão a- trás de uma reatância equivalente, supostamente igual à re- atância transitória, X^. O materiai subseqüente neste livro dirá respeito a refinamentos das representações das máqui nas . Exemplo: Um alternador mostrado na Figura 24 está gerando potência de 1 p.u. com fator de potência unitário e tensão também unitária. Calcular a velocidade da máquina e as va riações do ângulo causadas por uma falta trifãsica no lado de alta tensão do transformador elevador, com duração de 0,04 segundos e eliminada pelo desligamento da linha de trans missão. X’ = 0 ,40 Xe = 0 ,50 X t= 0,15 H = 4 Fig. 24 1. Cálculo das condições iniciais O primeiro passo é calcular uma base para o fluxo de potência em regime permanente. A Figura 25 mostra o dia grama vetorial, do qual obtemos a tensão interna da máquina, a tensão da barra infinita e o ângulo entre os dois. Ei = 1 + IjXi Ê ■ - 1 - íj <xt + - f > onde I = (P " jQ) = í1 " j°) = 1,0 + jO,4 = 1,078 / 21,80 = 1,0 - jO,4 = 1,078 /-21,8o Logo, antes da falta, as condições iniciais são: Ô1 - 21,8° 62 - -21,8° “ (o) = 1,0 p.u. PM(o)= PE(o) = 1 '° P -U 2. Calculo do fluxo de potência no instante t = 0+ A ocorrência de uma falta trifãsica no lado de al ta do transformador causa um novo fluxo de potência. Acon tece que, para este simples caso, desprezando a resistência, a potência de saída transferida da máquina 1 para a barra in finita é zero. Logo, a potência de aceleração que atua na máquina 1 ê ^M (0+) “ p e ( o + ) = Desde que definimos a máquina 2 como infinita, não estamos interessados na solução das condições de oscilação na máquina 2. 3. Integração numérica passo a passo das equações de oscilação No gerador 1, a velocidade e o ângulo da fase, no instante = t + At, são obtidos a partir das equações inte grais : Aw(t + At) = (»)(t + At) - tü = o o o 180f H t + At o (PM - P£)dt (28) e 6 (t + At) t + At ° (io - oj ) dt + 6 . .t o (o) o (29) usando a aproximação de uma derivada como: dü)dt Ao) At At -> 0 e usando uma formulação de diferença central: Au> t^ + At/2 tx - At/2 180f H At x PA (t1) onde Aw ê a variação no intervalo de tempo de t^ - At/2 a t^ + At/2, e PA é o valor da potência de aceleração no ins tante t^. Analogamente, a variação do ângulo t^ até t^ + At é obtida pela integração da velocidade média no intervalo de tempo, que pode ser aproximada para a velocidade no instan te t = t^ + At/2. No instante do desligamento, a potência de acele ração, como mostrada na Figura 26, pode sofrer uma repenti na descontinuidade. Portanto, conservando o objetivo de uti lizar a média no intervalo, a potência de aceleração duran te o intervalo de tempo, colocada centralmente com respeito à descontinuidade, ê a média dos valores antes e depois da descontinuidade. x 3t Fig. 26 O procedimento passo a passo, usado na época do analisador de redes, ê ilustrado com a tabela da Figura 27 aplicada ao exemplo acima: K = PP^ (At)^ = 1,08 para At = 0,02 Tenpo Potência PE Potência de aceleração P _pM E ^ A f V Aô =Aô ,+KP n n-1 A 6 =6 ,+Aô n n-1 n 0 0 l x ~ r 0,54 • 21,8° 0,54 al 0 1 1,08 22,34° 1,62 2At- 0 -L 23,96° Elimi nação da falta Media 0,604 2At+ 0,7915 0,2085 0,652 2,273At 0,822 0,1915 0,207 26,23°2,484At 28,71° Fig. 27 Neste exemplo, a falta foi eliminada em t = 0,04 segundo e, novamente, a descontinuidade é considerada como a média da potência de aceleração antes e depois da operação de desligamento. Observemos que, em t = 0,04+ , a eliminação da falta deixou o sistema sõ com uma linha de transmissão. A potência de saída da máquina, em t = 0,04+ , ê obtida do fluxo de potência para as condições do novo sistema e para a condição do ângulo do rotor da máquina em é^2= (23,96+21,8), isto é: EjE2 sen(S12) E = (X'+Xt+Xe) 1,078 x 1,078 sen(45,76) 1,05 0,7915p.u A Figura 28 mostra o gráfico de potência e ângulo como funções do tempo, para este exemplo. Fig. 28 No caso geral de multimáquinas, a curva de osci lação é traçada para cada máquina. Uma inspeção das curvas revelará se o sistema ê estável ou instável, desde que se observe o comportamento da diferença angular entre as máqui nas. Se a diferença angular começa a decrescer, mostrando a tendência das máquinas de se aproximarem uma da outra^sis tema ê estável (Figura 29a). Se a diferença angular aumenta indefinidamente, o sistema ê instável (Figura 29b). Como derivado na seção sobre entreferro das má quinas e potência no eixo para faltas desequilibradas (pá ginas 164-165), de "Dinâmica das Máquinas Elétricas I", o efeito das faltas desequilibradas nas cargas das máquinas pode ser obtido pela aplicação das. ligações das redes de seqüência zero e negativa, correspondendo ao caso de falta através dá rede de seqüência positiva. Ou seja, entre o ponto de falta e a barra de potência zero, a impedância de falta ZQ + Z2 ê aplicada para o caso de falta linha-terra, e a impedância de falta Z ^ Z ^ / { Z ^ + Z ^ ) aplicada para o caso de uma falta de duas linhas para terra. Além disso, para a potência elétrica su prida por cada fonte de seqüência positiva, existem compo nentes de seqüência negativa de perdas no rotor e que são su pridas pela energia mecânica do eixo. Estes componentes de potência de frenagem devem ser considerados no cálculo da potência de aceleração de cada fonte. Fig. 29 Portanto, onde os efeitos da seqüência negativa são importantes, os componentes da potência de frenagem devem ser calculados como segue: 1. Determinar,para cada fonte,as correntes Ij de se qüência negativa. 2 ^2. Determinar I~ (r, ~ r) <*e cada gerador, onde r. é á resistência ae seqüência negativa e r ê a resis-r tência do estator para o referido gerador. 3. Incluir estes termos como potência de frenagem adi cional em cada máquina na solução das equações de oscilação. CAPITULO EFEITOS DAS MÁQUINAS SÍNCRONAS RELAÇÕES DE POTfiNCIA-ANGULO No tratamento anterior, os conceitos básicos de estabilidade foram introduzidos com a suposição de que uma máquina poderia ser apresentada por uma fonte ideal, atrásde uma reatância equivalente, e o ângulo de fase da fonte sen do dado como a posição angular do rotor da máquina com re ferência ao vetor girante slcrono. Em "Dinâmica das Máquinas Elétricas I" vimos que o comportamento da máquina elétrica síncrona ê influenciada pelas Variações dos fluxos do rotor com respeito ao tempo, o que faz a máquina exibir diferentes valores de reatância efetiva como função do tempo. As variações destes fluxos são uma função do tempo das correntes da armadura e da excitação de campo, como descrito na Figura 30, onde as indutâncias operacionais da máquina são: Ld <s) -Aií>d (s) Aid (s) Lq(s) - e -A^q(s) 4V S) Fig. 30 Lembremo-nos que, desprezando os termos de ação transformadora, as equações dos componentes d e q da tensão nominal são: ed rid eq - V - riq Também, ^ = G(s) Efd - id (s) Ld (s) *q “ - iq (s) Lq (s) Portanto: e , = ig (s) Lg(s)ü) - rid - y s> Xq (s) - r±d e = ü)G(s )q Efd - id (8) Ld (s)ü) - rid = ujG(s ) Efd ' id (s) xd (s) - rid (30) (31) (32) Na obtenção do comportamento da máquina sob ação de curto-circuito ou outras variações bruscas de carga, vi mos que era impossível descrever as condições finais em ter mos de uma tensão interna inicial em cadaeixo e uma rea- tância em cada eixo. A tensão interna era estabelecida a par tir das condições iniciais tiradas do diagrama vetorial da máquina. Conceitualmente, podíamos visualizar a máquina co mo uma fonte em cada eixo, através de alguma reatância equi valente. Logicamente, tanto esta fonte como areatância são funções variantes no tempo. Onde a máquina é representada por equações diferenciais, como na Figura 30, estas variações são obtidas automaticamente como parte da solução. O método de representação da máquina como uma ten são fixa atrás de uma reatância fixa, e o uso de diferentes valores desta tensão e a reatância como uma aproximação do comportamento da máquina para efeitos de curta, médiae lon ga duração, ê um expediente útil para reduzir as relações a equações algébricas. A Figura 31 ê uma revisão do diagrama vetorial em re gime permanente estabelecendo os enlaces de fluxo ou tensões atrás das reatâncias subtransitõrias, transitóriase síncro nas . Fig. 31 Do diagrama vetorial: E * - E cos6= i . (X + X *) + i r q a e a q e E sen 6 - E * = i , r + i (X + X *) a a e q e q (33) onde E^* e E^* são tensões nos eixos d e q geradas pelos en laces de fluxo nos eixos d e q, derivadas das reatâncias cor respondentes X^* e Xg* que podem ser subtransitõrias, tran sitórias ou síncronas, dependendo do caso em questão. Resolvendo as correntes a partir de (33): (E * - E cos 6) (X + X *) - r (E sen 6 - E *) . _ q e d e d 1d 2 r “ + (X * + X ) (X * + X ) e q e d e q = (E sen 6 - E *) (X + X.*) + r (E * - E cos 6) ___________ d e d_____ e q___________ r2 + (X * + X ) (X* + X ) e q e d e (34) A potência de saída da máquina ê: P_ = e . i, + e i E d d q q (35) “ < V + S Xq*> *3 + (Ec* _ d d r) i = E *i. + E *_ d d q qi_ ~ ^ (XÍ - Od q a q (36) Substituindo i. e i d q mais simples, supondo r & = 0: J -l XJ p = -a-,----E X,* + X X * +q e, para tornar as expressões (X * - X *) d q 2(X * + XJ (X * + X ) d e q e sen26 (37) Notemos que os primeiros dois termos de (37) são componentes da potência que variam senoidalmente com o ân gulo, enquanto o terceiro termos ê uma componente saliente da potência que varia com um ângulo de segunda harmônica. Notemos, especialmente, que o coeficiente do ter ceiro termo de (37) ê uma função de: (X* - X *)_________ã .___ £[_________2 (X,* + X ) (X * + X J d e q e Isto se torna insignificante para X^ -*■ = X^, ou quando X » X, ou X .e d q Observemos também que o 29 termo ê proporcional a E^*, a tensão atrás da reatância apropriada no eixo em qua- dratura. Se os efeitos transitórios são desprezados no eixo em quadratura, X * = X e E,* = 0 .q q u Os efeitos da saliência são, evidentemente, uma função da velocidade do fenômeno estudado. Se apareoem tran sitórios rápidos, estaremos envolvidos com saliência tran sitória, que ê a diferença nas reatâncias transitórias nos dois eixos. Para este caso, X,* = X l e X * = X 1 , ou algu-d d q q mas vezes X^* = X^. Se aparecem variações lentas do fenôme no, estaremos envolvidos com efeitos de saliência em regime permanente, isto é, a diferença entre X^ e X^. Exemplo: Para a condição da Figura 32, o traçado das cur vas potência-ângulo supõe: 1. éfeitos subtransitõrios 2. efeitos transitórios 3. condições de regime permanente Nota: A maioria dos transitórios, que envolvem varia ções do ângulo do rotor, são por demais lentos para que pos sam ser considerados como condições subtransitõrias. Condições iniciais: et = 1,0 P = 1,0 + jO 0,12 0,14 0,35 r \ P+ jQ J ". t x. “ 0'5 I 0,70 Fig. 32 1,70 1,60 Condições iniciais tiradas do diagrama vetorial em regime permanente: e q = 1,0 + (1,0 + 1,888 / 58° j0) jl,6 Ad = 1,0 sen 58° = 0, 848 *q = 1,0 cos 58° = 0, 53 ed = 1,0 sen 58° = 0, 848 eq = 1,0 cos 58° = 0, 53 e " d = ed ' i X " =q q 0, 848 - 0,074 = 0,774 e "q = e +q i,x,n = d d 0, 53 + 0,102 = 0,632 e 'ed = ed - i X ' =q q 0, 848 - 0,371 = 0,477 e ■q = e +q W = 0, 53 + 0,297 = 0,827 EI = e +q V d = 0, 53 + 1,44 = 1,97 Tensão na barra infinita em volts: E = e.,. -ji Xt e c u r v a s p o t Bn c i a -An g u l o a) Subtransitória; usando (37): e " E sen ô ed" E cos 6 E^(X^" - X ") sen 26 PE = X^" + Xe Xq " + Xe +2(Xd" + X0) (Xq " + Xe > = 2,42 sen (6 - 49,4) - 0,059 sen 26 b) Transitória: e ' E sen 6 e , • E cos 6 E2 (X,' - X ') sen2Ô0 _ _q__________ d__________ _____ a q_________ *E X,' + X X ' + X 2(X ' + X ) (X ' + X )d e q e d e q e = 1,42 sen (6 - 20,57) - 0,294 sen 26 c) Regime permanente: E t E sen 6 E2 (X, - X ) sen 26 , = _í_________+ d q_________E X , + X 2 (X, + X ) (X^ + X )d e d e q e = 1,03 sen 6 + 0,0144 sen 26 Obtenhamos as curvas potência-ângulo do regime per manente e transitório para uma máquina de pólos salientes típica, com as seguintes constantes, operando sob as mesmas condições que a máquina da Figura 32. X ' = 0,30 d ' X ' = X = 0 ,8 0 q q Xd - 1,2 As condições iniciais obtidas do diagrama vetorial em regime permanente são: Eq = 1,0 (1,0 + j,0) jO,8 = 1,28 / 38,6° ed = 1,0 sen 38,6° 6q = 1,0 cos 38,6° Ad = 1,0 sen 38,6© ■̂q = 1,0 cos 38,60 V = 0,781 + 0,625 EI = 0,781 + 0,625 = 0,625 = 0,781 = 0,625 = 0,781 x 0,30 = 0,9685 1,2 = 1,531 CURVA POTÊNCIA-ANGULO PARA O REGIME TRANSITÓRIO „ _ 0,9685 x 1,044 *E 0,6 sen 6 - 1,044' x 0_£_50 2 x 0,6 x 1,1 sen 26 P,_ = 1,685 sen 6 - 0,413 sen 26£* ' As curvas potincia-ângulo para estes casos estão traçadas na Figura 33. Em particular, o efeito da saliência que pode adicionar ou subtrair o termo de segunda harmôni ca, depende se X^* é maior ou menor que Xg*. curva de potência-Angulo para o regime permanente , _ 1,531 x 1,044 ___ x . (1,044)2 (0,4) sen 26 e ------ T7T“C---sen 6 + ----2 k (i/sl-TiTil-- = 1,068 sen 6 + 0,1322 sen 26 Ilustraremos as demais implicações dos efeitos transitórios da máquina com os seguintes exemplos. Observe mos que a característica potência-ângulo da máquina ê uma função variante no tempo. É possível uma máquina ser tran sitoriamente estável (primeira oscilação) e instável em re gime permanente. P O TÊ N C IA PO R UN ID AD E Capítulo 4 Efeitos das m áquinas síncronas Exemplo: A máquina hidro, mostrada na Figura 34, ê subme tida a uma falta trifãsica durante 0,14 segundos, seguida pela perda de alguma transmissão, de tal modo que a reatância de de transmissão de põs-falta é Xe = 0,5 e uma reatância ded prê-falta Xe^ = 0,3. C M o x n r ^ ! xd = 1,2 V = 0,3 X = 0.8q H II O Fig. 34 Supondo o enlace de fluxo constante atrás da rea tância transitória no eixo d, é estável o sistema na primei ra oscilação ? Como no exemplo anterior, as condições iniciais para este caso são: e ' = 0,9685q 6 = 38,6° + 16,7° = 55,3° E = 1,044 Para a condição de põs-falta, a curva potência-ângulo tem a seguinte expressão: e ' E E2(Xd' ~ V PE = (x ' + Xe ) sen 6 + 2(X ' + Xe ) (X + Xe ) sen 26 a a a a q a = 1,266 sen $ - 0,262 sen 26 Para uma falta trifásica que dura 6 ciclos,supon do completa perda de potência, o ângulo mudará de 55,3° pa ra 55,3° + 180fH '0,1 • 0 dt dt = 55,3° + 180fH 0,1 0 = 55,3° + 13,5° = 68,8° A Figura 35 mostra a curva potincia-ângulo. Des ta curva podemos determinar o ângulo no qual P£ = PM - 1,0 e dP„/d<$ é negativa. Isto ocorre para ô = 144°. Agora, a e- t i nergia de aceleração durante a falta ê proporcional a P x[l3,5] = 13,5. A máxima energia de desaceleração disponível é: 144 [1,266 sen 6 - 0,262 sen 2<5]dô - 1,0 x (144-68,8°) 68,8 180 ir 180 ir - 1,266 oos 6 + 0,262 cos 26 144 68,8 75,2 = 92,5 - 75,2 = 17,3 Esta área de desaceleração, (17,3), é maior que a área de aceleração (13,5). Portanto, o sistema ê estável na primeira oscilação, supondo-se um enlace de fluxo constan te. Agora, supondo que a excitação não varie, será o sistema estável em regime permanente ? A curva de potência-ângulo em regime permanente para este sistema ê tirada das condições iniciais: E = 1,531 PE E t E sen 6 E2 (X, - X ) ^__________ -L . _______________ 3_____(X, +X ) 2(X, + X ) (X + X )d e d e q e sen 26 1,531 x 1,044 1,7 sen 6 1,044 x 0,4 2 x 1,7 x 1,3 sen 26 = 0,941 sen 6 + 0,0945 sen 26 O pico de potência désta expressão é menor do que PM = 1,0. Logo, o sistema será instável em regime permanen te para suposição de excitação constante. Agora, suponhamos que a excitação mantenha a ten são terminal de 1,0 p.u.. Será o sistema estável em regime permanente ? Para a potência transferida de 1,0 p.u. entre o terminal da máquina e o sistema de recepção, E = 1,044, o ângulo através da reatância do sistema externo, Xe = 0,5, é:cl e E - 77--- sen 6 = 1,0 ou 6 = sen"10 Sen 1,0 x 1,044 = 28,6C Então, a corrente da maquina é: et - E /-28,6o í = 3X,ea = jQ1 5 {1,0 - 1,044 [cos 28,6 - j sen 28,6]} = 1,0 - jO,164 = 1,0137-9,3° e um novo diagrama vetorial do regime : • nte dá: Eq = 1,0 + (1,0 - j0,164) j0,8 = 1,131 + j0,8 = 1,387 /35,27o ed = 1,0 sen 35,27° = 0,578 e = 1,0 cos 35,27° = 0,816 4 id = 1,0 sen (35,27° + 9,3°) = 0,702 Et = 1,0 + 0,702 x 1,2 = 1,842 i = 1,0 cos (35,27° + 9,3°) « 0,712 P£ = — ^ sen 6 + 0,0945 sen 26 = 1,132 sen 6 + 0,0945 sen 26 Esta expressão mostra que o pico excederá PM = 1,0. Assim, o sistema será estável em regime permanente. Dos exemplos acima notamos a diferença entre o com portamento das máquinas em regime transitório e em regime per manente. Em particular, devemos notar que o assim chamado critério de regime permanente, nos exemplos acima, ê basea do na condição da excitação não ser controlada. Evidente mente, este critério ê pessimista, uma vez que o controle au tomático de tensão compensa o efeito desmagnetizante que ê o responsável pela transição da característica do regime tran sitório para o regime permanente. A título de ilustração, citamos que dois diferentes testes podem ser feitos: um para a estabilidade em regime permanente, baseado nas condições de excitação para as condições iniciais de prê-falta; o outro teste pode ser feito para a potência de sincronização, ba seado nas condições de excitação para uma põs-falta em re gime permanente, se ê que existe tal regime permanente. Podemos apreciar, agora, que a complexidade do problema torna necessário o emprego de suposições simplifi- cadoras, a fim de se estabelecer níveis de referência. Hoje em dia, com a capacidade de cálculos dos computadores digi tais, não hã necessidade de «se fazer muitas destas suposi ções, já que todos os efeitos transitórios podem ser consi derados. Entretanto, a habilidade em estabelecer níveis de referência, com suposições simplificadoras, continua sendo da mais alta importância. Fig. 35 Uma das suposições mais usadas universalmente ê a do enlace de fluxo de campo constante, isto ê, a suposição de que os enlaces de fluxo, atrás da reatância transitória, são constantes durante o tempo crítico da primeira oscila ção (1/2 a 1 segundo). Freqüentemente, a reatância transi tória ê usada em ambos os eixos. Estudos demonstram que uma resposta do sistema de excitação entre 1 e 2 p.u. ê uma suposição muito boa para estabelecer os eféitos da primeira oscilação. Em muitas situações, o desempenho da estabilidade pode ser determinado por simulações através dè oscilações subseqüentes, onde os efeitos da máquina e ao controle de excitação devem ser considerados (Referência 9). CURVAS DE CAPACIDADE DA ESTABILIDADE A maneira útil de se dar informações sobre a es tabilidade está na forma de traçar os lugares.geométricos de estabilidade do plano ativo e reativo da carga (P,Q) na má quina, para uma tensão terminal fixa. A Figura 36 mostra o caso que está sendo considerado. Fig. 36 Desprezando a resistência e a saturação, a expres são da potência-ângulo em regime permanente, originário de (37), ê: PE EjE XJ + X, sen ô + <xa - sen 26 2(X,+X ) (X +X ) d e q e (38) Agora, para as curvas da capacidade , onde P,Q e e são dados, o valor de e E são variáveis dependen tes que variam em função das condições de carga. Considere mos, primeiro, o caso da máquina de rotor cilíndrico (istoé, = Xg). A Figura 37 mostra o diagrama vetorial, onde I e IQ são componentes da potência real e reativa da corrente nos terminais da máquina. IqX<J Desse diagrama, podem ser derivadas as seguintes relações: P EIe2 xd + xe sen 6 (39) f EI2Xe Q = <Xd + Xe ) -- Eje2 cos ^ XQ - X. e d (Xa + Xe > (Xe + xd)' (40) p - et1p (41) Q = etIQ (42) El2 - let + V d >2 + « W 2 (43> e22 = <et - V e * " + (IPXe>2 <44> De (39): dP Substituindo o valor de cos 6 de (40): E e„1 2 (X, + X ) d e cos ô (45) dP dó E_X (X* + Xe) (Xd - Xe> e„X (Xa + 2 d X) (X, - e a V Q(Xd + V (46) O limite de estabilidade em regime permanente ocorre quando dP/dó = 0, ou de (46), quando: Q = 2ET X I e e22íid (X- + X ) d e (X, + X ) d e (47) 2 2Substituindo (43) e (44) por E^ e e2 ' (47) pode ser re duzida â equação: 2PX. <— f> + et QX, i X,__É_ + _L_ d ___â.)2 2 u X ’ i - d + ^ - ) (48)e A equação (48) é a equação de um círculo no plano P,Q, com centro em: P Q e ) enquanto que o raio é: ^ (1 + Fig. 38 A Figura 38 mostra curvas normalizadas do limite 2 2de estabilidade no plano PX^/et e QX^/e^ . Notemos que as curvas determinam os pontos onde o coeficiente de potência de sincronização em regime permanente é zero, dP/dô = 0. Pontos à esquerda da curva são pontos de operação estável, enquanto que os pontos à direita da curva são pontos de operação instável. No caso de máquina de pólos salientes, o diagrama vetorial é o da Figura 39. Fig. 39* Como já tinhamos anteriormente: EIe2 P = (X, + ^d e sen <5 + e2 (Xd - ^2 <xd + X J <x„ + x„>a e q e sen 26 (49) Diferenciando a expressão (49) dP dô EIe2 (X, + X)d e cos 6 + (X, - X ) d _q_ (X, + X ) (X + X ) d e q e cos 26 (50) A equação (50) pode ser escrita em termos de e^, P e Q por substituição de E^, e ô expressos em termos dessas variá veis. O resultado da expressão é mais cômodo e mais prático de resolver, para determinar os limites de estabilidade por tentativa e erro. As expressões para E^ e em termos» de e^, P e Q, são: = (e. + — X )2+(-^-X )2+(X,-X ) t e. q' e. q d q Ê-£-)2X +— (e +-2-X ) et q et t et q / (e, + (Q/et)Xq )2 + <P/et)2Xq2 e = / (et - Q/et .Xe)2 + (P/et .Xe)2 Dois pontos no plano P-Q podem ser obtidos pela so lução de (50) fazendo-se igual a zero com a condição P = 0 de carga, para a qual ô = 0. Nesta situação: e e2 = [et -<Q/et,Xe] A substituição destes valores em (50) conduzâex-_ 2 _ pressão quadrãtica (Q/efc), cujas raízes sao: Q et 1 + JL Xe e A razão para o limite de estabilidade em P = 0, Q = 1/Xe ê que a tensão do sistema receptor neste ponto ê e2= 0. Noutro extremo, o limite de estabilidade é alcançado num pon to de excitação negativa E^, tal que a contribuição negativa do primeiro termo de (50) é igual ao segundo termo de (50), que é o coeficiente do conjugado de sincronização devido à saliência. Ou seja: Ei xd + x e2 (Xa - X^) (Xa + Xe)<Xg f Xe> = 0 A Figura 40 mostra curvas típicas de estabilidade em regime permanente para uma maquina de pólos salientes. EFEITOS DA SATURAÇÃO ~ ESTABILIDADE EM REGIME PERMANENTE O método de tratamento da saturação em máquinas de rotor cilíndrico e de pólos salientes foi discutido em "Dinâmica das Máquinas Elétricas I", páginas 58-63. No caso da máquina de rotor cilíndrico, o efeito da saturação foi levado em conta na redução da reatância sín- crona em ambos os eixos. Esta redução era uma função do ní vel de fluxo atrás da reatância de dispersão ou reatância de Potier. Evidentemente, o efeito da saturação ê aumentar os limites de estabilidade, especialmente nas condições de qpe- peração onde o nível de saturação ê alto* A Figura 41 mostra efeitos típicos da saturação no gráfico de estabilidade. O método de tratamento da saturação para a máqui na de põios salientes consiste em modificar a corrente de campo, calculada sem considerar a saturação, por uma compo nente de saturação "S" correspondente a algum nível de fluxo no eixodireto , tal como o nível de fluxo proporcional â tensão atrás da reatância transitória. 0 efeito da saturação pode ser melhor explorado quan do se escreve as equações dinâmicas da máquina, desprezando- se os efeitos amortecedores. Como ponto de revisão do assun to apresentado em "Dinâmica das Máquinas Elétricas I", a Fi gura 4 2 dá o circuito equivalente para uma máquina de • pólos salientes sem os efeitos amortecedores. Fig. 42 A curva de saturação em circuito aberto, bem como a função de saturação "S" dos enlaces de fluxo que descrevem o excesso de força magnetomotriz requerida pela saturação, são mostradas na Figura 4 3. Fig. 43 A equação da tensão de campo é: d*fd efd dt +rfd1fd (51) Integrando: ♦fd (efd rfd 1fd) dt + ipfdo (52) XadMultiplicando tudo por -=--- Xffd ¥ Xadfd Xffd- eq* X (e ad Lfd x fdXffd X£fd Xad W dt + X ad 4> ffd fdo isto e: 'q' do [Efd “ Xad 1fd]dt + X ad ffd fdo (53) onde: Jfd - 2 L erfd fd do _ xffd fd Se a saturação não foi considerada, os enlaces de fluxo de campo são: ^fd Xffd ■̂fd “ Xad Ad O U Xad*fd Xffd =X , i_. ad fd M - id^ffd Notemos que: X, = X . + X 0 d ad l X . X _ _ v * — v -i- I uxd x,ffd Portanto: ad ffd ' - * 1 > A equação (54) pode ser expressa, então, como: (54) = Xad fd eq ; (Xd ~ d' ) i. (55) Convêm lembrar que estas equações correspondem à- quelas do Apêndice I, da Referência 3, páginas 22 e 23, re ferente ao Modelo III. Considerando a saturação, (54), fica modificada pelo termo "S", o qual podemos escrever como sendo: ad rfd = f C x - ] ou « W - ]ffd isto e: X ^ i-, ad fd ffd ffd ou EI = Xad 1£d ' eq' + <Xd - Xd > + « t - ] <56> As deduções acima completam o assunto anterior e permitem um entendimento mais fácil do tratamento que se se gue sobre a saturação em máquinas de põlos salientes. Partindo das equações (53) e (56) que serão repe tidas, aqui, na forma equivalente, com oi = 1,0: o 1 _ Ef d - Ei , e 1qo (57)q sT'do S Ei = Xad 1fd = eq + f(eq » + <Xd - Xd ^ d (58) *d = e = e ' - x JLq q d X i (59) Podemos definir a inclinação da função saturação, num- dado ponto de operação, como um fator: K ds deq 4(Xad ^ d - e' Ae'q e 1qp As relações acima podem ser postas, então, na forma incre mentai como segue: AE -. (s) - AEt (s ) de ■ ( s ) ---------- & W ------- í -------- (6 0 ) ao AEj.(s) = Aeg' (s) (1 + K) + (Xd - XJ ) Aid(s) (61) Aeg (s) = Ae^ (s) Lembramos que, na quina foi expresso como: - Xd' Aid (s) (62) Figura 30, o comportamento da mã- Â >d (s) = AEf d (s) G(s) - Ld (s) id (s) a qual, com a suposição de que W = 1,0 e desprezando o ter mo ã t y / ã t , também pode ser escrita: Aeg (s) = AEfd(s) G(s) - Xd (s) Aid (s) (63) Eliminando Ae , e AE em (62), com o uso de (60) e (61), podemos expressar (62) na mesma forma de (63), onde 1G (s) — (1 + K) + sT' do (64) X, + KX ' + sT' X'X l s ) = d d_______ do dAd' ; (1 + K) + sT' (65)do Visto que,no estudo da estabilidade em regime per manente, estamos interessados somente no regime permanente ou nos valores de freqüincia zero da reatância da máquina, da equação (65) observamos que a reatância efetiva em regi me permanente saturado Xd da máquina ê: asat X ' V 1 + kttd sat 1 + K (66) O ganho da máquina em regime permanente ê: Aeq AEfd id = 0 1 1 + K (67) Verificando-se, portanto, a estabilidade em regime permanente, impõe-se, em primeiro lugar, estabelecer as con dições de operação em regime permanente, determinar os pa râmetros linearizados relativos a estas condições de opera ção e calcular o coeficiente da potência de sincronização AP/Aô, usando estas condições de operação para estes parâ metros linearizados. Tomando o diagrama vetorial da Figura 44, para o caso de resistência zero, e concentrando nossa a- tenção ao caso do regime permanente: / / Fig. 44 e ^ = e^ - ij Xe = Corponente da tensão da barra segundo o eixo q e ^ = e^ + i Xg = Gcrnpcnente da tensão da barra segundo o eixó d (68) Da Figura 45, para pequenas variações no ângu lo Aô, e para pequenos valores desse ângulo, podemos escrever:. / / EIXO q Fig. 45 Ae, = -e, , A<5 bq bdo Ae, , = e, Aô bd bqo Também, de (68) : Ae, = Ae - Ai, X bq q d e Ae,, = Ae, + Ai X bd d q e Equacionando (69) e (70): Ae - Ai, X = -e, , Aô q d e bdo (69) (70) 'bqoAe, + Ai X d q e AÔ De (63) e (64), a parte do regime permanente destas relações conduz a: Aeq AEfd 1 + K Xd- xd (1 + K - T ~ ) ‘ (1 + K) Aid (72) enquanto que, para o eixo em quadratura, supondo nenhum a- mortecimento e nenhuma saturação: Ae, = + X Aid q q (73) Substituindo (72) e (73) em (71): onde: Ai = bdoA6 AÉ . 1 . 1 A d (X^+X, ) + AEfd {1 + K* (X + X , )e ds e ds Ai = e, Aô bqo 7 x~ + T Te q XJ = X sat Xd a + K (1 + K> (74) Agora, P = edid + eqiq .*. AP = e. Ai, + i _ Ae, + e Ai + i Ae do d do d qo q qo q Usando (72), (73) e (74), AP pode ser expresso como uma fun ção de A6 e AE^. Para a estabilidade em regime permanente, consi deremos nenhum controle de excitação; logo,AE^ = 0 e AP é uma função de Aô somente. (e + i, x ) (e. + i X ) (-e, + i X , J*p /*í _ qo do q do qo e do qo d sat X + X “ X. + X. .q e e d sat A equação (75) pode ser usada para determinar o limite de estabilidade em regime permanente, como será de monstrado no seguinte exemplo. Um gerador de pólos salientes, com parâmetro ecur va de saturação indicados na Figura 46, ê ligado a um sis tema infinito através de uma impedância externa que pode ser aproximada para uma reatância simples Xg = 0,5 p.u. Achemos o limite de estabilidade em regime perma nente, para controle manual da máquina, supondo a tensão ter minal unitária e o fator de potência também unitário. Como se compara este limite de estabilidade, cal culado sem se levar em conta a saturação ? SOLUÇÃO: Este problema requer uma solução por tentativa e erro. Supomos a condição de operação de PQ = 1,2 + jO para et = 1,0. o Do diagrama vetorial: V eto [ (eto + - I ç V - V eto xq ] 90 Aeto + Q0/et0 Xq >2 + <P0/et0Xq ) 2 ■do (P /et )2 X + (Q /et ) (et + ■ .0 X ) o o q o' o o etQ q /(et + Q /et X )2 + (P /et X )2o q o q (et + Q /et X )et o o o q o qo / <eto + V eto Xq> 2 + (Po/eto Xq>2 e 1 - e + i , X 'qo qo do d e, = i X do qo q E = et - (P /et - jQ /et ) jx o o o o J o o J e sen 6 et P/et (X + X ) o o q eo E E qo o Da curva de saturação podemos desenhar o fator de que é mostrado na Figura 47.saturação K = ôs/ôe 1 , Fig. 47 Do ponto de operação da primeira tentativas II0Ü1 •H 1/2 (1) Á 2 + 0,7922 ■» — 1,22 x 0,66do 1,28 e _ = 0,783qo ll0d) 0,620 = 0,936 = 0,742 e' = 0,783 + 0,742 x 0,24 = 0,961go ' ' ' K = 0,77 Conseqüentemente: 1,14(1 + 0,77 x ) ds 1,77 = 0,749 Usando os valores acima em (75): AP/Aô = 0,383. Se a saturação não for desconsiderada: AP/Aô = 0,153. Para a próxima tentativa toma-se P = 1,8; Q = 0 . iqo = 1,16 1do = 1,38 0D1 <ü = 0,645 edo = 0,765 6qo . = 0,976 .*• K O00«koII ds = 0,74 Usando estes valores em (75): AP/Aô = -0,163; K1 variações do conjugado elétrico para uma variação no ângulo do rotor, com enlace de fluxo constante segundo o eixo d. K2 6 variação do conjugado elétrico para uma variação no eixo d do enlace de fluxo com o ângulo constante do ro tor. K3 K4 K5 K6 fator de impedância = (X̂ + Xe)/(X^ + Xq) , para o ca so onde a impedância externa ê uma reatância pu ra X . e AEq AÔ efeito desmagnetizante de uma varia ção do ângulo do rotojr. variação da tensão terminal com a va riação do ângulo do rotor para E' constante. ^ Ae, AE1q variação na tensão terminal com a variação de E' para um ângulo cons tante do rotor? Ti = constante de tempo do campo em circuito aberto. T'dz K3Tdo = constante de tempo efetiva do campo sob carga. É importante reconhecer que, com excessão de K^, o qual é somente uma função da relação de impedância, todos os outros parâmetros variam com a carga, fazendo com que o comportamento da máquina seja bastante diferente nos diver sos pontos de operação. K1 = X - X'q ax + X' e di E sen Ô + qo o o E E cos 6 qo o o X + X e q K2 sen 6o + Xd Interpolando, o limite de estabilidade serã apro ximadamente em P = 1,62 p.u. Desconsiderando a saturação, para P = 1,8 e Q = 0, AP/Aô = -'■0,441. Interpolando, o limite sem saturação ê a- proximadamente 1,355. ESTABILIDADE DINÂMICA Os aspectos de estabilidade, com pequenas pertur bações linearizadas consideradas até aqui, envolveram tes tes para verificar a existência de potência de sincroniza ção,, isto ê, para verificar se o coeficiente AP/Aô ê posi tivo. O uso de reguladores de tensão atuando continua mente asseguram um AP/Aô positivo para a maioria das situa ções praticas. A instabilidade, entretanto, não resulta u- sualmente da falta de potência de sincronização, mas sim, devido à ausência de amortecimento positivo na sucessão de oscilações resultantes das equações de oscilações descritas no diagrama de bloco da Figura 1. As referências 4 e 5 cobrem os conceitos de esta bilidade dinâmica afetados pelo controle da excitação. O mé todo para compreender o problema ê através do desenvolvi mento das relações linearizadas, a partir de correntes não- lineares do comportamento da maquina síncrona. Um exemplo de tais relações linearizadas ê mostrado no Apêndice A da re ferência 4. O diagrama de bloco básico que descreve o fenôme no ê repetido neste livro por conveniência (Figura 48 e 49). Também, para o simples caso de uma máquina ligada através de uma reatância externa a uma barra infinita, com a máquina representada sem os efeitos amortecedores, os parâmetros no diagrama de bloco são: Relações de conjugado-ângulo da maquina H-vQ. 4̂00 Capítulo 4 Efeitos das m áquinas síncronas K3 " K4 = *5 xd + Xe + Xd e X, - X'd d X + X*e d X ____SL e.do (76) E sen 6 o o xá X + X e. e q to E cos ô - ■■ - > * --- 32. E gen go x + X' e. o oe d to X K. = X + X' e d ' 3 2 . ' t o Os métodos de análise usam a técnica da resposta de freqüência. O material no Apêndice E de "Dinâmica e Contro le da Geração", será útil para a compreensão destas técni cas (referência 7). Fig. 49 Diagrama de blocos de uma máquina simples alimentando uma barra infinita através de uma impedância externa, incluindo efeitos do sistema excitação-regulador de tensão. O uso desses métodos de análise será ilustrado com alguns exemplos. Seja o caso do exemplo anterior de uma máquina cujos dados são apresentados na Figura 45, e para a mesma condição de carga considerada anteriormente de P + jQ = 1,0 + jO e efc = 1,0, Xe = 0,4, H = 5. Desprezando a saturação e usando (76) para as con dições de operação com i = 0,835, e = 0,835qo qo idQ = 0,550, edo = °'550 E = 1,20 , E = 1,077qo ' o ' 6 = 55,22° Os parâmetros linearizados do diagrama de bloco da Figura 49 são: K1 — 1,174 K2 *= 1,47 K3 = 0,36 K4 = 1,88 K5 = -0,117 K6 = 0,301 Qual é o coeficiente de potência de sincronização para enlaces de fluxo constantes ? K1 ATe A<$ 1,174 p.u./radiano Qual ê a freqüência de oscilação das equações de oscilação da máquina, supondo os enlaces de fluxo constan- tes ? ton 377 Kx 2H 6,65 rad/s Qual o coeficiente de potência de sincronização em regime permanente, considerando a ausência de ação regula dora (tensão de campo constante) ? 3T Em regime permanente 36 = Kx - K2K3K4 = 0,180 *fd Qual o valor de que faria o coeficiente da po tência de sincronização em regime permanente igual àquele ccm enlaces de fluxo constantes ? AE'/Aí "K4 K3 1 + KeK3K6 KCK K0 5 e 3 1 + K e 3 6 e o coeficiente de sincronização em regime permanente é: = K1 - K2 K.K, + KCK K0 4 3 5 £/ 3 1 + K K_K, e 3 6 Da equação acima, com os valores de a Kg calculados, te mos que: K£ = 16,1 p.u. AE^/p.u. Isto mostra o uso de um regulador com ganho razoa velmente baixo para contrabalançar o efeito da desmagneti- zação da reação da armadura e faz a máquina apresentar um coeficiente de potência de sincronização em regime permanente igual àquele com os enlaces de fluxo constantes. Supondo nenhuma ação reguladora (tensão de campo constante) na freqflência natural de oscilação, qual ê a mag- nitude do conjugado de amortecimento devido às perdas de campo ? Sem nenhuma ação reguladora, os conjugados de amor tecimento recebem contribuição da serie de blocos, cuja fun ção de transferência combinada ê: -K4 Kj Kj 1 + SK3Tà> Para a freqüência de oscilação ü)n = 6,65 rad/s e = 8 segundos. Esta componente do conjugado tem a seguinte mag nitude e fase relativa ao ângulo: -0,994 1 + j 19,1 = 0,0520 / 93° Desde que a velocidade adianta o ângulo de 90°, o componente do conjugado em fase com a velocidade é 0,0520- cos 3o = 0,052. Notemos que o componente do coeficiente do conjugado de sincronização nessa freqüência é negativo,isto é, -0,0520 sen 3o = -0,00272. Para uma amplitude de oscilação angular de 1 ra- diano, a 6,65 rad/s,- a amplitude de oscilação de velocidade em p.u. é de 6,65/377 = 0,0177. Logo, a constante de amor tecimento equivalente D = AT/pô, nesta freqüência,é 0,0520/ 0,0177 = 2,94. A razão de amortecimento representada por esta quan tia de conjugado amortecedor pode ser obtida aproximadamen te como segue. A equação característica de um sistema de segunda ordem, representada pelo diagrama de bloco da Figura 50, é: K1 + s + 2s =M M 0. Fig. 50 Comparando essa expressão com a forma quadrática: 2 2 ü) + 2ç ü) s + s = 0 o * o onde / K, 377 ü) = / ----n--- 2 S K 1 M377' Para s = jmn , o coeficiente de amortecimento equivalente ê D = 2,94 p.u. Assim, a razão de amortecimento produzida pelas per das no campo é, aproximadamente: ç l _ x 2,94________2 ✓ 1,174 x 10 x 377 0,022 Supondo um regulador-excitatriz idealizado, a fun ção AE'/AÔ toma-se: AE' -K,[k . + K Kc]q _ 3L 4 e 5J Aô (1 + sK-T' + K K_KC)3 do e 3 6 K «»ecom AE^/AS = -K5/K6 e AT/AÔ = [K1 - K2K5/K6] Notemos que, sob esta situação idealizada de ga nho infinito e constante de tempo nula, a variação do con jugado obtida pela variação do fluxo está em fase com o ân gulo e , conseqüentemente, não tem componente de anorteciirento. Vejamos também que, devido a K,. ser negativo, o coeficiente da potência líquida de sincronização é maior do que com enlaces de fluxo constantes. Ou seja, K, - K_K,./K =i z d o 1,745 comparado com = 1,174 para enlaces de fluxo cons tantes. Ainda, o coeficiente da potência de sincronização, para o caso ideal de reatância nula da máquina (tensão ter minal constante) sob estas condições de carga, ê: e E — y 4° cos 21,8 = 2,5 Tomemos agora o caso dò sistema de excitação que tem considerável atraso e é descrito pela função K___________ e__________ (1 + sT ) (1 + sT ) e v Seja: K = 20e T£ = 0,5 Tv = 0,2 Quais são os conjugados de amortecimento produzi dos pelas variações no fluxo, na freqttência m = 6,65 rãd/s ? O ponto de operação é estável com este sistema de excitação? Referindo-nos ao diagrama de blocos da Figura 49 e designando a função do regulador de tensão-excitatriz por G(s), os conjugados resultantes das variações em E' são: -K K32 1 + sK3T*o k4 + k5g(s) KKG(s) 11 3 6 1 + sK3Tdo AÔ (s) Substituindo s = j6,65 e G(s) = 20/((1 + s0,2) (1 + s0,5)) , a expressão acima com T' = 8 segundos se torna: = 0,0.626 / 98,55 = o,0093 + jO,0619 isto é, o conjugado de amortecimento desenvolvido por osci lações do ângulo de amplitude de 1 radiano, na freqüincia de 6,65 rad/s, ê 0,0619 p.u., ou seja, a amplitude de conjuga do em fase com a velocidade ê (0,0619 A ô ) . Parece que este ponto é estável. Notemos que a estabilidade pode ser determinada pelo critério de Nyquist com uma verificação do ângulo de fa se sobre todas as funções de laço aberto mostradas na Figu ra 51, na freqüência para a qual a razão de amplitude desta função é unitária. Fizemos a suposição que esta freqüincia está próxima à freqüência natural wn (supondo constantes os enlaces de fluxo). A t0 Esta suposição é boa quando a magnitude da função de realimentação (AE^/Aô) for pequena com respeito a K^. Tomemos,
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