ads:
Campus de Ilha Solteira
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA ELÉTRICA
“Estudo Comparativo do Modelo Linear de Heffron e
Phillips e Modelo de Sensibilidade de Potência com a
Inclusão dos Dispositivos FACTS SVC e TCSC”
MARCELO SANTOS SILVA
Orientador: Prof. Dr. Percival Bueno de Araujo
Dissertação apresentada à Faculdade de
Engenharia - UNESP – Campus de Ilha
Solteira, para obtenção do título de
Mestre em Engenharia Elétrica.
Área de Conhecimento: Automação.
Ilha Solteira – SP
Fevereiro/2008
ads:
Livros Grátis
http://www.livrosgratis.com.br
Milhares de livros grátis para download.
FICHA CATALOGRÁFICA
Elaborada pela Seção Técnica de Aquisição e Tratamento da Informação/Serviço Técnico
de Biblioteca e Documentação da UNESP-Ilha Solteira
Silva, Marcelo Santos.
S586e Estudo comparativo do modelo linear de Heffron e Phillips e modelo de sensibilidade
de potência com a inclusão dos dispositivos FACTS SVC e TCSC / Marcelo Santos
Silva. -- Ilha Solteira : [s.n.], 2008
121 f. : il.
Dissertação (mestrado) - Universidade Estadual Paulista. Faculdade de Engenharia de Ilha
Solteira. Área de conhecimento: Automação, 2008
Orientador: Percival Bueno de Araujo
Bibliografia: p. 115-118
1. Energia elétrica – Transmissão. 2. Matemática – Desenvolvimento. 3. Modelo linear de
Heffron e Phillips. 4. Modelo de sensibilidade de potência.
ads:
Aos Meus Pais
Celso Felisberto da Silva
e Jussara Santos Silva
Dedico
Ao meu filho Leonardo S. Silva.
Ao meu irmão e amigo, Rodrigo S. Silva.
Ao meu orientador Percival Bueno de Araujo.
À minha avó Odila, à minha família e a todos os meus amigos.
Ofereço
Agradecimentos
Terminado este período de aprendizado tão longo, impossível deixar de lado
algumas reflexões sobre isso.
Agradeço a DEUS por me permitir chegar até aqui, e ter colocado em minha
vida muitas pessoas maravilhosas, como anjos, dentro deste novo caminho que Ele me
proporcionou trilhar.
Agradeço aos meus pais, pessoas que mais estimo e admiro, por toda a
dedicação, amor e apoio, sem os quais jamais chegaria até aqui, melhores pais do
mundo.
Ao meu filho pelo amor e compreensão às minhas faltas como pai durante minha
caminhada na busca da conquista deste sonho.
Ao meu irmão quase sempre distante, mas sempre me apoiando no percurso
deste trabalho.
Ao meu orientador, professor Percival Bueno de Araujo, por ter acreditado em
mim, pela sua paciência, sua generosidade, por ter me aceitado após um período em que
me ausentei por motivos financeiros e pelo auxílio significativo que me deu nessa
empreitada; o admiro muito por não medir esforços para hora de trabalho, e na sala de
aula, um professor exemplo.
Aos professores doutores Laurence Duarte Colvara, Anna Diva Plasencia
Lotufo, Olivio Carlos Nascimento Souto, Farid Carvalho Mauad, Maria Aparecida
Nascimento, Sidnei Motta, Nazim Chubaci, Roberto Pinheiro Gatsios, Jadis Santis, João
B. Romero,Walter H. Bernadelli, entre outros.
Aos professores do Programa de Pós-Graduação em Engenharia Elétrica da
Faculdade de Engenharia - Unesp - Campus de Ilha Solteira, pela busca contínua da
excelência da qualidade dos trabalhos e condições de realização dos mesmos.
Aos amigos Carlos (Peruano), André (Cuiabá) e Marcelo Sanches que
dispensaram muita dedicação em me auxiliar nos momentos em que me encontrava em
pleno deserto de idéias.
Não poderia deixar de citar os amigos Elcio, Wesley, Cra, Fabiano, Soneca,
Mazão, Anastácio, Capotão, Piuí, Ricardo (Bico Doce), BJ, Renato (Pancho), Pgmeu,
Ronaldo Pin, Araketu, José Choque, Tadao, Wendel, Corumbá, Rosca, Loana, Koji,
Jaine, Dárcio (Corintinha), Fausto, Adriano, Vlademir, Silvio, Wilingthon, Rudi, Hélio,
Apio, Wander, Ana Cláudia, Jaquelini, Mário Estremote, Sérgio (Bruxo), Ricardo
(Baiano), Quevedo, Nilton, Edilton, Guela, Potato, Carol, Renato (coelho), Rafael,
André (Colina), Emerson, Cássio, Nadja, Marcela, Anacleto, Morinha, Perroni, Tatu,
Tele-Tubs, Rogério, Carlos, Junão, Ézio, Rochinha, Ronaldo C. Luz, Leandro
Magalhães, Maxwell, Morettis, Ernani, Cristiano, Ricardinho, Roda, Tripa, Bizerra,
Cícero Barbosa, Romel, Flávia Néri, Renato Alterosa, Sebastião, Mário Leo, Chico,
Francineudo, Undercleia, Reginaldo, Bandeira, Márcio, Tocantins.
Tio Gerônimo, tia Aparecida, Elza, Antônio, Noeli, Roseli, Leandro, Mazinho
Vanessa, Felipe, Luiz, André, Márcio, Virgilio, Fabiana, Catarina, Bianca, Toninha,
Neuzinha, Madalena, Edson, Fátima, Tereza, Zezé, Márcia, Ângela, Carla, Hugo, Mario
Augusto, madrinha Rosa, Janaina Moreira, Fátima, Donizete, a todos os meus familiares
que me ajudaram com palavras de incentivo, ajuda emocional e me forneceram a
tranqüilidade necessária para que pudesse vencer este desafio.
À Luzinete Maria de Oliveira, Maria Cristina de Sales, Deoclécio, José Roberto,
Onilda Naves de Oliveira Akasaki, Adelaide Amaral dos Santos Passipieri, Maria
Fátima Sabino, entre muitos outros funcionários da FEIS/UNESP agradeço por me
ajudarem em diversas ocasiões.
À todos aqueles que, por um lapso, esqueci de mencionar e que foram
importantes para a realização deste trabalho.
EPÍGRAFE
Um homem terá pelo menos dado a
partida para a descoberta do sentido
da vida humana quando começar a plantar
árvores frondosas sob as quais sabe
muito bem que jamais se sentará.
(D. Elton Trueblood)
Resumo
Com o crescimento do consumo de energia, aliado às restrições ambientais que dificultam
a construção de unidades geradoras e/ou linhas de transmissão, os sistemas elétricos de
potência se tornaram cada vez maiores e complexos. Para aumentar sua confiabilidade,
diferentes sistemas foram interligados e passaram a trabalhar próximo de seus limites. Para
melhorar a estabilidade e a eficiência destes sistemas, bem como torná-los mais flexíveis,
começaram a ser utilizados os controladores FACTS.
Para o estudo da atuação destes controladores no sistema de energia elétrica é necessária a
modelagem do próprio sistema, com a consideração dos FACTS.
Este trabalho apresenta estudos referentes à inclusão dos dispositivos FACTS em dois
modelos lineares do sistema de potência: o conhecido como de “Heffron e Phillips” e o de
“Sensibilidade de Potência”. Estes modelos se prestam ao estudo da estabilidade a pequenas
perturbações de um sistema elétrico de potência.
São estudados inicialmente os modelos sem os compensadores e, na seqüência, os modelos
são modificados para se considerar a atuação dos controladores FACTS.
A partir dos modelos são realizadas simulações, e os resultados obtidos são discutidos e
conclusões são apresentadas a respeito da estabilidade a pequenas perturbações do sistema
elétrico de potência.
A
BSTRACT
The increase of power demand combined to environmental constraints, which has
restrained the construction of new generation and transmission systems, has resulted in large,
and even more complex than ever, electric power systems. Distinct systems have been
interconnected to improve reliability and are projected to work around their limitation.
Flexible AC Transmission Systems (FACTS) controllers have been employed to improve
stability and efficiency, and give some flexibility to existing power systems.
Modeling and simulation of such systems are necessary to understand dynamic operation
of FACTS controllers.
The present work presents studies related to the insertion of FACTS controllers into two
linear power system models: the “Heffron and Philips” and the “power sensitivity”. These
models are frequently used to evaluate small signal stability in electric power systems.
Firstly, models without compensating are studied. Afterward, the linear models are
modified to include FACTS controllers.
From computing simulations, obtained results are discussed and conclusions are presented
regarding the influence of FACTS controllers on small signal stability analysis.
Índice de Figuras
Figura 2.1: Diagrama Unifilar – Sistema MBI............................................................... 23
Figura 2.2: Regulador Automático de Tensão................................................................ 30
Figura 2.3: Diagrama de Blocos – Modelo de Heffron e Phillips – Sistema MBI......... 32
Figura 2.4: Diagrama Unifilar – Sistema MBI............................................................... 33
Figura 2.5: Diagrama de Blocos – Modelo de Sensibilidade de Potência – Sistema MBI
..................................................................................................................... 46
Figura 3.1: Compensador Estático de Reativos – Esquema Básico ............................... 50
Figura 3.2: Sistema de Controle do SVC – Diagrama de Blocos................................... 50
Figura 3.3: Compensador Série Controlado a Tiristor – Esquema Básico..................... 53
Figura 3.4: Sistema de Controle do TCSC – Diagrama de Blocos ................................ 53
Figura 3.5: Diagrama Unifilar – Sistema MBI com SVC .............................................. 54
Figura 3.6: Diagrama Unifilar – Sistema MBI com TCSC............................................ 62
Figura 3.7: Diagrama de Blocos – Modelo de Heffron e Phillips com FACTS – Sistema
MBI.............................................................................................................. 68
Figura 3.8: Diagrama Unifilar – Sistema MBI com SVC .............................................. 68
Figura 3.9: Diagrama de Blocos – Modelo de Sensibilidade de Potência – Sistema MBI
com SVC...................................................................................................... 74
Figura 3.10: Diagrama de Blocos – Modelo de Sensibilidade de Potência – Sistema
MBI com TCSC........................................................................................... 78
Figura 4.1: Variações da Velocidade Angular – k
r
= 10 ................................................ 95
Figura 4.2: Variações da Tensão v
m
– k
r
= 10 ................................................................ 95
Figura 4.3: Variações da Velocidade Angular – k
r
= 50 ................................................ 96
Figura 4.4: Variações da Tensão v
m
– k
r
= 10 ................................................................ 97
Figura 4.5: Trajetória dos Autovalores Reais do Sistema MBI – Influência do Ganho
k
DSVC
.......................................................................................................... 100
Figura 4.6: Trajetória dos Autovalores de Modo Local de Oscilação do Sistema MBI –
Influência do Ganho k
DSVC
........................................................................ 101
Figura 4.7: Variações da Tensão na Barra Intermediária (Δv
m
) – Influência do Ganho
k
DSVC
.......................................................................................................... 102
Figura 4.8: Trajetória dos Autovalores do Modo Oscilatório do Controle de Tensão do
Sistema MBI – Influência do Ganho k
SVC
................................................. 104
Figura 4.9: Trajetória dos Autovalores de Modo Local de Oscilação do Sistema MBI –
Influência do Ganho k
SVC
.......................................................................... 105
Figura 4.10: Variações da Tensão na Barra Intermediária (Δv
m
) – Influência do Ganho
k
SVC
............................................................................................................ 106
Figura 4.11: Variações da Velocidade Angular do Rotor – Influência do Ganho k
TCSC
................................................................................................................... 108
Figura 4.12: Variações do Ângulo Interno do Gerador – Influência do Ganho k
TCSC
. 109
Índice de Tabelas
Tabela 4.1: Autovalores do Sistema MBI – Sem Controladores FACTS ...................... 92
Tabela 4.2: Autovalores Dominantes do Sistema MBI – Com e Sem Dispositivos
FACTS ...................................................................................................... 94
Tabela 4.3: Autovalores Dominantes do Sistema MBI – Controle de Tensão do SVC. 98
Tabela 4.4: Autovalores do Sistema MBI – Influência do Controle de Amortecimento
do SVC ...................................................................................................... 99
Tabela 4.5: Autovalores do Sistema MBI – Influência do Controle de Tensão do SVC
................................................................................................................. 103
Tabela 4.6: Autovalores do Sistema MBI – Influência do Controle de Amortecimento
do TCSC.................................................................................................. 107
Tabela 4.7: Δδ em Regime Permanente – Influência do Controle de Amortecimento do
TCSC....................................................................................................... 108
LISTA DOS PRINCIPAIS SÍMBOLOS
FACTS : Flexible Alternated Current Transmission System
G
RAT
: função de transferência do regulador automático de tensão
MHP : Modelo Heffron e Phillips
MSP : Modelo de Sensibilidade de Potência
SVC : Static Var Compensator
TCSC : Thyristor Controlled Series Compensator
A
1g
, A
2g
, A
3g
: coeficientes de sensibilidade de potência ativa do gerador síncrono
A
1e
, A
2e
, A
3e
: coeficientes de sensibilidade de potência ativa da linha de transmissão
entre a barra terminal e a barra intermediária “m”
A
1me
, A
2me
, A
3me
: coeficientes de sensibilidade de potência ativa da linha de transmissão
entre as barras intermediária “m” e terminal
A
1m∞
, A
2m∞
: coeficientes de sensibilidade de potência ativa da linha de transmissão
entre as barras intermediária “m” e infinita
Ax
TCSC
: coeficiente de sensibilidade de potência ativa do TCSC
B
SVC
: susceptância do SVC
B
1
, B
2
: sub-matrizes da matriz de entrada ampliada do Modelo de
Sensibilidade de Potência
c
1
– c
3
: constantes da tensão na barra intermediária “m”
D : coeficiente de amortecimento da máquina síncrona
e
a
: tensão que define a posição do eixo de quadratura da máquina
síncrona
e
ar
: componente do eixo real da tensão que define a posição do eixo de
quadratura da máquina síncrona
e
am
: componente do eixo imaginário da tensão que define a posição do eixo
de quadratura da máquina síncrona
e
ad
: componente do eixo direto da tensão que define a posição do eixo de
quadratura da máquina síncrona
e
aq
: componente do eixo em quadratura da tensão que define a posição do
eixo de quadratura da máquina síncrona
e’ : tensão interna da máquina síncrona
e’
r
: componente do eixo real da tensão interna da máquina síncrona
e’
m
: componente do eixo imaginário da tensão interna da máquina síncrona
e’
d
: componente do eixo direto da tensão interna da máquina síncrona
e’
q
: componente do eixo em quadratura da tensão interna da máquina
síncrona
e
fd
: tensão de campo da máquina síncrona
H : constante de inércia da máquina síncrona
i
t
: corrente na linha de transmissão
i
r
: componente do eixo real da corrente na linha de transmissão
i
m
: componente do eixo imaginário da corrente na linha de transmissão
i
d
: componente do eixo direto da corrente na linha de transmissão
i
q
: componente do eixo em quadratura da corrente na linha de
transmissão
i
1
: corrente da linha de transmissão entre a barra terminal e a barra
intermediária “m”
i
2
: corrente da linha de transmissão entre a barra intermediária “m” e a
barra infinita
i
SVC
: corrente que circula pelo SVC
J
11
, J
12
, J
21
, J
22
: sub-matrizes da matriz ampliada do Modelo de Sensibilidade de
Potência
k
A
, k
V
: coeficientes de reação de armadura do Modelo de Sensibilidade de
Potência
k
1
– k
9
: constantes do Modelo de Heffron e Phillips
k
r
: ganho do regulador automático de tensão
k
SVC
: ganho do controle de tensão do SVC
k
DSVC
: ganho do controle de amortecimento do SVC
k
TCSC
: ganho do controle de amortecimento do TCSC
M : coeficiente de inércia = 2H
P
m
: potência mecânica de entrada da máquina síncrona
P
e
: potência ativa de saída da barra terminal
P
G
: potência ativa entregue à barra terminal
P
me
: potência ativa entregue à barra intermediária “m”
P
m∞
: potência ativa de saída da barra intermediária “m”
P
SVC
: potência ativa consumida pelo SVC
Q
e
: potência reativa de saída da barra terminal
Q
G
: potência reativa entregue à barra terminal
Q
me
: potência reativa entregue à barra intermediária “m”
Q
m∞
: potência reativa de saída da barra intermediária “m”
Q
SVC
: potência reativa consumida pelo SVC
R
1g
, R
2g
, R
3g
: coeficientes de sensibilidade de potência reativa do gerador síncrono
R
1e
, R
2e
, R
3e
: coeficientes de sensibilidade de potência reativa da linha de
transmissão entre a barra terminal e a barra intermediária “m”
R
1me
, R
2me
, R
3me
: coeficientes de sensibilidade de potência reativa da linha de
transmissão entre as barras intermediária “m” e terminal
R
1m∞
, R
2m∞
: coeficientes de sensibilidade de potência reativa da linha de
transmissão entre as barras intermediária “m” e infinita
R
1SVC
, R
2SVC
: coeficientes de sensibilidade de potência reativa do SVC
Rx
TCSC
: coeficiente de sensibilidade de potência reativa do TCSC
s : operador de Laplace
G
_
S
•
: potência complexa gerada internamente na máquina síncrona
G
S
•
: potência complexa entregue à barra terminal
e
S
•
: potência complexa de saída da barra terminal
me
S
•
: potência complexa entregue à barra intermediária “m”
∞
•
m
S : potência complexa de saída da barra intermediária “m”
SVC
S
•
: potência complexa consumida pelo SVC
T
m
: torque mecânico de entrada da máquina síncrona
T
e
: torque elétrico nos terminais da máquina síncrona
T
r
: constante de tempo do regulador automático de tensão
T’
d0
: constante de tempo transitória de eixo direto em circuito aberto da
máquina síncrona
T
α
: constante de tempo do circuito de disparo do SVC
T
TCSC
: constante de tempo do circuito de disparo do TCSC
v
t
: tensão terminal da máquina síncrona
v
r
: componente do eixo real da tensão terminal da máquina síncrona
v
m
: componente do eixo imaginário da tensão terminal da máquina
síncrona
v
d
: componente do eixo direto da tensão terminal da máquina síncrona
v
q
: componente do eixo em quadratura da tensão terminal da máquina
síncrona
v
∞
: tensão na barra infinita
v
∞r
: componente do eixo real da tensão na barra infinita
v
∞m
: componente do eixo imaginário da tensão na barra infinita
V
m
: tensão na barra intermediária “m”
v
mr
: componente do eixo real da tensão na barra intermediária “m”
v
mm
: componente do eixo imaginário da tensão na barra intermediária “m”
v
md
: componente do eixo direto da tensão na barra intermediária “m”
v
mq
: componente do eixo em quadratura da tensão na barra intermediária
“m”
v
ref
: tensão de referência do regulador automático de tensão
v
mref
: tensão de referência da barra intermediária “m”
x
e
: reatância da linha de transmissão
x
1
: reatância da linha de transmissão entre a barra terminal e a barra
intermediária “m”
x
2
: reatância da linha de transmissão entre a barra intermediária “m” e a
barra infinita
x
d
: reatância síncrona de eixo direto da máquina síncrona
x’
d
: reatância transitória de eixo direto da máquina síncrona
x
q
: reatância síncrona de eixo de quadratura da máquina síncrona
X
TCSC
: reatância do TCSC
ω : velocidade angular do rotor da máquina síncrona
ω
0
: velocidade síncrona = 377 (rads/s)
δ : ângulo interno da máquina síncrona
θ : ângulo da tensão terminal
γ : ângulo da tensão interna da máquina síncrona
~
[] : representa um fasor
∂ : representa uma derivada parcial
o
[] : representa d/dt
Δ : representa pequenas variações em torno de um ponto de equilíbrio
Índice
CAPÍTULO 1 ................................................................................................................. 17
Introdução....................................................................................................................... 17
CAPÍTULO 2 ................................................................................................................. 22
Modelo Linear de Heffron e Phillips e Modelo de Sensibilidade de Potência............... 22
2.1. Introdução................................................................................................................ 22
2.2. Modelo Linear de Heffron e Phillips....................................................................... 23
2.2.1. Equações Básicas do Modelo de Heffron e Phillips................................... 23
2.2.2. Torque Elétrico nos Terminais do Gerador Síncrono................................. 25
2.2.3. Inclusão da Dinâmica do Circuito de Campo do Gerador Síncrono no MHP
................................................................................................................... 26
2.2.4. Tensão Terminal do Gerador Síncrono ...................................................... 27
2.2.5. Interpretação Física das Constantes do MHP............................................. 28
2.2.6. Tensão na Barra Intermediária “m” (Tensão v
m
) ....................................... 28
2.2.7. Equações Eletromecânicas do Gerador Síncrono no MHP ........................ 30
2.2.8. Inclusão do Sistema de Excitação do Gerador Síncrono no MHP ............. 30
2.2.9. Representações do Modelo Linear de Heffron e Phillips........................... 31
2.3. Modelo de Sensibilidade de Potência...................................................................... 33
2.3.1. Equações Básicas do Modelo de Sensibilidade de Potência ...................... 34
2.3.2. Potências no Sistema MBI.......................................................................... 35
2.3.3. Balanço de Potências no Sistema MBI....................................................... 40
2.3.4. Inclusão da Dinâmica do Circuito de Campo do Gerador Síncrono no MSP
................................................................................................................... 41
2.3.5. Interpretação Física das Constantes do MSP.............................................. 41
2.3.6. Equações Eletromecânicas do Gerador Síncrono no MSP......................... 42
2.3.7. Inclusão do Sistema de Excitação do Gerador Síncrono no MSP.............. 43
2.3.8. Representações do Modelo de Sensibilidade de Potência.......................... 43
2.4. Conclusões............................................................................................................... 47
CAPÍTULO 3 ................................................................................................................. 48
Modelo Linear de Heffron e Phillips e Modelo de Sensibilidade de Potência com
Dispositivos FACTS....................................................................................................... 48
3.1. Introdução............................................................................................................ 48
3.2. Compensador Estático de Reativos (SVC).......................................................... 49
3.2.1. Esquema de Controle Proposto para o SVC............................................... 50
3.3. Compensador Série Controlado a Tiristor (TCSC) ............................................. 51
3.3.1. Esquema de Controle Proposto para o TCSC............................................. 53
3.4. Inclusão do SVC no Modelo Linear de Heffron e Phillips.................................. 54
3.4.1. Equações Básicas do Modelo de Heffron e Phillips com SVC .................. 55
3.4.2. Torque Elétrico nos Terminais do Gerador Síncrono com um SVC em
Operação.................................................................................................... 57
3.4.3. Inclusão da Dinâmica do Circuito de Campo do Gerador Síncrono no MHP
com SVC em Operação............................................................................. 58
3.4.4. Tensão Terminal do Gerador Síncrono com SVC em Operação................ 59
3.4.5. Interpretação Física das Constantes do MHP com SVC em Operação...... 60
3.4.6. Tensão na Barra Intermediária “m” (Tensão v
m
) com SVC em Operação. 60
3.4.7. Equações Eletromecânicas do Gerador Síncrono no MHP com SVC em
Operação.................................................................................................... 61
3.4.8. Inclusão do Sistema de Excitação do Gerador Síncrono no MHP com SVC
em Operação.............................................................................................. 61
3.5. Inclusão do TCSC no Modelo Linear de Heffron e Phillips ............................... 62
3.5.1. Equações Básicas do Modelo de Heffron e Phillips com TCSC................ 62
3.5.2. Torque Elétrico nos Terminais do Gerador Síncrono com TCSC em
Operação.................................................................................................... 63
3.5.3. Inclusão da Dinâmica do Circuito de Campo do Gerador Síncrono no MHP
com TCSC em Operação........................................................................... 64
3.5.4. Tensão Terminal do Gerador Síncrono com TCSC em Operação ............. 65
3.5.5. Interpretação Física das Constantes do MHP com TCSC em Operação.... 65
3.5.6. Equações Eletromecânicas do Gerador Síncrono no MHP com TCSC em
Operação.................................................................................................... 65
3.5.7. Inclusão do Sistema de Excitação do Gerador Síncrono no MHP com
TCSC em Operação................................................................................... 66
3.5.8. Representações do Modelo Linear de Heffron e Phillips com Dispositivo
FACTS ...................................................................................................... 66
3.6. Inclusão do SVC no Modelo de Sensibilidade de Potência................................. 68
3.6.1. Potências no Sistema MBI com SVC......................................................... 69
3.6.2. Balanço de Potências no Sistema MBI com SVC ...................................... 70
3.6.3. Representações do Modelo de Sensibilidade de Potência com SVC ........ 71
3.7. Inclusão do TCSC no Modelo de Sensibilidade de Potência .............................. 73
3.7.1. Potências no Sistema MBI com TCSC....................................................... 74
3.7.2. Balanço de Potências no Sistema MBI com TCSC.................................... 76
3.7.3. Representações do Modelo de Sensibilidade de Potência com TCSC...... 76
3.8. Inclusão do Controle de Tensão do SVC no MHP e MSP .................................. 79
3.8.1. Inclusão do Controle de Tensão do SVC no MHP..................................... 79
3.8.2. Inclusão do Controle de Tensão do SVC no MSP ..................................... 80
3.9. Inclusão do Controle de Amortecimento do SVC no MHP e MSP..................... 82
3.9.1. Inclusão do Controle de Amortecimento do SVC no MHP ....................... 83
3.9.2. Inclusão do Controle de Amortecimento do SVC no MSP........................ 84
3.10. Inclusão do Controle de Amortecimento do TCSC no MHP e MSP ................ 86
3.10.1. Inclusão do Controle de Amortecimento do TCSC no MHP..................... 86
3.10.2. Inclusão do Controle de Amortecimento do TCSC no MSP...................... 87
3.11. Conclusões......................................................................................................... 89
CAPÍTULO 4 ................................................................................................................. 91
Simulações e Resultados ................................................................................................ 91
4.1. Introdução............................................................................................................ 91
4.2. Sistema MBI sem Controladores FACTS ........................................................... 91
4.3. Sistema MBI com Controladores FACTS........................................................... 93
4.4. Sistema MBI com Controlador FACTS SVC e Controle de Tensão .................. 97
4.5. Sistema MBI com Controlador FACTS SVC e Controles de Tensão e
Amortecimento ................................................................................................... 98
4.6. Sistema MBI com Controlador FACTS TCSC e Controle de Amortecimento. 107
4.7. Conclusões......................................................................................................... 109
CAPÍTULO 5 ............................................................................................................... 111
Conclusões Finais e Trabalhos Futuros........................................................................ 111
Referências Bibliográficas............................................................................................ 115
Apêndice I. Matriz de Transformação de Coordenadas ............................................... 119
Apêndice II. Dados do Sistema Exemplo..................................................................... 120
Anexo I. Artigos Publicados e Submetidos.................................................................. 121
17
CAPÍTULO 1
Introdução
A geração e a transmissão de energia elétrica são realizadas pelas concessionárias
sempre com o intuito de atender com qualidade cada uma das áreas que consomem esta
energia. A qualidade dos sistemas elétricos está principalmente relacionada com um
planejamento detalhado de sua operação e proteção, além do conhecimento das suas
condições de estabilidade.
Entende-se por estabilidade a capacidade do sistema de potência de encontrar um
novo ponto de operação estável quando, operando inicialmente num dado ponto de
equilíbrio, sofrer uma perturbação e se deslocar para outro ponto de operação que
satisfaça as exigências do atendimento de demanda de seus consumidores.
Quando nos referimos às pequenas perturbações, isto é, variações normais de cargas
nos barramentos, o estudo da estabilidade é chamado de “estabilidade dinâmica” e, mais
recentemente de “estabilidade de pequenas perturbações” [1,2]. Neste caso as equações
que descrevem um sistema elétrico são linearizadas em torno de um ponto de equilíbrio
e o modelo matemático resultante é formado por um conjunto de equações diferencias
lineares, invariantes no tempo. Por este fato, técnicas de análise do Controle Clássico
podem ser utilizadas para estudar o seu comportamento dinâmico. Dentre estas técnicas
podem ser citados os diagramas de Bode, o critério de Nyquist e o critério de Routh [3].
O comportamento dinâmico do sistema de potência é satisfatoriamente estudado em
sistemas do tipo máquina síncrona ligada a uma barra infinita (MBI), que é o tipo de
18
sistema que será tratado neste trabalho.
O barramento infinito é definido como uma máquina que possui capacidade de
geração de potência ilimitada, com uma inércia infinita. Isso significa que a velocidade
angular do barramento infinito é constante, independente da potência absorvida ou
fornecida à rede por este. Desta forma, o barramento infinito é uma referência angular
do sistema [1]. Grandes sistemas podem ser considerados infinitos quando comparados
a pequenas máquinas conectadas a estes.
Para o estudo da estabilidade às pequenas perturbações de sistemas MBI tem sido
classicamente utilizado um modelo linear conhecido como de “Heffron e Phillips”
(MHP), fornecendo resultados confiáveis [4,5,6,7,8].
Este modelo, no entanto, apresenta algumas características tais como a necessidade
da manutenção do barramento infinito, bem como a eliminação da barra terminal do
gerador. Estas características representam limitações ao modelo, principalmente quando
se quer incluir controladores FACTS (Flexible AC Transmission Systems),
equipamentos de fundamental importância devido à necessidade cada vez maior de
flexibilização do sistema elétrico [9,10,11,32].
Com o intuito de superar as limitações inerentes ao modelo de “Heffron e Phillips” e
conseqüentemente facilitar a inclusão de outros dispositivos na modelagem do sistema
elétrico, foi proposto um modelo alternativo para o sistema de potência, baseado em
coeficientes de sensibilidade de potências ativa e reativa, denominado de “Modelo de
Sensibilidade de Potência – MSP” [12,13].
Este modelo, além de superar as limitações do modelo de “Heffron e Phillips”, torna
relativamente fácil a sua generalização para sistemas multimáquinas.
A inclusão dos dispositivos FACTS na rede ganha importância na medida em que o
aumento de consumo de energia é mais acelerado que os investimentos nos setores de
geração e transmissão. Isto faz com que diminua a margem de segurança do sistema de
energia elétrica. A inclusão destes equipamentos dá maior flexibilidade ao sistema,
aumentando a capacidade de transmissão de potência das redes. Também neste trabalho
será tratado de compensadores FACTS tipo série e paralelo.
No início da utilização da compensação série, Kimbark [14] demonstrou que a
estabilidade transitória de um sistema elétrico de potência pode ser melhorada pela
adição no sistema, de um capacitor série variável. A idéia foi mais tarde estudada por
19
Smith [15,16], onde foi mostrado que as oscilações eletromecânicas do sistema elétrico
de potência poderiam ser amortecidas pela inclusão de um capacitor série na linha de
transmissão.
O princípio de funcionamento é a compensação da reatância indutiva presente no
sistema de transmissão. Este fato reduz a reatância de transferência entre as barras nas
quais a linha está conectada. Como conseqüências imediatas, ocorre um aumento da
máxima potência que pode ser transmitida e a redução das perdas reativas [17].
Com a rápida evolução da eletrônica de potência, estes capacitores puderam ser
controlados, evoluindo para o dispositivo FACTS “Thyristor Controlled Serie Capacitor
– TCSC”, que pode fornecer um rápido controle da potência reativa através de uma
linha de transmissão. Isto sugere uma potencial aplicação no amortecimento das
oscilações eletromecânicas do sistema de potência [18,19].
A compensação paralela é utilizada para melhorar o perfil de tensão em determinadas
barras do sistema de potência. Nos primórdios de sua utilização eram instalados bancos
de capacitores nas barras do sistema onde se desejava o controle de tensão. Também
com o desenvolvimento da eletrônica de potência, esta susceptância capacitiva se tornou
variável e pode ser controlada pela utilização de circuitos baseados em tiristores,
evoluindo para o dispositivo “Static VAR Compensator – SVC” [9,20,21].
Os compensadores estáticos utilizam dispositivos discretos, tais como reatores e
banco de capacitores, que são devidamente ajustados de modo a poder realizar a
compensação reativa desejada.
As linhas de transmissão, dependendo das condições de operação do sistema, tanto
geram quanto absorvem reativos. Como a potência transmitida varia rapidamente,
dependendo do comportamento da carga, é necessário um sistema ágil de controle
dinâmico deste tipo de compensação. Para isto, dispositivos de potência do tipo
“tiristores” são utilizados para efetuar a regulação necessária.
Os compensadores estáticos tiristorizados para o controle de potência reativa (CE)
são caracterizados por uma rápida resposta, alta confiabilidade, flexibilidade e baixo
custo de operação. O seu uso em sistemas de potência iniciou-se em meados de 1970,
com o desenvolvimento da eletrônica de potência [22].
Estudos posteriores mostraram que o compensador estático de reativos pode ser uma
fonte de amortecimento para as oscilações eletromecânicas do sistema de potência.
20
Além disso, podem ser equipados com sinais estabilizadores adicionais, para melhorar o
amortecimento destas oscilações [23,24,25,26].
Este trabalho se propõe a mostrar os estudos do Modelo de Heffron e Phillips e o
Modelo de Sensibilidade de Potência em sistemas do tipo MBI, com e sem a
consideração dos dispositivos FACTS TCSC e SVC, realizando a dedução de suas
equações e realizando representações no domínio do tempo e no domínio da freqüência.
Também serão propostos controladores para os dispositivos FACTS de maneira a
melhorar o desempenho dinâmico do sistema de potência frente às pequenas
perturbações.
No caso do dispositivo SVC será analisado um dispositivo de controle de dupla
função: controle de tensão (função básica do SVC) e controle de amortecimento (função
adicional do SVC).
Em se tratando do TCSC, o controle avaliado será o de amortecimento.
Os valores dos parâmetros destes controladores serão analisados para verificar a sua
influência na estabilidade do sistema MBI.
Entre as contribuições deste trabalho destacam-se o estudo detalhado do MHP e MSP
e a comparação entre eles, tanto qualitativa quanto quantitativamente. Além disso, o
estudo e a inclusão de dispositivos de compensação série e paralela no sistema elétrico
de potência, mesmo reduzido ao tipo MBI, servirá para se compreender o processo de
atuação destes componentes, facilitando sua inclusão em sistemas multimáquinas.
Quanto à organização do texto, este se apresenta dividido conforme enunciado na
seqüência.
No Capítulo 2 é realizada a dedução do Modelo de Heffron e Phillips e o Modelo de
Sensibilidade de Potência para o sistema MBI, onde são mostrados os parâmetros que
definem estes dois modelos. As representações no domínio do tempo e no domínio da
freqüência também são apresentadas neste Capítulo, bem como a inclusão do sistema de
excitação (regulador de tensão).
No Capítulo 3 o MHP e o MSP são modificados, para a inclusão dos compensadores
SVC e TCSC e novas realizações são efetuadas. Também neste Capítulo são
equacionados os controladores propostos para os compensadores.
Deduzido o modelo e efetuadas suas representações, no Capítulo 4 são realizadas
simulações para a obtenção de resultados e retirada de conclusões.
21
Análises são feitas a respeito do comportamento dinâmico do sistema MBI quando
sujeito às pequenas perturbações.
As principais conclusões e sugestões para trabalhos futuros são mostradas no
Capítulo 5. Seguem as Referências Bibliográficas, os Apêndices e Anexos, necessários
para uma melhor compreensão do trabalho.
22
CAPÍTULO 2
Modelo Linear de Heffron e Phillips e Modelo de
Sensibilidade de Potência
2.1. Introdução
Neste Capítulo serão desenvolvidos dois modelos para um sistema de potência
“máquina síncrona ligada a uma barra infinita, através de uma linha de transmissão –
MBI”. Como os modelos serão usados para estudos da estabilidade às pequenas
perturbações, eles serão lineares.
Os modelos a serem tratados são o “Modelo Linear de Heffron e Phillips – MHP”
[4,5,6,7,8] e o “Modelo de Sensibilidade de Potência – MSP” [12,13].
O primeiro modelo tem sido utilizado largamente na literatura para o estudo da
estabilidade às pequenas perturbações.
O segundo modelo vem se apresentando como uma alternativa ao MHP, pois
apresenta características peculiares, que são vantagens com relação ao MHP. Estas
peculiaridades serão discutidas neste Capítulo.
Serão apresentadas as equações que regem cada modelo, bem como suas
representações no domínio do tempo (através de variáveis de estado e/ou algébricas), e
também no domínio da freqüência (diagramas de blocos).
Em ambos os modelos, são representados os três enrolamentos do estator do gerador
síncrono (fases a, b e c) e um enrolamento no rotor (enrolamento de campo – fd).
23
São assumidas condições balanceadas e através de uma mudança de coordenadas, as
grandezas do estator (referidas a um sistema de coordenadas constante – (r,m)), são
refletidas no sistema de coordenadas que gira com o rotor (sistema de coordenadas
(d,q)).
2.2. Modelo Linear de Heffron e Phillips
Para a dedução do modelo linear de Heffron e Phillips [4,7], considere o diagrama
unifilar do sistema máquina síncrona ligada a uma barra infinita, mostrado na Figura
2.1.
´
e
~
x’
d
t
~
v
t
~
i
∞
v
~
x
1
G
S
•
G
_
S
•
e
S
•
x
2
m
~
v
Figura 2.1: Diagrama Unifilar – Sistema MBI
Na Figura 2.1, 'e
~
,
t
~
v e
∞
~
v são a tensão interna do gerador síncrono, a tensão
terminal e a tensão na barra infinita respectivamente;
t
i
~
é a corrente que circula pela
linha de transmissão, representada pela reatância x
e
= x
1
+ x
2
. A grandeza x’
d
representa
a reatância transitória de eixo direto do gerador.
G
_
S
•
é a potência complexa gerada
internamente pela máquina síncrona.
G
S
•
e
e
S
•
são as potências complexas entregue à
barra terminal e de saída da barra terminal, respectivamente.
2.2.1. Equações Básicas do Modelo de Heffron e Phillips
Da análise do diagrama unifilar da Figura 2.1, podem ser escritas as equações (2.1) e
(2.2).
t
~
e
~
mrt
t
~
ijxvjvvvv +=+=θ∠=
∞
(2.1)
24
t
~
'
d
t
~
mr
ijxvje'e'γe''e
~
+=+=∠=
(2.2)
Em [5,6] é definida uma tensão em fase com o eixo de quadratura do gerador
síncrono, como na equação (2.3). Esta equação permite localizar o sistema de
coordenadas (d,q), que está acoplado ao rotor do gerador síncrono.
t
~
q
t
~
amara
a
~
ijxvjeeee +=+=δ∠=
(2.3)
Considere a corrente terminal e a tensão na barra infinita referidas ao sistema de
coordenadas (r,m), como nas equações (2.4) e (2.5), respectivamente.
mr
t
~
jiii += (2.4)
mr
~
jvvv
∞∞
∞
+= (2.5)
A substituição de (2.4) e (2.5) na equação (2.1) permite escrever a equação (2.6).
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−
+
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
=
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
∞
∞
m
r
e
e
m
r
m
r
i
i
0x
x0
v
v
v
v
(2.6)
De forma análoga, das equações (2.2) e (2.3) em conjunto com a equação (2.4), é
possível obter as equações (2.7) e (2.8).
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−
+
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
=
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
m
r
'
d
'
d
'
m
'
r
m
r
i
i
0x
x0
e
e
v
v
(2.7)
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−
+
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
δ
δ
=
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
m
r
q
q
a
a
m
r
i
i
0x
x0
sene
cose
v
v
(2.8)
Aplicando-se a matriz de transformação de coordenadas (Apêndice 1), às equações
(2.6), (2.7) e (2.8) se obtém as equações (2.9) e (2.10), onde todas as grandezas estão
25
referidas ao sistema de coordenadas (d,q).
qqq
'
d
'
dqemrd
ixixeixcosvsenvv =+=−δ−δ=
∞∞
(2.9)
dqad
'
d
'
qdemrq
ixeixeixsenvcosvv −=−=+δ+δ=
∞∞
(2.10)
Se a tensão na barra infinita é considerada referência angular do sistema MBI, a
partir das equações (2.9) e (2.10), podem ser obtidas as equações (2.11) a (2.14), que
são as equações básicas para o desenvolvimento do modelo linear de Heffron e Phillips.
)xx(
cosve
i
e
'
d
'
q
d
+
δ−
=
∞
(2.11)
)xx(
senv
i
eq
q
+
δ
=
∞
(2.12)
δ
+
=
∞
senv
)xx(
x
v
eq
q
d
(2.13)
δ
+
+
+
=
∞
cosv
)xx(
x
e
)xx(
x
v
e
'
d
'
d
'
q
e
'
d
e
q
(2.14)
2.2.2. Torque Elétrico nos Terminais do Gerador Síncrono
As componentes real e imaginária da potência complexa nos terminais do gerador
síncrono são mostradas nas equações (2.15) e (2.16), onde P
e
e Q
e
são as potências ativa
e reativa, respectivamente.
P
e
= v
d
i
d
+ v
q
i
q
(2.15)
Q
e
= v
q
i
d
– v
d
i
q
(2.16)
26
A substituição das equações básicas do MHP na equação (2.15) permite obter a
potência elétrica P
e
nos terminais do gerador síncrono que, em valores pu e ω = ω
base
(no caso brasileiro, ω
base
= 377 rad/s), se torna numericamente igual ao torque elétrico
T
e
, como na equação (2.17).
δ
++
−
−δ
+
=
∞∞
2senv
)xx)(xx(
)xx(
2
1
senve
)xx(
1
T
2
eqe
'
d
'
dq
'
q
e
'
d
e
(2.17)
Na equação (2.17), o segundo termo é chamado de “torque de relutância” e ocorre
em geradores de pólos salientes. No caso de geradores de pólos lisos, basta fazer x
q
=
x’
d
, obtendo-se assim a expressão de torque elétrico correspondente.
Admitindo-se pequenos desvios em torno de um ponto de equilíbrio, a equação
(2.17) pode ser expandida em série de Taylor e desprezando-se os termos de ordem
maior que um, obtém-se a equação (2.18).
'
q21e
ekkT Δ+δΔ=Δ (2.18)
δ
+
+δ
+
−
=
∞∞
cosv
)xx(
e
senvi
)xx(
)xx(
k
eq
aq
q
e
'
d
'
dq
1
(2.18.a)
q
e
'
d
eq
2
i
)xx(
)xx(
k
+
+
= (2.18.b)
2.2.3. Inclusão da Dinâmica do Circuito de Campo do Gerador Síncrono no MHP
A variação da tensão interna do gerador síncrono (e’
q
) é dada pela equação (2.19)
[5,6,7,8], onde e
fd
é a tensão aplicada ao circuito de campo do gerador síncrono, x
d
a
reatância síncrona de eixo direto e T’
d0
a constante de tempo transitória de eixo direto
em circuito aberto.
d
'
dd
'
qfd
'
q
'
0d
i)xx(eeeT −−−=
o
(2.19)
27
Admitindo-se pequenas variações em torno de um ponto de operação e de forma
análoga à operação realizada na equação (2.17), a equação (2.19) assume a forma da
equação (2.20).
'
q
3
4fd
'
q
'
0d
e
k
1
keeT Δ−δΔ−Δ=Δ
o
(2.20)
)x(x
)x(x
k
1
e
'
d
ed
3
+
+
=
(2.20.a)
δ
+
−
=
∞
senv
)xx(
)xx(
k
e
'
d
'
dd
4
(2.20.b)
2.2.4. Tensão Terminal do Gerador Síncrono
No sistema de coordenadas (d,q), a tensão terminal é dada na equação (2.21).
2
q
2
d
t
~
vvvv +== (2.21)
Substituindo-se as equações básicas do MHP na equação (2.21) e procedendo-se à
expansão em série de Taylor (desprezando-se os termos de ordem superior a um), as
variações do módulo da tensão terminal do gerador síncrono são mostradas na equação
(2.22).
'
q65t
ekkv Δ+δΔ=Δ (2.22)
δ
+
+δ
+
−=
∞∞
cos
v
v
)xx(
x
vsen
v
v
)xx(
x
vk
t
d
eq
q
t
q
e
'
d
'
d
5
(2.22.a)
)xx(
x
v
v
k
e
'
d
e
t
q
6
+
= (2.22.b)
28
2.2.5. Interpretação Física das Constantes do MHP
tetanconse
e
1
'
q
T
k
=
δΔ
Δ
=
k
1
é a variação no torque elétrico, provocada pela variação do ângulo interno,
considerando constante o enlace de fluxo com o eixo direto (e’
q
= constante); é um
coeficiente de torque de sincronização.
tetancons
'
q
e
2
e
T
k
=δ
Δ
Δ
=
k
2
é a variação no torque elétrico, provocada pela variação do enlace de fluxo com o
eixo direto, considerando constante o ângulo interno (δ = constante).
k
3
é um fator de impedância que considera o efeito da impedância externa do sistema
(linha de transmissão).
tetanconse
'
q
3
4
fd
e
k
1
k
=
δΔ
Δ
=
k
4
representa o efeito desmagnetizante de reação da armadura.
tetanconse
t
5
'
q
v
k
=
δΔ
Δ
=
k
5
é a variação na tensão terminal, provocada pela variação do ângulo interno,
considerando constante o enlace de fluxo com o eixo direto (e’
q
= constante).
tetancons
'
q
t
6
e
v
k
=δ
Δ
Δ
=
k
6
é a variação na tensão terminal, provocada pela variação do enlace de fluxo com o
eixo direto, considerando constante o ângulo interno (δ = constante).
2.2.6. Tensão na Barra Intermediária “m” (Tensão v
m
)
Considere na Figura 2.1 uma barra fictícia “m”, entre a barra terminal e a barra
29
infinita. Além disso, considere que a reatância entre a barra terminal e a barra m seja x
1
e a reatância entre a barra m e a barra infinita seja x
2
.
No sistema de coordenadas (r,m) a tensão
mm
m
~
vv θ∠= pode ser escrita como nas
equações (2.23).
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−
+
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
=
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−
−
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
=
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
∞
∞
m
r
2
2
m
r
m
r
1
1
m
r
mm
mr
i
i
0x
x0
v
v
i
i
0x
x0
v
v
v
v
(2.23)
Após a aplicação da matriz de transformação de coordenadas, são obtidas as
componentes de eixo direto e eixo de quadratura da tensão
m
~
v , como na equação (2.24).
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−
+
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
δ+δ
δ−δ
=
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−
−
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
=
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
∞∞
∞∞
q
d
2
2
mr
mr
q
d
1
1
q
d
mq
md
i
i
0x
x0
senvcosv
cosvsenv
i
i
0x
x0
v
v
v
v
(2.24)
O valor absoluto da tensão na barra intermediária m pode ser escrita como na
equação (2.25).
2
mq
2
mdm
m
~
vvvv +== (2.25)
Substituindo-se a equação (2.24) e as equações básicas do MHP na equação (2.25) e
realizando um processo de linearização em torno de um ponto de equilíbrio e usando a
regra da cadeia, obtêm-se as equações (2.26).
'
q21m
eccv Δ+δΔ=Δ (2.26)
δ
+
+
−δ
+
+
=
∞∞
senv
)xx(
)xx(
v
v
cosv
)xx(
)xx(
v
v
c
e
'
d
1
'
d
m
mq
eq
1q
m
md
1
(2.26.a)
)xx(
)xx(
v
v
c
e
'
d
1e
m
mq
2
+
−
= (2.26.b)
30
2.2.7. Equações Eletromecânicas do Gerador Síncrono no MHP
Para uma completa representação do sistema MBI, é necessário relacionar as
grandezas mecânicas (ω e δ), com as grandezas elétricas do gerador (tensões e
correntes).
A partir da equação de oscilação do gerador síncrono [5,6], as variações do ângulo
interno δ e velocidade angular do rotor ω, linearizadas em torno de um ponto de
equilíbrio, são dadas pelas equações (2.27) e (2.28).
ωΔω=δΔ
o
o
(2.27)
ωDPPωMωH2
em
Δ−Δ−Δ=Δ=Δ
oo
(2.28)
Nas equações (2.27) e (2.28), ω
o
é a velocidade síncrona (no caso brasileiro, para
uma freqüência de 60 Hz, ω
o
é igual a 377 rad/s), H=M/2 é a constante de inércia das
massas girantes e D é o coeficiente de amortecimento inerente do sistema de potência,
devido à presença das cargas.
A substituição da equação (2.18) na equação (2.28), leva à equação (2.29).
m
'
q
21
T
M
1
e
M
k
M
k
ω
M
D
ω Δ+Δ−δΔ−Δ−=Δ
o
(2.29)
2.2.8. Inclusão do Sistema de Excitação do Gerador Síncrono no MHP
Seja G
RAT
(s) a função de transferência do regulador automático de tensão, conforme
a Figura 2.2, onde v
ref
é a tensão de referência do regulador de tensão.
–
G
RAT
(s)
+
v
t
v
ref
e
fd
e
Figura 2.2: Regulador Automático de Tensão
31
Se a função de transferência G
RAT
(s) é dada por um bloco de primeira ordem de
ganho k
r
e constante de tempo T
r
, no domínio da freqüência a tensão de campo e
fd
pode
ser escrita, em sua forma linearizada, como na equação (2.30).
)vv(
sT1
k
e
tref
r
r
fd
Δ−Δ
+
=Δ (2.30)
Aplicando-se a antitransformada de Laplace na equação (2.30) e substituindo-se na
seqüência a equação (2.22), obtém-se a equação das variações da tensão de campo do
gerador síncrono (equação (2.31)).
ref
r
r
fd
r
'
q6
r
r
5
r
r
fd
v
T
k
e
T
1
ek
T
k
k
T
k
e Δ+Δ−Δ−δΔ−=Δ
o
(2.31)
2.2.9. Representações do Modelo Linear de Heffron e Phillips
Utilizando-se as equações (2.20), (2.27), (2.29) e (2.31), pode-se realizar uma
representação no espaço de estados do MHP, como nas equações (2.32).
BuAxx
+=
o
(2.32)
[]
t
fd
'
q
eex ΔΔδΔωΔ= (2.32.a)
[]
t
refm
vTu ΔΔ= (2.32.b)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
−−−
−−
ω
−−−
=
rr
6r
r
5r
'
0d
'
0d3
'
0d
4
0
21
T
1
T
kk
T
kk
0
T
1
Tk
1
T
k
0
000
0
H2
k
H2
k
H2
D
A
(2.32.c)
32
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
=
r
r
T
k
0
00
00
0
H2
1
B
(2.32.d)
Nas equações (2.32), x é o vetor de estados, u é o vetor de entradas, A é a matriz de
estados e B a matriz de entradas.
Para a representação do MHP no domínio da freqüência basta aplicar a transformada
de Laplace nas equações (2.26) e (2.32), para se obter o diagrama de blocos da Figura
2.3.
No diagrama de blocos da Figura 2.3, G
RAT
(s) é a função de transferência do sistema
de excitação (regulador de tensão).
Observe nesta Figura o laço eletromecânico do sistema MBI (onde só aparecem as
grandezas mecânicas ω e δ) e também o laço reativo, com as grandezas elétricas [7].
–
Δδ(s)
k
2
k
5
k
6
ΔT
m
(s)
Δe’
q
(s)
Δ
e
fd
(s)
–
–
D
Hs2
1
+
Δω(s)
'
0d3
3
Tsk1
k
+
k
4
–
+
Δv
t
(s)
+
+
+
Δv
ref
(s)
–
laço eletromecânico
laço reativo
k
1
s
0
ω
G
RAT
(s)
c
1
+
+
c
2
Δ
v
m
(s)
Figura 2.3: Diagrama de Blocos – Modelo de Heffron e Phillips – Sistema MBI
O sistema MBI, representado pelo Modelo de Heffron e Phillips, é descrito por seis
33
constantes que, de maneira geral, dependem do carregamento do sistema. Os
coeficientes que definem a tensão na barra intermediária “m” também dependem das
condições de equilíbrio do sistema MBI.
Observe que nas equações diferenciais do MHP não se tem informações sobre as
variações do ângulo da tensão terminal, que aqui foi chamado de θ, nem do módulo e
fase da tensão na barra intermediária m. No caso do MHP estas informações são
perdidas, indicando que o sistema de transmissão externo não é preservado.
Uma análise mais detalhada dos coeficientes que definem o MHP, bem como a
influência dos parâmetros na estabilidade às pequenas perturbações podem ser
encontrados nas referências [2,3,27], bem como a influência do sistema de excitação no
desempenho dinâmico do sistema MBI.
2.3. Modelo de Sensibilidade de Potência
O modelo de sensibilidade de potência se baseia no fato de que o balanço de
potências ativa e reativa deve ser satisfeito em todo instante de qualquer processo
dinâmico no sistema elétrico de potência [12,13].
Para a dedução deste modelo, considere o diagrama unifilar do sistema máquina
síncrona ligada a uma barra infinita através de uma linha de transmissão conforme
mostrado na Figura 2.4. Considere ainda que são válidas as mesmas definições do
diagrama unifilar da Figura 2.1.
´
e
~
x’
d
t
~
v
t
~
i
∞
v
~
x
1
G
S
•
G
_
S
•
e
S
•
x
2
m
~
v
me
S
•
∞
•
m
S
Figura 2.4: Diagrama Unifilar – Sistema MBI
Ainda no diagrama unifilar mostrado na Figura 2.4, considere que
me
S
•
e
∞
•
m
Ssão os
fluxos de potência ativa e reativa que fluem da barra intermediária “m” para a barra
terminal do gerador síncrono e da barra intermediária “m” para a barra infinita,
respectivamente.
34
2.3.1. Equações Básicas do Modelo de Sensibilidade de Potência
Da equação (2.1), as componentes real e imaginária da tensão terminal do gerador
síncrono podem ser escritas como na equação (2.33).
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
=
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
θsenv
θcosv
v
v
t
t
m
r
(2.33)
Realizando-se a transformação de coordenadas, a tensão terminal é escrita na forma
das componentes do eixo direto e eixo de quadratura do gerador (equação (2.34)).
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
θ
θ
=
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
)-δcos(v
)-δsen(v
v
v
t
t
q
d
(2.34)
Com este resultado, as equações (2.9) e (2.10) podem ser ampliadas, resultando nas
equações (2.35) e (2.36).
)sen(vixixeixcosvsenvv
tqqq
'
d
'
dqemrd
θ−δ==+=−δ−δ=
∞∞
(2.35)
)cos(vixeixeixsenvcosvv
tdqad
'
d
'
qdemrq
θ−δ=−=−=+δ−δ=
∞∞
(2.36)
Se a tensão na barra infinita é considerada referência angular do sistema MBI, a
partir das equações (2.35) e (2.36), podem ser obtidas as equações (2.37) a (2.42), que
são as equações básicas para o desenvolvimento do modelo de sensibilidade de
potência.
'
d
t
'
q
d
x
)cos(ve
i
θ−δ−
=
(2.37)
)sen(
x
v
i
q
t
q
θ−δ= (2.38)
35
q
'
dq
'
d
i)xx(e −= (2.39)
d
'
dt
'
q
ix)cos(ve +θ−δ= (2.40)
)sen(vv
td
θ−δ= (2.41)
)cos(vv
tq
θ−δ= (2.42)
2.3.2. Potências no Sistema MBI
Utilizando as equações básicas do MSP, as potências ativa e reativa entregue pelo
gerador à barra terminal são dadas pelas equações (2.43) e (2.44), respectivamente.
[]
)(2senv
x
1
x
1
2
1
)sen(
x
ve
P
2
t
'
d
q
'
d
t
'
q
G
θ−δ
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−+θ−δ= (2.43)
[]
{}
θ)(δ2cos1v
x
1
x
1
2
1
x
v
)cos(
x
ve
Q
2
t
'
d
q
'
d
2
t
'
d
t
'
q
G
−−
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−−−θ−δ= (2.44)
As componentes real e imaginária da potência complexa que deixam os terminais do
gerador síncrono são mostradas nas equações (2.45) e (2.46), onde P
e
e Q
e
são as
potências ativa e reativa, respectivamente.
)sen(vv
x
1
P
mmt
1
e
θ−θ= (2.45)
[]
)cos(vvv
x
1
Q
mmt
2
t
1
e
θ−θ−= (2.46)
Os fluxos de potências ativa e reativa que fluem da barra m para a barra terminal do
36
gerador síncrono são mostradas nas equações (2.47) e (2.48) (P
me
e Q
me
,
respectivamente).
)sen(vv
x
1
P
mtm
1
me
θ−θ= (2.47)
[]
)cos(vvv
x
1
Q
mtm
2
m
1
me
θ−θ−= (2.48)
De maneira análoga são calculados os fluxos de potências ativa e reativa que fluem
da barra m para a barra infinita P
m∞
e Q
m∞
(equações (2.49) e (2.50)), respectivamente.
mm
2
m
senvv
x
1
P θ=
∞∞
(2.49)
[]
mm
2
m
2
m
cosvvv
x
1
Q θ−=
∞∞
(2.50)
Admitindo-se pequenos desvios em torno de um ponto de equilíbrio, as equações
(2.43) a (2.50) podem ser linearizadas, assumindo as formas mostradas nas equações de
números (2.51) a (2.58).
t
'
qG
vg3Aeg2Aθg1Aδg1AP Δ+Δ+Δ−Δ=Δ (2.51)
[]
θ)δ(2cosv
x
1
x
1
θ)(δcos
x
ve
g1A
2
t
'
d
q
'
d
t
'
q
−
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−+−= (2.51.a)
θ)(δsen
x
v
A2g
'
d
t
−= (2.51.b)
[]
θ)δ(2senv
x
1
x
1
θ)(δsen
x
e
g3A
t
'
d
q
'
d
'
q
−
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−+−= (2.51.c)
37
Os coeficientes A1g, A2g e A3g são chamados “coeficientes de sensibilidade de
potência ativa do gerador síncrono”.
t
'
qG
vg3Reg2Rθg1Rδg1RQ Δ+Δ+Δ−Δ=Δ (2.52)
[]
θ)δ(2senv
x
1
x
1
)θ(δsen
x
ve
R1g
2
t
'
d
q
'
d
t
'
q
−
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−−−−= (2.52.a)
)θ(δcos
x
v
R2g
'
d
t
−= (2.52.b)
[]
{}
)θδ(2cos1v
x
1
x
1
x
v
2)θ(δcos
x
e
g3R
t
'
d
q
'
d
t
'
d
'
q
−−
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−−−−= (2.52.c)
Os coeficientes R1g, R2g e R3g são chamados “coeficientes de sensibilidade de
potência reativa do gerador síncrono”.
mtme
ve3Ave2Ae1Ae1AP
Δ
+
Δ+θ
Δ
−θΔ=Δ (2.53)
)cos(vv
x
1
e1A
mmt
1
θ−θ= (2.53.a)
)sen(v
x
1
e2A
mm
1
θ−θ= (2.53.b)
)sen(v
x
1
e3A
mt
1
θ−θ= (2.53.c)
Os coeficientes A1e, A2e e A3e são chamados “coeficientes de sensibilidade de
potência ativa da linha de transmissão entre a barra terminal e a barra intermediária
“m””.
38
mtme
ve3Rve2Re1Re1RQ
Δ
+
Δ+θ
Δ
−θΔ=Δ (2.54)
)sen(vv
x
1
e1R
mmt
1
θ−θ= (2.54.a)
[]
)cos(vv2
x
1
e2R
mmt
2
θ−θ−= (2.54.b)
)cos(v
x
1
e3R
mt
1
θ−θ−= (2.54.c)
Os coeficientes R1e, R2e e R3e são chamados “coeficientes de sensibilidade de
potência reativa da linha de transmissão entre as barras terminal e intermediária “m””.
tmmme
vme3Avme2Ame1Ame1AP
Δ
+
Δ
+θΔ
−
θΔ=Δ (2.55)
)cos(vv
x
1
me1A
mtm
1
θ−θ= (2.55.a)
)sen(v
x
1
me2A
mt
1
θ−θ= (2.55.b)
)sen(v
x
1
me3A
mm
1
θ−θ= (2.55.c)
Os coeficientes A1me, A2me e A3me são chamados “coeficientes de sensibilidade
de potência ativa da linha de transmissão entre as barras intermediária “m” e terminal”.
tmmme
vme3Rvme2Rme1Rme1RQ
Δ
+
Δ
+θΔ
−
θΔ=Δ (2.56)
)sen(vv
x
1
me1R
mtm
1
θ−θ= (2.56.a)
39
[]
)cos(vv2
x
1
me2R
mtm
1
θ−θ−=
(2.56.b)
)cos(v
x
1
me3R
mm
1
θ−θ−= (2.56.c)
Os coeficientes R1me, R2me e R3me são chamados “coeficientes de sensibilidade de
potência reativa da linha de transmissão entre a barra intermediária “m” e a barra
terminal do gerador síncrono”.
mmm
vm2Am1AP Δ∞
+
θΔ∞=Δ
∞
(2.57)
mm
2
cosvv
x
1
m1A θ=∞
∞
(2.57.a)
m
2
senv
x
1
m2A θ=∞
∞
(2.57.b)
Os coeficientes A1m∞ e A2m∞ são chamados “coeficientes de sensibilidade de
potência ativa da linha de transmissão entre as barras intermediária “m” e infinita”.
mmm
vm2Rm1RQ Δ∞
+
θΔ∞=Δ
∞
(2.58)
mm
2
senvv
x
1
m1R θ=∞
∞
(2.58.a)
[]
mm
2
cosvv2
x
1
m2R θ−=∞
∞
(2.58.b)
Os coeficientes R1m∞ e R2m∞ são chamados “coeficientes de sensibilidade de
potência reativa da linha de transmissão entre a barra intermediária “m” e a barra
infinita”.
40
2.3.3. Balanço de Potências no Sistema MBI
O modelo de sensibilidade de potência é baseado no balanço de potências, isto é, em
qualquer instante a potência que é entregue a uma barra deve ser igual à potência que
deixa esta barra. Sendo assim, para as barras terminal e intermediária “m” (ver diagrama
unifilar da Figura 2.4), podem ser escritas as equações (2.59) a (2.62).
P
G
– P
e
= 0 (2.59)
Q
G
– Q
e
= 0 (2.60)
– P
me
– P
m∞
= 0 (2.61)
– Q
me
– Q
m∞
= 0 (2.62)
Admitindo-se pequenos desvios em torno de um ponto de operação estável, as
equações (2.59) a (2.62) podem ser linearizadas, assumindo as formas mostradas nas
equações (2.63) a (2.66).
ΔP
G
– ΔP
e
= 0 (2.63)
ΔQ
G
– ΔQ
e
= 0 (2.64)
– ΔP
me
– ΔP
m∞
= 0 (2.65)
– ΔQ
me
– ΔQ
m∞
= 0 (2.66)
Substituindo-se as equações (2.51) a (2.58) nas equações (2.63) a (2.66), têm-se as
expressões do balanço de potências ativa e reativa do sistema MBI (equações (2.67) a
(2.70)), que são as equações algébricas do modelo de sensibilidade de potência.
0ve3Av)e2Ag3A(e1Aθ)e1Ag1A(eg2Aδg1A
mtm
'
q
=Δ−Δ−+θΔ+Δ+−Δ+Δ (2.67)
41
0ve3Rv)e2Rg3R(e1Rθ)e1Rg1R(eg2Rδg1R
mtm
'
q
=Δ−Δ−+θΔ+Δ+−Δ+Δ
(2.68)
0v)m2Ame2A(vme3A)m1Ame1A(me1A
mtm
=
Δ
∞
+
−
Δ
−θΔ∞+−θΔ (2.69)
0v)m2Rme2R(vme3R)m1Rme1R(me1R
mtm
=
Δ
∞
+
−
Δ
−θΔ∞+−θΔ (2.70)
2.3.4. Inclusão da Dinâmica do Circuito de Campo do Gerador Síncrono no MSP
A partir da forma linearizada da equação (2.19), com a substituição das equações
básicas do MSP, as variações da tensão interna do gerador síncrono são dadas pelas
equações (2.71).
t
'
0d
v
'
0d
A
fd
'
0d
'
q
'
d
'
0d
d
'
0d
A
'
q
v
T
k
θ
T
k
e
T
1
e
xT
x
δ
T
k
e Δ+Δ+Δ+Δ−Δ−=Δ
o
(2.71)
θ)δsen(v
x
)xx(
k
t
'
d
'
dd
A
−
−
= (2.71.a)
θ)δcos(
x
)xx(
k
'
d
'
dd
v
−
−
= (2.71.b)
2.3.5. Interpretação Física das Constantes do MSP
Como o próprio nome diz, o MSP é definido a partir de coeficientes de sensibilidade
de potências ativa e reativa. Sendo assim, são apresentadas duas interpretações para
estes coeficientes, pois os demais são análogos.
0vtq'e
G
0vtq'e
G
P
δ
P
g1A
=Δ=Δ=δΔ=Δ=Δ=θΔ
θΔ
Δ
−=
Δ
Δ
=
A1g é a variação na potência ativa entregue à barra terminal do gerador síncrono,
provocada pela variação do ângulo interno (δ), considerando constantes o ângulo da
42
tensão terminal (θ = constante), o enlace de fluxo com o eixo direto (e’
q
= constante) e o
módulo da tensão terminal (v
t
= constante).
0vtq'e
G
0vtq'e
G
Q
δ
Q
g1R
=Δ=Δ=δΔ=Δ=Δ=θΔ
θΔ
Δ
−=
Δ
Δ
=
R1g é a variação na potência reativa entregue à barra terminal do gerador síncrono,
provocada pela variação do ângulo interno (δ), considerando constantes o ângulo da
tensão terminal (θ = constante), o enlace de fluxo com o eixo direto (e’
q
= constante) e o
módulo da tensão terminal (v
t
= constante).
Devem ser destacados os coeficientes k
A
e k
v
, que no MSP representam a reação da
armadura, que depende tanto das variações do ângulo interno δ, como das variações do
módulo e ângulo da tensão terminal (v
t
e θ, respectivamente). Destaca-se ainda que no
MHP a reação de armadura é representada apenas pelo coeficiente k
4
, que está
relacionado com as variações do ângulo interno δ.
A partir dos coeficientes do MSP podem ser estudados os diversos caminhos para a
formação de torque de amortecimento e o torque de sincronização no sistema MBI. A
análise dos torques elétricos introduzidos no sistema de potência pode fornecer
informações a respeito da estabilidade ou não do sistema elétrico [13]. Estes estudos não
fazem parte do escopo deste trabalho.
2.3.6. Equações Eletromecânicas do Gerador Síncrono no MSP
As equações eletromecânicas do MSP são as mesmas do MHP, apenas preservando a
variável algébrica “potência ativa”. Neste trabalho, esta variável será escolhida como a
potência gerada (ΔP
G
), na expressão da velocidade angular do gerador.
Para facilitar, estas expressões são reapresentadas nas equações (2.72) e (2.73).
ωΔω=δΔ
o
o
(2.72)
ω
M
D
P
M
1
P
M
1
ω
Gm
Δ−Δ−Δ=Δ
o
(2.73)
43
2.3.7. Inclusão do Sistema de Excitação do Gerador Síncrono no MSP
Diferentemente ao realizado para o MHP, a inclusão do sistema de excitação no MSP
é feita preservando-se a variável algébrica Δv
t
, com o que a expressão da tensão de
campo do gerador síncrono assume a forma mostrada em (2.74). Observe que a
preservação da variável algébrica v
t
facilita sua inclusão no MSP.
ref
r
r
t
r
r
fd
r
fd
v
T
k
v
T
k
e
T
1
e Δ+Δ−Δ−=Δ
o
(2.74)
2.3.8. Representações do Modelo de Sensibilidade de Potência
Utilizando-se as equações diferenciais (2.71) a (2.74) e as algébricas (2.67) a (2.70),
pode-se realizar uma representação do MSP envolvendo variáveis algébricas e de
estado, como nas equações (2.75).
[]
u
B
B
z
x
JJ
JJ
0
x
2
1
2221
1211
Δ
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
+
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
Δ
Δ
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
=
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
Δ
o
(2.75)
[]
t
fdq
ee'Δωx ΔΔδΔ= (2.75.a)
[]
t
mtm
ΔvΔvΔθΔθz = (2.75.b)
[]
t
refm
vPu ΔΔ= (2.75.c)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
−
−−
−−−
=
r
'
0d
'
d
'
0d
d
'
0d
A
0
11
T
1
000
T
1
xT
x
T
k
0
000ω
0
M
g2A
M
g1A
M
D
J
(2.75.d)
44
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
−
−
=
0
T
k
00
0
T
k
0
T
k
0000
0
M
g3A
0
M
g1A
J
r
r
'
0d
v
'
0d
A
12
(2.75.e)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
=
0000
0000
0g2Rg1R0
0g2Ag1A0
J
21
(2.75.f)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
∞+−−∞+−
∞+−−∞+−
−−+−
−−+−
=
)m2Rme2R(me3R)bm1Rme1R(me1R
)m2Ame2A(me3A)m1Ame1A(me1A
e3R)e2Rg3R(e1R)e1Rg1R
(
e3A)e2Ag3A(e1A)e1Ag1A(
J
22
(2.75.g)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
=
r
r
1
T
k
0
00
00
0
M
1
B (2.75.h)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
=
00
00
00
00
B
2
(2.75.i)
Nas equações (2.75), x é o vetor de variáveis de estados, z é o vetor de variáveis
algébricas e u é o vetor de entradas.
As sub-matrizes J
11
, J
12
, J
21
e J
22
relacionam variáveis de estado com variáveis de
estado, variáveis de estado com variáveis algébricas, variáveis algébricas com variáveis
de estado e variáveis algébricas com variáveis algébricas, respectivamente.
45
As sub-matrizes B
1
e B
2
mostram como as entradas excitam o sistema através das
variáveis de estado e variáveis algébricas, respectivamente.
Observe que nas equações (2.75) ocorre a preservação das variáveis do sistema
externo de transmissão (módulo e fase de todas as tensões de todas as barras do
sistema). Este fato torna mais fácil a expansão do MSP para sistemas multimáquinas e
também a inclusão de dispositivos de controle e compensação como os chamados
FACTS.
Para a representação do MSP no domínio da freqüência basta aplicar a transformada
de Laplace nas equações (2.75) para se obter o diagrama de blocos da Figura 2.5.
No diagrama de blocos da Figura 2.5, G
RAT
(s) é a função de transferência do sistema
de excitação (regulador de tensão).
Observe que o sistema MBI representado pelo MSP é também definido por
constantes (coeficientes de sensibilidade de potência) que, de maneira geral, dependem
do ponto de operação considerado.
Da análise do diagrama de blocos do MSP vê-se uma decomposição ativo-reativo,
delimitada pela linha vertical tracejada mostrada na Figura 2.5. Observe que existe uma
troca de variáveis entre os subsistemas esquerdo (ativo) e direito (reativo). O modelo
ativo fornece os desvios angulares (Δδ, Δθ, Δθ
m
), a partir das solicitações da potência
ativa. O modelo reativo responde corrigindo o valor absoluto das tensões (Δe’
q
, Δv
t
,
Δv
m
), resultantes do balanço de potência reativa.
A linha horizontal tracejada mostra a decomposição na escala do tempo. Esta
decomposição existe pois dinâmicas de velocidades diferentes ocorrem no sistema
elétrico (a malha de controle de tensão ( através da potência reativa), é mais rápida que
a malha de controle de freqüência (por meio da potência ativa)).
Na Figura 2.5 observa-se que o subsistema superior (diferencial), troca variáveis com
o subsistema inferior (algébrico). As variáveis da rede (Δθ, Δv
t
, Δθ
m
, Δv
m
) são
atualizadas rapidamente pelo sistema algébrico, enquanto as variáveis da máquina
síncrona (Δδ, Δe’
q
) são lentamente atualizadas pelo sistema diferencial.
Fazendo-se uma comparação entre os diagramas de blocos das Figuras 2.3 (MHP) e
(2.5) (MSP), observa-se que os dois modelos apresentam blocos similares (por exemplo,
o bloco relacionado com k
3
no MHP e o bloco relacionado com a razão entre as
reatâncias transitória de eixo direto (x’
d
) e a síncrona de eixo direto (x
d
)). Entretanto,
46
existem diferenças importantes a serem consideradas.
–
Δ
δ
Δ
P
m
Δθ
Δ
e’
q
–
D
Ms
1
+
Δω
)e1Ag1A(
1
+
Δ
v
t
+
A1g
s
0
ω
+
A1g
–
d
'
d
'
0d
d
'
d
x
x
sT1
x
x
+
A2g
A3g
Δ
P
G
Δ
P
t
+
A2e
–
)g3Re2R(
1
−
Δ
Q
t
R1e
–
R2g
+
+
R1g
–
+
k
A
k
v
–
+
+
Δ
e
fd
rápido
lento
ativo
reativo
Δ
v
ref
+
–
A1e
A3e
Δ
v
m
–
+
+
+
+
+
+
R1e
+
+
R3e
–
+
A3me
+
–
A2me + A2m
∞
–
+
)m1Ame1A(
1
∞+
Δ
θ
m
R1me
R1me + R1s
∞
R3me
–
+
)m2Rme2R(
1
∞+
–
Δ
Q
s
G
RAT
(s)
A1me
Figura 2.5: Diagrama de Blocos – Modelo de Sensibilidade de Potência – Sistema MBI
Uma diferença essencial reside na consideração das variáveis algébricas da rede
elétrica. Para o sistema MBI representado pelo Modelo de Heffron e Phillips, estas
47
variáveis não são explícitas, visto que na dedução do MHP, o sistema fica reduzido à
barra interna do gerador (barra da tensão e’) e à barra infinita (barra da tensão v
∞
).
2.4. Conclusões
Neste Capítulo foram apresentados dois modelos lineares, dedicados ao estudo da
estabilidade às pequenas perturbações de sistemas elétricos de potência, do tipo
“máquina síncrona ligada a um barramento infinito”.
Foram abordados o “Modelo Linear de Heffron & Phillips – MHP” e o “Modelo de
Sensibilidade de Potência – MSP”.
Observou-se que os dois modelos são representados por constantes que de forma
geral, dependem do ponto de operação considerado.
Também foi incluído o sistema de excitação (regulador automático de tensão) nos
dois modelos e realizadas representações no domínio do tempo e no domínio da
freqüência.
A representação no domínio da freqüência permitiu observar que o MSP apresenta
duas decomposições: subsistemas ativo/reativo e subsistemas rápido/lento. Esta
peculiaridade não ocorre no MHP.
A representação no domínio do tempo possibilitou observar a preservação das
variáveis da rede elétrica (sistema de transmissão externo) quando o sistema MBI é
representado pelo MSP. Este fato também não é observado quando se utiliza o MHP.
No próximo Capítulo os modelos serão modificados para a introdução de
dispositivos FACTS.
48
CAPÍTULO 3
Modelo Linear de Heffron e Phillips e Modelo de
Sensibilidade de Potência com Dispositivos FACTS
3.1. Introdução
Uma das alternativas encontradas pelo setor elétrico para o problema do aumento da
demanda e da falta de investimentos na construção de novas linhas de transmissão e
unidades geradoras é a utilização de dispositivos FACTS (Flexible Alternate Current
Transmission Systems) [9,10,11] conectados nas linhas de transmissão (compensadores
série), ou nas barras (compensadores paralelo) do sistema elétrico de potência. Esses
dispositivos permitem aumentar a capacidade de transmissão de potência nas linhas de
transmissão dos sistemas de energia elétrica podendo, em alguns casos, até mesmo
dobrar essa capacidade. Além disso, permitem maiores controle e direcionamento dos
fluxos de potência nas linhas, níveis de transmissão de potência próximos ao limite
térmico e, quando dotados de dispositivos de controle adicionais, introduzir
amortecimento às oscilações eletromecânicas de baixa freqüência [11,25].
Os dispositivos FACTS são resultantes dos avanços ocorridos na eletrônica de alta
potência. São baseados em componentes da família dos tiristores (semicondutores de
49
alta potência), podendo controlar grandezas elétricas como impedâncias, módulo e fase
de tensão e de corrente.
Os dispositivos FACTS mais comuns aplicados em sistemas de energia elétrica são o
SVC (Static Var Compensator), o TCSC (Thyristor Controlled Series Capacitor), o PS
(Phase Shifter), o STATCOM (Static Synchronous Compensator), o SSSC (Static
Synchronous Series Compensator) e o UPFC (Unified Power Flow Controller).
Neste trabalho, serão abordados o Compensador Estático de Reativos (SVC)
(dispositivo paralelo), e o Compensador Série Controlado a Tiristor (TCSC) (como o
próprio nome diz, dispositivo série).
Os efeitos destes controladores serão introduzidos no MHP e MSP, com o objetivo
de analisar suas influências no amortecimento das oscilações eletromecânicas em
sistemas de energia elétrica do tipo “máquina síncrona ligada a uma barra infinita”.
3.2. Compensador Estático de Reativos (SVC)
Em sistemas de energia elétrica, a função básica de um SVC é o controle de tensão.
Isso é realizado através do ajuste contínuo da potência reativa que ele troca com o
sistema elétrico [9,22]. Desenvolvidos no início dos anos 70 para a compensação reativa
de fornos a arco, foram posteriormente adaptados para aumentar a capacidade e
melhorar a transmissão de potência em sistemas de energia elétrica. Esses
compensadores são considerados estáticos por não apresentarem partes móveis. A
configuração mais comum do SVC é constituída por um reator controlado a tiristores
(TCR – Thyristor Controlled Reactor), ligado em paralelo com um banco de capacitores
chaveado por tiristores (TSC – Thyristor Switched Capacitor), conforme diagrama
mostrado na Figura 3.1.
Através de uma coordenação adequada do chaveamento dos capacitores e do controle
do reator, a potência reativa injetada (ou absorvida) pelo SVC na barra em que é
conectado pode ser variada continuamente para o controle da tensão, de forma a manter
o fluxo de potência desejado na rede de transmissão sob condições normais de operação,
bem como sob condições de perturbações ou contingências.
Embora o SVC atue diretamente no fluxo de potência reativa, sinais de controle
adicionais podem ser introduzidos de forma a produzir pequenas variações no fluxo de
50
potência ativa, através da modulação da tensão da barra em que ele está conectado. Isto
pode contribuir para o amortecimento das oscilações de potência do sistema elétrico. A
idéia básica é realizar esta modulação de forma a aumentar a potência elétrica
transmitida através do aumento de tensão da barra (via VAR’s capacitivos), quando os
rotores dos geradores do sistema aceleram, e diminuí-la através da diminuição da tensão
(via VAR’s indutivos), quando os rotores desaceleram. Desta forma, a eficiência do
SVC no amortecimento das oscilações de potência é função da variação de tensão que o
mesmo é capaz ou permitido de produzir.
TCR TSC
m
v
Figura 3.1: Compensador Estático de Reativos – Esquema Básico
3.2.1. Esquema de Controle Proposto para o SVC
Na Figura 3.2 é mostrado o diagrama de blocos de um modelo dinâmico que controla
as variações de susceptância do SVC (ΔB
SVC
) [27,28,29].
m
ΔV
−
ref
m
ΔV
SVC
k
DSVC
k
α
sT1
1
+
e
ΔP
+
d
α
c
αα
svc
ΔB
+
+
Figura 3.2: Sistema de Controle do SVC – Diagrama de Blocos
Observe que este é um duplo controle: de tensão (função básica do SVC), e um
controle adicional de amortecimento.
O controle de tensão é realizado através de um ganho (k
SVC
), de modo a manter a
51
tensão na barra praticamente inalterada. O sinal de entrada deste controle é a diferença
entre a tensão de referência e a tensão real da barra onde está conectado o SVC.
O controle de amortecimento é representado por um ganho k
DSVC
, e dentre os vários
sinais de entrada listados na literatura [23,24,28,29,30], neste trabalho será utilizado o
sinal “variações da potência elétrica (ou torque elétrico) na linha de transmissão”
[28,29].
A constante de tempo T
α
representa o atraso do circuito de disparo dos tiristores,
geralmente muito pequeno e cujas constantes de tempo podem ser desprezadas [27,30].
Deve-se ressaltar que o sistema de controle proposto é muito similar aos modelos
existentes na maioria dos programas de estabilidade em uso pelas empresas
concessionárias de energia elétrica [21].
A redução do diagrama de blocos da Figura 3.2 permite escrever, no domínio da
freqüência, as variações da susceptância do SVC (ΔB
SVC
), como na equação (3.1).
[]
eDSVCmmrefSVCSVC
Pk)vv(k
sT1
1
B Δ+Δ−Δ
+
=Δ
α
(3.1)
A aplicação da antitransformada de Laplace na equação (3.1) fornece a equação
(3.2), que rege as variações ΔB
SVC
do SVC no domínio do tempo.
SVCe
DSVC
m
SVC
mref
SVC
SVC
B
T
1
P
T
k
v
T
k
v
T
k
B Δ−Δ+Δ−Δ=Δ
αααα
o
(3.2)
Esta formulação será utilizada na representação em espaço de estados do sistema
MBI descrito pelo MHP e MSP.
3.3. Compensador Série Controlado a Tiristor (TCSC)
Capacitores série têm sido utilizados há décadas em sistemas de potência para
melhorar a estabilidade e aumentar a capacidade de transferência de potência das linhas
de transmissão [14-19]. A idéia básica da aplicação desses capacitores é compensar a
52
queda de tensão indutiva na linha através da inserção de uma tensão capacitiva ou, em
outras palavras, reduzir a reatância efetiva da linha de transmissão. Esta tensão inserida
pelo capacitor série é proporcional e em quadratura com a corrente da linha. A potência
reativa gerada pelo capacitor é proporcional ao quadrado da magnitude da corrente, o
que significa que o capacitor série tem uma característica de auto-regulação. Ou seja,
quando o carregamento do sistema aumenta e as quedas de tensão na reatância da linha
tornam-se maiores, a potência reativa gerada pelo capacitor também aumenta, o que
torna possível regular a tensão do sistema conforme o desejado. Por reduzir a reatância
da linha, a compensação série também aumenta as margens de estabilidade de tensão do
sistema, portanto a sua aplicação é uma medida eficaz para prevenir a ocorrência do
colapso de tensão [31].
A forma mais simples de se realizar a compensação série é através de capacitores
fixos. No entanto, o desenvolvimento da eletrônica de potência tornou possível a
obtenção de fontes de tensão ou capacitores série controláveis que podem realizar essa
função de uma maneira muito mais generalizada, propiciando um completo controle do
fluxo de potência ativa e reativa na linha de transmissão. Um dos mais importantes
dispositivos FACTS desenvolvidos para realizar esta função é o Compensador Série
Controlado a Tiristor (TCSC).
Teoricamente a compensação do TCSC poderia ser 100% da reatância da linha de
transmissão (no caso de uma compensação total – linha ideal). Na prática o usual é não
utilizar uma compensação reativa em série maior que 75% da reatância da linha, sendo
que esta compensação muitas vezes é limitada a 50% deste valor devido a problemas
relacionados com ressonância sub-síncrona [9,11].
Este dispositivo, proposto em [11] como um “método de ajuste rápido de impedância
da rede”, é constituído por um reator controlado a tiristores em paralelo com um banco
de capacitores série. A configuração básica de um TCSC com um capacitor fixo é
mostrada na Figura 3.3.
Variações do ângulo de disparo dos tiristores levam a mudanças rápidas na reatância
do TCSC e, como conseqüência, no nível de compensação da linha de transmissão. Os
objetivos básicos da aplicação de TCSC’s são aumentar a capacidade das linhas de
transmissão e manter os fluxos de potência na rede em condições de regime permanente
sob rotas especificadas. Entretanto, o TCSC, por ser um dispositivo controlado de
53
atuação rápida, pode também ser utilizado para melhorar a estabilidade do sistema,
particularmente a estabilidade a pequenas oscilações, ou seja, para introduzir
amortecimento adicional positivo às oscilações eletromecânicas de baixa freqüência.
0V ∠
∞
t
θ
t
V ∠
tcsc
jx-
L
TCR
e
Z
Figura 3.3: Compensador Série Controlado a Tiristor – Esquema Básico
3.3.1. Esquema de Controle Proposto para o TCSC
Na Figura 3.4 está ilustrado o diagrama de blocos de um modelo dinâmico que
representa as variações de reatância do TCSC (ΔX
TCSC
), que é ajustada, através de um
bloco de primeira ordem de ganho k
TCSC
(de modo a “manter o fluxo de potência na
rede em condições de regime permanente sob rotas especificadas”) e a constante de
tempo T
TCSC
, que representa o atraso do circuito de disparo dos tiristores (esta constante
de tempo é geralmente muito pequena e em alguns casos, pode ser desprezada).
Neste trabalho, o sinal de entrada para este controlador serão as “variações da
potência elétrica (ou torque elétrico) na linha de transmissão” [34].
TCSC
sT1
TCSC
k
+
e
ΔP
TCS
C
ΔX
Figura 3.4: Sistema de Controle do TCSC – Diagrama de Blocos
A partir da análise do diagrama de blocos da Figura 3.4 é possível escrever, no
domínio da freqüência, as variações da reatância do TCSC (ΔX
TCSC
), como na equação
(3.3).
e
TCSC
TCSC
TCSC
P
sT1
k
X Δ
+
=Δ
(3.3)
54
A aplicação da antitransformada de Laplace na equação (3.3) fornece a equação
(3.4), que controla as variações ΔX
TCSC
do TCSC no domínio do tempo.
TCSC
TCSC
e
TCSC
TCSC
TCSC
X
T
1
P
T
k
X Δ−Δ=Δ
o
(3.4)
Esta formulação será utilizada na representação em espaço de estados do sistema
MBI descrito pelo MHP e MSP.
3.4. Inclusão do SVC no Modelo Linear de Heffron e Phillips
Para a inclusão dos efeitos do SVC no modelo linear de Heffron e Phillips [27,33],
considere o diagrama unifilar do sistema máquina síncrona ligada a uma barra infinita
com um SVC instalado (representado pela susceptância B
SVC
), conforme mostrado na
Figura 3.5.
´
e
~
x’
d
t
~
v
2
~
i
∞
v
~
x
1
G
S
•
G
_
S
•
e
S
•
x
2
m
~
v
jB
SVC
t
~
i
SVC
~
i
Figura 3.5: Diagrama Unifilar – Sistema MBI com SVC
Na Figura 3.5,
'e
~
,
t
~
v,
m
~
v e
∞
~
v são a tensão interna do gerador síncrono, a tensão
terminal, a tensão na barra onde está conectado o SVC e a tensão na barra infinita,
respectivamente.
A corrente
t
i
~
é a que circula pela linha de transmissão entre a barra terminal e a barra
intermediária “m”, representada pela reatância x
1
enquanto
2
i
~
é a corrente que circula
entre a barra intermediária “m” e a barra infinita, de reatância x
2
. A corrente
SVC
i
~
é a que
circula pelo SVC.
A grandeza x’
d
representa a reatância transitória de eixo direto do gerador.
G
_
S
•
é a
55
potência complexa gerada internamente pela máquina síncrona.
G
S
•
e
e
S
•
são as
potências complexas entregue à barra terminal e de saída da barra terminal,
respectivamente.
3.4.1. Equações Básicas do Modelo de Heffron e Phillips com SVC
A partir do diagrama da Figura 3.5 podem ser escritas, no sistema de coordenadas
(r,m), as equações (3.5) a (3.8).
t
~
1
m
~
t
~
ijxvv += (3.5)
2
~
2
~
m
~
ijxvv +=
∞
(3.6)
m
~
svc
svc
~
vjBi = (3.7)
svc
~
2
~
t
~
iii += (3.8)
Manipulando as equações (3.5) a (3.8), podem ser escritas as equações (3.9) e
(3.10), que descrevem a tensão na barra intermediária “m” e na barra terminal,
respectivamente.
t
~
svc2
2
svc2
~
m
~
i
)Bx1(
x
j
)Bx1(
v
v
−
+
−
=
∞
(3.9)
t
~
svc2
2
1
svc2
~
t
~
i
)Bx1(
x
xj
)Bx1(
v
v
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−
++
−
=
∞
(3.10)
Utilizando as equações (2.4) e (2.5) (Capítulo 2), a expressão (3.10) pode ser
decomposta em componentes do eixo real e do eixo imaginário (equação (3.11)).
56
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−
+
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−
+−
+
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−
=
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
∞
∞
m
r
svc2
2
1
svc2
2
1
m
r
svc2
m
r
i
i
0
)Bx1(
x
x
)Bx1(
x
x0
v
v
)Bx1(
1
v
v
(3.11)
Aplicando a matriz de transformação de coordenadas em (3.11), obtém–se a
equação (3.12), que fornece as componentes de eixo direto e de eixo de quadratura da
tensão na barra terminal do gerador síncrono.
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−
+
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−
+−
+
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
δ+δ
δ−δ
−
=
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
∞∞
∞∞
q
d
svc2
2
1
svc2
2
1
mr
mr
svc2
q
d
i
i
0
)Bx1(
x
x
)Bx1(
x
x0
senvcosv
cosvsenv
)Bx1(
1
v
v
(3.12)
Considerando a tensão na barra infinita como referência e acoplando as equações
(2.9) e (2.10) (deduzidas no Capítulo 2), podem ser obtidas as relações de igualdade
mostradas nas equações (3.13) e (3.14).
qqq
'
d
'
dq
svc2
2
1
svc2
d
ixixei
)Bx1(
x
x
)Bx1(
senv
v =+=
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−
+−
−
δ
=
∞
(3.13)
dqad
'
d
'
qd
svc2
2
1
svc2
q
ixeixei
)Bx1(
x
x
)Bx1(
cosv
v −=−=
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−
++
−
δ
=
∞
(3.14)
A partir das equações (3.13) e (3.14), podem ser obtidas as equações (3.15) a (3.18),
que são as equações básicas para o desenvolvimento do modelo linear de Heffron e
Phillips com um SVC instalado.
)Bx1(
x
xx
)Bx1(
cosv
e
i
svc2
2
1
'
d
svc2
'
q
d
−
++
−
δ
−
=
∞
(3.15)
57
)Bx1(
x
xx
)Bx1(
senv
i
svc2
2
1q
svc2
q
−
++
−
δ
=
∞
(3.16)
q
svc2
2
1
svc2
d
i
)Bx1(
x
x
)Bx1(
senv
v
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−
+−
−
δ
=
∞
(3.17)
d
svc2
2
1
svc2
q
i
)Bx1(
x
x
)Bx1(
cosv
v
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−
++
−
δ
=
∞
(3.18)
3.4.2. Torque Elétrico nos Terminais do Gerador Síncrono com um SVC em
Operação
As componentes real e imaginária da potência complexa nos terminais do gerador
síncrono são mostradas nas equações (2.15) e (2.16) (Capítulo 2), onde P
e
e Q
e
são as
potências ativa e reativa, respectivamente.
A substituição das equações básicas do MHP com SVC na equação (2.15) permite
obter a potência elétrica P
e
nos terminais do gerador síncrono que, em valores pu e ω =
ω
base
(no caso brasileiro, ω
base
= 377 rad/s), se torna numericamente igual ao torque
elétrico T
e
, como na equação (3.19).
[]
−δ
+−++
==
∞
senve
)xx(Bxxxx
1
PT
'
q
1
'
dsvc221
'
d
ee
[]
[]
δ
+−+++−++
−
−
∞
2senv
)xx(Bxxxx)xx(Bxxxx
)xx(
2
1
2
1qsvc221q1
'
dsvc221
'
d
'
dq
(3.19)
Comparando-se a equação (3.19) com a equação (2.17) apresentada no Capítulo 2,
nota-se claramente a influência do SVC na formação do torque elétrico nos terminais do
gerador síncrono (basta fazer na equação (3.19) a grandeza B
svc
igual a zero, que obtém-
se a equação (2.17)).
58
O segundo termo da equação (3.19) é o torque de relutância quando no sistema de
potência está em operação um compensador SVC, no caso de geradores de pólos
salientes. Para geradores de rotor liso, basta fazer x
q
= x’
d
.
Admitindo-se pequenos desvios em torno de um ponto de equilíbrio, a equação
(3.19) pode ser linearizada, assumindo a forma mostrada em (3.20).
svc8
'
q21ee
BkekkPT Δ+Δ+δΔ=Δ=Δ (3.20)
+
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
δ
+−++
−=
∞
sen
Bx)xx(xxx
v
i)xx(k
svc21
'
d21
'
d
q
'
dq1
[]
[]
⎪
⎭
⎪
⎬
⎫
⎪
⎩
⎪
⎨
⎧
δ
+−++
−++
∞
cos
Bx)xx(xxx
v
i)xx(e
svc21q21q
d
'
dq
'
q
(3.20.a)
q
svc21
'
d21
'
d
svc2
'
dq2
i1
Bx)xx(xxx
)Bx1(
)xx(k
⎪
⎭
⎪
⎬
⎫
⎪
⎩
⎪
⎨
⎧
+
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
+−++
−
−= (3.20.b)
[]
[]
+
⎪
⎭
⎪
⎬
⎫
⎪
⎩
⎪
⎨
⎧
+−++
δ++−
−=
∞
2
svc21
'
d21
'
d
1
'
d
'
q22
q
'
dq8
Bx)xx(xxx
cosv)xx(exx
i)xx(k
[]
[]
⎪
⎭
⎪
⎬
⎫
⎪
⎩
⎪
⎨
⎧
δ
+−++
+
−++
∞
sen
Bx)xx(xxx
vx)xx(
i)xx(e
2
svc21q21q
21q
d
'
dq
'
q
(3.20.c)
3.4.3. Inclusão da Dinâmica do Circuito de Campo do Gerador Síncrono no MHP
com SVC em Operação
A partir da equação (2.19 – Capítulo 2), a forma linearizada da variação da tensão
interna do gerador síncrono com um SVC em operação é obtida pela substituição das
equações básicas do MHP com SVC e mostrada na equação (3.21).
svc9
'
q
3
4fd
'
q
'
0d
Bke
k
1
keeT Δ−Δ−δΔ−Δ=Δ
o
(3.21)
59
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
+−++
−
−+=
svc21
'
d21
'
d
svc2
'
dd
3
Bx)xx(xxx
)Bx1(
)xx(1
k
1
(3.21.a)
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
δ
+−++
−=
∞
sen
Bx)xx(xxx
v
)xx(k
svc21
'
d21
'
d
'
dd4
(3.21.b)
[]
[]
⎪
⎭
⎪
⎬
⎫
⎪
⎩
⎪
⎨
⎧
+−++
δ++−
−=
∞
2
svc21
'
d21
'
d
1
'
d
'
q22
'
dd9
Bx)xx(xxx
cosv)xx(exx
)xx(k
(3.21.c)
3.4.4. Tensão Terminal do Gerador Síncrono com SVC em Operação
Substituindo-se as equações básicas do MHP com SVC na equação (2.21) e
procedendo a um processo de linearização (novamente, através da expansão em série de
Taylor, desprezando-se os termos de ordem maiores que a unidade), obtém-se a equação
(3.22).
svc7
'
q65t
Bkekkv Δ+Δ+δΔ=Δ (3.22)
+
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
δ
+−++
−=
∞
sen
Bx)xx(xxx
v
x
v
v
k
svc21
'
d21
'
d
'
d
t
q
5
[]
⎪
⎭
⎪
⎬
⎫
⎪
⎩
⎪
⎨
⎧
δ
+−++
+
∞
cos
Bx)xx(xxx
v
x
v
v
svc21q21q
q
t
d
(3.22.a)
⎪
⎭
⎪
⎬
⎫
⎪
⎩
⎪
⎨
⎧
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
+−++
−
−=
svc21
'
d21
'
d
svc2
'
d
t
q
6
Bx)xx(xxx
)Bx1(
x1
v
v
k (3.22.b)
[]
[]
+
⎪
⎭
⎪
⎬
⎫
⎪
⎩
⎪
⎨
⎧
+−++
δ++−
−=
∞
2
svc21
'
d21
'
d
1
'
d
'
q22
'
d
t
q
7
Bx)xx(xxx
cosv)xx(exx
x
v
v
k
[]
⎪
⎭
⎪
⎬
⎫
⎪
⎩
⎪
⎨
⎧
δ
+−++
+
+
∞
sen
Bx)xx(xxx
vx)xx(
x
v
v
2
svc21q21q
21q
q
t
d
(3.22.c)
60
3.4.5. Interpretação Física das Constantes do MHP com SVC em Operação
A interpretação física das constantes k
1
a k
6
do MHP com SVC é a mesma do MHP
original, bastando para isto considerar que a susceptância do SVC é constante (ΔB
SVC
=
0) nas interpretações correspondentes.
Deve-se ressaltar que as expressões analíticas destas constantes se alteram, quando
comparadas com as expressões obtidas sem a atuação do SVC. Isto ocorre por causa da
atuação do SVC no sistema de energia elétrica.
Além disso as influências da operação do SVC na formação de torque elétrico,
tensão interna e tensão terminal ficam explicitadas pelas novas constantes k
7
, k
8
e k
9
.
3.4.6. Tensão na Barra Intermediária “m” (Tensão v
m
) com SVC em Operação
Aplicando-se a matriz de transformação de coordenadas na equação (3.9), se obtém
as equações (3.23) e (3.24), que fornecem as componentes de eixo direto e eixo em
quadratura da tensão na barra onde está instalado o SVC (v
md
e v
mq
, respectivamente).
q1dmd
ixvv += (3.23)
d1qmq
ixvv −= (3.24)
O valor absoluto desta tensão (equação (2.25)), em sua forma linearizada é obtida
pelas equações básicas do MHP com o SVC em operação e é mostrada na equação
(3.25).
svc3
'
q21m
Bceccv Δ+Δ+δΔ=Δ
(3.25)
[]
−
⎪
⎭
⎪
⎬
⎫
⎪
⎩
⎪
⎨
⎧
δ
+−++
+=
∞
cos
Bx)xx(xxx
v
)xx(
v
v
c
svc21q21q
1q
m
md
1
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
δ
+−++
+−
∞
sen
Bx)xx(xxx
v
)xx(
v
v
svc21
'
d21
'
d
1
'
d
m
mq
(3.25.a)
61
⎪
⎭
⎪
⎬
⎫
⎪
⎩
⎪
⎨
⎧
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
+−++
−
+−=
svc21
'
d21
'
d
svc2
1
'
d
m
mq
2
Bx)xx(xxx
)Bx1(
)xx(1
v
v
c
(3.25.b)
[]
−
⎪
⎭
⎪
⎬
⎫
⎪
⎩
⎪
⎨
⎧
δ
+−++
+
+=
∞
sen
Bx)xx(xxx
vx)xx(
)xx(
v
v
c
2
svc21q21q
21q
1q
m
md
3
[]
[]
⎪
⎭
⎪
⎬
⎫
⎪
⎩
⎪
⎨
⎧
+−++
δ++−
+−
∞
2
svc21
'
d21
'
d
1
'
d
'
q22
1
'
d
m
mq
Bx)xx(xxx
cosv)xx(exx
)xx(
v
v
(3.25.c)
Novamente, a atuação do SVC modifica as expressões das constantes c
1
e c
2
, quando
comparadas com o MHP original. A atuação do SVC também introduz uma nova
constante, que representa seus efeitos na formação dos desvios de tensão na barra onde
está instalado (constante c
3
).
3.4.7. Equações Eletromecânicas do Gerador Síncrono no MHP com SVC em
Operação
As equações eletromecânicas do gerador síncrono são obtidas das equações (2.27) e
(2.28), pela substituição da equação (3.20), como nas equações (3.26) e (3.27), onde
continuam válidas as mesmas definições feitas para as equações (2.27) e (2.28).
ωωδ
o
Δ=Δ
o
(3.26)
msvc
8
'
q
21
T
M
1
B
M
k
e
M
k
M
k
ω
M
D
ω Δ+Δ−Δ−δΔ−Δ−=Δ
o
(3.27)
3.4.8. Inclusão do Sistema de Excitação do Gerador Síncrono no MHP com SVC
em Operação
A equação das variações da tensão de campo do gerador síncrono quando existe um
SVC em operação no sistema é obtida com facilidade pela substituição da equação
62
(3.22) na equação (2.30), conforme a equação (3.28).
ref
r
r
svc
r
7r
fd
r
'
q
r
6r
r
5r
fd
v
T
k
B
T
kk
e
T
1
e
T
kk
T
kk
e Δ+Δ−Δ−Δ−δΔ−=Δ
o
(3.28)
3.5. Inclusão do TCSC no Modelo Linear de Heffron e Phillips
Para a inclusão dos efeitos do TCSC no modelo linear de Heffron e Phillips [33,34],
considere o diagrama unifilar do sistema máquina síncrona ligada a uma barra infinita
com um TCSC instalado, conforme mostrado na Figura 3.6.
´
e
~
x’
d
t
~
v
∞
v
~
x
e
G
S
•
G
_
S
•
e
S
•
t
~
i
-jX
TCSC
Figura 3.6: Diagrama Unifilar – Sistema MBI com TCSC
Na Figura 3.6, 'e
~
,
t
~
v e
∞
~
v são a tensão interna do gerador síncrono, a tensão
terminal e a tensão na barra infinita, respectivamente. A corrente
t
i
~
é a que circula pela
linha de transmissão. A grandeza x’
d
representa a reatância transitória de eixo direto do
gerador.
G
_
S
•
é a potência complexa gerada internamente pela máquina síncrona.
G
S
•
e
e
S
•
são as potências complexas entregue à barra terminal e de saída da barra terminal,
respectivamente.
O compensador TCSC é representado pela reatância X
TCSC
.
3.5.1. Equações Básicas do Modelo de Heffron e Phillips com TCSC
As equações básicas do modelo de Heffron e Phillips com um TCSC em operação
podem ser obtidas diretamente das equações (2.11) a (2.14), bastando substituir a
reatância x
e
pela reatância efetiva da linha de transmissão (após a implantação do
63
TCSC) igual a x
e
– X
TCSC
, conforme mostrado nas equações (3.29) a (3.32).
)Xxx(
cosve
i
TCSCe
'
d
'
q
d
−+
δ−
=
∞
(3.29)
)Xxx(
senv
i
TCSCeq
q
−+
δ
=
∞
(3.30)
δ
−+
=
∞
senv
)Xxx(
x
v
TCSCeq
q
d
(3.31)
δ
−+
+
−+
=
∞
cosv
)Xxx(
x
e
)Xxx(
x
v
TCSCe
'
d
'
d
'
q
TCSCe
'
d
e
q
(3.32)
3.5.2. Torque Elétrico nos Terminais do Gerador Síncrono com TCSC em
Operação
As componentes real e imaginária da potência complexa nos terminais do gerador
síncrono são mostradas nas equações (2.15) e (2.16) (Capítulo 2), onde P
e
e Q
e
são as
potências ativa e reativa, respectivamente.
A substituição das equações básicas do MHP com TCSC na equação (2.15) permite
obter a potência elétrica P
e
nos terminais do gerador síncrono que, em valores pu e ω =
ω
o
, se torna numericamente igual ao torque elétrico T
e
, como na equação (3.33).
δ
−+−+
−
−δ
−+
=
∞∞
2senv
)Xxx)(Xxx(
)xx(
2
1
senve
)Xxx(
1
T
2
TCSCeqTCSCe
'
d
'
dq
'
q
TCSCe
'
d
e
(3.33)
Novamente, ao se fazer X
TCSC
igual a zero na equação (3.33), recai-se na equação
(2.17), que é válida para o sistema sem o compensador TCSC. O torque de relutância
também é modificado pela presença do TCSC.
Admitindo-se pequenos desvios em torno de um ponto de equilíbrio, a equação
64
(3.33) pode ser linearizada, assumindo a forma mostrada em (3.34).
TCSC8
'
q21ee
XkekkPT Δ+Δ+δΔ=Δ=Δ (3.34)
[
]
δ
−+
−+
+δ
−+
−
=
∞∞
cosv
)Xxx(
i)xx(e
senvi
)Xxx(
)xx(
k
TCSCeq
d
'
dq
'
q
q
TCSCe
'
d
'
dq
1
(3.34.a)
q
TCSCe
'
d
TCSCeq
2
i
)Xxx(
)Xxx(
k
−+
−+
= (3.34.b)
[
]
δ
−+
−+
+δ−
−+
−
=
∞∞
senv
)Xxx(
i)xx(e
)cosve(i
)Xxx(
)xx(
k
2
TCSCeq
d
'
dq
'
q
'
qq
2
TCSCe
'
d
'
dq
8
(3.34.c)
3.5.3. Inclusão da Dinâmica do Circuito de Campo do Gerador Síncrono no MHP
com TCSC em Operação
A partir da equação (2.19 – Capítulo 2), a forma linearizada da variação da tensão
interna do gerador síncrono com um TCSC em operação é obtida pela substituição das
equações básicas do MHP com TCSC e mostrada na equação (3.35).
TCSC9
'
q
3
4fd
'
q
'
0d
Xke
k
1
keeT Δ−Δ−δΔ−Δ=Δ
o
(3.35)
)Xxx(
)Xxx(
k
1
TCSCe
'
d
TCSCed
3
−+
−+
= (3.35.a)
δ
−+
−
=
∞
senv
)Xxx(
)xx(
k
TCSCe
'
d
'
dd
4
(3.35.b)
)cosve(
)Xxx(
)xx(
k
'
q
2
TCSCe
'
d
'
dd
9
δ−
−+
−
=
∞
(3.35.c)
65
3.5.4. Tensão Terminal do Gerador Síncrono com TCSC em Operação
Substituindo-se as equações básicas do MHP com TCSC na equação (2.21) e
procedendo a um processo de linearização, obtém-se a equação (3.36).
TCSC7
'
q65t
Xkekkv Δ+Δ+δΔ=Δ (3.36)
δ
−+
+δ
−+
−=
∞∞
cos
v
v
)Xxx(
x
vsen
v
v
)Xxx(
x
vk
t
d
TCSCeq
q
t
q
TCSCe
'
d
'
d
5
(3.36.a)
)Xxx(
)Xx(
v
v
k
TCSCe
'
d
TCSCe
t
q
6
−+
−
= (3.36.b)
()
δ
−+
+δ−
−+
−=
∞∞
senv
)Xxx(
x
v
v
cosve
)Xxx(
x
v
v
k
2
TCSCeq
q
t
d
'
q
2
TCSCe
'
d
'
d
t
q
7
(3.36.c)
3.5.5. Interpretação Física das Constantes do MHP com TCSC em Operação
A interpretação física das constantes k
1
a k
6
do MHP com TCSC é a mesma do MHP
original, bastando para isto considerar que a reatância do TCSC é constante (ΔX
TCSC
=
0) nas interpretações correspondentes.
Deve-se ressaltar que como no caso da inclusão do SVC, as expressões analíticas
destas constantes se alteram, quando comparadas com as expressões obtidas sem a
atuação do TCSC. Isto ocorre por causa da atuação do TCSC no sistema de energia
elétrica.
Além disso as influências da operação do TCSC na formação de torque elétrico,
tensão interna e tensão terminal ficam explicitadas pelas novas constantes k
7
, k
8
e k
9
.
3.5.6. Equações Eletromecânicas do Gerador Síncrono no MHP com TCSC em
Operação
As equações eletromecânicas do gerador síncrono são obtidas das equações (2.27) e
66
(2.28), pela substituição da equação (3.34) e são mostradas nas equações (3.37) e (3.38).
ωωδ
o
Δ=Δ
o
(3.37)
mTCSC
8
'
q
21
T
M
1
X
M
k
e
M
k
M
k
ω
M
D
ω
Δ+Δ−Δ−δΔ−Δ−=Δ
o
(3.38)
3.5.7. Inclusão do Sistema de Excitação do Gerador Síncrono no MHP com TCSC
em Operação
A equação das variações da tensão de campo do gerador síncrono quando existe um
TCSC em operação no sistema é obtida com facilidade pela substituição da equação
(3.36) na equação (2.30), conforme a equação (3.39).
ref
r
r
TCSC
r
7r
fd
r
'
q
r
6r
r
5r
fd
v
T
k
X
T
kk
e
T
1
e
T
kk
T
kk
e
Δ+Δ−Δ−Δ−δΔ−=Δ
o
(3.39)
3.5.8. Representações do Modelo Linear de Heffron e Phillips com Dispositivos
FACTS
Para a representação do MHP com o SVC em operação (sem a consideração de um
dispositivo de controle sobre a susceptância B
SVC
) são utilizadas as equações (3.21),
(3.26), (3.27) e (3.28). Em se tratando do MHP com a atuação do TCSC (sem
dispositivo de controle sobre a reatância X
CSC
), a representação no espaço de estados é
feita utilizando-se as equações (3.5), (3.37), (3.38) e (3.39).
Com estas considerações, pode-se realizar uma representação no espaço de estados
do MHP com dispositivos FACTS (SVC ou TCSC), como nas equações (3.40).
BuAxx
+=
o
(3.40)
[]
t
fd
'
q
eex ΔΔδΔωΔ= (3.40.a)
67
[]
t
FACTSrefm
uvTu ΔΔΔ= (3.40.b)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
−−−
−−
−−−
=
rr
6r
r
5r
'
d0
'
d03
'
d0
4
0
21
T
1
T
kk
T
kk
0
T
1
Tk
1
T
k
0
000ω
0
M
k
M
k
M
D
A
(3.40.c)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
−
−
−
=
r
7r
r
r
'
d0
9
8
T
kk
T
k
0
T
k
00
000
M
k
0
M
1
B (3.40.d)
Nas equações (3.40), x é o vetor de estados, u é o vetor de entradas, A é a matriz de
estados e B a matriz de entradas. A entrada Δu
FACTS
é ΔB
SVC
quando se tratar do sistema
com o SVC em operação. No caso do dispositivo ser o TCSC, Δu
FACTS
é ΔX
TCSC
.
Logicamente, as constantes k
1
a k
9
se referem a cada tipo de dispositivo FACTS.
Para a representação do MHP com dispositivo FACTS no domínio da freqüência
basta aplicar a transformada de Laplace nas equações (3.40), para se obter o diagrama
de blocos da Figura 3.7, onde G
RAT
(s) é a função de transferência do sistema de
excitação (regulador de tensão).
Observe ainda que mesmo com dispositivos FACTS em operação (seja SVC ou
TCSC), é possível definir o laço eletromecânico (onde estão apenas grandezas
mecânicas), e o laço reativo (correspondendo às grandezas elétricas: tensões e
correntes), para o sistema MBI.
Ao se comparar as Figuras 2.3 (Capítulo 2) e 3.7, pode-se afirmar que a introdução
de controladores FACTS do tipo SVC ou TCSC “amplia” o modelo original de Heffron
e Phillips. Esta ampliação é decorrência das novas constantes introduzidas no modelo,
que refletem a influência destes controladores no sistema elétrico de potência.
68
–
Δδ
k
2
K
5
K
6
Δ
T
m
Δ
e’
q
Δ
e
fd
–
–
D
Hs2
1
+
Δω
'
0d3
3
Tsk1
k
+
k
4
–
+
Δ
v
t
+
+
+
Δ
v
ref
–
k
1
s
0
ω
G
RAT
(s)
k
8
k
9
k
7
Δ
u
FACTS
–
+
–
laço eletromecânico
laço reativo
Figura 3.7: Diagrama de Blocos – Modelo de Heffron e Phillips com FACTS – Sistema MBI
3.6. Inclusão do SVC no Modelo de Sensibilidade de Potência
Para a inclusão dos efeitos do SVC no Modelo de Sensibilidade de Potência [28,29],
considere o diagrama unifilar do sistema máquina síncrona ligada a uma barra infinita
com um SVC instalado (representado pela susceptância B
SVC
), conforme mostrado na
Figura 3.8.
´
e
~
x’
d
t
~
v
2
~
i
∞
v
~
x
1
G
S
•
G
_
S
•
e
S
•
x
2
m
~
v
jB
SVC
t
~
i
SVC
~
i
me
S
•
∞
•
m
S
SVC
S
•
Figura 3.8: Diagrama Unifilar – Sistema MBI com SVC
Nesta Figura 'e
~
,
t
~
v,
m
~
v e
∞
~
v são a tensão interna do gerador síncrono, a tensão
69
terminal, a tensão na barra onde está conectado o SVC e a tensão na barra infinita,
respectivamente.
As correntes
t
i
~
,
2
i
~
e
SVC
i
~
são as que circulam pela linha de transmissão entre a barra
terminal e a barra intermediária “m” (representada pela reatância x
1
), a barra
intermediária “m” e a barra infinita (de reatância x
2
) e pelo SVC, respectivamente. A
grandeza x’
d
representa a reatância transitória de eixo direto do gerador síncrono.
Com relação às potências,
G
_
S
•
é a potência complexa gerada internamente pela
máquina síncrona, enquanto que
G
S
•
e
e
S
•
são as potências complexas entregue à barra
terminal e de saída da barra terminal, respectivamente. Os fluxos de potência
me
S
•
e
∞
•
m
S
são os que fluem da barra m para a barra terminal do gerador síncrono e da barra m
para a barra infinita, respectivamente. A grandeza
SVC
S
•
é a potência complexa
consumida pelo SVC.
Adaptando-se as equações do MSP original (sem controladores FACTS), é possível
determinar as equações básicas do MSP com SVC e a partir delas as potências
envolvidas no modelo, como mostradas na seqüência.
3.6.1. Potências no Sistema MBI com SVC
As expressões analíticas das componentes ativa e reativa das potências
G
S
•
,
e
S
•
,
me
S
•
e
∞
•
m
S
não são alteradas quando da inclusão do SVC no sistema MBI e estão mostradas
no Capítulo 2.
A potência complexa que flui para o SVC pode ser calculada como na expressão
(3.41).
*
SVC
~
m
~
SVCSVC
SVC
ivjQPS
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
=+=
•
(3.41)
Na equação (3.41) o símbolo ‘*’ significa “o conjugado do fasor”.
Por inspeção, do diagrama unifilar da Figura 3.8, a corrente que circula pelo
70
compensador estático de reativos pode ser calculada pela equação (3.42).
m
~
SVC
SVC
~
vjBi = (3.42)
Substituindo-se (3.42) em (3.41) obtém-se as parcelas ativa e reativa da potência
complexa consumida pelo SVC (equações (3.43) e (3.44)).
0P
SVC
= (3.43)
2
mSVCSVC
vBQ −= (3.44)
Admitindo-se pequenos desvios em torno de um ponto de equilíbrio, as equações
(3.43) e (3.44) podem ser linearizadas, assumindo as formas mostradas nas equações
(3.45) e (3.46).
0P
SVC
=Δ (3.45)
SVCSVCmSVCSVC
B2Rv1RQ Δ+Δ=Δ (3.46)
mSVCSVC
vB21R −= (3.46.a)
2
mSVC
v2R −= (3.46.b)
Os coeficientes R1
SVC
e R2
SVC
são chamados “coeficientes de sensibilidade de
potência reativa do compensador estático de reativos”.
3.6.2. Balanço de Potências no Sistema MBI com SVC
Para o sistema MBI com a atuação do SVC os balanços de potências (considerando
pequenas variações em torno do ponto de equilíbrio, conseqüentemente na forma
71
linearizada), são dados pelas equações (3.47) a (3.50).
ΔP
G
– ΔP
e
= 0 (3.47)
ΔQ
G
– ΔQ
e
= 0 (3.48)
– ΔP
me
– ΔP
m∞
– ΔP
SVC
= 0 (3.49)
– ΔQ
me
– ΔQ
m∞
– ΔQ
SVC
= 0 (3.50)
Substituindo-se as equações (2.51) a (2.58) (Capítulo 2), e (3.45) e (3.46) nas
equações (3.47) a (3.50), têm-se as expressões do balanço de potências ativa e reativa
do sistema MBI com a atuação do SVC (equações (3.51) a (3.54)), que são as equações
algébricas do modelo de sensibilidade de potência, para esta situação.
0ve3Av)e2Ag3A(e1Aθ)e1Ag1A(eg2Aδg1A
mtm
'
q
=Δ−Δ−+θΔ+Δ+−Δ+Δ (3.51)
0ve3Rv)e2Rg3R(e1Rθ)e1Rg1R(eg2Rδg1R
mtm
'
q
=Δ−Δ−+θΔ+Δ+−Δ+Δ (3.52)
0v)m2Ame2A(vme3A)m1Ame1A(me1A
mtm
=
Δ
∞
+
−
Δ
−θΔ∞+−θΔ (3.53)
−Δ
+
∞
+
−
Δ
−θΔ∞+−θΔ
mSVCtm
v)1Rm2Rme2R(vme3R)m1Rme1R(me1R
0B2R
SVCSVC
=Δ−
(3.54)
3.6.3. Representações do Modelo de Sensibilidade de Potência com SVC
A forma das equações diferenciais do MSP com SVC não são alteradas com relação
ao MSP original (sem o SVC).
Portanto, utilizando-se as equações diferenciais (2.71) a (2.74) e as algébricas (3.51)
a (3.54), pode-se realizar uma representação do MSP com SVC envolvendo variáveis
algébricas e de estado, como nas equações (3.55).
72
Nestas equações x é o vetor de variáveis de estados, z é o vetor de variáveis
algébricas e u é o vetor de entradas.
A interpretação das sub-matrizes J
11
, J
12
, J
21
e J
22
é a mesma apresentada no Capítulo
2.
[]
u
B
B
z
x
JJ
JJ
0
x
2
1
2221
1211
Δ
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
+
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
Δ
Δ
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
=
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
Δ
o
(3.55)
[]
t
fdq
ee'Δωx ΔΔδΔ= (3.55.a)
[]
t
mtm
ΔvΔvΔθΔθz = (3.55.b)
[]
t
SVCrefm
BvPu ΔΔΔ= (3.55.c)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
−
−−
−−−
=
r
'
0d
'
d
'
0d
d
'
0d
A
0
11
T
1
000
T
1
xT
x
T
k
0
000ω
0
M
g2A
M
g1A
M
D
J
(3.55.d)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
−
−
=
0
T
k
00
0
T
k
0
T
k
0000
0
M
g3A
0
M
g1A
J
r
r
'
0d
v
'
0d
A
12
(3.55.e)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
=
0000
0000
0g2Rg1R0
0g2Ag1A0
J
21
(3.55.f)
73
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
+∞+−−∞+−
∞+−−∞+−
−−+−
−−+−
=
)1Rm2Rme2R(me3R)bm1Rme1R(me1R
)m2Ame2A(me3A)m1Ame1A(me1A
e3R)e2Rg3R(e1R)e1R
g1R(
e3A)e2Ag3A(e1A)e1Ag1A(
J
SVC
22
(3.55.g)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
=
0
T
k
0
000
000
00
M
1
B
r
r
1
(3.55.h)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
−
=
SVC
2
2R00
000
000
000
B
(3.55.i)
Observe que nesta representação a grandeza ΔB
SVC
foi considerada uma entrada para
o sistema, isto é, não foi considerado o sistema de controle descrito na seção (3.2.1).
Para a representação do MSP considerando a atuação do SVC no domínio da
freqüência basta aplicar a transformada de Laplace nas equações (3.55) para se obter o
diagrama de blocos da Figura 3.9.
Deve-se ressaltar que a consideração da atuação do SVC ainda preserva no modelo
de sensibilidade de potência os subsistemas ativo/reativo e rápido/lento.
3.7. Inclusão do TCSC no Modelo de Sensibilidade de Potência
Para a inclusão dos efeitos do TCSC no Modelo de Sensibilidade de Potência [35],
considere novamente o diagrama unifilar mostrado na Figura 3.6.
De maneira análoga ao realizado para a inclusão do SVC, as equações básicas do
MSP com TCSC são obtidas a partir do equacionamento do MSP original (sem
controladores FACTS). A partir destas equações, as potências envolvidas no modelo são
74
determinadas, como mostradas na seqüência.
–
Δ
δ
Δ
P
m
Δθ
Δ
e’
q
–
D
Ms
1
+
Δω
)1A1A(
1
eg
+
Δ
v
t
+
A1g
s
0
ω
+
A1g
–
d
'
d
'
0d
d
'
d
x
x
sT1
x
x
+
A2g
A3g
Δ
P
G
+
A2e
–
)3R2R(
1
ge
−
Δ
Q
t
R1e
–
R2g
+
+
R1g
–
+
k
A
k
v
–
+
+
Δ
e
fd
rápido
lento
ativo
reativo
Δ
v
ref
+
–
A1e
A3e
Δ
v
m
–
+
+
+
+
+
+
R1e
+
+
R3e
–
+
A3me
+
–
A2me + A2m
∞
–
+
)m1Ame1A(
1
∞+
Δ
θ
m
–
–
+
+
R2
SVC
)1Rm2Rme2R(
1
SVC
+∞+
–
Δ
B
svc
Δ
Q
s
G
RAT
(s)
A1me
R1me
R1me + R1m
∞
R3me
Figura 3.9: Diagrama de Blocos – Modelo de Sensibilidade de Potência – Sistema MBI com SVC
3.7.1. Potências no Sistema MBI com TCSC
As expressões analíticas das componentes ativa e reativa da potência
G
S
•
não são
alteradas pela inclusão do TCSC. Desta forma, continuam válidas as expressões
75
referentes a esta potência obtidas no Capítulo 2.
As componentes de potência ativa e reativa da potência complexa
e
S
•
são mostradas
nas equações (3.56) e (3.57).
()
θ
−
=
∞
senvv
Xx
1
P
t
TCSCe
e
(3.56)
()
[
]
θ−
−
=
∞
cosvvv
Xx
1
Q
t
2
t
TCSCe
e
(3.57)
Observe que as expressões (3.56) e (3.57) são facilmente obtidas, bastando substituir
a reatância original da linha (x
e
), pela reatância efetiva, após a inserção do TCSC (x
e
–
X
TCSC
).
Admitindo-se pequenos desvios em torno de um ponto de equilíbrio, as equações
(3.56) e (3.57) podem ser linearizadas conforme expressões mostradas nas equações
(3.58) e (3.59).
TCSCTCSCte
XAxve2Ae1AP
Δ
+
Δ
+θΔ=Δ (3.58)
()
θ
−
=
∞
cosvv
Xx
1
e1A
t
TCSCe
(3.58.a)
()
θ
−
=
∞
senv
Xx
1
e2A
TCSCe
(3.58.b)
()
θ
−
=
∞
senvv
Xx
1
Ax
t
TCSCe
TCSC
(3.58.c)
TCSCTCSCte
XRxve2Re1RQ
Δ
+Δ+θΔ=Δ (3.59)
()
θ
−
=
∞
senvv
Xx
1
e1R
t
TCSCe
(3.59.a)
76
()
[]
θ−
−
=
∞
cosvv2
Xx
1
e2R
t
TCSCe
(3.59.b)
()
[]
θ−
−
=
∞
cosvvv
Xx
1
Rx
t
2
t
TCSCe
TCSC
(3.59.c)
Os coeficientes Ax
TCSC
e Rx
TCSC
são chamados “coeficientes de sensibilidade de
potências ativa e reativa do TCSC”.
3.7.2. Balanço de Potências no Sistema MBI com TCSC
Para o sistema MBI com a atuação do TCSC os balanços de potências (considerando
pequenas variações em torno do ponto de equilíbrio), são dados pelas equações (3.60) e
(3.61).
ΔP
G
– ΔP
e
= 0 (3.60)
ΔQ
G
– ΔQ
e
= 0 (3.61)
Substituindo-se as equações (2.51) a (2.58) (Capítulo 2), e (3.58) e (3.59) nas
equações (3.60) e (3.61), têm-se as expressões do balanço de potências ativa e reativa
do sistema MBI com a atuação do TCSC (equações (3.62) e (3.63)), que são as
equações algébricas do modelo de sensibilidade de potência, para esta situação.
0v)e2Ag3A()e1Ag1A(XAxeg2Aδg1A
tTCSCTCSC
'
q
=Δ−+θΔ+−Δ−Δ+Δ (3.62)
0v)e2Rg3R()e1Rg1R(XRxeg2Rδg1R
tTCSCTCSC
'
q
=Δ−+θΔ+−Δ−Δ+Δ (3.63)
3.7.3. Representações do Modelo de Sensibilidade de Potência com TCSC
Da mesma forma quando da inclusão do SVC, as equações diferenciais do MSP com
77
TCSC não são alteradas com relação ao MSP original (sem o TCSC). Portanto,
utilizando-se as equações diferenciais (2.71) a (2.74) e as algébricas (3.62) e (3.63),
pode-se realizar uma representação do MSP com TCSC, como nas equações (3.64).
[]
u
B
B
z
x
JJ
JJ
0
x
2
1
2221
1211
Δ
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
+
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
Δ
Δ
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
=
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
Δ
o
(3.64)
[]
t
fdq
ee'Δωx ΔΔδΔ= (3.64.a)
[]
t
t
ΔvΔθz = (3.64.b)
[]
t
TCSCrefm
XvPu ΔΔΔ= (3.64.c)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
−
−−
−−−
=
r
'
0d
'
d
'
0d
d
'
0d
A
0
11
T
1
000
T
1
xT
x
T
k
0
000ω
0
M
g2A
M
g1A
M
D
J
(3.64.d)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
−
−
=
r
r
'
0d
v
'
0d
A
12
T
k
0
T
k
T
k
00
M
g3A
M
g1A
J (3.64.e)
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
=
0g2Rg1R0
0g2Ag1A0
J
21
(3.64.f)
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−+−
−+−
=
)e2Rg3R()e1Rg1R(
)e2Ag3A()e1Ag1A(
J
22
(3.64.g)
78
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
=
0
T
k
0
000
000
00
M
1
B
r
r
1
(3.64.h)
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−
−
=
TCSC
TCSC
2
Rx00
Ax00
B
(3.64.i)
–
Δ
δ
Δ
P
m
Δθ
Δ
e’
q
–
D
Ms
1
+
Δω
)e1Ag1A(
1
+
Δ
v
t
+
A1g
s
0
ω
+
A1g
–
d
'
d
'
0d
d
'
d
x
x
sT1
x
x
+
A2g
A3g
+
+
Δ
P
G
Δ
P
+
A2e
–
)g3Re2R(
1
−
Δ
Q
R1e
–
R2g
+
+
R1g
–
+
k
A
k
v
–
+
+
Δ
e
fd
rápido
lento
ativo
reativo
Δ
v
ref
+
–
Ax
TCSC
–
Rx
TCSC
–
Δ
x
TCSC
G
RAT
(s)
Figura 3.10: Diagrama de Blocos – Modelo de Sensibilidade de Potência – Sistema MBI com TCSC
Nas equações (3.64), x é o vetor de variáveis de estados, z é o vetor de variáveis
algébricas e u é o vetor de entradas. A interpretação das sub-matrizes J
11
, J
12
, J
21
e J
22
é
79
a mesma apresentada no Capítulo 2.
Observe que nesta representação a grandeza ΔX
TCSC
foi considerada uma entrada
para o sistema, isto é, não foi considerado o sistema de controle do TCSC descrito na
seção 3.3.1.
Para a representação do MSP considerando a atuação do TCSC no domínio da
freqüência basta aplicar a transformada de Laplace nas equações (3.64) para se obter o
diagrama de blocos da Figura 3.10.
Deve-se ressaltar que a consideração da atuação do TCSC ainda preserva no modelo
de sensibilidade de potência os subsistemas ativo/reativo e rápido/lento.
3.8. Inclusão do Controle de Tensão do SVC no MHP e MSP
A inclusão do Controle de Tensão do SVC nos modelos sob estudos é realizada a
partir da equação (3.2), considerando k
DSVC
igual a zero. Desta forma, a equação que
rege as variações da susceptância B
SVC
são dadas na equação (3.65).
SVCm
SVC
mref
SVC
SVC
B
T
1
v
T
k
v
T
k
B Δ−Δ−Δ=Δ
ααα
o
(3.65)
3.8.1. Inclusão do Controle de Tensão do SVC no MHP
Substituindo-se a equação (3.25) na equação (3.65), tem-se as variações da
susceptância B
SVC
quando o controlador FACTS SVC está dotado de um controle de
tensão (equação (3.66)).
SVC3
SVC
'
q2
SVC
1
SVC
mref
SVC
SVC
B
T
1
c
T
k
ec
T
k
c
T
k
v
T
k
B Δ
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+−Δ−δΔ−Δ=Δ
ααααα
o
(3.66)
Incorporando a equação (3.66) às equações (3.40), tem-se a representação em espaço
de estados do MHP com um SVC em atuação, com o controle de tensão (equações
(3.67)).
80
BuAxx +=
o
(3.67)
[]
t
SVCfd
'
q
ΔBΔeΔeΔδΔωx = (3.67.a)
[]
t
mrefrefm
ΔvΔvΔTu =
(3.67.b)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+−−−
−−−−
−−−
−−−−
=
αα
3SVC
α
2SVC
α
1SVC
r
7r
rr
6r
r
5r
d0
9
d0d03d0
4
0
8
21
T
1
T
ck
0
T
ck
T
ck
0
T
kk
T
1
T
kk
T
kk
0
T'
k
T'
1
T'k
1
T'
k
0
0000ω
M
k
0
M
k
M
k
M
D
A
(3.67.c)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
=
α
svc
r
r
T
k
00
0
T
k
0
000
000
00
M
1
B (3.67.d)
Nas equações (3.67), x é o vetor de estados, u é o vetor de entradas, A é a matriz de
estados e B a matriz de entradas.
Observe que nesta representação, ΔB
SVC
é variável de estado e Δv
mref
é uma nova
entrada para o sistema MBI.
3.8.2. Inclusão do Controle de Tensão do SVC no MSP
Como o MSP preserva as variáveis algébricas do sistema de potência, para a inclusão
do controle de tensão do SVC neste modelo basta incorporar a equação (3.65) às
81
equações (3.55), resultando no conjunto de equações (3.68).
[]
u
B
B
z
x
JJ
JJ
0
x
2
1
2221
1211
Δ
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
+
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
Δ
Δ
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
=
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
Δ
o
(3.68)
[]
t
svcfdq
ΔBΔeΔe'ΔδΔωx = (3.68.a)
[]
t
mtm
ΔvΔvΔθΔθz = (3.68.b)
[]
t
mrefrefm
ΔvΔvΔPu = (3.68.c)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
−
−
−−
−−−
=
Tα
1
0000
0
T
1
000
0
T
1
xT
x
T
k
0
0000ω
00
M
A2g
M
A1g
M
D
J
r
'
d0
'
d
'
d0
d
'
d0
A
0
11
(3.68.d)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
−
−
−
=
α
SVC
r
r
'
d0
v
'
d0
A
12
T
k
000
0
T
k
00
0
T
k
0
T
k
0000
0
M
A3g
0
M
A1g
J (3.68.e)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
=
00000
00000
00R2gR1g0
00A2gA1g0
J
21
(3.68.f)
82
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
+∞+−−∞+−
∞+−−∞+−
−−+−
−−+−
=
)R1R2m(R2meR3meb)R1m(R1meR1me
)A2m(A2meA3me)A1m(A1meA1me
R3eR2e)(R3gR1eR1e)(R1g
A3eA2e)(A3gA1eA1e)(A1g
J
SVC
22
(3.68.g)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
=
Tα
k
00
0
T
k
0
000
000
00
M
1
B
SVC
r
r
1
(3.68.h)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
=
000
000
000
000
B
2
(3.68.i)
Nas equações (3.68), x é o vetor de variáveis de estados, z é o vetor de variáveis
algébricas e u é o vetor de entradas. A interpretação das sub-matrizes J
11
, J
12
, J
21
e J
22
é
a mesma apresentada no Capítulo 2.
3.9. Inclusão do Controle de Amortecimento do SVC no MHP e MSP
A inclusão do controle de amortecimento do SVC (mostrado na seção 3.2.1), nos
modelos sob estudos é realizada a partir da equação (3.2), considerando k
DSVC
diferente
de zero. Desta maneira se obtém um duplo controle para o dispositivo FACTS SVC.
Com isto, a equação que rege as variações da susceptância B
SVC
são dadas na equação
(3.69).
SVCe
DSVC
m
SVC
mref
SVC
SVC
B
T
1
P
T
k
v
T
k
v
T
k
B Δ−Δ+Δ−Δ=Δ
αααα
o
(3.69)
83
3.9.1. Inclusão do Controle de Amortecimento do SVC no MHP
A inclusão do controle de amortecimento do SVC no MHP faz-se pela substituição
das equações (3.20) e (3.25) na equação (3.69), obtendo-se as variações da susceptância
que representa o compensador FACTS SVC (B
SVC
) quando este dispositivo está dotado
de controle de tensão e controle de amortecimento, conforme mostrado na equação
(3.70).
()
(
)
+
−
+
−
=
'
q
Δe
α
T
2
c
SVC
k
2
k
DSVC
k
Δδ
α
T
1
c
SVC
k
1
k
DSVC
k
SVC
BΔ
o
(
)
mref
Δv
α
T
SVC
k
SVC
ΔB
α
T
1
3
c
SVC
k
8
k
DSVC
k
+
−−
+
(3.70)
Incorporando a equação (3.70) às equações (3.40), tem-se a representação em espaço
de estados do MHP com um SVC em atuação, com os controles de tensão e de
amortecimento (equações (3.71)).
BuAxx +=
o
(3.71)
[]
t
SVCfd
'
q
ΔBΔeΔeΔδΔωx = (3.71.a)
[]
t
mrefrefm
ΔvΔvΔTu =
(3.71.b)
()()()
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
−
−−−−
−−−
−−−−
=
α
3SVC8DSVC
α
2SVC2DSVC
α
1SVC1DSVC
r
7r
rr
6r
r
5r
d0
9
d0d03d0
4
0
8
21
T
1ck-kk
0
T
ck-kk
T
ck-kk
0
T
kk
T
1
T
kk
T
kk
0
T'
k
T'
1
T'k
1
T'
k
0
0000ω
M
k
0
M
k
M
k
M
D
A (3.71.c)
84
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
=
α
SVC
r
r
T
k
00
0
T
k
0
000
000
00
M
1
B (3.71.d)
Nas equações (3.71), x é o vetor de estados, u é o vetor de entradas, A é a matriz de
estados e B a matriz de entradas. Novamente nesta representação ΔB
SVC
é variável de
estado e Δv
mref
é uma nova entrada para o sistema MBI.
3.9.2. Inclusão do Controle de Amortecimento do SVC no MSP
De maneira similar ao realizado para a inclusão do controle de tensão, no MSP a
introdução do controle de amortecimento fica facilitada pela preservação das variáveis
algébricas. Para tanto, basta substituir a equação (2.53) na equação (3.69), resultando na
equação (3.72).
(
)
−Δ
−
+Δ+θΔ−θΔ=Δ
αααα
m
SVCDSVC
t
DSVC
m
DSVCDSVC
SVC
v
T
ke3Ak
v
T
e2Ak
T
e1Ak
T
e1Ak
B
o
mref
SVC
SVC
v
T
k
B
T
1
Δ+Δ−
αα
(3.72)
Incorporando a equação (3.72) às equações (3.55), tem-se a representação em espaço
de estados do MSP com um SVC em atuação, com os controles de tensão e de
amortecimento (equações (3.73)).
[]
u
B
B
z
x
JJ
JJ
0
x
2
1
2221
1211
Δ
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
+
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
Δ
Δ
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
=
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
Δ
o
(3.73)
[]
t
svcfdq
ΔBΔeΔe'ΔδΔωx = (3.73.a)
85
[]
t
mtm
ΔvΔvΔθΔθz = (3.73.b)
[]
t
mrefrefm
ΔvΔvΔPu = (3.73.c)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
−
−
−−
−−−
=
Tα
1
0000
0
T
1
000
0
T
1
xT
x
T
k
0
0000ω
00
M
A2g
M
A1g
M
D
J
r
'
d0
'
d
'
d0
d
'
d0
A
0
11
(3.73.d)
()
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
−−
−
−
=
SVCDSVC
αα
SVC
α
DSVC
α
DSVC
r
r
'
d0
v
'
d0
A
12
ke3Ak
T
1
T
e2Ak
T
A1ek
T
A1ek
0
T
k
00
0
T
k
0
T
k
0000
0
M
A3g
0
M
A1g
J (3.73.e)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
=
00000
00000
00R2gR1g0
00A2gA1g0
J
21
(3.73.f)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
+∞+−−∞+−
∞+−−∞+−
−−+−
−−+−
=
)R1R2m(R2meR3meb)R1m(R1meR1me
)A2m(A2meA3me)A1m(A1meR1me
R3eR2e)(R3gR1eR1e)(R1g
A3eA2e)(A3gA1eA1e)(A1g
J
SVC
22
(3.73.g)
86
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
=
Tα
k
00
0
T
k
0
000
000
00
M
1
B
SVC
r
r
1
(3.73.h)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
=
000
000
000
000
B
2
(3.73.i)
Nas equações (3.73), x é o vetor de variáveis de estados, z é o vetor de variáveis
algébricas e u é o vetor de entradas. A interpretação das sub-matrizes J
11
, J
12
, J
21
e J
22
é
a mesma apresentada no Capítulo 2.
3.10. Inclusão do Controle de Amortecimento do TCSC no MHP e MSP
A inclusão do controle de amortecimento do TCSC nos modelos sob estudos é
realizada a partir da equação (3.4), mostrada novamente na equação (3.74).
TCSC
TCSC
e
TCSC
TCSC
TCSC
X
T
1
P
T
k
X Δ−Δ=Δ
o
(3.74)
3.10.1. Inclusão do Controle de Amortecimento do TCSC no MHP
No caso do MHP, a equação para o controle de amortecimento faz-se através da
substituição da equação (3.34) na equação (3.74), conforme a equação (3.75).
(
)
TCSC
TCSC
8TCSC
'
q
TCSC
2TCSC
TCSC
1TCSC
TCSC
X
T
1kk
e
T
kk
T
kk
X Δ
−
+Δ+δΔ=Δ
o
(3.75)
87
Incorporando a equação (3.75) às equações (3.40), tem-se a representação em espaço
de estados do MHP com um TCSC em atuação, com o controle de amortecimento
(equações (3.76)).
BuAxx +=
o
(3.76)
[]
t
TCSCfd
'
q
ΔXΔeΔeΔδΔωx = (3.76.a)
[]
t
refm
ΔvΔTu =
(3.76.b)
()
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
−
−−−−
−−−
−−−−
=
TCSC
8TCSC
TCSC
2TCSC
TCSC
1TCSC
r
7r
rr
6r
r
5r
d0
9
d0d03d0
4
0
8
21
T
1kk
0
T
kk
T
kk
0
T
kk
T
1
T
kk
T
kk
0
T'
k
T'
1
T'k
1
T'
k
0
0000ω
M
k
0
M
k
M
k
M
D
A (3.76.c)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
=
00
T
k
0
00
00
0
M
1
B
r
r
(3.76.d)
Nas equações (3.76), x é o vetor de estados, u é o vetor de entradas, A é a matriz de
estados e B a matriz de entradas.
3.10.2. Inclusão do Controle de Amortecimento do TCSC no MSP
Em se tratando do MSP, a inclusão do controle de amortecimento do TCSC é obtida
88
substituindo-se a equação (3.58) na equação (3.74), cujo resultado é mostrado na
equação (3.77).
(
)
TCSC
TCSC
TCSCTCSC
t
TCSC
TCSC
TCSC
TCSC
TCSC
X
T
1Axk
v
T
e2Ak
T
e1Ak
X Δ
−
+Δ+θΔ=Δ
o
(3.77)
Incorporando a equação (3.77) às equações (3.64), tem-se a representação em espaço
de estados do MSP com um TCSC em atuação, com o controle de amortecimento,
conforme as equações (3.78).
[]
u
B
B
z
x
JJ
JJ
0
x
2
1
2221
1211
Δ
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
+
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
Δ
Δ
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
=
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
Δ
o
(3.78)
[]
t
TCSCfdq
ΔXΔeΔe'ΔδΔωx = (3.78.a)
[]
t
t
ΔvΔθz =
(3.78.b)
[]
t
refm
ΔvΔPu = (3.78.c)
()
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
−
−
−−
−−−
=
TCSC
TCSCTCSC
r
'
d0
'
d
'
d0
d
'
d0
A
0
11
T
1Axk
0000
0
T
1
000
0
T
1
xT
x
T
k
0
0000ω
00
M
A2g
M
A1g
M
D
J (3.78.d)
89
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
−
−
=
TCSC
TCSC
TCSC
TCSC
r
r
'
0d
v
'
0d
A
12
T
e2Ak
T
e1Ak
T
k
0
T
k
T
k
00
M
g3A
M
g1A
J (3.78.e)
TCSC
21
TCSC
0A1gA2g0-Ax
J=
0R1gR2g0-Rx
⎡⎤
⎢⎥
⎣⎦
(3.78.f)
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
−+−
−+−
=
)e2Rg3R()e1Rg1R(
)e2Ag3A()e1Ag1A(
J
22
(3.78.g)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
=
00
T
k
0
00
00
0
M
1
B
r
r
1
(3.78.h)
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
=
00
00
B
2
(3.78.i)
Nas equações (3.78), x é o vetor de variáveis de estados, z é o vetor de variáveis
algébricas e u é o vetor de entradas. A interpretação das sub-matrizes J
11
, J
12
, J
21
e J
22
é
a mesma apresentada no Capítulo 2.
3.11. Conclusões
Neste Capítulo foram incluídos no Modelo de Heffron e Phillips e no Modelo de
Sensibilidade de Potência os dispositivos FACTS SVC e TCSC, para um sistema MBI.
90
Concluiu-se que a inclusão destes dispositivos, no caso do MHP, faz com que novas
constantes sejam introduzidas no modelo, representando as influências do SVC e do
TCSC no sistema de potência.
Observou-se também que a forma das equações não se altera, quando de um
dispositivo para outro, isto é, as constantes dos diferentes modelos têm a mesma
interpretação física, apenas diferindo numericamente.
Mesmo com a inclusão dos FACTS, pode-se ainda definir o laço eletromecânico e o
laço reativo, semelhantes ao MHP original (sem controladores).
Quanto ao MSP, a inclusão dos FACTS ficou facilitada, pela preservação das
características do sistema de transmissão externo (uma peculiaridade inerente deste
modelo). Para a inclusão bastou introduzir as equações referentes a estes controladores.
Da mesma forma que o MSP original, a inclusão dos FACTS manteve a divisão em
subsistemas ativo/reativo e subsistemas rápido/lento.
Também foram realizadas representações dos modelos no domínio do tempo e no
domínio da freqüência.
Na seqüência foram introduzidos nos modelos dispositivos de controle para se obter
a variação automática dos parâmetros dos equipamentos FACTS (B
SVC
e X
TCSC
para o
SVC e TCSC, respectivamente), de acordo com a necessidade do sistema elétrico de
potência.
Estes modelos e respectivas representações serão utilizados no Capítulo seguinte
para realizar simulações em um sistema teste, obtendo-se assim resultados para
posterior discussão.
91
CAPÍTULO 4
Simulações e Resultados
4.1. Introdução
Neste Capítulo são apresentados os resultados obtidos em um sistema teste cujos
principais dados estão listados no Apêndice 2.
Através de simulações (realizadas utilizando-se o software MatLab
®
), são
comparados quantitativamente os dois modelos estudados.
São também discutidas a influência dos controladores FACTS SVC e TCSC no
comportamento dinâmico do sistema elétrico de potência.
As condições de simulação foram tensão terminal em 1,0 pu e potência ativa em 1,0
pu, com fator de potência unitário. A constante de tempo do regulador de tensão foi
considerada 0,001 segundos. A perturbação aplicada foi uma variação em degrau de
0,05 pu na potência (ou torque) mecânico de entrada do sistema elétrico (ΔP
m
).
4.2. Sistema MBI sem Controladores FACTS
Para uma primeira avaliação da estabilidade às pequenas perturbações do sistema
92
MBI sem controladores FACTS modelados pelo MHP e SVC (deduzidos no Capítulo 2,
equações (2.32) – MHP e (2.75) – MSP), foram realizadas simulações para dois valores
do ganho do regulador k
r
: 10 e 50. Os resultados obtidos no domínio da freqüência
(autovalores), são mostrados na Tabela 4.1.
Tabela 4.1: Autovalores do Sistema MBI – Sem Controladores FACTS
k
r
Autovalores (MHP) Autovalores (MSP)
ξ
ω
n
(rad/s)
-999,4975 -999,4975 - -
-0,8201 -0,8201 - -
10
-0,0727 ± j6,6424 -0,0727 ± j6,6424
0,0109 6,6428
-997,4826 -997,4826 - -
-3,6245 -3,6245 - -
50
0,3221 ± j6,8143 0,3221 ± j6,8143
-0,0472 6,8219
Na Tabela 4.1 ξ é o coeficiente de amortecimento e ω
n
a freqüência natural não
amortecida associados ao par complexo conjugado de autovalores.
Uma primeira conclusão é que quantitativamente os dois modelos estudados (MHP e
MSP) são equivalentes, pois os resultados mostrados na Tabela 4.1 foram obtidos
utilizando-se os dois modelos.
Qualitativamente estes resultados mostram que as duas formulações diferem apenas
de como se analisa o sistema MBI.
O MHP avalia o sistema MBI da barra interna do gerador para a barra infinita,
eliminando-se a barra terminal do gerador. O MSP avalia o sistema MBI da barra
interna, passando pela barra terminal e chegando à barra infinita.
Mais uma vez vê-se que o MSP preserva o sistema externo de transmissão
(representado pela barra terminal), enquanto o MHP elimina esta barra, tratando apenas
com a barra interna do gerador.
Dos dados mostrados na Tabela 4.1 pode ser observado que o sistema sem
dispositivos FACTS com ganho k
r
= 10 é estável (todos os autovalores apresentam parte
real negativa). Com o aumento do ganho para k
r
= 50, os autovalores dominantes
passam a apresentar parte real positiva, indicando que o sistema MBI se torna instável
por falta de torque de amortecimento.
93
Esta conclusão pode ser obtida do MHP observando-se a constante k
5
que quando
negativa pode introduzir torque de amortecimento negativo no sistema MBI, para
valores elevados do ganho do regulador de tensão.
Em [7] é mostrado que a constante k
5
está diretamente relacionada com a produção
de torque elétrico através do sistema de excitação do gerador síncrono. Quando k
5
é
positiva (situações para baixos e médios carregamentos), pelo laço do regulador de
tensão serão produzidos torque de sincronização negativo e torque de amortecimento
positivo. Para esta condição de operação não devem ocorrer problemas com a
estabilidade do sistema MBI, pois a constante k
1
(principal coeficiente de torque de
sincronização do sistema MBI), é positiva, resultando num torque de sincronização
líquido positivo.
Nas condições de alto carregamento (região onde a constante k
5
é negativa), serão
produzidos torques de sincronização positivo e de amortecimento negativo. Esta
condição de operação é preocupante, pois pode levar o sistema MBI à instabilidade.
Esta situação pode ocorrer quando o ganho do regulador de tensão é elevado, o que
aumenta o torque de amortecimento negativo, podendo resultar em amortecimento
líquido negativo, tornando o sistema MBI instável, caracterizado por oscilações de
amplitudes crescentes. Esta é a condição de operação que ocorre com k
r
= 50 para o
sistema teste simulado, resultando daí o estado de instabilidade.
No MSP a explicação está no parâmetro R1g [12,13], que é o similar à constante k
5
do modelo de Heffron e Phillips. Os mesmos argumentos utilizados para explicar como
através de k
5
pode-se gerar torque de amortecimento negativo e conseqüente
instabilidade, continuam válidos para o parâmetro R1g.
4.3. Sistema MBI com Controladores FACTS
Utilizando-se o equacionamento deduzido no Capítulo 3 (inclusão dos controladores
FACTS no sistema MBI), novamente foram realizadas simulações para o mesmo
sistema teste, nas mesmas condições anteriores. As equações utilizadas foram as (3.40)
(MHP), (3.55) (MSP com SVC) e (3.64) (MSP com TCSC).
Neste caso foi introduzida uma susceptância paralela de 0,2 pu (representando o
SVC), e uma reatância série de 0,2 pu (representando o TCSC), não se considerando a
94
atuação dos dispositivos de controle dos FACTS. O ganho do regulador também
assumiu os valores 10 e 50 [27,28,29,34,35].
Na Tabela 4.2 são mostrados os autovalores dominantes para o sistema MBI
(modelados pelo MHP e MSP), sem e com as atuações do SVC e TCSC. Novamente ξ é
o coeficiente de amortecimento e ω
n
a freqüência natural não amortecida associados aos
autovalores dominantes.
Tabela 4.2: Autovalores Dominantes do Sistema MBI – Com e Sem Dispositivos FACTS
Autovalores
Dominantes
ξ
ω
n
(rad/s)
sem FACTS
-0,0727 ± j6,6424
0,0109 6,6428
com SVC
-0,0681 ± j6,6017
0,0103 6,6020
k
r
= 10
com TCSC
-0,1836 ± j7,7773
0,0236 7,7795
sem FACTS
0,3221 ± j6,8143
-0,0472 6,8219
com SVC
0,3357 ± j6,7829
-0,0494 6,7912
k
r
= 50
com TCSC
-0,0372 ± j7,7807
0,0048 7,7808
Analisando-se os dados da Tabela 4.2 para k
r
= 10, pode-se concluir que o sistema é
estável para as três situações simuladas.
Além disso, pode-se ver também que a inclusão da reatância capacitiva paralela no
sistema MBI diminui o amortecimento do modo oscilatório (para o sistema sem a
capacitância, ξ é igual a 0,0109 enquanto que com a capacitância, ξ é igual a 0,0103).
Este resultado indica que a atuação do SVC (sem qualquer dispositivo de controle para
B
SVC
), pode introduzir amortecimento negativo ao sistema MBI.
De maneira diferente, a inclusão da reatância série X
TCSC
faz com que o modo
oscilatório se torne mais amortecido (ξ é 0,0109 sem o TCSC e ξ é 0,0236 com o
TCSC). Isto indica que a inclusão do TCSC no sistema MBI introduz amortecimento
positivo.
Este fato é explicado porque a inclusão da reatância série torna o sistema de
transmissão mais “forte”, pela diminuição da reatância efetiva da linha de ligação entre
a barra terminal e a barra infinita.
A Figura 4.1 mostra os desvios da velocidade angular do rotor (Δω), para uma
95
variação em degrau de 0,05 pu na potência mecânica de entrada, com o ganho k
r
do
regulador igual a 10.
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
-8
-6
-4
-2
0
2
4
6
8
x 10
-4
tempo - segundos
Δω
(p
u
)
sem FACTS
≈
com SVC
com TCSC
Figura 4.1: Variações da Velocidade Angular – k
r
= 10
0
1
2
3 4 5 6 7 8 9
10
-0.012
-0.01
-0.008
-0.006
-0.004
-0.002
0
tempo - segundos
Δv
m
(p
u
)
sem FACTS
≈
com SVC
Figura 4.2: Variações da Tensão v
m
– k
r
= 10
96
Analisando-se os gráficos mostrados na Figura 4.1, conclui-se novamente que a
atuação do TCSC torna o sistema MBI mais amortecido, implicando em um menor
tempo para se atingir a condição de regime permanente. As curvas referentes ao sistema
sem e com o SVC são praticamente as mesmas, o que está de acordo com os dados
obtidos na Tabela 4.2 (o coeficiente de amortecimento do sistema MBI sem o SVC é
muito próximo do coeficiente de amortecimento do sistema MBI com SVC).
Na Figura 4.2 são mostradas as curvas das variações da tensão da barra a ser
controlada (Δv
m
) e pode-se ver que a eficiência do SVC sem controle de tensão é quase
que inócua pois as variações da tensão v
m
são praticamente as mesmas para sistema
MBI sem e com SVC.
No caso de k
r
= 50, a Tabela 4.2 mostra que apenas o sistema MBI com TCSC é
estável. O sistema MBI sem FACTS e com SVC são instáveis e a instabilidade é
causada por falta de amortecimento (observe ξ negativo para estas situações).
Isto indica mais uma vez que a simples inclusão de uma reatância série capacitiva na
linha de transmissão torna o sistema de potência mais forte, aumentando seu coeficiente
de amortecimento.
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
-0.02
-0.015
-0.01
-0.005
0
0.00
0.01
0.01
0.02
tempo - segundos
Δω
(p
u
)
sem FACTS
≈
com SVC
com TCSC
Figura 4.3: Variações da Velocidade Angular – k
r
= 50
97
As mesmas conclusões podem ser obtidas através da Figura 4.3 que mostra as
variações da velocidade angular do rotor para as três situações.
4.4. Sistema MBI com Controlador FACTS SVC e Controle de Tensão
Utilizando-se o equacionamento deduzido no Capítulo 3 (mais precisamente as
equações (3.67) e (3.68)), foram realizadas simulações no sistema teste nas mesmas
condições anteriores. Para os parâmetros do controle de tensão do SVC foram utilizados
k
SVC
= 5 e T
α
= 0,0001 segundos.
A Figura 4.4 fornece as curvas das variações da tensão v
m
, onde o ganho k
r
do
regulador de tensão foi feito igual a 10.
Destas curvas nota-se claramente a atuação do controle de tensão do SVC. A sua
inclusão no sistema MBI procura manter constante a tensão na barra a ser controlada
(observe que o desvio final Δv
m
será bem menor para o sistema com controle de tensão,
quando comparado com o sistema sem este controle).
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
-0.012
-0.01
-0.008
-0.006
-0.004
-0.002
0
tempo - segundos
Δ
v
m
(p
u
)
sem FACTS
≈
com SVC
com SVC, k
SVC
= 5
Figura 4.4: Variações da Tensão v
m
– k
r
= 10
Na Tabela 4.3 são mostrados os autovalores dominantes para as situações
98
consideradas e merece ser destacado a inclusão de amortecimento positivo no sistema
MBI quando o SVC é dotado de controle de tensão (neste caso, ξ é igual a 0,0156,
maior que nas outras condições).
Ao se aumentar o ganho do regulador para 50, todas as situações simuladas
resultaram em instabilidade. Este fato indica a necessidade de se introduzir um controle
de amortecimento acoplado ao SVC, para permitir que o sistema MBI se torne estável.
Tabela 4.3: Autovalores Dominantes do Sistema MBI – Controle de Tensão do SVC
Autovalores
Dominantes
ξ
ω
n
(rad/s)
sem FACTS
-0,0727 ± j6,6424
0,0109 6,6428
com SVC
-0,0681 ± j6,6017
0,0103 6,6020
k
r
= 10
com SVC, k
SVC
= 5
-0,1044 ± j6,6944
0,0156 6,6952
sem FACTS
0,3221 ± j6,8143
-0,0472 6,8219
com SVC
0,3357 ± j6,7829
-0,0494 6,7912
k
r
= 50
com SVC, k
SVC
= 5
0,1678 ± j6,7766
-0,0248 6,7787
4.5. Sistema MBI com Controlador FACTS SVC e Controles de Tensão e
Amortecimento
Utilizando as equações (3.71) – MHP e (3.73) – MSP, deduzidas no Capítulo 3,
novas simulações foram realizadas no sistema teste considerado para se avaliar a
influência da atuação do SVC com duplo controle (tensão e amortecimento).
A susceptância B
SVC
foi mantida em 0,2 pu e a constante de tempo do dispositivo de
duplo controle T
α
continuou sendo 0,0001 segundos. O ganho k
r
do regulador foi
considerado igual a 50 (ponto de operação instável, como concluído anteriormente).
Para uma análise através dos autovalores considere a Tabela 4.4, onde são
apresentados os autovalores da matriz de estados do sistema MBI, coeficiente de
amortecimento e freqüência natural não amortecida associados aos autovalores pares
complexos conjugados.
Deve-se ressaltar que os resultados apresentados na Tabela 4.4 foram obtidos tanto
99
utilizando-se a formulação através do MHP quanto do MSP, mostrando mais uma vez a
equivalência quantitativa entre os dois modelos.
Tabela 4.4: Autovalores do Sistema MBI – Influência do Controle de Amortecimento do SVC
k
SVC
k
DSVC
Autovalores
ξ
ω
n
(rad/s)
-18087,9089 - -
-996,7728 - -
-3,1650 - -
1
-0,2360 ± j6,8042
0,0347 6,8083
-13495,6067 - -
-990,6143 - -
-4,5763 - -
5
-2,3258 ± j6,1502
0,3537 6,5753
-7757,6752 - -
-970,7154 - -
-21,3837 - -
10
-2,2936 ± j3,3415
0,5659 4,0529
-2126,5430 - -
-709,6568 - -
-173,8528 - -
15
-1,6109 ± j2,7362
0,5073 3,1752
-1067,6506 - -
3709,4778 - -
88,5342 - -
20
-1,2742 ± j2,4331
0,4639 2,7466
-1038,7471 - -
9465,6795 - -
44,0971 - -
5
25
-1,0646 ± j2,2287
0,4310 2,4699
Para se avaliar a influência do controle de amortecimento do SVC na estabilidade às
100
pequenas perturbações do sistema MBI, os resultados mostrados na Tabela 4.4 foram
obtidos considerando o controle de tensão constante (representado pelo ganho k
SVC
= 5)
e variando-se o parâmetro k
DSVC
.
Dos dados mostrados na Tabela 4.4 pode ser observado que no caso do sistema teste
utilizado, os modos oscilatórios se tornam mais amortecidos quando o controle de
amortecimento é aumentado até valores por volta de 10. Um aumento continuado de
k
DSVC
faz com que o amortecimento diminua, podendo tornar o sistema MBI instável.
No caso apresentado, simulações adicionais mostraram que a instabilidade ocorre a
partir de k
DSVC
≥17.
Analisando-se os autovalores mostrados na Tabela 4.4 para k
DSVC
igual a 20 e 25
pode-se concluir que a instabilidade que ocorre no sistema MBI não é do tipo oscilatória
e sim da forma exponencial (observe a presença de autovalores reais positivos).
-1000 -500
0
500 1000 1500
-500
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
eixo - real
eixo - imaginário
k
DSVC
= 15
k
DSVC
= 16
k
DSVC
= 16
k
DSVC
= 17
k
DSVC
= 17
k
DSCV
= 18
Figura 4.5: Trajetória dos Autovalores Reais do Sistema MBI – Influência do Ganho k
DSVC
Para melhor compreender este fato (instabilidade da forma exponencial), novas
simulações foram realizadas para acompanhar a trajetória destes autovalores, cujos
principais resultados são mostrados na Figura 4.5.
101
Avaliando numericamente os autovalores das segundas e terceiras linhas da Tabela
4.4 (para cada valor de k
DSVC
), pode-se concluir que estes descrevem uma trajetória na
qual para pequenos valores de k
DSVC
são reais e negativos e caminham um de encontro
ao outro. Para valores um pouco mais elevados, ocorre uma bifurcação e então os
autovalores avaliados se tornam um par complexo conjugado, com parte real negativa.
Continuando-se a aumentar o ganho k
DSVC
o par complexo conjugado caminha na
direção do semiplano direito do plano complexo, passando a ter parte real positiva. Para
maiores incrementos de k
DSVC
estes autovalores retornam ao eixo real, no semiplano
direito do plano complexo. Fica então caracterizada a instabilidade aperiódica
observada no sistema MBI.
Na Figura 4.6 é apresentada a trajetória dos autovalores de modo local de oscilação
do sistema teste considerado.
-2.5 -2
-1.5 -1 -0.5
0
-8
-6
-4
-2
0
2
4
6
8
eixo - real
eixo - imaginário
k
DSVC
= 1
k
DSCV
= 5
k
DSVC
= 10
k
DSVC
= 15
k
DSVC
= 20
k
DSVC
= 25
Figura 4.6: Trajetória dos Autovalores de Modo Local de Oscilação do Sistema MBI – Influência do
Ganho k
DSVC
Analisando-se a trajetória mostrada na Figura 4.6 conclui-se que ao se aumentar o
valor de k
DSVC
, o par complexo conjugado de autovalores se desloca na direção
102
esquerda do semiplano negativo do plano complexo. Ao se fazer k
DSVC
igual a 10, estes
autovalores invertem o sentido de deslocamento, passando a caminhar para a direita do
plano complexo conjugado, mas ainda no semiplano negativo. Simulações adicionais
mostraram que no caso do sistema teste considerado, mesmo com valores elevados de
k
DSVC
estes autovalores permaneceram no semiplano esquerdo do plano complexo, não
sendo este modo oscilatório a causa da instabilidade verificada no sistema MBI.
Na Figura 4.7 são mostradas as variações na barra intermediária do sistema MBI
(Δv
m
), para diferentes valores de k
DSVC
após uma pequena perturbação (variação em
degrau de 0,05 pu na potência mecânica de entrada do gerador síncrono).
0 1
2 3 4 5 6 7 8 9
10
-0.01
0
0.01
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06
0.07
0.08
tempo - segundos
Δ v
m
( pu )
k
DSVC
= 15
k
DSVC
= 10
k
DSVC
= 5
k
DSVC
= 1
k
r
= 50
k
SVC
= 5
Figura 4.7: Variações da Tensão na Barra Intermediária (Δv
m
) – Influência do Ganho k
DSVC
Os gráficos mostrados na Figura 4.7 permitem concluir que ao se exigir maior
amortecimento (maiores valores de k
DSVC
), se deteriora o controle de tensão (observe
que o aumento do ganho do controle de amortecimento faz com que os desvios de
tensão em regime permanente da barra controlada sejam maiores). Isto significa que o
controle de amortecimento se opõe ao controle de tensão e este fato pode ser
compreendido analisando o diagrama de blocos da Figura 3.2 (sistema de controle do
103
SVC).
Observe que neste diagrama, para variações nulas na tensão de referência da barra
controlada (Δv
mref
= 0), os controles de tensão e amortecimento possuem sinais opostos.
Outra conclusão que pode ser obtida dos gráficos da Figura 4.7 é que o aumento de
k
DSVC
faz com que se aumente o valor da amplitude da primeira oscilação, que pode ser
um problema para o sistema MBI, pela violação de seus limites (esta avaliação não faz
parte do escopo deste trabalho).
Tabela 4.5: Autovalores do Sistema MBI – Influência do Controle de Tensão do SVC
k
DSVC
k
SVC
Autovalores
ξ
ω
n
(rad/s)
-1184,9 - -
-88,8530 ± j377,50
0,2291 387,8145
1
-1,4565 ± j2,9034
0,4484 3,2482
-7757,7 - -
-970,7154 - -
-21,3837 - -
5
-2,2936 ± j3,3415
0,5659 4,0529
-16991 - -
-986,7208 - -
-6,0926 - -
10
-3,4200 ± j4,8538
0,5760 5,9377
-26226 - -
-990,9409 - -
-3,8423 - -
15
-2,6583 ± j6,2105
0,3935 6,7556
-35462 - -
-992,8886 - -
-3,2970 - -
10
20
-2,0328 ± j6,5849
0,2950 6,8915
Para uma avaliação no domínio da freqüência da influência do controle de tensão do
104
SVC na estabilidade às pequenas perturbações do sistema MBI, considere os resultados
mostrados na Tabela 4.5 (autovalores, coeficiente de amortecimento e freqüência
natural não amortecida), obtidos com k
DSVC
= 10 (constante).
Nos dados mostrados na Tabela 4.5 pode ser visto que para ganho do controle de
tensão k
SVC
= 1, é excitado um modo oscilatório que aqui será chamado de “modo
oscilatório do controle de tensão”, que não corresponde ao modo local de oscilação
(observe sua freqüência fora da faixa típica das freqüências de modo local). Para k
SVC
igual a 5, este par complexo conjugado de autovalores se torna dois pólos reais e
negativos.
Para se acompanhar a trajetória dos autovalores responsáveis pelo modo oscilatório
do controle de tensão, simulações adicionais foram realizadas e os resultados obtidos
estão sintetizados na Figura 4.8.
-800 -600 -400 -200
0
200 400
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
eixo - real
eixo - imaginário
k
SVC
= 0,6
k
SVC
= 0,8
k
SVC
= 1,0
k
SVC
= 1,0
k
SVC
= 1,2
k
SVC
= 1,2
k
SVC
= 1,4
k
SVC
= 1,4
k
SVC
= 1,5
k
SVC
= 1,6
Figura 4.8: Trajetória dos Autovalores do Modo Oscilatório do Controle de Tensão do Sistema MBI –
Influência do Ganho k
SVC
Analisando o deslocamento mostrado na Figura 4.8 pode-se afirmar que o modo
oscilatório do controle de tensão, para baixos valores do ganho k
SVC
, possui parte real
positiva. Com o aumento deste ganho, estes autovalores se deslocam para o semiplano
105
esquerdo do plano complexo. Para valores ainda maiores de k
SVC
o par complexo
conjugado encontra o eixo real, tornando-se dois pólos reais e negativos. A partir daí,
aumentando-se k
SVC
, um destes pólos se torna mais negativo e o outro caminha em
direção ao semiplano direito do plano complexo, tendendo a aproximar-se de zero.
Simulações adicionais mostraram que mesmo para ganhos elevados de k
SVC
, estes pólos
ainda permanecem reais e no semiplano esquerdo do plano complexo, garantindo assim
a estabilidade do sistema MBI para pequenas perturbações.
O deslocamento do modo local de oscilação (par complexo conjugado com
freqüências variando na faixa de 3 a 7 Hz – Tabela 4.5) é mostrado na Figura 4.9.
-3.5
-3
-2.5 -2 -1.5 -1
-8
-6
-4
-2
0
2
4
6
8
eixo - real
eixo - imaginário
k
SVC
= 1k
SVC
= 5
k
SVC
= 10
k
SVC
= 15
k
SVC
= 20
Figura 4.9: Trajetória dos Autovalores de Modo Local de Oscilação do Sistema MBI – Influência do
Ganho k
SVC
Da Figura 4.9 pode-se concluir que as oscilações de modo local do sistema MBI se
tornam mais amortecidas quando o ganho do controle de tensão k
SVC
é aumentado até
um valor em torno de 10 (observe que os autovalores se deslocam no sentido de tornar
mais negativas suas partes reais). Além disso a freqüência natural aumenta pois os pólos
se afastam do eixo real. Para valores maiores de k
SVC
, inverte-se o sentido de
106
deslocamento dos autovalores: passam a se aproximar do eixo imaginário (indicando
diminuição do amortecimento), mas permanecem se afastando do eixo real (aumento da
freqüência natural associada a este modo oscilatório). Outras simulações mostraram que
mesmo adotando-se valores elevados para k
SVC
, estes autovalores se aproximam de
maneira assintótica do eixo imaginário mas ainda assim permanecem no semiplano
esquerdo do plano complexo, garantindo a estabilidade do sistema MBI.
Na Figura 4.10 são mostradas as curvas das variações de tensão da barra controlada,
para diferentes valores de k
SVC
, mantidos constantes k
DSVC
e k
r
constantes e de valores
10 e 50, respectivamente.
0 1
2 3 4 5 6 7 8 9
10
0
0.01
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06
tempo - segundos
Δv
m
( pu )
k
SVC
= 5
k
SVC
= 10
k
SVC
= 15
k
SVC
= 20
k
r
= 50
k
DSVC
= 10
Figura 4.10: Variações da Tensão na Barra Intermediária (Δv
m
) – Influência do Ganho k
SVC
As curvas apresentadas na Figura 4.10 mostram claramente o efeito do controle de
tensão do SVC: exigindo-se mais deste controle (pelo aumento do ganho k
SVC
), menores
são os desvios finais das variações da tensão da barra controlada. Com relação à
amplitude da primeira oscilação, esta também é diminuída com a exigência de maior
esforço do controle de tensão. As implicações da amplitude da primeira oscilação são as
mesmas mencionadas quando da análise do controle de amortecimento do SVC.
107
4.6. Sistema MBI com Controlador FACTS TCSC e Controle de
Amortecimento
Nesta seção será avaliada a atuação do sistema MBI com um dispositivo FACTS
TCSC com controle adicional de amortecimento em operação. Para tal fim serão
utilizados os equacionamentos deduzidos no Capítulo 3 (equação (3.76) – MHP e
equação (3.78) – MSP).
Em todas as simulações o ganho do regular k
r
é igual a 50, a reatância X
TCSC
é igual a
0,2 pu e o tempo de disparo do tiristor é T
TCSC
= 0,0001 segundos.
Na Tabela 4.6 são apresentados os autovalores dominantes, com os coeficientes de
amortecimento e freqüências naturais associadas, para diferentes ganhos do controle de
amortecimento k
TCSC
.
Tabela 4.6: Autovalores do Sistema MBI – Influência do Controle de Amortecimento do TCSC
k
TCSC
Autovalores
Dominantes
ξ
ω
n
(rad/s)
0 (sem TCSC)
-0,0372 ± j7,7807
0,0048 7,7808
0,2
-0,3903 ± j9,4179
0,0414 9,4260
0,4
-1,4583 ± j13,0344
0,1112 13,1157
0,6
-24,7690 ± j110,1400
0,2194 112,8947
Uma análise numérica dos dados mostrados na Tabela 4.6 pode ser observado que o
coeficiente de amortecimento ξ aumenta com o aumento do parâmetro k
TCSC
.
Simulações extras mostraram que não se pode aumentar este ganho indefinidamente
pois um valor excessivo de k
TCSC
pode levar o sistema MBI à instabilidade.
Outra observação a ser feita é a grande alteração que sofre a freqüência natural:
observe que o aumento mesmo que relativamente pequeno de k
TCSC
produz uma grande
variação em ω
n
, deteriorando assim a freqüência do modo local de oscilação (veja que
para k
TCSC
= 0.4, a freqüência ω
n
fica já distante da faixa usual das freqüências típicas
do modo de oscilação local).
Na Figura 4.11 são apresentados os desvios da velocidade angular do rotor, para
valores distintos de k
TCSC
.
108
0
0.5 1
1.5
2 2.5 3 3.5 4 4.5 5
-8
-6
-4
-2
0
2
4
6
8
x 10
-4
tempo - segundos
Δω (pu)
sem TCSC
k
TCSC
= 0.2
k
TCSC
= 0.4
k
TCSC
= 0.6
Figura 4.11: Variações da Velocidade Angular do Rotor – Influência do Ganho k
TCSC
Da análise dos gráficos da Figura 4.11 pode-se concluir pela eficácia do controle de
amortecimento do TCSC, pois as oscilações se tornam mais amortecidas com o aumento
de k
TCSC
indicando que o tempo para o sistema MBI atingir a condição de regime
permanente, após a ocorrência de uma perturbação foi diminuído.
Na Figura 4.12 são mostradas as variações do ângulo interno do gerador síncrono
(Δδ), para os diferentes valores de k
TCSC
avaliados.
Observe que os desvios angulares, em regime permanente, tendem à diminuir com o
aumento de k
TCSC
. Estudos realizados considerando um tempo maior de simulação
mostraram os valores apresentados na Tabela 4.7, onde os desvios Δδ estão em graus.
Tabela 4.7: Δδ em Regime Permanente – Influência do Controle de Amortecimento do TCSC
k
TCSC
Δδ (graus)
0 (sem TCSC) 1,8217
0,2 1,6336
0,4 1,4241
0,6 1,2146
109
0
0.5 1
1.5
2 2.5 3 3.5 4 4.5 5
0
0.01
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06
0.07
tempo - segundos
Δδ
(radianos)
sem TCSC
k
TCSC
= 0,4 k
TCSC
= 0,4
k
TCSC
= 0,6
k
TCSC
= 0,2
Figura 4.12: Variações do Ângulo Interno do Gerador – Influência do Ganho k
TCSC
4.7. Conclusões
Neste Capítulo foram apresentados resultados obtidos a partir de simulações para o
sistema MBI utilizando-se o MHP e o MSP.
Foram avaliados o sistema MBI nas situações sem e com compensadores FACTS
SVC e TCSC.
Uma primeira conclusão, esta quantitativa, é que o MHP e o MSP produzem os
mesmos resultados numéricos, indicando que estes modelos são equivalentes. O que os
difere é a maneira como é “visto” o sistema de potência.
Qualitativamente pode-se concluir pela maior facilidade de manuseio do MSP frente
ao MHP, pela preservação das variáveis algébricas no primeiro, diferentemente de sua
eliminação pelo segundo modelo.
Quanto às simulações realizadas, observou-se que o sistema MBI pode se tornar
instável nas situações de alto carregamento, aliado a alto ganho do regulador de tensão.
No que diz respeito à influência dos dispositivos FACTS considerados, concluiu-se
que a simples inserção de compensação série acarreta em maior benefício à estabilidade
110
às pequenas perturbações do sistema MBI, em comparação com a inserção de
compensação paralela. Este fenômeno é explicado porque ao se inserir compensação
série capacitiva em um sistema indutivo, este se torna mais forte, pela diminuição da
impedância efetiva do sistema de transmissão externo.
As simulações também mostraram que a atuação do SVC sem controle de tensão
produz resultados inócuos na tensão da barra controlada. Ao se inserir este controle, os
resultados obtidos foram bem melhores, visto que os desvios da tensão da barra
controlada diminuíram sensivelmente.
Observou-se também a necessidade de se acoplar um controle de amortecimento no
SVC para que em determinadas situações o sistema MBI pudesse operar de modo
estável. Em vista disso foram simulados o sistema MBI com um SVC em operação com
duplo controle e conseguiu-se estabilizar o sistema para situações antes instáveis.
A inclusão de um controle de amortecimento ao TCSC também foi avaliada através
de simulações e concluiu-se que quando ajustado de forma adequada, pode-se aumentar
o amortecimento das oscilações eletromecânicas do sistema MBI, trazendo como
conseqüência, a diminuição do tempo para se atingir o regime permanente, após a
ocorrência de uma pequena perturbação.
111
CAPÍTULO 5
Conclusões Finais e Trabalhos Futuros
Neste trabalho foi realizada uma análise detalhada de um sistema de potência
reduzido a uma máquina síncrona ligada a uma barra infinita (MBI), utilizando-se o
modelo linear de Heffron e Phillips e o Modelo de Sensibilidade de Potência, sem e
com a consideração dos dispositivos FACTS SVC e TCSC instalados.
Inicialmente foram mostradas as equações que regem os dois modelos, sem a
consideração dos dispositivos FACTS.
Estudou-se inicialmente o de Heffron e Phillips e o sistema MBI ficou representado
por seis constantes (k
1
a k
6
) que, de maneira geral, dependem do ponto de operação
considerado.
No Modelo de Sensibilidade de Potência o sistema MBI resultou em coeficientes de
sensibilidade de potências ativa e reativa, tanto para os geradores como para o sistema
de transmissão. Estes coeficientes de sensibilidade também são função do ponto de
operação do sistema MBI.
Foram realizadas representações dos dois modelos no domínio do tempo e no
domínio da freqüência.
112
Observou-se que no MHP a representação no domínio do tempo fica restrita a
variáveis de estado, enquanto que no MSP, permanecem variáveis de estado e variáveis
algébricas.
As representações no domínio da freqüência mostraram o laço mecânico e o laço
reativo do MHP, e a subdivisão entre sistemas ativo/reativo e rápido/lento no MSP.
Nos dois modelos destacou-se uma barra genérica no sistema de transmissão para
uma futura inserção do compensador paralelo SVC.
Nestes estudos também foi incluído o regulador de tensão no sistema MBI.
Uma vez definido os modelos básicos, tratou-se na seqüência da inclusão dos
dispositivos FACTS SVC e TCSC na modelagem do sistema MBI.
Concluiu-se que a inclusão do SVC e TCSC no MHP faz com que as constantes k
1
a
k
6
sejam alteradas e três novas constantes são introduzidas. Estas novas constantes
foram chamadas de k
7
, k
8
e k
9
e refletem diretamente a inclusão dos FACTS.
Novamente foram realizadas representações no domínio do tempo e da freqüência e
observou-se que permanecem os laços eletromecânico e reativo, mesmo com a inclusão
dos FACTS.
Quando da introdução do SVC e TCSC no MSP, verificou-se que o seu
desenvolvimento ficou facilitado pelo fato deste modelo preservar a topologia original
da rede. Neste caso bastou incluir as equações dos controladores, com suas variáveis de
estado e algébricas.
Nas representações realizadas viu-se que as subdivisões ativo/reativo e rápido/lento
do modelo original (sem FACTS), permanecem.
Também foi proposto um sistema de controle para os dois dispositivos FACTS: um
duplo controle para o SVC (controle de tensão e controle de amortecimento), e um para
o TCSC (para introduzir amortecimento ao sistema MBI).
Com as representações feitas anteriormente, foram realizadas simulações para um
sistema MBI teste utilizando-se o MHP e o MSP com e sem a presença dos dispositivos
FACTS.
A primeira conclusão obtida é que quantitativamente os dois modelos são
equivalentes, pois os resultados numéricos são exatamente os mesmos quando se
utilizam as duas formulações (a explicação para este fato é dada no Capítulo 4).
Qualitativamente observou-se a maior facilidade em se tratar com o MSP, quando
113
comparado com o MHP, pela preservação das variáveis algébricas na primeira
modelagem.
Foram também realizadas simulações com os dispositivos SVC e TCSC sem a
inclusão de seus controles. Observou-se que o SVC sem a atuação de seu controle de
tensão tem quase que efeito nenhum no sistema MBI. No que se refere à inclusão de
amortecimento, verificou-se que este até é piorado. Com o TCSC, por que sua inclusão
torna o sistema de transmissão mais forte, há a introdução de amortecimento positivo no
sistema MBI.
Incluiu-se então o sistema de controle de tensão ao SVC e as novas simulações
mostraram a eficácia do dispositivo, pois a tensão na barra a ser controlada passou a
apresentar menores desvios.
Na seqüência foi também incluído o controle de amortecimento no SVC e este
passou a atuar com um duplo controle (tensão e amortecimento). Deve-se ressaltar que o
sinal de entrada utilizado para este controlador foram as “variações da potência ativa na
linha de transmissão - ΔP
e
”. A razão da escolha deste sinal em detrimento do tradicional
“variações da velocidade angular do rotor - Δω” se justifica pelo fato de ΔP
e
ser um
sinal mensurável localmente, isto é, está disponível na entrada do dispositivo FACTS
SVC.
As simulações mostraram que estes controles, quando ajustados de maneira
adequada, podem tornar o sistema MBI estável para pontos de operação antes instáveis.
Estas análises foram realizadas nos domínio do tempo e no domínio da freqüência.
Com relação ao TCSC, a inclusão de um controle de amortecimento também foi
implementada. O sinal de entrada escolhido também foi ΔP
e
pelas mesmas razões
explicitadas anteriormente.
As simulações mostraram, dentro de faixas aceitáveis de ganhos para este dispositivo
de controle, que o sistema MBI pode ter suas oscilações melhor amortecidas pela
atuação do controle de amortecimento.
Tanto no caso do SVC quanto do TCSC observou-se uma limitação para o aumento
dos ganhos dos controladores de tensão e amortecimento. Em outras palavras, as
simulações mostraram que o aumento indiscriminado destes ganhos pode levar o
sistema MBI à instabilidade.
Como sugestão para trabalhos futuros podem ser citados a expansão dos estudos aqui
114
realizados para sistemas multimáquinas, onde as diversas interações entre os geradores
presentes no sistema elétrico, bem como de seus controladores, certamente influenciarão
a estabilidade às pequenas perturbações.
Quanto aos modelos dos controles de tensão e/ou amortecimento utilizados (neste
trabalho representados por blocos de primeira ordem) estes poderiam ser mais
sofisticados incluindo, por exemplo, compensadores de fase para um melhor
desempenho do sistema MBI. Esta sofisticação dos modelos implicará em dificuldades
de ajuste dos parâmetros e aí, técnicas do controle robusto, controle adaptativo e
sistemas inteligentes poderiam ser utilizados.
115
Referências Bibliográficas
[1] BRETAS, N. G.; ALBERTO, L. F. C. Estabilidade Transitória em Sistemas
Eletromagnéticos. São Carlos: USP/EESC 2000. 155p.
[2] IEEE/CIGRE JOINT TASK FORCE. Definition and Classification of Power System
Stability. ELECTRA, Paris, n. 208, pp. 74-80, 2003.
[3] OGATA, K. Engenharia do Controle Moderno. Rio de Janeiro: 3
a
edição, Livros Técnicos
e Científicos Editora, Rio de Janeiro, 2000, 813p.
[4] HEFFRON, W. G.; PHILLIPS, R. A. Effect of a Modern Amplidyne Voltage Regulator
on Underexcited Operation of Large Turbine Generators. AIEE Transactions, v. 71,
pp. 692-697, 1952.
[5] ANDERSON, P.; FOUAD, A. A. Power System Control and Stability. United States of
America: 2
th
edition, A John Wiley & Sons, INC., Publication, 2003. 658p.
[6] KUNDUR, P. Power System Stability and Control. United States of America: Electrical
Power Research Institute, MacGraw-Hill, 1994. 1167p.
[7] DEMELLO, F. P.; CONCORDIA, C. Concepts of Synchronous Machine Stability as
Affected by Excitation Control. IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems,
New York, v. 88, n. 4, pp. 316-329, 1969.
[8] YU, Y. N. Electric Power System Dynamic. New York: Academic Press, 1983. 255p.
[9] SONG Y. H.; JOHNS A. T. Flexible AC Transmission System (FACTS). England: The
Institute of Electrical Engineers, TJ International, 1999. 592p.
[10] REED, G.; PASERBA, J.; SALAVANTIS, P. The FACTS on Resolving Transmission
Gridlock. IEEE Power & Energy Magazine, v. 1, n. 5, pp. 41-46,2003.
[11] HINGORANI, N. G.; GYUGYI, L. Understanding FACTS: Concepts and Technology of
Fexible AC Transmission Systems. New York: IEEE Press- John Wiley, 1999. 452p.
[12] DECKMANN, S. M.; COSTA, V. F. A Power Sensitivity Model for Electromechanical
Oscillation Studies. IEEE Transactions on Power Systems, New York, v. 9, n. 2, pp.
965-971, 1994.
[13] COSTA, V. F.; DECKMANN, S. M. Synchronizing and Damping Torques Obtained
from a Power Sensitivity Model. In: COLLOQUIUM OF CIGRÉ STUDY
COMMITTEE, 38 1993, Florianópolis-SC. Cigré…Florianópolis. [s.l.], 1993. pp.
3.6.1-3.6.4.
[14] KIMBARK, E. W. Improvement of System Stability by Switched Series Capacitors.
IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, New York, v. PAS-85, n. 2, p.
116
180–188, 1966.
[15] SMITH, O. J. Power System Transient Control by Capacitor Switching. IEEE
Transactions on Power Apparatus and Systems, New York, v. PAS-88, n. 1, pp. 28-
35, 1969.
[16] SMITH, O. J.; WEBSTER, R. H. Series Capacitor Switching to Quenchy
Electromechanical Transients in Power Systems. IEEE Transactions on Power
Apparatus and Systems, New York, v. PAS-90, n.2, pp. 427-433, 1971.
[17] NYATI, S.; WEGNER, C. A.; DELMERICO, R. W.; PIWKO, R. J.; BAKER, D. H.;
EDRIS, A. Effectiveness Thyristor Controlled Series Capacitor in Enhancing Power
System Dynamics: An Analog Simulator Study. IEEE Transactions on Power
Delivery, New York, v. 9, n. 2, pp. 1018-1028, 1994.
[18] COLMAN, L. R S.; ARAUJO, P. B. Effects of the Thyristor Controlled Serie Capacitor
on the Electric Power System. In: 2004 IEEE/PES TRANSMISSION &
DISTRIBUTION CONFERENCE AND EXPOSITION: LATIN AMÉRICA, 2004,
São Paulo-SP. Anais... São Paulo-SP, pp. 1-6, 2004.
[19] DEL ROSSO A. D.; CAÑIZARES C. A.; DOÑA V. M. A Study of TCSC Controller
Design for Power System Stability Improvement. IEEE Transactions on Power
Systems, New York, v. 18, n. 4, p. 1487–1496, 2003.
[20] CIGRE WORKING GROUP. Modeling of Static VAR Systems (SVC) for System
Analysis. Electra, Paris, n. 51, pp. 1-9, 1997.
[21] IEEE SPECIAL STABILITY CONTROLS WORKING GROUP. Static VAR
Compensator Model for Power Flow and Dynamic Performance Simulation. IEEE
Transactions on Power Systems, New York, v. 9, n. 1, pp. 229-240, 1994.
[22] CORREIA, M. L.; TYLL, H. K.; ARAÚJO, O. S. Um Painel da Evolução Tecnológica
da Compensação Estática de Potência Reativa em uma Empresa Brasileira de Geração
e Transmissão de Energia Elétrica. In: DÉCIMO ENCUENTRO REGIONAL
LATINO-AMERICANO DE LA CIGRE, 2003, Puerto Iguazú. Anais... Puerto
Iguazú, Argentina, pp. 18-22, 2003.
[23] ARAUJO JR, R. L.; ARAUJO, P. B. Contribuição do Compensador Estático de Reativos
na Formação dos Torques de Sincronização e Amortecimento no Sistema de Energia
Elétrica. In: PROCEEDINGS OF 5
TH
LATIN-AMERICAN CONGRESS:
ELETRICITY GENERATION AND TRANSMISSION, 2003, São Pedro. Anais...
São Pedro-SP, pp. 16-20, 2003.
[24] WANG, H. F., SWIFT, F.J. Capability of the Static Var Compensator in Damping Power
117
System Oscillations. IEE Proceedings on Generation, Transmission and Distribution,
EUA, v. 143, n. 4, pp. 353-358, 1996.
[25] ZHOU, E. Z. Application of Static Var Compensators to Increase Power System
Damping. IEEE Transactions on Power Systems, v. 8, n. 2, pp. 655-661, 1993.
[26] KUNDUR, P. Development and Application of Power System Stabilizers at Ontário
Hydro. In: I SYMPOSIUM OF SPECIALISTS IN ELECTRIC OPERATIONAL
PLANNING, CIGRE TASK FORCE 38-01-02, “STATIC VAR COMPENSATORS”,
pp. 1-6, 1986.
[27] ARAÚJO JR., R. L.; ARAUJO, P. B. Modelo Linear do Sistema Elétrico de Potência
com a Inclusão do Compensador Estático de Reativos. In: CONGRESSO
BRASILEIRO DE AUTOMÁTICA, 14, 2002, Natal. Anais... Natal: UFRN, 2008.
[28] NATURESA, J. S.; DOMINGUES, A. F.; SILVA, L. C. P.; COSTA, V. F. Influência de
Compensadores Estáticos de Reativos na Estabilidade de Tensão em Sistemas de
Energia Elétrica. In: CONGRESSO BRASILEIRO DE AUTOMÁTICA, 14, 2002,
Natal. Anais... Natal: UFRN, pp. 1713-1718, 2008.
[29] NASSIF, A. B.; CASTRO, M. S.; COSTA, V. F.; SILVA, L. C. P.; COSTA, V. F.
Comparação do PSS, SVC e STATCOM no Amortecimento de Oscilações do Modo
Local em Sistemas de Potência, In: CONGRESSO BRASILEIRO DE
AUTOMÁTICA, 2004, Gramado-RS. Anais.... Gramado-RS, pp. 1-6, 2004.
[30] WANG H. F., SWIFT F. J., LI M. FACTS-based Stabilizer Designed by the Phase
Compensation Method Part-I: Single-machine Infinite-bus Power Systems. In:
APSCOM, Hong Kong, 1997. Proceedings... Hong Kong: [s.l.], 1997. p. 638-643.
[31] TAYLOR, C. W. Power System Voltage Stability. United States of America: McGraw-
Hill, 1993.
[32] GAMA, C.; LEONI, R. L.; FRAGA, R.; CAVALCANTI, J; PING, W. Interligação
Norte/Sul – Aplicação de Compensação Série Controlada a Tiristores (TCSC) para
Amortecimento de Modo de Oscilação Interárea. In: XIV SNPTEE - FL/GAT/12,
1997, Belém. Anais.... Belém, PA, pp. 1-6, 1977.
[33] WANG H. F., SWIFT F. J. A Unified Model of the Analysis of FACTS Devices in
Damping Power System Oscillations Part I: Single-machine Infinite-bus Power
Systems. IEEE Transactions on Power Delivery, New York, v. 12, n. 2, p. 941-946,
1998.
[34] COLMAN, L. R. S; ARAUJO, P. B. Análise da Influência do Compensador Série
Controlado a Tiristor no Sistema Elétrico de Potência. In: CONGRESSO
118
BRASILEIRO DE AUTOMÁTICA, 2004, Gramado. Anais.... Gramado-RS, pp. 1-6,
2004.
[35] FEBRES, C. A. T.; SILVA, M. S.; ARAUJO, P. B. (2007). Avaliação dos Dispositivos
FACTS na Estabilidade a Pequenas Perturbações. In: II CONGRESSO BRASILEIRO
DE EFICIÊNCIA ENERGÉTICA (CBEE 2007), 2007, IICBEE_ART125-1-6,
Vitória. Anais... Vitória-ES, 2007.
119
Apêndice I – Transformação de Coordenadas
a
b
c
r
m
q
d
d
fd
q
r
d
q
δ
δ
d
r
d
m
q
m
q
r
r = d
r
+ q
r
m = – d
m
+ q
m
δ=→=δδ=→=δ senqq
q
q
sencosqq
q
q
cos
m
m
r
r
δ=→=δδ=→=δ sendd
d
d
sencosdd
d
d
cos
r
r
m
m
Logo:
δ+δ−=
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
=
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
δδ−
δδ
=
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
→
δ+δ=
−
senqcosdm
q
d
T
q
d
sencos
cossen
m
r
cosqsendr
1
De maneira inversa:
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
δδ
δ−δ
=
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
=
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
m
r
sencos
cossen
m
r
T
q
d
120
Apêndice II – Dados do Sistema Exemplo
Os principais dados do sistema MBI teste, adaptado de [6], são apresentados em
valores pu, a não ser quando especificado.
Gerador:
ω
0
= 377(rad/s)
x’
d
= 0,32
x
d
= 1,6
x
q
= 1,55
T’
d0
= 6,0 (s)
D = 0
H = 5 (s)
Linha de Transmissão:
r
e
= 0
x
e
= 0,4
Dados do Ponto de Operação:
Tensão terminal: v
t
= 1,0 pu
Fator de potência: 1,0
Sistema de Excitação (Regulador de Tensão):
T
r
= 0,001 (s)
121
Anexo I – Artigos Publicados
Pereira, A. L., Silva, M. S. e Araujo, P. B. (2004) “Modelo Linear de Heffron & Phillips
com a Inclusão do Defasador (“Phase Shifter” (PS))”. CD-Rom dos Anais do III
Congresso Temático de Dinâmica e Controle da SBMAC, (DINCON 2004), 7 p.,Ilha
Solteira – SP.
Febres, C. A. T., Silva, M. S. e Araujo, P. B. (2007) “Avaliação dos Dispositivos
FACTS na Estabilidade a Pequenas Perturbações”. CD-Rom dos Anais do II Congresso
Brasileiro de Eficiência Energética (CBEE 2007), 6 p.,Vitória – ES.
Livros Grátis
( http://www.livrosgratis.com.br )
Milhares de Livros para Download:
Baixar livros de Administração
Baixar livros de Agronomia
Baixar livros de Arquitetura
Baixar livros de Artes
Baixar livros de Astronomia
Baixar livros de Biologia Geral
Baixar livros de Ciência da Computação
Baixar livros de Ciência da Informação
Baixar livros de Ciência Política
Baixar livros de Ciências da Saúde
Baixar livros de Comunicação
Baixar livros do Conselho Nacional de Educação - CNE
Baixar livros de Defesa civil
Baixar livros de Direito
Baixar livros de Direitos humanos
Baixar livros de Economia
Baixar livros de Economia Doméstica
Baixar livros de Educação
Baixar livros de Educação - Trânsito
Baixar livros de Educação Física
Baixar livros de Engenharia Aeroespacial
Baixar livros de Farmácia
Baixar livros de Filosofia
Baixar livros de Física
Baixar livros de Geociências
Baixar livros de Geografia
Baixar livros de História
Baixar livros de Línguas
Baixar livros de Literatura
Baixar livros de Literatura de Cordel
Baixar livros de Literatura Infantil
Baixar livros de Matemática
Baixar livros de Medicina
Baixar livros de Medicina Veterinária
Baixar livros de Meio Ambiente
Baixar livros de Meteorologia
Baixar Monografias e TCC
Baixar livros Multidisciplinar
Baixar livros de Música
Baixar livros de Psicologia
Baixar livros de Química
Baixar livros de Saúde Coletiva
Baixar livros de Serviço Social
Baixar livros de Sociologia
Baixar livros de Teologia
Baixar livros de Trabalho
Baixar livros de Turismo
