Compensa¸c˜ao do efeito de afundamentos de tens˜ao de rede sobre o

4.3 Diagrama interno de controle

4.3.5 Compensa¸c˜ao do efeito de afundamentos de tens˜ao de rede sobre o

Ao se observar o esquema de controle do estágio c.a./c.c. do conversor BGIC, pode-se constatar que ao se definir a referência da malha de controle de corrente c.a. de modo a se manter a tensão do barramento intermediário constante, do ponto de vista da rede elétrica o conversor irá atuar como uma fonte/carga de potência constante. Com isso, caso hajam varia¸cões na tensão eficaz do ponto de conexão comum, a corrente injetada/absorvida da rede será compensada de forma a manter o intercâmbio de potência constante. Durante afundamentos de tensão, por exemplo, a amplitude da corrente de rede tende a se elevar, na mesma propor¸cão da redu¸cão de amplitude da tensão de rede. Porém, como a corrente é saturada pelo conversor em ± 30 A, todo afundamento de tensão reduz a potência máxima efetiva do estágio c.a./c.c., a qual pode ser definida como:

PSmax≈ VS,rms

ISat

√

2 (4.29)

Esta condi¸cão gera um problema no lado c.c. do conversor, uma vez que o estágio c.c./c.c. não utiliza informa¸cões do outro estágio de conversão em seu diagrama de controle. Isto significa que o estágio c.c./c.c. trabalhará com uma potência máxima igual à potência máxima nominal do conversor. Caso a potência na sa´ıda c.c. for superior à potência máxima efetiva do lado c.a., isto é, PO,cc > PSmax, haverá um desequil´ıbrio de

potência no conversor, que fará com que a tensão do barramento intermediário decaia. A Figura 4.34 apresenta uma simula¸cão da nanorrede que ilustra este comportamento. O sistema foi configurado para apresentar uma gera¸cão local de 840 W e uma carga de 2,5 kW. No instante t = 0, 6 s, ocorre um afundamento de tensão de 50%, fazendo com que

PSmax passe de 2,69 kW para 1,35 kW.

Note que após a ocorrência do afundamento de tensão não há mudan¸ca de comportamento das correntes dos conversores da nanorrede, e consequentemente, a tensão do barramento c.c. principal se mantém inalterado. Contudo, a tensão do barramento inter- mediário é reduzida rapidamente. Quando esta tensão se aproxima de 400 V, ela passa

Figura 4.34: Resultado de simula¸c˜ao da nanorrede frente a um afundamento de 50%.

a afetar a tensão do barramento principal, provocando oscila¸cões, as quais se refletem nas correntes dos conversores, uma vez que todo fluxo de potência da nanorrede depende da tensão deste barramento. Nota-se que até o sistema de monitoramento suspender a conexão da nanorrede com a rede elétrica, varia¸cões bruscas no fluxo de potência entre os conversores poderão ser observadas, as quais podem trazer problemas de qualidade de energia às cargas e danificar os próprios conversores, sistemas de armazenamento e gera- ¸cão. Após a desconexão, o conversor ESC assume a regula¸cão do barramento principal.

E interessante que, caso a potência máxima efetiva do conversor BGIC seja reduzida, por qualquer evento, o estágio c.c./c.c. perceba essa redu¸cão, para evitar desequil´ıbrios de potência dentro do conversor. Para resolver esta questão, se propôs neste trabalho uma técnica de compensa¸cão, a qual irá promover a altera¸cão da resistência de droop do estágio c.c./c.c. de forma proporcional à redu¸cão da potência máxima efetiva do conversor. Com isso, durante um afundamento de tensão, a potência manipulada pelo lado c.c. do conversor será reduzida, retornando o conversor para uma condi¸cão de equil´ıbrio de potência. A nova resistência de droop a ser utilizada pelo estágio c.c./c.c. é descrita em (4.30).

R∗D =

, (4.30)

onde RD é o valor original da resistência de droop e koé o fator de compensa¸cão. Propôs-

se, inicialmente, definir ko de forma a compensar o efeito de afundamentos de tens˜ao.

Uma vez que a potência efetiva do lado c.a. é proporcional à amplitude da tensão de rede, e a potência do lado c.c. é inversamente proporcional à resistência de droop, fez-se:

ko= vqu, (4.31)

onde, novamente, vqu ´e a amplitude normalizada da tens˜ao do PCC estimada pela PLL.

Com isso, um afundamento de 50%, por exemplo, na tensão de rede, irá dobrar a resis- tência de droop e, aproximadamente, reduzir pela metade a capacidade de potência do estágio c.c./c.c.. A Figura 4.35 apresenta os resultados de simula¸cão, para a mesma condi¸cão de opera¸cão e afundamento de tensão avaliados anteriormente, agora considerando a compensa¸cão da resistência de droop.

Figura 4.35: Resultado de simula¸c˜ao da nanorrede frente a um afundamento de 50% e

modifica¸c˜ao de droop.

Observa-se que, após o afundamento, a corrente de sa´ıda c.c. do conversor BGIC se reduz, condizendo com a nova condi¸cão de potência do conversor. Como resposta,

o conversor ESC gradualmente passa a complementar a potência perdida pelo sistema. Nota-se que a tensão do barramento intermediário encontra um novo ponto de equil´ıbrio em 560 V. Esse erro de estado estacionário é justificado pelo fato de que tanto o lado c.a., quanto o lado c.c. se encontram saturados em seus novos pontos de opera¸cão, de modo que o conversor não possui, neste exemplo, capacidade dispon´ıvel para repor a carga perdida pelo banco capacitivo do barramento intermediário. Observa-se também que após a desconexão, o conversor BGIC continuará a utilizar a energia armazenada no barramento intermediário para suprir a nanorrede com o mesmo volume de corrente injetado no instante exatamente anterior à suspensão do PCC. Com isso, a tensão do barramento intermediário cairá rapidamente e apenas quando toda energia excedente armazenada for exaurida, ou quando o estágio c.c./c.c. for bloqueado, o que ocorre em t ≈ 0, 8 s, que o conversor ESC assumirá a regula¸cão do barramento principal.

Outra proposta de compensa¸cão apresentada neste trabalho é se fazer a resistência de droop dependente também da tensão do barramento intermediário, como descreve (4.32).

ko = vqu

( VBI

600V )2

(4.32) A Figura 4.36 apresenta os resultados de simula¸cão para este tipo de compensa¸cão. Nota-se que existe uma recupera¸cão da tensão do barramento intermediário após o afundamento da tensão de linha, de modo que o conversor busca convergir esta tensão para 600 V novamente. Após a desconexão do PCC, a energia armazenada no barramento intermediário irá ser consumida pelo estágio c.c./c.c., contudo, à medida que amplitude da tensão cai, a corrente de sa´ıda do conversor BGIC é reduzida, fazendo com que o conversor ESC assuma gradualmente a regula¸cão do barramento principal. Quando o estágio c.c./c.c. é bloqueado haverá um transitório de corrente, no entanto, este será mais suave do que nos demais casos.

A reprodu¸cão de um afundamento de tensão no laboratório do Grupo Eletrônica de Potência não é atualmente poss´ıvel, o que impede a avalia¸cão experimental da proposta de compensa¸cão no momento atual. Contudo, avaliou-se o comportamento do sistema quando a tensão do barramento intermediário decai devido à desconexão do estágio c.a./c.c. con-

Figura 4.36: Resultado de simula¸cão da nanorrede frente a um afundamento de 50% e compensa¸cão de tensão de rede e intermediária.

siderando a técnica de compensa¸cão descrita em (4.32). A Figura 4.37 apresenta os resultados experimentais para esta situa¸cão, considerando uma carga de 56 Ω e gera¸cão local de 840 W.

Figura 4.37: Resultado experimental do comportamento da nanorrede frente à desconexão do estágio c.a./c.c. do conversor BGIC.

Observa-se que, após a desconexão do primeiro estágio, a corrente de sa´ıda do conversor BGIC decai em decorrência da redu¸cão da tensão do barramento intermediário o que leva à inversão de comportamento do conversor ESC de carga para fonte da nanorrede. Como

o setup experimental apenas incorpora o n´ıvel primário de controle da nanorrede, nota- se que essa redu¸cão de corrente provoca também uma redu¸cão na tensão do barramento principal. Em seguida, ocorre a desconexão do estágio c.c./c.c., evento que no sistema experimental é iniciado quando a tensão do barramento intermediário se torna inferior a 450 V. Com isso, a corrente do conversor BGIC é bruscamente interrompida, e o conversor ESC passa a assumir toda regula¸cão do barramento, conforme esperado.

4.4 Conclus˜oes do cap´ıtulo

Este cap´ıtulo discutiu os critérios de conexão da nanorrede ao sistema de distribui¸cão c.a. e a estrutura do conversor de interface utilizado nesse acesso. Pela revisão dos crité- rios observou-se que, pelas normas atuais destinadas à gera¸cão distribu´ıda, o conversor de interface deve apenas injetar potência ativa no sistema de distribui¸cão de baixa tensão, de modo que servi¸cos anciliares e a manuten¸cão da alimenta¸cão de partes do sistema c.a. durante faltas e desconexões não são permitidos. Com isso, além de realizar o sincronismo do sinal de corrente injetada com a tensão de rede, o conversor deve monitorar as condi- ¸cões do ponto de conexão comum para identificar anomalias de tensão e/ou frequência e ocorrência de ilhamentos não-intencionais, de modo a poder suspender o ponto de conexão e ilhar a nanorrede c.c.. Uma estrutura de conversor com dois estágios de conversão foi utilizada, de modo a se poder trabalhar de forma independente com o acesso à rede c.a. e com o barramento c.c., o que também possibilita o controle de correntes de falta fase-fase.

Devido ao grande n´umero e variedade de tarefas exigidas do sistema de interface, a

estrutura do conversor BGIC se mostrou ser a mais complexa dentre os demais elementos

da nanorrede estudada. Com o intuito de se reduzir o n´umero de estruturas necess´arias

para realizar todas as tarefas demandadas do conversor de interface, escolheu-se empregar uma topologia de PLL capaz de fornecer, além do sinal de sincronismo utilizado no controle da corrente de rede, informa¸cões acerca da tensão e frequência do ponto de conexão, as quais foram empregadas no monitoramento do PCC, deteçcão de ilhamento e compensa¸cão do efeito de afundamentos de tensão. Resultados experimentais foram apresentados para

validar e avaliar o desempenho do conversor BGIC descrito nas an´alises te´oricas.

Dentre as contribui¸cões originais contidas neste cap´ıtulo, pode-se citar a proposta do sistema de compensa¸cão da influência de afundamentos de tensão sobre o barramento principal, onde o droop de tensão do estágio secundário é alterado, a partir de dados sobre as condi¸cões do PCC fornecidos pela PLL e medi¸cão da tensão do barramento intermediário, de modo a reestabelecer o equil´ıbrio de potência entre os dois estágios de conversão, perdido durante um afundamento. Com isso, caso acordo operativo entre a concessionária e a nanorrede assim o permita, a nanorrede será capaz de suportar fortes afundamentos de tensão no lado c.a. sem que isso afete a qualidade da tensão no barramento c.c., ou provoque oscila¸cões indesejadas, o que possibilita a opera¸cão da nanorrede durante o afundamento sem a necessidade de desconexão.

An´alise da tens˜ao de modo comum

da nanorrede

Conforme discutido no Cap´ıtulo 2, a não utiliza¸cão de um isolamento elétrico entre a conexão da nanorrede c.c. e a rede de distribui¸cão c.a. leva ao surgimento de um caminho de modo comum entre os dois sistemas, por onde correntes de falta fase-terra e de corpo, em caso de choques elétricos, poderão circular. Mostrou-se também que a tensão de modo comum afeta a magnitude das correntes de falta e corpo, sendo que, principalmente no caso de choques elétricos, a não compensa¸cão dessa tensão pode agravar a severidade dos efeitos fisiológicos provocados pelo choque. Neste cap´ıtulo, a composi¸cão da tensão de modo comum da nanorrede proposta será estudada, e métodos de compensa¸cão serão propostos e validados por meio de resultados experimentais. A Figura 5.1-a) apresenta a estrutura do conversor BGIC (Bidirectional Grid Interface Converter ) considerado neste trabalho de tese.

Para a realiza¸cão da análise de modo comum produzida pela interface entre a nanorrede c.c. e a rede de distribui¸cão c.a., assumiu-se que o conversor opera em regime permanente e que a tensão do barramento principal é regulada em 311 V. Desta forma, a tensão do barramento c.c. intermediário pode ser interpretada como uma tensão cont´ınua de 600 V, com baixa ondula¸cão, o que permite se levantar o circuito equivalente do conversor,

a) Diagrama do conversor BGIC.

b) Circuito equivalente do conversor BGIC.

Figura 5.1: Diagrama e circuito equivalente do conversor BGIC.

apresentado na Figura 5.1-b), onde VABIN, VBBIN, VCBIN e VDBIN s˜ao tens˜oes pulsadas

produzidas pelos quatro bra¸cos do conversor BGIC em rela¸c˜ao ao terminal negativo do barramento intermedi´ario.

O circuito equivalente pode ser ent˜ao redefinido, explicitando para cada fonte de ten- s˜ao existente os sinais de modo diferencial e de modo comum, como mostra a Figura 5.2. Onde os subscritos dm e cm remetem a sinais de modo diferencial e modo comum respectivamente.

Figura 5.2: Circuito equivalente do conversor BGIC em modo diferencial e modo comum. A partir desse circuito equivalente pode-se extrair o modelo de modo comum, des- prezando para isso os elementos de modo diferencial. A Figura 5.3 apresenta o circuito equivalente de modo comum a ser considerado.

Figura 5.3: Circuito equivalente do conversor BGIC em modo comum.

Para esta primeira análise, para simplificar o equacionamento da tensão de modo comum, o aterramento por resistências foi desprezado. Assim sendo, por meio do circuito equivalente apresentado nas Figuras 5.1 e 5.3, pode-se escrever

VBIN = −V1Ecm+ VScm (5.1) VBIcm = VBIP + VBIN 2 = VBI 2 − V1Ecm+ VScm (5.2) VN = VBIN + VDBIN (5.3) VCM = V2Ecm− V1Ecm+ VScm (5.4)

Observa-se que as tensões de modo comum são uma composi¸cão da tensão de modo comum da própria rede de distribui¸cão e dos estágios do conversor BGIC. A seguir cada um desses elementos será melhor detalhado, para se conhecer a magnitude e composi¸cão harmônica dessas tensões.

5.1 Modo comum da rede el´etrica c.a.

A tensão de modo comum da rede elétrica c.a. depende do esquema de distribui¸cão utilizado. Como bem conhecido, sistemas trifásicos equilibrados apresentam tensão de modo comum nula, de forma que em uma nanorrede c.c. com conexão trifásica à rede de distribui¸cão, a tensão de modo comum da instala¸cão seria afetada apenas pelo conversor de interface. Ao se conectar a instala¸cão de forma monofásica, ou bifásica, uma tensão de modo comum de rede surgirá. Para analisar essa tensão, considerou-se os tipos de conexão apresentados na Figura 5.4.

a) Conexão bifásica. b) Conexão monofásica.

Figura 5.4: Conexões monofásica e bifásica do sistema de distribui¸cão brasileiro. Considerando que a tensão de fase-neutro de ambos sistemas pode ser definida como VφN = Vmsin(ωot + φ), pode-se calcular as tensões de modo diferencial e comum como:

Modo Diferencial: VSdm,1φ = F − N = Vmsin(ωot) (5.5) VSdm,2φ = R − S = √ 3Vmsin(ωot + π/6) (5.6) VSdm,split−phase = R − S = 2Vmsin(ωot) (5.7) Modo Comum: VScm,1φ = F + N 2 = Vm 2 sin(ωot) (5.8) VScm,2φ = R + S 2 = Vm 2 sin(ωot − π/3) (5.9) VScm,split−phase = R + S 2 = 0 (5.10)

Um resultado interessante desta análise é que tanto a conexão monofásica, quanto a conexão bifásica tradicional, apresentam uma tensão de modo comum com amplitude igual à metade da tensão de fase-neutro e ângulo de fase igual a 0o _{para o sistema monofásico e}

60o _{para o sistema bifásico. Já a conexão em split-phase apresenta tensão de modo comum}

nula, devido à simetria das suas tensões de alimenta¸cão. Como este último sistema não é tão comum no Brasil, este resultado não será levado em considera¸cão no desenvolvimento do método de compensa¸cão de modo comum.

No documento Distribuição local de energia em corrente contínua: estudo,desenvolvimento e implementação de um Protótipo deNanorrede c.c. dedicado aos setores residencial e comercial (páginas 144-155)