Sistema de conversão com regulação de tensão

A manutenção da tensão estável ao longo do tempo na rede é da responsabilidade dos geradores síncronos existentes na central térmica. Como é pretendida a operação a tempo inteiro com apenas uma máquina térmica, em caso de avaria, o sistema de baterias tem de ser capaz de manter a tensão na rede até a entrada de um grupo gerador que não esteja em funcionamento.

O sistema de controlo do conversor pode incluir a funcionalidade de regulação de tensão, cujo projeto é apresentado ao longo desta secção. Esta malha consiste numa malha externa baseada num sistema de compensação linear proporcional integral (PI). Pela sua natureza (integral) esta malha externa é de atuação mais lenta que a malha interna de controlo de corrente, pelo que para garantir os melhores tempos de resposta é importante incluir um sistema de controlo que decide a necessidade de utilização da mesma ou não. Ou seja, caso a tensão esteja a ser mantida pela central térmica não existe qualquer necessidade de utilização desta funcionalidade, caso contrário esta funcionalidade tem que estar ativa. Da forma apresentada neste capítulo, as correntes de referência do conversor foram sempre obtidas com base numa potência ativa e reativa que se pretendia que o sistema injetasse na rede. A adição deste sistema de controlo permite a obtenção da corrente de referência através da tensão AC, controlando-se a tensão indiretamente através das correntes.

4.1.8.1 – Projeto do sistema de conversão com regulação de tensão

Assim, o sistema de conversão assume para este efeito a configuração apresentada na figura 4.15.

A determinação da corrente de referência a partir das tensões foi realizada no domínio da transformada dq. Para facilitar o controlo procedeu-se ao descoplamento das diferentes componentes de tensão. Considerando a corrente de referência (id e iq) aproximadamente igual à corrente medida, as tensões vd e vq são dadas no domínio de Laplace por,

𝑣𝑑 =1_𝑠(𝜔𝑣𝑞+𝑖𝑑𝑟𝑒𝑓_{𝐶 −}𝑖_𝐶𝐿𝑑) ; (4.45)

𝑣𝑞 =1_𝑠(−𝜔𝑣𝑑+𝑖𝑞 𝑟𝑒𝑓_{𝐶 −}𝑖_𝐶𝐿𝑞) ; (4.46) Figura 4.15 – Conversor DC/AC com adição de elementos capacitivos para regulação de tensão.

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sendo ω a frequência angular do sistema, C a capacidade do condensador do lado AC (igual em todas as fases) e iLd e iLq as componentes direta e em quadratura da corrente no ramo. Verifica- se que 4.45 e 4.46 são dependentes uma da outra, ou seja vd depende de vq e vice versa. Para as tornar independentes é necessário realizar uma mudança de variável, através de [31]:

ℎ𝑑 𝑟𝑒𝑓= 𝑖𝑑 𝑟𝑒𝑓+ 𝜔𝐶𝑣𝑞; (4.47) ℎ𝑞 𝑟𝑒𝑓 = 𝑖𝑞 𝑟𝑒𝑓− 𝜔𝐶𝑣𝑑. (4.48) Com esta mudança de variável é possível reescrever as expressões 4.45 e 4.46 como:

𝑣𝑑=_{𝑠𝐶 (ℎ}1 𝑑 𝑟𝑒𝑓− 𝑖𝐿𝑑); (4.49) 𝑣𝑞 =_𝑠𝐶1 (ℎ𝑞 𝑟𝑒𝑓− 𝑖𝐿𝑞); (4.50) tornando assim as componentes vd e vq independentes entre si. Com este desacoplamento realizado procedeu-se ao dimensionamento de um compensador linear capaz de manter a estabilidade do sistema. O compensador escolhido foi um compensador linear do tipo PI, muito usado neste tipo de sistemas pois é capaz de garantir erros estáticos nulos (componente proporcional) e evitar as perturbações introduzidas pela componente iLdq (componente integral). A função de transferência do compensador (um para vd e um para vq) é dada por,

𝑣𝑑,𝑞 =1_𝐶 𝑠𝑘𝑝 𝑑,𝑞+ 𝑘𝑖 𝑑,𝑞 𝑠2_{+ 𝑠}𝑘𝑝 𝑑,𝑞 𝐶 +𝑘𝑖 𝑑,𝑞𝐶 𝑣𝑑,𝑞 𝑟𝑒𝑓−_𝐶1 𝑠 𝑠2_{+ 𝑠}𝑘𝑝 𝑑,𝑞 𝐶 +𝑘𝑖 𝑑,𝑞𝐶 𝑖𝐿 𝑑,𝑞; (4.51)

onde kp d,q e ki d,q correspondem aos ganhos proporcional e integral do compensador. Em regime estacionário o segundo termo de 4.51 é nulo (s=0), ou seja as perturbações na carga devido às correntes na mesma são nulas. Sabendo que o denominador do primeiro termo de 4.51 pode ser equiparado a um polinómio de um sistema segunda ordem (s2 _{+ 2ξω}

ns + ωn2) é possível

determinar os ganhos kp d,q e e ki d,q,

𝑘𝑝 𝑑,𝑞 = 2𝜉𝜔𝑛𝐶; (4.52) 𝑘𝑖 𝑑,𝑞= 𝜔𝑛2𝐶; (4.53) sendo ξ o factor de amortecimento usado 1

√2, que garante uma boa relação entre o tempo de resposta e a sobreelevação da mesma. Para que toda a análise realizada seja válida é essencial que a frequência natural, num sistema (50 Hz) seja muito inferior à frequência de comutação dos semicondutores usados (20 kHz) [31].

4.1.8.2 – Simulação em Matlab/Simulink do sistema de conversão com regulação de tensão O modelo de conversor com regulação de tensão implementado em Matlab/Simulink é apresentado no Anexo J. A malha externa de controlo de tensão aplicada segue a estrutura apresentada na figura 4.16.

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Figura 4.16 – Malha externa de regulação de tensão.

Todas as expressões definidas através de blocos Matlab Embebed Function são apresentadas no Anexo K, sendo no entanto aqui dada uma explicação geral do procedimento adotado na definição do controlador de tensão.

Começou-se por medir a tensão simples (fase-neutro), do lado AC do sistema, aplicando à tensão medida a transformada de Clarke-Concordia, passando do domínio abc para αβ0 e de seguida a transformada de Park, para passar para o domínio dq. A transformada de Park é dada por:

[𝑿𝒅𝒒] = [𝑿𝜶𝜷] × [𝑫]𝑻; (4.54) sendo [Xαβ] a matriz de duas linhas e uma coluna dada pelas compoentes α e β da tensão e a

matriz D definida como:

[𝑫] = [cos (𝜙) −𝑠𝑒𝑛(𝜙)_{𝑠𝑒𝑛(𝜙) cos (𝜙) ] ; (4.55)} onde ϕ é definido como:

𝜙 = 2𝜋𝑓 + 𝑓𝑎𝑠𝑒 𝑖𝑛𝑖𝑐𝑖𝑎𝑙. (4.56) A representação do modelo nas coordenadas dq permite tornar o sistema invariante no tempo, facilitando assim o projeto do controlador de tensão.

Em simultâneo é gerada a referência de tensão. É apenas necessário indicar o valor de tensão rms pretendido do lado AC do sistema, gerando-se as três formas de onda sinusoidais de referência (três fases) nas coordenadas abc, procedendo-se de seguida à passagem das mesmas para o domínio dq.

É então realizada a diferença entre as tensões medidas e as referências de tensão obtendo-se à saída o erro. Este erro é aplicado a um compensador linear do tipo PI para cada componente (d e q). Por aplicação de (4.52) e (4.53) determinou-se que o valor das constantes dos compensadores eram dadas por:

𝐾𝑝= 6,00; (4.57) 𝐾𝑖 = 74,02; (4.58)

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considerando-se a utilização de condensadores de 760 μF no filtro de saída do conversor. À saída dos compensadores obtém-se a corrente de referência a aplicar à malha interna de controlo de corrente, mas nas coordenadas dq. Como o sistema implementado previamente opera nas coordenadas αβ0, procedeu-se à aplicação da Transformada de Park inversa, obtendo-se assim as correntes de referência usadas.

Como exemplo dos resultados obtidos, apresentam-se nas figuras 4.17 e 4.18 as formas de onda de tensão AC do sistema, quando a referência corresponde a 1 kVrms e quando a

referência de tensão é de 2,2 kVrms. Nos testes realizados não existe qualquer ligação a um outro

modelo de rede AC que impõe a tensão, apenas o sistema de conversão ligado a uma carga.

Figura 4.17 – Forma de onda das tensões AC quando a referência é 1 kVrms.

Figura 4.18 – Forma de onda das tensões AC quando a referência são 2,2 kVrms.

Em ambas as formas de tensão é facilmente observável que o valor de pico da tensão é o esperado, com base na referência rms indicada e operando a 50 Hz.

Testou-se ainda o funcionamento do sistema para a ocorrência de uma variação na referência de tensão, como se ilustra na figura 4.19, na ocorrência de uma alteração de referência aos 0,3 s de simulação, com esta passando de 1 kVrms para 2 kVrms.

81 Figura 4.19 – Alteração de referência de tensão do sistema, por fase, ilustrando-se o sinal de referência sobreposto

com o sinal obtido no lado AC do inversor.

Verifica-se pela figura 4.19 que o sistema é capaz de responder a uma variação na tensão de referência. Nos testes realizados, com variações em degrau, a tensão à saída do conversor pode levar até dois períodos ou 40 ms até conseguir acompanhar perfeitamente a referência.