Autores: PEREIRA, H. A.; Alla F. Cuperi o ; RESENDE, J. T. ; SOUZA, T. M. ; OLIVEIRA, R. R. S. ; SILVA, Sel io

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1 GESEP Ger cia de Especialistas e Siste as El tricos de Pot cia Título: A álise das Te ologias de Aerogeradores Sí ro os o Co versores Ple os Autores: PEREIRA, H. A.; Alla F. Cuperi o ; RESENDE, J. T. ; SOUZA, T. M. ; OLIVEIRA, R. R. S. ; SILVA, Sel io Ro ha. Pu li ado em: Co fer ia Brasileira so re Qualidade da E ergia El tri a Data da pu li ação: Citação para a versão pu li ada: PEREIRA, H. A.; Alla F. Cuperi o ; RESENDE, J. T. ; SOUZA, T. M. ; OLIVEIRA, R. R. S. ; SILVA, Sel io Ro ha. A álise das Te ologias de Aerogeradores Sí ro os o Co versores Ple os. I : Co fer ia Brasileira so re Qualidade da E ergia El tri a,, Araxá. CBQEE,.

2 Análise das Tecnologias de Aerogeradores Síncronos com Conversores Plenos Heverton A. Pereira,2, Allan F. Cupertino, José T. de Resende, Thiago M. de Souza, Ramon R. S. de Oliveira, Selênio R. Silva 2 Universidade Federal de Viçosa, Av. P. H. Rolfs, s/n, Campus UFV, CEP: , Viçosa, MG, Brasil 2 Universidade Federal de Minas Gerais, Av. Antônio Carlos 6627,CEP: , Belo Horizonte, MG, Brasil! " # $ % & '"' I. INTRODUÇÃO O impacto ambiental das tradicionais formas de geração de eletricidade tem motivado diversas pesquisas relacionadas a fontes renováveis. A energia eólica é atualmente a fonte renovável mais utilizada e as projeções indicam que esta será ainda mais utilizada no futuro. Em junho de 202 a potência mundialmente instalada em aerogeradores alcançou um valor em torno de 254 GW. A Fig. apresenta a taxa de crescimento da energia eólica desde Observa3se que nos últimos três anos a taxa de crescimento manteve3se constante, devido à crise econômica que ocorreu neste período. &()* ,5 5,2 9,9 26,6 38,6 38,8 40, # Fig.. Taxa de crescimento da energia eólica desde 2005 []. Existem diversas topologias de aerogeradores. Comparada com a geração em velocidade fixa, a geração em velocidade variável é preferida atualmente porque é possível extrair mais energia do vento [2]. Os geradores assíncronos são os mais utilizados, pois são facilmente construídos e seu custo é relativamente baixo. Apesar disso, o uso de geradores síncronos melhora o desempenho do sistema, pois elimina a caixa de transmissão, reduzindo os custos de manutenção [3]. Além disso, o uso de conversores plenos permite que os distúrbios existentes na rede elétrica (harmônicos, variações de tensão) não sejam transmitidos diretamente para o gerador, como ocorre nos geradores de indução duplamente alimentados. Existem basicamente três topologias de aerogeradores síncronos com conversores plenos, como apresentado na Fig. 2. A primeira topologia, Fig. 2 (a) consiste em um retificador a diodos e um inversor PWM conectados por um barramento de tensão contínua (CC). A tensão do barramento CC é controlada a partir do sistema de excitação da máquina. O inversor controla o fator de potência e injeta a máxima potência da turbina na rede elétrica. Já a segunda topologia, Fig. 2 (b) apresenta um conversor CC/CC que permite obter um barramento CC de valor mais elevado e com uma melhor regulação. O inversor dessa topologia realiza uma função semelhante à realizada na tecnologia anterior. A terceira topologia, apresentada na Fig. 2 (c) consiste em um retificador e um inversor PWM conectados por um barramento de tensão contínua. Este arranjo é conhecido como conversor A máxima potência da turbina é controlada pelo conversor do lado do gerador. O conversor do lado da rede controla o barramento CC e a potência reativa injetada na rede. (a) (b) (c) Fig. 2. Topologias de aerogeradores síncronos com conversores plenos: (a) Retificador a diodos; (b) Retificador a diodos com conversor CC/CC; (c) Conversor PWM.

3 Este trabalho pretende analisar o desempenho das três topologias descritas perante variações da velocidade do vento considerando toda a faixa de operação da turbina. Na seção II será apresentada a modelagem do sistema de geração eólico. II. METODOLOGIA Neste estudo foi usada uma turbina eólica modelada de acordo com Akhmatov [4]. A potência mecânica gerada é dada por: 2, onde é a densidade do ar, a velocidade do vento,a área varrida pelas pás da turbina., é o coeficiente de potência representado por:, () 2.5 5%& ' (2) * +, + - ( + 0$ - (. / + (5) * /, / - ( / 0$ - (. + / (6) onde * + e + são as componentes de eixo direto e * / e / as componentes de eixo de quadratura da tensão e corrente, respectivamente. - representa a soma das indutâncias do filtro e, é a soma das resistências do filtro. Neste trabalho, faz3se uso da DSOGI3PLL (do inglês, &') proposta por [8] para obter o ângulo de orientação do sistema (). Como pode ser observado na Fig. 4, esta estrutura apresenta três estágios: no primeiro estágio são utilizados dois SOGI s a fim de gerar sinais de quadratura que são utilizados no segundo estágio, que por sua vez consiste em um detector de sequência positiva em coordenadas. No terceiro estágio, o ângulo da fase da tensão pode ser obtido através do circuito SFR3PLL (do inglês, (#!" #$ $%) que analisa apenas a sequência positiva da tensão na rede. O fator é calculado abaixo e depende de e, a relação da velocidade de ponta de pá e ângulo das pás, respectivamente e são calculados como segue (3) λ ωr V Quando a velocidade do vento é maior que o valor nominal é necessário controlar o ângulo de passo. Nesse trabalho, o controle é realizado comparando a potência elétrica da turbina como valor nominal, como mostrado na Fig. 3. Foi utilizado um modelo simplificado para o servomecanismo, o qual considera um τ " constante de primeira ordem e algumas limitações no ângulo [4]. Os ganhos do controlador são calculados segundo a metodologia proposta por [5]. (4) Fig. 4. Diagrama de blocos da DSOGI3PLL[8]. A estrutura de controle utilizada neste trabalho para o controle das topologias com retificador a diodos é apresentada na Fig. 5. É utilizada uma estrutura clássica consistindo em duas malhas em cascata: a malha interna, mais rápida, que controla as correntes do conversor e a malha interna, mais lenta, que controla as potência ativa e reativa injetada na rede elétrica. Fig. 3. Ilustração do controle do ângulo de passo. No inversor, a modelagem de seus parâmetros é feita considerando um sistema trifásico equilibrado. É utilizado um filtro LCL a fim de proporcionar um bom padrão de qualidade de energia, reduzindo os harmônicos causados pelo chaveamento dos conversores. Os parâmetros do filtro são calculados de acordo com a metodologia proposta por [6] sendo que a segunda indutância do filtro é substituída pela indutância de dispersão do transformador. Considerando que o capacitor do filtro pode ser considerado um circuito aberto na frequência fundamental da rede (# $ ), as equações do sistema em coordenadas () podem ser escritas como [6], [7]: Fig. 5. Estrutura de controle do inversor para as topologias com retificador a diodos. Já a estrutura de controle do inversor da topologia com retificador PWM é apresentada na Fig. 6. Observa3se que a única diferença em relação a estrutura da Fig. 5 é a existência de uma malha de tensão do barramento CC externa a malha de controle de corrente de eixo direto.

4 (7 8 9: 6 ;< = >? ; = >? ; C? (8) onde +3 é a tensão nominal de saída do conversor, 4 é a largura de pulso nominal, é o valor da capacitância do conversor e, é a carga nominal do conversor. A dinâmica de altas frequências de 5 + pode ser simplificada considerando que o barramento CC de saída comporta3se como uma fonte de tensão [0]. Assim: Fig. 6. Estrutura de controle do inversor para a topologia com retificador PWM (7 8 9: 6; (9) No controle do retificador PWM é utilizado um controle com orientação de campo no sistema de coordenadas (). A estrutura utilizada é apresentada na Fig. 7. Foi considerado o modelo () da máquina síncrona, apresentado em [9]. Usualmente, a corrente no indutor apresenta ondulações importantes, que não são consideradas na obtenção do modelo médio. Os harmônicos de corrente em torno da frequência de comutação podem afetar o desempenho do sistema de controle e devem ser considerados no projeto do compensador de corrente. Segundo[], a função de transferência considerando estes efeitos é dada por: 5 + 7E 7F 7 G H ; F I 8 9: 2 H 6; ; (0) Para a malha de corrente é utilizado o controlador J7, dado por: Fig. 7. Estrutura de controle do retificador PWM. J7K LJ 7 M N 3 () ) Para a segunda topologia de aerogerador com retificador a diodos é utilizado um conversor CC/CC de topologia boost que é responsavel por elevar a tensão contínua do barramento CC da máquina além de regular o valor da tensão do barramento CC do inversor. O ganho desse conversor, relação entre entrada (2) e saída ( +3 ) no caso ideal é dado por: onde 4 é a largura do pulso de chaveamento. O controle da tensão do barramento CC é realizado a partir de duas malhas de controle em cascata, sendo que a malha externa, mais lenta, controla a tensão do barramento fornecendo o valor de referência para a malha interna, mais rápida, que controla a corrente no indutor do conversor. Fig. 8. Estrutura utilizada no controle do conversor CC/CC. A função de transferência que relaciona a corrente no indutor do conversor com a razão cíclica é dada por[0]: (7) Quanto ao projeto, deve ser notado que quanto maior o zero do compensador, mais rápida é a resposta transitória, o que pode aproximar o sistema da instabilidade. O polon 3 do compensador reduz o efeito da frequência de comutação na malha de corrente sendo posicionado na metade da frequência de comutação. Já o ganho do compensador é estabelecido de forma a garantir a frequência de cruzamento por zero especificada que é limitada a um décimo da frequência de chaveamento. Já a função de transferência que relaciona a tensão de saída e a corrente do indutor é dada por: X O P QRS T QU;<T (2) onde 4 V F. W8 9: Para a malha de tensão é utilizado um compensador PI da forma: 87K LJY 7 M LJY 7 (3) O zero do compensador PI é posicionado sobre o polo da planta. O ganho do compensador é estabelecido de forma a garantir a frequência de cruzamento por zero especificada, que neste trabalho foi definida como 2 Hz. Neste trabalho foram utilizados cinco conversores em paralelo devido a elevada potência da máquina.

5 *+, Como a dinâmica do controle do ângulo de passo da turbina tem uma dinâmica relativamente lenta, para auxiliar o controle de velocidade da máquina é realizado o controle da tensão da excitação de campo da máquina síncrona. A modelagem utilizada, semelhante a estrutura apresentada por [2], considera o atraso causado pela dinâmica da ponte de tiristores (Z [ ), a constante de tempo do enrolamento de campo (Z \ ) e a constante de tempo dos enrolamentos amortecedores (Z ] ). É utilizado um controlador PI cuja constante de tempo é ajustada de modo a cancelar o polo dominante da planta. O ganho do controlador é ajustado de forma que o sobressinal da resposta ao degrau seja inferior a 0 %. A estrutura de controle é apresentada na Fig #%% +, Fig. 9. Modelo linear de controle direto. Diante dos Afundamentos Momentâneos de Tensão (AMT), ocorre a limitação da corrente pelo inversor, o que provoca um desbalanceamento entre as potências injetadas e retiradas do barramento CC. Esta energia armazenada no barramento tende a elevara sua tensão. Por essa razão, várias topologias usam dispositivos de proteção a fim de dissipar o excesso de energia do barramento. Nesse trabalho, é usado o #%% de proteção, que limita a tensão do barramento em um valor predeterminado através do chaveamento de um resistor que dissipa a potência excedente, como ilustrado na Fig. 0. Fig. 0. Modelo linear de controle direto. O resistor do chopper é calculado por [7]:, 3^P +3$ F $ (4) onde +3$ é o valor nominal da tensão do barramento CC e $ é a potência nominal da turbina.! "+. As três topologias foram simuladas em ambiente Matlab/Simulink. Os parâmetros utilizados são apresentados na TABELA I e representam uma turbina de 2 MW. TABELA I. PARÂMETROS DAS SIMULAÇÕES. * Velocidade nominal 2.5 rad/s Raio das pás 35.5 m Densidade do ar.225 kg/m³ Potência nominal 2MW Velocidade nominal do vento 2.5 m/s,- Potência 2500 kva Tensão primária 34.5 kv Tensão secundária 0.4 kv Impedância 5.5 % Relação Xk R 8,. Potência 4500 kva Tensão primária 69 kv Tensão secundária 34.5 kv Impedância 5.5 % Relação Xk R 8 / Primeira indutância 70 μh Capacitância 5500 μf Resistência de amortecimento 44.4 mw 0 Tensão 69 kv Nível de curto circuito MVA Relação Xk R 4.2 Neste trabalho todas as análises foram realizadas levando em consideração a curva de variação de velocidade apresentada na Fig. 9. Fig.. Perfil do vento simulado. III. RESULTADOS Com o perfil de vento apresentado na Fig. é possível submeter as três tecnologias de geradores síncronos a diferentes pontos de operação, começando no vento nominal, seguida de uma queda de velocidade do vento, e aumento da velocidade do vento para valores acima do nominal. A Fig. 2 mostra o comportamento da potência ativa injetada na rede elétrica. É possível perceber que as três tecnologias apresentam comportamentos semelhantes. Já em relação à potência reativa, Fig. 3, que foi ajustada para permanecer nula, é observado que a tecnologia a diodos é mais sensível a variações de velocidade do vento. Com o aumento da velocidade do vento para valores acima do nominal é verificada a variação da inclinação das pás, definido pelo ângulo β, para manter a potência nominal. A Fig. 4 exibe o ângulo β para as três tecnologias, que permaneceu próximo a 22. Como as três tecnologias apresentadas são de velocidade variável, é interessante que todas possam operar na maior faixa de velocidade do vento. A velocidade mínima do vento nas simulações foi de 3,5 m/s que é a velocidade de da

6 turbina. Entre os instantes 25 s e 30 s a velocidade do vento permaneceu em 3,5 m/s de maneira que a potência injetada na rede foi nula nas tecnologias a diodo e com conversor, e com uma pequena injeção de potência na tecnologia com dois conversores PWM.!"#$%!"#$&!"#$ Fig. 2. Potência ativa gerada nas três tecnologias. '"$% $!"$& $!"$ Fig. 3. Potência reativa gerada nas três tecnologias.!(&)$%!(&)$&!(&)$ Fig. 4. Ângulo de passo das pás nas três tecnologias. *'+$% *'+$& *'+$ Fig. 5. Velocidade da turbina nas três tecnologias. A análise da tensão do barramento CC, Fig. 6, mostra que as tecnologias com conversor e com converores PWM trabalham com tensão do barramento CC constante, com pequenas oscilações em torno do valor de referência. A tecnologia a diodos apresenta variações na tensão de barramento, que limita a injeção de potência para valores baixos de velocidade do vento. Destaca3se a tensão de entrada do conversor, exibida na Fig. 7, que apresenta comportamento semelhante à tensão da tecnologia a diodos.,,-$%,-$&,-$ Fig. 6. Tensão no barramento CC do inversor nas três tecnologias.,.& Fig. 7. Tensão no barramento CC de entrada do conversor.

7 IV. CONCLUSÕES Este trabalho apresentou resultados comparativos entre três tecnologias de conversores plenos utilizados em geração de energia eólica com velocidade variável de vento. As três tecnologias apresentam vantagens e desvantagens comparando questões como o custo, complexidade, velocidade de resposta. A tecnologia com conversores apresenta características operacionais semelhantes à tecnologia com conversores PWM, mas com resposta a perturbações inferior. A tecnologia com retificador a diodos, sem conversor, é muito susceptível a variações de velocidade do vento, sendo que a relação entre a tensão no barramento CC e a tensão da rede um ponto muito importante para viabilizar a máquina operar em uma ampla faixa de velocidade. V. AGRADECIMENTOS Este trabalho foi desenvolvido com auxílio financeiro das agências de fomento FAPEMIG e CAPES/CNPQ. VI. REFERÊNCIAS [] World Wind Energy Association, Annual market update, %/ Março 202. [2] W. Li, C. Abbey e G. Joos, Rectifier, Control and Performance of Wind Turbine Generators based on Permanent Magnet Synchronous Machines Feeding a Diode, 0# & % / p. 6, [3] S. Achilles e M. Poller, Direct Drive Synchronous Machine Models for Stability Assessment of Wind Farms, ' #!# & #% $' &' 2 3" 42 #!" [4] V. Akhmatov, Analysis of Dynamic Behaviour of Eletric Power Systems with Large Amount of Wind Power, Kgs. Lyngby, [5] M. Hansen, A. Hansen, T. Larsen, S. Oye, P. Sorensen e P. Fuglsang, Control design for a pitch3regulated, variable speed wind turbine, Roskilde, [6] M. Liserre, F. Blaabjerg e S. Hansen, Design and Control of an LCL3 Filter3Based Three3Phase Active Rectifier, & &4 4 &453 6 $&3&4/ pp , September [7] S. K. Chaudhary, R. Teodorescu, P. Rodríguez e P. C. Kjaer, Chopper Controlled Resistors in VSC3HVDC Transmission for WPP with Full3scale Converters, &--- -)& -'(/ p. 8, [8] P. Rodríguez, R. Teodorescu, I. Candela e A. v. Timbus, New Positive3sequence Voltage Detector for Grid Synchronization of Power Converters under Faulty Grid Conditions, 0# & % / p. 7, [9] P. C. Krause, O. Wasynczuk e S. D. Sudhoff, Anaysis of electric machinery and drive systems, Wiley inter3 science, [0] R. W. Erickson e D. Maksimovic, Fundamentals of Power Eletronics, 2ª ed., New York: Klumer Academic Publishers, [] R. B. Ridley, A New, Continuous3Time Model For Current3 Mode Control, vol. 6, pp , April 99. [2] D. S. Mota e C. Goldemberg, Comparison Between Voltage Control Structures of Synchronous Machines, &--- $3&4 - & 3 43&4/ vol. 8, pp , December 200. VII. BIOGRAFIAS #& (M 2) graduou3se em engenharia elétrica pela Universidade Federal de Viçosa, em 2007, mestrado em engenharia elétrica pela Universidade Federal de Campinas, em 2009, e atualmente esta cursando doutorado pela Universidade Federal de Minas Gerais (UFMG), Belo Horizonte, Brasil. Desde 2009 é professor do departamento de engenharia elétrica da UFV. Seus interesses incluem energia eólica e energia solar fotovoltaica. # / % nasceu em Visconde do Rio Branco, Brasil. Está graduando em engenharia elétrica pela Universidade Federal de Viçosa (UFV), Brasil. Atualmente é integrante do GESEP, onde desenvolve trabalhos sobre eletrônica de potência aplicada a sistemas de energia renovável. Seus interesses incluem energia solar fotovoltaica, energia eólica, controle aplicado a eletrônica de potência e integração a rede de geração distribuída. 23,0. Mestrado em Engenharia Elétrica pela Universidade Federal de Itajubá (994) e Doutorado em Engenharia Elétrica pela Universidade Federal de Uberlândia (999). Atualmente é professor Adjunto III na Universidade Federal de Viçosa. Trabalha na área de Sistemas Elétricos de Potência, com ênfase em Máquinas Elétricas, Eletromagnetismo e, Geração, Transmissão e Distribuição de Energia Elétrica. Atualmente tem pesquisas em Fontes Alternativas de Geração de Energia e Modelagem de Máquinas Elétricas., ) $4 nasceu em São Francisco, Brasil. Está graduando em engenharia elétrica pela Universidade Federal de Viçosa (UFV), Brasil. Seus interesses incluem energia eólica e controle aplicado a eletrônica de potência. 0 0 $ nasceu em Coronel Fabriciano, Brasil. Está graduando em engenharia elétrica pela Universidade Federal de Viçosa (UFV), Brasil. Seus interesses incluem energia eólica e controle de máquinas elétricas. $ 0$ ()567+ graduou3se e realizou mestrado na Universidade Federal de Minas Gerais (UFMG), Belo Horizonte, Brasil, em 980 e 984, respectivamente. Obteve o doutorado em 988 pela Universidade Federal da Paraíba, atualmente Universidade Federal de Campina Grande (UFCG), Campina Grande, Brasil. Desde 982, é professor do departamento de engenharia elétrica da UFMG sendo que em 995 tornou3se professor titular. Seus interesses de pesquisa incluem acionamentos elétricos, qualidade de energia, aerogeradores de velocidade variável e integração a rede de geração distribuída.