Integração de Um Grupo Gerador Diesel a Uma Rede Secundáriaa de Eletricidade Através de Um Conversor Eletrônico de Potência de Dois Estágios

INTEGRACAO DE UM GRUPO GERADOR DIESEL A UMA REDE SECUNDARIADE ELETRICIDADE ATRAVES DE UM CONVERSOR ELETRONICO DE

POTENCIA DE DOIS ESTAGIOS

Gabriel A. Fogli∗, Rodolfo L. Valle∗, Pedro M. de Almeida∗, Andre A. Ferreira∗, PedroG. Barbosa∗

∗Nucleo de Automacao e Eletronica de PotenciaPrograma de Pos-graduacao em Engenharia Eletrica

Universidade Federal de Juiz de ForaJuiz de Fora, MG, 36036-900 Brasil

Emails: [email protected], [email protected],

[email protected], [email protected],

[email protected]

Abstract— This work presents a study about the connection of a three-phase Diesel Genset (DG) to a se-condary distribution network. The interface between the DG and the grid is done by a three-phase rectifierseries connected to a Pulse Width Modulated Voltage Source Converter (VSC). The VSC is controlled on currentmode control (CMC), with two operating modes: (i) active power injection or (ii) active power filter. Thecompensators are designed with Multiple rotating synchronous reference frame integrators (PI-MRI) in order toensure the quality of the generated power. Experimental results obtained with a laboratory prototype are usedto validade the proposed control strategies.

Keywords— Diesel genset, Active power filter, Grid converter, Current mode control.

Resumo— Este artigo apresenta um estudo de conexao versatil para um grupo motor gerador diesel (GMG)trifasico em uma rede secundaria de distribuicao de energia eletrica. A estrutura de interface e composta por umretificador trifasico conectado em serie com um conversor fonte de tensao (VSC), modulado por uma estrategiaPWM. O VSC e controlado atraves do controle em modo corrente (CMC), com dois modos de operacao: (i)injecao de potencia ativa ou (ii) filtro ativo de potencia (FAP). Os compensadores sao projetados com multiplosintegradores para garantir a qualidade da energia gerada. Resultados experimentais, obtidos com um prototipode laboratorio sao usados para validar as estrategias de controle propostas.

Palavras-chave— Grupo motor gerador diesel, Filtro ativo de potencia, Conversor de interface, Controlemodo corrente.

1 Introducao

Grupos geradores a diesel (GMG) sao gerado-res sıncronos acionados a partir de motores die-sel. Eles sao encontrados em uma ampla faixade potencia e possuem um baixo custo de aqui-sicao e instalacao quando comparados com ou-tros sistemas de geracao alternativos (Pandiarajet al., 2002).

De uma maneira geral, devido as dificuldadesda operacao em paralelo, os GMG sao dimensiona-dos para alimentar cargas crıticas e emergenciaispor um curto perıodo de tempo. Eles tambem po-dem ser utilizados para reduzir/controlar o pico dedemanda de uma determinada instalacao comer-cial ou industrial. Nestes casos eles alimentam umgrupo especıfico de cargas a partir de um quadrode distribuicao auxiliar.

Contudo, nada impede que, com um con-trole adequado, estes geradores sejam utilizadosconectados em paralelo com a rede eletrica local(Puttgen et al., 2003). Nestes casos, alem de au-mentar a oferta de energia eletrica, a utilizacaode um GMG possibilita que a rede de distribui-cao opere com fluxos de potencia bidirecionais, ouseja, que um ou mais consumidores locais podemtambem fornecer energia eletrica a rede de distri-

buicao (Fogli, 2014).Este artigo apresenta uma estrutura para in-

tegracao de um GMG de 5,5 kW a uma rede se-cundaria de distribuicao de eletricidade. O GMGe a unidade de processamento de energia (PPU),composta por um retificador nao controlado e umconversor fonte de tensao (VSC), podem ser co-nectados em serie e em paralelo, dependendo se arede secundaria esta sendo alimentada pela fonteprincipal (concessionaria de energia) ou opera nomodo ilhado, respectivamente. Um algoritmo decontrole implementado em um processador digitalde sinais (DSP) e responsavel por definir a poten-cia ativa injetada na rede secundaria CA quandoo GMG e a PPU estao conectados em serie. Jaquando a rede secundaria opera no modo ilhado,o GMG e conectado diretamente a rede eletricae o VSC funciona como um filtro ativo paralelocompensando a potencia reativa, as correntes de-sequilibradas e as correntes harmonicas das car-gas.

2 Estrutura de conexao do GMG a redesecundaria CA

Os geradores a diesel, principalmente aqueles demenores capacidades, operam com uma maior

Anais do XX Congresso Brasileiro de Automática Belo Horizonte, MG, 20 a 24 de Setembro de 2014

988

faixa de variacao de frequencia da tensao de saıdadevido a variacao de velocidade do motor a com-bustao interna (maquina primaria). Nesse con-texto, a operacao desses GMG em paralelo coma rede eletrica pode ser facilitada por converso-res eletronicos de potencia. Estes conversores saoresponsaveis por compatibilizar a energia geradapelo GMG aos requisitos das redes eletricas, in-cluindo frequencia de operacao, suporte de ten-sao, controle de potencia ativa e reativa, reducaode conteudo harmonico, dentre outros (Blaabjerget al., 2004).

Na Figura 1 e mostrado o diagrama esquema-tico de conexao de um GMG a uma rede secun-daria atraves de uma unidade de processamentode energia (PPU) formado por um retificador tri-fasico a diodos conectado em serie com um VSC.A interface entre o VSC e o sistema eletrico depotencia (SEP) e feita por um filtro de primeiraordem formado por um banco de indutores em se-rie. Devido a amplitude da tensao de saıda doGMG nao ser suficiente para garantir uma ten-sao CC mınima para permitir a operacao do VSCna regiao linear de modulacao, foi adicionado umtransformador com relacao de espiras (1:2) entreos terminais de saıda do VSC e a rede eletrica.

No diagrama da Figura 1, o GMG pode serconectado diretamente ou nao ao barramento dascargas atraves de um esquema de contatos eletro-mecanicos intertravados que impedem seu funcio-namento em paralelo com a fonte principal. Dessemodo, durante os momentos de demanda elevada,a potencia do GMG e injetada na rede secundariaatraves do conversor de interface. Ja, durante osmomentos de inexistencia da alimentacao da fonteprincipal, o gerador pode ser conectado ao barra-mento da carga. Durante esses perıodos o conver-sor estatico pode operar compensando a potenciareativa, desbalancos e/ou harmonicos de correntenos terminais do grupo gerador.

3 Modelagem matematica do conversorde interface

Desprezando os harmonicos de comutacao pode-se escrever as seguintes relacoes, no sistema decoordenadas sıncrono (dq0), para as correntes etensoes nos terminais de saıda do VSC da Fi-gura 1 (Yazdani and Iravani, 2010) e (Almeidaet al., 2012):

Ldiddt

= −Reqid + ωLiq + (vd,t − vd,pac)

Ldiqdt

= −Reqiq − ωLid + (vq,t − vq,pac)

Ldi0dt

= −Reqi0 + (v0,t − v0,pac)

(1)

onde vk,t e a tensao instantanea de fase nos termi-nais de saıda do VSC; ik e a corrente instantanea;

vk,pac e a tensao no ponto de conexao do conver-sor com a rede secundaria, sendo k ∈ d, q, 0; L ea indutancia e Req a resistencia equivalente entreVSC e o ponto de conexao na rede secundaria, eω = 2πf e a frequencia angular fundamental dosistema eletrico.

Uma diferenca entre o sistema (1) e o escritocom as variaveis nas coordenadas abc e o acopla-mento cruzado entre as correntes de eixo direto eem quadratura. Contudo, no sistema dq0 as gran-dezas alternadas assumem um comportamento es-tacionario que facilita o projeto dos controladoresdo VSC conforme sera mostrado adiante.

Assumindo que o conversor de interface e con-trolado a partir de uma estrategia de modulacaovetorial (SVM), pode-se escrever as seguintes ex-pressoes para as tensoes medias instantaneas nosterminais do VSC:

vd,t =2√

3

3

(V

CC

2

)md

vq,t =2√

3

3

(V

CC

2

)mq

(2)

onde md e mq sao os ındices de modulacao de eixodireto e em quadratura, respectivamente; V

CCe a

tensao media no barramento CC do conversor.Pode-se entao desacoplar as dinamicas das

correntes de eixo direto e em quadratura e com-pensar o efeito das tensoes do barramento de cone-xao do VSC fazendo (Yazdani and Iravani, 2010):

md =

√3

VCC(ud − ωLiq + vd,pac)

mq =

√3

VCC(uq + ωLid + vq,pac)

(3)

onde ud e uq sao as novas variaveis de controle.O fator

(√3/VCC

)em (3) normaliza e tem

uma acao preditiva (feed-forward) sobre os ındi-ces de modulacao, evitando que as oscilacoes natensao CC afetem as tensoes e correntes sintetiza-das pelo conversor (Almeida et al., 2012).

Substituindo (3) em (2) e o resultado em (1), adinamica para o sistema composto pelo conversorconectado a rede secundaria passa a ser dada por:

Ldiddt

= −Reqid + ud

Ldiqdt

= −Reqiq + uq

(4)

O sistema descrito em (4) caracteriza-se porapresentar uma dinamica de primeira ordem comas correntes de eixo direto e em quadratura total-mente desacopladas (Yazdani and Iravani, 2010).

A linha referente as componentes da tensao ecorrente de sequencia zero em (1) foi desprezadaem (4) pois considerou-se que o conversor de in-terface sintetiza correntes equilibradas.


989

´

Φ(1 , 2 e 3 )Φ Φ

CARGAS

LINEARES,

LINEARES

NAO−~

SincronoDiesel1:2

CC

FONTE PRINCIPAL DE

ENERGIA

GMG PPU

T

ω

Motor GeradorRetificador VSC

mecTmec

ele

RL eq

Intertravamento

BARRAMENTO

SECUNDARIO´

Figura 1: Diagrama esquematico da conexao de um gerador a diesel de pequena capacidade a uma redeeletrica secundaria atraves de um conversor eletronico de potencia.

Nao se pode esquecer que, para garantir umatransformacao sincronizada entre as variaveis nascoordenadas (abc) (dq0) deve-se usar um cir-cuito PLL (Phase Locked-loop) para estimar afrequencia e o angulo de fase das tensoes no pontode conexao do VSC com a rede secundaria CA.Neste trabalho foi usado uma estrutura de sin-cronismo baseada no integrador generalizado desegunda ordem (SOGI) cujos detalhes de projetoe implementacao sao fornecidos em (Teodorescuet al., 2011) e (Almeida et al., 2012).

3.1 Estrategia de controle do VSC de interface

Escolhendo de maneira adequada o angulo de re-ferencia dos eixos ortogonais dq pode-se ter umacondicao em que vd,pac = V

PACe vq,pac = 0. Neste

caso, as expressoes das potencias ativa (p) e rea-tiva (q) instantaneas nos terminais do conversorde interface sao dadas por:

p =(32

)V

PACid

q = −(32

)V

PACiq

(5)

onde VPAC

e o valor de pico da tensao CA no pontode conexao do VSC e o fator (3/2) foi incluıdo nasexpressoes para que as potencias calculadas nascoordenadas dq0 fossem iguais as calculadas nascoordenadas abc.

A analise de (5) permite concluir que a com-ponente id pode ser usada para controlar a quan-tidade de potencia ativa instantanea injetada narede secundaria. Enquanto que, a componente iqe proporcional a potencia reativa instantanea mul-tiplicada por −1.

Alem disso as potencias dadas por (5) podemser decompostas em suas parcelas medias (p e q) eoscilantes (p e q) sendo seus significados explicadosem detalhe em (Akagi et al., 2007).

4 Projeto dos controladores de correnteno sistema de coordenadas sıncrono

Conforme discutido na secao anterior pode-se usaras correntes de eixo direto e quadratura para con-

trolar as potencias ativa e reativa nos terminaisdo conversor de interface.

A Figura 2 mostra o diagrama de blocos doscontroladores de corrente de eixo direto e em qua-dratura do VSC. Dois compensadores, cujas saıdassao ud e uq, controlam os ındices de modulacao md

e mq responsaveis pela regulacao das correntes doconversor. As tensoes vd,pac e vq,pac sao utiliza-das como sinais feed-forward para reduzir o im-pacto das variacoes da tensao da rede no sistemade controle.

Devido a estrategia de desacoplamento ado-tada pode-se redesenhar o diagrama de blocos doscontroladores de corrente conforme mostrado naFigura 3. E ainda, como as dinamicas das corren-tes de eixo direto e em quadratura sao identicas,os dois compensadores podem ser projetados comos mesmos ganhos.

Em funcao da caracterıstica estacionaria dascorrentes id e iq permite-se projetar controlado-res PI para garantir que as correntes de referenciasejam rastreadas com precisao (Yazdani and Ira-vani, 2010). Como esses controladores de correntesao projetados no sistema de coordenadas dq0 elesserao denominados aqui como PI-SRF.

Substituindo a funcao de transferencia do con-trolador PI em Ci(s) pode-se escrever a seguintea funcao de transferencia de malha aberta para odiagrama de blocos da Figura 3:

GMA

(s) =

[kpsL

] (s+kikp

)(s+

R

L

) , (6)

onde kp e ki sao os ganhos proporcional e integralde Ci(s), respectivamente.

Como a resistencia entre o VSC de interface ea rede secundaria CA e baixa, tem-se que o polode G

MAestara localizado muito proximo da ori-

gem do plano complexo–s, impondo uma respostadinamica lenta para o VSC (Yazdani and Ira-vani, 2010). Para contornar este problema pode-secancelar o polo da planta com o zero do controla-dor PI resultando em uma funcao de transferencia


990

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 0.1

0

1

2

3

4

5

6

7

Tempo(s)

Ân

gulo

(rad

)

ω1t+φ1

ρ

VSC

L SEPvpacvvsc

C(s)

+

_

+ _

Qvsc

Pvsc

Pref

Qref*

* vq,ref

vd,ref*

*

A(t)

φ(t)C(s)

A(t)φ(t)

ev(t)

vPAC

v(t)

vαβ,ref*

SVM

T1,2,3,4,5,6

Qvsc

Pvsc

+ _id*

id

eidud

+ _+

++

_

+

_iq*

iq

eiquq

++

++ _

_

ωL

ωL

VCC

2

ωL

ωL

1sL + R

1sL + R

md

mq vq,t

vd,t

3

2

id

iq

vd,PAC

vq,PAC

C (s)

C (s)

Controlador de Corrente Dinâmica CA

VSC

Feed-forward

Feed-forward

Desacoplamento

+ _

id* eid

ud

C (s)1

sL + R

id

Motor

diesel

Gerador

Síncrono

Cargas

não-lineares

~p

q

_p

_p

Retificador VSCVcc

1:2

YY

SEP

Cargas

não-lineares

~p

q

_p _

p

_p

VSCVcc

2:1

Y Y

SEP

Cargas

não-lineares

~p

~p

q

q

_p

~p

_p

+ _

id*

id

eid ud+ _

+

+

_

iq*

iq

eiq uq+ _

+

ωL

ωL

Tdq

32p*

32q*

vd vq

vd

*

*

vβ

vα

*

*

vd,pac

vq,pac

θ

PI-MRI

PI-MRI

SEP

2:1

YY

Retificador

Vcc

VSC

PLL

abc/dq

vgs

θ

ω

vd,q

vd,pac

vq,pac

Controladores de

corrente

SVM

+ _VCC

* eVCC

id,loss

PI

vCC

+ _

id*

id

eid ud+ _

+

+

_

iq*

iq

eiq uq+ _

+

ωL

ωL

Tdqvq

vd

*

*

vβ

vα

*

*

vd,pac

vq,pac

θ

_d,cargai~

iq,carga

=

= _

_

PI-MRI

PI-MRI

+ _VCC

* eVCC

id,loss

PI

vCC

+ _

id*

id

eid ud+ _

+

+

_

iq*

iq

eiq uq+ _

+

ωL

ωL

Tdqvq

vd

*

*

vβ

vα

*

*

vd,pac

vq,pac

θ

_d,cargai~

iq,carga

=

= _

_

PI-MRI

PI-MRI

SEP

2:1

YY

Retificador

Vcc

VSC

PLL

abc/dq

vgs

θ

ω

vd,q

vd,PAC

vq,PAC

Controladores de

corrente

SVM

Cargas

não-lineares

ii

abc/dq

i

d,cargai

q,carga

FPB

+_

d,cargai~

d,cargai_

iGMG

iGMG

Cargas

não-lineares

++

+

SEP

2:1

YY

Retificador

Vcc

VSC

PLL

abc/dq

θ

ω

vd,q

vd,PAC

vq,PAC

Controladores de

corrente

SVM

ii

abc/dq2

i

d,cargai

q,carga

FPB

+_

d,cargai~

d,cargai_

v βvα**

v βvα**

v βvα**

vPAC

PACv

i

PAC

PAC

v

+

++

d,PAC

q,PAC

d,PAC

q,PAC

iPAC iPAC

igs

igs

i ca

rga

,1

ica

rga,2

,i ik

s

,p ik

6je 6je

εdq

6je 6je

12je 12je

12je 12je

udq

6 ,i ik

s

6 ,i ik

s

12 ,i ik

s

12 ,i ik

s

12je 12je

12je 12je

12 ,i ik

s

12 ,i ik

s

n n n

n n n

id

iq

id

SEP

VSCGMG

SEP

VSC

GMG

VSC

Retificador VSCVcc

1:2

YY

SEP

Cargas

não-lineares

Motor

diesel

Gerador

Síncrono

RetificadorVSCVcc

2:1

Y Y

SEP

Cargas

não-lineares

~p

q

_p

_p

SEP

VSC

GMG

_p

VSCVcc

2:1

Y Y

~p

q

~p

SEP

Cargas

não-lineares

Cargas

não-lineares

i carga

icarga

icarga

+ _

Vcc* e u

C (s)1

CsV

V

V Vcc

RetificadorVSCVcc

2:1

Y Y

SEP

Cargas

lineares e

não-lineares

Intertravamento

Motor

diesel

Gerador

Síncrono

vgs

fg

GMG

Tmec

Teleωm

Tmec

Teleωm

Motor

dieselGerador

Síncrono

Tmec

Teleωm

vgs

igs

Motor

dieselGerador

Síncrono

Tmec

Teleωm

Motor

dieselGerador

Síncrono

Tmec

Teleωm

Motor

diesel

Gerador

Síncrono

Tmec

Teleωm

Motor

diesel

Gerador

Síncrono

Tmec

Teleωm

_

MRI

PI

+

0,5

0,5

Figura 2: Diagrama de blocos dos controladores das correntes id e iq.

em malha fechada GMF igual a:

GMF (s) =idi∗d

=1

1 + τis, (7)

onde i∗d e o valor de referencia da corrente de eixodireto e τi = (L/kp) e a constante de tempo dosistema de malha fechada.

O parametro τi deve ser pequeno suficientepara garantir uma resposta rapida da planta, egrande suficiente para garantir uma boa caracte-rıstica de filtragem do sinal de corrente (Almeidaet al., 2012). Yazdani and Iravani (2010) suge-rem para escolha do parametro τi um valor entre0,5ms e 5ms, ou seja, menor que (1/4) do ciclo dacomponente fundamental da rede.

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 0.1

0

1

2

3

4

5

6

7

Tempo(s)

Ân

gulo

(rad

)

ω1t+φ1

ρ

VSC

L SEPvpacvvsc

C(s)

+

_

+ _

Qvsc

Pvsc

Pref

Qref*

* vq,ref

vd,ref*

*

A(t)

φ(t)C(s)

A(t)φ(t)

ev(t)

vPAC

v(t)

vαβ,ref*

SVM

T1,2,3,4,5,6

Qvsc

Pvsc

+ _id*

id

eidud

+ _+

+ _

_

+

_iq*

iq

eiquq

+ _+

+ _

_

ωL

ωL

VCC

2

ωL

ωL

1sL + R

1sL + R

md

mq vq,t

vd,t

3

2

id

iq

vd,PAC

vq,PAC

C (s)

C (s)


VSC

Feed-forward

Feed-forward

Desacoplamento

+ _

id* eid

ud

C (s)1

sL + R

id

Motor

diesel

Gerador

Síncrono

VSCVcc

1:2

YY

Cargas

não-lineares

~p

q

_p

q

~p~p

_p

Motor

diesel

Gerador

Síncrono

Retificador VSCVcc

1:2

YY

SEP

Cargas

não-lineares

~p

q

_p

_p

_p

Motor

diesel

Gerador

Síncrono

Retificador VSCVcc

1:2

YY

SEP

Cargas

não-lineares

VSCVcc

1:2

YY

SEP

Cargas

não-lineares

~p

~p

q

q

_p

~p

_p

+ _

id*

id

eid ud+ _

+

+

_

iq*

iq

eiq uq+ _

+

ωL

ωL

Tdq

32P*

32Q*

vd vq

vd

*

*

vβ

vα

*

*

vd,pac

vq,pac

θ

PI +

PI-MRI

PI +

PI-MRI

SEP

2:1

YY

Retificador

Vcc

VSC

PLL

abc/dq

Motor

diesel

Gerador

Síncrono

vgs

θ

ω

vd,q

vd,pac

vq,pac

Controladores de

corrente

SVM

+ _VCC

* eVCC

id,loss

PI

vCC

+ _

id*

id

eid ud+ _

+

+

_

iq*

iq

eiq uq+ _

+

ωL

ωL

Tdqvq

vd

*

*

vβ

vα

*

*

vd,pac

vq,pac

θ

_d,cargai~

iq,carga

=

= _

_PI +

PI-MRI

PI +

PI-MRI

+ _VCC

* eVCC

id,loss

PI

vCC

+ _

id*

id

eid ud+ _

+

+

_

iq*

iq

eiq uq+ _

+

ωL

ωL

Tdqvq

vd

*

*

vβ

vα

*

*

vd,pac

vq,pac

θ

_d,cargai~

iq,carga

=

= _

_PI +

PI-MRI

PI +

PI-MRI

SEP

2:1

YY

Retificador

Vcc

VSC

PLL

abc/dq

Motor

diesel

Gerador

Síncrono

vgs

θ

ω

vd,q

vd,PAC

vq,PAC

Controladores de

corrente

SVM

Cargas

não-lineares

ii

abc/dq2

i

d,cargai

q,carga

FPB

+_

d,cargai~

d,cargai_

iGMG

iGMG

Cargas

não-lineares

+_

+_

SEP

2:1

YY

Retificador

Vcc

VSC

PLL

abc/dq

Motor

diesel

Gerador

Síncrono

vgs

θ

ω

vd,q

vd,PAC

vq,PAC

Controladores de

corrente

SVM

Cargas

não-lineares

ii

abc/dq2

i

d,cargai

q,carga

FPB

+_

d,cargai~

d,cargai_

v βvα**

v βvα**

v βvα**

vPAC

PACv

i

PAC

PAC

v

+

+

+

d,PAC

q,PAC

d,PAC

q,PAC

iPAC

iPAC

igs

igs

igs

i ca

rga,1

i ca

rga,1

ica

rga

,2

Ed

Eq

,i ik

s

,p ik

6je 6je

Edq

6je 6je

12je 12je

12je 12je

udq

ud

uq

6 ,i ik

s

6 ,i ik

s

12 ,i ik

s

12 ,i ik

s

12je 12je

12je 12je

12 ,i ik

s

12 ,i ik

s

n n n

n n n

id

iq

id

Figura 3: Diagrama de blocos simplificado do con-trolador da corrente de eixo direto do VSC.

De (6) e (7) tem-se que os ganhos do contro-lador Ci(s) podem ser calculados por:

kp =

(L

τi

)e, ki =

(R

τi

). (8)

4.1 Controlador PI-MRI

O conversor de interface da Figura 1 pode ser con-trolado nao so para injetar potencia ativa na redesecundaria mas tambem para operar como filtroativo de potencia (FAP), compensando as corren-tes harmonicas e a potencia reativa nos terminaisdas cargas conectadas ao barramento secundariode distribuicao. Contudo, o controlador PI-SRF,projetado na secao anterior, tem seu desempenhoafetado quando os sinais de referencia das cor-rentes i∗d e i∗q possuem componentes harmonicas(Teodorescu et al., 2011).

Ghetti et al. (2010) apresentaram um estudocomparando o desempenho de diferentes topolo-gias de controladores de corrente aplicados no con-trole de um FAP paralelo. Dos resultados apre-sentados em Ghetti et al. (2010) e devido a fa-cilidade de implementacao de multiplos controla-dores em um DSP optou-se, neste trabalho, emutilizar o controlador PI com multiplos integra-dores (PI-MRI) conforme mostrado na Figura 4.O PI-MRI consegue regular as correntes harmo-nicas de interesse ja que o sinal de erro de eixodireto e quadratura, entre correntes de referenciae real, alimenta diferentes controladores integral,cada um sincronizado com a frequencia da com-ponente harmonica a ser compensada.

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 0.1

0

1

2

3

4

5

6

7

Tempo(s)

Ân

gulo

(rad

)

ω1t+φ1

ρ

VSC

L SEPvpacvvsc

C(s)

+

_

+ _

Qvsc

Pvsc

Pref

Qref*

* vq,ref

vd,ref*

*

A(t)

φ(t)C(s)

A(t)φ(t)

ev(t)

vPAC

v(t)

vαβ,ref*

SVM

T1,2,3,4,5,6

Qvsc

Pvsc

+ _id*

id

eidud

+ _+

++

_

+

_iq*

iq

eiquq

++

++ _

_

ωL

ωL

VCC

2

ωL

ωL

1sL + R

1sL + R

md

mq vq,t

vd,t

3

2

id

iq

vd,PAC

vq,PAC

C (s)

C (s)


VSC

Feed-forward

Feed-forward

Desacoplamento

+ _

id* eid

ud

C (s)1

sL + R

id

Motor

diesel

Gerador

Síncrono

Cargas

não-lineares

~p

q

_p

_p

Retificador VSCVcc

1:2

YY

SEP

Cargas

não-lineares

~p

q

_p _

p

_p

VSCVcc

2:1

Y Y

SEP

Cargas

não-lineares

~p

~p

q

q

_p

~p

_p

+ _

id*

id

eid ud+ _

+

+

_

iq*

iq

eiq uq+ _

+

ωL

ωL

Tdq

32p*

32q*

vd vq

vd

*

*

vβ

vα

*

*

vd,pac

vq,pac

θ

PI-MRI

PI-MRI

SEP

2:1

YY

Retificador

Vcc

VSC

PLL

abc/dq

vgs

θ

ω

vd,q

vd,pac

vq,pac

Controladores de

corrente

SVM

+ _VCC

* eVCC

id,loss

PI

vCC

+ _

id*

id

eid ud+ _

+

+

_

iq*

iq

eiq uq+ _

+

ωL

ωL

Tdqvq

vd

*

*

vβ

vα

*

*

vd,pac

vq,pac

θ

_d,cargai~

iq,carga

=

= _

_

PI-MRI

PI-MRI

+ _VCC

* eVCC

id,loss

PI

vCC

+ _

id*

id

eid ud+ _

+

+

_

iq*

iq

eiq uq+ _

+

ωL

ωL

Tdqvq

vd

*

*

vβ

vα

*

*

vd,pac

vq,pac

θ

_d,cargai~

iq,carga

=

= _

_

PI-MRI

PI-MRI

SEP

2:1

YY

Retificador

Vcc

VSC

PLL

abc/dq

vgs

θ

ω

vd,q

vd,PAC

vq,PAC

Controladores de

corrente

SVM

Cargas

não-lineares

ii

abc/dq

i

d,cargai

q,carga

FPB

+_

d,cargai~

d,cargai_

iGMG

iGMG

Cargas

não-lineares

++

+

SEP

2:1

YY

Retificador

Vcc

VSC

PLL

abc/dq

θ

ω

vd,q

vd,PAC

vq,PAC

Controladores de

corrente

SVM

ii

abc/dq2

i

d,cargai

q,carga

FPB

+_

d,cargai~

d,cargai_

v βvα**

v βvα**

v βvα**

vPAC

PACv

i

PAC

PAC

v

+

++

d,PAC

q,PAC

d,PAC

q,PAC

iPAC iPAC

igs

igs

i carg

a,1

ica

rga,2

,i ik

s

,p ik

6je 6je

εdq

6je 6je

12je 12je

12je 12je

udq

6 ,i ik

s

6 ,i ik

s

12 ,i ik

s

12 ,i ik

s

12je 12je

12je 12je

12 ,i ik

s

12 ,i ik

s

n n n

n n n

id

iq

id

SEP

VSCGMG

SEP

VSC

GMG

VSC

Retificador VSCVcc

1:2

YY

SEP

Cargas

não-lineares

Motor

diesel

Gerador

Síncrono

RetificadorVSCVcc

2:1

Y Y

SEP

Cargas

não-lineares

~p

q

_p

_p

SEP

VSC

GMG

_p

VSCVcc

2:1

Y Y

~p

q

~p

SEP

Cargas

não-lineares

Cargas

não-lineares

i carga

icarga

icarga

+ _

Vcc* e u

C (s)1

CsV

V

V Vcc

RetificadorVSCVcc

2:1

Y Y

SEP

Cargas

lineares e

não-lineares

Intertravamento

Motor

diesel

Gerador

Síncrono

vgs

fg

GMG

Tmec

Teleωm

Tmec

Teleωm

Motor

dieselGerador

Síncrono

Tmec

Teleωm

vgs

igs

Motor

dieselGerador

Síncrono

Tmec

Teleωm

Motor

dieselGerador

Síncrono

Tmec

Teleωm

Motor

diesel

Gerador

Síncrono

Tmec

Teleωm

Motor

diesel

Gerador

Síncrono

Tmec

Teleωm

_

MRI

PI

+

0,5

0,5

,i ik

s

,p ik

6je 6je

εdq

6je 6je

12je 12je

12je 12je

udq

6 ,i ik

s

6 ,i ik

s

12 ,i ik

s

12 ,i ik

s

MRI

PI

Figura 4: Diagrama de blocos do controlador PI-MRI.

Apesar do maior esforco computacional o PI–MRI tem a vantagem de apresentar uma estru-tura modular que permite acrescentar ou reti-rar os compensadores de acordo com o numerode parcelas harmonicas que deseja compensar(Valle, 2013). Um outro problema desse tipo


991

de compensador e a necessidade da compensa-cao dos atrasos introduzidos pelo procedimentode amostragem para os harmonicos de maior or-dem (Ghetti et al., 2010). Outra caracterısticaimportante dos multiplos integradores e a nao in-tervencao no efeito dinamico do controlador PIda componente fundamental, pois os integradoresadicionais somente atuarao nas componentes defrequencia proxima a frequencia selecionada paracompensacao (Teodorescu et al., 2011).

Portanto, para a determinacao do ganho inte-gral dos multiplos integradores, Teodorescu et al.(2011) sugerem a escolha de um elevado valor deganho de forma a minimizar o erro em regime per-manente e que nao torne o sistema instavel. Paraeste projeto sera utilizado o PI-MRI com multi-plos estagios ate o 13o harmonico, onde os ga-nhos dos multiplos integradores, excetuando o dafrequencia fundamental, foram ajustados de formaheurıstica observando o comportamento dinamicodas correntes.

5 Resultados experimentais

Na Figura 5 (a) e exibida uma fotografia do GMGmodelo TD7000CX3ED fabricado pela Toyamaenquanto na Figura 5 (b) e mostrada a curva deconjugado vs. velocidade. Na Tabela 1 sao forne-cidos os dados de placa do GMG para a velocidadenominal de operacao. Este GMG nao permiteajuste de velocidade. Na Figura 6 sao mostradasas tensoes geradas pelo GMG operando a vazio.O ripple observado nas formas de onda das ten-soes e devido ao fato do GMG nao possuir volantede inercia nem enrolamentos amortecedores parafiltrar os torques pulsantes produzidos no motordiesel de quatro tempos. Nessa figura pode-se ve-rificar a frequencia de operacao a vazio do geradorsıncrono igual a 61,95 Hz.

Tabela 1: Parametros do GMG trifasico.

Descricao Valor

Potencia do motor diesel 10 hpPotencia eletrica nominal 5,5 kWTensao eficaz de linha (VL) 110 VFrequencia fundamental (f1) 60 HzFator de potencia nominal 0,8 (atrasado)

Na Figura 7 e mostrada uma fotografia da uni-dade de processamento de energia formada porum retificador a diodos conectado em serie comum conversor fonte de tensao. As caracterısticasprincipais do conversor de interface sao dadas naTabela 2.

De (8), assumindo uma constante de tempoτi = 0,5 ms e os parametros dados na Tabela 2,tem-se os seguintes ganhos para os controladoresde corrente,

(a)

1500 2000 2500 3000 3500 400015

20

25

30

Rotação (rpm)

Co

nju

ga

do

(N

m) 36

00

[rp

m]

(b)

Figura 5: Grupo motor gerador diesel: (a) Foto-grafia do GMG modelo TD7000CX3ED fabricadopela Toyama; (b) Curva conjugado vs. velocidadede rotacao do motor diesel.

Figura 6: Tensoes trifasicas nos terminais GMG avazio.

Tabela 2: Parametros do prototipo experimental.

Descricao Valor

Frequencia de comutacao (fs) 20 kHzFrequencia de amostragem (fa) 20 kHzIndutancia do filtro de saıda (L) 1,2 mHResistencia de saıda (Req) 0,33 ΩCapacitancia do barramento CC 4700 µFRelacao de espiras do transformador (1 : 2)

kp = 2,4 V A−1

ki = 667 V A−1s−1(9)


992

Figura 7: Fotografia da PPU: (1) DSP; (2) circui-tos de condicionamento; (3) buffer ; (4) drives dedisparo; (5) conversor; (6) sensores de tensao; (7)sensores de corrente.

O controlador PI-MRI foi projetado paracompensar ate o 13 harmonico, sendo seus ga-nhos escolhidos grande o suficiente para minimi-zar o erro da respectiva componente harmonicaem regime permanente (Teodorescu et al., 2011).

Nas subsecoes seguintes serao analisados osresultados experimentais de tres modos de ope-racao diferentes da estrutura versatil de conexaodo GMG, ilustrada na Figura 1. Os resultados desimulacao para estes modos de operacao podemser encontrados em Fogli (2014).

5.1 Caso 1 - GMG injetando potencia ativa narede CA atraves do VSC de interface

No primeiro caso de estudo, a fonte principal deenergia esta conectada em paralelo ao conjuntoGMG e PPU, para o suprimento de energia aobarramento de cargas. Desta forma, o conversorde interface ira injetar potencia ativa gerada peloGMG, na rede CA.

Na Figura 8 (a) sao apresentada as formas deonda da tensao e da corrente da fase “a” no PAC,no momento em que os sinais de referencia das po-tencias ativa e reativa instantaneas sao definidassendo p∗ = 1350 W e q∗ = 0 var. Neste caso,a corrente injetada na rede CA pelo conversor deinterface tem uma amplitude de 10 A de pico e umfator de potencia unitario. Ja na Figura 8 (b) eexibida o espectro de frequencia da forma de ondada corrente. Observa-se que a corrente injetada narede eletrica esta dentro dos limites recomentadospela IEEE Std 519-1992, conforme indicado na fi-gura.

5.2 Caso 2 - SEP alimentando as cargas com oVSC funcionando como FAP

Neste segundo caso de aplicacao, o conjunto GMGe PPU se encontra em paralelo com a fonte prin-cipal de energia. Contudo, neste modo de funci-onamento o VSC e responsavel por compensar apotencia reativa e as correntes harmonicas drena-das por uma carga nao linear de aproximadamente

(a)

5 10 15 20 25 30 35 40 45 500

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

5

Am

plitu

de(%

da

com

pone

nte

fund

amen

tal)

Ordem do harmônico

0

0.048

0.096

0.144

0.192

0.24

0.288

0.336

0.384

0.432

0.48

Am

plitu

de (

A)

Limites recomendadospela IEEE Std 519−1992

(b)

Figura 8: Caso 1: (a) Formas de onda da tensao(Canal 4) e corrente (Canal 1) no PAC da fase“a” para o VSC de interface injetando potenciaativa na rede CA; (b) Espectro de frequencia dacorrente da fase “a” injetada na rede CA (THD =3,3%).

700 W , composta por um retificador trifasico comcarga RL.

A Figura 9 (a) exibe as formas de onda datensao e corrente da fase “a” nos terminais dacarga, na Figura 9 (b) sao apresentadas as for-mas de onda de tensao e corrente nos terminaisdo SEP para o conversor de interface funcionandocomo FAP, enquanto que na Figura 9 (c) exibi-se o espectro harmonico da corrente da fase “a”fornecida pela rede CA. Tambem neste caso, ascorrentes consumidas do SEP se mantem em con-formidade com a IEEE Std 519-1992.

5.3 Caso 3 - GMG alimentando as cargas CAcom o VSC funcionando como FAP

Assim como no Caso 2, neste modo de funcio-namento o VSC opera como FAP, no entanto,desta vez a rede secundaria basica ira operar iso-lada do SEP, formando uma microrrede. Somentepara este caso o intertravamento ira desconectar afonte de energia principal, e conectar diretamenteo GMG ao barramento de cargas. Desta forma,o GMG sera responsavel por alimentar todas ascargas eletricas da rede secundaria. Para este casoutilizou-se a mesma carga nao linear apresentadano Caso 2.


993

(a)

(b)

5 10 15 20 25 30 35 40 45 500

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

5

Am

plitu

de(%

da

com

pone

nte

fund

amen

tal)

Ordem do harmônico

0

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

0.07

0.08

0.09

0.1

Am

plitu

de (A

)

Limites recomendadospela IEEE Std 519−1992

(c)

Figura 9: Caso 2 - Forma de onda da tensao (Ca-nal 4) no PAC e corrente (Canal 1) da fase“a”: (a)nos terminais da carga (THD = 13,69%); (b) nosterminais da fonte (THD = 4,81%); (c) Espectrode frequencia da corrente fornecida pela rede CA.

E importante destacar que, devido a grandevariacao da frequencia da tensao do GMG notou-se uma reducao do desempenho do circuito de sin-cronismo, que por sua vez, comprometeu o funci-onamento do controlador PI-MRI.

O funcionamento inadequado do PI-MRIpode ser explicado pela incapacidade do circuitoPLL em rastrear satisfatoriamente o angulo defase da tensao gerada pelo GMG. Desta forma, oerro entre o angulo de fase da tensao e o seu valorestimado, pelo PLL, e multiplicado de acordo coma ordem do harmonico que se deseja compensar,aumentando a propagacao do erro para harmo-nicas de ordem mais elevadas. Afim de contornar

esta propagacao do erro, optou-se por utilizar ape-nas o controlador PI-SRF para o Caso 3. Destaforma, as correntes harmonicas nao sao totalmentecompensadas, porem, ainda sim, e possıvel operaro VSC como um FAP.

Nas Figuras 10 (a) e (b) sao mostradas as for-mas de onda da tensao e corrente da fase “a” doGMG antes e depois da compensacao da potenciareativa e correntes harmonicas, respectivamente.O espectro de frequencia da corrente da fase “a”fornecida pelo GMG apos a compensacao e exibidona Figura 10 (c). Comparando as Figuras 10 (a)e (b) e possıvel perceber a atuacao do procedi-mento de compensacao da potencia reativa e dascorrentes harmonicas, atraves da reducao da dis-torcao do sinal de corrente e a reducao da defasa-gem entre tensao e corrente.

6 Conclusoes

O principal objetivo deste trabalho foi o desen-volvimento de uma estrutura versatil para a co-nexao de um GMG a rede eletrica de distribui-cao. A interface foi feita atraves de um VSC comcapacidade de controlar e sincronizar a fonte al-ternativa de energia. Posteriormente, foi imple-mentado um prototipo em laboratorio para vali-dar os modelos e as estrategias de controle uti-lizadas. Apresentou-se as etapas do projeto doscontroladores que permitiram operar o GMG in-terligado com a rede secundaria de distribuicao.Toda a estrategia de controle foi implementadadigitalmente em um DSP da Texas Instruments.

Foram abordados tres modos de operacao. Noprimeiro modo de operacao o VSC faz a interfaceentre o GMG e o SEP injetando potencia ativacom baixo conteudo harmonico e em conformidadecom os valores recomentados pela IEEE Std 519-1992. Para o segundo modo de operacao o VSCagrega a funcao do filtro ativo de potencia. Asmalhas de controle composta pelos compensadoresPI-MRI, tambem foram capazes de reduzir a taxade distorcao harmonica da corrente fornecida pelafonte principal de energia, compensando a poten-cia reativa e as correntes harmonicas satisfatoria-mente. Observou-se tambem que a variacao dosvalores dos ganhos integrais dos multiplos com-pensadores, apenas afetou na resposta dinamicapara compensacao de suas respectivas componen-tes harmonicas, e que a resposta dinamica do con-trolador PI da componente fundamental nao so-freu significativa alteracao.

No ultimo modo de operacao, onde a fonteprincipal de energia esta desconectada, o GMGfornece diretamente a energia necessaria ao barra-mento de cargas. O circuito de sincronismo apre-sentou dificuldades em estimar o angulo da tensaoda rede CA, devido a intensa variacao de frequen-cia da tensao fornecida pelo GMG. Este erro naestimacao do angulo de referencia, inviabilizou o


994

(a)

(b)

5 10 15 20 25 30 35 40 45 500

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

5

Am

plit

ud

e(%

da

co

mp

on

en

te f

un

da

me

nta

l)

Ordem do harmônico

0

0.0107

0.0213

0.0319

0.0426

0.0532

0.0639

0.0746

0.0852

0.0958

0.1065

Am

plit

ud

e (

A)

(c)

Figura 10: Caso 3 - Forma de onda da tensao(Canal 4) e corrente (Canal 1) da fase “a” nos ter-minais do GMG: (a) antes da compensacao (THD= 13,69%); (b) depois da compensacao (THD =8,02%); (c) Espectro de frequencia da corrente for-necida pela rede CA.

funcionamento das malhas de controle compostaspelos compensadores PI-MRI. Portanto, foi utili-zado apenas o compensador PI-SRF no algoritmode controle. Mesmo apresentando um funciona-mento inferior ao PI-MRI, o PI-SRF tambem per-mitiu o funcionamento do VSC como FAP. Emtrabalhos futuros pretende-se investigar a aplica-cao do controlador ressonante no intuito de miti-gar os efeitos de variacao de frequencia da tensaodo GMG, observados no caso 3.

7 Agradecimentos

Os autores gostariam de agradecer a CAPES, oCNPq e a FAPEMIG pelo apoio financeiro e bol-sas para o desenvolvimento desta pesquisa.

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Documents

Integração de Um Grupo Gerador Diesel a Uma Rede Secundáriaa de Eletricidade Através de Um Conversor Eletrônico de Potência de Dois Estágios