Estratégias para a otimização das condições de operação de redes HVDC multi-terminal

FACULDADE DE ENGENHARIA DA UNIVERSIDADE DO PORTO Estratégias para a otimização das condições de operação de redes HVDC Multi-Terminal Nuno Miguel Lobo Guimarães Mestrado Integrado em Engenharia Electrotécnica e de Computadores Orientador: Professor Doutor Carlos Moreira 22 de Julho de 2014 c Nuno Guimarães, 2014 Fa c u l da de de E nge nh a r i a d a U m v er s i da d e do P o r t o 0 a u t o r d e ci<> r.> quo a p( C,, :t l t e dis SE' rl:<o(, a O ( O U r eb tf , r i n ri l' proj e r o) e d a SU a e xc l us wa a ut o n a e f o i es c r i t a s e rn q ualqucr a poto c xt c mo n a e € Xp licit a me n tc a u tonz ado. 05 r c s u t t a do s , 1d e 1~s . p a r a g ; a t os , ou o un o s e x l . l <1lo > tom a dcs d e ou i n s p l r ed o s e m t r a b a l ho s de ou uo s a u r nr s s . e d e r n ais rc fc r en c i a s b i b l to gr af i c as usa d a s , S 3 ( > corr eta m e n t e c ita d o s . ') 1.ti •. q · · · ~ ~ . ( ' !:t 1 .u(! . 1 l ' I t. : \, ..,.# I A u to r - x u no ~ A i gu e l L b b 1 } \i u lm a r lles ~ ., . ) f l 1· 1 .. · · - / /, , ,,_. / /! r i 1 · 1 i. L 1 · · ' ' ~ -· ·1J t .. l1. ... ' jt c V . .; - , L. ..:.z :~ ~~ .k" ,.,v 1 ,:li. ~, . 1 ; ,_, : M 'j,l /VV 'v rofosso r O out o r C a rlos Coe l ho Le al Monte i r o Mo r e i ra P r o fe ss o r /ut x ii i ar d o D epa rtarn en t c d e E~ e nh uri ~ . E l c t ro t <'.- c nic a e de Co n ip 1 t t ,:i. du r e s d a F a c u ld a de d •! E 11 g~ 1 1 h a rl o. da U n i • 1 e r si da d e d o P ort o Pr of ess o r u ou r or A n dr e Ci u i mar a es Maciu r e i r a Prof e ss o r As si s te n te da t J nivP. fs i da dc L u sO f o n a Pr es i d cn t c P rofess o r D ou to r C a r lo> i~ ari ue l de Arauj o S;j P r o t e ~ s o r Aux i lia r do D ~ pa r ta me n t o d e E11 g c: nh ari3 El e t rc t e cn i ca o cc C o m o uts do re s d ;; l'A n1 M . l d l\ t i c > E ngmh~ ri a da U n i v e r ~id a d t ' do P'3 j '\. 0 + • - ~ --- jl '· I I \ l ,• (,, , J . 0 • 'l.f. :, ~ ,- , A· \.o •f ,·. l .... »» .,,;/· .;- · '-' •.i.J < • t \,t, •• _ .., ,, I '"', • ' < ••• o jUr i fo i ap ro v a da em p ro v es re a l t z ada s e m · t? · 0 ? - 20 ' 1 4 " e s t r ateg fo:;; p a ra a Oti m iz a~ a o da s Co n d ir;o.;os de O pm a r. ao de R P. d !! s .l-I V OC Mu lti -T e rm i nal" A D t ss er ta cao i n ti t u l ada c. Resumo Com a necessidade de apostar em energia renovável de forma a garantir a sustentabilidade energética no futuro, surge a necessidade de procurar novos sítios para a construção de parques eólicos de produção de energia. Vários planos relativos ao desenvolvimento de redes elétricas, em resultado da necessidade de criar condições para a integração de parques eólicos offshore, têm vindo a ser estudados a nível Europeu. Condicionalismos tecnológicos justificam a utilização de corrente contínua para a transmissão em alta tensão (HVDC) e conversores fonte de tensão (VSC) em oposição à utilização de soluções convencionais baseadas em corrente alternada (HVAC). Aspetos relacionados com fiabilidade e flexibilidade de controlo de tensão têm fomentado o desenvolvimento de redes de corrente contínua Multi-Terminal (MTDC). A sua operação tem vindo a ser explorada com base em técnicas que exploram o conceito de controlo distribuído de tensão. Esse tipo de estratégia envolve uma metodologia de controlo em que o conversor associado a uma rede AC continental é controlado através de um estatismo que relaciona a tensão em cada barramento DC com a corrente ou potência que é injetada nesse mesmo barramento. Importa portanto desenvolver metodologias que permitam a otimização das condições de operação destas redes através da minimização do valor das perdas. i ii Abstract With the need to invest in renewable energy to ensure energy sustainability in the future, the need arises to seek new places for the construction of wind farms to generate energy. Several plans for the development of electrical networks, as a result of the need to create conditions for the integration of offshore wind farms have been studied at European level. Technological constraints justify the use of direct current for the high voltage transmission (HVDC) and voltage source converters (VSC) as opposed to using conventional solutions based on alternating current (HVAC). Aspects related to reliability and flexibility of voltage control have encouraged the development of Multi-Terminal DC networks (MTDC). Its operation has been explored based on techniques that exploit the concept of distributed control voltage. This type of strategy involves a method of control in which the AC converter associated with a continental network is controlled by a voltage droop that relates voltage in each DC bus with the current or power that is injected on the same bus. It is therefore important to develop methodologies that allows the optimization of the operating conditions of these networks by minimizing the loss. iii iv Agradecimentos Em primeiro lugar gostaria de agradecer ao Professor Doutor Carlos Moreira, por todo o apoio e dedicação prestados no desenvolvimento desta dissertação. Estando presente em todos os momentos, manifestou uma enorme disponibilidade em ajudar e ao mesmo tempo manteve um espírito exigente e construtivo. Às minhas origens. À minha família. Àqueles que me criaram, educaram e estarão sempre presentes. Aos meus avós. Aos meus pais. À minha Madrinha. Ao meu irmão. A estes seis anos de faculdade dos quais vou sentir muitas saudades. A todos os meus amigos que me acompanharam até esta etapa final. A todos os momentos passados. À Catarina pela ajuda. Aos Ervilhinhas. Esta dissertação é dedicada à minha avó, Teresa Rosa de Oliveira Lobo. Nuno Guimarães v xii LISTA DE FIGURAS 3.1 Topologias de rede de transporte [22]. ....................... 28 3.2 Modelo em πde uma linha de transmissão, configuração monopolar[23]. . . . . 28 3.3 Controlo Droop da tensão em função da potência na estação conversora, para duas estações com diferentes potências nominais. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31 3.4 Esquema da rede de transmissão DC utilizada neste trabalho. . . . . . . . . . . . 32 3.5 Resultados dos dois testes realizados para a estratégia de controlo Droop da tensão. 38 4.1 Ilustração da reprodução de uma partícula no EPSO. Uma partícula ilocalizada em X, numa iteração (k), origina um descendente na iteração (k+1), sob a influência dos três termos de inércia, memória e cooperação. Relativamente a este último termo, a atracão efetua-se para uma vizinhança definida por uma distribuição Gaussiana do ótimo corrente bG. [25]...................... 43 4.2 Evolução da função Fitness de minimização das perdas do sistema ao longo de 350iterações..................................... 45 4.3 Evolução do valor da particula referente à tensão no barramento 3 e das tensões nos restantes barramentos do sistema de transmissão (1,2e4).......... 46 5.1 Esquema da segunda rede de transmissão DC utilizada neste trabalho, adaptada de [22].......................................... 50 5.2 Produção eólica nos 3 parques eólicos offshore, durante um dia. . . . . . . . . . 50 5.3 Produção de energia eólica offshore em cada rede e potência especificada no barramento4....................................... 51 5.4 Valor ótimo da tensão de referência durante o período de 24h simulado. . . . . . 52 5.5 Nível de tensão ótimo nos 4 barramentos da rede durante o período de 24h simulado. 52 5.6 Potência no barramento de referência durante o período de 24h simulado. . . . . 53 5.7 Valor ótimo da tensão de referência durante o período de 24h com potência especificadaem4variável. ............................... 54 5.8 Nível de tensão nos 4 barramentos da rede durante o período de 24h com potência especificadaem4variável.............................. 54 5.9 Potência no barramento de referência durante o período de 24h com potência especificadaem4variável. .............................. 55 5.10 Valor ótimo da tensão de referência na rede 2 durante o período de 24hpara as duas simulações efetuadas, com a potência no barramento 4 variável. . . . . . . . 56 5.11 Níveis de tensão nos barramentos 1,2,4 e 5 da rede 2 durante o período de 24h para as duas simulações efetuadas, com a potência no barramento 4 variável. . . . 57 5.12 Níveis de tensão nos barramentos da rede 2, para a melhor simulação, durante o período de 24h, com a potência no barramento 4 variável. . . . . . . . . . . . . . 57 5.13 Potência no barramento 3 da rede 2 durante o período de 24hpara as duas simulações efetuadas, com a potência no barramento 4 variável. . . . . . . . . . . . . . 58 5.14 Comparação entre os valores ótimos das redes 1 e 2 durante o período de 24he para a estratégia de controlo por Barramento de Compensação, com a potência no barramento4variável. ............................... 58 5.15 Resultados obtidos para os níveis de tensão nos barramentos 3 e 4 controlados por droop durante o período de 24h, para a rede 1.................... 60 5.16 Níveis de tensão nos barramentos da rede 1, para a estratégia de controlo droop de tensão nos barramentos onshore durante o período de 24h, com a potência no barramento4variável. ............................... 60 5.17 Resultados obtidos para os níveis de tensão nos barramentos 3 e 4 controlados por droop durante o período de 24h, para a rede 2.................... 62 LISTA DE FIGURAS xiii 5.18 Níveis de tensão nos barramentos 1,2 e 5 da rede 2, para a estratégia de controlo droop de tensão nos barramentos onshore durante o período de 24h, com a potêncianobarramento4variável............................. 63 5.19 Comparação entre os valores ótimos das redes 1 e 2 durante o período de 24he para a estratégia de controlo droop de tensão, com a potência no barramento 4 variável........................................ 63 5.20 Comparação das perdas nas duas estratégias de controlo para cada uma das redes deteste. ....................................... 64 5.21 Comparação os níveis médios de tensão nas duas estratégias de controlo para cada umadasredesdeteste. ............................... 65 xiv LISTA DE FIGURAS Lista de Tabelas 3.1 Variáveis de entrada (VE) e de saída (VS) do problema de trânsito de potências. . 33 3.2 Tensões nodais para a simulação de controlo por barramento de referência. . . . . 37 3.3 Trânsito de potências na simulação de controlo por barramento de referência. . . 37 3.4 Tensões nos barramentos em controlo droop detensão. .............. 37 3.5 Trânsito de potências em controlo droop detensão. ................ 38 5.1 Valor mínimo das perdas, na estratégia de controlo por barramento de compensação com o valor da potência especificada no ponto 4 constante ao longo das 24h, para a rede 1. .................................... 51 5.2 Valor mínimo das perdas, na estratégia de controlo por barramento de compensação com o valor da potência especificada no ponto 4 variável ao longo das 24h, para a rede 1. .................................... 53 5.3 Valor mínimo das perdas para a primeira simulação, na estratégia de controlo por barramento de compensação com o valor da potência especificada no ponto 4 variável ao longo das 24h, para a rede 2. ....................... 55 5.4 Valor mínimo das perdas para a segunda simulação, na estratégia de controlo por barramento de compensação com o valor da potência especificada no ponto 4 variável ao longo das 24h, para a rede 2. ....................... 56 5.5 Valor mínimo das perdas na estratégia de controlo droop de tensão nos barramentos 3 e 4, com o valor da potência especificada no ponto 4 variável ao longo das 24h, para a rede 1................................... 59 5.6 Valor mínimo das perdas na estratégia de controlo droop de tensão nos barramentos 3 e 4, com o valor da potência especificada no ponto 4 variável ao longo das 24h, para a rede 2................................... 61 A.1 Bases do sistema em p.u das redes MTDC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 73 A.2 Parâmetros das estações conversoras. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 73 A.3 Características físicas dos cabos. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 73 A.4 Carateristicas das linhas para a rede 1........................ 74 A.5 Carateristicas das linhas para a rede 2........................ 74 xv xvi LISTA DE TABELAS Abreviaturas e Símbolos DC Direct Current, Corrente Contínua AC Alternating Current, Corrente Alternada HVAC High-Voltage Alternating Current Transmission, Transmissão em Corrente Alternada HVDC High-Voltage Direct Current Transmission, Transmissão em Corrente Contínua HVDC-LCC High-Voltage DC using Line Commutated Conversion, Transmissão em Corrente Contínua com Conversores de Comutação Natural de Linha HVDC-VSC High-Voltage DC using Voltage Source Converters, Transmissão em Corrente Alternada com Conversores de Comutação Forçada MTDC Multi-Terminal Direct Current, Redes de Transmissão Multi-Terminal em Corrente Contínua IGBT Insulated Gate Bipolar Transistors, Transístor Bipolar de Porta Isolada PWM Pulse-Width Modulation, Modulação por Largura de Impulso STATCOM Static Synchronous Compensator , Compensador Síncrono Estático XLPE Polietileno Reticulado xvii Capítulo 1 Introdução 1.1 Enquadramento Geral A energia é hoje um bem praticamente indispensável para a sociedade. A sua importância a nível industrial e socioeconómico é tal que é impossível planear um dia sem recorrer a este recurso. É importante que a produção de energia elétrica seja suficiente para garantir o quotidiano tanto das pessoas como das atividades económicas e para além disso é importante que a sua transmissão garanta certos padrões de qualidade e segurança. Deste modo a produção de energia elétrica recorrendo a combustíveis fósseis torna-se cada vez mais insustentável. Do ponto de vista ambiental estes combustíveis são poluentes, contribuem para o efeito de estufa e aquecimento global, diminuem a camada de ozono e provocam ainda chuvas ácidas. Estes combustíveis são ainda esgotáveis e não renováveis, portanto existe uma preocupação crescente em procurar alternativas. Existe o objetivo Europeu de até 2020, reduzir em 20% as emissões de gazes poluentes e aumentar em 20% a produção de energia renovável [1]. Sendo assim justifica-se que o interesse em estratégias renováveis tem aumentado no decorrer dos últimos anos. O principal foco tem sido na produção de energia eólica mas existe também a hídrica, a geotérmica, a solar, entre outras. O vento não é um recurso descoberto recentemente. A sua utilização, associada a moinhos, é secular e desempenhou funções no passado como bombagem de água nos Países Baixos ou moagem de cereais no Mediterrâneo. Mais recentemente estas estruturas foram-se extinguindo e o vento ganhou uma nova importância na produção de energia elétrica, associado a turbinas. O investimento na construção de parques eólicos de produção de energia elétrica tem sido grande nos últimos anos. Na Europa em 2010 existia 80GW de capacidade instalada e é expectável que em 2020 essa capacidade atinja os 230GW[2]. O índice de construção tem sido tão elevado que se começaram a procurar novos sítios onde construir parques eólicos, visto que o espaço continental está cada vez mais ocupado. A expansão para plataformas marítimas é uma solução para o problema de ocupação terrestre. Nos oceanos existe mais espaço onde construir parques eólicos em grande escala e ainda é possível usufruir de uma maior intensidade do vento registada nestas zonas. A energia é produzida num 1 2Introdução ponto offshore e é transmitida até à rede AC continental. Esta transmissão é feita entre distâncias maiores do que quando a energia é produzida em pontos terrestres, o que aumenta o custo do investimento e o valor das perdas associadas ao transporte. Inicialmente foram implementadas ligações a curtas distâncias, através de sistemas de transmissão em corrente alternada (HVAC). Esta tecnologia tem como grande desvantagem as perdas e o desequilíbrio entre as tensões nos barramentos, provocadas pelo aumento considerável de potência reativa nos cabos [3]. Esta tecnologia é a mais utilizada na transmissão de energia atualmente mas os avanços na eletrónica de potência tornam a solução de transmissão em corrente contínua (HVDC), na mais interessante. Na tecnologia de transmissão HVDC utilizam-se dois cabos numa ligação bipolar, menos um do que na transmissão em AC. Em termos de perdas, a grande parte encontra-se nos conversores onshore eoffshore que fazem a ligação entre a rede de DC e os pontos de produção e continentais, ambos em AC. Ainda assim a partir de uma certa distância esta tecnologia apresenta um valor de perdas inferior à tecnologia HVAC. Inicialmente surgiram os conversores HVDC-LCC (Line Commutated Converter), baseados em válvulas de tirístores que controlam a tensão da rede quando são associados a um dispositivo STATCOM. É uma solução limitada visto que necessita de energia reativa para as válvulas e gera harmónicos para o circuito. A mais recente tecnologia, HVDC-VSC (Voltage Source Converter), baseada em IGBT’s em série, já possui o controlo de tensão e controla ainda a injeção e consumo de energia reativa graças à modulação por largura de impulso(PWM). Ligações ponto a ponto são as mais simples e têm sido as mais implementadas. A ligação faz-se entre dois pontos AC assíncronos mas esta topologia apresenta muitas limitações do ponto de vista de fiabilidade. A alternativa em fase de estudo mas com enormes perspetivas futuras é a rede Multi-Terminal DC (MTDC). Estas redes permitem um maior aproveitamento de energia e são melhores do ponto de vista de fiabilidade e flexibilidade de operação do sistema. Existem duas estratégias de controlo de redes MTDC, barramento de compensação e controlo droop de tensão. Dado a implementação destas redes num futuro próximo, torna-se decisivo conhecer as suas estratégias de controlo e definir estratégias de otimização que melhorem as condições de operação destas redes, minimizando o valor das perdas. 1.2 Objetivos da Dissertação Com esta dissertação pretende-se primeiramente compreender os princípios de funcionamento de uma rede HVDC e a sua evolução para redes MTDC. De seguida pretende-se identificar os mecanismos de controlo que estas redes possibilitam e perceber o seu funcionamento. Caracterizados e identificados os mecanismos e componentes de uma rede deste género, importa perceber o modelo deste tipo de redes e ainda o modelo do trânsito de potências utilizado. De seguida formulam-se estratégias de otimização e define-se a função objetivo para o problema de minimização das perdas. Este problema vai ser validado em duas redes de teste e os 1.3 Estrutura da Dissertação 3 resultados obtidos vão ajudar a perceber as diferenças entre o valor das perdas e níveis de tensões para as estratégias de controlo das redes MTDC. 1.3 Estrutura da Dissertação Para além deste capítulo introdutório, esta dissertação conta com mais 5 capítulos. Em 2é realizado um histórico sobre a produção de energia eólica em Portugal e no mundo e é feita uma revisão sobre alguns conceitos importantes sobre produção offshore e redes de transmissão HVAC e HVDC. No terceiro capítulo, em 3, a transmissão em corrente contínua é abordada e ainda é modelizado o problema de trânsito de potências para cada uma das estratégias de controlo. No quarto capítulo, em 4, é formulada a função objetivo e explicado o algoritmo de otimização e a sua adaptação a cada uma das estratégias. No quinto capítulo, 5, são apresentadas as duas redes de teste e são expostos os resultados de todas as simulações efetuadas. Em 6são feitas as conclusões e apresentadas propostas de trabalho futuras. 10 Revisão Bibliográfica Figura 2.6: Capacidade Instalada de parques de produção offshore em cada ano (eixo da direira) e o respetivo acumulado (eixo da esquerda) [2] . Na figura 2.7 é possível observar os países que atualmente possuem capacidade instalada na Europa, com a Dinamarca, com 1271 MW instalados (513 turbinas), e o Reino Unido, com 3681 MW (1082 turbinas), a terem a grande maioria da capacidade instalada do continente[7]. Figura 2.7: Total de Capacidade instalada offshore dos países Europeus em 2013[7] . Conforme a figura 2.8, os mares do Norte e Báltico têm sido os locais mais explorados em termos de implementação de energia offshore. A pouca profundidade do mar e a abundância de vento na região, são fatores que favorecem o investimento. 2.2 Produção de Energia Eólica 11 Figura 2.8: Distribuição da capacidade total instalada offshore por mar[7] . No Oceano Atlântico esta tecnologia ainda se encontra em fase de estudo devido, em grande parte, às características geológicas do local. Os fabricantes de turbinas, Gamesa, implementaram um projeto offshore de teste na Grã- Canária que é composto por uma turbina de 5MW de potência nominal. Esta zona foi escolhida devido à abundância e regularidade do vento e também por se encontrar relativamente próxima da fábrica da Gamesa em Espanha, onde a turbina foi construída. Em Portugal também existe um protótipo inovador em estudo com uma turbina de 2MW, que é explicado com mais detalhe na secção 2.2.4 A nível Europeu existem já diversos projetos prontos a implementar ou à espera de confirmação. Na figura 2.9 podemos ver o que está projetado para 2020 e 2030 no norte da Europa e o valor das respetivas capacidades instaladas por país. Figura 2.9: Projetos a implementar até 2030 e evolução da capacidade instalada por país[8] . Todos os países da zona do mar do Norte, e do Báltico vão realizar enormes investimentos de forma a potenciar esta zona em termos energéticos. O Norte da Europa vai então possuir cerca de 42 GW dos 43 GW de todo o continente em 2020, e em 2030 vai ter 115 GW dos 125 GW totais[8]. Estes resultados confirmam esta zona como a mais potenciada do continente. 12 Revisão Bibliográfica 2.2.4 Produção Eólica Offshore em Portugal Em Portugal esta tecnologia ainda está numa fase muito experimental. O solo da costa portuguesa, ao contrário do solo no Norte da Europa, aprofunda muito rapidamente para valores superiores a 50 m. Uma consequência desta elevada profundidade é que as estruturas habituais que se sustêm no solo são de difícil aplicação. A EDP, numa parceria com a Dinamarquesa Vestas, trabalhou na construção de uma alternativa inovadora, construída em Portugal, que se baseia numa plataforma flutuante que sustenta o gerador eólico (Wind Float), figura 2.10 [9]. Figura 2.10: Wind Float, gerador offshore, com capacidade de 2 MW, numa parceria entre a EDP e a Vestas[9] . Esta turbina é de geração offshore, tendo uma capacidade de 2 MW e está situada a 6 km da costa a uma profundidade próxima dos 50 m. Este sistema tem outra vantagem de poder ser construído em terra e rebocado até ao local de instalação. Este projeto encontra-se instalado junto à costa da Póvoa de Varzim, constituindo um investimento perto dos 23 Milhões de Euros e desde a sua instalação em Dezembro de 2011 já produziu mais de 3 GW h de energia. Este projeto ainda se encontra em fase de testes, mas a EDP tem o objetivo de instalar futuramente um parque offshore de 150 MW [9]. 2.2.5 Tecnologia de Produção Eólica Em produção offshore utilizam-se preferencialmente aerogeradores de velocidade variável, de forma a aproveitar ao máximo as variações da intensidade do vento. Atualmente existem três aeroderadores no mercado de produção offshore, sendo dois de velocidade variável e um de velocidade fixa: •Gerador de Indução Duplamente Alimentado (DFIG – Double Fed induction Generator) 2.2 Produção de Energia Eólica 13 •Gerador de Indução com Rotor em Gaiola de Esquilo (SCIG – Squirrel Cage Induction Generator) •Gerador Síncrono de Ímanes Permanentes (PMSG – Permanent Magnet Synchronous Generator). Os aerogeradores DFIG, são amplamente utilizados em exploração eólica representando cerca de 50% do mercado energético [10]. Estes geradores possuem o estator diretamente ligado à rede e o rotor através de um conversor de potência [3], figura 2.11. Figura 2.11: Esquema unifilar de um aerogerador de indução duplamente alimentado, DFIG [3] . O conversor é responsável pelo desacoplamento parcial entre frequência da rede e do gerador, possibilitando o controlo da velocidade de rotação em frações de 30% da velocidade de sincronismo [10]. O aerogerador SCIG é um sistema de conversão eólica a velocidade fixa. Como se pode ver pela figura 2.12, tal como a tecnologia DFIG necessita de caixa de velocidades e ainda de um sistema limitador da corrente de arranque (Soft-Starter) e compensação de energia reativa através de um banco de condensadores. Figura 2.12: Esquema unifilar de um aerogerador de indução com rotor em gaiola de esquilo, SCIG [3] . Em relação aos aerogeradores DFIG, são aparelhos mais robustos, simples e necessitam de menor manutenção por não possuírem escovas que se desgastam com o tempo [10]. Os geradores PMSG são considerados os mais promissores para energia eólica. Esta tecnologia utiliza máquinas síncronas de excitação separada ou de ímanes permanentes, sem necessitar de caixa de velocidades [3]. A figura 2.13 representa o seu esquema unifilar. 14 Revisão Bibliográfica Figura 2.13: Esquema unifilar de um aerogerador síncrono de ímanes permanentes [3] . O gerador é ligado á rede através de um conversor (FSC - Full-Scale Converter) que assegura o desacoplamento total entre as frequências da rede e do gerador, permitindo alargar a gama operação do sistema para velocidades de vento reduzidas [11]. Mesmo sendo mais caros, maiores e mais pesados este tipo de tecnologia leva toda a vantagem em relação aos aerogeradores DFIG e serão os seus substitutos naturais. Num ambiente offshore, com um sistema PSMG, melhoramos em termos de fiabilidade reduzindo o número de operações de manutenção e melhoramos em termos ambientais visto que a caixa de velocidades derrama sempre óleo para o mar. 2.3 Ligação dos Parques Eólicos às Redes Continentais A crescente ocupação terrestre com parques de produção eólica resulta na escassez, cada vez mais evidente, de locais onde instalar novos parques. Os oceanos surgem como uma solução para o problema, aliando o facto da velocidade do vento nestas zonas ser 10% superior à velocidade do vento na costa [3]. Existem duas tecnologias de transmissão, uma em corrente alternada (HVAC) e outra em corrente contínua (HVDC). A tecnologia das turbinas faz com que a energia seja produzida em corrente alternada, portanto numa solução HVDC a energia tem de ser retificada para corrente contínua. Nas secções a seguir encontram-se decritas as duas tecnologias existente e analisadas as diferenças entre elas. 2.3.1 Sistemas de Transmissão em Alta Tensão e Corrente Alternada (HVAC) Até à data a transmissão em corrente alternada é a mais utilizada no transporte de energia produzida em offshore. Esta tecnologia segue os princípios da transmissão de energia em terra, fazendo uma interligação entre o parque eólico offshore e a rede AC Continental. A figura 2.14. representa a configuração básica de um sistema de transporte, que tem como principais componentes: •Subestação Offshore. •Subestação Onshore. 2.3 Ligação dos Parques Eólicos às Redes Continentais 15 •Cabo submarino HVAC XLPE, com três almas condutoras. Figura 2.14: Configuração básica de uma rede de transmissão HVAC ligada a um parque eólico de 600 MW [3] . A subestação offshore possui um transformador responsável por elevar o nível de tensão, adequando-o ao transporte. É importante associar a esta subestação uma unidade responsável pela compensação de energia reativa, produzida nas capacidades shunt dos cabos XLPE em corrente alternada, como por exemplo um SVC (Static Var Compensator). A subestação onshore pode necessitar de um transformador para adequar o nível da tensão de transporte ao nível da rede e para distâncias consideráveis convém também associar uma unidade de compensação de energia reativa. O funcionamento destas duas subestações é muito similar [3]. A transmissão é feita através de cabos submarinos HVAC que são constituídos por três condutores isolados em XLPE (Polietileno Reticulado) e ainda um condutor de fibra ótica. Como se pode ver na figura 2.15 este cabo é ainda protegido por uma armadura de aço e um isolamento em polipropileno [12]. Figura 2.15: Cabo submarino HVAC XLPE [13] . Para distâncias próximas da costa (<50 km) esta tecnologia apresenta um valor de perdas bastante favorável, o problema surge para distâncias consideráveis da costa, onde existem perdas de energia ativa significativas que tornam a solução desinteressante [14]. Na figura 2.16 podemos observar a evolução das perdas com a distância numa transmissão HVAC que utiliza compensação de reativa nas duas subestações. 16 Revisão Bibliográfica Figura 2.16: Perdas em transmissão HVAC para diferentes distâncias e potencia a transmitir [14] . Como é possível comprovar pela figura, escolhendo uma potência a transmitir e aumentando a distância de transmissão o valor das perdas aumenta, assim como se para a mesma distância de transmissão, aumentarmos a potência a transmitir. A produção de energia reativa é o principal fator penalizador desta tecnologia. O aumento da distancia de transmissão provoca um aumento de potência reativa gerada nos cabos, originando desequilíbrios na tensão de ambos os terminais [15]. Este problema leva a que se tenha de equipar a subestação com mecanismos de compensação de energia reativa aumentando o tamanho e o investimento da mesma [14]. Na Dinamarca foi instalado um parque offshore a 21 km da costa (Horns Rev) com uma potência instalada de 160 MW. Este parque não possui compensação do lado offshore devido á curta distância a que se encontra da costa. Foi utilizado um cabo de 170 kV com três almas condutoras em cobre (XPLE), com 630 mm2de diâmetro cada [3]. 2.3.2 Sistemas de Transmissão em Alta Tensão e Corrente Continua (HVDC) De forma a reduzir as perdas de transmissão para distâncias elevadas e melhorar os problemas de controlo dos níveis de tensão existentes em HVAC, surgem as estratégias de transmissão em corrente continua (HVDC). Dentro deste modo de transmissão temos duas tecnologias, baseada em conversores com comutação natural de linha (LCC) e conversores com comutação forçada (VSC), baseados em IGBT (Insulated Gate Bipolar Transistor). A figura 2.17 apresenta o cabo tipicamente utilizado na transmissão em corrente contínua. Trata-se de um cabo em tudo idêntico ao da transmissão em corrente alternada mas apenas com uma alma condutora de cobre com isolamento em XLPE e uma armadura de aço. 2.3 Ligação dos Parques Eólicos às Redes Continentais 17 Figura 2.17: Cabo submarino HVDC XPLE [13] . Em termos de topologia da rede existe a configuração monopolar, na figura 2.18(a), utilizada para ligações a grandes distâncias como por exemplo, ligações marítimas. Quando a capacidade de transmissão excede a de um polo, optamos por uma configuração bipolar como na figura 2.18(b). Uma configuração alternativa em que a energia pode ser transmitida para diferentes pontos assíncronos tem sido estudada. Esta ligação denomina-se de Multi-Terminal e a figura 2.18(c) representa um esquema exemplificativo. (a) Configuração monopolar (b) Configuração bipolar (c) Configuração Multi-Terminal Figura 2.18: Topologias de rede fe transporte [16]. As duas primeiras configurações são as mais utilizadas atualmente. Uma ligação Multi- Terminal permite conectar diferentes parques produtores a pontos continentais diferentes. Esta solução será um avanço enorme na ideia de criar uma grande rede continental interligada mas do ponto de vista de fiabilidade ainda é uma solução um pouco frágil. A não existência de um disjuntor de corrente contínua, implementado no mercado, faz com que a proteção seja feita por disjuntores de corrente alternada, que atuam com a passagem do valor da corrente por zero. Estes disjuntores estão no lado AC da rede de transmissão, logo quando ocorre um defeito na rede não é garantida a seletividade e o parque é todo ele retirado de serviço. 18 Revisão Bibliográfica A empresa ABB, que participa na evolução deste tipo de tecnologia, já anunciou que desenvolveu, em 2012, um disjuntor capaz de operar em corrente contínua. Mas não divulgou muito acerca da eletrônica de potência utilizada [17]. Até este momento esta é a grande barreira da implementação desta tecnologia de transmissão. 2.3.2.1 HVDC Baseados em Tecnologia LCC Transmissão em corrente contínua não é uma descoberta atual. Em 1954 foi estabelecida a primeira transmissão do tipo HVDC-LCC, entre a ilha da Gotlândia e a Suécia. Esta ligação tem uma capacidade de 20 MW e usa um cabo submarino de 100 kV [3]. A figura 2.19 apresenta o esquema de uma ligação deste tipo. Figura 2.19: Configuração básica de um parque produtor de 500 MW que usa a tecnologia de transmissão HVDC-LCC com um sistema STATCOM. Nota: F = filtro; HFF = Filtro passa alto; O sistema de STATCOM pode ser substituído por um gerador a diesel [3]. . Os seguintes componentes fazem parte desta tecnologia de transmissão: •Filtros AC. •Filtros DC. •Transformadores. •Válvulas de Tiristores. •Bobines de Alisamento. •STATCOM ou Banco de Condensadores. •Cabo de Transmissão DC e de Retorno. •Serviços Auxiliares de Alimentação. Os filtros do lado AC são responsáveis por absorver os harmónicos gerados pelo conversor LCC, reduzindo assim o impacto destes na rede. Fornecem ainda energia reativa de auxílio à estação conversora. Os filtros do lado DC encontram-se na rede de transmissão e evitam que os 2.3 Ligação dos Parques Eólicos às Redes Continentais 19 harmónicos de tensão do lado DC provoquem uma corrente alternada sobreposta à corrente DC na linha de transmissão [18]. Os transformadores permitem trabalhar em diferentes níveis de tensão. As ligações costumam ser estrela-estrela ou estrela-triângulo do lado onshore e estrela-estrela ou triângulo-estrela do lado offshore. Isto permite uma redução significativa dos harmónicos e com isso são necessários filtros de menor potência. Estes transformadores não são tão simples como os ordinários e necessitam de um isolamento reforçado capaz de suportar a componente alternada da rede e a contínua vinda das válvulas de tirístores. As válvulas de tirístores são responsáveis pela conversão AC/DC na subestação offshore e DC/AC na subestação onshore [18]. Os conversores LCC necessitam de uma referência de tensão da rede para operar. Nesse sentido um mecanismo STATCOM é necessário para a definição dessa referência. As bobines de alisamento, ligadas em série a cada polo, possuem uma enorme indutância que evita falhas de comutação nos conversores e contribuem para limitar a corrente de curto-circuito [18]. Os serviços auxiliares de alimentação, são normalmente alimentados por um motor a Diesel e fornecem energia às válvulas no início da transmissão, ou em situações de vento muito fraco, assim como a todos os equipamentos de proteção e controlo do sistema [18][3]. Um aspeto importante a ter em conta é a dimensão da estação conversora offshore que atinge um tamanho superior à tecnologia HVAC devido à eletrónica de potência utilizada. 2.3.2.2 HVDC Baseados em Tecnologia VSC Transmissão HVDC baseada em tecnologia conversora VSC tem ganho cada vez maior atenção. Esta tecnologia, nomeada pela ABB como HVDC light e pela Siemens como HVDC plus, vem de grandes avanços na área de eletrónica de potência mais propriamente com o desenvolvimento dos IGBTs que permitem aos sistemas VSC realizar modelação por largura de impulso (PWM), algo que os conversores baseados em tiristores não permitem. A primeira ligação foi estabelecida em 1999 pela ABB e conecta uma distância de 70 Km entre a ilha da Gotlândia e a Suécia, com uma capacidade de 60 MVA e uma tensão de ±80 kV [3]. A figura 2.20 apresenta um exemplo de uma ligação utilizando este tipo de conversores. Figura 2.20: Ligação HVDC bipolar de um parque eólico com capacidade de 600 MW, distribuído por duas estações conversoras de 300 MW cada [3]. . 26 Revisão Bibliográfica nos cabos de transmissão AC, aumenta com a distância e provoca um desequilíbrio na tensão dos terminais offshore eonshore. A transmissão HVDC é feita em corrente contínua, logo não existe problemas com a produção de energia reativa nos cabos. As duas tecnologias dentro da transmissão HVDC dependem do tipo de conversor que utilizam, com comutação natural de linha, baseados em tirístores (HVDC LCC) ou de fonte de tensão, baseados em IGBT (HVDC VSC). A tecnologia HVDC VSC consegue, através da modulação por largura de impulso (PWM), separar a magnitude e a fase da tensão e controlar de forma independente a componente ativa e reativa da potência. Esta tecnologia adequa-se na perfeição ao conceito de redes Multi-Terminal, que ligam vários parques de produção a vários pontos continentais. Os conversores offshore numa rede MTDC têm um modo de funcionamento normal, controlo Droop de potência ou corrente e o modo limitador de corrente em caso de defeito do lado AC da rede. Nos conversores onshore temos uma estratégia de controlo em que utilizamos um barramento como referência de tensão ou um modo de controlo Droop da tensão nos conversores do lado da rede AC continental. Capítulo 3 Modelização de uma Rede de Transmissão HVDC Multi-Terminal 3.1 Introdução Este capítulo serve para modelizar a rede de transmissão Multi-Terminal utilizada no decorrer da parte prática deste trabalho. Começa-se por abordar o modelo de uma ligação em corrente contínua e as topologias de rede possíveis, na secção 3.2. Os conversores offshore do modelo da rede a utilizar são sujeitos a duas estratégias de controlo distintas, apresentadas na secção 3.3. O primeiro baseado num barramento que serve como referência de tensão aos restantes e o segundo com o controlo Droop da tensão através a potência especificada no barramento. De forma a resolver o sistema de equações do trânsito de potência nos ramos, e sendo o este não linear, utiliza-se o método GaussSeidel, explicado na secção 3.4, para resolução do mesmo. No final do capítulo, secção 3.4.5, será exposta uma aplicação numérica que exemplifica o trânsito de potências em regime permanente, para cada um dos modos de operação do sistema. 3.2 Considerações sobre redes em corrente contínua 3.2.1 Topologias de uma rede MTDC Existem duas topologias de rede possíveis numa transmissão em corrente contínua, a radial na figura 3.1(a) e a emalhada na figura 3.1(b). A rede radial estabelece uma ligação ponto a ponto entre um parque produtor e a rede AC continental. 27 28 Modelização de uma Rede de Transmissão HVDC Multi-Terminal (a) Topologia de rede radial (b) Topologia de rede em malha Figura 3.1: Topologias de rede de transporte [22]. Numa topologia radial, uma falha na rede DC provoca uma perda brusca de injeção de potência na rede continental. Esta perda afeta a estabilidade do sistema e no limite implica corte de carga. Na topologia emalhada, onde vários pontos de produção offshore estão ligados a vários pontos continentais a estabilidade do sistema é garantida numa situação de falha na rede DC. Assim sendo, do ponto de vista de fiabilidade, uma rede Multi-Terminal apresenta-se como uma solução melhor para o sistema. 3.2.2 Modelo da Rede DC O modelo de uma linha DC é representado pelo equivalente em π, onde a capacidade Cdc é a combinação da capacidade existente na estação conversora (offshore ou onshore) com a capacidade associada ao próprio modelo em πda linha de transmissão. A capacidade associada à estação conversora, ajuda na estabilização do nível de tensão. A figura 3.2 mostra o esquema em pi de uma ligação bipolar entre duas estações conversoras HVDC-VSC. Figura 3.2: Modelo em πde uma linha de transmissão, configuração monopolar[23]. As equações que descrevem este tipo de ligação são as seguintes: Cdc1·dudc1 dt =idc1−icc (3.1) Cdc2·dudc2 dt =idc2+icc (3.2) 3.2 Considerações sobre redes em corrente contínua 29 Ldc ·dicc dt =udc1−udc2−Rdc ·icc (3.3) Onde, •udci- Tensão DC no conversor i; •idci- Corrente injetada ou consumida no conversor i; •icc- Corrente no cabo DC; •Cdc- Capacidade equivalente do conversor i; •Ldc- Impedância do cabo DC; •Rdc- Resistência do cabo DC Numa ligação bipolar, como a representada, os polos de transmissão são o reflexo um do outro ligados a uma terra comum. Sendo assim, é possível simplificar a representação do circuito DC duplicando o valor das capacidades, indutâncias e resistências dos cabos. A representação passa a ser monopolar e a tensão DC é igual ao dobro da tensão em cada polo. As equações que definem o circuito ficam com a seguinte forma: 2·Cdc1·dudc1 dt =idc1−icc (3.4) 2·Cdc2·dudc2 dt =idc2+icc (3.5) 2·Ldc ·dicc dt =udc1−udc2−2·Rdc ·icc (3.6) A nossa análise será feita em regime permanente, onde as capacidades e indutâncias associadas aos cabos em corrente contínua são desprezáveis. Assim sendo a corrente que passa na linha de transmissão vai ser dada pela diferença de tensão entre os dois pontos sobre a resistência dos dois polos do cabo. idc1=−icc (3.7) idc2=icc (3.8) udc1−udc2=2·Rdc ·icc (3.9) Logo, icc =udc1−udc2 2·Rdc (3.10) 30 Modelização de uma Rede de Transmissão HVDC Multi-Terminal A estas equações devem ser acrescentadas as equações de controlo de tensão DC, apresentadas mais á frente. 3.3 Métodos de Controlo de uma Rede MTDC 3.3.1 Barramento de Referência Este modo de operação da rede consiste em tornar fixo o nível de tensão num barramento, definir as potências injetadas pelos parques offshore e a potência estipulada nos restantes barramentos onshore. O barramento onde a tensão é fixada, referência, vai ser responsável por estabelecer o balanço de potência na rede. Vai ficar com tudo o que é produzido em excesso e injetar potência na rede no caso de a produção não ser suficiente para responder a potência estipulada nos restantes pontos continentais. Neste método o balanço entre as potências é alcançado por apenas um conversor onshore, assim sendo a sua ligação à rede deve ser suficientemente forte de forma a suportar todas as variações de fluxo do sistema de transmissão. Em caso de falha do barramento de referência o sistema pode entrar em colapso. 3.3.2 Controlo Droop da Tensão O método de controlo do nível de tensão por droop baseia-se no mecanismo de regulação primária de frequência na dinâmica de sistemas. Em sistemas de corrente alternada, de forma a manter o balanço entre a produção e a procura, certas unidades produtoras são equipadas com controladores que regulam a sua potência de acordo com uma frequência estipulada que se deve manter no sistema. Esta característica potência-frequência é chamada de Droop Control [22]. Vi=Vre f +ki×Pi(3.11) •Vi- Tensão Droop no barramento i •Vre f - Valor de referência da tensão •ki- Constante de Droop •Pi- Potência requirida no barramento i. Os parâmetros desta equação encontram-se todos em valor p.u. A constante ké dada pela relação entre um desvio máximo de tensão (∆V) permitido e a potência nominal da máquina (Pn). k=∆V Pn (3.12) 3.3 Métodos de Controlo de uma Rede MTDC 31 Figura 3.3: Controlo Droop da tensão em função da potência na estação conversora, para duas estações com diferentes potências nominais. Graficamente a tensão varia conforme uma equação da reta, cujo declive depende da constante kcalculada. A figura 3.3 representa a equação de controlo de duas estações conversores com potências nominais diferentes. A estação 1 apresenta uma potência nominal inferior à estação 2. 32 Modelização de uma Rede de Transmissão HVDC Multi-Terminal A estação com maior potência nominal funciona a um nível de tensão inferior ao da estação mais pequena. Quando existe uma variação de potência, o conversor 2 sofre uma variação do nível de tensão que é inferior em relação ao conversor 1. Quanto maior o valor nominal da potência de uma estação mais pequeno será o valor do declive (k) da reta e menor será a variação de tensão que a estação sofre para operar em níveis de potência diferentes. O controlo Droop só pode estar nos barramentos com ligação à rede continental, nunca nos barramentos associados a parques offshore. A sua aplicação em redes de corrente contínua é vantajosa, principalmente com o aumento do número de terminais ligados à rede. Esta solução aumenta a fiabilidade do sistema diminui a rigidez do mesmo. 3.4 Trânsito de Potências numa Rede Multi-Terminal 3.4.1 Rede de Transmissão MTDC A figura 3.4 representa a rede MTDC que foi utilizada para simular o problema de trânsito de potências. A mesma rede vai ser uma das redes de teste utilizadas na etapa de otimização e os seus parâmetros encontram-se no anexo A. Figura 3.4: Esquema da rede de transmissão DC utilizada neste trabalho. Esta rede é constituída por dois parques eólicos de produção offshore que injetam potência na rede (P1eP2) e duas estações onshore (P3eP4). A ligação entre os pontos é bipolar e feita através de cabo submarino HVDC XLPE. Na estratégia de barramento de referência, o barramento 3 vai servir como referência de tensão para os restantes barramentos. Neste caso a tensão no barramento 3 (V3) vai ser a variável de controlo do sistema e as restantes tensões e a potência no barramento 3 (V1,V2,V4eP3), serão os dados de saída do problema. 3.4 Trânsito de Potências numa Rede Multi-Terminal 33 Quando a estratégia é controlo da tensão por Droop a tensão no barramento 4 vai ser conhecida através da equação 3.11. Neste caso o barramento 3 vai servir como um barramento de compensação do sistema e vai variar de acordo com a mesma equação. Assim a tensão nos dois barramentos onshore da rede, passam a ser controlados por Droop Control. A variável de controlo passa a ser a tensão de referência no barramento 4 (Vre f 4), e as incógnitas do sistema passam a ser as tensões nos restantes barramentos e a potência no barramento 3 (V1,V2,V3eP3). Na tabela 3.1, encontra-se organizada a informação referente a variáveis de entrada e de saída do problema de trânsito de potências para as duas estratégias de controlo em análise. Tabela 3.1: Variáveis de entrada (VE) e de saída (VS) do problema de trânsito de potências. Barramento de Referência Controlo Droop da tensão VE VS VE VS P1V1P1V1 P2V2P2V2 P4V4P4V3 V3P3Vre f 4P3 3.4.2 Construção da Matriz das Admitâncias Nodais Como já foi explicado anteriormente, numa rede DC, em análise de regime permanente, apenas são considerados os elementos resistivos da linha. Assim sendo as perdas nas linhas estão associadas a uma resistência (Ri j), entre dois nós adjacentes. A corrente em cada nó é obtida através da 1aLei de Kirchhoff, da seguinte forma: Ii= n ∑ j=1 j6=i Ii j (3.13) •Ii- Corrente injetada no barramento i •Ii j- Corrente entre o barramento ie o barramento j, ramo i j •n- Número de barramentos. A equação anterior pode ser escrita utilizando as resistências da rede DC e a tensão nos barramentos: Ii= n ∑ j=1 j6=i 1 Ri j ×(Vi−Vj)(3.14) •Ri j- Corresponde à resistência do ramo i j •Vi,Vj- Tensões nos barramentos iej. 34 Modelização de uma Rede de Transmissão HVDC Multi-Terminal De forma a generalizar, representamos a equação 3.14 em forma de matriz. Assim a nossa rede DC apresenta-se na forma matricial. I=YV (3.15) •I- Vetor das correntes injetadas de todos os barramentos da rede •Y- Matriz das Admitâncias nodais •V- Vetor das tensões nodais.    Yi j =−1 Ri j ∀i6=j Yii =n ∑ k=1 1 Ri j (3.16) Se não existir ligação entre dois barramentos da rede, a resistência entre eles é infinita e o valor da admitância é nulo. A matriz de admitâncias nodais é simétrica, logo o valor da admitância do ramo Yi j é igual á admitância Yji. Os elementos da diagonal principal Yii correspondem à soma de todas as admitâncias nodais dessa linha. O sistema matricial de equações terá o seguinte aspeto:       I1 I2 . . . In       =       Y11 ··· Y1n Y21 ...Y2n . . .··· . . . Yn1··· Ynn        ·      V1 V2 . . . Vn       (3.17) O sistema de equações 3.17 é linear e resolve-se facilmente utilizando uma técnica de substituição ou a regra de Cramer. No entanto como se sabe o valor de algumas potências em alguns nós e de tensões noutros, como foi exposto na tabela 3.1, o sistema de equações passa a ser não linear e necessitamos de um método iterativo para o resolver. 3.4.3 Método de Gauss Seidel Na resolução do sistema de equações não lineares do trânsito de potências da rede irá ser utilizado o método de Gauss Seidel, sendo o seu funcionamento descrito nesta secção. O método de Gauss Seidel aplicado a uma rede de transmissão DC, em regime permanente, é ligeiramente diferente pois o trânsito de reativa não será considerado. Considerando o sistema com n+1 barramentos, em que um é o barramento de referência, as equações matriciais podem ser descritas como: Y11 ·V1+Y12 ·V2+···+Y1n·Vn=I1=S1 V1 Y21 ·V1+Y22 ·V2+···+Y2n·Vn=I2=S2 V2 . . . Yn1·V1+Yn2·V2+···+Ynn ·Vn=In=Sn Vn (3.18) 3.4 Trânsito de Potências numa Rede Multi-Terminal 35 A natureza física de problema de trânsito de potências permite que os elementos da diagonal principal sejam todos não nulos, e sendo assim podemos escrever as equações da seguinte forma: Vnovo 1=1 Y11 ·(Santigo 1 Vantigo 1 −Y12 ·Vantigo 2−···−Y1n·Vantigo n) Vnovo 2=1 Y22 ·(Santigo 2 Vantigo 2 −Y21 ·Vantigo 1−···−Y2n·Vantigo n) . . . Vnovo n=1 Ynn ·(Santigo n Vantigo n −Yn1·Vantigo 1−···−Ynn ·Vantigo n) (3.19) Resumindo o cálculo da tensão para um barramento geral i, sobre forma de somatório fica: Vnovo i=1 Yii ·(Santigo i Vantigo i −∑ kεi Yik ·Vk)(3.20) O valor das tensões devem ser atualizados com o decorrer das iterações do método. A convergência deste método é verificada através da diferença entre duas variáveis obtidas em iterações consecutivas [24]. Este método é facilmente programável e exige pouca memória computacional, daí o seu interesse para a realização deste trabalho. 3.4.4 Problema de Trânsito de Potências em Controlo Droop de Tensão Na estratégia de controlo droop de tensão o problema de resolução do trânsito de potências torna-se um pouco mais complicado porque a estas equações do método iterativo adiciona-se a equação 3.11 a cada um dos barramentos onshore. Para dois barramentos adjacentes este método pode devolver valores de trânsito de potências fisicamente impossíveis, logo é preciso regular os valores de referência em cada equação de forma encontrar uma solução viável. Utilizando a rede 1 de teste como exemplo de resolução do problema de controlo droop nos dois barramentos onshore, obtém-se a seguinte matriz de admitâncias nodais: Y=      Y11 Y12 Y13 Y14 Y21 Y22 Y23 Y24 Y31 Y32 Y33 Y34 Y41 Y42 Y43 Y44       (3.21) Como o valor da potência especificada no ponto 4 é conhecido e consequentemente o valor da tensão através da equação 3.11, o barramento 4 é do tipo PV e pode ser considerado como o barramento de referência. Como o problema em regime permanente se refere a um trânsito em DC, não são necessários os valores dos ângulos associados a cada barramento. De forma a tornar a matriz não singular eliminam-se uma linha e uma coluna na matriz de admitâncias, referentes ao barramento de referência. A matriz de admitâncias passa a ser invertível e 42 Formulação de Estratégias de Otimização numa Rede MTDC O algoritmo EPSO é um processo de aprendizagem do melhor modo de progressão para o ótimo [25]. 4.2.1 Modelo Básico Para uma dada iteração k, um indivíduo, ou partícula, é constituído por um por um conjunto de parâmetros objeto e parâmetros estratégicos [X,w]. Se o parâmetro objeto é a partícula, ou conjunto delas, os parâmetros estratégicos são os pesos da inércia, memória, cooperação e desvio ótimo. Estas partículas irão evoluir ao longo de um dado número de gerações, segundo as seguintes etapas: •Replicação •Mutação •Reprodução •Avaliação •Seleção Na replicação, cada partícula ié clonada n−1 vezes resultando em npartículas no espaço de pesquisa. Após a primeira etapa, cada partícula sofre mutação dos seus parâmetros estratégicos (w), através da seguinte equação: wnovo i,j=wi,j+τ·N(0,1)(4.1) O valor do índice j(1,··· ,4) é referente a cada um dos quatro parâmetros estratégicos existentes. O parâmetro τ, fixado externamente, é o coeficiente de aprendizagem responsável por controlar a amplitude das mutações. A função N(0,1)é um número aleatório com distribuição Gaussiana de média 0 e variância 1. Na inicialização do algoritmo, estes pesos tomam um valor aleatório entre 0 e 1. Na etapa de reprodução, são utilizadas equações de movimento de forma a que cada partícula gere os seus descendentes. As novas partículas vão ser obtidas por: Xnovo i=Xi+Vnovo i(4.2) onde Vié obtido da seguinte forma: Vnovo i=wi,iner ·Vi+wi,mem ·(bi−Xi)+wi,coop ·(bnovo G−Xi)(4.3) Existe um vetor bique guarda a melhor posição de cada partícula e outro que guarda a melhor posição encontrada até ao momento pelo enxame, bG. A este último é aplicada uma mutação de forma a permitir que o enxame continue a ser agitado, mesmo quando as partículas já convergiram 4.2 Algoritmo Evolucionário de Otimização (EPSO) 43 todas para a mesma região do espaço ou estão muito próximas. Assim o vetor bnovo Gé calculado da seguinte forma: bnovo G=bG+wn i,desv.otimoovo ·N(0,1)(4.4) Na avaliação cada descendente tem a sua adaptação avaliada, de acordo com a posição que ocupa no espaço. Por fim, na etapa de seleção por torneio estocástico, os ndescendentes de cada partícula competem entre si e o melhor individuo é selecionado para formar a nova geração. A figura 4.1, ilustra o processo de reprodução de uma partícula EPSO. Figura 4.1: Ilustração da reprodução de uma partícula no EPSO. Uma partícula ilocalizada em X, numa iteração (k), origina um descendente na iteração (k+1), sob a influência dos três termos de inércia, memória e cooperação. Relativamente a este último termo, a atracão efetua-se para uma vizinhança definida por uma distribuição Gaussiana do ótimo corrente bG. [25]. Portanto dado um enxame de partículas, cada uma gera ndescendentes dos quais apenas um sobrevive. O processo mantém-se em paralelo para todas as partículas mas existe um acoplamento entre elas por via do termo de cooperação, que condiciona a criação de novas partículas. 4.2.2 Definição da Função Objetivo O processo de otimização vai conter apenas uma variável de decisão na estratégia de controlo por barramento de referência, referente à tensão de referência no barramento 3. Na estratégia de controlo droop de tensão existem duas variáveis de decisão referentes ao valor de referência da equação de controlo droop para cada conversor do lado onshore. A população é constituída por 12 partículas, cada uma com a dimensão das variáveis de decisão do problema. O objetivo do algoritmo vai ser a minimização do valor das perdas de uma rede de transmissão, onde a potência injetada em cada barramento, Pi, é obtida através do trânsito de potências do 44 Formulação de Estratégias de Otimização numa Rede MTDC sistema. As perdas vão ser obtidas somando as potências injetadas de todos os barramentos, tendo em conta que o sinal da potência em cada barramento depende se esse está a injetar ou a absorver potência da rede. minPperdas =min n ∑ i=1 Pi(4.5) Falta ter em consideração nesta função, a limitação de tensão imposta a cada barramento e uma parcela que penalize a função se o limite de potência for ultrapassado em alguma linha. Neste trabalho limitou-se a tensão nos barramentos, entre um valor mínimo de 0.9p.ue um máximo de 1.1p.u. O limite das linhas, tem a ver com as características do cabo utilizado, vai ser de 4.2p.u. Assim sendo a função fitness para o problema pode-se escrever da seguinte forma: Fitness =min( n ∑ i=1 (Pi+α·∆Vi)+ k ∑ j=1 j6=i k ∑ i=1 i6=j ∆Pi,j)(4.6) onde, ∆Vi=((Vmax −Vi)2se Vi>Vmax (Vmin −Vi)2se Vi<Vmin (4.7) e, ∆Pi,j=|Pi,j| −λse Pi,j>λ(4.8) •Pi– Potência no barramento i •α– Valor muito grande que representa a penalização •∆V– Desvio de tensão do valor máximo ou mínimo •Vmax,Vmin – Limites, máximo e mínimo, da tensão em cada barramento •∆Pi,j– Potência acima da capacidade da linha •λ- Limite da linha •n– Número de barramentos •k– Número de linhas de transmissão. As restrições de potência nos barramentos são respeitadas pelo problema de trânsito de potências. Esta função objetivo genérica, vai ser utilizada em todos os cenários e para as duas redes de teste deste trabalho. 4.2 Algoritmo Evolucionário de Otimização (EPSO) 45 4.2.3 Exemplo de Teste para uma Simulação De forma a perceber o comportamento da partícula e da função fitness, nesta secção expõe-se um exemplo de teste. Na simulação utilizou-se a rede de teste da figura 3.4, com todos os parâmetros do problema iguais aos da secção 3.4.5 para a estratégia de controlo por barramento de referência. A partícula do EPSO será a tensão no barramento de referência (V3). Através do gráfico da figura 4.2, é possível observar o comportamento da função fitness até encontrar o ponto ótimo. Figura 4.2: Evolução da função Fitness de minimização das perdas do sistema ao longo de 350 iterações. O processo foi corrido ao longo de 1000 iterações, mas apenas se apresentam as primeiras 350 devido à convergência rápida do algoritmo para este caso. A partícula percorreu zonas longe do ótimo nas primeiras 100 iterações, encontrado pouco depois a solução que se viria a estabilizar como ótima. O gráfico da figura 4.3 mostra a evolução da partícula (V3) assim como das restantes tensões (V1,V2,V4). 46 Formulação de Estratégias de Otimização numa Rede MTDC Figura 4.3: Evolução do valor da particula referente à tensão no barramento 3 e das tensões nos restantes barramentos do sistema de transmissão (1,2e4) A evolução na procura de um resultado que minimize as perdas está diretamente ligada com o aumento dos níveis de tensão no sistema. É importante salientar que o nível de tensão no barramento 2 é sempre superior aos restantes porque este barramento envia potência a todos os outros. Por razão contrária, os barramentos 3 e 4 apresentam os níveis de tensão mais baixos. 4.3 Modelo de Otimização em Controlo por Barramento de Referência No trânsito de potências de uma estratégia de controlo por barramento de referência, a variável de controlo vai ser a tensão nesse barramento. Assim sendo, essa tensão será a variável de decisão que vai entrar no processo EPSO e vai gerar descendentes até encontrar uma solução ótima. Esta tensão vai variar entre o intervalo de 0.9 a 1.1p.u, que representa todos os indivíduos da população. A tensão nos restantes barramentos vai ser conhecida através da função do trânsito de potências, que é anexa ao algoritmo de otimização. Estas tensões terão de respeitar os limites impostos, assim como o trânsito de potência nas linhas. 4.4 Modelo de Otimização em Controlo Droop da Tensão No caso de uma estratégia de controlo Droop de tensão, as variáveis de decisão vão ser o valor das tensões de referência nos barramentos controlados por Droop. Estes valores variam entre 0.4 a 1.1p.u, intervalo que representa todo o espaço de soluções possíveis. As tensões nos barramentos controlados por Droop serão calculadas através da equação 3.11 e as restantes tensões através da função de trânsito de potências. Esta função encontra-se anexada ao algoritmo EPSO de otimização. 4.5 Conclusão 47 Da mesma forma, todas as tensões nos barramentos deverão respeitar os limites impostos e o trânsito de potência nas linhas deverá estar dentro das limitações nas mesmas. De forma a minimizar o impacto de eventuais desvio de potência face ao valor especificado num barramento controlado por droop, foi adicionada uma parcela à função objetivo que garante a potência especificada no barramento 4. ∆P4=Pesp 4−Pcalc 4(4.9) O desvio da potência no barramento 4, calcula a diferença entre o valor especificado e o valor calculado pelo trânsito de potências. Esta parcela vai penalizar soluções que não respeitam o valor estipulado no ponto 4 da rede. 4.5 Conclusão O EPSO é um algoritmo evolucionário que permite evoluir um conjunto de partículas, através de uma função fitness, até uma solução ótima. Tem este mérito graças a equações de movimento que através dos parâmetros de inércia, memória e cooperação guiam uma partícula, no espaço de soluções possíveis, até o espaço de soluções ótimas. Neste trabalho a função fitness vai procurar minimizar as perdas do sistema, penalizando as situações em que a tensão se encontra fora de um certo intervalo ou os limites das linhas são violados. Em controlo droop de tensão é adicionada uma parcela que penaliza as situações em que a potência especificada no barramento 4 não é respeitada. Para a estratégia de controlo por barramento de referência, a partícula vai ser a tensão no barramento 3. Já para uma estratégia de controlo droop de tensão as partículas são os valores de referência da equação de controlo nos dois barramentos onshore. 48 Formulação de Estratégias de Otimização numa Rede MTDC Capítulo 5 Solução e Resultados das Simulações 5.1 Introdução Este capítulo diz respeito à etapa de simulação e obtenção de resultados. Na secção 5.2 serão apresentados os casos de estudo, mais propriamente as redes de teste utilizadas e os diagramas de produção dos parques eólicos e potência especificada no conversor 4 do lado onshore. Na secção 5.3 são apresentados resultados obtidos para uma simulação com potência especificada constante para a estratégia de controlo por barramento de referência, de forma a que seja possível perceber a evolução do processo de otimização assim como os resultados esperados para as simulações seguintes, em que a potência especificada no barramento 4 é variável, secção 5.4. Nesta secção serão apresentados os resultados para as duas estratégias de controlo. Serão ainda analisadas as diferenças entre as redes de teste utilizadas e a influência que os seus parâmetros têm nos resultados obtidos. Por fim, na secção 5.4.3, será feita a comparação entre os resultados obtidos para as duas estratégias de controlo simuladas. 5.2 Casos de Estudo 5.2.1 Redes de teste Durante a fase experimental do trabalho, foram utilizadas duas redes de teste diferentes, ambas com uma topologia Multi-Terminal. A primeira, rede 1, foi representada na figura 3.4, secção 3.4.1. Trata-se de uma rede que liga dois pontos de produção offshore a dois pontos da rede continental. A segunda rede de teste, rede 2, contém mais um parque produtor do que a anterior, o que resulta numa maior capacidade injetada na rede. A figura 5.1 representa o seu esquema ilustrativo. 49 50 Solução e Resultados das Simulações Figura 5.1: Esquema da segunda rede de transmissão DC utilizada neste trabalho, adaptada de [22]. Para as simulações realizadas, considerou-se uma base de potência de 300MW e uma tensão de base de 300kV. Do lado de produção offshore os conversores 1, 2 e 3 têm uma potência nominal de 1440MW, 792MW e 510MW respetivamente. No lado da rede continental o conversor 1 tem uma potência nominal de 1320MW e o conversor 2 de 1500MW. A informação referente aos parâmetros das linhas encontra-se no apêndice A. 5.2.2 Diagramas de Produção e Potência Especificada O processo de optimização das condições de operação da rede multi-terminal vai ser estudado para um período de 24 horas, tendo em conta o conhecimento de perfis de produção esperados e os perfis de despacho de injeção de potência nas redes continentais. O diagrama do perfil produção eólica é o representado na figura 5.2. Figura 5.2: Produção eólica nos 3 parques eólicos offshore, durante um dia. Arede 1 é constituída pelos parques eólicos 1 e 2. À rede 2 adiciona-se o parque produtor 3. Estes valores vão funcionar como valores de entrada do trânsito de potências e do algoritmo de 5.3 Simulação com Potência Especificada no Barramento 4 Constante 51 otimização a cada hora. A figura 5.3 apresenta o somatório de energia produzida em cada rede e ainda os dois cenários de potência especificada no barramento 4, um constante e o outro variável. Figura 5.3: Produção de energia eólica offshore em cada rede e potência especificada no barramento 4. A partir da figura é possível observar que numa situação de despacho variável em 4, desde as 15haté às 19ha produção de energia não vai ser suficiente para cobrir o valor especificado de potência. Nesse caso o barramento 3 irá fazer a compensação. Para uma situação de despacho constante, na rede 1, às 18hocorre a mesma situação. Estes casos de produção e potência especificada no barramento 4 foram utilizados nas simulações que se apresentam nas próximas secções. Realizou-se um teste para potência especificada constante e 4 para potência especificada variável. 5.3 Simulação com Potência Especificada no Barramento 4 Constante A simulação para um despacho constante, durante 24h, para o barramento 4 foi efetuada na rede 1 para uma estratégia de controlo por barramento de referência. As perdas mínimas resultantes da aplicação do algoritmo apresentam-se na tabela A.5. Tabela 5.1: Valor mínimo das perdas, na estratégia de controlo por barramento de compensação com o valor da potência especificada no ponto 4 constante ao longo das 24h, para a rede 1. tempo (h) 0 1 2 3 4 5 6 7 8 Perdas (p.u) 0,071 0,070 0,058 0,039 0,059 0,041 0,048 0,033 0,053 9 10 11 12 13 14 15 16 17 0,068 0,121 0,109 0,085 0,127 0,071 0,022 0,033 0,014 18 19 20 21 22 23 24 0,006 0,020 0,020 0,014 0,033 0,036 0,057 58 Solução e Resultados das Simulações Figura 5.13: Potência no barramento 3 da rede 2 durante o período de 24hpara as duas simulações efetuadas, com a potência no barramento 4 variável. No gráfico anterior é possível observar que o valor da potência no barramento de compensação é aproximadamente igual nas duas simulações. Isso significa que os desvios do ótimo global não são assim tão grandes. A figura 5.14 representa o gráfico das perdas mínimas nas duas redes, para a estratégia de controlo por barramento de referência. Para a rede2 utilizou-se a simulação 2 por representar os melhores resultados globais obtidos. Figura 5.14: Comparação entre os valores ótimos das redes 1 e 2 durante o período de 24he para a estratégia de controlo por Barramento de Compensação, com a potência no barramento 4 variável. Arede 2 pode ser mais complexa do que a rede 1 mas apresenta um valor de perdas inferior em todos os momentos. Isso deve-se à distância entre os pontos de transmissão. A rede 1 é uma rede mais longa, na distância entre parques onshore e offshore e tal facto reflete-se no valor das perdas, que aumentam com a distância e potência a transmitir. 5.4 Simulação com Potência Especificada no Barramento 4 Variável 59 5.4.2 Resultados para a Estratégia de Controlo Droop de Tensão 5.4.2.1 Rede de Teste 1 Na estratégia de controlo droop, as partículas utilizadas vão ser os valores de referência presentes na equação 3.11 que definem a tensão nos barramentos onshore. Nesta equação existe um parâmetro dinâmico, k, que define a inclinação da função droop e depende do valor do desvio máximo de tensão admissível e da potência nominal do conversor. As partículas vão variar o seu valor entre o intervalo de soluções admissíveis e vão encontrar o valor mínimo das perdas na rede. O facto de a simulação de controlo droop possuir duas partículas aliado à existência de mais duas equações a respeitar no trânsito de potência tornam este algoritmo muito mais pesado o que se reflete no tempo de simulação. Nesta fase foram realizadas duas simulações para valores de kdiferentes, 5% e 20% respetivamente. O objetivo é perceber a influência que este parâmetro vai ter no nível de tensão nos barramentos 3 e 4. Na tabela 5.5 estão representados os valores das perdas para os diferentes valores de kutilizados. Tabela 5.5: Valor mínimo das perdas na estratégia de controlo droop de tensão nos barramentos 3 e 4, com o valor da potência especificada no ponto 4 variável ao longo das 24h, para a rede 1. tempo (h) 0 1 2 3 4 5 6 7 8 Perdas (p.u) 0,089 0,087 0,074 0,063 0,087 0,049 0,056 0,034 0,054 9 10 11 12 13 14 15 16 17 0,063 0,102 0,092 0,072 0,101 0,069 0,043 0,051 0,048 18 19 20 21 22 23 24 0,051 0,043 0,022 0,015 0,031 0,035 0,055 Como é possível observar foram obtidos resultados iguais para as duas simulações. Este resultado era expectável, mas não uma regra, visto que com uma constante k de 20% ainda é possível encontrar valores para a tensão de referência de forma a obter os mesmos níveis de tensão nos barramentos 3 e 4. Os gráficos da figura 5.15 ajudam a perceber esse fenómeno. 60 Solução e Resultados das Simulações (a) Valor da tensão no barramento 3 e respetivo parâmetro de referência, para a estratégia de controlo droop de tensão durante o período de 24h, para a rede 1. (b) Valor da tensão no barramento 4 e respetivo parâmetro de referência, para a estratégia de controlo droop de tensão durante o período de 24h, para a rede 1. Figura 5.15: Resultados obtidos para os níveis de tensão nos barramentos 3 e 4 controlados por droop durante o período de 24h, para a rede 1. Como nível de tensão nos barramentos controlados por droop manteve-se igual, o valor nos restantes também se manteve, logo as duas simulações apresentarem valores iguais de perdas mínimas. O único aspeto que variou nas duas simulações foi o valor de Vref que teve de tomar valores inferiores com o aumento da constante k. Quanto maior o valor da constante k, maior será a influência da potência no barramento na equação de controlo droop. Logo com o seu aumento a variável de referência da equação tem de procurar valores mais baixos para manter o mesmo nível de tensão no barramento. Contudo valores de kmuito acima de 20% são irrealistas e provocam violações no trânsito de potências. As tensões nos restantes barramentos evoluíram conforme o valor da tensão do barramento 4, de acordo com o gráfico da figura 5.16. Figura 5.16: Níveis de tensão nos barramentos da rede 1, para a estratégia de controlo droop de tensão nos barramentos onshore durante o período de 24h, com a potência no barramento 4 variável. Como na estratégia anterior, o barramento 3, agora controlado por droop de tensão, vai servir 5.4 Simulação com Potência Especificada no Barramento 4 Variável 61 para equilibrar o balanço de potência na rede. Assim sendo quando a produção de energia eólica não é suficiente para garantir a potência especificada em 4, os níveis de tensão em 3 sobem e o trânsito entre estes barramentos inverte o sentido. Agora como se controla dois barramentos pela equação droop, o espaço de soluções possívei diminui. 5.4.2.2 Rede de Teste 2 Para a rede 2 utilizam-se os mesmos parâmetros que foram utilizados para a rede 1 mas agora apenas se realizou uma simulação para um valor da constante kde 5%. O algoritmo EPSO correu da mesma forma só que agora o trânsito de potência faz-se com mais um barramento de produção eólica. As partículas continuam a ser os valores de referência da equação 3.11 de controlo droop nos barramentos 3 e 4. O valor das perdas para as duas situações é apresentado na tabela 5.6. Tabela 5.6: Valor mínimo das perdas na estratégia de controlo droop de tensão nos barramentos 3 e 4, com o valor da potência especificada no ponto 4 variável ao longo das 24h, para a rede 2. tempo (h) 0 1 2 3 4 5 6 7 8 Perdas (p.u) 0,061 0,067 0,047 0,048 0,051 0,026 0,027 0,022 0,027 9 10 11 12 13 14 15 16 17 0,024 0,047 0,055 0,040 0,045 0,034 0,010 0,014 0,011 18 19 20 21 22 23 24 0,012 0,012 0,004 0,006 0,014 0,012 0,020 O valor das tensões offshore, assim como o valor de referência das respetivas equações de controlo droop são representados na figura 5.17. 62 Solução e Resultados das Simulações (a) Valor da tensão no barramento 3 e respetivo parâmetro de referência, para a estratégia de controlo droop de tensão durante o período de 24h, para a rede 2. (b) Valor da tensão no barramento 4 e respetivo parâmetro de referência, para a estratégia de controlo droop de tensão durante o período de 24h, para a rede 2. (c) Valor da tensão no barramento 3 4, para a estratégia de controlo droop de tensão durante o período de 24h, para a rede 2. Figura 5.17: Resultados obtidos para os níveis de tensão nos barramentos 3 e 4 controlados por droop durante o período de 24h, para a rede 2. No início da simulação, enquanto a potência especificada em 4 é reduzida, o valor da variável de referência em 3 assume um valores pequenos enquanto no barramento 4 assume um valores muito próximos no nível da tensão. Isto deve-se ao facto de o barramento 3 ter mais potência injetada do que a injetada em 4, de forma a fazer o balanço de potências na rede. Assim o valor de referência terá procurar em 3 níveis inferiores e em 4 níveis superiores, para garantir um nível de tensão que minimize as perdas. Com o decorrer do tempo de simulação a potência especificada em 4 aumenta, logo o peso desta parcela na equação droop de tensão é superior. Como resposta o valor de referência terá de procurar valores inferiores. Os níveis de tensão nos barramentos onshore apresentam valores muito próximos como foi possível observar com gráfico da figura 5.17(c). Mesmo assim é possível perceber a inversão no sentido do trânsito de potência entre estes dois barramentos quando a potência especificada em 4 não é garantida pela produção. Na figura 5.18 é possível observar a evolução das tensões nos restantes barramentos de acordo com a tensão no barramento 4. 5.4 Simulação com Potência Especificada no Barramento 4 Variável 63 Figura 5.18: Níveis de tensão nos barramentos 1,2 e 5 da rede 2, para a estratégia de controlo droop de tensão nos barramentos onshore durante o período de 24h, com a potência no barramento 4 variável. O nível de tensão no barramento 5 é o mais elevado da rede, em quase todos os momentos. Isso explica-se porque o parque eólico 5 só está ligado a outro parque eólico, portanto envia toda a energia que produz e não serve como passagem de energia vinda de outros barramentos. O nível de tensão nos barramentos 1 e 2 é praticamente o mesmo o que se justifica porque não existe uma ligação entre estes dois barramentos. A proximidade dos níveis de tensão nesta simulação é muito grande. O gráfico da figura 5.19 compara o valor das perdas para as duas redes onde o algoritmo de minimização foi simulado. Figura 5.19: Comparação entre os valores ótimos das redes 1 e 2 durante o período de 24he para a estratégia de controlo droop de tensão, com a potência no barramento 4 variável. O valor das perdas é superior, nas horas de maior produção nos parques eólicos. Mais uma vez o gráfico mostra que as perdas na rede 2, onde os pontos offshore e onshore são mais próximos, 64 Solução e Resultados das Simulações são inferiores. 5.4.3 Comparação entre as duas Estratégias de Controlo Nas duas redes testadas a estratégia de controlo por barramento de compensação obteve valores de perdas inferiores, não muito distantes dos valores obtidos na estratégia por controlo droop de tensão. A evolução das perdas nas duas redes para cada uma das estratégias pode ser observada nos gráficos da figura 5.20. (a) Comparação entre o valores mínimo das perdas das estratégias de controlo, por Barramento de Compensação (BC) e controlo Droop da tensão (DC), ao longo de 24hpara a rede 1. (b) Comparação entre o valores mínimo das perdas das estratégias de controlo, por Barramento de Compensação (BC) e controlo Droop da tensão (DC), ao longo de 24hpara a rede 2. Figura 5.20: Comparação das perdas nas duas estratégias de controlo para cada uma das redes de teste. Na estratégia por barramento de compensação a tensão no barramento 3 serve como referência para as restantes tensões na rede. No algoritmo de otimização a partícula referente a essa tensão vai escolher o valor mais alto que conseguir, sem infringir as restrições na rede, elevando o nível de tensão em relação à estratégia por barramento droop. Os gráficos da figura 5.21 servem para mostrar o nível médio de tensão na rede ao longo processo de otimização. 5.4 Simulação com Potência Especificada no Barramento 4 Variável 65 (a) Comparação entre o valores médios das tensões nas duas estratégias de controlo, por Barramento de Compensação (BC) e controlo Droop da tensão (DC), ao longo de 24hpara a rede 1. (b) Comparação entre o valores médios das tensões nas duas estratégias de controlo, por Barramento de Compensação (BC) e controlo Droop da tensão (DC), ao longo de 24hpara a rede 2. Figura 5.21: Comparação os níveis médios de tensão nas duas estratégias de controlo para cada uma das redes de teste. Como é possível observar, o nível médio de tensão na estratégia de controlo por barramento de compensação é superior nas duas redes em relação à estratégia de controlo por droop. Isto reflete-se nas perdas do sistema, diminuindo o seu valor. No modo de controlo por barramento de compensação o perfil de tensão tende a ser sempre superior visto que é regulado só num ponto que serve como referência do sistema. Se o conversor que está a servir de referência tiver um problema, toda a rede é desligada pois nenhum dos outros assume o controlo da tensão. No modo de controlo droop da tensão, nas redes simuladas, existem dois barramentos que controlam a tensão da rede. Se um deles se perder, o outro assume a função e a rede continua a funcionar. Do ponto de vista de fiabilidade da rede, a solução de controlo droop de tensão assume-se como a mais vantajosa, mesmo que o valor das perdas em controlo por barramento de referência seja relativamente inferior. 66 Solução e Resultados das Simulações Capítulo 6 Conclusões e Trabalho Futuro 6.1 Conclusões Dada a necessidade de aumentar a capacidade de energia renovável, em especial energia eólica, é necessário procurar novas alternativas de construção e parques eólicos offshore surgem como um passo importante a ser adotado. Desse modo é importante perceber o princípio de funcionamento das redes MTDC e compreender os seus mecanismos de controlo onshore. Os objetivos propostos para a dissertação foram alcançados com êxito através dos resultados experimentais. Foram utilizadas duas redes MTDC de teste que diferiam no número de parques eólicos que dispunham. Ambas as redes tinham conversores onshore eoffshore. Os conversores do lado da rede AC continental controlavam os níveis de tensão através de duas estratégias, controlo por barramento de referência e controlo droop de tensão. O problema trânsito de potências em regime permanente para uma rede DC é diferente do problema em AC. Os elementos indutivos e capacitivos do modelo das linhas são desprezáveis e isso faz com que a matriz das admitâncias contenha apenas elementos resistivos. Esta alteração torna o problema de trânsito de potências mais simples, passando a ser calculado através da diferença entre as tensões dos barramentos. Devido ao facto do problema ser não linear, foi utilizado o método iterativo de Gauss Seidel na sua resolução. Na estratégia de controlo por barramento de referência existe um barramento que controla o nível de tensão dos restantes através de um valor de tensão de referência escolhido. Em controlo droop o nível de tensão é estipulado de maneira diferente. Cada conversor do lado AC continental é controlado por um estatismo que relaciona um valor referência de tensão, escolhido, com a potência ou corrente injetada no barramento. Nesta dissertação utilizou-se o valor da potência injetada no barramento para a equação droop referente a cada conversor onshore. O problema de trânsito de potências em regime permanente para esta situação ficou mais complicado de resolver, visto que à equação referente a cada nó da rede MTDC é necessário adicionar mais as equações de controlo droop alusivas a cada barramento onshore. O problema pode apresentar certas soluções fisicamente impossíveis e passa a funcionar para um número mais restrito de cenários visto que é desconhecido o valor das perdas no sistema. 67 74 Dados da Rede MTDC Tabela A.4: Carateristicas das linhas para a rede 1. Linhas Dimensão (km) Resistência (1 polo)(Ω) Resistência (2 polos)(Ω) 1 2 200 2,78 5,56 1 3 100 1,39 2,78 1 4 115 1,74 3,48 2 4 100 1,39 2,78 3 4 75 1,04 2,08 Tabela A.5: Carateristicas das linhas para a rede 2. Linhas Dimensão (km) Resistência (1 polo)(Ω) Resistência (2 polos)(Ω) 1 3 102 0,55 1,1 1 4 51 0,27 0,54 2 4 20 0,11 0,22 3 4 82 0,44 0,88 5 2 65 1 2