Estudo de mitigação de transitórios de chaveamento de capacitores

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Os transitórios eletromagnéticos no sistema elétrico de um terminal integrador portuário motivou o estudo aqui apresentado, em que se realizaram 12 simulações computacionais considerando três alternativas de solução para a redução das perturbações, envolvendo reatores e resistores em série com os bancos de capacitores e chave seccionadora a vácuo com sistema de fechamento na passagem pelo zero de tensão. Veja os resultados.

Glássio Costa de Miranda, da Universidade Federal de Minas Gerais, e Henrique Fantoni Primo, da SM&A Sistemas Elétricos

Data: 30/05/2017

Edição: EM Abril 2017 - Ano - 45 N^o 517

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Devido à necessidade de correção do fator de potência na entrada do sistema elétrico analisado neste trabalho, conforme Prodist Procedimentos de Distribuição da Aneel Agência Nacional de Energia Elétrica, e a Resolução Aneel n o 414, de 09 de setembro de 2010 (que estabelece as condições gerais de fornecimento de energia elétrica), fez-se necessária a inclusão de um montante de reativos da ordem de 4,4 Mvar em 13,8 kV. Essa potência reativa foi dividida em quatro estágios de 1,1 Mvar cada, agrupados dois a dois nas barras A e C mostradas na figura 1, e chaveados de acordo com a operação das cargas da planta industrial. Neste trabalho são analisadas três alternativas para a mitigação dos transitórios (denominados de oscilatórios pela norma IEEE Std.1159 (2009) [1]) causados pelo chaveamento desses bancos. Tais transitórios duram em torno 150 a 200 ms e podem provocar desligamentos indevidos de cargas sensíveis (inversores de frequência e equipamentos eletrônicos) e queima de reatores e bancos de capacitores e outros elementos do sistema elétrico.

Modelamento do sistema

Modelou-se o sistema elétrico do terminal integrador portuário no programa ATPDraw, considerando uma fonte de tensão trifásica a partir do modelo AC source (1&3), com 13,8 kV_RMS entre fases e uma corrente de curto-circuito trifásica igual 5,2 kA, calculada conforme a norma IEC 60909 [2].

As cargas alimentadas na barra A foram modeladas como uma carga equivalente a partir do modelo RLC 3-ph, de acordo com os valores apresentados na tabela I.

Utilizaram-se dois estágios com conexão duplo-estrela isolada para o modelamento dos bancos de capacitores BC-01 e BC-02, sendo duas unidades capacitivas de 183,33 kvar em 13,8 kV por fase, totalizando 1,1 Mvar por estágio. As unidades foram modeladas como elementos lineares a partir do modelo Capacitor.

O modelo RLC 3-ph foi utilizado para a representação dos cabos C-01, C-02 e C-03 da figura 2, considerando-se os parâmetros elétricos obtidos de catálogo de cabo de média tensão e as seguintes características: modelo Eprotenax (Prysmian), um cabo monopolar por fase, seção 50 mm², classe 15 kV e comprimentos de 15 m (C-01) e 5 m (C-02 e C-03).

Para a mitigação dos transitórios eletromagnéticos gerados durante o chaveamento dos bancos de capacitores BC-01 e BC-02, analisaram-se três alternativas, descritas a seguir.

Alternativa 1: Inclusão de resistores (R-01 e R-02) e reatores (L-01 e L-02) em série com os bancos

Conforme apresenta a tabela II, os valores das distorções harmônicas de tensão (DHTv) calculados, considerando apenas a inclusão dos bancos BC-01, BC-02, BC-03 e BC04, estão acima do limite de 5% recomendados pela norma IEEE Std. 519 (2014) [3].

Dessa forma, definiram-se os valores dos resistores (R-01, R-02, R-03 e R-04) e indutores (L-01, L-02, L-03 e L-03) para se obterem filtros harmônicos (FH-01, FH-2, FH-03 e FH-04) dessintonizados de 3,8a ordem harmônica e com fator de qualidade igual a 40, reduzindo assim os níveis de DHTv. Tais componentes foram modelados como elementos lineares a partir dos modelos Resistor e Indutor.

Alternativa 2 – Utilização de chave seccionadora tripolar a vácuo em cada estágio, com sistema de monitoramento Zero Voltage Closing (ZVC)

Esse sistema é capaz de realizar a manobra individual de cada fase no instante em que a tensão passa por zero, no momento seguinte ao comando de fechamento. Modelaram-se as chaves a vácuo CV-01 e CV-02 como monopolares, a partir do modelo Switch time_controlled;

Alternativa 3 – Inclusão de resistores (R-01 e R02) e reatores (L-01 e L-02) em série com os bancos e utilização de uma chave seccionadora tripolar a vácuo em cada estágio com monitoramento Zero Voltage Closing (ZVC)

Como é evidente, a alternativa 3 é a junção das alternativas 1 e 2.

A figura 2 mostra o circuito equivalente utilizado no ATPDraw para as simulações de manobras considerando apenas os bancos de capacitores e também as simulações adotando a alternativa 2 (chave com ZVC).

Já a figura 3 apresenta o circuito equivalente utilizado no ATPDraw para as simulações considerando a adoção das alternativas 1 (reatores e resistores) e 3 (reatores, resistores e chave com ZVC).

Simulações e análises

De forma a comprovar a eficácia dos métodos descritos acima, e também definir o mais indicado entre eles para o sistema elétrico analisado, realizaram-se 12 simulações, sendo oito manobras de fechamento (energização) e quatro de abertura das chaves CV-01 e CV02. As características dessas simulações são descritas na tabela III, e seus resultados resumidos na tabela IV.

Conforme se observa nesta tabela IV e na figura 4, a sobretensão máxima na barra A durante a energização do BC-01, sem mitigação dos transitórios eletromagnéticos (simulação 1), chega a 186% da tensão nominal (Vn). Este valor está bem acima do recomendado pelos fabricantes de inversores de frequência e equipamentos eletrônicos (Vmax < 130%, para transitórios) [4]. Apesar de as sobretensões máximas obtidas no banco de capacitores serem da ordem de 188% de Vn, pode-se verificar na figura 5 que o tempo é da ordem de milissegundos. Conforme a norma NBR 5282 (1998) [5], a suportabilidade dos capacitores neste caso é extremamente elevada, situando-se acima deste valor.

Com adoção da alternativa 1 (simulações 3 e 4), pode-se observar, na figura 6, que a inclusão dos reatores e resistores em série com os bancos e capacitores reduziu as sobretensões na barra A para valores em torno de 105% da Vn. Já a sobretensão máxima obtidas nos bancos de capacitores foi de 185% da Vn.

Já com a alternativa 2, utilização das chaves a vácuo com ZVC (simulações 5 e 6), as sobretensões máximas na barra A e nos bancos de capacitores foram de 132% Vn, valores levemente acima do recomendado pelos fabricantes de equipamentos sensíveis.

Nas simulações 7 e 8, observouse que, com a inclusão dos reatores e resistores em série com os bancos de capacitores e a utilização das chaves a vácuo com ZVC (alternativa 3), as tensões na barra A ficaram próximas à nominal e a sobretensão máxima nos bancos de capacitores foi de 141% Vn.

Nesta mesma tabela IV se observa que as manobras de abertura das chaves CV-01 e CV-02 (simulações 9 e 10) não provocam sobretensões significativas na barra A, porém, filtro de nos bancos de capacitores, o valor máximo obtido foi de 146% Vn. O mesmo se pode afirmar das tensões na barra A em relação às simulações 11 e 12, que contemplam a adoção _ da alternativa 1 a sobretensão máxima nos bancos de capacitores foi de 157% Vn (figura 7).

Em relação às sobrecorrentes transitórias, como era esperado, pôde-se observar nos resultados (tabela IV e figura 8) que o valor máximo foi verificado durante a energização do BC-02, sem mitigação dos transitórios eletromagnéticos e com o BC-01 ligado (simulação 2), chegando a 225,79 vezes a corrente nominal (In) dos bancos de capacitores. Este valor está bem acima do recomendado, de 100 x In, pela NBR 5282 [5]. Essas correntes extremamente elevadas correspondem a uma troca de energia entre os bancos BC-01 e BC-02, pouco influindo a contribuição do sistema. Dernomina-se de back-to-back este tipo de energização de bancos de capacitores em paralelo.

Com a inclusão dos reatores e resistores em série com os bancos (alternativa 1), pode-se observar na figura 9 que as sobrecorrentes máximas de pico obtidas na simulação 4 diminuíram para valores inferiores a 5 x In.

Conforme se verifica na figura 10, as sobrecorrentes máximas obtidas na simulação 6, considerando a utilização das chaves a vácuo com ZVC (alternativa 2), foram reduzidas para 92,23 x In, valores levemente abaixo do recomendado pela NBR 5282 [3].

Na simulação 8, observa-se que com a inclusão dos reatores e resistores em série com os bancos e capacitores e a utilização das chaves a vácuo com ZVC (alternativa 3), as sobrecorrentes máximas verifidas foram em torno de 2,45 x In.

Conforme mostram os resultados das simulações, das três alternativas analisadas, do ponto de vista estritamente técnico, a melhor para a mitigação dos transitórios eletromagnéticos, de forma a evitar desligamentos indevidos de cargas sensíveis (inversores de frequência e equipamentos eletrônicos) e a queima de reatores, bancos de capacitores e outros elementos, é a alternativa 3, ou seja, a inclusão de reatores e resistores em série, em conjunto com chaves a vácuo com sistema ZVC (simulação 8). Essa solução, no entanto, tem custo elevado, pois uma chave com sistema ZVC chega a ser 140% mais cara do que uma chave comum.

Conforme descrito anteriormente e apresentado na tabela II, os valores de DHTv do sistema analisado, considerando apenas a inclusão dos bancos BC-01, BC-02, BC-03 e BC-04, situam-se acima do limite recomendado pela Norma IEEE Std. 519 [3]. Com a adoção da alternativa 1, que, como vimos, consiste na inclusão de reatores e resistores em série com os bancos de capacitores, obtém-se, além da redução desses níveis para valores inferiores a 5%, também a mitigação dos transitórios eletromagnéticos para valores operacionalmente aceitáveis. Dessa forma, adotou-se esta solução, por ser a que apresenta a melhor relação custo-benefício para o sistema elétrico analisado.

Conclusões

Mediante os resultados das 12 simulações realizadas, observa-se a importância dos estudos de análise de alternativas para mitigar as solicitações transitórias de tensão e corrente ao sistema elétrico, devidas a manobras em bancos de capacitores.

A forma (monopolar ou tripolar) e o instante de fechamento das chaves a vácuo influi diretamente nos valores das sobretensões e sobrecorrentes transitórias geradas no sistema. Os resultados obtidos com a utilização do sistema de monitoramento ZVC (simulações 5, 6, 7 e 8) apresentaram valores inferiores aos das simulações com fechamento tripolar (simulações 1, 2, 3 e 4). Entretanto, devido ao seu elevado custo, a chave com sistema ZVC deve ser adotada apenas quando não for necessária a redução dos níveis de DHTv, ou quando apenas a adoção dos filtros harmônicos (alternativa 1) não reduzir significativamente os valores das sobretensões e sobrecorrentes transitórias.

De maneira geral, utilizam-se chaves a vácuo para manobras de bancos de capacitores de até 36 kV. Há uma nova tecnologia em manobra de correntes capacitivas, conhecida como chave livre de transientes. Basicamente, é uma chave a vácuo com diodos em paralelo em cada polo. No momento em que a tensão passa por zero e está na mesma polaridade dos diodos, a chave passa a conduzir e, logo em seguida, o polo principal se fecha. Resultado: manobra do banco sem produção de transientes. Atualmente, essas chaves estão disponíveis apenas para instalação em ambiente interno e para tensões de 15 kV, mas existem trabalhos em desenvolvimento para aplicação dessa tecnologia em ambiente externo em até 36 kV.

Para tensões superiores a 36 kV (145 kV, 245 kV, 500 kV...), utilizam-se, na prática, disjuntores de uso externo sem e com sincronismo (dispositivo com função similar ao controle ZVC), para o chaveamento de bancos de capacitores e/ou filtros harmônicos.

Neste artigo, comprovou-se que a implementação dos filtros harmônicos (alternativa 1) minimizou consideravelmente os valores das sobretensões, para 105% de Vn, e das sobrecorrentes transitórias na configuração back-to-back, para 4,47 x In, além de reduzir os níveis de DHTv de 12,2% para 1,3%, valor inferior ao limite de 5% recomendado pela normalização.

Para o sistema elétrico analisado, portanto, a opção mais indicada é a correção de reativos através da inclusão dos filtros harmônicos dessintonizados de 3,8a ordem harmônica.

Referências

1. IEEE Std. 1159-2009. IEEE Recommended Practice for Monitoring Electric Power Qualit y. 2009.
2. IEC 60909-2001; Shor t-circuit Currents In TreePhase A.C. Systems. 2001.
3. IEEE Std. 519-2014. IEEE Recommended Practice and Requirements for Harmonic Control in Electric Power Systems. 2014
4. Garcia, F. R.; Silva, A. M.; Almeida, P. R.; Lemes, M. I., Aplicação de Equipamentos de Compensação Reativa em Sistemas Industriais sob os Aspectos de Harmônicos e Transitórios de Manobra: Estudo de Casos Reais. Revisão E, CBQEEE, 2015.
5. ABNT NBR 5282 (1998): Capacitores de Potência em Derivação para Sistemas de Tensão Nominal acima de 1000V – Especificação. 1998.
6. ANSI C37.012-1979 – Application Guide for Capacitance Current Switching for AC High-Voltage Circuit Breakers Rated on a Summetrical Current Basis. 1979.
7. Araújo, A. E.; Neves, W. L. A.: Cálculo de Transitórios Eletromagnéticos em Sistema de Energia. 1a ed., BH: Ed. UFMG, 2005, 260p.
8. Zanetta Júnior, L. C.: Fundamentos de Sistemas Elétricos de Potência. 1a ed., SP: Ed. Livraria da Física, 2006, 312p.
9. Zanetta Júnior, L. C.: Transitórios Eletromagnéticos em Sistemas de Potência. Vol. 52, SP: Ed. Edusp – Editora da Universidade de São Paulo, 2003, 712p.
10. Moura, D. F. P.; Dantas, K. M. C.; Neves W. L. A.; Fernandes Júnior, D.: Estudo de Surtos Decorrentes de Manobras em Bancos de Capacitores – Procedimentos Computacionais e Medidas Mitigadoras. 96708, SBSE 2012.