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1 As siglas para conversores comutados pela linha e para conversores fonte de tensão são mais usadas em inglês (LCC e VSC).

ANÁLISE DE CONVERSORES CMM EM PONTE SEMICOMPLETA FRENTE A CURTOS-

CIRCUITOS NA LINHA CC

JOSE R. LEBRE, EDSON H. WATANABE

Laboratório de Eletrônica de Potência, COPPE, Universidade Federal do Rio de Janeiro

Ilha do Fundão,CEP: 21945-970, Caixa Postal:68515, Rio de Janeiro – RJ E-mails: [email protected], [email protected]

Abstract Short-circuit on the DC line is the major deficiency of voltage sourced converters based high voltage direct current (HVDC) system. This paper describes a model of a MMC converter with chopper cells and semi-fullbridge cells and compares its

performance when submitted to faults in DC line of a HVDC transmission system. The semi-fullbridge cell adopted needs three

semiconductors switches instead of four and solves the redundancy problem from the operations modes of the fullbridge topolo-

gy. This study is motivated by the actual tendency for investments in very high power multi-terminal HVDC transmission sys-

tems which demands robustness against short-circuits. Furthermore, for these multi-terminal systems, there is a demand for a

good coordination between the elements of the protection system.

Keywords HVDC, MMC, Multilevel converters, DC faults.

Resumo O curto-circuito na linha c.c é a principal deficiência de sistemas CCAT (Corrente Contínua em Alta Tensão) basea-dos em conversores fonte de tensão (VSC). Este trabalho descreve um modelo de conversor CMM com submódulos em meia

ponte e ponte semicompleta e compara o desempenho dessas topologias frente a curtos-circuitos no lado c.c de um sistema de

transmissão em corrente contínua. O submódulo em ponte semicompleta adotado usa três chaves semicondutoras ao invés de

quatro e resolve o problema da redundância de modos de operação da topologia em ponte completa. Esse estudo é motivado pela

tendência atual por investimentos em sistemas de transmissão multiterminal em corrente contínua de alta potência que demandam

grande robustez contra curtos-circuitos. Além disso, para sistemas multiterminais em corrente contínua existe a demanda por uma

coordenação da proteção entre os diferentes pontos de conexão.

Palavras-chave CCAT, CMM, Conversores multinível, Curto-circuito CC.

1 Introdução

Para construção de sistemas CCAT (Corrente

Contínua em Alta Tensão), existem várias topologias

de conversores que transformam energia em corrente

alternada para corrente contínua. Dentre eles, existem

os chamados conversores do tipo fonte de corrente,

como o LCC1 (Line Commutated Converter), e os do

tipo fonte de tensão, como o Voltage Source Conver-

ter1 (VSC). Nos últimos anos ganhou força o Con-

versor Modular Multinível (CMM) (Marquadt,

2003), que possui vantagens quanto à robustez, con-

fiabilidade e capacidade de transmissão de potência

quando comparado aos VSC convencionais de dois e

três níveis. Com relação aos conversores fonte de

corrente, uma das principais desvantagens dos con-

versores fonte de tensão é a baixa robustez contra

curtos-circuitos na linha c.c (Kim, 2009), uma das

razões pelas quais o LCC ainda é o mais utilizado

para sistemas de transmissão CCAT usando linha

aérea. O CMM típico é constituído de submódulos

em meia ponte e, assim como o VSC de dois e três

níveis, depende de disjuntores c.a para bloquear a

corrente em caso de curto-circuito na linha c.c, o que

força a corrente de curto a passar pelo conversor, até

que a proteção do lado c.a atue.

Entretanto, forçando a corrente a passar através

dos capacitores de um CMM, é possível melhorar o

desempenho de sistemas CCAT contra curtos-

circuitos no lado c.c. Para tanto, podem-se usar sub-

módulos em ponte completa. Esta topologia de sub-

módulo foi apresentada em (Peng, 1995), para apli-

cação em conversores ligados em derivação com a

rede, como STATCOMs e filtros ativos. A partir

dessa topologia, é possível controlar três níveis na

saída (estado positivo, negativo e zero). Porém, para

aplicação no CMM, somente o estado positivo e o

zero são demandados em regime permanente. Por

isso, considera-se que alguns estados de operação do

submódulo em ponte completa são redundantes,

podendo ser eliminado o uso de uma das chaves,

reduzindo a quantidade de componentes necessários

para a realização do conversor.

Sistemas comerciais de CMMs com submódulos

em meia ponte (Gemmell, 2008) podem utilizar um

tiristor ultrarrápido através do qual ao corrente de

curto é desviada até que a proteção c.a atue.

Em (Li, 2013) é proposto um método de supres-

são de defeitos no lado c.c com o uso de chaves bidi-

recionais baseadas em tiristores ultrarrápidos. Essa

técnica fecha um curto-circuito entre os braços do

conversor impedindo o sistema c.a de alimentar o

curto no lado c.c, que decai até que o sistema possa

ser novamente energizado. Em (Soto, 2010) e (Mar-

quardt, 2010), a capacidade do conversor baseado em

submódulos em ponte completa é abordada.

No presente trabalho é apresentada a estrutura

básica do conversor CMM usado no estudo, diferen-

ciando a topologia típica em Meia Ponte da nova

topologia proposta em Ponte Semicompleta. São

apresentados também, o sistema de controle e as

lógicas de operação adotadas para analisar o compor-

tamento do CMM, tanto no desligamento como no

religamento, quando o sistema CCAT é sujeito a um

curto-circuito do lado c.c, mostrando as vantagens da

topologia proposta.

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

2454

mailto:[email protected]

2 Topologia e Operação do CMM

A Figura 1(a) apresenta a estrutura básica do

CMM. Cada braço é formado por um número igual

de submódulos em série com uma indutância, que na

literatura é chamada de indutor buffer (Hagirawa,

2008), que serve para evitar altos di/dt nos instantes

de chaveamento. Cada submódulo contém um con-

junto de chaves e um capacitor c.c. O conversor

CMM típico é composto por submódulos como os da

Figura 1(b), em meia ponte. Na Figura 1(c) é apre-

sentada a configuração em ponte semicompleta, que

é o circuito utilizado neste trabalho.

A soma da tensão dos capacitores no modo co-

nectado de uma perna deve ser igual à tensão da

linha c.c. Logo, para a realização do controle, é ne-

cessário que em cada instante, metade dos submódu-

los de cada perna esteja no modo conectado.

Figura 1 (a) Diagrama do circuito do CMM com 4. (b) submódulo

em Meia Ponte; (c) submódulo em Ponte Semicompleta.

A Tabela 1 mostra os modos de operação de um

submódulo em meia ponte. Quando S1 está ligada, o

capacitor do submódulo correspondente está conec-

tado, seja carregando através de D1, ou descarregan-

do através de S1. Com S2 ligada, o submódulo fica

em estado de by-pass. Se S1 e S2 estiverem desliga-

das em todos os submódulos, ainda assim o conver-

sor pode atuar como um retificador, pela operação

dos diodos enquanto a rede c.a não for desconectada.

A Tabela 2 mostra os modos de operação de um

submódulo em ponte semicompleta para operação

em um CMM. Em regime permanente, o submódulo

trabalha de forma semelhante à meia ponte, com S4

ligada durante toda a operação e D3 fica ocioso.

Tabela 1 Modos de operação do CMM em meia ponte.

S1 S2 VT1 – VT2

(V)

Capacitor conectado 1 0 Vc

Capacitor desconectado 0 1 0

Tabela 2. Modos não redundantes de operação do CMM em ponte

semicompleta.

S1 S2 S4 VT1 – VT2

(V)

Capacitor conectado 1 0 1 Vc

Capacitor desconectado 0 1 1 0

3 Comportamento dos Conversores CMM Frente

a Curtos-Circuitos CC

No momento que ocorre um defeito na linha c.c,

a primeira ação de proteção é desligar as chaves

semicondutoras dos conversores, de tal modo a pro-

tegê-las. Porém, como pode ser visto na Figura 2,

durante um curto-circuito na linha c.c, o CMM atua

como um retificador, alimentando o curto-circuito

indefinidamente até que a proteção c.a atue, ou até

que algum diodo de potência seja destruído, abrindo

forçadamente o circuito. Além disso, as tensões nos

capacitores são mantidas nos valores em que estavam

no instante anterior ao desligamento das chaves.

Figura 2 Exemplo de caminho da corrente para CMM atuando

como retificador durante um curto-circuito na linha c.c.

SM 1

SM 2

SM 3

SM 4

a b c

SM 1

SM 2

SM 3

SM 4

SM 1

SM 2

SM 3

SM 4

SM 1

SM 2

SM 3

SM 4

SM 1

SM 2

SM 3

SM 4

SM 1

SM 2

SM 3

SM 4

ccv

Braço

Submódulo

S1 D1

D2

C

S1 D1

S2 D2

D3

S4 D4

C

S2

T1

T2

T1 T2

(b) (c)

(a)

Perna

CA


2455

Conversores com submódulos em ponte semi-

completa têm comportamento diferente quando sub-

metidos a um curto-circuito na linha c.c. Não há

necessidade de atuação do sistema de proteção c.a. O

comportamento do CMM frente a um curto-circuito

c.c pode ser dividido em três estágios: antes da de-

tecção do curto; decaimento da corrente após o desli-

gamento das chaves; bloqueio após a desenergização

das indutâncias dos braços.

Do instante do curto-circuito até a sua detecção

o CMM opera como se não houvesse curto, porém

com a corrente crescente.

A partir da detecção do curto-circuito, as chaves

são cortadas. Após o corte das chaves, as correntes

nos braços conservam o sentido devido à inércia de

corrente dos indutores de buffer. Logo, os pares de

diodos D2/D3 e D1/D4 conduzem, como mostrado

na Figura 3, até que a energia presente nos indutores

dos braços decaia a zero. Com isso, todos os capaci-

tores sofrem uma variação de tensão, que depende do

nível de corrente no braço no instante de desligamen-

to das chaves. No entanto, como a corrente nos bra-

ços pouco ultrapassa a corrente nominal até o blo-

queio, esta variação é pequena (poucos por cento da

tensão nominal do capacitor). Devido ao sentido da

corrente de curto-circuito, na maioria dos casos, a

corrente será positiva no sentido de baixo para cima

da Figura 3 no momento em que as chaves são desa-

bilitadas.

Após o decaimento das correntes nos braços, a

nova configuração do circuito impede que haja fluxo

de cargas do lado c.a do sistema para a linha c.c. A

Figura 4(a) e a Figura 4(b) mostram a configuração

equivalente de duas partes do sistema após o desli-

gamento das chaves, onde Vbraço é a soma de todas as

tensões dos capacitores em um braço. Além disso, a

tensão nominal do elo c.c é igual à Vbraço, pois é

controlada com metade dos submódulos de cada

perna do conversor. Isso mostra que, após o desliga-

mento das chaves, existe uma tensão duas vezes

maior que a tensão nominal do elo c.c entre os termi-

nais de linha c.a e o curto-circuito. Porém, como a

tensão do elo usualmente é projetada para ter um

valor próximo do valor de pico da tensão de linha

c.a, o curto-circuito fica totalmente isolado.

Figura 3 CMM em ponte semicompleta sem chave redundante.

Durante o processo de extinção do curto-circuito, as correntes

atravessam os capacitores sempre de modo a carregá-los.

Figura 4 (a) Limitação do fluxo de cargas entre um braço superior

e um inferior. (b) Limitação do fluxo de cargas entre dois braços

inferiores.

4 Resultados de Simulação

4.1 Configuração do Sistema

Para demonstrar a diferença do uso das duas to-

pologias de submódulos foram feitas simulações no

Simulink - Matlab de um sistema de transmissão

CCAT ponto a ponto simétrico. O sistema consiste

em duas barras c.a que estão interconectadas por uma

linha c.c através de transformadores em delta-estrela

e de conversores CMM, como na Figura 5. Estes são

compostos por 4 submódulos de 10 kV em cada

braço, o que resulta em 40 kV de tensão na linha c.c,

supondo que não há submódulos reservas. A Tabela

3 resume os dados do sistema simulado.

Figura 5 Sistema CCAT ponto a ponto.

Tabela 3 Parâmetros do sistema simulado.

Tensão c.c nominal 40 kV

Potência nominal 25 MW

Corrente c.c nominal 625 A

Submódulos por braço 4

Tensão nominal dos capacitors 10 kV

Capacitância por Submódulo 4700 µF

Indutância por braço 3 mH

Tensão c.a nominal 230 kV

SCR do sistema c.a 5,66

Reatância do sistema c.a 51,92 Ω

Relação de transformação 10:1

Frequência nominal 60 Hz

Frequência do PWM do CMM 2 kHz

Impedância de acoplamento c.a 0,01 + j0,15 pu

Constante de inércia do CMM 225,6 ms

Resistência da linha c.c 0,0398 Ω/km

Indutância da linha c.c 0,00104 H/km

Capacitância da linha c.c 0,0113 µF/km

Comprimento da linha 50 km

CAa

bc

i+a

i-a

i+b

i-b

i+c

i-c

Vbraço

Vab

Vbraço

Vbraço

Vcb

Vbraço

(a) (b)

Sistema

1

T2 Sistema

2

CMM 1

+

-

A

C

B

CMM 2

+

-

A

C

B

Cabo

Cabo

VccT1

B1 B2

icc1 icc2vdq2, idq2, p2 ,q2vdq1, idq1, p1 ,q1


2456

4.2 Controle do CMM

Para controlar a tensão na linha c.c e o fluxo de

potência do sistema foi utilizado um controle desa-

coplado baseado em (Haileselassie, 2008), com dois

laços de realimentação, um para correntes de referên-

cia e outro para as tensões de referência nos eixos

estacionários que fornecem o sinal de controle para a

modulação. A convenção de sentido de corrente

considera positiva a corrente que sai do conversor.

Para otimizar a resposta, foram inseridos incrementos

na referência de sinal baseado no controle descrito

em (Guan, 2011). A partir da transformada de Park

com potência constante, tem-se que:

(1)

(2)

(3)

A corrente de referência do eixo direto , para cada

conversor é calculada por:

(4)

(5)

onde corresponde a corrente de referência do

conversor que controla o fluxo de potência e é a

corrente de referência do conversor que controla a

tensão no elo. A equação (4) é acrescentada em (5)

para acelerar o controle de tensão na linha c.c. Para a

corrente de referência do eixo em quadratura , a

diferença entre os dois conversores é a potência rea-

tiva de referência desejada em cada barra CA:

(6)

As tensões de referência são obtidas da seguinte

forma:

(7)

. (8)

A Figura 6 apresenta o diagrama de blocos do

sistema de controle. Os comandos “Reset” atuam no

momento de religar o sistema, pois o mesmo ficaria

com o controle saturado se mantivesse o sinal acu-

mulado desde o curto-circuito. As variáveis vd1, vq1, id1, iq1, q1, vd2, vq2, id2, iq2 p2 e q2 são medidas nas

barras B1 e B2, respectivamente (Figura 5). A tensão

c.c vcc é medida nos terminais do CMM 1. O conver-

sor CMM 1 é o responsável pelo controle da tensão

na linha c.c e pela potência reativa na barra do Sis-

tema 1. Enquanto isso, o conversor CMM 2 é respon-

sável pelo controle do fluxo de potência transmitido

pela linha e pela potência reativa do Sistema 2. Com

isso a potência real na barra do Sistema 1 é igual à

potência na barra do Sistema 2 somadas as perdas na

linha c.c. A Tabela 4 mostra os ganhos adotados na

simulação. Todos os valores estão em pu.

Tabela 4 Ganhos utilizados na simulação.

Kp1 Kp2 Kp3 Kp4 Kp5 Kp6 Kp7 Kp8

10 0.2 0,5 0,2 0,2 0,2 0,2 0,2

Ki1 Ki2 Ki3 Ki4 Ki5 Ki6 Ki7 Ki8

10 2 5 2 2 2 2 2

Figura 6 Diagrama dos blocos dos controladores da (a) tensão c.c;

(b) potência reativa no CMM 1; (c) potência real no CMM 2; (d)

potência reativa no CMM 2.

As tensões de referência são enviadas para um

sistema de modulação do tipo PDPWM (phase dis-

position pulse width modulation) (Carrara, 1992),

com 2 kHz de frequência de chaveamento. Este mé-

todo é usado devido ao pequeno número de submó-

dulos no estudo. Com o uso de mais submódulos os

métodos de modulação tendem a ter menos chavea-

mentos por ciclo, proporcionando consideravelmente

menos perdas (Qingrui, 2011).

Para balanceamento da tensão nos capacitores de

cada conversor foi utilizada a lógica de que cada

capacitor deve conduzir nos dois sentidos de corrente

o mesmo intervalo de tempo. Logo, a cada mudança

de nível na saída do controle de modulação, os sub-

módulos são acionados de acordo com o valor de

tensão instantânea e o sentido da corrente no braço

em que o submódulo está inserido.

Em regime permanente, as tensões de linha na

saída c.a do conversor são conforme mostrado na

Figura 7(a), com nove níveis. A corrente c.a, com

baixo conteúdo harmônico é obtida conforme mos-

trado na Figura 7(b). As tensões e as correntes nos

capacitores em regime permanente são conforme

mostrado nas Figura 7(c) e Figura 7(d). As correntes

possuem valor médio diferente de zero devido a

componente c.c da corrente que circula entre os con-

versores.

4.3 Resposta do CMM em Meia Ponte

Para a simulação, os capacitores começam car-

regados, de tal modo que um transitório inicial ocorre

devido à energização inicial da linha. Uma rampa de

potência é dada até que o sistema se aproxime do

Vcc*

vcc

PI1

id2*

id1*

id1

vd1*

vd1

R

iq1L

q1

Q1*

PI2iq1*

iq1

vq1*

vq1

R

id1L

PI5

PI6

p2

P2*

PI3id2*

id2

vd2*

vd2

R

iq2L

PI7

q2

Q2*

PI4iq2*

iq2

vq2*

vq2

R

id2L

PI8

2/(3*vd1)

3/2

2/(3*vd2)

3/2

2/(3*vd2)

3/2

Reset Reset

Reset Reset

Reset Reset

Reset Reset

(c)

(b)

(a)

(d)


2457

regime permanente e então, no instante t = 1 s, ocorre

um curto-circuito de baixa impedância (1 Ω) entre os

dois polos da linha de transmissão c.c no extremo

próximo ao conversor que controla o fluxo de potên-

cia. Então, quando a corrente na linha c.c atinge 1,6

vezes a corrente nominal em algum dos extremos,

considera-se que há um curto na linha. Então é inici-

ado o processo de proteção e religamento. A primeira

ação é desligar todas as chaves dos conversores para

evitar que a corrente de curto passe pelos IGBTs.

Figura 7 (a) Tensões na saída c.a do CMM 1 em regime permanen-

te. (b) Correntes na saída c.a do CMM 1. (c) Tensão nos capacito-

res. (d) Corrente que atravessa os capacitores de um braço superior

do conversor que controla a tensão.

Segue-se que, após o curto-circuito, a proteção

c.a demora 150 ms para atuar (ONS, 2001), abrindo

o circuito e permitindo a desenergização da linha c.c.

No momento em que a corrente chega ao patamar de

5 A, é considerada a extinção do curto-circuito. En-

tão, uma chave é acionada para conectar os polos em

cada extremidade através de uma resistência, o que

termina de descarregar a linha c.c. Para sistemas

bipolares é possível o uso do disjuntor de retorno

pelo solo (MRTB - Metalic Return Transfer Breaker)

que força a extinção do curto-circuito mais rapida-

mente (Hara, 2001). Após a extinção do curto-

circuito, se espera mais 200 ms de tempo morto (Su-

nabe, 2000) para desenergização da linha e então é

enviado o comando para o disjuntor religar, ao qual é

dado mais 20 ms de atraso. Neste instante é dado o

comando para religar os conversores.

A Figura 8 mostra as correntes c.c medidas no

ponto de conexão dos conversores com a linha. A

partir do instante em que se dá o defeito, os sistemas

c.a de ambos os lados da linha fornecem energia,

sendo o CMM 2 o que sofre o maior efeito por se

encontrar mais próximo ao curto-circuito. Até o

momento em que a proteção c.a atua, os diodos de

potência devem suportar a corrente de curto cerca de

10 vezes maior que a nominal. A corrente provenien-

te do CMM 1 demora mais a decair após a abertura

da proteção c.a devido a maior impedância vista do

defeito. A Figura 9 mostra a tensão na linha c.c me-

dida no conversor CMM 1. Durante o tempo de espe-

ra para a atuação da proteção c.a, a tensão oscilou na

frequência da linha com valores abaixo da tensão

nominal. No momento do religamento, ocorre uma

breve sobretensão na linha devido ao carregamento

da mesma. A Figura 10 compara a potência real das

barras c.a, que flui do Sistema 1 para o Sistema 2.

Como após a identificação do defeito o controle dos

conversores é desligado, o fluxo de potência no con-

versor CMM 2 se inverte para alimentar o defeito.

No instante de religamento percebe-se um transitório

diferente do registrado no início da simulação. Isso

ocorre devido ao esforço do controle para regular a

tensão dos capacitores de volta para o patamar pré-

falha, pois, como é mostrado na Figura 11, as tensões

nos capacitores são mantidas no patamar em que

estavam no momento em que o controle desativou e

bloqueou as chaves.

Figura 8 Correntes c.c na saída dos conversores em meia ponte.

Figura 9 Tensão na c.c medida junto ao CMM 1.

2.9 2.92 2.94 2.96 2.98 3-1000

-500

0

500

1000

Tempo (s)

Corr

ente

(A

)

Correntes nos capacitores dos submódulos

2.9 2.92 2.94 2.96 2.98 39.5

10

10.5

Tempo (s)

Tensão (

kV

)

Tensões nos capacitores dos submódulos

2.9 2.92 2.94 2.96 2.98 3

-1000

0

1000

Tempo (s)

Corr

ente

(A

)

Correntes na saída do conversor CMM 1

2.9 2.92 2.94 2.96 2.98 3-50

0

50

Tempo (s)

Tensão (

kV

)

Tensões na saída do conversor CMM 1

(c)

(d)

(a)

(b)

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3-2000

0

2000

4000

6000

Tempo (s)

Corr

ente

(A

)

Icc 1

Icc 2

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3

0

20

40

60

Tempo (s)

Tensão (

kV

)


2458

Figura 10 Potência real nas barras c.a.

Figura 11 Tensão nos capacitores.

4.4 Resposta do CMM em Ponte Semicompleta

Com o uso do CMM provido de submódulos em

ponte semicompleta, a corrente c.c proveniente do

sistema c.a é bloqueada quase que instantaneamente

após o curto-circuito. Então, em menos de 2 ms a

corrente presente na linha é descarregada, como pode

ser visto na Figura 12, e, com mais detalhe, na Figura

13. No momento em que o curto-circuito é conside-

rado extinto, aciona-se uma chave que conecta os

polos do sistema através de uma resistência nas duas

extremidades para terminar de descarregar a linha.

Com efeito, não há necessidade de atuação do siste-

ma de proteção c.a. A Figura 14 mostra a tensão na

linha c.c que, no momento do desligamento dos con-

versores, sofre um transitório para aproximadamente

-1 p.u. Este ocorre devido à inércia de corrente dos

indutores dos braços do conversor, que conectam os

capacitores invertidos no circuito. No detalhe, a Fi-

gura 15 mostra o comportamento da tensão durante o

transitório. A Figura 16 e a Figura 17 mostram as

correntes nos diodos D2 e D3 de um submódulo.

Essa corrente de decaimento dos diodos passa pelos

capacitores, provocando um pequeno carregamento.

O transitório de religamento é mostrado na Figura

18, que mostra a potência real nas barras c.a. Dessa

vez, como o defeito é sanado rapidamente, não ocor-

rem sobrecorrentes no lado c.a nem reversão de fluxo

de potência do CMM 2. A Figura 19 mostra as ten-

sões nos capacitores de um braço do conversor CMM

1. O transitório de desligamento foi de baixa potência

e não fez a tensão ultrapassar o pico do ripple.

Enquanto a ponte semicompleta demora poucos

milissegundos para eliminar o defeito, o sistema em

meia ponte demanda o tempo do sistema de proteção

c.a, tanto para desligar como para ligar. Além disso,

o decaimento da corrente de curto-circuito começa

num patamar mais elevado, fazendo o tempo de reli-

gamento ser maior.

Figura 12 Correntes c.c dos conversores em ponte semicompleta.

Figura 13 Detalhe das correntes c.c no momento do defeito.

Figura 14 Tensão no elo c.c medida nos terminais do conversor

CMM 1.

Figura 15 No detalhe, o comportamento transitório da tensão

medida no CMM 1 durante o descarregamento da linha c.c após o

curto-circuito.

Figura 16 No detalhe, a corrente em D2 durante o transitório de

desligamento em um dos submódulos do CMM 1.

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3-100

-50

0

50

100

Tempo (s)

Potê

ncia

(M

W)

P1

P2

0 0.5 1 1.5 2 2.5 30.95

1

1.05

Tempo (s)

Tensão (

pu)

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3-1500

-1000

-500

0

500

1000

1500

Tempo (s)

Corr

ente

(A

)

Icc 1

Icc 2

0.999 1 1.001 1.002 1.003 1.004-1500

-1000

-500

0

500

1000

1500

Tempo (s)

Corr

ente

(A

)

Icc 1

Icc 2

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3

-100

-50

0

50

Tempo (s)

Tensão (

kV

)

0.999 1 1.001 1.002 1.003 1.004-100

-50

0

50

100

Tempo (s)

Tensão (

kV

)

0.999 1 1.001 1.002 1.003 1.004

-500

0

500

1000

1500

Tempo (s)

Corr

ente

(A

)


2459

Figura 17 No detalhe, a corrente em D3 durante o transitório de

desligamento em um dos submódulos do CMM 1.

Figura 18 Potências reais em cada barra c.a.

Figura 19 Tensão nos capacitores.

5 Conclusões

Os resultados obtidos nas simulações mostram

como a topologia em ponte semicompleta bloqueia

curtos-circuitos na linha c.c de forma praticamente

instantânea, ao passo que o sistema em meia ponte

demanda a operação do sistema de proteção c.a, além

de outros dispositivos, como tiristores ultrarrápidos e

disjuntores MRTB. Também por sua operação rápi-

da, o sistema em ponte semicompleta evita o alto

crescimento da corrente de curto-circuito que ocorre

até a proteção c.a atuar no caso do sistema em meia

ponte. Com isso, a recuperação do sistema em ponte

semicompleta praticamente só depende do tempo

estimado de deionização da linha após a eliminação

do defeito, que no caso foi assumido como 200 ms.

Considerando a eliminação da redundância de

uma chave em relação à ponte completa, a topologia

adotada tem o incremento de dois diodos e apenas

uma chave potência em relação ao sistema em meia

ponte. Entretanto, dispensa-se o uso de outros dispo-

sitivos de proteção, como os tiristores ultrarrápidos.

Há tempos fala-se na literatura sobre a importân-

cia de sistemas CCAT multiterminais. No entanto,

estes sistemas ainda não foram implementados com

conversores fonte de tensão por não existirem disjun-

tores c.c viáveis no mercado. O conversor aqui estu-

dado pode ser a solução para futuros sistemas de

transmissão em c.c multiterminais que também pode-

rão ser construídos com linhas aéreas no lugar de

cabos blindados.

Agradecimentos

O primeiro autor agradece a Capes pela bolsa de mestrado. O segundo autor foi apoiado pelo CNPq (Proc. 305114/2009-3) e pela FAPERJ (E-26/ 102.974/2011).

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0.999 1 1.001 1.002 1.003 1.004

-500

0

500

1000

1500

Tempo (s)

Corr

ente

(A

)

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3-25

0

25

50

Tempo (s)

Potê

ncia

(M

W)

P1

P2

0 0.5 1 1.5 2 2.5 30.95

1

1.05

Tempo (s)

Tensão (

kV

)


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