MODELAMENTO DA MOMENTARY FAST VALVING E ANÁLISE DE SEU COMPORTAMENTO EM SISTEMAS ELÉTRICOS DE POTÊNCIA. Fernando B. Prioste Pedro Paulo C. Mendes Cláudio Ferreira David F. Fabri GESis - Grupo de Engenharia de Sistemas, Departamento de Eletrotécnica, Universidade Federal de Itajubá – UNIFEI Campus Prof. José Rodrigues Seabra - Av. BPS, 1303 - Bairro Pinheirinho - Cx. Postal 50 - CEP 37500-903. Itajubá-MG, Brasil - Tel.: 55 (35) 3629-1254 - Tel/Fax: 55 (35) 3629-1365 E-mails:
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Abstract: The Power System Stability can be enhanced with the use of Fast Valving in steam turbines. Its actuation guarantees a fast reduction of mechanical power in faults and load rejections, reducing the accelerating area (P-δ) and raising the decelerating area. This article proposes a mathematical model for the Momentary Fast Valving, which is implemented in Simulink with speed governor, steam turbine and inertia of the system, PF loop. The effects of Fast Valving actuation are analyzed in a 13 bus system, extracted from the Brazilian system. Keywords: Electric Power Systems, Fast Valving, Mathematical Models, Stability, Steam Turbines. Resumo: A estabilidade de sistemas elétricos de potência pode ser consideravelmente melhorada com o uso da Fast Valving (Válvula Rápida) em turbinas térmicas a vapor. Sua atuação garante que a potência mecânica de turbinas seja reduzida rapidamente na ocorrência de faltas e rejeições de carga, diminuindo a área (P-δ) de aceleração e aumentando a área de desaceleração. O presente trabalho propõe um modelo de Fast Valving tipo Momentary, e mostra como o mesmo é implementado no Simulink com regulador de velocidade, turbina a vapor e inércia, malha PF. Os efeitos da atuação da Fast Valving (FV) são analisados em um circuito de treze barras extraído do sistema elétrico brasileiro. Palavras Chave: Estabilidade, Fast Valving, Modelos Matemáticos, Sistemas Elétricos de Potência, Turbinas a Vapor.
1 Introdução
2 Modelos de Turbinas a Vapor
Estudos de estabilidade avaliam o comportamento eletromecânico dos sistemas elétricos de potência. Modelos usados nesses estudos tornam-se cada vez mais complexos devido ao tamanho e topologia dos sistemas atuais, exigindo a criação de novos métodos para garantir a estabilidade, prevendo o seu comportamento dinâmico. Existem dois tipos de estudos de estabilidade: de regime permanente, que examina a estabilidade do sistema sob pequenas variações e de regime transitório, que examina a estabilidade do sistema sob grandes variações. A estabilidade de uma unidade geradora e do sistema ao qual ela está conectada pode ser melhorada de maneira significativa, após a ocorrência de uma grande oscilação, usando técnicas de controle das válvulas pré-existentes das turbinas a vapor chamadas de Fast Valving, (também Early Valve Actuation). O controle da Fast Valving-FV das turbinas a vapor tem atraído mais e mais a atenção devido ao sistema estar operando cada vez mais próximo de seu limite de estabilidade e à dificuldade de se conseguir a expansão do sistema de transmissão. Sua atuação consiste em uma rápida redução de potência mecânica da turbina quando uma significativa oscilação de potência ocorre. Esta rápida redução de potência é originada pelo fechamento das válvulas de controle CV e/ou interceptação IV da turbina a vapor, que deve ser iniciada no mais curto intervalo de tempo possível após a detecção de um defeito e então a sua reabertura imediata. O fechamento somente das válvulas de interceptação é conhecido como Early Valve Actuation (EVA). Estudos de campo e simulações têm mostrado que a FV afeta pouco os eixos das turbinas e suas palhetas além de poder melhorar o limite de estabilidade, particularmente em sistemas fracos, (Liu et al, 1997).
Existem vários tipos de turbina, que variam dos modelos mais simples sem reaquecedor, passam pelo modelo tandem compound com um ou dois reaquecedores que possui três ou quatro estágios de pressão respectivamente e chegam ao modelo cross compound, que possui dois eixos, com um ou dois reaquecedores. Um modelo matemático geral, que compreende todos os tipos mencionados, é mostrado na figura 1 (IEEE, 1991). Pmec HP K1
CV
K3
K5
K7
1
1
1
1
T 4s + 1
T 5s + 1
T 6s + 1
T7 s + 1
PT K2
K4
K6
K8
Pmec LP
Figura 1. Modelo Genérico de Turbinas a Vapor.
Os coeficientes K1 a K 8 determinam os fatores de participação dos vários estágios de pressão da turbina. No caso do modelo tipo cross compound, as potências Pmec HP e Pmec LP devem ser modeladas mecânicas explicitamente. As constantes de tempo Ti representam o tempo de atraso de cada componente da turbina, o mais significativo deles é o do reaquecedor. Na maioria dos casos a turbina é modelada por três constantes de tempo, o estágio de alta pressão, T4 , o reaquecedor T5 e o crossover T6 . A constante de tempo adicional T7 é necessária ao modelo somente quando há a existência de duplo reaquecimento. Um modelo melhorado que permite a inclusão do controle da Fast Valving é mostrado na figura 2, onde a variação da abertura da Control Valve (CV) e da Intercept Valve (IV) são comandadas pelo regulador de velocidade. Deve-se incluir também limitadores de potência nos
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estágios da turbina e de pressão no reaquecedor para garantir a atuação segura da válvula.
•
m2 (s ) •
m1 (s )
Pmec HP K1
CV
K3
K5
1
1
1
1
T5s
T6s + 1
T7s + 1
K2
K4
K6
(6)
PV PT
IV
PT
1 Ts + 1
O modelo considerando no presente trabalho foi o da turbina a vapor tandem compound. Esta configuração é mostrada na figura 4.
K7
T 4s + 1
=
π
Crossover Piping
Reaquecedor
Câmara de Vapor
K8
IV
Pmec LP
π Gerador
Figura 2. Modelo Genérico com Efeitos da IV.
HP
O sistema amplamente usado nos estudos de sistemas de potência é o sistema p.u., que considera como base a potência nominal do gerador e portanto os fatores de participação K1 a K 8 podem ser expressos em frações da potência mecânica em p.u. da base adotada. A determinação de constantes de tempo pode ser feita considerando um recipiente de vapor de volume V e que comporte uma massa de vapor m, figura 3, onde o fluxo de vapor que o atravessa está sujeito a um atraso (Machowski,1996). Fluxo de Vapor 1
Figura 3. Recipiente de Vapor.
Quando ocorre uma mudança no fluxo de massa de vapor 1 devido a troca de posição de uma válvula ou alguma ação de controle, a massa de vapor do recipiente muda a uma taxa representada pela equação (1): • • dm = m1 − m2 dt
(1)
Se a temperatura do vapor é considerada constante, então sua mudança de massa resulta em mudança de pressão e esta equação pode ser a representada pela equação (2): •
•
m1 − m 2 =
∂ 1 dP dm ∂m dP =V = ∂P ν dt dt ∂P dt
Para o condensador
Figura 4. Modelo de Turbina a Vapor Tandem Compound.
Padronização das configurações das turbinas a vapor:
Número de estágios de baixa pressão Número de reaquecedores Tipo
Primeiro algarismo: 0 para turbinas sem reaquecimento; 1 para turbinas tipo tandem compound e 2 para turbinas tipo cross compound. Segundo algarismo: indica o número de reaquecedores da turbina. Terceiro algarismo: indica o número de estágios de baixa pressão da turbina. O modelo em estudo é o da turbina a vapor tipo tandem compound, modelo 1.1.1, representado pela figura 4, este modelo é obtido suprimindo alguns blocos do modelo genérico e leva ao diagrama de blocos da figura 6. Fd
+
∆PGV -
1
1
1
TCHS+1
TRHS+1
TCOS+1
PGV0
(2)
FHP
FIP
FLP
Onde: +
ν =
o volume específico a uma dada pressão. Assumindo que o fluxo de saída de vapor é proporcional à pressão no recipiente, tem-se: •
dP P0 d m2 = • dt dt m0
(3)
Substituindo a equação (3) na equação (2) chega-se em: •
d m2 m1 − m2 = T dt
(4)
P0 ∂ 1 • ∂P ν m0
(5)
•
•
Onde: T =V
LP
Figura 5. Padronização das Configurações.
Fluxo de Vapor 2
m,V
LP
IP
Logo o tempo de atraso T é diretamente proporcional ao volume do recipiente de vapor. Aplicando a transformada de Laplace na equação (4) e escrevendo-a na forma de função de transferência chega-se na equação (6):
+
+
+
P
∆Pm
+
+
Pm
Figura 6. Diagrama de Blocos – Modelo 1.1.1.
A tabela 1 ilustra os fatores de participação de potência mecânica e as constantes de tempo típicas de várias configurações de turbinas a vapor (IEEE, 1973), segundo a padronização definida anteriormente. Por conveniência foram feitas abreviações, onde: T-C=
Turbina Tandem Compound;
C-C=
Turbina Cross Compound;
T-C-TN=
Turbina Tandem Compound Termonuclear;
FVHP=
Fator de Participação de Extra Alta Pressão;
FHP=
Fator de Participação de Alta Pressão
FIP=
Fator de Participação de Pressão Intermediária;
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a)
FLP=
Fator de Participação de Baixa Pressão
TCH=
Constante de Tempo do Estágio de Alta Pressão;
TRH=
Constante de Tempo do Reaquecedor;
TCO=
Constante de Tempo do Crossover Piping.
Fatores de Participação
Pm
1
2
3
2
´ ´
6
4
7
6'
´ ´
1 2
3
5
3
7
FLP
TCH
TRH1
TRH2
TCO
T-C (1.1.1)
---
0,3
0,4
0,3
0,1-0,4
4-11
---
0,3-0,5
T-C (1.1.2)
---
0,3
0,3
0,4
0,1-0,4
4-11
---
0,3-0,5
T-C (1.2.1)
0,22
0,22
0,30
0,26
0,1-0,4
4-11
4-11
0,3-0,5
T-C (1.2.2)
0,22
0,22
0,30
0,26
0,1-0,4
4-11
4-11
0,3-0,5
C-C (2.1.1)
---
0,25
0,25
0,50
0,1-0,4
4-11
---
0,3-0,5
C-C (2.1.2)
---
0,3
0,3
0,4
0,1-0,4
4-11
---
0,3-0,5
C-C (2.2.2)
0,22
0,22
0,28
0,28
0,1-0,4
4-11
4-11
0,3-0,5
T-C TN (1.3.3)
---
0,3
---
0,7
0,1-0,4
2-7
---
0,2
3 Fast Valving Sabe-se que um grande distúrbio, como uma falta, em um sistema elétrico de potência produz uma queda brusca na potência elétrica do gerador, que será seguida pela aceleração de seu rotor. A equação de oscilação de uma máquina síncrona é baseada no princípio da dinâmica que estabelece que o torque acelerante é o produto do momento de inércia do rotor pela aceleração angular: = Ta = Tm − Te
1
7
1
5
FIP
dt 2
4 3
Constantes de Tempo [s]
FHP
d 2θ
5
Pm
1'
2
FVHP
J
P
5
Tabela 1. Fatores de Participação e Constantes de Tempo Típicas de Turbinas a Vapor. Tipo
b)
P
(7)
Portanto havendo uma redução da potência elétrica do gerador o torque elétrico também se reduzirá, mas o torque mecânico produzido pela turbina tende a se manter constante por algum tempo devido ao atraso causado pelo seu sistema de controle. Quando isto ocorre há um aumento no torque acelerante que pode causar uma sobre velocidade do eixo turbinagerador e instabilizar o sistema. Uma ação natural para compensar esta queda na potência elétrica seria reduzir rapidamente a potência mecânica da turbina, limitando assim o torque acelerante. O efeito de tais ações pode ser exemplificado pelo critério de igualdade de áreas mostrado na figura 7, (Machowski, 1996). Se uma área acelerante 1-2-3-4, figura 7-a é maior que a máxima área possível de desaceleração 4-5-7, o sistema perderá o sincronismo quando a falta for eliminada. A partir desse princípio, pode-se assumir que se a potência mecânica for reduzida no menor intervalo de tempo possível, figura 7-b, a área de aceleração 1-2-3-4 será menor que a área de desaceleração 4-5-6-6’, permitindo que o sistema permaneça estável.
6
t
t
Figura 7. Critério de Igualdade de Áreas.
Mudanças rápidas de potência mecânica necessitam de uma resposta muito rápida da turbina, da ordem de décimos de segundo. As respostas das turbinas a vapor podem ser controladas para serem quase tão rápidas quanto se deseja e o dispositivo utilizado para diminuir o tempo de resposta e potência mecânica é conhecido como Fast Valving. Existem dois tipos de Fast Valving, a Momentary e a Sustained, que podem ser diferenciados pelo posicionamento das válvulas ilustrados pela figura 8. Quando as válvulas são fechadas e reabertas totalmente, a FV é conhecida como Momentary, a potência mecânica é restabelecida a um valor final que é igual ao valor pré-falta, e quando são fechadas e reabertas parcialmente, conhecida como Sustained e o valor final da potência mecânica é menor que o valor pré-falta. Posição da Válvula Totalmente Aberta
Totalmente Aberta
Parcialmente Aberta
Fechada ou Parcialmente Fechada
t 0 t1
t2
t3
t [s]
Figura 8. Sinais da Fast Valving.
Considerando o modelo de turbina usado, um rápido fechamento das válvulas de controle CVs não produzirá uma grande redução da potência da turbina rapidamente, pois o fator de participação de potência do estágio de alta pressão FHP corresponde, na maioria dos casos, a somente 30% da potência total da turbina. Como o reaquecedor possui uma grande dimensão física, uma grande quantidade de vapor está armazenada em seu interior, mesmo com o fechamento das CVs a turbina ainda estará gerando 70% de sua potência total devido ao fluxo da massa de vapor do reaquecedor que se expandirá nos estágios de pressão intermediária e de baixa pressão. Portanto uma redução de potência mais efetiva pode ser obtida somente com o fechamento rápido das válvulas de interceptação IVs, que controlam o fluxo de vapor para os estágios de pressão intermediária e de baixa pressão, correspondendo a 70% da potência total da turbina.
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3.1 Atuação da Fast Valving A Fast Valving pode ser acionada por vários tipos de monitoramento, dependendo do projeto do controle. A característica de atuação da válvula dá-se da seguinte forma: inicialmente as IVs estão totalmente abertas permitindo a passagem total do fluxo de vapor, após ter sido detectada uma condição crítica por algum tipo de monitoramento as IV’s fecham-se parcialmente ou totalmente em aproximadamente 0,1s, permanecendo nesta posição por um tempo preestabelecido pela dinâmica do sistema. Após este tempo inicia-se o processo de reabertura que pode durar pouco mais de 10s, devido aos fatores de segurança do conjunto caldeira-turbina. Logo o tempo total de atuação pode durar de 12 a 15s dependendo das dimensões físicas do conjunto e resistência à pressão e temperatura. O mecanismo que aciona as válvulas é um solenóide especial que libera o fluido hidráulico de dentro dos pistões causando o seu fechamento e reabertura. Existem duas chaves de comando que dão a opção de habilitação ou não da FV, localizadas na sala de operação da usina, isto dá a liberdade de escolha se o mecanismo deve atuar ou não. A responsabilidade para a operação destas chaves fica com os responsáveis pelo despacho de carga do sistema, que fornecem as instruções de operação. Geralmente a posição dessas duas chaves é monitorada via controle supervisório do escritório de despacho, isto permite que os operadores de despacho do sistema tenham o conhecimento a cada instante do estado dessas chaves. A escolha da lógica de iniciação, da FV Momentary ou Sustained e do tempo de atuação são feitos monitorando-se todos os tipos de falhas e condições de distúrbio que podem levar à instabilidade, separando-as em dois grupos, as moderadas e as severas e a partir daí iniciam-se os estudos levando-se em conta as condições de estrangulamento do vapor, as características térmicas do ciclo a vapor, os tempos de fechamento e reabertura das válvulas e o seu tipo borboleta ou gaveta, sendo que válvula do tipo borboleta possui um tempo de resposta mais rápido. Como a FV funciona pelo princípio do controle em malha aberta, para uma condição crítica detectada ela executará sua tarefa de fechar e reabrir definida pelo tempo preestabelecido no seu ajuste, independendo do tipo de condição de carregamento do circuito, o que pode causar instabilidade mesmo com sua atuação. Para isto é preciso fazer um estudo bem rigoroso do sistema em que será implementada ou uma otimização do controle, que não será abordada neste trabalho. O principal problema que leva à instabilidade é o atraso no tempo de reabertura das válvulas que causa um aumento de pressão no reaquecedor, pois o fechamento das IVs interrompe o fluxo de vapor para os próximos estágios de pressão inferior. Geralmente quando uma sobrepressão de 10% é detectada no interior do reaquecedor as suas válvulas de segurança liberam vapor contido em seu interior para a atmosfera ou condensador, prejudicando a dinâmica da própria turbina. O atraso no tempo de reabertura também aumenta a magnitude de oscilação do rotor, causando um overshoot de Pmec. devido ao acúmulo de vapor no reaquecedor que é liberado na reabertura. De acordo com Hassan et al (1999), o tempo ótimo de reabertura da FV deve ser após a extinção da falta, no instante em que a variação de velocidade
angular é nula e a aceleração angular é negativa. Alguns autores citados em Hassan et al (1999) sugerem que a válvula seja reaberta o mais rápido possível após o seu fechamento total, por duas razões: a primeira é conter o aumento de pressão no reaquecedor e a segunda é que o atraso na reabertura da válvula pode causar instabilidade. Portanto o instante ótimo selecionado para a reabertura da válvula depende da máquina em particular e do sistema para onde a FV foi projetada. O número de atuações da FV fica limitado em uma a cada dez minutos devido aos impactos causados à turbina, podendo levar à fadiga térmica e portanto redução da sua vida útil. Com relação à proteção a FV não opera em faltas ocorridas no gerador e no transformador elevador da usina, pois nestes casos a unidade geradora é retirada do sistema (Delfino, 1993). Quando se deseja observar os efeitos da FV, principalmente em simulações, os relés das linhas de transmissão ligadas à usina devem ser ajustados na segunda zona de proteção a fim de não inibir os efeitos de sua atuação. Os elementos de proteção situados na zona compreendida entre o gerador e o transformador elevador devem ser ajustados com cuidado especial para que não haja desligamento indesejável durante a ação da FV, lembrando que a sua implantação deve ser feita em todas as turbinas existentes em uma mesma usina, para não prejudicar a estabilidade. A sua utilização provoca ganhos significativos no tempo crítico de eliminação das faltas, sob estes pontos de vista os geradores síncronos são comumente construídos para suportar estresses causados pelos altos picos de corrente e torques pulsantes que aparecem nestas situações. 3.2 Modelamento da Momentary Fast Valving O modelo da FV foi projetado de maneira a considerar as restrições mencionadas na seção anterior. Seu acionamento, neste caso, é feito por um controle de sobrevelocidade e a válvula atua somente uma vez após o distúrbio. O seu diagrama de blocos está representado na figura 9. A chave de sobrevelocidade é o circuito que efetua o disparo quando se detecta uma sobrevelocidade maior que a especificada após ter sido detectada uma condição crítica. Já o Flip-Flop tipo SR, que é um dispositivo de memória, garante que a FV atue somente uma vez após a mudança de estado da chave. Devido ao fato dos estudos de estabilidade transitória durarem pouco menos de meio minuto, uma vez acionada a FV ela só atuará novamente caso seja feita uma nova simulação. Como não está se fazendo um estudo de estabilidade de longo termo, que possibilitaria uma nova atuação em um intervalo de tempo condizente com os objetivos do estudo, o modelo torna-se coerente. Caso deseje-se fazer tal tipo de estudo, deve-se apenas resetar o Flip-Flop tipo SR em um determinado tempo após a primeira atuação da válvula. Os valores de td, tm e ts, indicam os tempos de descida, tempo morto e tempo de subida da FV, conforme a figura 8, onde: td = t1 − t 0 , tm = t 2 − t1 e ts = t 3 − t 2 . O sinal de saída deve ser somado ao sinal mr, proveniente do reaquecedor, e para esclarecimento pode ser visualizado na figura 16, onde um diagrama de blocos de
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um sistema isolado pode ser utilizado para simulação no Simulink. +
+
1 (td )s
Sinal de Saída
+
-
e − s (td )
Flip Flop SR
1
Chave de Sobre Velocidade
(ts )s
e − s (td + tm)
+
-
(tempo crítico de eliminação sem FV) com a retirada de uma linha de transmissão que liga Poços a Furnas. Os tempos de atuação da válvula tipo EVA considerados foram: 0,1s de atraso do transdutor de velocidade, que não foi representado na figura 9, 0,2s para o fechamento da IV, 0,9s que a válvula permanece totalmente fechada e 1s para a reabertura total da IV. Para estes tempos de atuação, o sistema suportou o mesmo defeito por 422ms, ou seja, um aumento no tempo crítico de eliminação da falta de cerca de 35%.
e − s (ts )
∆ω
134
M. Moraes 12
Figura 9. Diagrama de Blocos Simplificado da Momentary Fast Valving.
131
L. C. Barreto
22
24
4 Simulações As simulações mostradas a seguir foram feitas no programa ANATEM, desenvolvido pelo CEPEL, onde pôde-se incluir o modelo da MFV, em um sistema de 13 barras, ilustrado pela figura 11. As máquinas térmicas alocadas no barramento de Poços de Caldas são fictícias e do tipo T - C, modelo (1.1.1).
Furnas Pimenta
16
367 136 120
Poços de Caldas 13,8 kV
102 25
138
26
345 kV
Itutinga
500 kV
Figura 11. Sistema de 13 Barras.
4.1 Modelo Isolado – Malha PF Para poder observar o comportamento dinâmico da turbina operando isoladamente frente a perturbações como variações de potência elétrica, deve-se incluir blocos de regulação do sistema (ganho ou estatismo permanente R), regulador de velocidade e inércia do sistema. O regulador de velocidade pode ser modificado para regulador com queda ou regulador isócrono, conforme a figura 10, ajustando-se os parâmetros W, X, Y e Z. ∆ω
W(Xs+1)
As curvas em azul contínuas mostram a atuação da FV e as tracejadas em vermelho sem atuação da FV. A figura 12 compara as variações angulares das máquinas de Poços. Como houve uma redução de potência mecânica rápida, devido à atuação da FV, as máquinas aceleraram menos e, portanto o deslocamento angular é menor, isto indica claramente que o sistema, com este dispositivo atuando, consegue suportar impactos maiores, pois o tempo crítico de eliminação da falta foi aumentado em cerca de 35%. 147
Fd
Ys + Z 74
DELT POÇOS--1-2MQ
FURNAS---5MQ
DELT POÇOS--1-2MQ (EVA)
FURNAS---5MQ
Figura 10. Regulador de Velocidade.
Neste caso a entrada é a variação de velocidade e a saída é a demanda de combustível. O estatismo permanente normalmente usado no Brasil é de 0,05 p.u. Para o regulador ilustrado na figura 10, o valor de W pode ser substituído por -1/R. Os demais parâmetros devem ser ajustados de acordo com a configuração do sistema. Um regulador isócrono ou proporcional integral deve ser usado em sistemas isolados e o regulador com queda deve ser usado em sistemas onde duas ou mais unidades geradoras estão interligadas.
1
-72 0,
2,
4,
6,
8,
10,
Figura 12. Variações Angulares em Poços.
A atuação da FV fez com que a variação de freqüência fosse menor e a mesma voltasse a valores aceitáveis em um tempo menor durante o transitório, conforme indica a figura 13. 63,38
4.2 Sistema de 13 Barras
FMAQ POÇOS--1-2MQ
Este sistema, ilustrado na figura 11, foi extraído do sistema elétrico brasileiro, levando-se em conta todas as variáveis das simulações, com exceção da atuação das proteções. A FV acionada por sobrevelocidade de 1% foi introduzida em duas máquinas fictícias alocadas em Poços de Caldas. Em seguida foram aplicados defeitos trifásicos na barra de Poços para se atingir o limite de estabilidade do sistema sem a atuação da FV. A falta foi extinta em 312ms
FMAQ POÇOS--1-2MQ (EVA)
61,94
60,51
59,07 0,
4,
8,
12,
16,
Figura 13. Variações de Freqüência em Poços.
XV Congresso Brasileiro de Automática – CBA 2004
20,
A potência acelerante das máquinas apresentou uma variação maior durante o período que a válvula atuou, isto se deve à rápida redução de potência mecânica imposta pela atuação da FV, mas após a atuação, a potência acelerante apresenta um maior amortecimento, figura 14.
onde foi utilizada, dando maior folga para os ajustes de proteção. O tempo em que a válvula permanece fechada e o de reabertura, devem ser ajustados de modo a evitar possíveis sobrepressões não admissíveis no conjunto caldeira - turbina quando a FV for instalada.
292
Referências Bibliográficas
PACE POÇOS--1-2MQ PACE POÇOS--1-2MQ (EVA)
100
-93
-285 0,
2,
4,
6,
8,
10,
Figura 14. Variações de Potência Acelerante.
Na figura 15 pode ser observada a redução de potência mecânica praticamente instantânea causada pela atuação da FV, após a detecção da sobrevelocidade pré determinada. 240
173 PMEC POÇOS--1-2MQ PMEC POÇOS--1-2MQ (EVA) 106
39 0,
4,
8,
12,
16,
20,
Figura 15. Variações de Potência Mecânica em Poços.
A queda de potência mostra que os estágios de pressão intermediária e de baixa pressão, cuja soma de seus fatores de participação corresponde a 70% da potência total, foram cortados de acordo com o previsto e, além disso, o estágio de alta pressão também teve sua potência reduzida devido à atuação do sistema de controle da turbina. 5 Conclusões O modelo matemático da Fast Valving, desenvolvido neste trabalho e implementado no programa ANATEM, mostra a importância deste tipo de componente no comportamento dos Sistemas Elétricos de Potência. A FV mostrou-se eficiente no aumento do limite de estabilidade do sistema
Cushing, E.W. and et al., 1972, “Fast Valving as an Aid to Power System Transient Stability and Prompt Resynchronization and Rapid Reload After Full Load Rejection”, IEEE Trans. on Power System Apparatus and Systems; Vol. 91, pp. 1624-1636, July/August. Delfino, B., et al., 1993, “Impact of Turbine Fast Valving on Generator and Transformer Protective Relays”, IEEE/NTUA – Athens Power Tech Conference, Greece, Sept. 5-8. Hassan, F.F., et al., 1999, “Fast Valving Scheme Using Parallel Valves for Transient Stability Improvement”, IEE Proceedings - Generation Transmission and Distribution, Vol. 146, No. 3, May. IEEE Discrete Supplementary Controls Working Group, 1986, “Turbine Fast Valving to Aid System Stability; Benefits and Other Considerations”, IEEE Transactions on Power System, Vol. PWRS-1,No. 1, February. IEEE Committee Report, 1991, “Dynamic Models for Fossil Fueled Steam Units in Power System Studies”, IEEE Transactions on Power Systems, Vol. 6, No. 2, May. IEEE Committee Report, 1973 "Dynamic models for steam and hydro turbines in power system studies," IEEE Trans. Power Systems, vol. 6, pp.1904-1915, Nov./Dec. Liu, G.X., et al., 1997, “Investigation of Turbine Valving Control with Lyapunov Theory”, Proceedings of the 4th International Conference on Advances in Power System Control, Operation and Management, APSCOM-97, Hong Kong, November. Machowski, et al., 1996, Power System Stability and Dynamics. Prioste, F.B., Mendes, P.P.C. e Ferreira, C., 2003, “Influência da Fast Valving de Unidades Térmicas na Estabilidade Transitória de Sistemas Elétricos de Potência”, XVII SNPTEE, GAT – Grupo de Estudo de Análise e Técnicas de Sistemas de Potência.
Variação de Potência Elétrica
+
FLP
FIP
+
FHP
+
+
-
+
1 2Hs + D Inércia do Sistema
∆ω π
1 TCHS + 1 Chest
∆ω
PT
+
Regulador de Velocidade
-
Regulação do Sistema
mr 1 TRHS + 1
+
+
Reheater
1 TCOS + 1 Crossover
FV
Figura 16. Diagrama de Blocos para Implementação da Fast Valving em Turbina a Vapor. XV Congresso Brasileiro de Automática – CBA 2004
