Na pot ii

UNIVERSIDADE CATÓLICA DE PELOTAS
CENTRO POLITÉCNICO
ENGENHARIA ELÉTRICA
NOTAS DE AULA
PROF. LUCIANO VITORIA BARBOZA

SUMÁRIO
Capítulo 1. Faltas Trifásicas Simétricas ................................................................ 1
1.1. Introdução .............................................................................................................. 1
1.2. Transitórios em Circuitos RL Série ........................................................................ 1
1.3. Correntes de Curto-Circuito e Reatâncias das Máquinas Síncronas ....................... 4
1.4. Tensões Internas de Máquinas com Carga sob Condições Transitórias .................. 6
1.5. Matriz Impedância de Barra para Cálculo de Faltas .............................................. 8
1.6. MVA de Curto-Circuito ....................................................................................... 12
1.7. Seleção de Disjuntores e Tipos de Corrente de Curto-Circuito ............................ 13
1.7.1. Procedimento Simplificado de Cálculo ............................................................ 14
1.8. Lista de Exercícios ............................................................................................... 16
Capítulo 2. Componentes Simétricos ................................................................... 21
2.1. Introdução ............................................................................................................ 21
2.2. Fasores Assimétricos a partir dos Componentes Simétricos ................................. 21
2.3. Operadores ........................................................................................................... 23
2.4. Componentes Simétricos de Fasores Assimétricos ................................................ 24
2.5. Defasagem dos Componentes Simétricos em Bancos de Transformadores Y−Δ ... 26
2.6. Potência em função dos Componentes Simétricos ................................................ 29
2.7. Impedâncias de Seqüência e Circuitos de Seqüência ............................................. 31
2.8. Redes de Seqüência para Geradores em Vazio ..................................................... 32
2.9. Impedâncias de Seqüência para Linhas de Transmissão ....................................... 34
2.10. Impedâncias de Seqüência para Cargas Estáticas ............................................... 35
2.11. Impedâncias de Seqüência para Transformadores Trifásicos .............................. 38
2.12. Lista de Exercícios .............................................................................................. 42
Capítulo 3. Faltas Assimétricas ........................................................................... 47
3.1. Introdução ............................................................................................................ 47
3.2. Faltas em Geradores em Vazio ............................................................................. 47
Sistemas de Potência II iii

Sumário Prof. Luciano V. Barboza
3.2.1. Falta entre Fase e Terra ................................................................................. 48
3.2.2. Falta entre Fase e Fase ................................................................................... 50
3.2.3. Falta entre Duas Fases e Terra ....................................................................... 52
3.3. Faltas Assimétricas em Sistemas de Potência ........................................................53
3.3.1. Falta entre Fase e Terra ................................................................................. 55
3.3.2. Falta entre Fase e Fase ................................................................................... 55
3.3.3. Falta entre Duas Fases e Terra ....................................................................... 56
3.4. Interpretação das Redes de Seqüência Interconectadas ........................................ 57
3.5. Análise de Faltas Assimétricas usando a Matriz Impedância de Barra ................ 60
3.6. Lista de Exercícios ............................................................................................... 61
Capítulo 4. Estabilidade de Sistemas de Potência ................................................ 65
4.1. Aspectos Gerais .................................................................................................... 65
4.2. O Problema da Estabilidade ................................................................................ 65
4.3. Dinâmica do Rotor e Equação de Oscilação ......................................................... 67
4.4. Equação Potência-Ângulo .................................................................................... 71
4.5. Critério da Igualdade de Área para a Estabilidade .............................................. 75
4.6. Aplicações Adicionais ao Critério da Igualdade de Áreas ..................................... 81
4.7. Estudos de Estabilidade para Sistemas Multimáquinas: Estudo Clássico ............. 83
4.8. Solução da Curva de Oscilação ............................................................................ 87
4.9. Fatores que Afetam a Estabilidade Transitória .................................................... 89
4.10. Lista de Exercícios .............................................................................................. 92
Bibliografia ......................................................................................................... 95
Sistemas de Potência II iv

1. FALTAS TRIFÁSICAS SIMÉTRICAS
1.1. Introdução
Quando ocorre uma falta em um sistema de potência, a corrente que circula é determinada pelas forças eletromotrizes internas das máquinas no sistema, por suas impedâncias e pelas impedâncias existentes no sistema entre as máquinas e a falta. As correntes que circulam em uma máquina síncrona imediatamente após a ocorrência de uma falta, após alguns ciclos e o valor em regime permanente diferem consideravelmente devido ao efeito da corrente de armadura sobre o fluxo que gera a tensão da máquina. Este capítulo estuda o cálculo da corrente de falta em diferentes instantes de tempo e explica as mudanças na reatância e na tensão interna da máquina síncrona à medida que a corrente varia desde seu valor inicial até o seu valor em regime permanente.
1.2. Transitórios em Circuitos RL Série
A seleção de um disjuntor em um sistema elétrico depende não apenas da corrente que ele tem que suportar em regime normal de operação, mas também da corrente máxima momentânea que o percorre durante uma falta e da corrente a interromper sob a tensão da linha na qual se encontra.
Para se compreender o cálculo da corrente inicial quando um gerador síncrono é curto- circuitado, considere o que acontece quando uma tensão CA é aplicada a um circuito con- tendo valores constantes de resistência e indutância, conforme a Figura 1.1. Observe que o ângulo determina o módulo da tensão quando o circuito é fechado. α
Figura 1.1. Aplicação de uma tensão CA a um circuito RL série.
A equação para a rede da Figura 1.1 é
Sistemas de Potência II 1

Faltas Trifásicas Simétricas Prof. Luciano V. Barboza
cos( maxdiRiLVtdtωα+=+ (1.1)
A solução desta equação é
()cos()cos() RtLmaxitIteωαθαθ− ⎡⎤ ⎢⎥=+−−−⎢⎥ ⎢⎥⎣⎦ (1.2)
onde 22, , () e arctan.maxmaxVLIZRjLZZRLZRωωθωθ==+=∠=+=
O primeiro termo na equação X(1.2)X varia sinusoidalmente com o tempo. O segundo termo é não-periódico e decai exponencialmente com uma constante de tempo .LRτ= Este termo não-periódico é chamado componente CC da corrente. O termo sinusoidal é o valor em regime permanente da corrente em um circuito RL. Se o valor do termo em regime permanente não é zero quando a componente CC aparece na solução de modo a sa- tisfazer a condição de corrente nula no instante imediatamente anterior ao fechamento da chave S. Observe que a componente CC não existe se o fechamento ocorrer em um ponto da onda de tensão onde 0,t= 2ou .παθαθ−=−=− Se o fechamento ocorre em um instante de tempo em que a componente CC possui seu valor inicial máximo e igual ao valor máximo da componente sinusoidal. As Figuras 1.2 (a) e (b) mostram a corrente em função do tempo para 0,αθ−= 2e ,παθαθπ−=−= respectivamente. A componente CC pode ter qualquer valor entre zero e maxVZ dependendo do valor instantâneo da tensão quando o circuito é fechado e também do fator de potência da rede. No instante da aplica- ção da tensão, as componentes CC e de regime permanente têm a mesma amplitude, po- rém são de sinais opostos de modo a expressar o valor nulo da corrente em 0.t=

(a)
(b)
Figura 1.2. Corrente como função do tempo no circuito da Figura 1.1 para: 2(a) e (b) .παθαθπ−=−=
A tensão é aplicada em 0.t=
Por outro lado, um gerador síncrono consiste basicamente em um campo magnético girante que gera uma tensão no enrolamento de armadura que possui resistência e reatância. A corrente que circula quando um gerador é curto-circuitado é semelhante àquela que circula quando uma tensão alternada é aplicada subitamente à associação série de um resistor e um indutor. Entretanto, existem diferenças importantes porque a corrente na armadura afeta o campo girante.
O efeito de um curto-circuito nos terminais de um gerador a vazio pode ser analisado a partir de um oscilograma da corrente em uma das fases quando este curto-circuito ocorre. Como as tensões de fase estão defasadas entre si de 120°, o curto-circuito ocorre em diferentes pontos da onda de tensão em cada fase. Por essa razão, a componente CC em cada fase é diferente. Se a componente CC da corrente for eliminada, a curva das correntes de fase será aquela mostrada na Figura 1.3.
t0bcai
Figura 1.3. Oscilograma da corrente em um gerador síncrono a vazio em curto-circuito.
A componente CC da corrente foi desprezada.

Comparando as Figuras 1.2(a) e 1.3, percebe-se a diferença entre a aplicação de uma tensão alternada a um circuito RL série e a aplicação de um curto-circuito a uma máquina síncrona. Não há componente CC em nenhuma dessas figuras. Numa máquina síncrona, o fluxo no entreferro é muito maior no instante em que ocorre o curto-circuito do que alguns ciclos após. A redução do fluxo é causada pela força magnetomotriz da corrente de armadura, que é chamada reação da armadura. Quando ocorre um curto-circuito nos terminais de uma máquina síncrona, é necessário transcorrer um tempo para reduzir o fluxo no entreferro. À medida que o fluxo diminui, a corrente da armadura diminui porque a tensão gerada pelo fluxo do entreferro determina a corrente que fluirá através da resistência e da reatância de dispersão do enrolamento da armadura.
1.3. Correntes de Curto-Circuito e Reatâncias das Máquinas Síncronas
As reatâncias das máquinas síncronas tratadas em estudos de falta são as reatâncias do eixo direto. Como a resistência normalmente é pequena, a corrente durante uma falta está sempre atrasada com um grande ângulo em relação à tensão.
Na Figura 1.3, a distância “0a” é o valor máximo da corrente de curto-circuito em regime permanente. Este valor de corrente dividido por 2 é o valor eficaz da corrente de cur- to-circuito em regime permanente. A tensão em vazio do gerador dividida pela corrente em regime permanente é chamada de reatância síncrona do gerador ou reatância síncrona do eixo direto, ou seja,
02GdEEXaI== (1.3)
Se a envoltória da onda de corrente for retrocedida até o tempo zero e alguns dos pri- meiros ciclos forem desprezados (onde o decréscimo é muito rápido), a intersecção será a distância “0b”. O valor eficaz desta intersecção é conhecido como corrente transitória. Assim, pode-se definir uma outra reatância para a máquina, chamada de reatância transi- tória ou reatância transitória do eixo direto

02GdEEXbI′== ′ (1.4)
O valor eficaz da corrente determinado pela intersecção da envoltória da corrente com o tempo zero é chamado corrente subtransitória. Na Figura 1.3, a corrente subtransitória equivale à distância “0c” dividida por 2. A corrente subtransitória muitas vezes é deno- minada de corrente eficaz simétrica inicial, que é uma denominação mais adequada por desprezar a componente CC e tomar o valor eficaz da componente CA da corrente imediatamente após a ocorrência da falta.
02GdEEXcI′′== ′′ (1.5)
A corrente subtransitória é muito maior do que a corrente em regime permanente I porque a diminuição do fluxo no entreferro causada pela corrente da armadura não pode ocorrer imediatamente. I′′
As equações X(1.3)X a X(1.5)X permitem determinar a corrente de falta em um gerador quando as suas reatâncias são conhecidas. Se o gerador estiver sem carga quando ocorrer a falta, a máquina é representada pela tensão em vazio em relação ao neutro em série com a reatância apropriada. A resistência pode ser considerada se desejar-se uma precisão maior.
Exemplo 1.1: Dois geradores estão ligados em paralelo ao lado de baixa tensão de um transformador trifásico Δ−Y, como está mostrado na Figura 1.4. O gerador 1 tem para valores nominais 50 MVA e 13,8 kV. O gerador 2 é de 25 MVA e 13,8 kV. Cada gerador tem uma reatância subtransitória de 25%. O transformador apresenta como valores nominais 75 MVA e 13,8Δ / 69Y kV, com uma reatância de 10%. Antes da falta, a tensão no lado de alta tensão do transformador é 66 kV. O transformador está em vazio e não há corrente circulando entre os geradores. Calcule a corrente subtransitória em cada gerador quando ocorre um curto-circuito trifásico no lado de alta tensão do transformador.

Figura 1.4. Diagrama unifilar do Exemplo 1.1.
1.4. Tensões Internas de Máquinas com Carga sob Condições Transitórias
Considere um gerador com carga quando ocorre uma falta no sistema. A Figura 1.5(a) é o circuito equivalente de um gerador que alimenta uma carga trifásica equilibrada. A im- pedância externa é mostrada entre os terminais do gerador e o ponto P onde a falta ocorre. A corrente que circula antes da ocorrência da falta no ponto P é a tensão no ponto de falta é ,LIfV e a tensão nos terminais do gerador é Sabe-se que o circuito equivalente de um gerador síncrono consiste de sua tensão em vazio em série com a sua reatância síncrona Se ocorrer uma falta trifásica no ponto P do sistema, um curto-circuito do ponto P até a referência não satisfaz as condições para cálculo da corrente subtransitória, uma vez que a reatância do gerador deve ser para a corrente subtransitória ou para a corrente transitória .tV.XsincdX′′,I′′dX′ .I′
(a) Circuito equivalente em regime permanente dX′′ gE′′I′′
(b) Circuito para cálculo da corrente subtransitória
Figura 1.5. Circuitos equivalentes para um gerador alimentando uma carga trifásica equilibrada.
A ocorrência de uma falta trifásica em P é simulada pelo fechamento da chave S.
O circuito mostrado na Figura 1.5(b) corrige este erro. A tensão em série com fornece a corrente em regime permanente quando a chave S está aberta, e fornece a corrente subtransitória no curto-circuito quando a chave S está fechada. Para determi- gE′′dX′′ LII′′

nar a corrente através de é Portanto, ,gE′′dX′′.LI
(1.6) gtdEVjXI′′′′=+
e esta equação define a tensão interna subtransitória. Analogamente, a corrente transitória pode ser obtida a partir da tensão interna transitória que pode ser determinada como I′gE′
(1.7) gtdEVjXI′=+
As tensões internas são determinadas a partir da corrente em regime permanente e ambas são iguais à tensão em vazio apenas quando for nula, isto é, quando são iguais. e gEE′′′ LIgELI e gEV
Observe que em série com representa o gerador antes da ocorrência da falta e imediatamente após a falta apenas se a corrente anterior à falta for Por outro lado, em série com a reatância síncrona é o circuito equivalente da máquina em regime permanente para qualquer carga. Para um valor diferente de no circuito da Figura 1.5(a), permaneceria o mesmo, porém seria necessário um novo valor para gE′′dX′′ .LIgEsincXLIgE.gE′′
Os motores síncronos possuem reatâncias semelhantes às dos geradores. Quando um motor é curto-circuitado, ele não recebe mais energia da rede, porém seu campo permanece energizado e a inércia do seu rotor com sua carga conectada conserva sua rotação por um determinado período de tempo. A tensão interna do motor síncrono faz com que ele forneça corrente para o sistema, agindo como se fosse um gerador. Portanto, as tensões internas transitória e subtransitória para um motor síncrono são
(1.8) mtdmtdEVjXIEVjXI′′′′=− ′′=−
Exemplo 1.2: Um gerador e um motor síncrono possuem valores nominais de 30 MVA e 13,2 kV e ambos têm reatâncias subtransitórias de 20%. A linha de conexão entre eles Sistemas de Potência II 7

apresenta uma reatância de 10% na base dos valores nominais das máquinas. O motor está consumindo 20 MW com fator de potência 0,8cap com uma tensão de 12,8 kV em seus terminais, quando ocorre uma falta trifásica nos seus terminais. Determinar a corrente sub- transitória no gerador, no motor e na falta. Utilize as tensões internas das máquinas.
Exemplo 1.3: Resolva o Exemplo 1.2 utilizando o teorema de Thèvenin.
1.5. Matriz Impedância de Barra para Cálculo de Faltas
Nesta seção será realizado o estudo de faltas trifásicas em redes generalizadas. O estudo será baseado no sistema elétrico mostrado na Figura 1.6(a) e os resultados podem ser gene- ralizados para qualquer tipo de rede. A Figura 1.6(b) é o diagrama de reatâncias deste sistema e para estudar uma falta trifásica na barra 4, pode-se utilizar o mesmo procedimento da seção anterior e designar fV como a tensão na barra 4 antes da falta.
(a) Diagrama unifilar 1432XT1XT3XT2X14X24X34X13X23Vf1GE′′ 1GX′′ 2GE′′ 2GX′′ ME′′ MX′′
(b) Diagrama de reatâncias
Figura 1.6. Diagramas de um sistema elétrico hipotético.
Uma falta trifásica na barra 4 é simulada pela rede mostrada na Figura 1.7 onde as ten- sões e ffV− simulam o curto-circuito. Apenas a tensão fV neste ramo não causa corrente no ramo. Com e ffV− em série, o ramo constitui um curto-circuito, e a corrente no ramo é .fI′′ Se forem curto-circuitadas, as tensões e correntes serão 12, , e GGMEEEV′′′′′′

aquelas devido apenas a .fV− Assim, a única corrente que entra em um nó vinda de uma fonte é a devido a fV− e igual a fI′′− na barra 4 (fI′′ saindo da barra 4) uma vez que não há corrente neste ramo até a inserção de .fV−
2GE′′ 2GX′′ 1GE′′ 1GX′′ ME′′ MX′′ fI′′ fV−
Figura 1.7. Falta na barra 4 da rede da Figura 1.6 simulada por em série. e fV −
As equações nodais na forma matricial para a rede com fV− como única fonte são
111131422232423132333434142434400000ffVYYYYYYVYYYYVIYYYYV⎡⎤⎡⎤⎡⎤⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢= ⎢⎥⎢⎥⎢ ⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥′′−⎢⎥−⎢⎥⎣⎦⎣⎦⎣⎦ +++ (1.9)
onde 11111311()GTY jXXjXjX=+ ′′+ 1331131YYjX==− 1441141YYjX==−
2232311()MTY jXXjXjX=+ ′′+ 2332231YYjX==− 2442241YYjX==−
3322132334111()GTY jXXjXjXjX=++ ′′+ 3443341YYjX==−
44142434111YjXjXjX=++

e o sobrescrito + indica que as tensões são devido apenas a .fV− O sinal + foi escolhido para indicar a mudança nas tensões devido à falta.
Invertendo a matriz admitância de barra da equação X(1.9)X, obtém-se a matriz impedân- cia de barra e as tensões nodais devido a fV− são dadas por
123000barraffVVVIV⎡⎤⎡⎤⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥=⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥′′−⎢⎥−⎢⎥⎣⎦⎣⎦ Z +++ (1.10)
Da equação X(1.10)X, tem-se que
44ffVIZ′′= (1.11)
341424114224334444444 fffffZZZVZIVVZIVVZIZZZ′′′′′′=−=−=−=−=−=−+++ (1.12)
Quando a tensão é curto-circuitada na rede da Figura 1.7 e es- tão no circuito, as correntes e tensões são as que existiam antes da falta. Pelo princípio da superposição, estas tensões anteriores à falta adicionadas aos valores das tensões da equa- ção X(1.12)X resultam nas tensões existentes após a ocorrência da falta. Normalmente, considera-se a rede sem carga antes da falta. Neste caso, nenhuma corrente circula antes da falta e todas as tensões são iguais a fV−12, , e GGMEEEV′′′′′′ .fV Assim,

14141114444424242224444434343334444441110fffff fffff fffffffZZVVVVZIVVVZZZZVVVVZIVVVZZZZVVVVZIVVVZZVVV⎛⎞⎟⎜′′⎟=+=−=−=−⎜⎟⎜⎟⎜⎝⎠ ⎛⎞⎟⎜′′⎟=+=−=−=−⎜⎟⎜⎟⎜⎝⎠ ⎛⎞⎟⎜′′⎟=+=−=−=−⎜⎟⎜⎟⎜⎝⎠ =−= +++ (1.13)
Estas tensões existem quando a corrente subtransitória circula e foi formada para uma rede que possui valores subtransitórios para as reatâncias das máquinas síncronas. barraZ
Generalizando as relações anteriores, pode-se afirmar que, para uma falta na barra k, tem-se
ffkkVIZ= (1.14)
e a tensão na barra n após a falta é
1nknkkZVZ⎛⎞⎟⎜⎟=−⎜⎟⎜⎟⎜⎝⎠ (1.15)
As correntes em qualquer parte do circuito da Figura 1.7 podem ser determinadas atra- vés das tensões e das impedâncias. Por exemplo,
11313VVIjX−′′= 11111() GGGTEVIjXX′′−′′= ′′+ (1.16)

1.6. MVA de Curto-Circuito
As concessionárias de energia elétrica fornecem os dados para os usuários que devem determinar a corrente de falta de modo a especificar os disjuntores em algum ponto de uma planta industrial ou de um sistema de potência. Normalmente, esses dados incluem os MVA de curto-circuito, onde
3MVA de curto-circuito310SCkVI−=×××nominal (1.17)
Desprezando as resistências e capacitâncias em derivação, o circuito equivalente monofá- sico de Thèvenin que representa o sistema consiste em uma fem igual à tensão de linha nominal dividida por 3 em série com uma reatância indutiva de
10003THSCkVXI×= nominal (1.18)
Resolvendo a equação X(1.17)X para e substituindo na equação X(1.18)X, tem-se SCI
2() MVA de curto-circuitoTHkVX=nominal (1.19)
Transformando a equação X(1.19)X para pu, obtém-se
22() ()puMVA de curto-circuitoMVAbaseTHbasekVkVX= nominal (1.20)
Se é igual a convertendo para pu, obtém-se basekV,kVnominal
MVA= pMVA de curto-circuitobasebaseTHSCIXI= (1.21)

Exemplo 1.4 : Determine a matriz impedância de barra para a rede da Figura 1.8. Os geradores nas barras 1 e 3 possuem valores nominais de 270 e 225 MVA, respectivamente. As reatâncias subtransitórias dos geradores mais as reatâncias dos transformadores que os co- nectam às barras do sistema são iguais a 0,3 pu cada, usando como base os valores nominais dos geradores. As relações de transformação dos transformadores são tais que a tensão base em cada circuito do gerador é igual à tensão nominal do gerador. Incluir as reatâncias dos geradores e transformadores na matriz. Calcule a corrente subtransitória para uma falta trifásica na barra 4 e as correntes que chegam à barra em falta vindas das barras 3 e 5. A corrente antes da falta pode ser desprezada e todas as tensões são consideradas 1,0 pu antes da ocorrência da falta. A base do sistema é 100 MVA.
Figura 1.8. Diagrama unifilar do Exemplo 1.4.
1.7. Seleção de Disjuntores e Tipos de Corrente de Curto-Circuito
A corrente subtransitória é a corrente eficaz simétrica inicial e não inclui o componente CC. A inclusão deste componente resulta em um valor eficaz da corrente imediatamente após a falta maior do que a corrente subtransitória. Para disjuntores a óleo acima de 5 kV, a corrente subtransitória multiplicada por 1,6 é considerada como sendo o valor eficaz da corrente cuja força disruptiva o disjuntor deve suportar durante o primeiro ciclo após a ocorrência da falta. Esta corrente é chamada corrente momentânea.
A capacidade nominal de interrupção de um disjuntor é especificada em MVA. Os MVA de interrupção são iguais a 3 vezes a tensão da barra à qual o disjuntor está ligado mul-

tiplicado pela corrente que o disjuntor deve ser capaz de interromper quando os seus con- tatos se separam. Esta corrente é menor do que a corrente momentânea e depende da velocidade do disjuntor, tal como 8, 5, 3 ou 1,5 ciclos, que é a medida do tempo que transcorre a partir da ocorrência da falta até a extinção do arco.
A corrente que o disjuntor deve interromper é assimétrica, pois contém o componente CC. A corrente nominal de interrupção para disjuntores é chamada corrente simétrica de capacidade de interrupção requerida ou corrente nominal simétrica de curto-circuito. A determinação dessa corrente pode ser realizada utilizando o procedimento simplificado descrito a seguir.
1.7.1. Procedimento Simplificado de Cálculo
Este método conhecido como método E/X despreza todas as resistências, todas as cargas estáticas, todas as correntes anteriores à falta e todos os motores de indução abaixo de 50 HP. No cálculo da corrente nominal simétrica de curto-circuito, para os geradores são utilizadas as reatâncias subtransitórias e para os motores síncronos utilizam-se as reatân- cias subtransitórias multiplicadas por 1,5. Note que, se não houver motores representados no sistema, a corrente nominal simétrica de curto-circuito é igual à corrente subtransitória.
Exemplo 1.5: Um gerador de 25 MVA e 13,8 kV com é conectado através de um transformador a uma barra que alimenta quatro motores idênticos, como mostra a Fi- gura 1.9. A reatância subtransitória de cada motor é 20% na base de 5 MVA e 6,9 kV. Os valores nominais do transformador trifásico são 25 MVA e 13,8/6,9 kV, com uma rea- tância de dispersão de 10%. A tensão na barra dos motores é 6,9 kV quando ocorre uma falta trifásica no ponto P. Para a falta especificada, calcule: 15%dX′′= dX′′
a) a corrente subtransitória na falta;
b) a corrente subtransitória no disjuntor A;
c) a corrente nominal simétrica de curto-circuito na falta e no disjuntor A.

APG
Figura 1.9. Diagrama unifilar para o Exemplo 1.5. Sistemas de Potência II 15

1.8. Lista de Exercícios
1.1. Uma tensão alternada sinusoidal de 60 Hz com valor eficaz de 100 V é aplicada a um circuito RL série pelo fechamento de uma chave. A resistência é 15 Ω e a indutância é 0,12 H.
a) Determine o valor do componente CC da corrente no fechamento da chave para um valor da tensão neste instante de 50 V.
b) Qual é o valor instantâneo da tensão que produz o máximo componente CC da corrente no fechamento da chave?
c) Qual é o valor instantâneo da tensão que resulta na ausência de componente CC da corrente no fechamento da chave?
d) Se a chave for fechada quando a tensão instantânea for zero, determine os valores da corrente instantânea após transcorridos 0,5, 1,5 e 5,5 ciclos.
1.2. Um gerador conectado a um transformador por um disjuntor apresenta valores nominais de 100 MVA e 18 kV com reatâncias de O transformador trifásico tem valores nominais de 100 MVA e 240Y / 18Δ kV e O gerador está funcionando em vazio e sob tensão nominal quando ocorre um curto-circuito trifásico no lado AT do transformador. Calcule, em Ampères: 19%, 26% e 130%.dddXXX′′′=== 10%.X=
a) a corrente eficaz simétrica inicial no disjuntor;
b) a corrente de curto-circuito permanente no disjuntor;
c) a corrente eficaz simétrica inicial nos enrolamentos do lado AT;
d) a corrente eficaz simétrica inicial na linha no lado AT.
1.3. Os valores nominais de um gerador de 60 Hz são 500 MVA e 20 kV, com Ele alimenta uma resistência pura de 400 MW sob 20 kV. Esta carga é ligada diretamente aos terminais do gerador. Curto-circuitando simultaneamente as três fases da carga, calcule a corrente eficaz simétrica inicial no gerador em pu numa base de 500 MVA e 20 kV. 0,2 pu.dX′′=

1.4. Um gerador é conectado através de um transformador a um motor síncrono. Reduzi- das a uma mesma base, as reatâncias subtransitórias do gerador e do motor são 0,15 pu e 0,35 pu, respectivamente, e a reatância de dispersão do transformador é 0,10 pu. Ocorre uma falta trifásica nos terminais do motor quando a tensão nos terminais do gerador é 0,9 pu e a corrente de saída do gerador é 1,0 pu com um fator de potência 0,8cap. Calcule a corrente subtransitória em pu no ponto de falta, no gerador e no motor. Use a tensão nos terminais do gerador como fasor de referência e obtenha a solução:
a) calculando as tensões internas das máquinas;
b) usando o teorema de Thèvenin.
1.5. Dois motores síncronos com reatâncias subtransitórias de 0,80 e 0,25 pu, respectivamente, numa base de 480 V e 2 MVA, estão conectados a uma barra. Esta barra está conectada, através de uma linha de transmissão com reatância de 0,023 Ω, a uma barra de um sistema de potência. Nesta barra, os MVA de curto-circuito do sistema de potência são 9,6 MVA para uma tensão nominal de 480 V. Para uma tensão na barra do motor igual a 440 V, despreze a corrente de carga e calcule a corrente eficaz simétrica inicial numa falta trifásica na barra do motor.
1.6. A matriz impedância de barra para uma rede de 4 barras, com valores em pu, é
0,150,080,040,070,080,150,060,090,040,060,130,050,070,090,050,12barraj⎡⎤ ⎢⎥ ⎢⎥ ⎢⎥=⎢⎥ ⎢⎥ ⎢⎥ ⎣⎦ Z
Os geradores estão conectados às barras 1 e 2 e suas reatâncias subtransitórias foram incluídas na matriz Desprezando a corrente anterior à falta, calcule a corrente subtransitória em pu no ponto de falta para uma falta trifásica na barra 4. Considere a tensão no ponto de falta igual a 1,0 pu antes da ocorrência da falta. Calcule tam- bém a corrente subtransitória em pu no gerador 2, cuja reatância subtransitória é 0,2 pu. .barraZ

1.7. Para a rede mostrada na Figura 1.10, calcule a corrente subtransitória em pu no gerador 1, na linha 1−2 e a tensão nas barras 1 e 3 para uma falta trifásica na barra 2. Considere que nenhuma corrente circula anteriormente à falta e que a tensão na barra 2 antes da falta era 1,0 pu. Resolva usando a matriz impedância de barra.
123G1G2j0,5j0,2j0,40,2X′′=0,25X′′=
Figura 1.10. Rede para o Problema 1.7 (valores em pu).
1.8. Para uma falta trifásica na barra 1 da rede sem carga da Figura 1.11 (todas as ten- sões nodais são iguais a 1,0 pu), calcule a corrente subtransitória na falta, as tensões nas barras 2, 3 e 4 e a corrente no gerador ligado à barra 3.
1GE′′ 2GE′′ ME′′
Figura 1.11. Rede para o Problema 1.8 (valores em pu).
1.9. Calcule a corrente subtransitória em pu numa falta trifásica na barra 5 na rede da Figura 1.12. Despreze a corrente anterior à falta e considere todas as tensões nodais iguais a 1,0 pu antes da ocorrência da falta. Calcule também a corrente nas linhas 1−5 e 3−5.

Figura 1.12. Diagrama de reatâncias para o Problema 1.9 (valores em pu).
1.10. Um gerador de 625 kVA e 2,4 kV com é ligado a uma barra através de um disjuntor, como mostrado na Figura 1.13. À mesma barra, através de disjuntores, estão ligados três motores síncronos com valores nominais de 250 HP e 2,4 kV, com fator de potência unitário, 90% de rendimento e Os motores estão funcionando a plena carga, com fator de potência unitário e tensão nominal, com a carga igualmente dividida entre as máquinas. Utilize como base para o sistema 625 kVA e 2,4 kV. 0,2 pudX′′= 0,2 pu.dX′′=
a) Calcule a corrente nominal simétrica de curto-circuito em Ampères que deve ser interrompida pelo disjuntor A e B para uma falta trifásica no ponto P. Despreze a corrente anterior à falta.
b) Repita o item (a) para uma falta trifásica no ponto Q e para uma falta trifásica no ponto R.
Figura 1.13. Diagrama unifilar para o Problema 1.10. Sistemas de Potência II 19

2. COMPONENTES SIMÉTRICOS
2.1. Introdução
Em 1918, uma das mais poderosas ferramentas para tratar com circuitos polifásicos desequilibrados foi apresentada por C. O. Fortescue. Desde então, o método de componentes simétricos tornou-se de grande importância e as faltas assimétricas são todas estudadas por esta abordagem.
2.2. Fasores Assimétricos a partir dos Componentes Simétricos
De acordo com a teoria de Fortescue, três fasores desequilibrados de um sistema trifásico podem ser decompostos em três sistemas equilibrados de fasores denominados componentes simétricos dos fasores originais. Estes conjuntos equilibrados são conhecidos como:
• Componentes de seqüência positiva: consistem de três fasores iguais em módulo, 120° defasados entre si e tendo seqüência de fases idêntica à dos fasores originais. Utiliza-se o subíndice “1” para designar este conjunto de fasores.
• Componentes de seqüência negativa: consistem de três fasores iguais em módulo, 120° defasados entre si e tendo seqüência de fases oposta à dos fasores originais. Utiliza-se o subíndice “2” para designar este conjunto de fasores.
• Componentes de seqüência zero: consistem em três fasores iguais em módulo e com o mesmo ângulo de fase. Utiliza-se o subíndice “0” para designar este conjunto de fasores.
A Figura 2.1 mostra os conjuntos de componentes simétricos para um conjunto genérico de três correntes desequilibradas.

Componentes Simétricos Prof. Luciano V. Barboza
Componentes de seqüência positiva
Componentes de seqüência negativa
Componentes de seqüência zero
Figura 2.1. Três conjuntos de fasores equilibrados que são componentes de três fasores desequilibrados.
Cada um dos fasores desequilibrados originais corresponde à soma de seus componentes simétricos, ou seja,
(2.1) 12AAAAIIII=++
(2.2) 12BBBBIIII=++
(2.3) 12CCCCIIII=++
A síntese de um conjunto de três fasores desequilibrados a partir de três conjuntos de componentes simétricos (Figura 2.1) é mostrada na Figura 2.2.
Figura 2.2. Adição gráfica dos componentes simétricos da Figura 2.1.

2.3. Operadores
O resultado da multiplicação de dois números complexos é o produto de seus módulos e a soma de seus ângulos. Se o número complexo que expressa um fasor for multiplicado por um número complexo de módulo unitário e ângulo o número complexo resultante representa um fasor igual ao fasor original defasado de um ângulo ,θ.θ
O número complexo de módulo unitário e ângulo é chamado operador e faz com que o fasor, sobre o qual atua, gire de um ângulo θ.θ
Um operador conhecido é o operador j, que causa uma rotação de 90° no sentido anti- horário. Duas aplicações sucessivas do operador j causam uma rotação de 180° no sentido anti-horário. Assim, o operador j pode matematicamente ser expresso como
1,090j=∠ (2.4)
Um outro operador útil é o operador a, que causa uma rotação de 120° no sentido anti- horário sobre o fasor no qual é aplicado. Dessa forma, tem-se que
(2.5) 1,0120a=∠
Se o operador a for aplicado duas vezes sucessivas a um fasor, este irá girar de 240° no sentido anti-horário. Três aplicações sucessivas de a causam uma rotação de 360° no sentido anti-horário. Matematicamente, tem-se
(2.6) 2231,01201,01201,01201,01201,01201,00aaaaaa×==∠°×∠°=∠− ×==∠−°×∠°=∠°
A Figura 2.3 mostra os fasores representando as várias potências do operador a.

Figura 2.3. Diagrama fasorial com as várias potências do operador a.
2.4. Componentes Simétricos de Fasores Assimétricos
Cada componente simétrico das correntes pode ser expresso em termos do operador a e um componente simétrico da corrente De acordo com a Figura 2.1, pode-se escrever e BII.AI
(2.7) 211122220000BACABACBACAIaIIaIIaIIaIIIII== = ==
Substituindo as equações X(2.7)X nas equações X(2.1)X, X(2.2)X e X(2.3)X, obtêm-se
(2.8) 12AAAAIIII=++
(2.9) 212BAAIaIaII=++
(2.10) 212CAAIaIaII=++
ou na forma matricial
0212211111AABCAIIIaaIIaa⎡⎤⎡⎤⎡⎤⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥=⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎣⎦⎣⎦⎣⎦ (2.11)

Definindo
2211111aaaa⎡⎤ ⎢⎥ ⎢⎥=⎢⎥ ⎢⎥ ⎢⎥⎣⎦ A (2.12)
tem-se que
121111131aaaa− ⎡⎤ ⎢⎥ ⎢⎥=⎢⎥ ⎢⎥ ⎢⎥⎣⎦ A (2.13)
e pré-multiplicando ambos os lados da equação X(2.11)X por obtém-se 1,−A
021221111131AAAACIIIaaIIaa⎡⎤⎡⎤⎡⎤⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥=⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎣⎦⎣⎦⎣⎦ (2.14)
ou na forma de equações
01( 3AABIII=++ (2.15)
211( 3AABIIaIa=++ (2.16)
221( 3AABIIaIa=++ (2.17)
A partir dos componentes simétricos da corrente pode-se obter, através da equação X(2.7)X, os componentes simétricos das correntes ,AIe .BCII
Em um sistema trifásico, tem-se
(2.18) ABCIIII++=

portanto,
(2.19) 03N II=
Na ausência de um caminho ao neutro em um sistema trifásico, é zero e as correntes de linha não contêm componentes de seqüência zero. Assim, uma carga ligada em Δ não contém componentes de seqüência zero. NI
A equação X(2.15)X mostra que não existem componentes de seqüência zero se a soma dos fasores desequilibrados for zero. A soma dos fasores tensão de linha em um sistema trifásico é sempre zero, portanto, os componentes de seqüência zero nunca estão presentes nas ten- sões de linha, não importando a dimensão do desbalanceamento.
Exemplo 2.1: Um condutor de uma linha trifásica está aberto. A corrente que circula para uma carga ligada em Δ através da linha a é 10 A. Usando a corrente da linha a como refe- rência e considerando que a linha c esteja aberta, calcular os componentes simétricos das correntes de linha.
2.5. Defasagem dos Componentes Simétricos em Bancos de Transformadores Y−Δ
No curso de Circuitos III, estudou-se a utilização da regra do ponto para transformadores. Para que as correntes do lado de alta e do lado de baixa tensão estejam em fase é ne- cessário que o sentido da corrente em um enrolamento entre pelo ponto e no outro, saia.
A marcação padrão para transformadores monofásicos utiliza nos lados AT e BT, respectivamente, ao invés dos pontos. As outras extremidades dos enrolamentos são marcadas por A Figura 2.4 mostra a equivalência entre as duas regras. No transformador mostrado, as correntes estão em fase. Assim, os terminais são positivos no mesmo instante em relação a 1 e HX2 e .HXe pII1e HX22e .HX

Figura 2.4. Diagrama esquemático de um transformador monofásico.
Os terminais de AT dos transformadores trifásicos são marcados com e os de BT, com Em transformadores Y−Y e as marcações são tais que as tensões e correntes nos terminais estão em fase com as tensões e correntes nos terminais respectivamente. Entretanto, em transformadores sempre há defasagem entre as grandezas do lado de AT e de BT. 12, e HHH 123, e .XXX,Δ−Δ12, e HHH123, e ,XXXY e Y−ΔΔ−
A Figura 2.5 é o diagrama de ligação de um transformador A seqüência de fases é direta (ABC). Os enrolamentos colocados em paralelo estão acoplados magneticamente, pois estão montados sobre o mesmo núcleo. As fases do lado de AT são designadas por letras maiúsculas e as do lado de BT, por letras minúsculas. Y−Δ
Figura 2.5. Diagrama de ligações de um transformador trifásico.
As normas americanas para designar os terminais em um transformador exigem que as grandezas de seqüência positiva do lado de AT estejam 30° adiantadas em relação às grandezas de seqüência positiva do lado de BT, indepen- dentemente de estarem os enrolamentos de alta tensão em Y ou em Para as grandezas de seqüência negativa, a defasagem deve ser de 30° em atraso. A Figura 2.6 mostra os diagramas fasoriais para os componentes de seqüência das tensões nos dois lados do transformador. 11223e , e e e ,HXHXHX Y,−Δ.Δ

Seqüência positiva
Seqüência negativa
Figura 2.6. Diagramas fasoriais dos componentes simétricos das tensões.
Observando os diagramas fasoriais da Figura 2.6, verifica-se que está 90° atrasada em relação a e que está 90° adiantada em relação a Assim, as relações entre os componentes simétricos das tensões nos dois lados do transformador é 1AV1aV2AV2.aV
(2.20) 112AaAVjVVj=−=
A Figura 2.7 mostra os diagramas fasoriais para os componentes de seqüência das correntes nos dois lados do transformador.
Figura 2.7. Diagramas fasoriais dos componentes simétricos das correntes.
Da Figura 2.7, verifica-se que está 90° atrasada em relação a e que está 90° adiantada em relação a Assim, as relações entre os componentes simétricos das correntes nos dois lados do transformador é 1AI1aI2AI2.aI
(2.21) 112AaAIjIIj=−=
A Figura 2.8(a) mostra as conexões das fases para os terminais de um transformador de

modo que a tensão de seqüência positiva em relação ao neutro está 30° adiantada em relação à tensão de seqüência positiva em relação ao neutro Por outro lado, a Figura 2.8(b) mostra as conexões das fases para os terminais de um transformador de modo que a tensão de seqüência positiva em relação ao neutro está 30° adiantada em relação à tensão de seqüência positiva em relação ao neutro 1AV1.bV1AV1.aV
(a) AcbaCBH1X3X2X1H3H2
(b)
Figura 2.8. Designações das linhas ligadas a um transformador trifásico Y ou Y−ΔΔ−
Exemplo 2.2: Três resistores idênticos, com valor 1,0 pu cada, estão conectados em Y ao lado Y de baixa tensão de um transformador As tensões na carga de resistores são Y.Δ− 0,8 pu 1,2 pu 1,0 puabbccaVVV==
Suponha que não haja ligação do neutro da carga com o neutro do secundário do transformador e que a ligação do transformador seja a da Figura 2.8(a). Calcular as tensões e correntes de linha, em pu, no lado Δ do transformador.
2.6. Potência em Função dos Componentes Simétricos
Se os componentes simétricos das tensões e das correntes são conhecidos, a potência em um sistema trifásico pode ser calculada diretamente destas componentes. A potência total em um sistema trifásico é
(2.22) AABBCCSPjQEIEIEI∗∗=+=++
onde são as tensões de fase e são as correntes de fase. Pode ou não haver conexão ao neutro. Em notação matricial , e ABCEEE, e ABCIII

[] TAAABCBBBCCIEISEEEIEIIEI∗∗ ⎡⎤⎡⎤⎡⎤ ⎢⎥⎢⎥⎢⎥ ⎢⎥⎢⎥⎢⎥==⎢⎥⎢⎥⎢⎥ ⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎣⎦⎣⎦⎣⎦ (2.23)
onde o conjugado de um vetor é o conjugado de cada um de seus componentes.
Recordando as equações X(2.11)X e X(2.12)X, pode-se escrever a equação X(2.23)X como
(2.24) [][]TSEI∗=AA
onde
00122 e AAAAAEIEEIIEI ⎡⎤⎡ ⎢⎥⎢ ⎢⎥= ⎢⎥ ⎢⎥⎢ ⎣⎦⎣ (2.25)
Da álgebra matricial, sabe-se que
(2.26) []TTTEE=A
e, então,
(2.27) []TTTTSEIEI∗∗∗==AAAA
Lembrando que e que são conjugados, tem-se que T=A2e aa
[] 020122221111111111AAAAAAISEEEaaaaIaaaaI∗ ∗ ∗ ⎡⎤⎡⎤⎡⎤⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥=⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎣⎦⎣⎦⎣⎦ (2.28)
e observando que

222211111110011301000111Taaaaaaaa∗ ⎡⎤⎡⎤⎡⎤⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥==⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎣⎦⎣⎦⎣⎦ AA (2.29)
obtém-se
[ 001223AAAAAAISEEEII∗ ∗ ∗ ⎡⎤ ⎢⎥ ⎢⎥=⎢⎥ ⎢⎥ ⎢⎥⎣⎦ (2.30)
Assim, finalmente, tem-se que
(2.31) 001122333AABBCCAAAAAASPjQEIEIEIEIEIEI∗∗∗∗∗=+=++=++
que é a potência trifásica calculada em função dos componentes simétricos das tensões e das correntes.
2.7. Impedâncias de Seqüência e Circuitos de Seqüência
Em qualquer parte de um circuito, a queda de tensão causada pela corrente de uma determinada seqüência depende da impedância do circuito para a corrente dessa seqüência. A impedância de uma rede equilibrada para a corrente de uma seqüência pode ser diferente da impedância para a corrente de outra seqüência.
A impedância de um circuito, quando estão circulando apenas correntes de seqüência positiva, é chamada impedância de seqüência positiva. Analogamente, quando apenas correntes de seqüência negativa estão presentes, a impedância é chamada impedância de seqüência negativa. Quando estão presentes apenas correntes de seqüência zero, a impedância é chamada impedância de seqüência zero.
A análise de uma falta assimétrica em um sistema simétrico consiste em determinar os componentes simétricos das correntes desequilibradas que estão circulando. Uma vez que as correntes componentes de uma seqüência causam queda de tensão somente da mesma se-

qüência e são independentes das correntes de outras seqüências, em um sistema equilibrado, consideram-se as correntes de qualquer seqüência circulando em um circuito independente composto por impedâncias para as correntes apenas daquela seqüência. O circuito monofásico equivalente, composto somente das impedâncias para a corrente daquela se- qüência, é chamado circuito de seqüência para aquela seqüência.
2.8. Redes de Seqüência para Geradores em Vazio
Um gerador em vazio, aterrado através de uma impedância é mostrado na Figura 2.9. Quando ocorre uma falta nos terminais do gerador, as correntes circulam nas linhas. Se a falta envolve a terra, a corrente que circula pelo neutro do gerador é ,nZ, e abcIII.nI
Figura 2.9. Diagrama de um gerador em vazio aterrado através de uma impedância.
As tensões geradas são somente de seqüência positiva, pois os geradores são projetados para fornecer tensões trifásicas equilibradas. Portanto, a rede de seqüência positiva é com- posta por uma fem em série com a impedância de seqüência positiva do gerador. As redes de seqüência negativa e zero não contêm forças eletromotrizes, incluindo somente as impe- dâncias do gerador para as correntes de seqüência negativa e zero, respectivamente. Os circuitos de seqüência para os geradores são mostrados na Figura 2.10. A fem gerada na rede de seqüência positiva é a tensão nos terminais do gerador em vazio em relação ao neutro, que é também igual às tensões atrás das reatâncias transitória ou subtransitória, pois o gerador está em vazio. A barra de referência para as redes de seqüência positiva e negativa é Sistemas de Potência II 32

o neutro do gerador. Para a rede de seqüência zero, a barra de referência é o terra do sistema.
Seqüência zero
Figura 2.10. Circuitos de seqüência para geradores em vazio
A corrente que circula na impedância entre o neutro do gerador e a terra é Pe- la Figura 2.10, nota-se que a queda de tensão de seqüência zero é onde é a impedância de seqüência zero por fase do gerador. A rede de seqüência zero que é um circuito monofásico no qual se supõe que circule apenas a corrente de seqüência zero deve, portanto, ter uma impedância de A impedância total de seqüência zero, pela qual circula é, portanto, nZ03a I 003,anagIZIZ−− 0gZ03 ngZZ+ 0aI
(2.32) 03nZZZ=+

Da Figura 2.10, pode-se deduzir as relações para os componentes de seqüência das tensões na fase a
(2.33) 1aaVEZI=−
(2.34) 22aVZI=−
(2.35) 00aVZI=−
onde é a tensão em vazio de seqüência positiva em relação ao neutro, são as impedâncias de seqüência positiva e negativa do gerador e é definida pela equação X(2.32)X. aE1 e ZZ0Z
2.9. Impedâncias de Seqüência para Linhas de Transmissão
As impedâncias de seqüência positiva e negativa de circuitos lineares, simétricos e está- ticos são idênticas porque a impedância de tais circuitos é independente da seqüência de fases, desde que as tensões aplicadas sejam equilibradas. Portanto, as impedâncias de se- qüência positiva e negativa de uma linha de transmissão transposta são iguais.
Quando apenas a corrente de seqüência zero circula por uma linha de transmissão, ela é a mesma em todas as fases. A corrente retorna pela terra, por cabos de cobertura ou por ambos. Como as correntes de seqüência zero são iguais (módulo e ângulo) nas três fases, o campo magnético devido a estas correntes é muito diferente daqueles produzidos pelas correntes de seqüência positiva e negativa. Esta diferença resulta em reatâncias indutivas de seqüência zero para linhas de transmissão aéreas de 2 a 3,5 vezes maiores que as reatâncias de seqüência positiva.
A Figura 2.11 apresenta as impedâncias de seqüência para linhas de transmissão transpostas.

1aE1aE′
Seqüência positiva 2aE2aE′
Seqüência negativa Ia00aEZ0Barra de referência0aE′
Seqüência zero
Figura 2.11. Impedâncias de seqüência para linhas de transmissão transpostas.
2.10. Impedâncias de Seqüência para Cargas Estáticas
A Figura 2.12 mostra uma carga estática conectada em Y. A impedância de cada fase é fZ e a impedância de neutro é Da figura 2.12, têm-se que .nZ
()()afannfanabcfnanbnVZIZIZIZIIIZZIZIZI=+=+++=+++ (2.36)
Figura 2.12. Carga estática conectada em Y.
Equações análogas podem ser determinadas para Assim, e .bVV
()bnafnbnVZIZZIZI=+++ (2.37)
( cnanbfnVZIZIZZI=+++ (2.38)
Escrevendo na forma matricial, tem-se

(2.39) afnnnbnfnncnnfnVZZZZIVZZZZVZZZZ⎡⎤⎡⎤⎡⎤+⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎢⎥⎢⎥=+⎢⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥+⎢⎥⎣⎦⎣⎦⎣⎦
Escrevendo a equação X(2.39)X em função dos componentes simétricos das tensões e das correntes, obtém-se
(2.40) 00122afnnnanfnnannfnVZZZZIVZZZZVZZZZ⎡⎤⎡⎤⎡+⎢⎥⎢⎥⎢⎢⎢⎥⎢=+⎢⎢⎥⎢⎢⎥⎢⎥⎢+⎢⎥⎣⎦⎣⎣⎦ A
onde
2211111aaaa⎡⎤ ⎢⎥ ⎢⎥=⎢⎥ ⎢⎥ ⎢⎥⎣⎦ A
Pré-multiplicando a equação X(2.40)X por obtém-se 1,−A
0011122afnnnanfnnannfnVZZZZVZZZZVZZZZ− ⎡⎤⎡⎤⎡+⎢⎥⎢⎥⎢⎢⎢⎥⎢=+⎢⎢⎥⎢⎢⎥⎢⎥⎢+⎢⎥⎣⎦⎣⎣⎦ A (2.41)
ou
00122aaaSaaVIVVI⎡⎤⎡ ⎢⎥⎢ ⎢⎥⎢= ⎢⎥⎢ ⎢⎥⎢ ⎣⎦⎣ Z (2.42)
onde
1fnnnSnfnnnnfZZZZZZZZZZZZ− ⎡⎤+⎢⎥ ⎢⎥=+⎢⎥ ⎢⎥+⎢⎥⎣⎦ ZA
(2.43)
A matriz impedância definida na equação X(2.43)X é chamada matriz de impedâncias SZ

de seqüência. Ela pode ser obtida por
0221222111111111311fnnnSnfnnnnfnZZZZZZaaZZZZaZZZZZaaaa⎡⎤⎡⎤⎡⎤⎡⎤+⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥==+⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎢⎥+⎢⎥⎢⎥⎢⎥⎣⎦⎣⎦⎣⎦⎣⎦ Z
300000fnSfZZZZ⎡⎤+⎢⎥ ⎢⎥=⎢⎥ ⎢⎥ ⎢⎥⎣⎦ Z (2.44)
A partir das equações X(2.42)X e X(2.44)X, pode-se escrever que
001122(3)afnafaafaVZZIVZIVZI=+ = = (2.45)
De onde se conclui que
013 fnfZZZZZZZ=+== (2.46)
A Figura 2.13 mostra as impedâncias de seqüência para uma carga passiva conectada em Y.
Seqüência zero
Figura 2.13. Impedâncias de seqüência para uma carga passiva conectada em Y.
Se a carga estiver conectada em não haverá correntes de seqüência zero circulando ,Δ

pela rede de seqüência zero devido à ausência do neutro. Se a impedância por fase for transformando a carga para uma conexão equivalente em Y, tem-se ,ZΔ
3fZZΔ= (2.47)
A Figura 2.14 mostra as impedâncias de seqüência de uma carga passiva ligada em .Δ
13fZZZΔ==
Seqüência positiva 23fZZZΔ==
Seqüência negativa 03fZZZΔ==
Seqüência zero
Figura 2.14. Impedâncias de seqüência para uma carga passiva conectada em .Δ
2.11. Impedâncias de Seqüência para Transformadores Trifásicos
Quando apenas correntes de seqüência positiva ou negativa circulam por um transformador, o seu comportamento é idêntico ao estudado no curso de Sistemas de Potência I, ou seja, a oposição à circulação destas correntes é a própria impedância do transformador. A Figura 2.15 mostra as redes de seqüência positiva e negativa para um transformador tri- fásico. TZ
Figura 2.15. Redes de seqüência para um transformador trifásico.

O valor da impedância de seqüência zero de transformadores trifásicos também é a im- pedância de dispersão do transformador Porém, os circuitos de seqüência zero de transformadores trifásicos requerem um estudo mais detalhado em função dos enrolamentos do primário e do secundário poderem estar conectados em Cinco possibilidades serão analisadas a seguir. .TXY ou .Δ
Banco Y−Y com apenas um neutro aterrado: se qualquer um dos neutros de um banco Y−Y não estiver aterrado, a corrente de seqüência zero não pode circular em nenhum dos enrolamentos. A ausência de caminho em um enrolamento impede a passagem da corrente no outro. Assim, existe um circuito aberto para a corrente de seqüência zero entre as duas partes do sistema ligadas pelo transformador.
Banco Y−Y ambos os neutro aterrados: neste caso, existe um caminho, através do transformador, para as correntes de seqüência zero em ambos os enrolamentos. Como a corrente de seqüência zero pode seguir um caminho completo por fora do transformador em ambos os lados, ela também poderá circular em ambos os enrolamentos do transformador. Assim, os dois lados do transformador são interligados pela impedância de seqüência zero do transformador.
Banco Y aterrado: se o neutro de um banco estiver aterrado, as correntes de seqüência zero possuem um caminho para a terra através da ligação Y porque as correspondentes correntes induzidas podem circular no A corrente de seqüência zero, que circula no Δ para equilibrar a corrente de seqüência zero no Y, não pode circular nas linhas ligadas ao O circuito equivalente oferece um caminho a partir do Y, através da impedância de dispersão do transformador, até a barra de referência. Deve existir um circuito aberto entre a linha e a barra de referência no lado Se a ligação do neutro à terra apresenta uma impedância o circuito equivalente de seqüência zero deve ter uma im- pedância de em série com a impedância de dispersão do transformador para ligar a linha no lado Y até a terra. ,YΔ−Y−Δ.Δ.Δ.Δ,nZ3nZ
Banco Y não-aterrado: um Y não-aterrado é o caso onde a impedância entre o neutro e a terra, é infinita. Assim, a impedância 3 do caso anterior torna-se infini- ,YΔ−,nZnZ

ta. A corrente de seqüência zero não pode circular nos enrolamentos do transformador.
Banco como o circuito Δ não oferece caminho de retorno para as correntes de seqüência zero, essas correntes não podem circular em bancos embora ela possa circular nos enrolamentos :ΔΔ− ,Δ−Δ.Δ
A Figura 2.16 mostra os circuitos de seqüência zero para as diferentes conexões de transformadores trifásicos.
Ligação
Seqüência zero − − −
−
−
Figura 2.16. Circuitos de seqüência zero para transformadores trifásicos.

Exemplo 2.3: Um gerador trifásico de 300 MVA, 20 kV, tem uma reatância subtransitória de 20%. O gerador alimenta um certo número de motores síncronos através de uma linha de transmissão de 64 km, tendo transformadores em ambas as extremidades, como mostra o diagrama unifilar da Figura 2.17. Os motores, todos de 13,2 kV, estão representados por dois motores equivalentes. O neutro do motor está aterrado através de uma reatância de 0,4 Ω. O neutro do motor não está aterrado. As entradas nominais para os motores são 200 MVA para e 100 MVA para Para ambos os motores O transformador trifásico de 350 MVA, 230/20 kV, apresenta reatância de 10%. O transformador é composto de três transformadores monofásicos, cada um de 100 MVA, 127/13,2 kV, com reatância de 10%. A reatância em série da linha de transmissão é 0,5 Ω/km. Considere a reatância de seqüência negativa de cada máquina igual à sua reatância subtransitória. Para o gerador e os motores, considere a reatância de seqüência zero igual a 5%. No neutro do gerador está presente um reator de limitação de corrente de 0,4 Ω. A reatância de seqüência zero da linha de transmissão é 1,5 Ω/km. Trace os diagramas de seqüências positiva, negativa e zero com todas as reatâncias em pu. Escolha os valores nominais do gerador como base no circuito deste. 1M2M1M2.M20%.X′′= 1,T2T
Figura 2.17. Diagrama unifilar para o Exemplo 2.3.

2.1. Sendo calcule as tensões em re- lação ao neutro Apresente também o resultado na forma de um diagrama. 120500 V, 2090 V e 10180 V,aaaVVV=∠°=∠°=∠° , e .abcVVV
2.2. Quando um gerador tem o terminal a aberto e os outros dois terminais estão ligados entre si com um curto-circuito desta conexão com a terra, os valores típicos para os componentes simétricos da corrente na fase a são Calcule as correntes para a terra e a corrente em cada fase do gerador. 160090 A,aI=∠−° 2225090 A e 35090 A.aaII=∠°=∠°
2.3. Calcule os componentes simétricos das três correntes 100 A,aI=∠° 10130 A e 10130 A.bcII=∠−°=∠°
2.4. As correntes que circulam nas linhas para uma carga equilibrada, ligada em são Determine as defasagens en- ter ,Δ1000 A, 141,4135 A e 10090 A.abcIII=∠°=∠−°=∠° e , e e e .aabbbcccaIIIIII
2.5. As tensões nos terminais de uma carga equilibrada consistindo em três resistores de 10 Ω, ligados em Y, são Determine as defasagens entre Suponha que o neutro da carga não está aterrado. Calcule também a potência consumida nos três resistores usando os componentes simétricos das correntes e tensões. Verifique a resposta. 1000 V, 80,8121,44 V e 90130 V.abbccaVVV=∠°=∠−°=∠° e , e e e .ababcbcacVVVVVV
2.6. Uma carga trifásica consiste de uma carga equilibrada conectada em Δ em paralelo com uma outra ligada em Y. A impedância por fase da carga em Δ é (66) ZjΔ=+Ω e a impedância por fase da carga em Y vale Y( .Z O neutro da carga conectada em Y está aterrado através de uma impedância Um conjunto de tensões de fase desequilibradas com componentes simétricos de seqüência iguais a 1 .nZj=Ω, e anbncnVVV011060 V, 1000 V eananVV=∠°=∠°

215160 VanV=∠−° são aplicadas à carga trifásica descrita acima.
a) Construa os diagramas de seqüência positiva, negativa e zero.
b) Calcule a potência complexa por seqüência fornecida às cargas em Δ e em Y.
c) Calcule a potência complexa total fornecida à carga trifásica.
2.7. Suponha que as correntes especificadas no Exercício 2.4 estejam circulando por uma linha de transmissão conectada ao lado Y de um transformador com valores nominais 10 MVA e 66 Y/13,2 Δ kV. A carga está conectada ao lado Δ do transformador. Calcule as correntes que circulam nas linhas da carga convertendo em pu os componentes simétricos das correntes na base dos valores nominais do transformador e defasando os componentes de acordo com a equação X(2.21)X. Verifique os resultados calculando as correntes em cada fase dos enrolamentos Δ, em A, diretamente a partir das correntes no lado Y multiplicando pela relação de espiras dos enrolamentos. Complete a verificação calculando as correntes de linha em função das correntes de fase no lado Δ. Y−Δ
2.8. São aplicadas tensões de linha trifásicas equilibradas de 100 V a uma carga ligada em Y consistindo de três resistores. O neutro da carga não está aterrado. A resistência na fase a é 10 Ω, na fase b é 20 Ω e na fase c é 30 Ω. Escolhendo como referência, calcule a corrente na fase a e a tensão abV.aV
2.9. O diagrama unifilar de um sistema sem carga está apresentado na Figura 2.19. Os geradores e transformadores apresentam as seguintes características:
Gerador 1: 20 MVA, 13,8 kV, 2020%, 20% e 5%XXX′′===
Gerador 2: 30 MVA, 18 kV, 2020%, 20% e 5%XXX′′===
Transformador 1: 25 MVA, 220Y / 13,8Δ kV, 10%X=
Transformador 2: unidades monofásicas, cada uma de 10 MVA, 127/18 kV, 10%X=
Transformador 3: 35 MVA, 220Y / 22Y kV, 10%X=
Construa as redes de seqüência positiva, negativa e zero para o sistema. Coloque todos os valores em pu na base de 50 MVA e 13,8 kV no circuito do gerador 1. Os neu-

tros dos geradores 1 e 3 são ligados à terra através de reatores de limitação de corrente, cada um com uma reatância de 5% na base da máquina a qual é conectado. A rea- tância de seqüência zero da linha de transmissão é 210 Ω de A até B e 250 Ω de B até C.
Figura 2.19. Diagrama unifilar para o Problema 2.9.
2.10. Construa as redes de seqüência positiva, negativa e zero do sistema elétrico apresentado na Figura 2.20. Represente as reatâncias em pu em uma base de 50 MVA e 138 kV na linha de 40 Ω. As características dos geradores, motores e transformadores são:
Motor síncrono: 30 MVA, 13,8 kV, 2020%, 20% e 8%XXX′′===
Transformadores Y−Y: 20 MVA, 138Y / 20Y kV, 10%X=
Transformadores Y−Δ: 15 MVA, 138Y / 13,8Δ kV, 10%X=
Os neutros das máquinas estão aterrados através de reatores de limitação de corrente, tendo reatâncias de 5% na base da máquina a qual estão conectados. As reatâncias de seqüência zero das linhas de transmissão valem três vezes as suas reatâncias de se- qüência positiva.

Figura 2.20. Diagrama unifilar para o Problema 2.10. Sistemas de Potência II 45

III. FALTAS ASSIMÉTRICAS
3.1. Introdução
A maioria das faltas que ocorre em sistemas elétricos é assimétrica podendo constituir-se em curto-circuitos fase-terra, fase-fase ou fase-fase-terra. O caminho para a corrente de falta pode ou não conter uma impedância.
Como qualquer falta assimétrica provoca o fluxo de correntes desequilibradas no sistema, o método dos componentes simétricos é muito útil na determinação das correntes e tensões no sistema após a ocorrência de uma falta assimétrica.
3.2. Faltas em Geradores em Vazio
Do capítulo 2, seção 2.8, equações (2.33), (2.34) e (2.35), pode-se escrever, em notação matricial, a relação para os componentes simétricos das tensões na fase a em um gerador em vazio como
(3.1) 00112200000000aaaaaaVZVEZIVZ⎡⎤⎡⎡⎤⎡⎤ ⎢⎥⎢⎢⎥⎢⎥ ⎢⎥⎢⎢⎥⎢⎥=−⎢⎥⎢⎢⎥⎢⎥ ⎢⎥⎢⎢⎥⎢⎥⎣⎦⎣⎦⎣⎦⎣
onde são os componentes simétricos de seqüência zero, positiva e negativa, respectivamente, da tensão da fase a, é a tensão em vazio da fase a, são as impedâncias de seqüência zero, positiva e negativa, respectivamente, do gerador, são os componentes simétricos de seqüência zero, positiva e negativa, respectivamente, da corrente da fase a. 01, e aaaVVVaE01, e ZZZ01, eaaII2aI

Faltas Assimétricas Prof. Luciano V. Barboza
3.2.1. Falta entre Fase e Terra
O circuito para uma falta fase-terra em um gerador em vazio ligado em Y, com seu neutro aterrado através de uma reatância, é mostrado na Figura 3.1, onde a falta ocorre na fase a.
Figura 3.1. Diagrama para uma falta fase-terra em um gerador em vazio.
As condições na falta são
(3.2) 0 0 0bcIIV==
Os componentes simétricos da corrente na fase a são
0212211111301aaaacIIIaaIIIaa⎡⎤⎡⎤⎡⎢⎥⎢⎥⎢⎢⎥⎢⎥⎢=⎢⎥⎢⎥⎢⎢⎥⎢⎥⎢=⎢⎥⎣⎦⎣ ⎣⎦ (3.3)
o que resulta em
12013 aaaIII=== (3.4)
Para que os três componentes simétricos da corrente na fase a sejam iguais, os circuitos de seqüência do gerador devem ser conectados em série, como mostra a Figura 3.2.

Figura 3.2. Conexão das redes de seqüência de um gerador em vazio para uma falta fase-terra.
Da Figura 3.2, tem-se que
12012aaaaEIIIZZZ=== ++ (3.5)
Se o neutro do gerador não estiver aterrado, a rede de seqüência zero estará aberta e será infinita. Assim, as correntes serão nulas e, portanto, a corrente na fase a será zero. Esta mesma conclusão pode ser obtida analisando o circuito da Figura 3.1. Note que se não há ligação entre a terra e o neutro do gerador, não existe caminho para a corrente na falta. 0Z12, e aaaIII
Exemplo 3.1: Um gerador tem valores nominais de 20 MVA, 13,8 kV e uma reatância sub- transitória de eixo direto de 0,25 pu. As reatâncias de seqüência negativa e zero são, respectivamente, 0,35 e 0,10 pu. O neutro do gerador está solidamente aterrado. Calcule a corrente subtransitória no gerador e as tensões de linha em condições subtransitórias quando ocorre uma falta fase-terra nos terminais do gerador, quando este está operando sem carga com tensão nominal.

3.2.2. Falta entre Fase e Fase
O circuito para uma falta fase-fase em um gerador ligado em Y, com aterramento, sem carga é mostrado na Figura 3.3. As fases em falta são b e c.
Figura 3.3. Diagrama para uma falta fase-fase em um gerador em vazio.
As condições para a falta são
(3.6) 0 bcacVVIII==
Os componentes simétricos da tensão na fase a são
021221111131aaaacVVVaaVVVaa⎡⎤⎡⎤⎡⎢⎥⎢⎥⎢⎢⎥⎢⎥⎢=⎢⎥⎢⎥⎢⎢⎥⎢⎥⎢=⎢⎥⎣⎦⎣ ⎣⎦ (3.7)
resultando em 12.aaVV=
Para os componentes simétricos da corrente na fase a, tem-se
0212211101131aaaacIIIaaIIIaa⎡⎤⎡⎤⎡=⎢⎥⎢⎥⎢⎢⎥⎢⎥⎢=⎢⎥⎢⎥⎢⎢⎥⎢⎥⎢=−⎢⎥⎣⎦⎣ ⎣⎦ (3.8)

o que fornece 020 e .aaII==−
Havendo conexão entre o neutro do gerador e a terra, será finito, e assim 0Z
(3.9) 0000 aaVZI=−=
Com igual à zero, a rede de seqüência zero está em curto-circuito e, portanto, não influi na falta, não sendo usada. Com iguais e com igual a deve-se co- nectar as redes de seqüência positiva e negativa em paralelo, conforme mostra a Figura 3.4. 0aV1e aVV1aI2,aI−
Figura 3.4. Conexão das redes de seqüência de um gerador em vazio para uma falta fase-fase.
Da figura 3.4, tem-se que
112aaEIZZ= + (3.10)
Como a falta não envolve a terra, não existe corrente para a terra. Na dedução das equações, encontrou-se Este resultado confirma o fato de não haver corrente no neutro, pois a corrente é igual a 00.aI= nI03.aI
Exemplo 3.2: Calcule as correntes e as tensões de linha subtransitórias na falta quando ocorre uma falta fase-fase os terminais do gerador do Exemplo 3.1. O gerador está em vazio e operando com tensão nominal quando a falta ocorre.

3.2.3. Falta entre Duas Fases e Terra
A Figura 3.5 mostra o circuito para uma falta entre duas fases e terra em um gerador ligado em Y e em vazio, com o neutro aterrado. As fases em falta são b e c.
Figura 3.5. Diagrama para uma falta fase-fase-terra em um gerador em vazio.
As condições na falta são
(3.11) 0 0 0bcVVI==
Os componentes simétricos da tensão na fase a são
0212211111301aaaacVVVaaVVVaa⎡⎤⎡⎤⎡⎢⎥⎢⎥⎢⎢⎥⎢⎥⎢=⎢⎥⎢⎥⎢⎢⎥⎢⎥⎢=⎢⎥⎣⎦⎣ ⎣⎦ (3.12)
o que fornece
12013 aaaVVVV=== (3.13)
Para que os três componentes simétricos da tensão na fase a sejam iguais, os circuitos de seqüência do gerador devem ser conectados em paralelo, como mostra a Figura 3.6.

EaZ1Ia1Va1Z2Ia2Va23ZnIa0Va0Zg0Z0
Figura 3.6. Conexão das redes de seqüência de um gerador em vazio para uma falta fase-fase e terra.
Da Figura 3.6, pode-se escrever que
120120aaEIZZZZZ= ⋅ + + (3.14)
O esquema de conexão das redes de seqüência mostra que a corrente de seqüência positiva é determinada pela tensão aplicada em em série com a combinação em paralelo de 1aIaE1Z20 e .ZZ
Na ausência de uma conexão com a terra no gerador, nenhuma corrente flui para a terra na falta. Neste caso, é infinita e é nula. Do ponto de vista da corrente, o resultado é o mesmo de uma falta fase-fase. A equação X(3.14)X, para uma falta fase-fase e terra, tende à equação X(3.10)X, para uma falta fase-fase, quando tende para o infinito. 0Z0aI0Z
Exemplo 3.3: Calcule as correntes e tensões de linha subtransitória na falta quando ocorre um curto-circuito entre duas fases e terra nos terminais do gerador do Exemplo 3.1. O gerador estava operando em vazio e com tensão nominal quando a falta ocorre.
3.3. Faltas Assimétricas em Sistemas de Potência
A Figura 3.7 mostra os três condutores do sistema trifásico na parte da rede onde ocorre a falta. As correntes são as correntes que saem do sistema originalmente equilibrado para a falta, através de fios hipotéticos. , e abIII

acbIaIcIb
Figura 3.7. Três condutores do sistema trifásico.
As tensões de fase no local da falta serão designadas por A tensão de fase da fase a antes da ocorrência da falta, no local da falta, será chamada , e .abcVVV,fV que é uma ten- são de seqüência positiva porque o sistema está equilibrado antes da ocorrência da falta.
Como as redes de seqüência são circuitos lineares, cada uma delas pode ser substituída pelo seu equivalente Thèvenin entre a barra de referência e o ponto de falta. A fem do úni- co gerador no circuito equivalente de Thèvenin de seqüência positiva é ,fV a tensão de fase pré-falta no ponto de falta. A impedância do circuito equivalente é a impedância entre o ponto de falta e a barra de referência na rede de seqüência positiva, com todas as fem curto-circuitadas. Analogamente, as impedâncias são as impedâncias entre o ponto de falta e a barra de referência nas redes de seqüência negativa e zero, respectivamente. 1Z2e ZZ
Dessa forma, a equação matricial para os componentes simétricos da tensão de falta na fase a é semelhante àquela para geradores em vazio, equação X(3.1)X, exceto com a substitui- ção de por aE.fV
(3.15) 00112200000000aaafaaVZVVZIVZ⎡⎤⎡⎡⎤⎡⎤ ⎢⎥⎢⎢⎥⎢⎥ ⎢⎥⎢⎢⎥⎢⎥=−⎢⎥⎢⎢⎥⎢⎥ ⎢⎥⎢⎢⎥⎢⎥⎣⎦⎣⎦⎣⎦⎣
onde correspondem às impedâncias de Thèvenin entre o ponto de falta e a barra de referência. 12, e ZZZ

3.3.1. Falta entre Fase e Terra
Para uma falta fase-terra, os fios hipotéticos do sistema elétrico são conectados como mostra a Figura 3.8.
acbIaIcIb
Figura 3.8. Diagrama de ligação dos fios hipotéticos para uma falta fase-terra.
As relações existentes nesta falta são
(3.16) 0 0 0bcIIV==
Estas relações são as mesmas que se aplicaram à falta fase-terra em um gerador em vazio. Assim, as relações para os componentes simétricos da corrente na fase a devem ser os mesmos, exceto pela troca de por aEfV e os equivalentes Thèvenin de seqüência positiva, negativa e zero também devem ser interligados em série.
120112aaafaIIIVIZZZ== = ++ (3.17)
3.3.2. Falta entre Fase e Fase
Para uma falta entre fase e fase, os fios hipotéticos das três linhas na falta são conectados como é mostrado na Figura 3.9.

acbIaIcIb
Figura 3.9. Diagrama de ligação dos fios hipotéticos para uma falta fase-fase.
As relações existentes neste tipo de falta são
(3.18) 0 bcacVVIII==
As relações anteriores são idênticas, em forma, àquelas que se aplicam a uma falta fase- fase em um gerador em vazio. Dessa forma, os equivalentes Thèvenin das redes de seqüên- cia positiva e negativa devem ser conectados em paralelo e a rede de seqüência zero não participa da falta. As relações matemáticas para a falta são
12112aafaVVVIZZ= = + (3.19)
3.3.3. Falta entre Duas Fases e Terra
Para uma falta entre duas fases e terra, os fios são conectados como mostra a Figura 3.10.

Figura 3.10. Diagrama de ligação dos fios hipotéticos para uma falta fase-fase e terra.
As relações na falta são
(3.20) 0 0 0bcVVI==
Por comparação com a dedução realizada na Seção 3.2.3, tem-se
120120120aaafaVVVVIZZZZZ== = ⋅ + + (3.21)
As equações X(3.20)X e X(3.21)X indicam que os equivalentes Thèvenin das redes de seqüên- cia positiva, negativa e zero devem ser conectados em paralelo no ponto de falta para simular uma falta entre duas fases e terra.
3.4. Interpretação das Redes de Seqüência Interconectadas
Nas seções anteriores, viu-se que as redes de seqüência de um sistema elétrico podem ser interconectadas de modo que a solução da rede resultante forneça os componentes simétri- cos das correntes e tensões na falta. Na Figura 3.11 são mostradas as conexões das redes de seqüência para simular os diferentes tipos de falta, inclusive a falta trifásica simétrica. As redes de seqüência estão indicadas por um retângulo em cujo interior há uma linha grossa que representa a barra de referência e um ponto P que indica o ponto de falta. A rede de Sistemas de Potência II 57

seqüência positiva é a única que contém fem que representam as tensões internas das má- quinas.
Falta trifásica
Falta fase-fase
Falta fase-terra
Falta fase-fase e terra
Figura 3.11. Conexões das redes de seqüência para simular os diferentes tipos de falta.
O circuito de Thèvenin entre a barra de referência e o ponto de falta para a rede de se- qüência positiva é equivalente somente em efeito à rede original de seqüência positiva. No circuito equivalente não há correntes circulando anteriormente a ocorrência da falta. Entre- tanto, na rede original de seqüência positiva, se houver diferença de fase ou de amplitude entre as fem, haverá corrente circulando antes da falta. Esta corrente é a corrente de carga pré-falta. Dessa forma, para uma determinação mais correta das correntes de seqüência positiva no sistema original, deve-se incluir a componente de corrente pré-falta à corrente durante a falta.
Exemplo 3.4: Um grupo de motores síncronos idênticos é conectado através de um transformador a uma barra de 4,16 kV em local afastado das usinas geradoras de um sistema de potência. Os motores são de 600 V e operam com rendimento de 89,5% quando em plena

carga com fator de potência unitário e tensão nominal. A soma de suas potências de saída é de 4.476 kW (6.000 HP). As reatâncias em pu do motor equivalente, com base em seus próprios kVA nominais de entrada, são e está aterrado através de uma reatância de 0,02 pu. Os motores estão conectados ao barramento de 4,16 kV através de um banco de transformadores composto de três unidades monofási- cas, cada uma com 2.400 / 600 V, 2.500 kVA. Os enrolamentos de 600 V são ligados em Δ e os enrolamentos de 2.400 V são conectados em Y. A reatância de dispersão de cada transformador é de 10%. 200,2 pu, 0,2 pu e 0,04 puXXX′′===
O sistema de potência que fornece os 4,16 kV para o barramento é representado por um gerador equivalente de Thèvenin de 7.500 kVA, 4,16 kV, com reatâncias de entre neutro e terra igual à 0,05 pu. 200,1 pu, 0,05 pu e nXXXX′′===
Cada um dos motores idênticos está alimentando uma parcela igual de uma carga total de 3.730 kW (5.000 HP) e está operando com tensão nominal, com fator de potência de 85% atrasado e com rendimento de 88%, quando ocorre uma falta fase-terra no lado de baixa tensão do banco de transformadores. Considere o grupo de motores como um único motor equivalente. Calcule as correntes subtransitórias de linha em todas as partes do sistema de energia. O diagrama unifilar do sistema elétrico está mostrado na Figura 3.12 e o esquema de ligação do transformador, na Figura 3.13.
Figura 3.13. Ligação do banco de transformadores do Exemplo 3.4.

3.5. Análise de Faltas Assimétricas Usando a Matriz Impedância de Barra
No Capítulo 1, usamos a matriz impedância de barras para determinar as correntes e tensões na ocorrência de uma falta trifásica. O método pode facilmente ser estendido a faltas assimétricas, notando que as redes de seqüência positiva, negativa e zero podem ser representadas por redes equivalentes de impedâncias de barras.
Assim, para uma falta fase-terra na barra 3 de um sistema hipotético tem-se
121333333faVIZZZ= ++ (3.22)
onde são as impedâncias próprias da barra 3 de seqüência positiva, negativa e zero, respectivamente. As admitâncias de transferência permitem calcular as tensões nas outras barras do sistema elétrico, com as quais se podem determinar as correntes de linha. 12333333, e ZZZ
Exemplo 3.5: Calcule as correntes subtransitórias para uma falta fase-terra, primeiro na barra 1 e depois na barra 2, no sistema elétrico do Exemplo 3.4. Use a matriz impedância de barra e calcule também a tensão na barra 2 com a barra 1 em falta.

3.1. Os valores nominais de um gerador de 60 Hz são 500 MVA, 22 kV. Ele é conectado em Y, solidamente aterrado e está operando em vazio com tensão nominal. Ele está isolado do restante do sistema. Suas reatâncias são Calcule: 20,15 pu eXX′′== 00,05 pu.X=
a) a corrente subtransitória de linha para uma falta trifásica;
b) a corrente subtransitória de linha para uma falta fase-terra;
c) a corrente subtransitória de linha para uma falta entre duas fases;
d) a corrente subtransitória de linha para uma falta entre duas fases e terra.
3.2. Calcule o valor da reatância indutiva em Ω que deve ser inserida no aterramento do neutro do gerador do Exercício 3.1 para limitar a corrente subtransitória de linha para uma falta fase-terra ao valor da corrente para uma falta trifásica.
3.3. Com a reatância indutiva obtida no Exercício 3.2 inserida no neutro do gerador do Problema 3.1, calcule as correntes subtransitórias de linha para:
a) uma falta fase-terra;
b) uma falta entre duas fases;
c) uma falta fase-fase e terra.
3.4. Qual o valor da resistência em Ω que conectada o neutro do gerador do Exercício 3.1 limita a corrente subtransitória de linha para uma falta fase-terra ao valor obtido para a falta trifásica?
3.5. Um gerador de 100 MVA, 18 kV, tendo está para ser conectado a um sistema de potência. O gerador possui um reator limitante de corrente de 0,162 Ω no neutro. Antes de ser conectado ao sistema, sua tensão é ajustada para 16 kV quando ocorre uma falta fase-fase-terra nos terminais b e c. Calcule o valor eficaz da corrente simétrica inicial para a terra na linha b. 2020% e 5%,XXX′′===

3.6. As reatâncias de um gerador de 100 MVA, 20 kV são O gerador está conectado a um transformador Δ−Y de 100 MVA, 20Δ − 230Y kV, com uma reatância de 10%. O neutro do transformador está solidamente aterrado. Quan- do a tensão terminal do gerador é de 20 kV, ocorre no transformador uma falta fase- terra no lado de alta tensão que estava aberto. Determine o valor eficaz inicial das correntes simétricas em todas as fases do gerador. A conexão do transformador está apresentada na Figura 3.14. 2020% e 5%.XXX′′===
Figura 3.14. Ligação do trafo do Problema 3.6.
Figura 3.15. Ligação do trafo do Problema 3.7.
3.7. Um gerador alimenta um motor através de um transformador Y−Δ. O gerador está conectado ao lado Y do transformador. Ocorre uma falta entre os terminais do motor e do transformador. Os componentes simétricos da corrente subtransitória do motor para a falta são Os componentes simétricos da corrente do transformador para a falta são Suponha para o motor e para o gerador. Descreva o tipo de falta. A ligação do transformador está mostrada na Figura 3.15. Calcule: 120(0,82,6) pu, 2,0 pu e 3,0 pu.aaaIjIjIj=−−=−=− 12(0,80,4) pu, 1,0 pu e 0.aaIjIjI=−−=−= 2XX′′=
a) a corrente antes da falta, se existe, na linha a;
b) a corrente subtransitória, em pu, na falta;
c) a corrente subtransitória, em pu, em cada fase do gerador.
3.8. Calcule as correntes subtransitórias em todas as partes do sistema do Exemplo 3.4, desprezando a corrente antes da falta e supondo uma falta fase-fase no lado de baixa tensão do transformador.
3.9. Repita o Exercício 3.8 para uma falta fase-fase-terra.

3.10. Dois geradores são conectados através dos transformadores a um barramento de alta tensão que alimenta uma linha de transmissão. A linha está em aberto no extremo distante dos transformadores, no qual ocorre uma falta. A tensão pré-falta no ponto de falta é de 515 kV. Os valores nominais e as reatâncias dos equi- pamentos são: 1 e GG 1 e TT
GB 1B: 1.000 MVA, 20 kV, XB SB = 100%, 2010% e 5%XXX′′===
GB 2B: 800 MVA, 22 kV, XB SB = 120%, 2015% e 8%XXX′′===
TB 1B: 1.000 MVA, 500Y / 20Δ kV, 17,5%X=
TB 2B: 800 MVA, 500Y / 22Y kV, 16%X=
Linha: na base de 1.500 MVA, 500 kV 12215%, 40%XXX===
O neutro do gerador 1 está aterrado através de uma reatância de 0,04 Ω. O neutro de não está aterrado. Os neutros de todos os transformadores estão solidamente aterrados. Usando uma base de 1.000 MVA, 500 kV na linha de transmissão e desprezando a corrente pré-falta, determine a corrente subtransitória no gerador 2G1:G
a) na fase c para uma falta trifásica;
b) na fase b uma falta fase-fase nas linhas B e C;
c) na fase a para uma falta fase-fase-terra nas linhas B e C;
d) na fase c para uma falta fase-terra na linha A.
O esquema de ligação do transformador 1 está mostrado na Figura 3.16.
Figura 3.16. Conexão do transformador 1 para o Exercício 3.10. Sistemas de Potência II 63

IV. ESTABILIDADE DE SISTEMAS DE POTÊNCIA
4.1. Aspectos Gerais
Quando os geradores CA eram acionados por máquinas a vapor, um dos principais problemas na operação do sistema era o das oscilações. As variações periódicas no conjugado aplicado ao gerador causavam variações periódicas na velocidade. As variações resultantes de tensão e freqüência eram transmitidas aos motores conectados ao sistema. As oscilações nos motores, causadas pelas variações de tensão e freqüência, algumas vezes causavam a inteira perda de sincronismo dos motores se as suas freqüências naturais de oscilação coin- cidissem com a freqüência de oscilação causada pelas máquinas que acionavam os geradores. O uso de turbinas reduziu o problema das oscilações, embora ainda esteja presente quando a máquina primária é uma máquina diesel. A conservação do sincronismo das vá- rias partes de um sistema de potência torna-se cada vez mais difícil à medida que os sistemas e interligações entre sistemas crescem.
Em estudos de estabilidade, um conceito importante é o de barra infinita. Um barramento infinito, para fins de estudo de estabilidade, pode ser considerado como uma barra na qual está localizada uma máquina de tensão interna constante, tendo impedância zero e inércia infinita. O ponto de conexão de um gerador a um sistema de grande porte pode ser considerado como tal barra.
4.2. O Problema da Estabilidade
A estabilidade de um sistema de potência pode ser definida como a propriedade do sistema que permite as máquinas síncronas desse sistema responder a um distúrbio, a partir de uma condição normal de operação, de modo a retornarem a uma condição de operação novamente normal. Os estudos de estabilidade são classificados em três tipos, dependendo da natureza e ordem de grandeza do distúrbio: estabilidade transitória, estabilidade dinâ- mica e estabilidade em regime permanente.
Os estudos de estabilidade transitória constituem a principal metodologia analítica para estudos do comportamento dinâmico-eletromecânico do sistema. Estes estudos indicam se o

Estabilidade de Sistemas de Potência Prof. Luciano V. Barboza
sistema permanecerá em sincronismo após distúrbios significativos, tais como faltas no sistema de transmissão, variações rápidas de demanda ou perdas de unidades geradoras. Uma analogia mecânica para o problema da estabilidade transitória pode ser visto na Figura 4.1. Um determinado número de massas representando as máquinas síncronas é interconectado por fios de elástico representando as linhas de transmissão. Estando o sistema em repouso em uma determinada posição, suponha que um dos elásticos seja cortado representando a perda de uma linha de transmissão. Como resultado, as massas ficarão sujeitas a oscilações transitórias e as forças atuantes no sistema variam em intensidade. O sistema então se des- locará para uma outra posição de repouso ou, devido à nova configuração de forças, mais alguns elásticos podem se romper representado um colapso na rede. Assim, para uma determinada perturbação, deseja-se saber se o sistema possui estabilidade transitória ou se ele fica instável.
Figura 4.1. Análogo mecânico da estabilidade transitória em sistemas de potência.
Os estudos de estabilidade dinâmica e em regime permanente são menos extensivos e envolvem uma ou algumas poucas máquinas que sofrem variações lentas ou graduais nas condições de operação. A distinção entre os estudos de estabilidade dinâmica e em regime permanente é, na realidade, artificial visto que os problemas são os mesmos em natureza, diferem somente no grau de detalhamento das máquinas. Em estudos dinâmicos, o sistema de excitação e o sistema turbina-regulador são representados em conjunto com modelos de máquinas síncronas que provêm às variações de enlace de fluxo no entreferro da máquina. Problemas de estabilidade em regime permanente usam um modelo simples do gerador que é modelado como uma fonte de tensão constante.
Estudos de estabilidade transitória são mais comumente empregados por refletirem a sua grande importância na prática. Estes problemas envolvem grandes perturbações que não permitem procedimentos de linearização e as equações algébrico-diferenciais devem ser re- solvidas por métodos diretos ou procedimentos numéricos.

Em todos os estudos de estabilidade, o objetivo é determinar se os rotores das máquinas, sendo perturbados, retornam ou não à operação com velocidade constante. Isto, portanto, significa que as velocidades dos rotores se desviam temporariamente da velocidade síncro- na.
4.3. Dinâmica do Rotor e Equação de Oscilação
A equação que descreve o movimento do rotor de um gerador síncrono está baseada no princípio da dinâmica (2ª lei de Newton): o torque de aceleração é igual ao produto do momento de inércia do rotor pela sua aceleração angular. Matematicamente, tem-se
22mamdJTTdtθ==− (4.1)
onde J é o momento de inércia total das massas do rotor, em kg.mP 2P;
é a posição angular do rotor em relação a um eixo estacionário, em rad; mθ
t é o tempo, em segundos;
é o torque mecânico aplicado ao gerador pela máquina primária, em N.m; mT
é o torque elétrico resultante, em N.m; eT
é o torque de aceleração resultante, em N.m. aT
O ângulo é uma medida absoluta do ângulo do rotor visto que é medido em relação a um eixo de referência estacionário sobre o rotor. Conseqüentemente, cresce continuamen- te com o tempo e com velocidade síncrona constante. Dessa forma, pode-se medir a posição angular do rotor em relação a um eixo de referência que gira em velocidade síncrona. Por- tanto, mθ
(4.2) sincmmtθωδ=+
onde é a velocidade síncrona da máquina, em rad/s; sincmω

é a posição angular do rotor em relação a um eixo de referência girando na velocidade síncrona, em rad. mδ
As derivadas da equação X(4.2)X em relação ao tempo fornecem
sincmmddtdtθω=+ (4.3)
222mdddtdtθ= (4.4)
A equação X(4.3)X indica que a velocidade angular do rotor é constante e igual à velocidade síncrona somente quando é zero. Portanto, o termo representa o desvio de sincronismo da velocidade do rotor. Por outro lado, a equação X(4.4)X representa a aceleração do rotor. /mddθ/mddδ/mddδ
Substituindo a equação X(4.4)X na equação X(4.1)X, obtém-se
22mamdJTTdtδ==− (4.5)
Multiplicando a equação X(4.5)X por obtém-se ,mω
22mmammmdJTTdtδωωω==− (4.6)
Recordando que o termo é o momento angular do rotor (M) e que potência é igual ao produto do torque pela velocidade angular, a equação X(4.6)X transforma-se em mJω
22mamdMPPdtδ==− (4.7)
onde é a potência mecânica de entrada no eixo da máquina menos as perdas rotacionais; mP

é a potência elétrica de saída do gerador mais as perdas elétricas; eP
é a potência de aceleração do rotor que leva em conta a diferença entre aPe .mePP
Normalmente, desprezam-se as perdas rotacionais e perdas por efeito Joule na armadura, de modo que se considera como a potência mecânica suprida pela máquina primária e como a potência elétrica de saída. mPeP
Em dados de geradores síncronos, um parâmetro relacionado à estabilidade é a constante H, que é definida como
1energia cinética armazenada na velocidade síncrona2potência nominal da máquinasincmnomMHSω== (4.8)
onde é a potência nominal da máquina, em MVA; nomS
H é expresso em MJ/MVA ou pu-s.
A Tabela 4.1 apresenta valores típicos para a constante H.
Tabela 4.1. Constantes H típicas de máquinas síncronas.
Tipo de máquina
Constante H (MJ/MVA)
Gerador turbinado: Condensado 1800 rpm 1300 rpm Não condensado 3600 rpm Gerador roda d’água: Baixa velocidade Alta velocidade Condensador síncrono: Grande Pequeno Motor síncrono com carga
6 – 9 4 – 7 3 – 4 2 – 3 2 – 4 1,25 1,00 1 – 5
Resolvendo para M a equação X(4.8)X, obtém-se
2sincnommHSMω= (4.9)

Substituindo a equação X(4.9)X na equação X(4.7)X, tem-se
222222 ou sincsincnommmameamemmHSddPPPHPPPSSSdtdtδδωω==−==− (4.10)
ou simplesmente
222sincmammdHPPPdtδω==− (4.11)
observando que na equação X(4.11)X, os valores de estão expressos em pu. , e amPPP
Para um gerador com P pólos, a relação entre as grandezas elétricas e mecânicas é
e 22sincmsincPδδωω= (4.12)
Substituindo as equações X(4.12)X na equação X(4.11)X, tem-se
222amsincHdPPPdtδω==− (4.13)
A equação X(4.13)X, equação de oscilação da máquina, é a equação que descreve as dinâ- micas rotacionais das máquinas síncronas em estudos de estabilidade transitória. É uma equação diferencial de segunda ordem, que pode ser escrita como duas equações diferenciais de primeira ordem
() 2sincmesincdPPdtHddtωωδωω⎧⎪⎪ =−⎪⎪⎪⎨⎪⎪⎪ =−⎪⎪ ⎩ (4.14)
Quando a equação de oscilação é resolvida, obtém-se δ como uma função do tempo. Este

gráfico é chamado de curva de oscilação da máquina e a análise das curvas de oscilação de todas as máquinas do sistema indicam se as mesmas permanecem em sincronismo após a ocorrência de um distúrbio.
Os MVA usados na equação X(4.8)X correspondem ao valor nominal da máquina. Em um estudo de estabilidade de um sistema de potência com muitas máquinas síncronas, somente um MVA é escolhido como base para todo o sistema. Como o lado direito da equação de oscilação está expresso em pu, o lado esquerdo desta equação também deve estar em pu na base correta. Para corrigir o valor de H para a base correta de potência, utiliza-se a relação
sistmaqcorrigmaqbaseSHHS= (4.15)
onde o subíndice maq indica os dados nominais da máquina e é a potência base es- colhida para o sistema. sistbaseS
Exemplo 4.1: Duas unidades geradoras de 60 Hz operam em paralelo em uma usina e possuem os seguintes valores nominais:
Unidade 1: 500 MVA, 0,85,fpa= 20 kV, 3.600 rpm, 14,8 MJ/MVAH=
Unidade 2: 1.000 MVA, 0,9,fpa= 22 kV, 1.800 rpm, 23,2 MJ/MVA.H=
Determine a equação de oscilação da usina considerando que as duas unidades oscilem jun- tas e em uma base de 100 MVA.
4.4. Equação Potência-Ângulo
Na equação de oscilação para o gerador, a potência mecânica de entrada fornecida pela máquina primária é considerada constante. Esta consideração é razoável, pois aguar- dam-se modificações nas condições da rede elétrica antes que as ações de controle possam causar reação da turbina. Como na equação X(4.13)X é constante, a potência elétrica de saída determina as condições para que o rotor acelere, desacelere ou permaneça na velocidade síncrona. Quando iguala-se a a máquina opera na velocidade síncrona em mPmPePeP,mP

regime permanente; quando muda deste valor, o rotor desvia-se da velocidade síncrona. Mudanças em são determinadas por modificações na rede de transmissão e cargas do sistema para o qual o gerador fornece potência. Distúrbios na rede elétrica resultante de variações severas de carga, faltas na rede ou operação de disjuntores podem causar varia- ções rápidas à potência de saída do gerador e, neste caso, existem transitórios eletrome- cânicos. A máquina é representada, para fins de estudo de estabilidade transitória, pela sua tensão interna E em série com a reatância transitória como mostrado na Figura 4.2(a), na qual é a tensão terminal. A Figura 4.2(b) mostra o diagrama fasorial aplicá- vel à Figura 4.2(a). Como cada máquina deve ser considerada em relação ao sistema do qual faz parte, os ângulos fasoriais das variáveis das máquinas são medidos com respeito à referência comum do sistema. ePePeP′,dX′ tV
E′ djX′
(a) E′ djXI′
(b)
Figura 4.2. Diagrama fasorial de uma máquina síncrona para estudos de estabilidade transitória.
A Figura 4.3 representa esquematicamente um gerador, na barra 1, suprindo potência através de um sistema de transmissão ao receptor, no barramento 2. O retângulo representa o sistema de transmissão composto por transformadores, linhas de transmissão, capacitores e inclusive as reatâncias transitórias do gerador e do receptor. A tensão representa a tensão transitória interna do gerador. A tensão no receptor é a de um barramento infinito ou a tensão transitória interna de um motor síncrono, cuja reatância transitória es- tá incluída na rede. 1E′ 2E′
1E′2E′
Figura 4.3. Diagrama esquemático para estudos de estabilidade. As reatâncias transitórias associadas ao gerador e ao receptor estão incluídas na rede de transmissão.

A matriz admitância de barra para a rede é
11122122barraYYYY⎡⎤ ⎢⎥=⎢⎥⎣⎦ Y (4.16)
Do curso de Sistemas de Potência I, sabe-se que
(4.17) 1nbkkkkkkkmmmSPjQEIEYE∗ ∗ = =+== ⎛⎞ ⎜ ⎝⎠ Σ
na qual fazendo-se k e m iguais a 1 e 2, respectivamente, pode-se reescrevê-la como
1111111122()( PjQEYEEYE∗′′′′+=+ (4.18)
Por outro lado, tem-se que
111222111111121212EEEEYGjBYYδδθ′′′′=∠=∠ =+=∠ (4.19)
que substituindo na equação X(4.18)X, fornece para a potência ativa
2111112121212cos()PEGEEYδδθ′′′=+−− (4.20)
Fazendo
1212 e 2πδδδγθ=−=− (4.21)
e substituindo as equações X(4.21)X na equação X(4.20)X, obtém-se
211111212sen()PEGEEYδγ′′′=+ (4.22)

A equação X(4.22)X pode ser reescrita de uma forma mais simples como
(4.23) sen()ecmaxPPPδγ=+−
onde foi substituído por pois é a potência elétrica de saída do gerador e 1PeP1P
21111212 e cmaxPEGPEEY′== (4.24)
A equação X(4.23)X é conhecida como equação potência-ângulo. O gráfico da equação X(4.23)X em função de δ é conhecido como curva potência-ângulo. Os valores são constantes para uma determinada configuração da rede elétrica e magnitudes de tensões constantes , e cmaxPPγ12 e .EE′′
Quando a rede é considerada sem resistência, todos os elementos de são suscep- tâncias e, portanto, tanto como γ são zero. A equação potência-ângulo em uma rede puramente reativa é barraY11G
12121212sensensenemaxEEPPEEYXδδ′′ ′′=== (4.25)
onde é a reatância de transferência entre as tensões 12X12e .EE′′
Exemplo 4.2: O diagrama unifilar da Figura 4.4 mostra um gerador de 60 Hz, cuja constante H vale 5 MJ/MVA, conectado através de uma linha de transmissão paralela a um grande sistema metropolitano considerado como uma barra infinita. A máquina está fornecendo 1,0 pu de potência e tanto a tensão terminal como a tensão na barra infinita são 1,0 pu. Os valores no diagrama indicam os valores das reatâncias em pu em uma base comum ao sistema. A reatância transitória do gerador é 0,20 pu. Determine a equação potên- cia-ângulo para o sistema nas condições de operação e a equação de oscilação para o gerador.

0,2dXj′=
Figura 4.4. Diagrama unifilar para o Exemplo 4.2. O ponto P está no centro da linha.
Exemplo 4.3: O sistema do Exemplo 4.2 está operando nas condições indicadas quando uma falta trifásica ocorre no ponto P (meio da linha) mostrado na Figura 4.4. Determine a equação potência-ângulo para o sistema nas condições de falta, a correspondente equação de oscilação, a potência inicial de aceleração e a aceleração inicial do rotor.
Exemplo 4.4: A falta no sistema do Exemplo 4.3 é eliminada pela abertura simultânea dos disjuntores nos terminais da linha afetada. Determine a equação potência-ângulo e a equa- ção de oscilação para o período pós-falta.
4.5. Critério da Igualdade de Área para a Estabilidade
Considere o sistema mostrado na Figura 4.5. Inicialmente, o disjuntor A está fechado e o disjuntor B aberto. Ocorre uma falta trifásica no ponto P e é eliminada pelo disjuntor A após um curto período de tempo. Portanto, o sistema de transmissão permanece inalterado, exceto durante a ocorrência da falta. O curto-circuito efetiva-se sobre o barramento e, portanto, a potência elétrica de saída do gerador é zero até a falta ser eliminada.
Figura 4.5. Diagrama unifilar de um sistema elétrico para a análise do critério de área iguais.
As condições físicas antes, durante e após a falta podem ser mais bem compreendidas a partir das curvas potência-ângulo das Figuras 4.6.

senmaxPδ
(a) senmaxPδ
(b) senmaxPδ
(c)
Figuras 4.6. Curvas potência-ângulo para o gerador da Figura 4.5. As áreas são iguais às áreas 1 e AA 34e .AA
Inicialmente, o gerador está operando na velocidade síncrona com um ângulo de rotor e a potência mecânica de entrada igual à potência elétrica de saída como indicado no ponto “a” da Figura 4.6(a). Quando a falta ocorre, no tempo a potência elétrica de saída torna-se subitamente nula, enquanto a potência mecânica de entrada se mantém inalterada, como indicado no ponto “b” na Figura 4.6(b). Isto resulta em uma potência de aceleração igual a Chamando o tempo para a eliminação da falta de então para o tempo t menor que a aceleração é constante e igual a 0δmP,eP0,t= .mP,ct,ct
222sincmdPHdtωδ= (4.26)
Quando a falta está presente, a velocidade cresce acima da velocidade síncrona e, este acréscimo, é obtido integrando a equação X(4.26)X, resultando em
022tsincsincmmPdPdttdtHHωωδ==∫ (4.27)
A posição angular do rotor é dada por
20024tsincsincmmPPtdttHHωωδ==∫ (4.28)

A equação X(4.27)X indica que a velocidade do rotor, relativa à velocidade síncrona, aumenta linearmente com o tempo quando o ângulo do rotor avança de para o ângulo de abertura Na Figura 4.6(b), o ângulo δ vai do ponto “b” para o ponto “c”. No instante de eliminação da falta, o aumento na velocidade do rotor e a abertura angular entre o gerador e o barramento infinito são dados, respectivamente, por 0δ.cδ
20() e 2sincmsincmccccPdtttdtHHωωδδ== (4.29)
Quando a falta é eliminada no ângulo a potência elétrica de saída abruptamente aumenta para um valor correspondente ao ponto “d” sobre a curva potência-ângulo. Em “d”, a potência elétrica de saída excede a potência mecânica de entrada e, portanto, a po- tência de aceleração é negativa. Em conseqüência, o rotor diminui a velocidade à medida que vai do ponto “d” para “e”, na Figura 4.6(c). No ponto “e”, a velocidade do rotor é novamente a síncrona, embora o ângulo do rotor tenha avançado para O ângulo é determinado com base no fato de que as áreas devem ser iguais (será explicado adiante). A potência de aceleração em “e” é ainda negativa e, portanto, o rotor não pode permanecer em velocidade síncrona, mas deve continuar a diminuir a velocidade. O ângulo do rotor move-se, a partir de em “e’’, ao longo da curva potência-ângulo para o ponto “a”, na Figura 4.6(c), onde a velocidade do rotor é menor do que a síncrona. Do ponto “a” ao “f”, a potência mecânica excede a potência elétrica e a velocidade do rotor aumenta novamente até alcançar o sincronismo em “f”. O ponto “f” está alocado de modo que as áreas sejam iguais. Na ausência de amortecimento, o rotor iria continuar a oscilar na seqüência “f−a−e”, “e−a−f”, ..., com velocidade síncrona ocorrendo nos pontos “e” e “f”. ,cδeP.xδxδ1e AAxδ3 e AA
A seguir será mostrado que as áreas na Figura 4.6(b), e na Figura 4.6(c), devem ser iguais. Em um sistema onde uma máquina oscila em relação a um barramento infinito, pode-se usar este princípio, chamado critério de igualdade de áreas, para determinar a estabilidade do sistema nas condições transitórias sem resolver a equação de oscilação. Embora não aplicável a sistemas multimáquinas, o método ajuda no entendimen- to de como certos fatores influenciam na estabilidade transitória de um sistema. 1e ,AA3 e ,AA

A dedução do critério de igualdade de áreas é feita para um sistema composto de uma máquina e um barramento infinito, embora também se aplique a um sistema de duas má- quinas. A equação de oscilação para a máquina conectada ao barramento é
222msincHdPPdtδω=− (4.30)
A equação X(4.30)X pode ser reescrita como
2msincHdPPdtωω=− (4.31)
Multiplicando a equação X(4.31)X por e realizando-se simplificações, tem-se /sincddtδωω=−
2()( sincmesincHdPPdωωωδω−=− (4.32)
A equação X(4.32)X pode ser integrada entre Figura 4.6(b), resultando em 0e ,xδδ
()() 0220()()() xxsincsincmesincHPPdδδωδωωδωδω−−−=−⎡⎤ ⎣⎦∫ (4.33)
Observe que, quando o ângulo δ vale a velocidade do rotor é a síncrona () Assim, a equação X(4.33)X se reduz a 0e ,xδδ sincω
0()0xmePPdδδδ−=∫ (4.34)
A integral acima pode ser realizada em duas etapas, isto é,

00()()()0xcxcmememePPdPPdPPdδδδδδδδδ−=−+−=∫∫∫ (4.35)
A equação X(4.35)X pode ser reescrita como
0()() cxcmemePPdPPdδδδδδ−=−∫∫ (4.36)
A integral da esquerda aplica-se ao período de falta, enquanto a integral da direita é adequada ao período imediatamente pós-falta, até o ponto de máxima oscilação Na Fi- gura 4.6(b), é zero durante a falta. A área é dada pela expressão do lado esquerdo e a área é a expressão do lado direito da equação X(4.36)X, portanto, as duas áreas são iguais. .xδeP1A2A12e AA
Sendo a velocidade do rotor a síncrona em e também em na Figura 4.6(c), as mesmas razões anteriores indicam que são também iguais. As áreas correspondem ao aumento da energia cinética do rotor quando este está acelerando, enquanto as áreas correspondem ao decréscimo de energia cinética do rotor quando este está desacelerando. Portanto, o critério da igualdade de áreas especifica que a quantidade de energia cinética adicionada ao rotor, que se segue a uma falta, deve ser removida após a falta para restabelecer o rotor à velocidade síncrona. xδ,yδ3e AA1e AA2 e AA
A área é dependente do tempo necessário para eliminar a falta. Se houver um atraso na eliminação da falta, o ângulo aumenta, conseqüentemente, a área aumenta e o critério da igualdade de áreas requer que a área também aumente para restabelecer o rotor à velocidade síncrona, fazendo com que o ângulo de oscilação máximo também aumente. Se o atraso na eliminação é retardado de modo que o ângulo do rotor oscile além do ângulo na Figura 4.6, então a velocidade do rotor naquele ponto sobre a curva po- tência-ângulo está acima da velocidade síncrona quando a potência de aceleração positiva é novamente encontrada. Sob a influência desta potência de aceleração positiva, o ângulo aumentará sem limite e resultará em instabilidade. Portanto, existe um ângulo crítico para a eliminação da falta e que satisfaz o critério de igualdade de áreas para a estabilidade. Es- te ângulo, chamado ângulo crítico de abertura e denotado por está indicado na Figura 1Acδ1A2Axδ,maxδδ,crδ

4.7. O tempo crítico para remover a falta é chamado tempo crítico de abertura, .crt
senemaxPPδ=
Figura 4.7. Curva ângulo-potência indicando o ângulo crítico de abertura As áreas são iguais. .crδ1e AA
Na Figura 4.7, o ângulo de abertura e o tempo crítico de abertura podem ser calculados como segue. A área é 1A
01( crmmcrAPdPδδδδ==∫ (4.37)
e a área é 2A
2(sen)(coscos)( maxcrmaxmmaxcrmaxmmaxcrAPPdPPδδδδδδδ=−=−−∫ (4.38)
Igualando as equações X(4.37)X e X(4.38)X, obtém-se
0cos()cosmcrmaxmaxmaxPPδδδ=−+ (4.39)
Da curva potência- ângulo da Figura 4.7, tem-se que
(4.40) 0 e senmaxmmaxPPδπδ=−=
Substituindo as equações X(4.40)X na equação X(4.39)X, obtém-se para o ângulo crítico de abertura

(4.41) 00arccos[(2)sencos]crδπδδ=−−
Este valor de pode ser substituído na equação X(4.29)X, o que permite determinar o valor do tempo crítico de abertura como crδ
04( crcrsincmHtPδδω= (4.42)
Exemplo 4.5: Calcule o ângulo crítico de abertura e o tempo crítico de abertura para o sistema da Figura 4.5 quando o sistema está sujeito a uma falta trifásica no ponto P da linha de transmissão curta. As condições iniciais são as mesmas do Exemplo 4.2 e H vale 5 MJ/MVA.
4.6. Aplicações Adicionais ao Critério da Igualdade de Áreas
Embora o critério de igualdade de áreas possa ser aplicado somente ao caso de duas má- quinas ou uma máquina e um barramento infinito, ele é muito útil para se entender o que acontece quando uma falta ocorre.
Quando um gerador supre potência a um barramento infinito através de duas linhas de transmissão em paralelo, a abertura de uma das linhas pode causar a perda de sincronismo do gerador, embora a carga possa ser suprida pela linha não eliminada nas condições de regime permanente. Se um curto-circuito trifásico ocorre no barramento ao qual as duas linhas estão conectadas, nenhuma potência pode ser transmitida por qualquer das linhas. Entretanto, se a falta é no terminal de uma das linhas, a abertura de disjuntores em ambas as extremidades da linha isolará a falta no sistema e permitirá a potência fluir através da outra linha. Quando uma falta trifásica ocorrer em algum ponto do circuito duplo das linhas que não sejam os barramentos ou os extremos das linhas, existirá alguma impedância entre os barramentos e a falta. Portanto, alguma potência é transmitida apesar da existên- cia da falta no sistema.
Quando a potência é transmitida durante a falta, o critério de igualdade de áreas é aplicado como mostrado na Figura 4.8, a qual é similar às curvas potência-ângulo dos Exem-

plos 4.2, 4.3 e 4.4. Antes da falta, é a potência que pode ser transmitida; durante a falta, é a potência que pode ser transmitida; e após a falta ser eliminada no instante é a potência que pode ser transmitida. Neste caso, indica o ângulo crítico de abertura. Avaliando as áreas pode-se determinar que senmaxPδ1senmaxrPδ2, sencrmaxrPδδ= crδ1e ,AA
02121 ()coscoscosmmaxmaxmaxcrPrrPrrδδδδ⎛⎞⎟⎜⎟−+−⎜⎟⎜⎟⎜⎝⎠ = − (4.43)
0Pmmax0crP180° A2A1senmaxPδ1senmaxrPδ2senmaxrPδ
Figura 4.8. Critério de igualdade de áreas aplicado à eliminação de falta quando a potência é transmitida durante a falta. As áreas são iguais. 1e AA
Para o sistema e a localização da falta indicados na Figura 4.5, os valores são e e a equação X(4.43)X se reduz à equação X(4.39)X. 10r= 21,r=
Independente de sua localização, as faltas de curto-circuito que não envolvem as três fases permitem a transmissão de alguma potência porque elas são representadas conectando alguma impedância entre o ponto de falta e a barra de referência. Quanto maior a impe- dância colocada em paralelo com a rede de seqüência positiva para simular a falta, maior é a potência transmitida durante a falta. A potência transmitida durante a falta influi no valor de isto é, valores pequenos de resultam em grandes distúrbios ao sistema com pequena potência transmitida e um grande valor para Na ordem crescente de severida- de, as faltas podem ser classificadas na seguinte seqüência: 1,A1r1.A
• Falta fase-terra
• Falta entre duas fases
• Falta entre duas fases e terra
• Falta trifásica

A falta fase-terra ocorre mais freqüentemente e a falta trifásica é a menos freqüente. Pa- ra completa confiabilidade, um sistema deve ser projetado considerando a estabilidade transitória para uma falta trifásica na pior localização.
Exemplo 4.6: Determine o ângulo crítico de abertura para a falta trifásica descrita nos Exemplos 4.3 e 4.4, quando a configuração inicial do sistema e condições de operação pré- falta são como descritas no Exemplo 4.2.
4.7. Estudos de Estabilidade para Sistemas Multimáquinas: Estudo Clássico
O critério da igualdade de áreas não pode ser usado diretamente em sistemas com três ou mais máquinas. Quando um sistema multimáquinas opera sob condições eletromecânicas transitórias, as oscilações entre máquinas ocorrem através do sistema de transmissão que as conecta. Para facilitar a modelagem do problema, utilizam-se as seguintes considerações:
• A freqüência do sistema de transmissão não é perturbada pela freqüência de oscilação e, portanto, os parâmetros da rede em 60 Hz não se alteram.
• A potência mecânica de entrada para cada máquina permanece constante durante a solução da curva de oscilação.
• A potência amortecedora é desprezada.
• Cada máquina pode ser representada por uma reatância transitória constante em sé- rie com uma tensão interna transitória constante.
• O ângulo mecânico do rotor de cada máquina coincide com o ângulo de fase elétrico da tensão transitória interna.
• Todas as cargas devem ser consideradas como impedâncias em derivação para a terra e com valores determinados pelas condições pré-falta.
O modelo de sistema para fins de estabilidade baseado nestas considerações é chamado modelo clássico de estabilidade e estudos que usam este modelo chamam-se estudos clássicos de estabilidade.
Para estudos de estabilidade multimáquinas, dois passos preliminares são necessários:
• As condições pré-falta em regime permanente para o sistema são determinadas usan-

do um programa de fluxo de carga.
• A representação da rede pré-falta é determinada e, então, modificada para considerar as condições de falta e pós-falta.
No primeiro passo, obtêm-se os valores de potência e tensão complexa em cada terminal de gerador e barras de carga. A tensão interna transitória de cada gerador é
(4.44) tEVjX′=+
onde é a tensão terminal e I é a corrente de saída. Cada carga é convertida em uma admitância constante para a terra como tV
2L LLPjQYV− = (4.45)
onde é a carga e LPjQ+LV é a magnitude da tensão na barra. A matriz admitância de barra usada no fluxo de potência para a condição pré-falta, é aumentada para incluir as reatâncias transitórias dos geradores e as admitâncias das cargas em derivação, como mostra a Figura 4.9. Observe que a corrente injetada é zero em todas as barras, exceto nas barras internas dos geradores. ,barraY
1E′ 3E′ 2E′ 1dX′ 3dX′ 2dX′
Figura 4.9. Rede aumentada de um sistema elétrico de potência.

No segundo passo, determinam-se as matrizes admitâncias de barra modificadas correspondentes às condições de falta e pós-falta. Como somente as barras internas dos geradores têm injeções, todas as demais barras podem ser eliminadas reduzindo as dimensões das matrizes ao número de geradores. Durante e após a falta, a potência de cada gerador é calculada pela sua correspondente equação potência-ângulo. Por exemplo, da Figura 4.9, tem-se
211111212121213131313cos()cos()ePEGEEYEEYδθδθ′′′′′=+−+− (4.46)
onde Equações similares podem ser escritas para com os valores retirados da matriz admitância para as condições de falta e pós-falta. 12121313 e .δδδδδδ=−=−23e eePPijY
As equações potência-ângulo tomam parte nas equações de oscilação, resultando em
2221,2,3iiiimesincHdPPidtδω=−= (4.47)
para representar o movimento de cada rotor para os períodos de falta e pós-falta. As solu- ções destas equações dependem da localização e da duração da falta e da que resulta quando a linha em falta é removida. barraY
Exemplo 4.7: Um sistema de transmissão de 230 kV, 60 Hz, tem dois geradores e um barramento infinito como mostra a Figura 4.10. Os dados dos circuitos são fornecidos na Ta- bela 4.2 e os dados das barras, na Tabela 4.3. Uma falta trifásica ocorre na linha 4−5 pró- xima à barra 4. Determine a equação de oscilação para cada máquina durante o período de falta. Os geradores com valores de reatância e constante H numa base de 100 MVA e 230 kV, são:
Gerador 1: 400 MVA, 20 kV, 0,067 pu, 11,2 MJ/MVAdXH′==
Gerador 2: 250 MVA, 18 kV, 0,1 pu, 8,0 MJ/MVAdXH′==

14352Gerador 2Gerador 1L5L4
Tabela 4.2. Dados dos circuitos para o Exemplo 4.7. Valores em pu numa base de 100 MVA, 230 kV.
Barras
Z série
De
Para
Circ
R
X
C shunt
1
4
1
0,000
0,022
0,000
2
5
1
0,000
0,040
0,000
3
4
1
0,007
0,040
0,082
3
5
1
0,008
0,047
0,098
3
5
2
0,008
0,047
0,098
4
5
1
0,018
0,110
0,226
Tabela 4.3. Dados das barras para o Exemplo 4.7. Valores em pu numa base de 100 MVA, 230 kV.
Geração
Carga
Barra
Tipo
|V|
ângulo
P
Q
P
Q
1
1
1,030
3,50
2
1
1,020
1,85
3
2
1,000
0°
4
0
1,00
0,44
5
0
0,50
0,16
Exemplo 4.8: A falta trifásica no Exemplo 4.7 é eliminada pela abertura simultânea dos disjuntores nos terminais da linha em falta. Determine a equação de oscilação para cada máquina para o período pós-falta.

4.8. Solução da Curva de Oscilação
(Integração Numérica: Método de Euler Aperfeiçoado)
O método de Euler aperfeiçoado (estudado no Curso de Cálculo Numérico) consiste na geração de aproximações para a solução da equação diferencial
()dxfxdt= (4.48)
no intervalo [,]ab com utilizando o seguinte conjunto de equações 0(),xtx=
()()idx fxdt= (4.49)
()fiixxfx=+Δ (4.50)
(4.51) fitt=+Δ
()()ffdxfxdt= (4.52)
()() 2ifitifxfxxx+Δ+ =+Δ (4.53)
onde Δt é o passo de integração;
os subíndices i e f referem-se aos extremos do intervalo de integração.
Para o caso da estabilidade transitória em sistemas de potência, a equação de oscilação a ser resolvida é
222amsincHdPPPdtδω==− (4.54)
que, de acordo com a equação X(4.14)X, pode ser desmembrada em duas equações diferenciais de primeira ordem

() 2sincmesincdPPdtHddtωωδωω⎧⎪⎪ =−⎪⎪⎪⎨⎪⎪⎪ =−⎪⎪ ⎩ (4.55)
Utilizando o conjunto de equações X(4.49)X-X(4.53)X às equações X(4.55)X, obtém-se o seguinte conjunto de equações
() 2iisincmeiisincdPPdtHddtωωδωω⎧⎪⎪ =−⎪⎪⎪⎨⎪⎪⎪ =−⎪⎪ ⎩ (4.56)
ifiifidtdtdtdtωωωδδδ⎧⎪⎪ =+Δ⎪⎪⎪⎨⎪⎪⎪ =+Δ⎪⎪ ⎩ (4.57)
() 2ffsincmeffsincdPPdtHddtωωδωω⎧⎪⎪ =−⎪⎪⎪ ⎪⎨⎪⎪⎪ =−⎪⎪⎪ ⎩ (4.58)
22fiitifiitidddtdttdddtdttωωωωδδδδ+Δ+Δ⎧⎪⎪ +⎪⎪⎪ =+Δ⎪⎪⎪⎨⎪⎪⎪ +⎪⎪⎪ =+Δ⎪⎪ ⎩ (4.59)
A seqüência de equações X(4.56)X-X(4.59)X começa em (início da falta) com valores i- niciais para e continua iterativamente até t (tempo final de análise). 0t= 0 e ,δω T=
Exemplo 4.9: Monte uma tabela com os valores do ângulo do rotor da máquina 2 para uma falta no sistema de 60 Hz dos Exemplos 4.7 e 4.8. A falta é eliminada pela abertura simultânea dos disjuntores localizados nos extremos da linha em falta em 0,25 s. 2δ

4.9. Fatores que Afetam a Estabilidade Transitória
Existem dois fatores que atuam como referência para a estabilidade de uma unidade geradora em um sistema de potência. São a oscilação angular da máquina durante e após a falta e o tempo crítico de abertura (eliminação da falta). Das equações que foram desen- volvidas neste capítulo, nota-se o efeito direto da constante H e da reatância transitória da unidade geradora nestes fatores. dX′
Analisando a equação X(4.28)X, observa-se que, quanto menor for a constante H, maior se- rá a oscilação angular. Por outro lado, a equação X(4.24)X indica que diminui à medida que a reatância transitória da máquina aumenta. Isto resulta porque a reatância transitória forma parte da reatância série total do sistema e é o inverso da admitância de transferên- cia. Da Figura 4.8, observa-se que todas as curvas de potência diminuem quando diminui. Em concordância, para uma potência no eixo o ângulo inicial do rotor aumenta, diminui e uma menor diferença entre existe para uma menor O resultado é que uma menor faz com que a máquina oscile com um ângulo menor desde a sua posição original antes de alcançar o ângulo crítico de abertura. Assim, qualquer procedimento que diminua a constante H e aumente a reatância transitória de uma máqui- na causa um decréscimo no tempo crítico de abertura, diminuindo a probabilidade de sus- tentação da estabilidade sob condições transitórias. Como os sistemas de energia estão con- tinuamente crescendo, existe uma necessidade de usar unidades de geração cada vez maiores. Estas grandes unidades possuem avançados sistemas de refrigeração que permitem maiores capacidades de potência nominal sem comparável aumento em tamanho do rotor. Isto resulta em constantes H menores criando um impacto negativo na estabilidade da unidade geradora. Ao mesmo tempo, este processo de aumento de valores nominais tende a resultar em maiores reatâncias transitórias e síncronas, o que torna a tarefa de projetar sistemas confiáveis e estáveis cada vez mais competitiva. maxPmaxP,mP0δmaxδ0e crδδ.maxPmaxP
Por outro lado, as técnicas de controle de estabilidade e projeto de sistemas de transmis- são também têm evoluído com o objetivo de aumentar a estabilidade geral do sistema. Os esquemas de controle incluem:
• sistema de excitação
• controle da válvula da turbina
• circuitos disjuntores com operação monopolar

• rápidos tempos de eliminação de faltas.
A estratégia de projeto de sistemas elétricos, buscando a diminuição da reatância dos sistemas, inclui:
• mínimas reatâncias para transformadores
• capacitores para compensação série das linhas
• linhas de transmissão adicionais.
Quando uma falta ocorre em um sistema, as tensões em todas as barras diminuem. Nos terminais do gerador, a tensão menor é percebida pelos reguladores automáticos de tensão que atuam no sistema de excitação para restabelecer a tensão terminal do gerador. O efeito do sistema de excitação é reduzir o ângulo de oscilação inicial do rotor logo após a falta. Is- to é compensado pela elevação da tensão aplicada ao enrolamento de campo do gerador. O aumento do fluxo no entreferro produz um torque freiante sobre o rotor que tende a diminuir o seu movimento. Sistemas modernos de excitação respondem rapidamente à redução de tensão no barramento do gerador, produzindo um ganho de meio a um e meio ciclo no tempo crítico de abertura para falhas trifásicas no barramento de alta tensão do transformador de ajuste do gerador.
Sistemas modernos de reguladores de turbinas hidráulicas têm a habilidade de fechar a válvula da turbina para reduzir a aceleração da unidade durante falhas severas do sistema próximas à unidade. Imediatamente à detecção da diferença entre as potências mecânicas de entrada e elétrica de saída, a ação do controle inicia o fechamento da válvula que reduz a potência de entrada. O ganho de um a dois ciclos no tempo crítico de abertura pode ser conseguido.
Reduzindo a reatância do sistema durante as condições de falta, aumenta decres- cendo a área de aceleração da Figura 4.8 e, conseqüentemente, melhorando as condições de estabilidade. Como as falhas monofásicas ocorrem mais freqüentemente, esquemas de relés permitindo a operação independente ou seletiva de pólos de disjuntores podem ser usados para eliminar a fase em falta, mantendo as demais intactas. A operação com pólo independente de disjuntores pode estender o tempo crítico de abertura por 2 a 5 ciclos. Tais ga- nhos em tempo crítico podem ser importantes, especialmente se os tempos de eliminação de falha de retaguarda são problemas para a estabilidade do sistema. 1,maxrP

A redução da reatância de uma linha de transmissão é um outro meio para aumentar A compensação de reatância de linha por capacitores série é também econômica para aumentar a estabilidade. Aumentar o número de linhas de transmissão paralelas também é uma forma de reduzir a reatância. Em circuitos paralelos, alguma potência pode ser transferida pela linha em funcionamento até mesmo durante uma falha trifásica na outra, a menos que a falta ocorra no barramento de paralelismo. A potência transferida é subtraída da potência mecânica de entrada para se obter a potência de aceleração. Assim, o aumento na potência transferida durante uma falta significa menos potência de aceleração para a má- quina e aumento de chances de se manter a estabilidade do sistema. .maxP

4.1. Um turbogerador de 60 Hz com valores nominais de 500 MVA e 22 kV tem uma constante de inércia A potência elétrica desenvolvida é 400 MW quando a entrada menos as perdas rotativas vale 740.000 HP. Se a aceleração é constante para um período de 15 ciclos, encontre a mudança em δ em graus elétricos naquele período e a velocidade em rotações por minuto no fim dos 15 ciclos. Suponha que o gerador está sincronizado com um sistema de grande porte e não tem torque de aceleração antes do início do período correspondente aos 15 ciclos. 7,5 MJ/MVA.H=
4.2. O gerador do Exercício 4.1 está fornecendo potência nominal com um fator de potên- cia de 0,8atr quando uma falha reduz a potência elétrica de saída em 40%. Determine o torque de aceleração em Newton.metro no momento em que a falha ocorre. Despre- ze as perdas e considere a potência de entrada no eixo constante.
4.3. Um gerador com está conectado a um motor síncrono tendo através de uma rede de reatâncias. O gerador está entregando uma potência de 1,0 pu ao motor quando uma falha ocorre, reduzindo a potência entregue. No momento em que a potência entregue fica reduzida a 0,4 pu, determine a acelera- ção angular do gerador em relação ao motor. 6 MJ/MVAH= 4 MJ/MVAH=
4.4. Um sistema é idêntico àquele do Exemplo 4.2 com exceção da impedância de cada uma das linhas de transmissão que é de j0,5 pu e a potência entregue que é 0,8 pu quando tanto a tensão nos terminais da máquina como a tensão do barramento infini- to são 1,0 pu. Determine a equação do potência-ângulo do sistema durante as condi- ções de operação especificadas.
4.5. Se uma falha trifásica ocorre sobre o sistema de potência do Exercício 4.4 em um ponto sobre uma das linhas de transmissão a uma distância de 30% do comprimento da linha a partir do terminal de alimentação da linha, determine:
a) a equação do ângulo-potência durante a falha;
b) a equação de oscilação

Considere que o sistema está operando sob as condições especificadas no Problema 5, quando da ocorrência da falta, e que 5 MJ/MVA.H=
4.6. Um gerador com está entregando uma potência de 1,0 pu a um barramento infinito através de uma rede puramente reativa quando a ocorrência de uma falha reduz a potência de saída do gerador a zero. A potência máxima que pode- ria ser entregue é 2,5 pu. As condições originais da rede são restauradas quando a falha é eliminada. Determine o ângulo crítico de abertura. 6 MJ/MVAH=
4.7. Um gerador de 60 Hz com uma constante de inércia está suprindo 60% de a um barramento infinito através de uma rede reativa. Uma falha ocorre aumentando a reatância da rede entre a tensão interna do gerador e o barramento infinito em 400%. A máxima potência que pode ser entregue quando a falha é eliminada vale 80% do valor máximo original. Determine o ângulo crítico de abertura para as condições descritas. Se igual a 0, é uma potência de 1,0 pu, encontre tam- bém o tempo crítico de abertura. 6 MJ/MVAH= maxPmP6maxP
4.8. Para o sistema e para as condições de falha descritas nos Exercícios 4.4 e 4.5, determine a equação potência-ângulo se a falta é eliminada pela abertura simultânea dos disjuntores em ambos os terminais da linha em falha aos 4,5 ciclos após a ocorrência da falha. Então, trace a curva de oscilação do gerador até 0,25 segundos.t=
4.9. Calcule a curva de oscilação para a máquina 1 dos Exemplos 4.7 a 4.9 para uma falha eliminada aos 0,05 segundos e pelo método descrito na Seção 4.8. Utilize 0,01 s.tΔ=
4.10. Uma falha trifásica ocorre sobre a linha 4−5, próxima à barra 5 do sistema do Exem- plo 4.7 e é eliminada pela abertura simultânea dos disjuntores em ambos os terminais da linha após 4,5 ciclos da ocorrência da falha. Para esta situação, prepare uma tabela como a do Exemplo 4.9 para traçar a curva de oscilação da máquina 2 até 0,3 s.t=

BIBLIOGRAFIA
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