CARREGADOR DE BATERIAS COM TRÊS ESTÁGIOS DE
Propaganda
XVIII Congresso Brasileiro de Automática / 12 a 16 Setembro 2010, Bonito-MS. CARREGADOR DE BATERIAS COM TRÊS ESTÁGIOS DE CONVERSÃO PARA APLICAÇÃO EM SISTEMAS EÓLICOS HERMINIO M. DE OLIVEIRA FILHO, DEMERCIL S. OLIVEIRA JR., CARLOS E. A. SILVA, RENÉ P. T. BASCOPÉ, LUIZ H. S. C. BARRETO Grupo de Processamento de Energia e Controle – GPEC, Departamento de Engenharia Elétrica, Universidade Federal do Ceará Caixa Postal 6001, 60.455-760, Campus do Pici, Fortaleza, CE, BRASIL E-mails: [email protected], [email protected], [email protected], [email protected], [email protected] Abstract This work presents the analysis, project, simulation and experimental results for a three stages static converter feasible to small battery charging wind systems. The system employs a boost converter cascaded with a Graetz bridge, which allows the implementation of a Maximum Power Point Tracker – MPPT and the reduction of the machine rotation in overload battery situations. Also, a buck converter is connected in series with the boost converter, to ensure a constant voltage bus between the two topologies. Thus, it is possible to extract the maximum power to all wind speeds, and a battery charging control through conventional techniques. Details of power and supervision circuits are presented, and control design, considering 300W system, with the possibility of charging battery banks of 12V or 24V. Simulation results are presented to prove the existence of points of maximum power in the wind generator. Finally, experimental results of the prototype developed are presented. Keywords Wind energy, battery charging, MPPT, boost converter, buck converter. Resumo Este trabalho apresenta a análise, projeto, simulação e resultados experimentais de um conversor estático de três estágios para carregamento de baterias a partir de sistemas eólicos. O sistema utiliza um conversor boost em cascata com uma ponte de Graetz, que permite a implementação de um Rastreador do Ponto de Máxima Potência (Maximum Power Point Tracking - MPPT) e a redução da rotação da máquina numa situação de sobrecarga nas baterias. Um conversor buck é conectado em série com um conversor boost, para garantir um barramento de tensão constante entre as duas topologias. Com isso, consegue-se obter a extração de potência para todas as faixas de velocidade do vento disponíveis, além de um carregamento de baterias através dos métodos de carga convencionais. Detalhes do circuito de potência e de supervisão são apresentados, além do projeto de controle, para um sistema com potência de 300W, com possibilidade de carregar um banco de baterias de 12V ou 24V. Resultados de simulação são apresentados para comprovar a existência dos pontos de máxima potência no gerador eólio-elétrico. Por fim, são apresentados os resultados experimentais do protótipo desenvolvido. Palavras-chave Energia eólica, carregamento de baterias, MPPT, conversor boost, conversor buck. em paralelo com a ponte de Graetz para regular a tensão de entrada do carregador enquanto a tensão gerada não for suficiente para polarizar os diodos retificadores (Machado, 2007). Porém, este método não rastreará a máxima potência para médias e altas velocidades do vento. Uma simples estrutura para resolver todos os problemas mencionados anteriormente consiste em utilizar um conversor boost em série com a ponte de Graetz (Oliveira Filho, 2009). Embora esta estrutura opere em todas as faixas de velocidade do vento, ela não é usual devido à necessidade de uma tensão de carga elevada (várias baterias). Outro conversor já explorado em pesquisas é o buck-boost (Tafticht, 2006), mas este apresenta a desvantagem de possuir uma tensão de saída reversa. A estrutura de processamento de energia para SEPPs utilizado no carregamento de baterias, proposta neste trabalho, tenta se aproveitar das principais vantagens mostradas nas topologias anteriores. O carregador de baterias proposto, mostrado na Figura 1, emprega uma ponte de Graetz, e os conversores boost e buck. A ponte de Graetz tem apenas a função de retificar a tensão senoidal gerada. Já o conversor boost será utilizado para rastrear a máxima potência através de um sistema de MPPT, e regular a tensão do banco de baterias através da redução da rotação do gerador síncrono de imã permanente (Permanent Magnet 1 Introdução Os sistemas eólicos de pequeno porte (SEPP) autônomos, em geral, utilizam alguma forma de armazenamento de energia. Este armazenamento pode ser feito através de baterias, com o objetivo de energizar aparelhos elétricos (diretamente ou indiretamente alimentando o barramento de tensão de um inversor), ou na forma de energia gravitacional. Os sistemas que armazenam energia em baterias necessitam de um dispositivo para controlar a carga e a descarga da bateria (Cresesb, 2009). A conexão direta de um retificador trifásico a um banco de baterias é a técnica mais antiga utilizada para carregamento de baterias. Sérios problemas estão associados com esta solução, como redução da vida útil das baterias devido à sobrecarga e aumento das perdas no sistema devido a não extração da potência máxima disponível pelo vento. Uma alternativa seria utilizar um conversor buck em série com uma ponte de Graetz para extrair a potência máxima da turbina (Koutroulis, 2006). No entanto, esta topologia não transfere energia da fonte para a carga enquanto a tensão gerada estiver abaixo da tensão das baterias. Outra solução é utilizar um conversor boost 1354 XVIII Congresso Brasileiro de Automática / 12 a 16 Setembro 2010, Bonito-MS. Synchronous Generator – PMSG) quando a bateria apresentar sobrecarga. O conversor buck será utilizado para controlar o barramento cc Vdc, garantindo o nível de tensão necessário para que os dois conversores estáticos funcionem corretamente. Resultados de simulação são desenvolvidos no software PSIM, com o propósito de provar a existência dos pontos de máxima potência (MPP), e resultados experimentais do protótipo desenvolvido são apresentados para validar a funcionalidade do estudo proposto. Figura 1. Topologia proposta. citâncias, foi levada em consideração a resistência série equivalente e a corrente eficaz. 2 Descrição da Topologia Proposta Tabela 2. Valores assumidos para o projeto. O sistema proposto, mostrado na Figura 1, é composto de uma turbina eólica de eixo horizontal com três pás, de raio igual a 0,505m e coeficiente de potência máximo de 0,48. A turbina eólica está conectada a um PMSG com fluxo axial, conhecida como máquina torus. Suas especificações são as seguintes: 350W de potência, tensão de pico de 45V, 7 pares de pólos e freqüência elétrica de aproximadamente 60Hz. O carregador de baterias, como já explicado anteriormente, utiliza uma ponte de Graetz, e os conversores boost e buck. O banco de baterias é composto por uma ou duas baterias, do tipo chumbo-ácido, com especificações de 12V/150Ah. Rendimento para cada conversor (η) Ondulação da tensão de entrada (∆Vi) Ondulação de corrente do indutor L1 (∆IL1) Ondulação da tensão do barramento (∆Vdc) Ondulação da tensão de saída (∆Vbat) Ondulação de corrente do indutor L2 (∆IL2) 0,95 15% 10% 5% 4% 10% Tabela 3. Valores Obtidos. Capacitância de retificação (C1) Indutância boost (L1) Capacitância boost (C2) Indutância buck (L2) Capacitância buck (C3) 3 Projeto do Circuito de Potência 5mF 1,01mH 750uF 156uH 2mF Os semicondutores para os diodos retificadores, diodos rápidos e interruptores especificados são 1N5408, MBR100C20 e IRFP4710, respectivamente. Para o projeto do circuito de potência são consideradas as especificações mostradas na Tabela 1. Tabela 1. Especificações do sistema proposto. Potência gerada (Pg) Tensão de pico gerada (Vi) Tensão do barramento (Vdc) Tensão de saída máxima (Vbat) Corrente máxima de saída (Ibat) 4 Projeto do Circuito de Controle 350W 45V 70V 28,8V 30A Na Figura 2 é mostrado o diagrama de blocos do sistema de controle para o conversor boost. A estrutura utilizada é semelhante ao adotado em Oliveira Filho (2009), mas ao invés de regular a tensão de saída do conversor, será regulada a tensão do sistema completo, ou seja, a tensão sobre as baterias. O compensador mais interno CIL1(s) regula a corrente média no indutor através da variação da razão cíclica. A referência deste compensador é fornecida por um circuito analógico que escolhe o maior sinal entre a referência de corrente de MPPT e o sinal oriundo do compensador de tensão de entrada CVi(s). Enquanto o Os valores assumidos para o projeto são apresentados na Tabela 2. A partir destes dados e utilizando-se de expressões obtidas na literatura (Martins, 2006) para o cálculo dos elementos armazenadores de energia, são encontrados os resultados apresentados na Tabela 3. É importante salientar que para o cálculo das capa- 1355 XVIII Congresso Brasileiro de Automática / 12 a 16 Setembro 2010, Bonito-MS. banco de baterias não apresentar sobretensão, a referência para a corrente média através do indutor será a corrente ótima para se obter o MPP. Caso contrário, a referência será fornecida pela malha de controle externa CVbat(s). Este sinal de controle irá decrementar para regular a tensão sobre as baterias. O compensador intermediário CVi(s) receberá sua referência de CVbat(s), que está decrementando. Então, CVi(s) irá incrementar para reduzir a tensão de entrada e conseqüentemente a rotação da máquina. Com isso, é possível otimizar a transferência de potência, e ao mesmo tempo implementar um sistema de proteção para as baterias. Figura 2. Diagrama de blocos para o sistema de controle adotado para o conversor boost. Na Figura 3 é apresentado o diagrama de blocos do sistema de controle para o conversor buck. O conversor boost necessita de uma tensão de saída maior que a da entrada a fim de operar corretamente. Já o conversor buck necessita justamente o contrário, uma tensão de entrada maior que a da saída. Através do compensador CVdc(s), a razão cíclica do conversor buck é ajustada para manter a tensão do barramento Vdc elevada e constante. GI L 1 _ d1 ( s) = iˆL ( s ) Vdc = dˆ ( s ) s ⋅ L1 (1) 1 1 O compensador foi projetado alocando-se a freqüência de cruzamento uma década abaixo (2kHz) da freqüência de comutação do conversor. Segundo a teoria de controle, a freqüência de cruzamento do sistema compensado deverá ser no máximo um quarto da freqüência de operação da planta (Ogata, 2003) para evitar que o compensador aja atenuando as oscilações naturais da planta, tornando o sistema instável. A função de transferência de malha aberta FTMAIL1(s), o compensador PI com filtro CIL1(s) e a função de transferência de laço aberto FTLAIL1(s) são mostradas na Figura 4. A margem de fase obtida foi de 74°. Figura 3. Diagrama de blocos para o sistema de controle adotado para o conversor buck. 60 Ganho (dB) As funções de transferências (FT) das plantas a serem controladas foram obtidas utilizando o método dos valores médios instantâneos (Erickson, 2004). O sistema de controle foi projetado por análise da freqüência e de acordo com Erickson (2004) e Barbi (2006). O controle do conversor boost é composto por três controladores, um PI com filtro, um PI e um integrador. Para controlar o barramento Vdc através do conversor buck é utilizado um controlador PID. Os controladores foram projetados utilizando-se um ganho com declive de -20dB/década na freqüência de cruzamento da planta já compensada, para garantir estabilidade ao sistema, e uma margem de fase superior a 45°, para evitar respostas dinâmicas com elevadas oscilações. FTMAi(s) Ci(s) FTLAi(s) 30 0 − 30 − 60 0 Fase (°) − 50 − 100 − 150 − 200 10 100 3 1×10 4 1×10 5 1×10 6 1×10 Freqüência (Hz) 4.1 Controle da corrente através do indutor IL1 Figura 4. Diagrama de Bode para FTMAIL1(s), CIL1(s) e FTLAIL1(s). A FT da planta em (1) é obtida sendo consideradas as perturbações na corrente através do indutor e na razão cíclica do conversor boost. Outra ponderação adotada foi considerar a fonte de tensão de entrada ideal e constante. A planta utilizada para o projeto do compensador é formada por (1) e pelo ganho do modulador PWM F1(s). 4.2 Controle da tensão de entrada Vi A FT da planta em (2) é obtida sendo consideradas as perturbações na tensão de entrada e corrente 1356 XVIII Congresso Brasileiro de Automática / 12 a 16 Setembro 2010, Bonito-MS. tência intrínseca Rbat em série com uma capacitância Cbat, calculada a partir de (4). A planta analisada é formada por (3) e pela FT de malha fechada FTMFVi(s), obtida para (2). O compensador foi projetado alocando-se a freqüência de cruzamento uma década abaixo (1,5Hz) da freqüência de cruzamento do projeto anterior, para que ocorra o desacoplamento entre as malhas devido aos motivos mencionados anteriormente. A função de transferência de malha aberta FTMAVbat(s), considerando o caso de capacitância Cbat para duas baterias, o compensador integrador CVbat(s) e a função de transferência de laço aberto FTLAVbat(s) são mostradas na Figura 6. A margem de fase obtida foi de 81°. através do indutor. Já que a planta em análise apresenta uma dinâmica mais lenta, variações na razão cíclica são pouco percebidas, portanto esta é considerada constante. A tensão de saída também é mantida constante e a resistência no capacitor C1 é incluída por ela provocar um efeito de ondulação no barramento de entrada do conversor, que é desejável ser atenuado. A planta analisada é formada por (2) e a função de transferência de malha fechada FTMFIL1(s), obtida para (1). 1 s+ R ⋅ C1 vˆ ( s ) C =-RC ⋅ GV _ I ( s ) = i (2) s iˆ ( s ) 1 i L1 1 L1 O compensador foi projetado alocando-se a freqüência de cruzamento em um oitavo (15Hz) da freqüência natural da planta, neste caso a freqüência de ondulação de tensão da ponte de Graetz. Além do mais, a freqüência de cruzamento deve ser no máximo um quarto abaixo da freqüência de cruzamento do projeto anterior, para que ocorra o desacoplamento entre as malhas e conseqüentemente garantir que este compensador não cause oscilações e instabilidade ao anterior. A função de transferência de malha aberta FTMAVi(s), o compensador PI CVi(s) e a função de transferência de laço aberto FTLAVi(s) são mostradas na Figura 5. A margem de fase obtida foi de 91°. 1 1 s+ Le C3 Rbat Cbat GV _ V ( s )= (3) C + Cbat 2 1 1 s3 + 3 s + s+ Rbat C3Cbat Le C3 Le Rbat C3Cbat bat Onde: Le = L1 / / L2 . Cbat = Ganho (dB) Ganho (dB) 3600 ⋅ CapAh N ⋅ Vbat (4) 40 80 40 FTMAvi(s) Cvi(s) FTLAvi(s) 20 0 − 20 − 40 0 − 60 − 40 0 Fase (°) − 80 0 Fase (°) i − 50 − 100 0.1 1 10 100 1×10 − 200 − 300 0.1 FTMAvi(s) Cvi(s) FTLAvi(s) − 150 − 100 1 10 100 1×10 3 Freqüência (Hz) 3 Figura 6. Diagrama de Bode para FTMAVbat(s), CVbat(s) e FTLAVbat(s). Freqüência (Hz) Figura 5. Diagrama de Bode para FTMAVi(s), CVi(s) e FTLAVi(s). 4.4 Controle da tensão do barramento Vdc Por último é apresentada a FT da planta em (5). Esta é obtida sendo consideradas as perturbações na tensão do barramento Vdc e razão cíclica do conversor buck. A saída é considerada constante e a inclusão da resistência do capacitor é necessária por motivos já explicados anteriormente. A planta utilizada para o projeto do compensador é formada por (5) e pelo ganho do modulador PWM F2(s). O compensador foi projetado utilizando-se uma freqüência de cruzamento vinte vezes menor (1kHz) que a freqüência de comutação do conversor buck. 4.3 Controle da tensão nas baterias Vbat Para a obtenção da FT da planta em (3) são consideradas as perturbações na tensão sobre as baterias e tensão de entrada. Esta planta em análise apresenta uma dinâmica mais lenta, logo variações na razão cíclica são pouco percebidas. A tensão do barramento Vdc também pode ser considerada constante, pois está sendo mantida e controlada pelo interruptor do conversor buck. A bateria é modelada como uma resis- 1357 XVIII Congresso Brasileiro de Automática / 12 a 16 Setembro 2010, Bonito-MS. GV DV 1 s+ ⋅ s + 2 dc RC C2 I dc L2 ( s )=-I dc RC ⋅ 2 RC D2 D2 s2 + s+ 2 L2 L2 C2 2 dc _ d2 2 tensão de saída, possui prioridade para que se possa evitar a redução da vida útil da bateria devido à sobretensão. Este função é implementada utilizando o método de carga IVV (corrente constante, tensão de carga constante e tensão de flutuação constante) e está representada logicamente na Figura 8 através dos dois laços condicionais. Nesse modo de operação o conversor regula a tensão nas baterias, reduzindo a tensão de entrada, e conseqüentemente a rotação da máquina, saindo do ponto de máxima potência. O limite adotado para a escolha da regulação de tensão (carregamento ou equalização) das baterias é ajustada de acordo com os dados do fabricante. Quando a tensão nas baterias atinge o valor limite e a corrente através delas é mínima (2% da capacidade), a referência de tensão é ajustada para o valor de flutuação. A segunda função, referência de corrente utilizando um sistema de MPPT, representada basicamente pelo bloco intitulado “Tabela de Pesquisa EEPROM”, consiste em regular a corrente média através do indutor do conversor boost para que este opere em MPP, a partir da medição da tensão de entrada Vi e conseqüente atualização da corrente de referência. (5) 2 A função de transferência de malha aberta FTMAVdc(s), o compensador PID CVdc(s) e a função de transferência de laço aberto FTLAVdc(s) são mostradas na Figura 7. A margem de fase obtida foi de 92°. Ganho (dB) 60 40 20 FTMAvdc(s) Cvdc(s) FTLAvdc(s) 0 − 20 − 40 40 Fase (°) − 20 − 80 − 140 − 200 1 10 100 3 1×10 1×10 4 1×10 5 Freqüência (Hz) Figura 7. Diagrama de Bode para FTMAVdc(s), CVdc(s) e FTLAVdc(s). 5 Sistema Supervisório O sistema supervisório fornece a referência para o sistema de controle, e é composto primordialmente por duas funções: fornecimento da referência da tensão de saída e fornecimento da referência de corrente de ótima (MPP). Outras funções do sistema supervisório são: monitoramento do nível de carga nas baterias; escolha do modo de carregamento das baterias (carga ou equalização); e quantidade de baterias a serem carregadas. O corpo principal do algoritmo implementado para supervisionar o sistema consiste basicamente em realizar as configurações iniciais do núcleo e memória do microcontrolador, tais como fusíveis internos e bibliotecas a serem utilizadas no programa, configurações dos periféricos a serem utilizados no sistema (EEPROM, Portas I/O, Conversores ADs, Temporizadores e canais PWMs), além de verificar qual a quantidade de baterias a serem carregadas (uma ou duas baterias). Os canais PWM, juntamente com a utilização de filtros RC passivo e suas saídas, possuem a função de gerar as referências do sistema. O fluxograma da rotina de tratamento de interrupção, que possui as funções de gerar as referências de tensão e corrente dos compensadores, é mostrado na Figura 8. A primeira função da rotina, referência da Figura 8. Fluxograma da rotina que fornece as referências dos compensadores. 6 Resultados de Simulação As simulações computacionais são implementadas com o objetivo de validar o sistema proposto e são realizadas através do software PSIM. Neste artigo é apresentada a simulação para a obtenção do MPP através da adição de uma fonte de tensão controlada na saída do retificador, como mostra a Figura 9. A fonte de tensão controlada determina uma variação em rampa da tensão no barramento cc de entrada Vi do conversor boost. Com a variação desta tensão retificada também ocorre uma variação da impedância vista dos terminais do gerador e uma conseqüente variação da tensão de fase gerada. A variação da tensão de fase gerada determina uma variação da freqüência rotórica do gerador ωm. Assim, observando a forma de onda da potência de saída, verifica-se a existência de um ponto em que a potência transferida para saída é máxima. Este ponto de máxima potência ocorre numa tensão do barramento cc de saída ótima para cada velocidade do vento (Machado, 2007). 1358 XVIII Congresso Brasileiro de Automática / 12 a 16 Setembro 2010, Bonito-MS. cionário e transitório (modo MPPT e regulação da tensão sobre as baterias). Como não é possível realizar os ensaios experimentais com a turbina eólica em uma bancada de testes, foi utilizado em seu lugar um motor monofásico de corrente contínua e um variador de tensão para controlar a tensão de armadura, que está em série com uma resistência externa, com o propósito de tentar emular uma turbina e a variação de velocidade do vento, respectivamente. O variador de tensão possui valores nominais de tensão e corrente de linha, de 220V e 6A, respectivamente. O motor utilizado apresenta rotação de 1800rpm, tensão e corrente de armadura de 220V e 9,1A, respectivamente. O gerador síncrono utilizado possui como características, potência de 700W, rotação de 1000rpm, e tensão de pico de 60V. Figura 9. Diagrama esquemático utilizado para obtenção.da curva de MPP. Na Figura 10 é apresentado um exemplo de forma de onda da potência de saída para um determinado tempo de simulação. Foi adotada uma velocidade do vento de 12 m/s e a tensão do barramento cc foi variada de 0 a 80 V (intervalo suficiente para se observar a variação completa da potência) durante o período de simulação. Observa-se que a máxima potência de saída de 345W ocorre aproximadamente para uma tensão de saída de 43,7V. Portanto, esta tensão é o valor ótimo para a resposta de velocidade do vento simulada. Tabela 4. Resultados de simulação para os pontos de máxima potência da turbina eólica. Figura 10. Potência elétrica e tensão em rampa na saída da ponte de Graetz. Outra análise importante para se comentar à respeito da Figura 10 é a perda de potência na saída do sistema quando não se implementa um rastreamento do ponto de máxima transferência de potência (sistemas de velocidade fixa). Pode-se observar que para a tensão de flutuação das baterias (13,5V e 27V) a potência transferida para a saída é de aproximadamente 30W e 240W. Isso significa que caso o sistema composto por aerogerador e ponte retificadora alimente diretamente o banco de baterias, grande parte da potência gerada será dissipada no gerador eólioelétrico, devido ao atrito da turbina e principalmente às perdas ôhmicas (efeito Joule) para a velocidade de vento em análise (12 m/s). Na Tabela 4 são apresentados os resultados de simulação para a busca dos pontos de máxima potência para várias velocidades do vento. Na implementação do gerador eólio-elétrico juntamente com o carregador de baterias a corrente ótima através da indutância do conversor boost deverá ser atualizada de acordo com a tabela em questão, para que ocorra a transferência máxima da potência. u (m/s) Vi (V) Pi (W) Impp (A) ωg (rpm) Cp 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0 6,5 7,0 7,5 8,0 8,5 9,0 9,5 10,0 10,5 11,0 11,5 12,0 10,28 11,98 14,02 16,39 17,94 19,66 21,83 23,91 25,78 27,51 29,08 31,1 33,25 34,16 37,26 38,54 40,05 41,87 43,69 2,880 5,660 9,500 14,60 21,08 29,08 38,82 50,40 63,90 79,48 97,31 117,3 139,7 164,7 192,2 222,6 255,8 291,6 330,9 0,28 0,47 0,68 0,89 1,18 1,48 1,78 2,11 2,48 2,89 3,35 3,77 4,20 4,82 5,16 5,78 6,39 6,96 7,57 168,7 194,4 224,6 255,5 284,0 311,2 343,9 375,9 405,8 434,4 461,3 494,4 528,7 546,4 595,2 620,8 649,3 681,7 714,5 0,480 0,480 0,480 0,480 0,479 0,479 0,479 0,478 0,477 0,477 0,478 0,476 0,475 0,478 0,473 0,474 0,474 0,474 0,473 7 Resultados Experimentais Na Figura 11 é mostrado o protótipo do carregador de baterias projetado, composto pela unidade de controle e supervisão e a de processamento de energia. São apresentados os resultados em regime esta- Figura 11. Protótipo experimental do carregador de baterias projetado. 1359 XVIII Congresso Brasileiro de Automática / 12 a 16 Setembro 2010, Bonito-MS. 7.1 Resultados em Regime Estacionário 7.2 Resultados em Regime Transitório A Figura 12 apresenta a tensão e a corrente de linha gerada. Estas duas formas de onda apresentam o formato não-linear típico para uma máquina síncrona conectada a um retificador trifásico. A tensão eficaz e máxima para a tensão gerada são 35,5V e 46V, respectivamente. Já a corrente gerada apresenta um valor máximo de 11,7A. O modo de operação MPPT é mostrado na Figura 14. Observa-se uma variação discreta de corrente através do indutor para uma variação contínua da tensão de entrada. Isto ocorre porque o algoritmo de MPPT utilizado no protótipo é somente uma tabela de pesquisa. Como o barramento Vdc é constante, a corrente através das baterias apresenta o mesmo formato da corrente de entrada do conversor boost. Figura 12. (1) Tensão de linha VL (20V/div), (2) corrente de linha IL (10A/div) e (3) tensão retificada (50V/div). Figura 14. (1) Tensão de entrada Vi (20V/div); (2) corrente através do indutor IL1 (2A/div); (3) tensão do barramento Vdc (50V/div) e (4) corrente através das baterias Ibat (5A/div). As formas de onda da tensão de entrada Vi, corrente através do indutor boost IL1, tensão do barramento Vdc, e corrente através do indutor buck IL2 são mostradas na Figura 13. Pode-se observar que a tensão de entrada Vi (45V) e a corrente através do indutor (7,6A) juntamente com sua ondulação mantiveram-se dentro do valor especificado em projeto. A tensão do barramento Vdc é de aproximadamente 68,5V. Este valor apresenta uma pequena diferença em relação ao valor considerado em projeto (70,0V), e ocorre devido ao uso de resistores de baixa precisão na medição deste sinal de realimentação. Nesta mesma figura, ainda é possível verificar que a corrente através do indutor é de aproximadamente 21,5A, e que sua ondulação se manteve dentro do valor especificado em projeto. Não foi possível obter o valor máximo de corrente através do indutor (27,5A) porque a bateria não estava totalmente descarregada. Para verificar se o modo MPPT está funcionando corretamente, a velocidade mecânica da máquina cc foi variada para se obter valores de tensão de entrada Vi e corrente através do indutor IL1. Desse modo é possível comparar os resultados simulados, apresentados na Tabela 4. Os resultados são expostos na Tabela 5 e pode-se observar que os dados de corrente através do indutor, e potência de entrada do conversor boost obtidos apresentam erros bastante reduzidos quando comparados com os resultados de simulação. As únicas exceções são os dois primeiros valores que apresentaram um valor de potência desprezível. Isto ocorre devido ao fato do ganho estático do conversor ser muito elevado para esse dois valores de tensão desejada, fazendo com que o conversor boost opere em modo de condução descontínua. A Figura 15 mostra a tensão nas baterias Vbat e a corrente através do banco de baterias Ibat para o carregador no modo de regulação de tensão. A referência de tensão do banco de baterias foi escolhida para regular em aproximadamente 25V (12,5V por bateria). Observa-se que em um determinado momento o sistema de controle atua reduzindo o nível de corrente através das baterias. A tensão de entrada Vi do carregador diminui e a rotação da máquina é reduzida, conseqüentemente. Percebe-se que a corrente através do indutor IL1 torna-se mais oscilatória que anteriormente (presença de uma componente de baixa freqüência). Uma das explicações para isto é devido à ausência de um emulador de turbina controlado eletronicamente, desejável para manter a rotação e o torque característico da turbina implementada no modelo de simulação. Figura 13. (1) Tensão de entrada Vi (20V/div); (2) corrente através do indutor IL1 (2A/div); (3) Tensão do barramento Vdc (20V/div) e (4) corrente através do indutor IL2 (10A/div). 1360 XVIII Congresso Brasileiro de Automática / 12 a 16 Setembro 2010, Bonito-MS. Tabela 5. Resultados experimentais para os pontos de máxima potência. u (m/s) Vi (V) Impp (A) Pi (W) 3,0 3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0 6,5 7,0 7,5 8,0 8,5 9,0 9,5 10,0 10,5 11,0 11,5 12,0 10,90 12,55 14,27 16,58 17,9 19,74 22,05 24,01 25,78 27,53 29,41 31,69 33,88 34,74 37,83 39,0 41,4 43,2 45,2 0,102 0,965 1,21 1,45 1,76 2,11 2,47 2,87 3,34 3,74 4,21 4,69 5,19 5,7 6,08 6,79 7,45 1,440 16,00 21,58 29,59 38,74 50,71 63,78 79,18 98,12 118,7 142,7 162,9 196,4 224 248,8 290,4 333,2 mento do ajuste variável do barramento de tensão Vdc de acordo com a potência gerada. Agradecimentos À Coordenação de Aperfeiçoamento de Pessoal de Nível Superior (CAPES) pelo apoio financeiro necessário à realização desse trabalho e desenvolvimento científico. Ao Grupo de Processamento de Energia e Controle (GPEC) da Universidade Federal do Ceará pelo apoio técnico e estrutural. Referências Bibliográficas Barbi, I. (2007). Projetos de Fontes Chaveadas. Edição do Autor, 2ª ed., Florianópolis. Cresesb - Centro de Referência para Energia Solar e Eólica, (2009). http://www.cresesb.cepel.br, Acesso em 10/29/2009. Erickson, R. W. e Maksimovic, D. (2004). Fundamentals of Power Electronics, Kluwer Academic Publishers, 2nd Edition, New York, USA. Koutroulis, E. e Kalaitzakis, K. (2006). Design of a Maximum Power Tracking System for WindEnergy-Conversion Applications. IEEE Transactions on Industrial Electronics. vol. 53. no. 2. pp 486-494. Machado, I. R., Oliveira Jr. D. S., Barreto, L. H. S. C., e Oliveira Filho, H. M. (2007). A Small Size Wind Generation System for Battery Charging. in Proc. of International Conference on Renewable Energies and Power Quality. CREPQ. Martins, D. C., e Barbi, I. (2006). Conversores CCCC Básicos Não Isolados, Edição do Autor, 2ª ed. Florianópolis. Ogata, K. (2007). Engenharia de Controle Moderno, 4ª edição, Prentice Hall, São Paulo – SP. Oliveira Filho, H. M., Bascopé, R. P. T., Oliveira Jr., D. S., Silva, C. E. A. e Almeida, G. J. (2009). On the Study of Wind Energy Conversion System Applied to Battery Charging Using Multiblade Turbines. 10th Brazilian Power Electronics Conference - COBEP. pp 964–971. Tafticht, T., Agbossou, K. e Cheriti, A. (2006). DC Bus Control of Variable Speed Wind Turbine Using a Buck-Boost Converter. Power Engineering Society General Meeting. pp 1-5. Figura 15. (1) Tensão de entrada Vdc (20V/div); (2) corrente através do indutor IL1 (2A/div); (3) tensão sobre as baterias Vbat (50V/div) e (4) corrente através das baterias Ibat (5A/div). 8 Conclusão Foi apresentado neste trabalho um carregador de baterias com três estágios de conversão estática. Os modos de operação do sistema proposto (MPPT e regulação de tensão nas baterias) foram testados e os resultados experimentais obtidos foram satisfatórios. O carregador de baterias estudado é útil quando se deseja obter a máxima transferência de potência entre aerogerador e carga para todas as faixas de velocidade do vento, e para casos onde se deseja versatilidade quanto ao número de baterias conectadas ao sistema. Para aumentar o desempenho do sistema apresentado, sugere-se como trabalhos futuros a utilização de algoritmos de MPPT mais eficientes e o desenvolvi- 1361
