TCC-Rafael Grenzel

UNIJUI - UNIVERSIDADE REGIONAL DO NOROESTE DO ESTADO DO RIO
GRANDE DO SUL
CURSO DE ENGENHARIA ELÉTRICA
RAFAEL GRENZEL
ANÁLISE DA APLICAÇÃO DE INVERSORES DE FREQUÊNCIA EM
ACIONAMENTOS DE EQUIPAMENTOS DE MOVIMENTAÇÃO DE CARGAS
EM USINAS HIDRELÉTRICAS – ESTUDO DE CASO
IJUÍ - RS
2013
RAFAEL GRENZEL
ANÁLISE DA APLICAÇÃO DE INVERSORES DE FREQUÊNCIA EM
ACIONAMENTOS DE EQUIPAMENTOS DE MOVIMENTAÇÃO DE CARGAS
EM USINAS HIDRELÉTRICAS – ESTUDO DE CASO
Trabalho de Conclusão de Curso de
Engenharia Elétrica, apresentado ao colegiado
da Universidade Regional do Noroeste do
Estado do Rio Grande do Sul – UNIJUÍ, como
requisito parcial para adquirir o título de
Engenheiro Eletricista.
Orientador: Moises M. Santos
IJUÍ - RS
2013
RAFAEL GRENZEL
ANÁLISE DA APLICAÇÃO DE INVERSORES DE FREQUÊNCIA EM
ACIONAMENTOS DE EQUIPAMENTOS DE MOVIMENTAÇÃO DE CARGAS
EM USINAS HIDRELÉTRICAS – ESTUDO DE CASO
Trabalho de Conclusão de Curso de
Engenharia Elétrica, apresentado ao colegiado
da Universidade Regional do Noroeste do
Estado do Rio Grande do Sul – UNIJUÍ, como
requisito parcial para adquirir o título de
Engenheiro Eletricista.
APROVADO EM ___/___/____
_________________________________________
Orientador: Moises M. Santos
___________________________________________
Examinador: Julio C. O. Bolacell
A meu filho William.
AGRADECIMENTOS
A Deus por me proporcionar oportunidades e me guiar nos caminhos da vida.
Aos meus pais, Alfredo e Marli, pelo incentivo e apoio na busca de meus ideais e
objetivos.
Aos meus irmãos Reimar e Rogério, pela compreensão e apoio nesta jornada.
A minha esposa Jocelaine, pela compreensão, paciência, apoio e carinho recebido em
todos os momentos.
Aos meus professores, pelo apoio, ensinamentos e participação ao longo desta jornada.
Aos companheiros de profissão, pelo apoio nas atividades desenvolvidas e no
compartilhamento de conhecimentos.
Aos colegas e amigos pela compreensão e colaboração durante a duração do curso.
RESUMO
Este trabalho apresenta um estudo que visa aplicar inversores de frequência no
acionamento de motores assíncronos tipo rotor bobinado em equipamentos de movimentação
de cargas da usina hidroelétrica de Itaúba, substituindo o método de regulação de velocidade
que varia a resistência elétrica no circuito rotórico pelo método de regulação que altera a
frequência de alimentação do circuito estatórico. Busca conhecer o funcionamento dos
sistemas de movimentação dos equipamentos de movimentação de cargas juntamente com o
acionamento dos motores de indução utilizados nestes sistemas. Relata os ensaios em que os
motores foram submetidos, afim de obter parâmetros para calcular o circuito equivalente.
Com os valores de resistências e reatância do circuito equivalente e o desenvolvimento de
uma lógica de programação com o software MATLAB foi possível traçar as curvas
características dos motores e ainda simular a variação de frequência, a rotação e conjugado.
Demonstra algumas características técnicas e a configuração básica que os inversores de
frequência devem possuir para garantir um acionamento com características semelhantes ao
original. Acrescenta os benefícios que este método de regulação de velocidade pode
representar na aplicação em motores de indução trifásicos tipo rotor bobinado.
Palavras chaves: Inversor de frequência; Rotor bobinado; Circuito equivalente; Motor de
indução trifásico; Motores assíncronos; Equipamento de movimentação de cargas;
Acionamento de motores; Regulação de velocidade;
ABSTRACT
This paper presents a study that aims to apply frequency inverters in triggering type
wound rotor induction motors in cargo handling equipment of hydroelectric power plant
Itaúba, replacing the method of speed control that varies the electrical resistance in the rotor
circuit by the method of regulation amending the frequency of stator circuit power of these
engines. Seeks to understand the functioning of the movement of cargo handling equipment
along with the drive of induction motors used in these systems. Reported that tests the engines
were subjected, in order to obtain parameters for calculating the equivalent circuit of these
engines. With the values of resistance and reactance of the equivalent circuit and the
development of a logic programming with MATLAB software was possible to trace the
curves of engines and even simulate the frequency variation, rotation and torque.
Demonstrates some technical and basic configuration that frequency inverters must have to
secure a drive with characteristics similar to the original. Adds the benefits that this method of
speed regulation may represent the application in induction motors wound rotor type.
Keywords: frequency inverter; rotor winding; equivalent circuit, three-phase induction motor,
asynchronous motors, material handling equipment, drive motors, speed regulation;
LISTA DE ILUSTRAÇÕES
Figura 1 – Detalhes construtivos do estator do MIT ................................................................. 22
Figura 2 - Componentes de um MIT com rotor gaiola de esquilo. ........................................... 23
Figura 3 - Componentes de um MIT com rotor bobinado......................................................... 24
Figura 4 - Circuito equivalente do estator de um MIT .............................................................. 25
Figura 5 - Circuito equivalente do rotor de um MIT ................................................................. 26
Figura 6 - Circuito equivalente do MIT..................................................................................... 26
Figura 7 - Fluxo de potência de um MIT................................................................................... 27
Figura 8 – Circuito equivalente utilizando o teorema de Thevenin .......................................... 28
Figura 9 - Variação da resistência de isolamento em função da temperatura para máquinas
elétricas girantes ........................................................................................................................ 31
Figura 10 – Esquema de medição da resistência do enrolamento em estrela. ........................... 33
Figura 11 – Esquema de medição da resistência do enrolamento em delta. ............................. 34
Figura 12 – Esquema do ensaio a vazio. ................................................................................... 35
Figura 13 – Esquema do ensaio de rotor bloqueado.................................................................. 36
Figura 14 - Curva de rotação x conjugado com a variação da tensão. ...................................... 39
Figura 15 - Curva de rotação x conjugado com a variação da resistência do rotor. .................. 40
Figura 16 – Curva de conjugado x rotação com a variação de frequência. ............................... 42
Figura 17 – Diagrama detalhado dos componentes do inversor de frequência. ........................ 43
Figura 18 - Gráfico tensão x frequência .................................................................................... 44
Figura 19 – Vetores de corrente de um MIT. ............................................................................ 45
Figura 20 – Conjugado resultante do eixo ................................................................................. 46
Figura 21 – Curva conjugado x rotação..................................................................................... 47
Figura 22 - Curva conjugado X rotação das diferentes categorias ............................................ 48
Figura 23 - Ponte rolante convencional ..................................................................................... 50
Figura 24 - Sistema de levantamento ........................................................................................ 51
Figura 25 - Sistema de translação da Ponte ............................................................................... 52
Figura 26 - Sistema de translação do Carro. .............................................................................. 53
Figura 27 – Pórtico rolante a jusante da UHE Itaúba. ............................................................... 54
Figura 28 – Sistema de translação do pórtico rolante................................................................ 55
Figura 29 – Detalhe da roda do sistema de translação do pórtico. ............................................ 56
Figura 30 – Sistema de levantamento do pórtico rolante da UHE Itaúba. ................................ 57
Figura 31 - Diagrama elétrico do sistema de translação do pórtico. ......................................... 58
Figura 32 - Diagrama elétrico do sistema de levantamento do pórtico. .................................... 59
Figura 33 – Medição da resistência de isolamento do motor de movimento do carro .............. 61
Figura 34 – Medição da resistência do enrolamento com o instrumento CPC-100 .................. 64
Figura 35 – Conexão dos cabos para a medição da resistência do enrolamento ....................... 64
Figura 36 – Motores operando a vazio. ..................................................................................... 66
Figura 37 – Instalação do Analisador de qualidade de energia. ................................................ 67
Figura 38 – Registro da medição de tensão do motor de 7,5CV. .............................................. 68
Figura 39 - Registro da medição de corrente do motor de 7,5CV. ............................................ 68
Figura 40 – Registro da medição de potência ativa do motor de 7,5CV ................................... 69
Figura 41 – Registro da medição de tensão do motor de 30CV. ............................................... 69
Figura 42 – Registro da medição de corrente do motor de 30 CV. ........................................... 70
Figura 43 – Registro da medição de potência ativa do motor de 30CV. ................................... 70
Figura 44 – Motogerador utilizado no ensaio............................................................................ 71
Figura 45 – Fonte de alimentação inserida no circuito de campo do gerador ........................... 72
Figura 46 – Circuito de alimentação do motor do movimento do carro.................................... 73
Figura 47 – Registro da medição de Corrente do motor de 7,5 CV. ......................................... 74
Figura 48 – Registro da medição de tensão do motor de 7,5 CV. ............................................. 74
Figura 49 – Registro da medição de potência ativa do motor de 7,5 CV. ................................. 75
Figura 50 – Registro da medição de corrente do motor de 30 CV. ........................................... 75
Figura 51 – Registro da medição de tensão do motor de 30 CV. .............................................. 76
Figura 52 – Registro da medição de potência ativa do motor de 30 CV ................................... 76
Figura 53 – Detalhe dos acoplamentos do sistema de translação do pórtico ............................ 77
Figura 54 – Detalhe dos acoplamentos do sistema de levantamento. ....................................... 78
Figura 55 – Circuito equivalente do motor 7,5 CV ................................................................... 79
Figura 56 – Circuito equivalente do motor de 30 CV ............................................................... 80
Figura 57 – Curva conjugado x Rotação do motor do sistema de translação............................ 80
Figura 58 – Curva conjugado x Rotação do motor do sistema de levantamento. ..................... 81
Figura 59 – Corrente do estator x Rotação do motor o sistema de translação. ......................... 82
Figura 60 – Corrente do estator x Rotação do motor do sistema de levantamento. .................. 82
Figura 61 - Rendimento x Rotação no motor do sistema de translação. ................................... 83
Figura 62 - Rendimento x Rotação do motor do sistema de levantamento. .............................. 84
Figura 63 - Conjugado x Rotação com variação da frequência do motor do sistema de
translação. .................................................................................................................................. 85
Figura 64 – Faixa de rotação operacional do motor do sistema de translação .......................... 86
Figura 65 – Conjugado x Rotação com variação da frequência do motor do sistema de
levantamento.............................................................................................................................. 86
Figura 66 - Faixa de rotação operacional do motor do sistema de levantamento ..................... 87
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 – Valor mínimo do índice de polarização para determinada classe de isolação ......... 32
Tabela 2 – Distribuição empírica de reatância de dispersão em MIT ....................................... 37
Tabela 3 - Rendimento de acoplamentos................................................................................... 49
Tabela 4 – Dados de placa MIT do sistema de translação do pórtico. ...................................... 55
Tabela 5 – Dados de placa MIT do sistema de levantamento do pórtico .................................. 58
Tabela 6 – Medição da resistência de isolamento no motor do guincho ................................... 62
Tabela 7 – Medição da resistência de isolamento no motor do carro........................................ 62
Tabela 8 – Medição da resistência de enrolamento no motor do guincho ................................ 65
Tabela 9 – Medição da resistência de enrolamento no motor do carro ..................................... 65
Tabela 10 – Dados de placa do gerador síncrono do motogerador móvel. ............................... 72
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
A
Amperes
CV
Cavalo a vapor
CEEE-GT
Companhia estadual de geração e transmissão de energia elétrica.
Cm
Centímetros
°C
Graus Celsius
C
Conjugado com rotor bloqueado
C
Conjugado mínimo
C
Conjugado máximo
C
Conjugado nominal
C
Conjugado resistente da carga
C
Conjugado referido ao eixo do rotor
DC
Corrente continua
d
Diâmetro da polia ou engrenagem no eixo da carga
d
Diâmetro da polia ou engrenagem no eixo do motor
EMC
Equipamento de movimentação de cargas
E
Força contraeletromotriz no enrolamento rotor
E
Tensão induzida em uma espira
f
Frequência da tensão no enrolamento do estator
f
Frequência da tensão no enrolamento do rotor
FMM
Força magnetomotriz
f
Frequência da tensão no enrolamento do estator no ensaio de rotor bloqueado
F
Força Tangencial
G
Giga
Hz
Hertz
I
Corrente elétrica
IGBT
Transistor bipolar de porta isolada
I
Corrente elétrica no enrolamento do estator
I
Índice de polarização
I
Corrente elétrica no enrolamento do rotor
I
,
Corrente elétrica no enrolamento do estator no ensaio a vazio
I
,
Corrente elétrica no enrolamento do estator no ensaio de rotor bloqueado
I
Corrente magnetizante
K
Constante que depende do tipo do material
K
Fator de correção para a temperatura de referência
K
Constante típica da carga
k
Kilo
MIT
Motor de indução trifásico
M
Mega
m/min
Metros por minuto
n
Velocidade síncrona
N
Newtom
N.m
Newtom metro
n
Velocidade no eixo do motor
N
Numero de espiras do estator
n
Velocidade da carga resistente
n
Velocidade no eixo do rotor
PWM
Modulação por largura de pulso
p
Pares de pólos do motor
P
Perdas no enrolamento do estator
P
Perdas no núcleo ferromagnético
P
Perdas no enrolamento do rotor
P
Potência de entrada
P
Potência no entreferro
P
Potência convertida para o rotor
P
Potência mecânica
P
Potência ativa no ensaio a vazio
P
Potência ativa no ensaio de rotor bloqueado
Q
Potência reativa no ensaio a vazio
Q
Potência reativa no ensaio de rotor bloqueado
R
Relação do acoplamento entre motor e carga
R
Resistência no enrolamento do estator
R
Resistência no enrolamento do rotor
R
Resistência pelas perdas no núcleo
rad/s
Radianos por segundos
R
Resistência de isolamento em 10 minutos
R
Resistência de isolamento em 1 minutos
R
Resistência de isolamento mínima
R
Resistência medida
R
Resistência corrigida para a temperatura de referencia
R
Resistência referida na fase
R
Resistência do ensaio de rotor bloqueado
r
Raio de uma circunferência
RPM
Rotação por minuto
s
Escorregamento
s
Escorregamento máximo
S
Potência aparente no ensaio a vazio
S
Potência aparente no ensaio de rotor bloqueado
T
Conjugado eletromecânico
T
Conjugado eletromecânico máximo
t
Temperatura de referência
t
Temperatura medida
T
Torque
V
Volts
V
Tensão no enrolamento do estator
V
,
Tensão equivalente pelo teorema de Thevenin
V
,
Tensão do enrolamento do estator no ensaio a vazio
V
,
Tensão do enrolamento do estator no ensaio de rotor bloqueado
W
Watts
X
Reatância de dispersão no enrolamento do estator
X
Reatância de dispersão no enrolamento do rotor
X
Reatância de magnetização
X
Reatância no ensaio a vazio
X
Reatância no ensaio de rotor bloqueado
Z
Impedância no enrolamento do estator
Z
Impedância no enrolamento do rotor
Z
,
Impedância equivalente pelo teorema de Thevenin
LISTA DE SÍMBOLOS
ω
Velocidade angular síncrona
Φ
Fluxo magnético
η
Rendimento
ω
Velocidade angular
Ω
Ohms
%
Porcentagem
SUMÁRIO
1
INTRODUÇÃO ................................................................................................................. 18
1.1
Objetivo Geral ............................................................................................................. 18
1.1.1 Objetivos Específicos.................................................................................................. 18
2
1.2
Justificativa ................................................................................................................. 19
1.3
Organização ................................................................................................................ 20
FUNDAMENTOS TEÓRICOS: MOTORES DE INDUÇÃO TRIFÁSICOS .................. 22
2.1
Aspectos construtivos ................................................................................................. 22
2.2
Principio de funcionamento ........................................................................................ 24
2.3
Circuito equivalente .................................................................................................... 25
2.4
Ensaios para determinação dos parâmetros do circuito equivalente........................... 30
2.4.1 Ensaio da resistência de isolamento............................................................................ 30
2.4.2 Ensaio da resistência de enrolamento ......................................................................... 33
2.4.3 Ensaio a vazio ............................................................................................................. 34
2.4.4 Ensaio de rotor bloqueado .......................................................................................... 35
2.5
Regulação de velocidade............................................................................................. 38
2.5.1 Variação de números de polos .................................................................................... 38
2.5.2 Variação de tensão ...................................................................................................... 39
2.5.3 Variação da resistência do rotor.................................................................................. 40
2.5.4 Variação da frequência de alimentação ...................................................................... 41
2.6
Conjugado ................................................................................................................... 46
2.6.1 Conjugado do motor ................................................................................................... 46
2.6.2 Conjugado resistente da carga .................................................................................... 48
3
EQUIPAMENTO DE MOVIMENTAÇÃO DE CARGAS (EMC) .................................. 50
3.1
Sistema de levantamento............................................................................................. 51
3.2
Sistema de translação da ponte ................................................................................... 52
3.3
Sistema de translação do carro.................................................................................... 52
3.4
Pórtico rolante em estudo............................................................................................ 53
3.4.1 Características principais ............................................................................................ 54
3.4.2 Controle de velocidade ............................................................................................... 58
4
LEVANTAMENTO DE PARÂMETROS DOS MOTORES ........................................... 61
4.1
Medição da resistência de isolamento......................................................................... 61
4.2
Ensaio de resistência do enrolamento ......................................................................... 63
5
6
7
4.3
Ensaio a vazio ............................................................................................................. 66
4.4
Ensaio de rotor bloqueado .......................................................................................... 71
4.5
Rotação e conjugado resistente da carga referido ao eixo do motor........................... 77
ESTUDOS DE SIMULAÇÃO ........................................................................................... 79
5.1
Determinação do circuito equivalente ........................................................................ 79
5.2
A determinação das curvas características.................................................................. 80
5.3
Determinação das curvas caracteristicas com a variação de frequencia . ................... 84
DIMENSIONAMENTO DOS INVERSORES DE FREQUÊNCIA ................................. 88
6.1
Especificação dos inversores de frequência ................................................................ 88
6.2
Configuração básica dos inversores de frequência ..................................................... 89
CONCLUSÃO ................................................................................................................... 91
7.1 Sugestões para Trabalhos Futuros ................................................................................ 92
REFERÊNCIAS ........................................................................................................................ 93
APÊNDICE A............................................................................................................................ 95
APÊNDICE B ............................................................................................................................ 97
APÊNDICE C ............................................................................................................................ 99
APÊNDICE D.......................................................................................................................... 101
APÊNDICE E .......................................................................................................................... 103
APÊNDICE F .......................................................................................................................... 105
18
1 INTRODUÇÃO
Em usinas hidrelétricas o acionamento de motores elétricos se trata de uma das
principais necessidades na área de manutenção e requer especial atenção. Um exemplo
clássico se refere aos equipamentos de movimentação de cargas (EMC), conhecido como
pontes rolantes, utilizada execução dos movimentos de içamento e de translação de cargas.
Em usinas hidrelétricas esses equipamentos são fundamentais quando se faz necessária a
manutenção de geradores e, portanto, requerem elevada confiabilidade.
Normalmente, o acionamento de EMC se baseia no método de variação da
resistência rotórica, uma das primeiras técnicas de acionamento de motores de indução
trifásicos (MIT). Entretanto método de acionamento implica em baixa confiabilidade em
virtude da necessidade de manutenção periódica chaves eletromagnéticas (contatores);
escovas; e bancos de resistores [1].
Atualmente, uma alternativa ao controle da resistência rotórica é o controle por
frequência, viabilizado pelos os avanços tecnológicos da área de eletrônica de potência
aplicada na área da eletromecânica. Uso de inversores de frequência tem sido amplamente
disseminado, proporcionando acionamentos de altos índices de confiabilidade e de
eficiência energética.
Nesse contexto, busca-se através de um estudo de caso propor a aplicação de
inversores no acionamento do EMC.
1.1 Objetivo Geral
Análise da aplicação de inversores de frequência em acionamento de equipamentos
de movimentação de cargas utilizados em usinas hidrelétricas.
1.1.1 Objetivos Específicos
Os objetivos específicos deste trabalho são:
 Estudar os aspectos teóricos sobre os motores de indução trifásicos e os métodos de
acionamentos empregados;
19
 Investigar o funcionamento de um equipamento de movimentação de cargas
utilizado na Usina Hidrelétrica de Itaúba;
 Realizar ensaios para determinar os parâmetros característicos dos motores
instalados no equipamento em estudo;
 Modelar e simular as curvas de desempenho dos motores, bem como obter as
curvas de conjugado;
 Propor e dimensionar um inversor de frequência de acordo com as características de
operação verificadas durante os ensaios e simulações.
1.2 Justificativa
Com o avanço da tecnologia, novos métodos de controle de velocidade dos motores
de indução foram sendo desenvolvidos e aprimorados. Um exemplo disso é o
desenvolvimento das chaves de potências de estado sólido que são capazes de variar
unidades como tensão, corrente e frequência para obter variação de velocidade em
máquinas de tensão em corrente alternada [2].
Na década de 60, com a disponibilidade no mercado dos semicondutores, começou
ser desenvolvidos circuitos para a variação de velocidades em máquinas elétricas. A partir
da década de 80, com o desenvolvimento de semicondutores de potência com excelentes
características de desempenho e confiabilidade, iniciou-se a implantação de sistemas de
variação de velocidade eletrônicos. Desde então, os sistemas foram sendo aprimorados até
chegar aos conversores de frequência, mais conhecido como inversor de freqüência [3].
Destinados inicialmente a aplicações mais simples, os inversores de frequência são
atualmente encontrados nos mais diversos usos, desde o acionamento de bombas até
complexos sistemas de automação industrial. Grande parte das aplicações como bombas,
ventiladores e máquinas simples, necessita apenas de variação de velocidade e partidas
suaves, sendo atendidas plenamente com o uso de inversores. Entretanto, através de
inversores de frequência também é possível acionar cargas de elevada inércia e minimizar
de correntes de partidas que causam afundamentos de tensão [3].
Atualmente, os inversores de frequência permitem a programação de rampas de
aceleração e desaceleração suaves, fornecendo ainda torque elevado, eliminando os
choques mecânicos durante as partidas, trocas de velocidade (comparado com a comutação
20
de resistência dos motores de anéis) e paradas suaves, uma vez que o freio mecânico não
mais atraca para frenagem (a frenagem passa a ser elétrica), sendo utilizado apenas para
estacionamento e emergência. Desta forma, reduz-se drasticamente as paradas para
manutenção ou ajuste das sapatas de freio, quebra de acoplamento, mancais, redutores,
bem como maior facilidade e precisão de posicionamento das cargas [3].
Outra vantagem dos inversores de frequência é a possibilidade de automação, pois
possuem sistema de comunicação de fácil integração aos sistemas supervisórios,
permitindo melhor administração do processo [3].
Conforme empresas que prestam serviços de modernizações em pontes rolantes, a
substituição de motores de indução de rotor bobinado por motores de indução de rotor
gaiola de esquilo e utilizando inversores de frequência estão proporcionando uma alta
economia de energia. Um exemplo disso é o caso da modernização em uma ponte rolante
da Companhia Siderúrgica Nacional, que verificou uma redução de 50% do consumo de
energia elétrica na ponte rolante. Além disso, observou uma melhoria significativa no fator
de potência e no custo de manutenção do equipamento [4].
Diante dessas vantagens da aplicação de inversores de frequência em relação aos
métodos convencionais de acionamento, seguem também algumas dúvidas quando ao seu
correto dimensionamento: Qual é a característica da curva de conjugado dos motores
existentes? É possível realizar a regulação de velocidade destes motores, considerando as
características do torque resistente no eixo com a variação da frequência da rede de
alimentação? Qual a faixa de velocidade necessária para a operação do equipamento com a
aplicação desta nova técnica? Qual o tipo de inversor mais apropriado para este
equipamento?
Ao longo desse trabalho objetiva-se explorar e elucidar algumas dessas questões,
através de um estudo de caso referente à aplicação de inversores de frequência no
acionamento de um equipamento de movimentação de carga na usina hidrelétrica de
Itaúba.
1.3 Organização
O presente trabalho se encontra estruturado da seguinte forma: No capítulo 2
apresentam-se os fundamentos teóricos sobre os motores de indução trifásicos. No
21
Capítulo 3, apresentam-se em detalhes os principais componentes e o funcionamento do
equipamento de movimentação de carga (EMC), bem como a descrição do funcionamento
do pórtico rolante em estudo. O Capítulo 4, por sua vez, apresenta um detalhamento nos
ensaios realizados nos motores e os parâmetros do circuito equivalente obtidos. No
Capítulo 5, apresenta o estudo de simulações de curvas características dos motores. As
especificações e as características do inversor de frequência proposto são apresentadas no
capítulo 6. Ao fim, apresentam-se a principais conclusões alcançadas e sugestões de
trabalhos futuros.
22
2 FUNDAMENTOS TEÓRICOS: MOTORES DE INDUÇÃO TRIFÁSICOS
A fim de propiciar uma melhor compreensão do acionamento através de inversores
de frequência apresentam-se a seguir uma breve análise teórica sobre os aspectos
construtivos, princípio de funcionamento, ensaios e a modelagem matemática dos motores
trifásicos de indução (MIT).
2.1 Aspectos construtivos
O estator do MIT é constituído por um pacote de lâminas de aço. Estas lâminas
estão dispostas no formato de coroa circular ranhurada e são revestidas umas das outras
por meio de um verniz isolante. As ranhuras são semifechadas e contem, no seu interior,
condutores do circuito elétrico estatórico. Este circuito é formado por um enrolamento com
três conjuntos de bobinas defasadas, entre si, de 120°. Os condutores, que formam as
espiras das bobinas, são isolados com verniz e encontram-se isolados das laminas de ferro
(núcleo magnético) por um material isolante, que forra a parte interior da ranhura, e estão
travados na ranhura por uma cunha de material isolante. Os detalhes construtivos são
verificados na figura 1 [5].
Figura 1 – Detalhes construtivos do estator do MIT
Fonte: Autor
23
Devido a diferenças das características construtivas dos rotores, os MIT podem ser
classificados em motores de rotor gaiola de esquilo e motores de rotor bobinado.
O rotor gaiola de esquilo é composto por um cilindro de aço laminado, no qual as
barras de cobre ou alumínio são fundidos paralelamente ao eixo em orifícios existentes no
núcleo magnético. Cada terminal da extremidade destes condutores é curto-circuitado em
anéis terminais contínuos, obtendo um formato de uma gaiola. Estas barras não precisam
ser isoladas do núcleo, pois as correntes induzidas no rotor seguem o caminho de menor
resistência. A figura 2 mostra os componentes de um MIT com rotor tipo gaiola de esquilo
[6].
Figura 2 - Componentes de um MIT com rotor gaiola de esquilo.
Fonte: WEG [18]
O rotor bobinado também é constituído de um cilindro de aço laminado, porém os
condutores de cobre são colocados em ranhuras, formato construtivo semelhante a do
enrolamento do estator, isoladas do núcleo de ferro e com o mesmo número de polos do
estator. Cada terminal do enrolamento é conectado a anéis deslizantes isolados do eixo do
motor, permitindo o apoio das escovas de carvão. Estes anéis coletores permitem que os
terminais do rotor tornem-se disponíveis externamente ao motor. Os componentes deste
tipo de MIT são ilustrados na figura 3 [6].
24
Figura 3 - Componentes de um MIT com rotor bobinado.
Fonte: TUVERAS [8]
2.2 Principio de funcionamento
Ao alimentar o circuito elétrico do estator, por uma fonte trifásica com tensões
defasadas de 120° entre fases, faz circular uma corrente elétrica nas bobinas do
enrolamento do estator. Esta corrente resulta num campo magnético girante no entreferro
do motor com a velocidade síncrona que depende do número de polos do motor e do valor
da frequência da fonte de alimentação, conforme a equação 1.
n =
×
(1)
Os condutores do rotor cortam o campo magnético produzido pelo circuito do
estator que, através da lei de Lentz, induz uma corrente elétrica nestes condutores, criando
um campo magnético que se opõe ao campo magnético que a produziu. O rotor passa a ser
arrastado pela rotação do campo magnético do estator [6]. Portanto o rotor nunca alcançará
a velocidade síncrona do campo rotativo, pois se isso ocorresse, não haveria mais geração
de correntes induzidas e não existiria o campo magnético no rotor. Por isso, o rotor sempre
opera com uma velocidade inferior a do campo magnético rotativo do estator. A taxa da
diferença da rotação do rotor e a rotação síncrona do campo magnético do estator é
denominado de escorregamento, onde é indicado pela equação 2 [9].
s=
(2)
25
2.3 Circuito equivalente
O circuito equivalente monofásico é utilizado para determinar as características de
desempenho das máquinas de indução polifásicas em regime permanente. Através deste
circuito podem-se verificar as variações de corrente, velocidade, as perdas devido à
variação do conjugado e também o conjugado máximo e o de partida.
No circuito equivalente do estator,
motor,
corresponde à tensão aplicada à fase do
é a força contraeletromotriz gerada pelo fluxo resultante no entreferro,
representa a resistência de enrolamento do estator,
dispersão do estator,
correspondem as reatâncias de
corresponde à reatância de magnetização da máquina e
representa as perdas no núcleo da máquina (Histerese e Foucault). O circuito equivalente
do estator é mostrado na figura 4.
A corrente
núcleo (
do estator é resultado da corrente de excitação referente às perdas no
) e a reatância de magnetização (
) e a componente de carga
que produz a
força magnetomotriz (FMM) resultante da corrente induzida no rotor [2].
Figura 4 - Circuito equivalente do estator de um MIT
Fonte: CHAPMAN [10]
O circuito do rotor é composto por uma impedância
onde
e
correspondem
respectivamente à resistência do enrolamento e à reatância de dispersão do rotor. Como o
rotor está acoplado magneticamente com o estator, a impedância do rotor deve ser refletida
para o circuito do estator, a fim de formar um único circuito equivalente.
Basicamente a diferença entre o rotor e o estator está na rotação dos campos
magnéticos, onde essa relação é denominada de escorregamento, como foi visto na
equação 2. Portanto a freqüência da tensão induzida no rotor está relacionada com a
frequência da tensão do estator conforme a equação 3 [2].
26
f =f×s
(3)
Com isso, a reatância de dispersão do rotor (
) é refletida para o circuito do estator
com a mesma relação da frequência da equação 3. A representação do circuito do rotor
com os parâmetros refletidos para o circuito do estator é mostrado na figura 5.
Figura 5 - Circuito equivalente do rotor de um MIT
Fonte: CHAPMAN [13]
Então, dividindo os dois componentes da impedância
pelo escorregamento S é
obtido a equação 4. Onde R/s irá corresponder a uma resistência fictícia que representará
toda a potência manipulada pelo rotor da máquina [2].
Z =
+ jX
(4)
O circuito equivalente resultante é demonstrado na figura 6.
Figura 6 - Circuito equivalente do MIT
Fonte: CHAPMAN [10]
O circuito equivalente é utilizado para determinar a potência transferida no
entreferro e a potência convertida para o rotor da máquina de indução. Também podem ser
calculadas as perdas no enrolamento do núcleo, enrolamento do estator e rotor. Como é
representado no fluxo de potência da figura 7.
27
Figura 7 - Fluxo de potência de um MIT
Fonte: Autor
As perdas do enrolamento do estator, núcleo ferromagnético e enrolamento do rotor
são determinados respectivamente pelas equações 5, 6 e 7 [10].
P = 3I R
(5)
P =
(6)
P = 3I R
(7)
Para obter a potência elétrica que entra no circuito do MIT utiliza-se a equação 8.
P = 3V I Cos (φ)
(8)
A potência transferida pelo entreferro é calculada através da equação 9. Mas
também pode ser obtida com o decréscimo das perdas no enrolamento do estator e no
núcleo ferromagnético em relação à potência de entrada, conforme o fluxo de potência da
figura 7 [10].
P = 3I
(9)
Através da potência no entreferro e as perdas no rotor do MIT, equação 10, pode-se
obter a potência convertida para o rotor.
P
= P −P
(10)
Substituindo a potência no entreferro e as perdas no rotor da equação 10 pelas
equações 9 e 7 temos uma equação 11 como resultante.
P
= 3I
− (3I R )
(11)
A simplificação da equação 11 encontra-se na equação 12.
P
= 3I R
(12)
Quando se deseja enfatizar as relações de conjugado e potência deve-se aplicar o
teorema de Thevenin no circuito equivalente do estator, desconsiderando a impedância do
28
rotor, do MIT. O resultante deste teorema contribui para simplificar as equações do
comportamento do conjugado, velocidade e escorregamento deste sistema [2].
O teorema de Thevenin é aplicado nos pontos a e b do circuito equivalente da
figura 6. Conforme este teorema, o resultante do circuito do estator deverá ser representado
por uma fonte de tensão e uma impedância que fica em série com o restante do circuito.
[11]
A tensão resultante no ponto a e b é calculada através da regra do divisor de tensão,
onde é exemplificado pela equação 13.
V ,̇
= V̇
(
(13)
)
Já a impedância equivalente deste ponto é obtida curto-circuitando a fonte de tensão
V . Com isso, é observado que, a impedância Z está em paralelo com a reatância de
dispersão magnética X , desconsiderando a resistência R . A impedância equivalente é
obtida pela equação 14 [2].
Z
,
=
(
)
(
)
(14)
O circuito resultante após a aplicação do teorema de Thevenin é detalhado na figura
8.
Figura 8 – Circuito equivalente utilizando o teorema de Thevenin
Fonte: CHAPMAN (13)
Com o circuito equivalente da figura 8 pode-se determinar a corrente I do circuito
do enrolamento do rotor conforme a equação 15 [2].
̇ ,
İ =
(15)
,
O conjugado eletromecânico do MIT é obtido através da equação 16, onde ω é a
velocidade angular para determinada potencia mecânica P
síncrona, ambas expressas em rad/s.
e ω a velocidade angular
29
T =
=
=
(16)
Aplicando a equação 15, referente à corrente rotórica I , na equação 16 é
encontrada a equação 17 que detalha a equação geral do conjunto eletromecânico do eixo
nas máquinas de indução.
T
,
=
(17)
,
,
Para determinar a expressão do conjugado eletromecânico máximo, T
, devem
ser observadas algumas considerações do circuito da figura 8. O conjugado eletromecânico
é máximo quando a potência entregue para R ⁄s é máxima. Essa potência é determinada
no momento em que a impedância de R ⁄s for igual ao módulo da impedância R
j X
,
,
+
+ X , como mostrado na equação 18 [2].
=
R
+ X
,
,
+X
(18)
Com isso é obtido a equação 19 que corresponde a determinar o valor do
escorregamento máximo. [2]
s
=
(19)
,
,
Substituindo a componente do escorregamento s da equação 17 com a equação 19
referente ao escorregamento máximo, s
, obtém a equação 20 que determina o valor
máximo do conjugado eletromecânico [2].
T
,
=
,
,
,
(20)
,
30
2.4 Ensaios para determinação dos parâmetros do circuito equivalente
Os parâmetros do circuito equivalente, necessário para simular o desempenho de
um MIT submetido a uma carga, são obtidos através dos resultados do ensaio a vazio, rotor
bloqueado e a medida da resistência de enrolamento e isolamento do estator.
2.4.1 Ensaio da resistência de isolamento
A medição da resistência de isolamento é um parâmetro preditivo que auxilia na
verificação do estado do material dielétrico no MIT. Esta medição é útil para verificar se o
motor está no estado adequado para ser submetido a ensaios que poderão “estressar” os
materiais isolantes e com isso, pode romper a rigidez dielétrica destes materiais e danificar
os equipamentos envolvidos nestes ensaios elétricos [12].
A resistência de isolamento é determinada através da relação entre a tensão
contínua aplicada pela corrente resultante em função do tempo apartir do instante da
aplicação da tensão, no qual se utiliza o instrumento denominado Megômetro.
As medidas realizadas pelo megômetro são afetadas por vários fatores, dentre eles
são citados: O estado da superfície, a umidade, a temperatura, a magnitude da tensão
contínua de ensaio e a carga residual do enrolamento [12].
O estado da superfície do material isolante poderá conter componentes estranhos,
como pó de carvão, que juntamente com a umidade poderá tornar-se parcialmente condutor
e reduzir a resistência de isolamento. Portanto é necessário realizar a medição quando a
temperatura do objeto a ser medido estiver acima do ponto de orvalho ou após o motor ter
estado em funcionamento e antes da temperatura do enrolamento diminuir para a
temperatura ambiente. Para o caso de obter um baixo valor da resistência de isolamento,
influenciada por estes fatores, geralmente é aconselhável executar uma limpeza e em
seguida uma secagem do enrolamento do motor [12].
A resistência de isolamento de alguns materiais varia inversamente com a
temperatura. Como cada medição é obtida com diferentes valores de temperatura, é
importante que o valor de cada medição seja corrigido para a temperatura de 40°C. Isso é
necessário para minimizar o efeito da temperatura na comparação com outros valores
medidos ou para analisar valores mínimos recomendados.
31
A correção para a temperatura de 40°C é obtida através da equação 21, onde:
resistência de isolamento corrigida, em Megohms;
a temperatura T, em Megohms; e
éa
é a resistência de isolamento medida
é o fator de correção da resistência de isolamento da
temperatura T para a temperatura de 40°C, obtida através do gráfico da figura 9 [12].
=
( 21)
Figura 9 - Variação da resistência de isolamento em função da temperatura para
máquinas elétricas girantes
Fonte: NBR 5383-1 [12]
A magnitude da tensão contínua de ensaio, utilizada na medição da resistência de
isolamento, deve ficar condicionada a um valor apropriado da tensão nominal do
enrolamento e à condição básica da isolação. Isso significa que, se a tensão aplicada no
ensaio for muito elevada poderá deteriorar ou danificar a isolação do equipamento em
testes. Normalmente, para motores de baixa tensão, é utilizadas tensões continuas em torno
de 500 V [12].
32
O valor da resistência de isolamento aumenta com a duração de aplicação da tensão
continua de ensaio. O aumento geralmente é rápido no início da aplicação da tensão e as
leituras gradualmente se aproximam de um valor constante na medida em que o tempo
decorre. O valor medido num enrolamento em bom estado, limpo e seco, geralmente atinge
um valor praticamente constante em 10 a 15 minutos. Já em um enrolamento sujo e úmido
este valor é geralmente alcançado em 1 a 2 minutos após a tensão de ensaio ser aplicada.
Portanto, a inclinação da curva tempo versus resistência de isolamento é uma indicação do
estado da isolação e , com isso, pode-se determinar um índice da inclinação na curva para
obter o estado da isolação do enrolamento. Este indicativo é denominado de índice de
polarização, onde corresponde na razão entre o valor da resistência de isolamento para 10
minutos e o valor da resistência para 1 minuto como mostrado na equação 22 [12].
=
(22)
Normalmente este índice é comparado com a medição realizada no motor quando
novo, mas na falta deste índice de comparação é utilizado como valores mínimos os
índices indicados na tabela 1.
Tabela 1 – Valor mínimo do índice de polarização para determinada classe de
isolação
Classe de isolação
Índice de polarização
A
1,50
B
2,00
F
2,00
Fonte: NBR 5383-1 [12]
As medições das resistências de isolamento estarão erradas se existirem cargas
residuais no enrolamento. Por isso, antes de medir a resistência de isolamento, os
enrolamentos devem ser completamente descarregados para o aterramento do equipamento
em teste [12].
A resistência de isolamento mínima recomendada é determinada pela equação 23.
=
Onde
+1
(23)
representa a resistência de isolamento mínima recomendada, em
megohms, encontrada pela aplicação de tensão em corrente contínua ao enrolamento
durante 1 minuto e corrigido para 40°C. Já o kV indica a tensão de linha nominal do motor
em Kilovolts, no valor eficaz.
33
2.4.2 Ensaio da resistência de enrolamento
Para obter o valor da resistência do enrolamento do estator (R ), realiza-se a
medição da resistência do enrolamento. Onde é aplicada uma fonte de corrente contínua
aos terminais do enrolamento, cuidando para que o valor da corrente seja limitado a 15%
do valor nominal do enrolamento e considerando o tempo máximo de um minuto. Tomar
as leituras simultaneamente de corrente, tensão e temperatura pelos instrumentos
instalados. O diagrama da ligação é mostrado na figura 10 [12].
Figura 10 – Esquema de medição da resistência do enrolamento em estrela.
I1,nom
A
R1
VCC
+
-
V
Rx
R1
Fonte: Autor
Através da lei de ohm, equação 24, calcula-se o valor da resistência medida no
estator (Rx).
R =
(24)
A resistência elétrica possui a propriedade de variar seu valor em função da
temperatura. Por isso, a resistência medida (R ) é corrigida para um valor (R ) na
temperatura de referência de 25°C, conforme a equação 25 [12].
R =R
Onde:
graus Celsius;
(
)
(
)
(25)
corresponde à temperatura especificada para correção da resistência, 25
é a temperatura do enrolamento por ocasião da medição da resistência,
em graus Celsius; e k uma constante que para o cobre eletrolítico equivale a 234,5 e para o
alumínio é 225.
O circuito equivalente é referenciado para uma fase do MIT. Porém a medição da
resistência do enrolamento do estator é realizada entre duas fases do circuito trifásico do
motor, onde podem ser vistos pelas figuras 10 e 11. Portanto a ligação elétrica entre as
bobinas do motor, estrela ou triângulo, devem ser observadas e com isso o valor da
resistência medida deve ser convertido para um valor de uma única fase.
34
Se o enrolamento do estator for ligado em estrela, como na figura 10, a corrente
elétrica, da fonte de corrente contínua, circula em 2 fases do circuito do MIT, com isso o
valor da resistência medida neste enrolamento é de duas fases do circuito. Então o valor da
resistência por fase no estator é calculado pela equação 26 [11].
R =
(26)
Porém se a ligação do enrolamento é em triângulo, como na figura 11, o circuito se
comporta com uma resistência em paralelo com as outras duas do enrolamento. Ao
resolver a resistência equivalente deste circuito, estimulando que os valores das
resistências são iguais, obtém o valor da resistência
por fase, como na equação 27 [11].
Figura 11 – Esquema de medição da resistência do enrolamento em delta.
I1,nom
A
1
VCC
R1
+
-
V
Rx
R
R1 R1
Fonte: Autor
= ×
(27)
2.4.3 Ensaio a vazio
O ensaio a vazio é realizado para fornecer informações sobre a corrente de
excitação e as perdas a vazio.
Com o motor sem potência mecânica no eixo, a vazio, é aplicado aos terminais do
estator tensões trifásicas equilibradas na frequência nominal. Após o motor funcionar por
um determinado tempo são realizadas as leituras da tensão de linha (V
linha (I
,
,
), da corrente de
) e a potência elétrica da entrada (P ). Deve-se observar a ligação dos terminais
do enrolamento do estator, como o circuito equivalente é referenciado por fase, os valores
das tensões e das correntes também devem ser considerados. Se a ligação do enrolamento
for triângulo, a corrente medida I
,
deverá ser dividida por √3. Caso a ligação for estrela,
35
a tensão medida V
deverá ser dividida por √3. O esquema elétrico é mostrado na figura
,
12 [2].
Figura 12 – Esquema do ensaio a vazio.
W1
I1
A
tensão
MIT
V
Fonte de
A
trifásica
W2
A
Fonte: Autor
O escorregamento a vazio (s ) é muito pequeno, com isso, a resistência do rotor
R ⁄s se torna muito elevada. Portanto a combinação em paralelo da reatância X
com a
reatância X e o resistor R ⁄s, de valor elevado, resulta em um valor próximo a reatância
de magnetização X . Então a reatância a vazio X
pode ser considerada na equação 28
[2].
X
=X +X
(28)
Entretanto a reatância a vazio pode ser determinada através da potência reativa a
vazio representada na equação 29 [2].
Q
=
S
+P
(29)
O valor da potência aparente a vazio é determinado pela equação 30.
S
= 3V
I
(30)
Com isso, a reatância a vazio (X ) é encontrada com a equação 31.
X
=
(31)
2.4.4 Ensaio de rotor bloqueado
O ensaio de rotor bloqueado de um MIT fornece informação sobre as impedâncias
de dispersão. O rotor é bloqueado, de modo que não possa girar, e deve ser aplicada aos
terminais do estator uma fonte de alimentação com tensões trifásicas variáveis e
equilibradas. A tensão da fonte deve ser aumentada gradativamente até a corrente de rotor
bloqueado (I
) atingir o valor da corrente nominal. É medida a tensão da linha (V ), a
corrente da linha (I
), a potência elétrica de entrada (P ) e a frequência de ensaio (f ).
36
Neste caso também devem ser observadas as ligações dos estator, pois todos os valores das
grandezas deverão ser referenciados por fase, como no ensaio a vazio. A figura 13 mostra
o esquema de ligação do ensaio de rotor bloqueado [2].
Figura 13 – Esquema do ensaio de rotor bloqueado.
W1
I1,nom
A
MIT
V
Fonte
A
de
tensão
W2
A
Fonte: Autor
Com base nas medidas do ensaio com o rotor bloqueado a reatância de rotor
bloqueado é determinada se for obtida a potência reativa com o rotor bloqueado, conforme
a equação 32.
Q
=
S +P
(32)
Onde a potência aparente total com o rotor bloqueado é mostrada na equação 33.
S = 3V I
(33)
Então a reatância de rotor bloqueado (X ) é calculada pela equação 34, onde a
frequência é corrigida para o valor nominal no caso do ensaio com a frequência com valor
reduzido [2].
X
=
(34)
A resistência de rotor bloqueado é obtida com o valor da potência de entrada e
corrente de rotor bloqueado e é representado pela equação 35.
R
=
(35)
Porém para conhecer X , X , X e R é necessário abrir a impedância equivalente
em função destas variáveis, conforme as equações 36 e 37 [2].
(
Z = (R + jX ) +
Z =R +R
)
(
(
(36)
)
)
+j X +
(
(
)
)
(37)
Considerando que R ≪≪ X , então se pode simplificar a equação 37 para a
equação 38.
37
Z = R +R
+j X +X
(38)
Portanto a resistência e a reatância aparente, em condições de rotor bloqueado, são
dadas pelas equações 39 e 40 respectivamente [2].
R
=R +R
(39)
X
= X +X
(40)
A reatância de dispersão do rotor (X ) e a resistência R podem ser encontradas
isolando as variáveis das equações 39 e 40, obtendo as equações 41 e 42 [2].
R = (R − R )
(41)
X = (X − X )
(
(42)
)
Usando a equação 28 para substituir Xm na equação 42, obtém-se a equação 43.
X = (X − X )
(
)
(
)
(43)
Na equação anterior são encontrados, através de ensaios, os valores da reatância de
rotor bloqueado (
) e a reatância a vazio (
), no entanto, não é possível determinar os
valores das reatâncias de dispersão do estator (X ) e do rotor (X ) com ensaios ou deduções
de fórmulas. Portanto a relação das reatâncias X e X é determinada pela norma IEEE 112,
dependendo da classe de construção do motor, com a distribuição empírica mostrada na
tabela 2. Se a classe do motor for desconhecida, costuma-se assumir que X e X são
iguais, isto é, a relação X /X é igual a 1 [13].
Tabela 2 – Distribuição empírica de reatância de dispersão em MIT
Relação
Classe motor
Descrição
X1/X2
Conjugado de partida normal,corrente de partida
1,0
A
normal
Conjugado de partida normal, corrente de partida
0,67
B
baixa
Conjugado de partida elevado, corrente de partida
0,43
C
baixa
Conjugado de partida elevado, escorregamento
1,0
D
elevado
Rotor bobinado
Fonte: IEEE 112 [13]
Desempenho varia segundo a resistência do rotor
1,0
38
A relação fracionária X /X é substituída na equação 43 e com isso, obtém-se uma
função quadrática em função de X . Entre os valores das raízes da função quadrática, o
valor de X é escolhido como sendo um valor inferior em relação a reatância a vazio.
A reatância de magnetização é determinada pela equação 28 e, portanto, pode ser
obtido o valor da resistência do rotor (R ) através da equação 41.
2.5 Regulação de velocidade
Ao dimensionar um motor elétrico é importante observar a faixa de velocidade
admitida pela carga mecânica acoplada ao seu eixo. Caso esta faixa estiver fora do
permitido é necessário ajustar a velocidade do eixo do MIT para um valor apropriado a
carga mecânica acoplada.
A velocidade no eixo dos MIT´s está relacionada basicamente com a velocidade
síncrona do campo do estator e o escorregamento entre a velocidade do rotor e estator,
conforme a equação 44, resultante da equação 2. Assim sendo, é possível mudar o valor da
velocidade do eixo (n) variando o valor de escorregamento (s) ou o valor da velocidade
síncrona(ns)[9].
= (1 − )
(44)
Portanto, conforme a equação 1, a variação do escorregamento é obtida com a
variação da resistência do rotor, enquanto que a variação da velocidade síncrona é
determinada pela variação da frequência ( f ) de alimentação ou do número de pares de
polos (p) do motor [9].
2.5.1 Variação de números de polos
O método da variação de números de polos consiste na aplicação de um MIT de
polos variáveis. Nestes motores, o enrolamento do estator é projetado de modo que, uma
simples mudanças nas ligações das bobinas, o número de polos é alterado. Esta mudança
resulta na variação do nível da tensão de fase de cada bobina, que modifica os níveis de
densidade de fluxo no entreferro, que por sua vez, altera o conjugado do motor. Neste caso,
39
o rotor deve ser tipo gaiola de esquilo, no qual permite uma fácil adaptação com qualquer
quantidade de polos estaróricos [9].
Na prática este método funciona com o motor partindo numa baixa velocidade e,
após uma temporização pré-ajustada, o circuito de controle do acionamento permite a
comutação para a maior velocidade, possibilitando uma aceleração suave no movimento.
Portanto neste método, a regulação de velocidade é discreta e sem perdas. Porém a
carcaça deste motor será maior do que a de um motor de velocidade única, devido a grande
quantidade de bobinas envolvidas em seu enrolamento [7].
2.5.2 Variação de tensão
O conjugado desenvolvido por um MIT é diretamente proporcional ao quadrado da
tensão aplicado nos terminais de alimentação do circuito do estator, isto é, se a tensão no
estator for reduzida, o conjugado é reduzido e com isso a rotação também assume um valor
menor, como é mostrado na figura 14 [7].
Figura 14 - Curva de rotação x conjugado com a variação da tensão.
Fonte: CHAPMAN [10]
40
A linha tracejada representa o conjugado da carga resistente no eixo do motor. A
rotação será reduzida, para um valor (n), no instante em que a curva característica do
conjugado do motor coincidir com a curva característica do conjugado da carga.
Geralmente, este método é utilizado em motores de ventiladores de pequeno porte.
A desvantagem deste sistema é o baixo rendimento, quando é utilizado com um alto
torque, e o controle de velocidade limitado a uma pequena faixa de variação [7].
2.5.3 Variação da resistência do rotor
O sistema de controle de velocidade com resistor no secundário dos MIT de anéis
(rotor bobinado) baseia-se na variação do valor da resistência no circuito do enrolamento
do rotor, isto é, ao aumentar o valor da resistência do rotor, aumenta o valor do
escorregamento e o motor funcionará com uma baixa velocidade e com um alto torque
conforme é detalhado na equação 45 e na curva de conjugado versus rotação na figura 15.
=
×
×
(45)
×
Figura 15 - Curva de rotação x conjugado com a variação da resistência do rotor.
Fonte: CHAPMAN [10]
41
O MIT de rotor bobinado tem-se enrolamentos trifásicos no estator e no rotor. O
contato entre o rotor e o meio externo é feito por escovas conectadas a anéis fixos no eixo
do rotor, aos quais estão ligados às terminações do bobinado do rotor, permitindo a
conexão com bancos de resistores em série [14].
O funcionamento deste sistema é realizado através do comando de uma chave
mestre com várias posições. Na primeira posição o motor parte conectado com um alto
valor de resistência inserida no rotor e como consequência tem baixa velocidade e alto
escorregamento e torque. Com o aumento da posição da chave, os resistores inseridos no
rotor são desconectados do circuito, gradativamente a velocidade é aumentada. A
utilização de relés de tempo obtém-se um retardo na conexão dos resistores, independente
da rapidez das manobras na chave pelo operador, evitando elevados picos de correntes e
possibilitando uma aceleração suave no acionamento do motor [15].
A principal desvantagem deste método de variação de velocidade está no baixo
rendimento em velocidades reduzidas, devido que as perdas no rotor são elevadas. Além
disso, estes motores necessitam de atividades de manutenções constantes comparados com
os motores de gaiola de esquilo [7].
2.5.4 Variação da frequência de alimentação
O inversor de frequência realiza o controle de velocidade através da variação da
frequência no circuito do estator, variando a velocidade do campo girante [3]. Desta
forma, o comportamento do motor, que corresponde a sua curva de conjugado versus
rotação, permanece com a mesma característica. Entretanto, é observado que, a curva é
limitada pela rotação, dependendo do valor da frequência aplicada. Esta curva é
representada pela figura 16.
42
Figura 16 – Curva de conjugado x rotação com a variação de frequência.
Fonte: CHAPMAN [10]
A variação de rotação em um MIT deve atender a lei de Faraday, equação 46, que
diz: ‘‘ O valor da tensão induzida em uma simples espira de fios é proporcional á razão de
variação das linhas de força que passam através daquela espira.”[6].
E = −N ×
∅
(46)
Rearranjando a equação 46, tem-se:
∅ =
,
×
×
(47)
Para o motor operar com um torque constante em diferentes velocidades, o inversor
varia a frequência f proporcionalmente com a variação da tensão V , mantendo desta
forma, o fluxo magnetizante no motor (∅ ) constante.
Dentre vários tipos de inversores de freqüência que existem no mercado atual, a
figura 17 mostra um esquema com os componentes básicos de um inversor de freqüência
comercial [16].
43
Figura 17 – Diagrama detalhado dos componentes do inversor de frequência.
Fonte: FRANCI [16]
Os componentes básicos de um inversor de frequência são retificador, barramento
DC, unidade de controle e inversor. O retificador recebe da fonte de alimentação o sinal de
tensão alternada trifásica e, através de uma ponte de diodos tipo onda completa, converte
para uma tensão contínua pulsante. Os capacitores do barramento DC filtram essa tensão
em contínua. O inversor recebe a tensão contínua e, com uma ponte conversora de IGBT´s,
converte para tensão alternada com amplitude e frequência variável, conforme a
configuração determinada pela unidade de controle. A unidade de controle, além de
armazenar os dados e parâmetros do equipamento também executa a função de gerar
pulsos de disparo em PWM para o chaveamento [7].
Os controles dos inversores são classificados, basicamente, por dois métodos de
controle: o controle escalar e o controle vetorial.
O controle escalar, também conhecido como controle de voltz/hertz, trabalha com o
conceito original de conversor de frequência. O objetivo deste controle é manter a relação
entre tensão e frequência constante, ou seja, manter o fluxo magnetizante
aproximadamente constante. A figura 18 mostra a relação entre a tensão e a frequência
utilizando o controle escalar [16].
44
Figura 18 - Gráfico tensão x frequência
Fonte: FRANCI [16]
Este tipo de controle é aplicado quando não há necessidade de respostas rápidas a
comandos de torque e velocidade. Além disso, o controle escalar regula somente a
velocidade do MIT, não tendo controle sobre o torque desenvolvido e nem conhecimento
da dinâmica do processo sob controle. Desta forma este tipo de controle é utilizado em
aplicações normais que não requerem elevada dinâmica, elevada precisão e nem controle
de torque, ao qual se torna um sistema de baixo custo [16].
Outra característica do controle escalar é que a regulação de velocidade do MIT
deve ser realizada na faixa de 10 a 60 Hz. Neste caso, para baixas frequências, o torque do
motor é geralmente reduzido, pois a queda de tensão afeta significativamente a magnitude
da corrente de magnetização, na qual é responsável pelo fluxo da máquina rotativa [16].
O controle vetorial é recomendado em aplicações onde é necessário alto
desempenho dinâmico, respostas rápidas e alta precisão na regulação de velocidade. Este
controle parte do princípio de decompor a corrente solicitada pelo motor em vetores que
representam o torque e o fluxo magnético do motor, possibilitando a regulação do torque e
mantendo constante o fluxo magnético em V/Hz [16].
Neste sentido, analisando a circuito equivalente do MIT na figura 6 do capítulo 2, a
corrente total do motor é determinado como sendo a corrente
do estator, a corrente
representa a corrente responsável pelo fluxo magnético e o torque é resultado da corrente
induzida no rotor
. Os vetores são mostrados na figura 19 [16].
45
Figura 19 – Vetores de corrente de um MIT.
Fonte: FRANCI [16]
A corrente
( ) está associada ao torque e depende das características da carga,
sendo proporcional ao escorregamento e está em fase com a tensão do estator. Já a corrente
magnetizante
independe das características da carga, está atrasada em relação à tensão
em aproximadamente 90° e seu valor depende da tensão e frequência no estator para
manter um fluxo constante no motor.
O controle vetorial de máquinas assíncronas pode ainda ser dividido em: malha
aberta e com realimentação. O controle vetorial em malha aberta não utiliza sensores para
verificar o seu desempenho na regulação da velocidade. Isto é, o controle é feito com a
medição das grandezas elétricas internas ao inversor, estimando o valor da velocidade e
torque em que o motor está operando. Este tipo de controle é superior ao escalar, pois o
inversor realiza um controle de velocidade mais preciso inclusive em baixas velocidades
[16].
O controle vetorial em malha fechada utiliza sensores de corrente e de velocidade
que verificam o desempenho do inversor e realizam, no mesmo instante, as correções
necessárias no controle da rotação e do torque do motor. Este controle é mais preciso tanto
na regulagem da rotação quanto na regulagem do torque [16].
46
2.6 Conjugado
O conjugado, também chamado de torque ou binário, é o produto da força
tangencial F e o raio do centro de um objeto em que se deseja girar. Como é ilustrado na
figura 20 e detalhado na equação 48 [17].
Figura 20 – Conjugado resultante do eixo
Fonte: Autor
=
×
(48)
A unidade do conjugado utilizada no sistema internacional de unidades (SI) é
Newton. Metro (N.m).
A propósito, o conjugado também está relacionado com a velocidade angular, em
radianos por segundos, e a potência, em watts, envolvida neste sistema. A equação 49
mostra esta relação [17].
=
×
(49)
Além disso, a equação 49 pode ser representada através da equação 50, onde a
rotação é convertida de rad/s para RPM .
=
×
×
(50)
Portanto, com a aquisição destes conhecimentos básicos de conjugado e potência, é
necessário ter o conhecimento das características do conjugado do motor e da carga, com
intuito de auxiliar na seleção do correto acionamento do equipamento.
2.6.1 Conjugado do motor
No dimensionamento de um MIT é importante obter os valores máximos e mínimos
do conjugado fornecido pelo mesmo. Estes valores são representados através da curva
47
conjugado versus rotação, figura 21, onde é verificado os vários níveis de conjugados
desde a partida da màquina, escorregamento 1, até a mesma chegar a rotação nominal [7].
Figura 21 – Curva conjugado x rotação.
Fonte:WEG (18)
No instante da partida da máquina, com escorregamento unitário, encontra-se o
conjugado com rotor bloqueado (
). Este ponto é interessante obter um valor alto, onde o
motor possa vencer a inércia inicial da carga e possa acelerá-la rapidamente [7].
O menor conjugado desenvolvido pelo motor é o conjugado mínimo (
). Este
valor não deve ser muito baixo, a fim de evitar partidas demoradas que sobre aquecem o
motor, especialmente nos casos de partidas com alta inércia ou com tensão reduzidas [7].
Como o próprio nome diz, o conjugado máximo (
), é o máximo conjugado
desenvolvido pelo motor. Neste ponto o conjugado deve ser o mais alto possível, pois o
motor deve ser capaz de vencer eventuais picos de cargas resistentes ou não deve perder
bruscamente a velocidade na ocorrência de quedas de tensões [7].
O Conjugado nominal ou de plena carga (
) é o conjugado desenvolvido pelo
motor á potência, tensão e frequência nominal [7].
Conforme a aplicação, os MIT são fabricados com suas curvas de conjugado versus
rotação diferenciada por categorias. Estas categorias são normatizadas pela NBR 7094
sendo mostrado na figura 22.
48
Figura 22 - Curva conjugado X rotação das diferentes categorias
Fonte: WEG [7]
A categoria N constitui a maioria dos motores encontrados no mercado e possuem
como principal característica o conjugado de partida normal, corrente de partida normal e
baixo escorregamento [18].
Para cargas que exigem maior conjugado na partida é utilizada a categoria H, que
possui conjugado de partida alto, corrente de partida normal e baixo escorregamento [18].
Já na categoria D, os motores possuem o conjugado de partida alto, corrente de
partida normal e alto escorregamento. Estes são usados onde a carga resistente apresenta
picos periódicos e cargas que necessitam de conjugados de partida muito alta e corrente de
partida limitada [18].
2.6.2 Conjugado resistente da carga
O conjugado resistente da carga é o conjugado requerido pela carga no eixo do
motor. Este conjugado apresenta diversas formas, dependendo do tipo de carga acionada
pelo motor, conforme a equação 51.
C = C + k ×n
(51)
Onde C representa o valor do conjugado da carga em N.m com o escorregamento
unitário. Já k e n constituem respectivamente a constante dependente da carga e a
velocidade de acionamento [7].
Além disso, é observado na equação 51 que o conjugado da carga varia com a
rotação n. Esta variação depende do parâmetro x, isto é, caso o parâmetro x for zero o
49
conjugado da carga é constante, sendo 1 o conjugado torna-se linear, 2 quadrático e por
fim - 1 no formato hiperbólico.
Porém, entre o eixo do motor e a carga resistente, podem ser evidenciados
acoplamentos que alteram os parâmetros de conjugado e rotação. Portanto o conjugado
requerido pela carga deve ser referido ao eixo do motor, conforme a equação 52 [19].
=
=
×
×
=
(52)
=
(53)
Onde η representa o rendimento total dos acoplamentos, C o conjugado resistente
da carga e R a relação de transformação entre a carga e o motor. A relação R é detalhada
na equação 53, a qual indica que: n / n é a relação de rotação entre a carga resistente e a
rotação nominal do motor; C /C a relação entre o conjugado do motor e o conjugado da
carga resistente; e d /d a relação entre os diâmetros das polias ou a quantidade de
dentes das engrenagens referente ao eixo do motor e ao eixo da carga [19].
A tabela 3 mostra o rendimento de alguns tipos de acoplamento mais utilizados.
Tabela 3 - Rendimento de acoplamentos
TIPO DE ACOPLAMENTO
RENDIMENTO (%)
Direto
100
Tambor
95 – 97
Engrenagem
93 - 97
Eixos
96 - 98
Fonte: PROVENZA [17]
50
3
EQUIPAMENTO DE MOVIMENTAÇÃO DE CARGAS (EMC)
Os Equipamentos de Movimentação de Cargas (EMC) são estruturas metálicas
utilizadas para realizar o manuseio e o transporte de cargas, sendo comumente empregados
em usinas hidroelétricas, eclusas de navegação, portos, mineradoras e indústrias em geral
[15]. Estão divididas em duas categorias principais: Ponte rolante e pórticos rolantes.
O pórtico rolante possui a mesma finalidade da ponte rolante, porem são
diferenciados apenas no apoio de suas caixas de rodas que estão em contato com o solo.
Este equipamento é utilizado, em sua maioria, na movimentação de materiais em pátios
externos. Já a ponte rolante é utilizada para movimentação de cargas em locais fechados,
onde as rodas são apoiadas na própria estrutura da instalação civil, na qual é dimensionada
para suportar as cargas adicionais da ponte [20].
A Figura 23 representa esquematicamente uma ponte rolante convencional, similar
a que será estudada.
Figura 23 - Ponte rolante convencional
Fonte: TAMASAKAS [15]
Como pode observar na figura 23, o movimento vertical ou de subida e descida da
carga é executado pelo sistema de levantamento, o movimento horizontal perpendicular as
laterais do prédio é executado pelo sistema de translação do carro e o movimento
longitudinal é executado pelo sistema de translação da ponte [15].
51
Neste capitulo serão detalhados os principais sistemas de movimentação de um
EMC e ainda mostrará as principais características do pórtico rolante da usina de Itaúba, o
qual estará em nosso estudo.
3.1 Sistema de levantamento
A Figura 24 representa os componentes principais do sistema de levantamento de
uma ponte rolante.
Figura 24 - Sistema de levantamento
Fonte: TAMASAKAS [15]
O motor trifásico de indução, normalmente tipo rotor bobinado, é interligado,
através do eixo, a dois freios: Freio tipo magnético e freio de Foucault. O freio magnético é
composto por uma bobina magnética que quando é energizada libera o sistema mecânico
de frenagem. Já o freio de Foucault tem a função de controlar a velocidade máxima de
descida da carga, evitando que o mecanismo de descida dispare e atinja velocidades
maiores do que a do projeto. O eixo do motor também é interligado a um redutor de
velocidade e conectado mecanicamente ao tambor, que contém os cabos de aço dispostos
de uma maneira que realiza o içamento da carga [20].
52
3.2 Sistema de translação da ponte
Através da Figura 25 pode verificar os componentes básicos do sistema de
translação da ponte rolante.
Figura 25 - Sistema de translação da Ponte
Fonte: TAMASAKAS [15]
Na figura 25 observa-se que o freio magnético está acoplado no motor trifásico de
indução com rotor bobinado. O freio magnético opera com o mesmo princípio do sistema
de levantamento. O motor está interligado, através do eixo, no sistema de redução de
velocidade, que por sua vez, está conectado ao eixo das rodas motriz. O movimento é
realizado paralelamente ao caminho de rolamento, conforme a figura 23 [15].
3.3
Sistema de translação do carro
Os componentes fundamentais do sistema de translação do carro são demonstrados
na figura 26.
53
Figura 26 - Sistema de translação do Carro.
Fonte: TAMASAKAS [15]
O princípio de funcionamento e os componentes básicos deste sistema são
semelhantes ao sistema de translação da ponte. Porém o sentido de movimento do carro é
perpendicular ao caminho de rolamento, conforme a figura 23 [15].
3.4 Pórtico rolante em estudo
O equipamento de movimentação de carga (EMC) utilizado para o estudo é o
pórtico rolante localizado a jusante da usina hidrelétrica de Itaúba. A usina é de concessão
da Companhia Estadual de Geração e Transmissão de Energia Elétrica (CEEE-GT), está
localizada no município de Pinhal Grande e possui a capacidade de geração de 500 MW,
dividido em 4 unidades geradoras de 125MW.
O EMC tem a função de auxiliar na instalação das comportas de manutenção na
saída do difusor da unidade geradora. As comportas de manutenção são instaladas com o
intuito de realizar as atividades de manutenções na turbina, no tubo de sucção e no difusor
da unidade geradora. A figura 27 mostra o pórtico em estudo.
54
Figura 27 – Pórtico rolante a jusante da UHE Itaúba.
Fonte: Autor
3.4.1 Características principais
O pórtico rolante possui a capacidade de movimentação de cargas de 8 toneladas e
contém dois sistemas de movimentação: O sistema de translação do pórtico e o sistema de
levantamento.
A figura 28 mostra alguns componentes do sistema de translação do pórtico rolante
em estudo.
55
Figura 28 – Sistema de translação do pórtico rolante.
Fonte: Autor
Em 1 indica um freio tipo sapata de fabricação Bardella, modelo F25, comandado
por um eletromagneto alimentado em 440 V. O MIT tipo rotor bobinado, indicado em 2,
segue detalhado com os dados de placa na tabela 4. A indicação 3 da figura 28 corresponde
a um redutor de fabricação VOGG, modelo V500, com a relação de redução de 1:40. A
indicação 4 mostra um freio com atuação hidráulica que auxilia na parada do pórtico,
quando acionado pelo operador.
Tabela 4 – Dados de placa MIT do sistema de translação do pórtico.
Fabricante: Bardella Borriello eletromecânica SA
Modelo: M132MB/4
Nº Série: 48968
Potência: 7,5CV (5,5kW)
Ligação: Delta
Rotação: 1760 rpm
Frequência: 60Hz
Tensão: 440V
Corrente: 12,5A
Tensão secundário: 190V
Corrente secundário: 18A
Regime: S1 (continuo)
Isolação: Classe F
Fonte: Autor
56
O redutor, da figura 28, está conectado ao eixo das rodas do pórtico. Entretanto,
entre o eixo e a roda contém uma redução de engrenagens com uma relação de 1:2. Esta
redução é detalhada na figura 29.
Figura 29 – Detalhe da roda do sistema de translação do pórtico.
Fonte: VOGG S.A. INDÚSTRIA METALÚRGICA [21]
Além disso, a movimentação deste sistema de translação ocorre com a velocidade
na faixa de 2 a 27,6 m/min.
Na figura 30 está o sistema levantamento de cargas do pórtico rolante da usina.
57
Figura 30 – Sistema de levantamento do pórtico rolante da UHE Itaúba.
Fonte: Autor
A indicação 1, da figura 30, representa um freio tipo sapata de fabricação Bardella,
modelo FN 50200, acionado eletricamente por um MIT e hidraulicamente por um pistão.
Em 2 mostra um redutor fabricado pela empresa Trasmotécnica, modelo H12-16,
com a relação de redução de 1:35,5.
O tambor, representado por 3, está conectado ao redutor através de uma
engrenagem com relação de 1:4,5 e no seu interior contém 2 cabos de aços que auxiliam o
içamento da carga.
Estes cabos de aço estão apoiados em roldanas, localizadas na
extremidade superior e inferior do içamento da carga.
Em 4 está o MIT tipo rotor bobinado onde seus dados de placas estão na tabela 5.
O freio eletromagnético dinâmico, conhecido com freio Foucault, é mostrado em 5.
Este freio é fabricado pela empresa EATON, modelo AB 706, possui a alimentação de 45
V em corrente continua e corrente máxima de operação de 10,54 A.
Já a indicação 6 é um tacogerador que realiza a medida de velocidade de içamento
da carga para o indicador na cabine do operador e para o sistema de frenagem do freio de
Foucault.
Acrescenta-se também que a velocidade de elevação da carga está ajustada no
intervalo de 1 a 7 m/min.
58
Tabela 5 – Dados de placa MIT do sistema de levantamento do pórtico
Fabricante: Bardella Borriello Eletromecânica SA
Modelo: M180LA/4
Nº Série: 48967
Potência: 30CV (22kW)
Ligação: Delta
Rotação: 1766 rpm
Frequência: 60Hz
Tensão: 440V
Corrente: 40A
Tensão secundário: 340V
Corrente secundário: 39A
Regime: S1 (continuo)
Isolação: Classe F
Fonte: Autor
3.4.2 Controle de velocidade
Como o MIT utilizado é tipo rotor bobinado, o sistema de controle de velocidade é
realizado através da inserção de resistores no circuito do rotor, conforme o diagrama trifilar
da figura 31.
Figura 31 - Diagrama elétrico do sistema de translação do pórtico.
Fonte: VOGG S.A. INDÚSTRIA METALÚRGICA [22]
O funcionamento do sistema de translação do pórtico é realizado através do
acionamento de contatores. Os contatores C1 e C11 realizam a partida e o sentido de
rotação do motor M1, isto é, o movimento para a direita é acionado pelo contator C1 e a
direção para a esquerda pelo acionamento do contator C11. Os contatores C12 a C16 são
responsáveis pela variação da resistência elétrica no rotor do motor, ou seja, o motor parte
com os contatores não acionados e com o valor máximo de resistência no rotor, ao
aumentar a velocidade pelo acionamento da chave do operador, os contatores são
59
acionados e diminuem o valor da resistência do circuito do rotor e aumentam a velocidade
no eixo do motor.
A bobina eletromagnética do freio (FEM1) é alimentada juntamente com o motor,
liberando a frenagem do eixo do motor. Ao desligar o motor, a bobina será desenergizada e
o freio será acionado, limitando o movimento de inércia do pórtico.
O sistema de levantamento de cargas do pórtico, figura 32, também funciona com
o acionamento de contadores. Porem possui um sistema eletrônico, chamado POSITRON,
que auxilia no controle de velocidade do MIT. Este sistema é solicitado quando é ajustada
a chave, na cabine do operador, para o modo automático. No modo manual o
funcionamento é semelhante ao circuito anterior da figura 31.
Figura 32 - Diagrama elétrico do sistema de levantamento do pórtico.
Fonte: VOGG S.A. INDÚSTRIA METALÚRGICA [22]
No modo automático o operador seleciona a velocidade máxima em que se deseja
operar a ponte. O circuito eletrônico positrom verifica a velocidade através de tacogerador
(FVC) e limitam o acionamento dos contatores C22 a C 26 para o valor máximo de
operação na velocidade ajustada. Com a atuação do freio de Foucault, torna a
movimentação mais suave, compensando os solavancos, ocasionados pelo acionamento
dos contatores.
Os contatores C2 e C21 possuem o funcionamento semelhante ao contatores C1 e
C11 do circuito da figura 31. A diferença está no sentido da movimentação: C2 realiza o
movimento de subida e C21 realiza o movimento de descida das cargas içadas pelo pórtico
rolante.
60
O funcionamento do freio eletro-hidráulico (FEM2) ocorre através da energização
do MIT do freio, onde esse atua no pistão hidráulico e libera o freio para a movimentação
da carga.
61
4 LEVANTAMENTO DE PARÂMETROS DOS MOTORES
No intuito de modelar e simular as curvas de desempenho, bem como obter as
curvas de conjugado, realizaram-se diversos ensaios nos motores utilizados no EMC em
estudo visando determinar os parâmetros característicos dos mesmos. Os referidos ensaios
são detalhados a seguir
4.1
Medição da resistência de isolamento
Por uma questão de segurança, o primeiro ensaio realizado se refere à análise da
resistência de isolamento. Para tal, utilizou-se um megômetro analógico modelo MI 5500
de fabricação Megabras. As medições foram realizadas entre o enrolamento e a carcaça de
cada motor, com a aplicação de 500 V em corrente contínua, onde foi registrada a
resistência de isolamento a cada minuto num tempo total de 10 minutos. Na figura 33 é
detalhada a montagem para a realização do ensaio de medição da resistência de isolamento
efetuada no motor de deslocamento do carro.
Figura 33 – Medição da resistência de isolamento do motor de movimento do carro
Fonte: Autor
62
Inicialmente, os motores estavam no estado de repouso, a temperatura e a umidade
relativa no local da medição foram respectivamente de 19 °C e 42%. Por essa razão,
tornou-se necessário corrigir os valores obtidos na medição, na temperatura ambiente, para
a temperatura de referência de 40°C. A correção é efetuada conforme a equação 21, no
qual utiliza como coeficiente
o valor de 0,25, obtido pelo gráfico da figura 9. Os
valores obtidos das medições dos motores do guincho e do carro estão representados nas
tabelas 6 e 7.
Tabela 6 – Medição da resistência de isolamento no motor do guincho
Tempo de Teste (minutos)
01
02
03
04
05
06
07
08
09
10
Resistência isolamento a
temperatura ambiente (GΩ)
22
30
32
38
40
48
48
48
49
50
5,5 7,5
8
9,5
10
12
12
12
Resistência isolamento a
temperatura de 40 °C (GΩ)
Fonte: Autor
12,25 12,5
Tabela 7 – Medição da resistência de isolamento no motor do carro
Tempo de Teste (minutos)
01
02
03
04
05
06
07
08
09
10
Resistência isolamento a
100 200 300 400
temperatura ambiente (GΩ)
∞ ∞ ∞ ∞ ∞ ∞
Resistência isolamento a
temperatura de 40 °C (GΩ)
Fonte: Autor
∞ ∞ ∞ ∞ ∞ ∞
25
50
75
100
Analisando os dados obtidos a partir das medições, observou-se valor mínimo
medido da resistência de isolação foi de 5,5 GΩ, ou seja, superior ao mínimo permitido de
1,5 MΩ, sinalizando que a resistência de isolamento se mostra adequada. Em termos de
índice de polarização, obtiveram-se valores de 2,27 e acima de 4, para os motores do
guincho e movimento, respectivamente. Assim, considerando-se a classe de isolação dos
motores é “F” e os valores mínimos permitidos para o índice de polarização da tabela 1, a
resistência de isolamento do material isolante contido no enrolamento do motor encontrase em excelente estado.
De modo geral, conforme os critérios da norma NBR5383-1 os motores mostraram
aptos para a execução dos ensaios de resistência ôhmica, a vazio e rotor bloqueado.
63
4.2
Ensaio de resistência do enrolamento
Para medir a resistência do enrolamento foi utilizado o instrumento CPC-100 de
fabricação da Omicrom. Este instrumento possui um sistema de teste para
comissionamento e manutenção de subestação, permitindo testes em transformadores de
potência, transformadores de corrente, transformadores de potencial capacitivos e
indutivos, disjuntores, secionadoras, dentre outros [23].
A configuração deste instrumento é realizada de forma automática ou manual. No
estado automático deve-se somente selecionar o equipamento que será aplicado o ensaio, o
tipo do ensaio a ser realizado e os valores nominais do equipamento. Já no estado manual é
selecionada a faixa do sinal de saída e as grandezas que deverão ser monitoradas [23].
Para este ensaio o instrumento foi ajustado em modo automático, onde foram
utilizadas as mesmas configurações para a medição da resistência de enrolamento em
transformadores. Com esta configuração foi selecionado a saída de corrente de 400 A em
corrente contínua e a corrente de teste em 15% da corrente nominal de cada motor: 1,5 A
para o motor com a potência de 7,5 CV e corrente nominal de 12,5 A; 6 A para o motor
com potência de 30 CV e corrente nominal de 40 A. Também foi registrado a temperatura
ambiente através de um termo higrômetro, com isso, o CPC-100 corrige o valor da
resistência obtida para a temperatura de referencia de 25°C, usando a equação 25. A figura
34 mostra o instrumento CPC- 100 sendo utilizado para medição da resistência de
enrolamento do motor do carro.
64
Figura 34 – Medição da resistência do enrolamento com o instrumento CPC-100
Fonte: Autor
Como mostra a figura 34 foi conectado aos terminais do motor um par de cabos
para a aplicação da corrente contínua e um par de cabos para o monitoramento da tensão
resultante.
Figura 35 – Conexão dos cabos para a medição da resistência do enrolamento
Fonte: Autor
As tabelas 8 e 9 mostram os resultados das medições obtidas com o instrumento
CPC-100 nos terminais dos motores.
65
Tabela 8 – Medição da resistência de enrolamento no motor do guincho
Terminais
ST
RT
RS
Corrente aplicada (A)
6
6
6
Corrente medida (A)
6
6
6
Tensão medida (V)
1,616
1,619
1,626
Resistência (Ω)
0,269
0,27
0,271
Temperatura (°C)
21,5
21,3
19,7
0,273
0,273
0,276
Resistência (Ω)
corrigida para 25°C
Fonte: Autor
Tabela 9 – Medição da resistência de enrolamento no motor do carro
Terminais
ST
RT
RS
Corrente aplicada (A)
1,5
1,5
1,5
Corrente medida (A)
1,02
1,03
1,03
Tensão medida (V)
1,03
1,03
1,03
Resistência (Ω)
1
1
1
Temperatura (°C)
25
24,7
24,8
1
1
1
Resistência (Ω)
corrigida para 25°C
Fonte: Autor
A ligação dos motores em estudo é em Delta. Portando as resistências de
enrolamento por fase nos motores do guincho (30 CV) e do carro (7,5 CV) são
respectivamente 0,41 e 1,5 , calculado com a equação 27.
66
4.3
Ensaio a vazio
O ensaio a vazio foi realizado com intenção de obter as medidas de tensão, corrente
e potência com os motores operando sem carga mecânica aplicada no eixo. Portanto, fez se
necessária a remoção dos acoplamentos que interligam o eixo motor com o eixo da carga
mecânica.
Também foi necessário executar um curto circuito nos terminais das escovas
conectadas no anel coletor do rotor bobinado, a fim de evitar variações das resistências
elétricas que são inseridas no circuito do rotor através do sistema de acionamento dos
motores. Essa manobra torna o MIT com rotor bobinado com características semelhante ao
MIT com rotor gaiola de esquilo com foi visto nos capítulos anteriores.
A figura 36 mostra os dois motores operando a vazio sem acoplamentos e com os
terminais do rotor em curto-circuito.
Figura 36 – Motores operando a vazio.
Fonte: Autor
Para a aquisição das grandezas foi conectado, nos terminais do motor, um
analisador de qualidade de energia, modelo KEW 6310 de fabricação KYORITSU. A
instalação deste analisador foi possível somente no interior do painel de acionamento, pois
67
na caixa de terminais do motor não dispõe de espaço físico para a instalação dos sensores
de corrente e tensão. A figura 37 mostra a instalação deste analisador.
Figura 37 – Instalação do Analisador de qualidade de energia.
Fonte: Autor
Com o motor de deslocamento do carro (7,5CV) operando a vazio, foram
registradas as grandezas de tensão, corrente e potência ativa, como ilustradas
respectivamente nas figuras 38, 39 e 40, no período aproximado de 3 minutos.
68
Figura 38 – Registro da medição de tensão do motor de 7,5CV.
Fonte: Autor
Figura 39 - Registro da medição de corrente do motor de 7,5CV.
Fonte: Autor
69
Figura 40 – Registro da medição de potência ativa do motor de 7,5CV
Fonte: Autor
Foram registrados neste período, a potência média de 7.678W, a tensão média de
460,39 V e a corrente média de 10,65 A .
Já as medições do motor de levantamento (30CV) apresentaram os registros de
tensão corrente e potência ativa conforme as figuras 41, 42 e 43 respectivamente.
Figura 41 – Registro da medição de tensão do motor de 30CV.
Fonte: Autor
70
Figura 42 – Registro da medição de corrente do motor de 30 CV.
Fonte: Autor
Figura 43 – Registro da medição de potência ativa do motor de 30CV.
Fonte: Autor
Os valores médios de potência ativa, tensão e corrente para o motor do sistema de
levantamento foram de 20.356 W, 458,7V e 27,66 A respectivamente.
71
4.4
Ensaio de rotor bloqueado
Este ensaio tem como objetivo obter as medições de corrente, tensão e potência no
motor com o eixo travado. Deste modo, a tensão de alimentação deve ser controlada para
que a corrente no motor não ultrapasse o valor nominal. Então, para este ensaio, utilizou-se
uma fonte trifásica variável de tensão, para variar a tensão até atingir o valor da corrente
nominal nos terminais do motor, e instrumentos de medição para a aquisição das grandezas
de interesse.
A fonte trifásica variável foi obtida através do controle da corrente de campo do
gerador síncrono de um motogerador móvel. O motogerador móvel é ilustrado na figura
44.
Figura 44 – Motogerador utilizado no ensaio.
Fonte: Autor
Os dados de placa do gerador síncrono podem ser visto na tabela 10.
72
Tabela 10 – Dados de placa do gerador síncrono do motogerador móvel.
Fabricante: Irmãos Negrini & Cia. Ltda
Modelo: ATX33/TFVF41
Nº Serie: 23521
Potência: 180 KVA
Ligação: Delta
Rotação: 1800 rpm
Freqüência: 60Hz
Tensão: 380V
Corrente: 273A
FP: 0,8
∆T: 80 °C
Regime: S1 (continuo)
Isolação: Classe F
Tensão campo: 50V
Corrente campo: 37A
Fonte: Autor
A tensão do gerador é ajustada de forma automática, isto é, o circuito do regulador
de tensão ajusta a tensão para um valor de, aproximadamente, 380V. Desativa-se o
regulador de tensão do circuito de campo do gerador e insere-se uma fonte de alimentação
de corrente contínua, com o intuito de fornecer tensão e controlar a corrente de campo do
gerador. Como é mostrado na figura 45. A fonte de alimentação de corrente continua é de
modelo HY3005D-3 de fabricação POLITERM, com ajuste de tensão em 0-30V e de
corrente em 0-5A .
Figura 45 – Fonte de alimentação inserida no circuito de campo do gerador
Fonte: Autor
73
Nos cabos, que fornece a tensão ao motor oriunda do gerador foi instalado um
disjuntor para a proteção e seccionamento deste circuito de alimentação. Conectaram-se,
também, os sensores de tensão e corrente do analisador de qualidade de energia. A figura
46 destaca o circuito de alimentação e a ligação do analisador de qualidade de energia.
Figura 46 – Circuito de alimentação do motor do movimento do carro
Fonte: Autor
Durante o ensaio o eixo do motor foi mantido travado, utilizando o freio tipo
sapada do equipamento de movimentação. Também foi mantido o curto circuito nos
terminais das escovas conectadas no anel coletor do rotor bobinado, montado no ensaio
anterior.
Os dados obtidos estão representados nas figuras 47 a 49, para o motor do
movimento do carro, e os gráficos 50 a 52 para o motor do sistema de levantamento.
74
Figura 47 – Registro da medição de Corrente do motor de 7,5 CV.
Fonte: Autor
Na figura 47 observa-se o valor máximo da corrente, 12,54 A, que corresponde a
corrente nominal para o MIT de 7,5CV.
Figura 48 – Registro da medição de tensão do motor de 7,5 CV.
Fonte: Autor
Já a figura 48 indica o valor máximo da tensão, fornecida do gerador para o motor
de 7,5CV, que chegou ao valor de 96,8V.
75
Figura 49 – Registro da medição de potência ativa do motor de 7,5 CV.
Fonte: Autor
Resultando na potência ativa de rotor bloqueado o valor de 2.019W, ilustrado no
registro da figura 49, para o MIT de 7,5 CV.
Figura 50 – Registro da medição de corrente do motor de 30 CV.
Fonte: Autor
A figura 50 é verificado o pico máximo da corrente em 40,3A , que representa o
valor da corrente nominal do motor de 30 CV.
76
Figura 51 – Registro da medição de tensão do motor de 30 CV.
Fonte: Autor
A tensão fornecida para o motor de 30 CV no instante em que atingiu a corrente
nominal foi de 60,67V, conforme a figura 51.
Figura 52 – Registro da medição de potência ativa do motor de 30 CV
Fonte: Autor
Observa-se que a potência ativa de rotor bloqueado no motor de 30CV foi de 4.184
W, conforme figura 52.
77
4.5 Rotação e conjugado resistente da carga referido ao eixo do motor
Como já visto anteriormente, o conjugado de carga é um parâmetro que deve ser
conhecido, pois através dele, observa-se o comportamento da relação deste parâmetro com
a rotação do motor, considerando o intervalo entre a partida do motor e o ponto de
operação nominal do equipamento.
O valor do conjugado da carga resistente e a rotação referida ao eixo do motor do
sistema de translação e levantamento do pórtico é determinado utilizando as equações 52 e
53 do capítulo 2 e as características do equipamento relatado no capítulo 3.
Para o sistema de translação, detalhado na figura 53, o conjugado da carga foi
considerado como sendo o valor do torque desenvolvido nas rodas deste sistema necessário
para executar o movimento. Supondo que a carga total de 8 toneladas é a soma entre o peso
do pórtico e da capacidade máxima de içamento, a força peso em cada roda será de
19,62kN. Então, sendo o raio da roda de 20 cm, o conjugado da carga terá o valor de 3,92
kN.m.
Figura 53 – Detalhe dos acoplamentos do sistema de translação do pórtico
Fonte: Autor
Com a associação do produto das relações do conjunto de redutores, o produto dos
rendimentos do acoplamento (0,9) da tabela 3 e da equação 52 é determinado o conjugado
resistente da carga no eixo do motor do sistema de translação como sendo de 54,4 N.m.
A relação da rotação, para este sistema, será na proporção de 72:1. Portanto o motor
deverá operar na faixa de 115,2 a 1584 rpm, considerando a velocidade de translação de 2
a 27,6 m/min,como foi especificado no capítulo 3.
78
No sistema de levantamento do pórtico, identificado na figura 54, o conjugado
da carga é compreendido como sendo o torque necessário para o tambor tracionar os cabos
de aço para o içamento de uma carga máxima de 8 toneladas. O conjugado no tambor é
obtido pela equação 48, onde a força exercida pelos dois cabos de aço no tambor é de 39,2
kN e o raio do tambor é de 0.2 metros. Com isso, 7,84 kN é o valor do conjugado
resistente na carga.
Figura 54 – Detalhe dos acoplamentos do sistema de levantamento.
Fonte: Autor
Aplicando a equação 52, com o rendimento total de 0,75 e a relação de redução do
conjunto de redutores de 1:159,75, obtém o valor do conjugado resistente da carga refletida
ao eixo do motor no valor de 65,5 N.m.
A rotação do sistema de levantamento será na proporção de 119,7:1. Portanto a
faixa de rotação de operação do motor será de 96 a 671 rpm, considerando a velocidade de
levantamento de 1 a 7 m/min caracterizada no capítulo 3.
79
5
ESTUDOS DE SIMULAÇÃO
A partir dos dados obtidos nos ensaios, tornou-se possível obter o circuito
equivalente dos MITs. Desse modo, podem-se traçar as curvas que demonstram alguns
comportamentos do funcionamento destes motores no equipamento em estudo. Desta
forma, as curvas são utilizadas para obter alguns pontos de operação deste sistema, sendo
útil na seleção das configurações e características dos inversores de frequências requeridos.
5.1 Determinação do circuito equivalente
Os valores das resistências e reatâncias do circuito equivalente do MIT relativo ao
sistema de movimentação do EMC é visto no circuito da figura 55.
Figura 55 – Circuito equivalente do motor 7,5 CV
Fonte: Autor
Estes valores foram calculados com as equações do capítulo 2 e o formulário de
cálculo, desenvolvido pelo MATHCAD, encontra-se no apêndice A.
O circuito equivalente do motor de 30 CV responsável pelo sistema de
levantamento do pórtico rolante é detalhado na figura 56. A planilha com o
desenvolvimento dos cálculos está exposta no apêndice B.
80
Figura 56 – Circuito equivalente do motor de 30 CV
Fonte: Autor
5.2 A determinação das curvas características
Para traçar as curvas características foi necessária a elaboração de algumas rotinas
de programação, baseada nas equações do capítulo 2 e os valores do circuito equivalente,
utilizando o software MATLAB. As rotinas estão detalhadas nos apêndices C e D que
correspondem respectivamente aos motores de 7,5 CV e 30 CV.
A primeira característica a ser analisada é o comportamento destes motores pela
curva de conjugado versus rotação. A figura 57 mostra a curva referente ao motor do
sistema de translação e a figura 58 a curva do sistema de levantamento do EMC.
Figura 57 – Curva conjugado x Rotação do motor do sistema de translação.
Fonte: Autor
81
No motor 7,5 CV o conjugado de partida apresentou o valor de 60,7 N.m.
Figura 58 – Curva conjugado x Rotação do motor do sistema de levantamento.
Fonte: Autor
O conjugado de partida desenvolvido pelo motor de 30 CV foi de 318 N.m.
Com isso, o conjugado de partida dos motores, como previsto, está acima dos
valores do conjugado nominal da carga resistente no eixo do motor. Observa-se, ainda, que
por conta do alto valor da resistência do rotor
as curvas de conjugado obtidas se
semelham a dos motores de gaiola de esquilo da categoria “D”, os quais apresentam um
alto conjugado de partida, útil para o deslocamento horizontal e vertical de cargas.
A próxima característica em análise é a variação da corrente no estator pela
variação da rotação no motor. As ilustrações 59 e 60 visualizam as curvas de corrente do
estator versus rotação dos motores de 7,5 CV e 30 CV, respectivamente.
82
Figura 59 – Corrente do estator x Rotação do motor o sistema de translação.
Fonte: Autor
Figura 60 – Corrente do estator x Rotação do motor do sistema de levantamento.
Fonte: Autor
A corrente de partida do motor de 7,5 CV, como visto na figura 59, é de 18,46 A e
a corrente de partida do motor de 30 CV, projetada na figura 60, foi de 96,3 A.
Como visto anteriormente, a elevada resistência no enrolamento do rotor tornou
baixo o valor da corrente no instante da partida do motor, comparado com um MIT tipo
83
gaiola de esquilo. A corrente do motor do sistema de translação variou 1,5 vezes do valor
da corrente nominal. No motor do sistema de levantamento a corrente elevou-se a 2,5
vezes da nominal.
As curvas de rendimento versus rotação destes motores são apresentadas nas
figuras 61 e 62, nas quais é possível observar que esses motores apresentam rendimentos
muito baixos, inferior a 50%.
Figura 61 - Rendimento x Rotação no motor do sistema de translação.
Fonte: Autor
84
Figura 62 - Rendimento x Rotação do motor do sistema de levantamento.
Fonte: Autor
5.3
Determinação das curvas caracteristicas com a variação de frequencia .
Utilizando as rotinas de programação em MATLAB foram realizadas simulações
do efeito da variação da frequência e tensão na fonte de alimentação destes motores, na
tentativa de emular o funcionamento de um inversor de frequência. Consideraram-se,
também, nas simulações as características do conjugado da carga resistente no eixo dos
motores. A partir desses dados foi possível verificar os pontos de operação destes motores
com o conjugado e a rotação. Nos anexos E e F estão as rotinas utilizadas para a impressão
das curvas dos motores do sistema de translação e sistema de levantamento
respectivamente.
Na figura 63 está impresso as curvas de conjugado versus rotação com a variação
de frequência de 1 até 60 Hz, juntamente com a curva de conjugado versus rotação da
carga resistente no eixo do motor do sistema de translação.
85
Figura 63 - Conjugado x Rotação com variação da frequência do motor do sistema de
translação.
Fonte: Autor
Esta curva de torque resistente da carga representa a movimentação horizontal do
pórtico rolante com o levantamento de uma carga máxima de 8 tonelada que é convertida
no eixo do motor, através da relação dos redutores calculada no capítulo 4, em um
conjugado de 54,4 N.m. Analisando-se a figura 63 a intersecção entre a curva de
conjugado desenvolvido pelo motor e o conjugado resistente se refere aos pontos de
operação e, portanto, a faixa da rotação em que este sistema irá operar. Na Figura 64 é
detalhada a faixa de rotação operacional.
86
Figura 64 – Faixa de rotação operacional do motor do sistema de translação
Fonte: Autor
Percebe-se que através de um inversor de freqüência torna-se possível realizar
acionamento até 1050 rpm, mantendo o conjugado requerido pela carga.
A figura 65 mostra as curvas resultantes do conjugado versus rotação referente ao
motor do sistema de levantamento.
Figura 65 – Conjugado x Rotação com variação da frequência do motor do sistema de
levantamento.
Fonte: Autor
87
Para o caso do sistema de levantamento de cargas o conjugado resistente resultante
do deslocamento vertical de uma carga máxima de 8 toneladas convertido para o eixo do
motor é de 65,5 N.m. Na figura 66 é detalha a faixa de rotação operacional do motor do
sistema de levantamento.
Figura 66 - Faixa de rotação operacional do motor do sistema de levantamento
Fonte: Autor
Percebe-se que o inversor de frequência poderá regular a rotação do motor na faixa
de 0 a 1700 rpm. Porém a rotação do motor deverá ser ajustada na faixa de 0 a 671 rpm,
mostrado através da faixa operacional de rotação, valor máximo de velocidade exigido
pelo sistema de levantamento da carga, conforme calculado no capítulo 3.
88
6 DIMENSIONAMENTO DOS INVERSORES DE FREQUÊNCIA
A partir dados e informações obtidos e dos ensaios e simulações realizadas,
apresenta-se a seguir a especificação e configuração de um inversor a ser empregado no
acionamento do EMC na Usina Hidrelétrica de Itaúba.
6.1 Especificação dos inversores de frequência
Dentre as características básicas que os inversores de frequência devem apresentar
é destacado a capacidade, a tensão de alimentação, o tipo de controle, as condições
ambientais, as proteções elétricas e os acessórios.
A
capacidade
dos
inversores
de
freqüência
está
relacionada
com
o
dimensionamento da potência dos motores. Portanto para os motores de 30CV e 7,5CV
deverá ser adquiridos inversores com a capacidade mínima de 46A e 13A,
respectivamente. Esta capacidade será considerada com a tensão de alimentação de 440V,
admitindo-se uma variação de 10% da tensão especificada.
Os inversores de frequência são projetados para operarem em ambientes com certo
grau de umidade do ar e temperatura ambiente. Com a umidade relativa do ar acima do
valor admitido, poderá ocasionar a condensação de água nos componentes internos do
inversor, acarretando em curto-circuito nos mesmos. Já a temperatura acima de um valor
admitido prejudica a refrigeração dos componentes internos, levando a um sobre
aquecimento no equipamento. Desta forma os inversores de frequência devem operar a
uma temperatura ambiente de até 40°C e a umidade relativa do ar limitada a 90% sem
condensação, condições em que a maioria destes equipamentos são projetados.
Em termos de controle, entende-se que controle vetorial é o mais indicado por
conta, do melhor desempenho dinâmico e precisão no ajuste de conjugado e velocidade.
Em função da importância do EMC como ferramenta de manutenção, recomenda-se
o emprego de inversores com proteções de: sub e sobre Tensão; sobretemperatura,
sobrecarga no inversor e motor; sobrecarga no resistor da frenagem; curto-circuito entre
fase ou fase e terra na saída do inversor e nos enrolamentos do motor [24].
Além disso, no circuito de suprimento dos inversores de frequência devem ser
utilizados disjuntores em caixa moldada ou fusíveis ultrarápido com o intuito de proteger o
89
mesmo contra curto circuitos e faltas para terra. Estes dispositivos deverão ser
dimensionados para suportar o nível de curto circuito no ponto em que serão instalados
[24].
Os inversores deverão apresentar a função de frenagem reostatica para a obtenção
de maior conjugados frenantes nos sistemas em estudo. Esta função é executada por
resistores que são acoplados nos inversores para dissipar a elevada tensão dos capacitores,
localizado no barramento de correntes continua do inversor, devido à energia cinética
gerada no regime de operação que tem características de desaceleração rápida e
acionamento de cargas com elevada inércia [24].
.
6.2 Configuração básica dos inversores de frequência
Os parâmetros dos inversores de frequência são agrupados de acordo com suas
características e particularidades e estão basicamente divididos em 4 grupos de parâmetros:
de leitura, de regulação, de configuração e do motor.
Os parâmetros de leitura são variáveis que podem ser visualizadas no display do
inversor, mas não podem ser alteradas pelo usuário. Temos como exemplo o acesso de
grandezas como torque, corrente, potência, rotação e outros.
Os valores ajustáveis a serem utilizados pelas funções do inversor estão
enquadrados nos parâmetros de regulação. Entre esses parâmetros, a variável de tempo de
aceleração e desaceleração deve ser ajustada com a intenção de obter o acionamento
gradual da rotação do motor. Por segurança, é aconselhável que o acionamento da
movimentação da carga seja realizado com um tempo de aceleração alto e um tempo de
desaceleração baixo, com isso, obtém um posicionamento da movimentação da carga mais
preciso.
Outro parâmetro de regulação importante é a referência de velocidade máxima e
mínima. Conforme verificado no estudo, o motor do sistema de translação deverá operar na
faixa de 0 a 1050 rpm e o motor do sistema de levantamento na faixa de 0 a 670 rpm.
O nível de tensão na frenagem reostatica, o valor do resistor de frenagem e o valor
da potência permitida no resistor de frenagem também são configurados nos parâmetros de
regulação. Estas grandezas são determinadas e configuradas conforme a quantidade de
90
frenagem em ciclos pré-determinados. Normalmente a determinação destas grandezas
depende das orientações de cada fabricante de inversores de frequência.
O parâmetro de regulação analisado é o ajuste da corrente de sobrecarga. Este
parâmetro será ajustado no valor da corrente nominal dos motores dos sistemas em estudo.
Os parâmetros de configuração definem as características do inversor de
frequência, as funções a serem executadas, bem como as entradas e saídas. Neste conjunto
de parâmetros, deve-se observar o parâmetro do tipo de controle a ser utilizado nos
inversores de frequência. Neste caso, para os dois sistemas em estudo, será considerado o
controle vetorial em malha aberta.
As características nominais do motor estão configuradas nos parâmetros do motor.
Estes parâmetros devem ser configurados com as informações contidas nos dados de placa
dos motores, tabelas 4 e 5, e os valores das resistências e reatâncias do circuito equivalente.
91
7
CONCLUSÃO
Ao longo do presente estudo foi possível estabelecer algumas características dos
MIT’s tipo rotor bobinado, instalados no EMC e o conhecimento referente ao acionamento
destes motores neste sistema. Estas características auxiliaram na seleção da configuração
do inversor de frequência que será utilizado. Além disso, esta adaptação mostra que, ainda,
poderá trazer melhorias, tanto no aspecto de manutenibilidade, quanto no aspecto de
eficiência energética da instalação.
Dentre as características destes motores, encontradas com a aplicação de ensaios e a
determinação das curvas características, é destacado a alta resistência de enrolamento do
rotor e de isolamento do enrolamento do estator.
A elevada resistência de isolamento do enrolamento do estator sinaliza que os
materiais isolantes envolvidos se encontram em boas condições. Isso também é
comprovado pelo índice de polarização que apresentou resultados em que os enrolamentos
encontram em bom estado, limpo e sem umidade, analisados sob orientação da norma
NBR 5383-1.
Com ensaios a vazio, de rotor bloqueado e de resistência do enrolamento foi
possível encontrar os parâmetros do circuito equivalente e com isso obter as curvas de
conjugado, corrente estatórica e rendimento relacionado com a variação de rotação.
Foi possível verificar as vantagens destes motores como o alto torque e baixa
corrente no instante da partida do motor, resultado devido ao elevado valor da resistência
rotórica encontrada. Porém este parâmetro elevado contribui para o aumento das perdas
rotacionais e por, consequência, traz como desvantagem o baixo rendimento, como foi
verificado na curva que está relacionada com o rendimento.
A obtenção da curva conjugado versus rotação com variação da frequência de
alimentação do enrolamento do estator, juntamente com a curva de conjugado versus
rotação da carga resistente ao eixo do motor foi possível verificar a faixa de operação
destes motores. Nestas curvas pode-se observar que, com a utilização do inversor de
frequência, os motores irão operar em níveis de tensão e frequência abaixo dos valores
convencionais. Como pode ser observado na curva do motor do sistema de levantamento,
para atingir a rotação máxima de 671rpm com conjugado resistente da carga de 65,5N.m, o
inversor de frequência deverá aplicar 50% do valor das grandezas de tensão e frequência.
A redução destes níveis com o fato de que não será utilizado o acréscimo de resistência no
92
enrolamento do rotor, contribui para a redução das perdas rotóricas e com isso, eleva o
rendimento deste motor.
Destaca-se que a partir da utilização do inversor de frequência especificado haverá
redução quanto ao custo de manutenção envolvido nestes equipamentos. Entretanto, por
uma questão de confiabilidade o controle reostático pode ser mantido, utilizando como um
acionamento de retaguarda, em caso de falhas no acionamento através do inversor de
frequência.
7.1
Sugestões para Trabalhos Futuros
No intuito de dar continuidade aos estudos de acionamento de máquinas elétricas
através de inversores de frequência, enumeram-se as seguintes sugestões para trabalhos
futuros:
 Implementação dos inversores de freqüência especificados para os motores do
EMC;
 Elaboração de um software para simular o comportamento destes MIT com a
alteração de alguns parâmetros do motor com o objetivo de verificar o comportamento da
rotação e conjugado nos sistemas propostos;
 Elaboração de um projeto de automatização para estes EMC;
 Estudo direcionado à eficiência energética nestes equipamentos.
93
REFERÊNCIAS
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acionados por inversores de frequência em sistemas de içamento. Revista ciências exatas,
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WEG EQUIPAMENTOS ELÉTRICOS S.A.. Modulo 1A: Características,
especificações e dimensionamento de motores elétricos CA de baixa tensão. 1.ed. Jaraguá
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Maquinas elétricas girantes: Parte 1: Motores de indução trifásicos: Ensaios. Rio de
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Standard 112: Test Procedure for Polyphase Induction Motors and Generators. New York,
2004. 79p.
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125f. Dissertação (mestrado em engenharia mecânica) - Escola Politécnica Universidade
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[21] VOGG S.A. INDUSTRIA METALURGICA. Usina hidrelétrica de
Itaúba,CEEE: Guindaste rolante do tubo de sucção: Detalhe do suporte do pilar. 5 jul.
1977. N. da obra: 2738/folha 15.
[22] VOGG S.A. INDUSTRIA METALURGICA. Usina hidrelétrica de
Itaúba,CEEE: Guindaste rolante do tubo de sucção: Comando elétrico. 5 jul. 1977. N. da
obra: 2738/folha 59.
[23] PAULINO, M. E. C. Testes Automatizados em Equipamentos de subestação:
CPC-100. Rio de Janeiro: OMICRON, 2011. (apostila).
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CFW-09. 1.ed. Jaraguá do Sul:WEG, 2011.
CHAPMAN, S. J. Programação em matlab para engenheiros. 1.ed. São Paulo:
Thomson Learning, 2006.
95
APÊNDICE A
Planilha de cálculo para determinação do circuito equivalente do motor de 7,5 CV
Dados do ensaio de resistência do enrolamento:
R1  1.5
Dados do ensaio a vazio:
Dados do ensaio rotor bloqueado:
Pvz  7678
Pbl  2019
V1bl  96.8
V1vz  460.39
Ibl  12.5
Ivz  10.65
Ivz
I1vz 
I1bl 
I1vz  6.149
3
Ibl
I1bl  7.217
3
Determinação do circuito equivalente:
Svz  3 V1vz I1vz
(Eq. 30)
3
Svz  8.493  10
Qvz 
Svz2  Pvz2
(Eq. 29)
4
Qvz  1.145  10
Xvz 
Qvz
(Eq. 31)
2
3I1vz
Xvz  100.939
Sbl  3V1bl I1bl
3
(Eq. 33)
Sbl  2.096  10
Qbl 
Sbl2  Pbl2
3
Qbl  2.91  10
(Eq. 32)
96
Qbl
Xbl 
3I1bl
(Eq. 32)
2
Rbl 
Pbl
3I1bl
Xbl  18.625
(Eq. 34)
2
Rbl  12.922
2
X2  2X2 Xvz  Xbl Xvz solve 
 9.7867554535043237576



 192.091602500879263
(Eq. 43)
X2  9.787
X1  X2
(Eq. 28)
Xm  Xvz  X1
Xm  91.152
R2  ( Rbl  R1)  

X2  Xm 
2


Xm
R2  14.006
R1  1.5
R2  14.006
X1  9.787
X2  9.787
Xm  91.152
2
Protac  Pvz  3 I1vz  R1
3
Protac  7.508  10
(Eq. 41)
97
APÊNDICE B
Planilha de cálculo para determinação do circuito equivalente do motor de 30 CV
Dados do ensaio de resistência do enrolamento:
R1  0.41
Dados do ensaio a vazio:
Dados do ensaio rotor bloqueado:
Pvz  20356
Pbl  4184
V1bl  60.67
V1vz  458.7
Ibl  40.3
Ivz  27.66
I1vz 
Ivz
I1bl 
3
3
I1vz  15.97
Determinação do circuito equivalente:
(Eq. 30)
Svz  3 V1vz I1vz
4
Svz  2.198 10
Qvz 
Svz2  Pvz2
(Eq. 29)
4
Qvz  2.995  10
Xvz 
Qvz
(Eq. 31)
2
3I1vz
Xvz  39.153
Sbl  3V1bl I1bl
(Eq. 33)
3
Sbl  4.235  10
Qbl 
Ibl
Sbl2  Pbl2
3
Qbl  5.953 10
(Eq. 32)
I1bl  23.267
98
Qbl
Xbl 
3I1bl
(Eq. 34)
2
Rbl 
Pbl
3I1bl
Xbl  3.666
(Eq. 35)
2
Rbl  2.576
2
X2  2Xvz X2  Xbl  Xvz solve 
 76.427909364964499354



 1.8777935733392542976

X2  1.87
X1  X2
(Eq. 28)
Xm  Xvz  X1
Xm  37.283
X2  Xm 
R2  ( Rbl  R1)  

 Xm 
R2  2.389
R1  0.41
R2  2.389
X1  1.87
X2  1.87
Xm  37.283
2
Protac  Pvz  3 I1vz  R1
4
Protac  2.004  10
2
(Eq. 41)
(Eq. 43)
99
APÊNDICE C
Script para representar a curva velocidade x rotação do motor de 7,5 CV
clc;
clear;
%parametros nominais do motor para 60 Hz
V1=440;
polos=4;
f=60;
R1=1.5;
R2=14;
X1=9.787;
X2=9.787;
Xm=91.152;
Prot=7500;
%calculo da velocidade sincrona
omegas=4*pi*f/polos;
ns=120*f/polos;
%calculo equivalente thevenin do estator
V1eq=abs(V1*j*Xm/(R1+j*(X1+Xm)));
Z1eq=j*Xm*(R1+j*X1)/(R1+j*(X1+Xm));
R1eq=real(Z1eq);
X1eq=imag(Z1eq);
%calculo da rotação e conjugado
for n = 1:400
s(n)=n/400;
%escorregamento
rpm(n)=ns*(1-s(n)); %rpm
I2=abs(V1eq/(Z1eq+j*X2+R2/s(n))); %corrente no rotor
Tmec(n)=3*I2^2*R2/(s(n)*omegas); %conjugado
Zf(n)=((R2/s(n)+j*X2)*j*Xm)/((R2/s(n)+j*X2)+j*Xm);
Zentrada(n)=R1+j*X1+Zf(n);%impedancia vista da entrada
I1(n)=V1/Zentrada(n); %corrente do estator
modI1(n)=abs(I1(n));% modulo da corrente do estator
Pentrada(n)=3*V1*I1(n)*FP(n);%potência de entrada
Pg=3*I2^2*(R2/s(n));%potência no entre ferro
Peixo(n)=Pg-Prot; %potência no eixo
rend(n)=(Peixo(n)/Pentrada(n))*100;% rendimento
if rend(n)<=0
rend(n)=0
end
end
if s(n)==1
Tp=Tmec(n) %torque de partida
Ip=modI1(n) %modulo da corrente de partida
end
% plotar grafico conjugado x rotação
hold on
figure(1);
100
plot(rpm,Tmec)
grid on;
xlabel('Rotação (rpm)','FontSize',12);
ylabel('Tmec (N.m)','FontSize',12);
title('Conjugado X Rotação do motor de 7,5CV ','FontSize',12);
% plotar grafico corrente estator x rotação
hold on
figure(2);
plot(rpm,modI1)
grid on;
xlabel('Rotação (rpm)','FontSize',12);
ylabel('I1 (A)','FontSize',12);
title('Corrente estator X Rotação do motor de 7,5CV ','FontSize',12);
% plotar grafico rendimento x rotação
hold on
figure(4);
plot(rpm,rend)
grid on;
xlabel('Rotação (rpm)','FontSize',12);
ylabel('Rendimento ','FontSize',12);
title('Rendimento X Rotação do motor de 7,5CV ','FontSize',12);
101
APÊNDICE D
Script para representar a curva velocidade x rotação do motor de 30 CV
clc;
clear;
%parametros nominais do motor para 60 Hz
V1=440;
polos=4;
f=60;
R1=0.41;
R2=2.389;
X1=1.87;
X2=1.87;
Xm=37.283;
Prot=20000;
%calculo da velocidade sincrona
omegas=4*pi*f/polos;
ns=120*f/polos;
%calculo equivalente thevenin do estator
V1eq=abs(V1*j*Xm/(R1+j*(X1+Xm)));
Z1eq=j*Xm*(R1+j*X1)/(R1+j*(X1+Xm));
R1eq=real(Z1eq);
X1eq=imag(Z1eq);
%calculo da rotação e conjugado
for n = 1:400
s(n)=n/400;
%escorregamento
rpm(n)=ns*(1-s(n)); %rpm
I2=abs(V1eq/(Z1eq+j*X2+R2/s(n))); %I2
Tmec(n)=3*I2^2*R2/(s(n)*omegas); %conjugado
Zf(n)=((R2/s(n)+j*X2)*j*Xm)/((R2/s(n)+j*X2)+j*Xm);
Zentrada(n)=R1+j*X1+Zf(n);%impedancia vista da entrada
I1(n)=V1/Zentrada(n); %corrente do estator
modI1(n)=abs(I1(n)); %modulo da corrente do estator
Pentrada(n)=3*V1*I1(n)*FP(n);%potencia de entrada
Pg=3*I2^2*(R2/s(n));%potência no entre ferro
Peixo(n)=Pg-Prot; %potencia no eixo
rend(n)=(Peixo(n)/Pentrada(n))*100;% rendimento
if rend(n)<=0
rend(n)=0
end
end
if s(n)==1
Tp=Tmec(n) %torque de partida
Ip=modI1(n) %modulo da corrente de partida
end
% plotar grafico conjugado x rotação
hold on
figure(1);
plot(rpm,Tmec)
grid on;
102
xlabel('Rotação (rpm)','FontSize',12);
ylabel('Tmec (N.m)','FontSize',12);
title('Conjugado X Rotação do motor de 30CV ','FontSize',12);
% plotar grafico Corrente estator x rotação
hold on
figure(2);
plot(rpm,modI1)
grid on;
xlabel('Rotação (rpm)','FontSize',12);
ylabel('I1 (A)','FontSize',12);
title('Corrente estator X Rotação do motor de 30CV ','FontSize',12);
% plotar grafico fator de rendimento x rotação
hold on
figure(4);
plot(rpm,rend)
grid on;
xlabel('Rotação (rpm)','FontSize',12);
ylabel('Rendimento (%)','FontSize',12);
title('Rendimento X Rotação do motor de 30CV ','FontSize',12);
103
APÊNDICE E
Script para representar a curva velocidade x rotação com a variação da freqüência
do motor de 7,5CV
clc;
clear;
%parametros nominais do motor para 60 Hz
V1n=440;
polos=4;
fn=60;
R1n=1.5;
R2n=14;
X1n=9.787;
X2n=9.787;
Xmn=91.152;
Co=54;
k=3;
%variação de frequencia
for f = 1:1:60
%calcular as reatancias e tensão
reatancias e a tensão
X1=X1n*(f/fn);
X2=X2n*(f/fn);
Xm=Xmn*(f/fn);
V1=V1n*(f/fn);
%calculo da velocidade sincrona
omegas=4*pi*f/polos;
ns=120*f/polos;
%calculo o equivalente thevenin do estator
V1eq=abs(V1*j*Xm/(R1n+j*(X1+Xm)));
Z1eq=j*Xm*(R1n+j*X1)/(R1n+j*(X1+Xm));
R1eq=real(Z1eq);
X1eq=imag(Z1eq);
%calculo da rotação e conjugado
for n = 1:400
s(n)=n/400;
%escorregamento
rpm(n)=ns*(1-s(n)); %rpm
w(n)=omegas*(1-s(n));
I2=abs(V1eq/(Z1eq+j*X2+R2n/s(n))); %I2
Tmec(n)=3*I2^2*R2n/(s(n)*omegas); %conjugado
end
if s(n)==1
Tp=Tmec(n)
end
% plotar grafico
plot(rpm,Tmec)
hold on
end %fim do laço variação frequencia
omegast=4*pi*fn/polos;
nst=120*fn/polos;
for n = 1:400
s(n)=n/400;
%escorregamento
w(n)= omegast*(1-s(n));
Tc(n)=Co+(k/w(n));
104
end
plot(rpm,Tc,'r-')
hold
xlabel('Rotação (rpm)','FontSize',12)
ylabel('Tmec (N.m)','FontSize',12)
title('Conjugado X Rotação do motor de 7,5CV ','FontSize',12)
grid;
105
APÊNDICE F
Script para representar a curva velocidade x rotação com a variação da freqüência
do motor de 30CV
clc;
clear;
%parametros nominais do motor para 60 Hz
V1n=440;
polos=4;
fn=60;
R1n=0.41;
R2n=2.389;
X1n=1.87;
X2n=1.87;
Xmn=37.283;
Tc=65,5;
%variação de frequencia
for f = 0:1:60
%calcular as reatancias e tensão
reatancias e a tensão
X1=X1n*(f/fn);
X2=X2n*(f/fn);
Xm=Xmn*(f/fn);
V1=V1n*(f/fn);
%calculo da velocidade sincrona
omegas=4*pi*f/polos;
ns=120*f/polos;
%calculo o equivalente thevenin do estator
V1eq=abs(V1*j*Xm/(R1n+j*(X1+Xm)));
Z1eq=j*Xm*(R1n+j*X1)/(R1n+j*(X1+Xm));
R1eq=real(Z1eq);
X1eq=imag(Z1eq);
%calculo da rotação e conjugado
for n = 1:400
s(n)=n/400;
%escorregamento
rpm(n)=ns*(1-s(n)); %rpm
I2=abs(V1eq/(Z1eq+j*X2+R2n/s(n))); %I2
Tmec(n)=3*I2^2*R2n/(s(n)*omegas); %conjugado
end
if s(n)==1
Tp=Tmec(n)
end
% plotar grafico
plot(rpm,Tmec)
hold on
end %fim do laço variação frequencia
plot(rpm,Tc,'r--')
hold
xlabel('Rotação (rpm)','FontSize',12)
ylabel('Tmec (N.m)','FontSize',12)
title('Conjugado X Rotação do motor de 30CV ','FontSize',12)
grid;