e seu comprimento médio e S Cu a secção do fio de cobre. Portanto, com n=36 espiras, S Cu =2mm 2 e O volume total das bobinas, ou de cobre, é dado por

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1 em que n é o número de espiras da bobina, med e seu comprimento médio e S Cu a secção do fio de cobre. Portanto, com n=36 espiras, S Cu =2mm 2 e med =361.37mm, temse V B 3 C 36.(361.37).(2) m dm. Volume total das bobinas O volume total das bobinas, ou de cobre, é dado por VBOBINAS 2. VB 1 C 2. VB2C 23. VB3C, onde V B1C,V B2C e V B3C é o volume das bobinas com passo de 1 cava, 2 cavas e 3 cavas respectivamente. Substituindo os valores calculados anteriormente na expressão, obtém-se que o volume total das bobinas ou de cobre é V BOBINAS (0.0192) 2.(0.0226) 23.(0.0260) m dm. Perdas por efeito Joule As perdas por efeito de Joule são proporcionais à resistividade ( Cu =1/56.mm 2 /m) e volume do condutor (calculado anteriormente) e ao quadrado da densidade de corrente eléctrica, representado através da seguinte equação: PJoule. VCu. J 10.(0, ) J. 56 Com a densidade de corrente J dada em A/m 2. O gráfico VII ilustra as perdas de Joule para densidades de corrente que variam 2 2 1A/ mm,10a/ mm. de J Potência (W) Densidade de corrente (A/mm2) Gráfico VII. Perdas de Joule do MLI trifásico por estator 88

2 8.4.2 Calculo das perdas por histerese magnética por estator Para calcular as perdas por histerese magnética é necessário conhecer as dimensões físicas do motor. Estas dimensões estão descritas no anexo 4. Para facilitar os cálculos do volume de ferro do dispositivo, é calculado o volume de um paralelepípedo com as dimensões do motor se este não estivesse provido de cavas. Posteriormente a este volume subtrair-se-á o volume das vinte e quatro cavas que constituem o estator. Então, o volume de ferro do estator é dado por VFe VP V24Cavas, sendo V p o volume do paralelepípedo sem cavas e V 24Cavas o volume das 24 cavas que constituem o motor. Então, e de acordo com as dimensões do motor, tem-se V P , m 1,533dm 3 3 V24 Cavas , m 0, dm, 3. Logo o volume total será de V Fe 3 1,533 0,504 1,029dm. As perdas por histerese magnética são proporcionais ao volume do circuito magnético, à frequência de operação e à área do ciclo de histerese do material. Conhecendo a área do ciclo de histerese que vale aproximadamente A Histerese =197(J/m 3 )/ciclo (valor calculado em projectos anteriores), logo as perdas por histerese são calculas da seguinte forma com a frequência f dada em Hz. 3 Ph VolFe. A. f 1, (197). f, No gráfico VIII ilustra as perdas por histerese para valores de frequência que 0Hz, 100Hz. variam de f 89

3 25 POTÊNCIA (W) FREQUÊNCIA (Hz) Gráfico VIII. Perdas por histerese do MLI trifásico por estator Calculo das perdas por correntes de Foucault por estator As perdas por correntes de Foucault são dadas por P 1 Vol Fe F. B. f. b 2 m, N 3. Fe onde N é o número de chapas, a resistividade do ferro, b a espessura do estator, f a frequência, B m a densidade de fluxo e Vol Fe o volume de ferro. Temos portanto N=140 chapas, Vol Fe = 1,029dm 3, Fe = 1/85.mm 2 /m e b = 70mm. O gráfico IX ilustra as perdas por correntes de Foucault para vários valores de 0Hz, 100Hz 0.5T, 1T. frequência e densidades de fluxo B m, que variam de f, e B m POTÊNCIA (W) FREQUÊNCIA (Hz) 100 Bm=0,5 T Bm=0,6 T Bm=0,7 T Bm=0,8 T Bm=0,9 T Bm=1 T Gráfico IX. Perdas por Correntes de Foucault por estator 90

4 8.4.4 Perdas totais do MLI As perdas totais existentes por estator do MLI, será a soma das perdas por efeito de Joule, por histerese e por correntes de Foucault P 2 Fe Estator PJ Ph PF. VCu. J VolFe. A. f. B. f. b 2 m. N 3. Fe 1 Vol Considerando uma densidade de corrente J=6 A/mm 2 e para vários valores de frequência e densidades de fluxo B m, que variam de f 0 Hz, 100Hz, e B m 0.5T, 1T, obtemos o seguinte gráfico X. POTÊNCIA (W) FREQUÊNCIA (Hz) 100 Bm=0,5 T Bm=0,6 T Bm=0,7 T Bm=0,8 T Bm=0,9 T Bm=1 T Gráfico X. Perdas totais do MLI trifásico por estator 91

5 8.5 Relação Força/Peso-Corrente Este gráfico representará a relação existente entre a força, o peso do motor e a sua corrente. È utilizado em situações onde requer uma avaliação pormenorizada do dispositivo, no que respeita o comportamento da força em relação ao seu peso, avaliando assim certos aspectos económicos e construtivos de um dado projecto. Para a representação gráfica da relação força/peso em função da corrente, é necessário conhecer o peso total do estator, para isso, calcula-se o volume do ferro e do cobre que constituem as bobinas do estator, e multiplica-se pelo respectivo valor específico de cada material, obtendo assim o peso do ferro e do cobre. Peso do ferro da estrutura do estator O peso do ferro existente no estator é dado por P., Fe V Fe Ferro Onde Ferro = 7,85 Kg/dm 3 é o peso específico do ferro e V Fe = 1,029 dm 3 o seu volume. Substituindo os valores, obtém-se Peso do cobre das bobinas do estator P Fe 1,029.(7,85) 8, 077Kg. O peso das bobinas é dado por , PCobre PB C PB 2C PB 3C onde PB 1 C, PB 2 C e PB 3 C é o peso das bobinas com passo de 1cava, 2 cavas e 3 cavas respectivamente. O peso da bobina com um passo de 1 cava é dado por P B1C VB 1C. Cobre, Onde Cobre = 8,92 Kg/dm 3 é o peso específico do cobre e V B1C = 0,0192 dm 3 o seu volume. Substituindo os valores, obtém-se B 1 0,0192.(8,92) 0, 171Kg. P C O peso da bobina com um passo de 2 cavas é dado por P B2C VB2C. Cobre. 92

6 Onde Cobre = 8,92 Kg/dm 3 é o peso específico do cobre e V B2C = 0,0226 dm 3 o seu volume. Substituindo os valores, obtém-se B 2 0,0226.(8,92) 0, 202Kg. P C O peso da bobina com um passo de 3 cavas é dado por P B3C VB3C. Cobre. Onde Cobre = 8,92 Kg/dm 3 é o peso específico do cobre e V B3C = 0,0260 dm 3 o seu volume. Substituindo os valores, obtém-se B 3 0,0260.(8,92) 0, 232Kg. P C O peso total do cobre que constituem as bobinas é portanto P Cobre 2 0, , ,232 6, 082Kg. O peso total do estator é simplesmente a soma do peso do ferro com o peso do cobre. Portanto, P P P 8,077 6,082 14, Kg. Estator Fe Cobre 16 É necessário referir que, por dificuldades na bobinagem, os comprimentos médios das bobinas foram superiores aos previstos nos cálculos anteriores, pelo que o motor linear apresenta um peso superior ao referido devido ao aumento do cobre. Procede-se a medição real do peso através de uma balança, este sim, será utilizado para a representação gráfica da relação Força/Peso-Corrente. P _ REAL 15, Kg. Estator

7 8.5.1 Resultados experimentais (com chapa rotórica de alumínio maciço) Na tabela XIII mostram-se os resultados obtidos nos ensaios realizados com os vários entreferros aplicados ao estator 1. Ensaio do Estator 1 ENTREFERROS 3mm 4mm 5mm I (A) UC (V) F(N) F/P (N/kg) I (A) UC (V) F(N) F/P (N/kg) I (A) UC (V) F(N) F/P (N/kg) 1, , , , , , , , , , , , , , , , , , , ,23 0,081 7, ,23 0,081 7, , ,37 0,418 8, ,68 0,241 8, ,23 0,081 9, ,03 0,723 9, ,81 0,643 9, ,90 0,321 10, ,61 1,286 10, ,71 0,965 10, ,58 0,563 11, ,52 1,608 11, ,06 1,447 11, ,48 0,884 12, ,55 2,331 12, ,74 1,688 12, ,16 1,125 13, ,45 2,652 13, ,65 2,010 13, ,06 1,447 14, ,13 2,894 14, ,55 2,331 14, ,74 1,688 15, ,03 3,215 15, ,45 2,625 15, ,87 2,090 16, ,16 3,617 16, ,68 2,733 16, ,77 2,411 Tabela XIII.- Resultados experimentais do Estator 1 com chapa rotórica maciça O gráfico XI mostra a relação Força/Peso-Corrente do estator, resultados estes obtidos na tabela anterior.. FORÇA/PESO (N/Kg) 4 3,5 3 2,5 2 1,5 1 0, g=3mm g=4mm g=5mm CORRENTE (A) Gráfico XI.- Gráfico Força/Peso desenvolvida no Estator 1 com chapa rotórica maciça 94

8 Na tabela XIV mostram-se os resultados obtidos nos ensaios realizados com os vários entreferros aplicados ao estator 2. Ensaio do Estator 2 ENTREFERROS 3mm 4mm 5mm I (A) UC (V) F(N) F/P (N/kg) I (A) UC (V) F(N) F/P (N/kg) I (A) UC (V) F(N) F/P (N/kg) 1, , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , ,45 0,161 8, ,23 0,081 8, , ,35 0,482 9, ,68 0,241 9, ,23 0,081 10, ,26 0,804 10, ,13 0,402 10, ,68 0,241 11, ,39 1,206 11, ,26 0,804 11, ,03 0,723 12, ,52 1,608 12, ,16 1,125 12, ,16 1,125 13, ,87 2,090 13, ,29 1,527 13, ,84 1,367 14, ,55 2,331 14, ,74 1,688 14, ,29 1,527 15, ,68 2,733 15, ,65 2,010 15, ,97 1,769 16, ,36 2,974 16, ,10 2,170 16, ,65 2,010 Tabela XIV.- Resultados experimentais do Estator 2 com chapa rotórica maciça No gráfico XII mostra-se a relação Força/Peso-Corrente do estator, resultados estes obtidos na tabela anterior. FORÇA/PESO (N/Kg) 4 3,5 3 2,5 2 1,5 1 0, CORRENTE (A) g=3mm g=4mm g=5mm Gráfico XII.- Gráfico Força/Peso desenvolvida no Estator 2 com chapa rotórica maciça 95

9 8.5.2 Resultados experimentais (com chapa rotórica de alumínio flexível) A tabela XV mostra os resultados obtidos nos ensaios realizados com os vários entreferros aplicados ao estator 1. Ensaio do Estator 1 ENTREFERROS 3mm 4mm 5mm I (A) UC (V) F(N) F/P (N/kg) I (A) UC (V) F(N) F/P (N/kg) I (A) UC (V) F(N) F/P (N/kg) 1, , , , , , , , , , , , , , , , , , , ,23 0,081 7, , , ,68 0,241 8, , , ,35 0,482 9, ,23 0,081 9, , ,71 0,965 10, ,45 0,161 10, , ,61 1,286 11, ,35 0,482 11, ,23 0,081 12, ,74 1,688 12, ,48 0,884 12, ,45 0,161 13, ,32 2,250 13, ,61 1,286 13, ,68 0,241 14, ,45 2,652 14, ,29 1,527 14, ,90 0,321 15, ,13 2,894 15, ,52 1,608 15, ,13 0,402 16, ,58 3,054 16, ,97 1,769 16, ,81 0,643 Tabela XV.- Resultados experimentais do Estator 1 com chapa rotórica flexível No gráfico XIII mostra-se a relação Força/Peso-Corrente do estator, resultados estes obtidos na tabela anterior. FORÇA/PESO (N/Kg) 4 3,5 3 2,5 2 1,5 1 0, g=3mm g=4mm g=5mm CORRENTE (A) Gráfico XIII.- Gráfico Força/Peso desenvolvida no Estator 1 com chapa rotórica flexível 96

10 Na tabela XVI mostram-se os resultados obtidos nos ensaios realizados com os vários entreferros aplicados ao estator 2. Ensaio do Estator 2 ENTREFERROS 3mm 4mm 5mm I (A) UC (V) F(N) F/P (N/kg) I (A) UC (V) F(N) F/P (N/kg) I (A) UC (V) F(N) F/P (N/kg) 1, , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , ,23 0,081 9, , , ,45 0,161 10, ,23 0,081 10, , ,68 0,241 11, ,45 0,161 11, , ,13 0,402 12, ,9 0,321 12, ,23 0,081 13, ,35 0,482 13, ,13 0,402 13, ,45 0,161 14, ,81 0,643 14, ,58 0,563 14, ,9 0,321 15, ,26 0,804 15, ,81 0,643 15, ,13 0,402 16, ,16 1,125 16, ,03 0,723 16, ,35 0,482 Tabela XVI.- Resultados experimentais do Estator 2 com chapa rotórica flexível O gráfico XIV mostra a relação Força/Peso-Corrente do estator, resultados estes obtidos na tabela anterior. FORÇA/PESO (N/Kg) 4 3,5 3 2,5 2 1,5 1 0, CORRENTE (A) g=3mm g=4mm g=5mm Gráfico XIV.- Gráfico Força/Peso desenvolvida no Estator 2 com chapa rotórica flexível 97

11 8.6 Relação Força/Escorregamento Calculo da resistência equivalente da chapa rotórica por fase (R 2 ) referida ao estator forma A resistência rotórica R 2 referida ao estator, pode ser calculada da seguinte R 2 w Al.. q. zc. k w. p.. 2. g. k. s Esta expressão surge por comparação directa com um motor de indução, com rotor em gaiola de esquilo, onde - Al é a resistência volumétrica do alumínio; - w é a largura do estator; - C Est 45, m, é o passo polar; 2. p q / 3 1, é o número de cavas por pólo e por fase; 8 - z c, é o número de condutores por cavas, como se trata de uma espira o número de condutores é a dobrar; - k w, factor de enrolamento do estator; - p, é o número de pares de pólos; - g, é a espessura da chapa rotórica; - k s, factor de correcção da resistência rotórica; Logo, obtém-se: R , , (2 36) g k 5, g s k s O factor de correcção da resistência rotórica devido a uma distribuição de corrente não uniforme é dado por:. w tan 2. k s 1,. w. w.( a w). 1 tan.tan onde a representa a largura da chapa rotórica e w a largura do estator do motor linear de indução. 98

12 Considerando uma largura da chapa rotórica de a=30cm e uma espessura g =2mm, temos assim o valor da resistência rotórica R 2, 3 1 R 2 5,3 10 2, ,83 Conhecendo o valor da resistência da chapa rotórica R 2, e a reactância de magnetização X m calculada no ensaio do motor em vazio, o factor de qualidade para diferentes entreferros, pode ser calculado na seguinte tabela: g(mm) R2 X m Q 3 2,70 2,16 0,80 4 2,70 1,95 0,72 5 2,70 1,62 0,60 X m R Gráfico Força/Escorregamento Sabendo como se relaciona o factor de qualidade com a variação do entreferro entre os dois estators, pode-se assim calcular a força longitudinal exercida na chapa rotórica em relação aos dois estators, utilizando a seguinte expressão F 2 long. 2. I S. s w. 2 1 g VS s 2 Q Considerando uma corrente estatórica I s = I ef. n.2p=8.(2 36 2).8=13824 A.c, frequência fixa de 50Hz, largura do estator w=70mm, uma chapa rotórica de alumínio com resistividade Al = 2, e uma grossura g = 2mm, pode-se representar a força longitudinal da chapa em relação ao escorregamento, para vários valores de factor de qualidade, calculados anteriormente (ver gráfico XV). 99

13 35 30 FORÇA (N) Q=0,8 (3mm) Q=0,72 (4mm) Q=0,6 (5mm) ,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 ESCORREGAMENTO Gráfico XV.- Evolução da força com o escorregamento para diferentes factores de qualidade Observando o gráfico verifica-se que a força de arranque não atinge o seu valor máximo quando passa pelo um escorregamento unitário, como é conhecido na teoria. Considerando um factor de qualidade de 0,8 e conhecendo a expressão que relaciona o factor de qualidade com o escorregamento S=1/Q, verifica-se que o escorregamento máximo está na ordem dos 1,25; valor este onde a força de arranque é máxima. O gráfico seguinte (XVI) apresenta a evolução da força com o escorregamento para diferentes valores da frequência de alimentação e factor de qualidade fixo (Q=0,8, 3mm), no qual se constata que para valores mais baixos da frequência de alimentação, a força é superior. Em altas frequências, o motor não chega a se movimentar FORÇA (N) f=25hz f=50hz f=60hz f=75hz f=100hz 0 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 ESCORREGAMENTO Gráfico XVI.- Evolução da força com o escorregamento para diferentes valores da frequência de alimentação 100

14 9. CONSTRUÇÃO DO MODELO PROTÓTIPO DE UM VEÍCULO DE LEVITAÇÃO MAGNÉTICA Neste projecto foram propostos dois possíveis modelos para a construção do protótipo de um veículo de levitação magnética, modelos estes desenhados em AutoCad2000 e impressos a uma escala de 1:4 (ver anexos 1 e 2). Logo, foi feito um estudo pormenorizado de cada modelo, de forma a encontrar as vantagens e desvantagens do sistema, no que se refere á adaptação dos motores com a estrutura em si. Este modelos são descritos a seguir. 9.1 Modelo 1 A figura 9.1 ilustra um sistema de tracção eléctrica por meio de um motor linear de duplo estator onde o rotor (neste caso fixo) é constituído por uma chapa de alumínio montada verticalmente e que se estende ao longo da via. A chapa deverá estar centrada com eixo da via a fim de manter-se no meio do entreferro, a menos que os estators tenham liberdade de se deslocar transversalmente pelo auxílio de duas rodas guias que deslizam sobre o rotor. A estrutura apresenta uma forma em U invertido, de forma que o rotor passe entre os dois estators. Figura Sistema de tracção com rotor vertical 101

15 9.2 Modelo 2 Outra possibilidade está representada na figura 9.2 que usa uma chapa horizontal de alumínio assente sobre uma chapa de ferro e que se estende ao longo da via. Esta chapa de alumínio deverá ter uma largura superior à largura de ambos os motores, de forma que as correntes induzidas na chapa alumínio possam fechar-se. Neste caso, os estators deverão poder mover-se no plano horizontal, sem nenhum tipo de obstáculos ao longo do seu percurso. A estrutura em si é de forma plana e não apresenta outras formas complexas. Figura Sistema de tracção com rotor horizontal 9.3 Comparações entre os dois modelos Os motores lineares de indução devem ser o mais semelhantes possíveis, sem desequilíbrios consideráveis nas suas funções, senão a plataforma tende a direccionar-se para o lado do motor com velocidade inferior. Para evitar esta situação, cada motor deve ter um controlo individual, que para a mesma entrada produzisse o mesmo efeito nos dois motores. O modelo do controlador deve ser obtido por análise das características de cada motor. Este seria o maior obstáculo caso se opte pela construção do modelo1, visto 102

16 que embateria na chapa rotórica provocando danos na estrutura. Para o modelo 2 esta situação torna-se uma vantagem, dado que assim implementava-se um sistema de mudança de direcção ideal para pista com curvas, por meio deste controlador. Deste modo, sempre que se pretenda mudar de direcção, o sistema de controlo deve aumentar a velocidade do motor que está na direcção oposta a requerida, por exemplo, se pretendermos virar á direita, é necessário aumentar a velocidade do motor da esquerda, e vice-versa. Uma outra solução complementar a adicionar ao controlador seria o uso de uma chapa rotórica maleável, de forma a baixar a resistência eléctrica, aumentando assim as correntes induzidas e, consequentemente, a força longitudinal. O modelo 1 apresenta uma estrutura mais complexa em relação ao modelo 2, no que respeita ao esforço ao que fica sujeita a estrutura quando os dois estators encontram-se em funcionamento: Existe uma grande força de atracção entre ambos, o que pode originar uma contracção da estrutura caso esta não seja devidamente reforçada. Não resta duvida pelas razões anteriormente descritas, que a escolha pelo modelo 2 é a mais vantajosa desde vários pontos de vista, o que não significa que o modelo 1 seja propriamente um modelo problema; é sim um modelo que apresenta novos desafios para projectos futuros. 103

17 10. ESQUEMA ELÉCTRICO DO MODELO PROTÓTIPO DE UM VEÍCULO DE LEVITAÇÃO MAGNÉTICA O esquema eléctrico de alimentação e controlo do veículo de levitação magnética, com motores lineares de indução esta representado na figura 10, e está constituído por um: Sistema de alimentação: tensão trifásica 380V. Dispositivo de protecção: disjuntor térmico trifásico 25A, 400V. Controlo de velocidade: auto-transformador trifásico 10A, 0-465V. Aparelhos de medida: voltímetros, amperímetros e wattímetros. Dispositivo de mudança de sentido: inversor de fase trifásico manual Motores: lineares de indução ligados em paralelo. Figura 10.- Circuito eléctrico de alimentação do MLI 104

18 11. CONCLUSÕES TÉCNICAS Do presente projecto é possível depreender as seguintes conclusões técnicas: Verifica-se que a medida que o entreferro aumenta, desencadeia-se observa-se uma degradação das características da força longitudinal desenvolvida no rotor. Isto de facto acontece porque as correntes rotóricas induzidas são menores, dado que a força é proporcional às correntes induzidas na chapa rotórica. Para grandes entreferros, da ordem dos 5mm, é necessária uma corrente da ordem dos 8A para a plataforma se movimentar. Em relação ao desempenho das duas chapas ensaiadas, verifica-se que na chapa de alumínio maciço há mais correntes induzidas porque a força desenvolvida é maior. Como a chapa de alumínio flexível foi obtida por sobreposição de várias folhas de alumínio, entre estas ficou algum ar, o que pode ter aumentado a resistência da chapa rotórica e consequentemente diminuído as correntes induzidas, obtendo-se assim um desempenho inferior. Verifica-se também um pequeno desequilíbrio entre ambos os estators, tendo o estator 1, fornecido uma maior força longitudinal em relação ao estator 2 para as mesmas correntes. Isto deve-se a um defeito de construção relacionado provavelmente com a secção dos enrolamentos, com o número de espiras ou com outro factor que possa ter afectado este desequilíbrio. O pequeno desequilíbrio detectado entre ambos os motores nos ensaios em relação a força longitudinal, foi insignificante; não houve mudanças de direcção na sua trajectória por parte do protótipo. A força de arranque não atinge o seu valor máximo quando passa pelo um escorregamento unitário. Verifica-se que o escorregamento máximo esta próximo dos 1,25; valor este em que a força de arranque é máximo. Para solucionar este desajuste seria preciso alterar os factores que reagem com o escorregamento ( factor de qualidade S=1/Q). Na relação força com o escorregamento para diferentes valores da frequência de alimentação e factor de qualidade fixo; constata-se que para valores mais baixos da frequência de alimentação, a força é superior. Em altas frequências, a estrutura não chega a se movimentar. Pode-se realçar destes ensaios que o factor de potência do motores é baixo, o que é usual nos motores lineares devido à elevada corrente de magnetização no estator. Detectou-se um aquecimento gradual nos motores a medida em que se aumenta a corrente; isto deve-se às perdas magnéticas e eléctricas, o que contribui para uma diminuição do rendimento dos motores. 105

19 Verificou-se por troca do autotransformador existente no laboratório, um aumento de força longitudinal por parte da estrutura, isto talvez deve-se ao fornecimento a saída da frequência do antigo autotransformador que não estaria a debitar os 50Hz previstos, e sim um valor superior, o que originou assim uma diminuição de força. 106

20 12. CONCLUSÕES O objectivo deste projecto foi a construção de um modelo protótipo de um veículo de levitação magnética, cuja estrutura foi capaz de se movimentar ao longo da pista sem auxílio de nenhum tipo de contacto mecânico entre o estator e a chapa rotórica. Este tipo de motor é usado amplamente nos sistemas ferroviários dos países desenvolvidos, principalmente europeus e asiáticos. A principal característica do sistema de accionamento, que implementa a tracção dos transportes de alta velocidade, funciona de maneira diferente em relação a um motor corrente convencional. A diferença está em que uma das partes do motor de indução, o estator forma parte do respectivo veiculo. Pela sua vez, a função do rotor cumpre os carris sobre os quais se desliza o comboio. Tem sido frequente associar-se as máquinas lineares ao accionamento de veículos de tracção eléctrica com levitação electromagnética, mas é no domínio dos accionamentos electromecânicos de pequena e de média potência que as máquinas lineares têm vindo a afirmar-se. Não se pretende de modo algum, com anteriormente exposto, substituir radicalmente os accionamentos convencionais do motor rotativo de velocidade por unidades lineares de tracção. Pretende-se sim implementar uma outra solução competitiva. Além disso, parece que as potencialidades das máquinas lineares estão a ser deliberadamente desprezadas, talvez pelo receio que os habituais fabricantes e utilizadores daqueles sistemas convencionais possam sentir face a esta solução alternativa e pouco divulgada embora algumas das múltiplas aplicações possíveis se encontrem já em prática e com bastante sucesso. Uma nova era técnica está surgindo. Novas necessidades e novos planeamentos sociológicos e ecológicos condenam a obsoleta velha tecnologia, que esgoto já as suas possibilidades. No século XIX a tecnologia foi a do vapor e do ferro. Na primeira metade do século XX foi a do aço e do motor de combustão interna e desde a segunda metade até a actualidade em que nos encontramos, vivemos a tecnologia do alumínio, do plástico e da electrónica. No entanto, não é a nossa época mais tecnológica que outras, é só apenas uma tecnologia diferente. O que acontece é que cada vez os ciclos de duração temporal das tecnologias são mas curtos, porque sob a pressão competitiva do Estado e das empresas para a obtenção de um maior poder ou de maior benefício, respectivamente, assistimos não a revoluções técnicas, que não existem, senão a evoluções tecnológicas, que fazem obsoletas em poucas décadas os planeamentos técnicos que tinham uma validade de um ano. É o que esta a acontecer com o evoluir dos transportes de alta velocidade, que utilizarão novas tecnológica baseadas na levitação magnética, através de MLI e materiais supercondutores, que originam uma profunda mudança tecnológica para o futuro dos transportes. 107

21 O Sector dos Transportes em MagLev, para a implementação de transportes rápidos é uma das áreas mais exigentes, na qual enormes investimentos se têm feito a nível de R&D ao longo dos últimos anos, sendo também uma das áreas em que um Engenheiro Electrotécnico poderá ter um contributo muito importante no âmbito da investigação em supercondutores e máquinas eléctricas. Esta tecnologia inovadora vinda do Japão está preste a revolucionar o percurso do estudo tecnológico do comboio nos tempos que vêm. Actualmente, em Europa, esta em estudo vários projectos relacionados com transportes de alta velocidade utilizando tecnologia MagLev, um exemplo destes projectos é o consórcio internacional Transrapid constituído por um esforço combinado de várias empresas tais como; Adtranz, Siemens e ThyssenKrupp que uniram consequentemente as suas actividades em uma companhia comum para este projecto. O Transrapid desenvolve as mais diversas inovações relacionadas com a engenheira dos caminhos de ferro em várias cidades europeias (Brema, Hamburgo, Amsterdão entre outras) e também algumas nos Estados Unidos de América. Estes projectos podem ser vistos no seguinte link: Transrapid.pps No nosso pais ainda nos encontramos muito distantes da aplicação de um projecto com as dimensões que tem uma tecnologia Maglev, no entanto, há quem fale numa nova tecnologia para os caminhos de ferro portugueses que é o TGV. Este talvez sim esteja ao nosso alcance nas próximas gerações. (Ver em anexo artigo intitulado: Benefícios e Desvantagens de um projecto de Alta Velocidade em Portugal Em relação a minha conclusão pessoal, acho que foi um projecto bastantes aliciante, não só por ter adquirido conhecimentos teóricos e práticos, mas também por ter desenvolvido um projecto que tem uma utilidade pratica na realidade, o que foi, sem duvida bastante satisfatório. Quanto ao motor linear de indução, descobri que este pode ser utilizado em muitas aplicações; a chave está descobrir em quais aplicações é que este motor pode ser uma mais valia. Deixo aqui um recado para os nossos mandatários no apostar imediato nas novas tecnologias que, de certo, contribuem para o crescimento tecnológico da Ciência. Tais evoluções aceleradas são fruto das inovações que só podem lograr-se quando a investigação chega a uma investigação. A invenção, unida às vontades das empresas ou do Estado, estabelece a inovação. A soma destas dá origem ao desenvolvimento e com o mesmo, obtém-se o progresso e a modernização de um pais. Podemos, pois, estabelecer as seguintes equações para um desenvolvimento tecnológico: Investigação + eficácia =invenção Invenção + acção = inovação Soma de inovações = desenvolvimento Desenvolvimento mantido = progresso + modernização. Não é demais sublinhar que a gestão da inovação tem de dar um espaço particular à avaliação da capacidade tecnológica das empresas, nomeadamente no que respeita à actualização e à capacidade inovadora dos seus quadros técnicos superiores e 108

22 ao impacto dos resultados inovadores nos movimentos da procura. É indispensável que as empresas consigam encontrar respostas consolidadas às questões com que se deparam a todo momento, de forma a analisar as suas capacidades e melhor gerir os seus projectos, e mais importante ainda é, obterem sucesso comercial com as inovações implementadas, pois senão a inovação não ficou mais do que na gaveta......só existe inovação quando um produto/serviço obtém sucesso comercial

23 13. PERSPECTIVAS FUTURAS Propõe-se um novo modelo protótipo de veículo de levitação magnética semelhante ao modelo 2, mais desta vez é constituído pelo posicionamento de vários estators ao longo de uma via. O veiculo em si faria parte da chapa rotórica posicionada na sua base, fabricada com materiais paramagnéticos, de forma a que levite e se movimente ao longo da pista. Seria instalado um dispositivo que se alimentaria alternadamente apenas para aqueles estators onde estaria a passar o comboio, desligando aqueles que estiverem a jusante e a montante do veículo transportador, ver figura 13. Figura 13.- Sistema de economia de energia da linha Esta nova proposta traz uma série de vantagens em relação ao modelo projectado neste trabalho: custos reduzidos de consumos eléctricos, visto que são activados apenas os estator onde o veiculo estiver a passar. Peso da estrutura seria substancialmente reduzido. Em contrapartida, as pistas albergaria uma elevada utilização de ferro e cobre ao longo da via para a construção dos vários estators, reduzindo ou anulando assim, as economias atrás referidas. 110