Concepção e caracterização de um motor de indução para integração num veículo eléctrico comercial

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1 Universidade Técnica de Lisboa - Instituto Superior Técnico Concepção e caracterização de um motor de indução para integração num veículo eléctrico comercial Nuno Alexandre Barbas de Gomes Grilo Dissertação para obtenção de Grau de Mestre em Engenharia Electrotécnica e de Computadores Júri Presidente: Prof. Paulo José da Costa Branco (IST) Orientadores: Prof. Duarte Mesquita e Sousa (IST) Vogal: Prof. Elmano Fonseca Margato (ISEL) Outubro 2010

2 Agradecimentos Quero aqui agradecer a todos aqueles que contribuíram para o desenvolvimento desta tese. Agradeço ao Professor Duarte Mesquita e Sousa (meu orientador) pela sua disponibilidade e paciência, pela confiança transmitida nas etapas mais difíceis desta tese e pelos importantes ensinamentos que tornaram possível a elaboração desta tese. Agradeço também pela sua boa disposição, que contribuiu para discussões sempre muito motivadoras. Agradeço a todos os meus amigos por todos os bons momentos que passámos juntos e que foram essenciais durante esta fase. Agradeço aos meus pais pelo apoio, paciência e carinho que foram essenciais para a elaboração desta tese. Agradeço por toda a confiança que me transmitiram ao longo de toda a vida, sem a qual teria sido impossível alcançar mais este objectivo. Agradeço à Teresa por todo o amor e confiança, e por estar sempre presente. Obrigado por acreditares sempre em mim. Nuno Grilo ii

3 Resumo Actualmente, os veículos eléctricos são vistos como sendo o futuro da indústria automóvel, apesar de ainda pouco comercializados. Existem já vários tipos de motores eléctricos concebidos para integração nestes veículos, sendo que os motores AC são os preferencialmente utilizados nos dias de hoje. No grupo dos motores eléctricos AC, os motores de indução e os motores de ímanes permanentes são aqueles que têm sido alvo de maior atenção na actualidade. Assim sendo, nesta tese é efectuada uma abordagem ao dimensionamento e simulação destes tipos de motores eléctricos visando uma futura integração num veículo eléctrico comercial para utilização em percursos citadinos (Fiat Elletra Seicento). Tendo em vista o dimensionamento de motores eléctricos alternativos para futura integração em veículos eléctricos, foi desenvolvida uma ferramenta computacional básica em software Matlab. Esta ferramenta permite efectuar o dimensionamento de três tipos de motores (motor de indução, motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial e motor cilíndrico AC de ímanes permanentes) tendo por base as características impostas pelo utilizador. Após dimensionados os três motores com o recurso à ferramenta anteriormente referida, efectuouse a simulação no software de elementos finitos FEMM do motor de indução e do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes (com diferentes configurações dos ímanes). Estas simulações tiveram como principal objectivo o estudo da distribuição de campo nos motores nas condições de funcionamento impostas (50Hz de frequência e 60A de corrente). Após concluído o processo de dimensionamento e de simulação dos vários motores, é possível concluir que aquele que reúne as melhores condições para aplicação em veículos eléctricos comerciais é o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial, devido ao seu elevado binário, elevado rendimento e possibilidade de acoplamento directo às rodas do veículo. Palavras-chave: Veículos eléctricos; motor de indução; motor AC de ímanes permanentes; dimensionamento; simulação; ferramenta computacional. iii

4 Abstract Nowadays, electric vehicles are regarded as the future for a sustainable automobile industry. There are several electric motors designed for future integration in these vehicles, being the AC motors the most widely used nowadays. Among the AC motors group, the induction motors and the permanent magnet motors are the ones that have been given more attention. As a result, this thesis aims at performing the design and simulation of these motors, in order to allow their future integration in a commercial electric vehicle (FIAT Elletra Seicento). In order to perform the design of alternative electric motors, a basic computational tool was built using the Matlab software. This tool allows performing the design of three alternative motors (induction motor, axial flux permanent magnet brushless AC motor and permanent magnet cylindrical brushless AC motor), taking into account the inputs imposed by the user. After designing the motors, the simulation using the FEMM software was performed for two of the three motors which were previously designed: induction motor and permanent magnet cylindrical brushless AC motor. These simulations aimed at studying the distribution of the magnetic field lines across the motors for the working conditions imposed (nominal frequency of 50Hz and nominal current of 60A). After concluding the design and simulation process, it is possible to conclude that the axial flux permanent magnet brushless AC motor is the most attractive one for future application in electric vehicles, as it is characterised by a high torque, high efficiency and can be coupled to the rear wheels of the vehicles. Keywords: Electric vehicles; induction motor; permanent magnets AC motor; design; simulation; computational tool. iv

5 Índice geral 1 Introdução Âmbito da tese Estrutura da tese Motores utilizados em veículos eléctricos revisão bibliográfica Motores de corrente contínua (DC) Motor DC de ímanes permanentes (sem escovas) Motor DC convencional (com escovas) Motores de corrente alternada (AC) Motor de indução Motor AC de ímanes permanentes (sem escovas) Motor de relutância comutada Comparação entre motores Localizações possíveis para colocação dos motores em veículos eléctricos Motores ligados a uma caixa de velocidades, embraiagem e/ou eixo diferencial Motores directamente acoplados às rodas dos veículos Motivação para o estudo de motores para aplicação em veículos eléctricos Objectivo Dimensionamento e simulação de um motor de indução Dimensionamento dos parâmetros do motor de indução Dados de entrada e de saída Dimensionamento do estator do motor de indução Dimensionamento do rotor do motor de indução Dimensionamento da reactância de magnetização Cálculo das potências e binários Resultados do dimensionamento Simulação do motor de indução usando o software FEMM Dimensionamento de motores AC de ímanes permanentes Dimensionamento de um motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial constituído por dois estatores Dados de entrada e de saída Método de dimensionamento Resultados do dimensionamento Dimensionamento de um motor cilíndrico AC de ímanes permanentes Dados de entrada e de saída Método de dimensionamento v

6 5.2.3 Resultados do dimensionamento Simulação de motores de ímanes permanentes a aplicar no eixo de duas rodas Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes exteriores Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes localizados no interior do rotor Conclusões e desenvolvimentos futuros Conclusões Desenvolvimentos futuros Bibliografia Anexo A. Manual de utilização da ferramenta desenvolvida para o dimensionamento de motores eléctricos a aplicar em veículos eléctricos Anexo B. Manual de utilização dos ficheiros construídos para simulação de motores eléctricos a aplicar em veículos eléctricos vi

7 Índice de figuras Figura 2.1. Potência de tracção versus relação de velocidades (Ehsani et al., 2003) Figura 2.2. Perfis de eficiência para um motor híbrido de ímanes permanentes (Ehsani et al., 2003)... 4 Figura 2.3. Sistema de accionamento de um motor de relutância comutada (Ehsani et al., 2003)... 7 Figura 2.4. Configuração na qual o motor está ligado ao eixo das rodas traseiras por intermédio de uma caixa de velocidades (Xue et al., 2008) Figura 2.5. Configuração na qual o motor está ligado ao eixo das rodas traseiras sem recorrer à utilização de uma caixa de velocidades (Xue et al., 2008) Figura 2.6. Configuração na qual a ligação do motor a cada uma das rodas traseiras é efectuada através de um sistema de engrenagens (Xue et al., 2008) Figura 2.7. Configuração na qual se estabelece a ligação de um motor a cada uma das rodas traseiras do veículo por intermédio de engrenagens (Xue et al., 2008) Figura 2.8. Configuração na qual os motores são colocados de forma integrada nas rodas traseiras do veículo (Xue et al., 2008) Figura 2.9. Configuração na qual os motores são colocados de forma integrada em todas as rodas do veículo (Xue et al., 2008) Figura 4.1. Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para o estator do motor de indução Figura 4.2. Relação entre o diâmetro interno e externo do estator (a) sem e (b) com restrições na densidade de corrente superficial (Lipo, 1996) Figura 4.3. Geometria das ranhuras do estator (Toliyat e Kliman, 2004) Figura 4.4. Geometria utilizada para o dimensionamento das ranhuras do estator (Kostenko e Piotrovski, 1979) Figura 4.5. Curva utilizada para determinar o valor do coeficiente diferencial de fugas, (Kostenko e Piotrovski, 1979) Figura 4.6. Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para o rotor em gaiola de esquilo do motor de indução Figura 4.7. Geometria das ranhuras do rotor (Kostenko e Piotrovski, 1979) Figura 4.8. Curva do coeficiente de dispersão frontal (Kostenko e Piotrovski, 1979) Figura 4.9. Curva do coeficiente de dispersão diferencial (Kostenko e Piotrovski, 1979) Figura Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para a reactância do entreferro do motor de indução Figura Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para as potências e binários do motor de indução Figura Motor de indução representado no software FEMM Figura Evolução do campo magnético B em função do campo H para o Aço M vii

8 Figura Distribuição de campo magnético no motor de indução com rotor em gaiola de esquilo simples obtida através da simulação electromagnética no software FEMM à frequência de 50Hz e com corrente de 60A Figura Evolução do campo H no estator do motor de indução, na secção indicada pela recta vermelha Figura Evolução do campo H no rotor do motor de indução, na secção indicada pela recta vermelha Figura 5.1. Motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial constituído por dois estatores Figura 5.2. Rotor de ímanes permanentes trapezoidais (Gieras et al., 2004) Figura 5.3. Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para cada estator que constitui o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial Figura 5.4. Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para as potências e o binário que caracterizam o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial Figura 5.5. Motor cilíndrico AC de ímanes permanentes (Petkovska e Cvetkovski, 2006) Figura 5.6. Rotor de ímanes permanentes exteriores (Gieras e Wing, 2002) Figura 6.1. Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes exteriores representado no software FEMM Figura 6.2. Evolução do campo magnético B em função do campo H para o Alnico Figura 6.3. Distribuição de campo magnético no motor cilíndrico AC de ímanes permanentes exteriores obtida através da simulação electromagnética no software FEMM à frequência de 50Hz e com corrente de 60A Figura 6.4. Evolução do campo H no estator do motor, na secção indicada pela recta vermelha Figura 6.5. Evolução do campo H no rotor do motor, na secção indicada pela recta vermelha Figura 6.6. Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes interiores representado no software FEMM Figura 6.7. Distribuição de campo magnético no motor cilíndrico AC de ímanes permanentes localizados no interior do rotor obtida através da simulação electromagnética no software FEMM à frequência de 50Hz e com corrente de 60A Figura 6.8. Evolução do campo H no estator do motor, na secção indicada pela recta vermelha Figura 6.9. Evolução do campo H num dos ímanes permanentes do motor, na secção indicada pela recta vermelha Figura A.1. Figura ilustrativa do aspecto da janela de selecção do motor a dimensionar Figura A.2. Aspecto da janela de dados de entrada necessários ao dimensionamento do motor de indução. 78 Figura A.3. Aspecto da apresentação dos resultados obtidos do dimensionamento do motor de indução. 78 Figura A.4. Aspecto da janela dos dados de entrada necessários ao dimensionamento do motor AC de ímanes permanentes cilíndrico 79 viii

9 Figura A.5. Aspecto da apresentação dos resultados obtidos do dimensionamento do motor AC de ímanes permanentes cilíndrico 80 Figura A.6. Aspecto da janela de dados de entrada necessários ao dimensionamento do motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial.80 Figura A.7. Aspecto da apresentação dos resultados obtidos do dimensionamento do motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial.81 Figura B.1. Motor de indução representado no software FEMM 83 Figura B.2. Resultados da simulação efectuada para o motor de indução no software FEMM 84 Figura B.3. Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes exteriores representado no software FEMM 84 Figura B.4. Resultados da simulação efectuada para o motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes exteriores no software FEMM. 85 Figura B.5. Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes localizados no interior representado no software FEMM.. 85 Figura B.6. Resultados da simulação efectuada para o motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes localizados no seu interior no software FEMM..86 ix

10 Índice de tabelas Tabela 4.1. Dados de entrada necessários para o dimensionamento do estator do motor de indução Tabela 4.2. Parâmetros a dimensionar ao longo do capítulo Tabela 4.3. Factor de distribuição do enrolamento trifásico estatórico (k d1 ) em função do número de ranhuras do estator por pólo e por fase (q 1 ) (Toliyat e Kliman, 2004) Tabela 4.4. Resultados obtidos para o dimensionamento do motor de indução, com base na ferramenta computacional desenvolvida em Matlab Tabela 4.5. Resultados obtidos através da simulação do motor de indução com rotor em gaiola de esquilo no software FEMM, relativos aos enrolamentos do motor Tabela 4.6. Resultados obtidos através da simulação do motor de indução com rotor em gaiola de esquilo no software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do estator Tabela 4.7. Resultados obtidos através da simulação do motor de indução com rotor em gaiola de esquilo no software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do rotor Tabela 5.1. Dados de entrada necessários para o dimensionamento do motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial Tabela 5.2. Parâmetros a dimensionar ao longo do capítulo Tabela 5.3. Resultados obtidos para o dimensionamento do motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial, com base na ferramenta computacional desenvolvida em Matlab Tabela 5.4. Dados de entrada necessários para o dimensionamento do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes Tabela 5.5. Parâmetros a dimensionar ao longo do capítulo Tabela 5.6. Resultados obtidos para o dimensionamento do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes, com base na ferramenta computacional desenvolvida em Matlab Tabela 6.1. Resultados obtidos através da simulação do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes exteriores no software FEMM, relativos aos enrolamentos do motor Tabela 6.2. Resultados obtidos através da simulação do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes exteriores no software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do estator Tabela 6.3. Resultados obtidos através da simulação do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes exteriores no software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do rotor Tabela 6.4. Resultados obtidos através da simulação do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes localizados no interior do rotor no software FEMM, relativos aos enrolamentos do motor Tabela 6.5. Resultados obtidos através da simulação do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes localizados no interior do rotor no software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do estator Tabela 6.6. Resultados obtidos através da simulação do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes localizados no interior do rotor no software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do rotor x

11 Índice de siglas AC Corrente alternada DC Corrente contínua FEMM Finite Element Method Magnetics xi

12 Índice de símbolos Carga eléctrica específica [A.condutor/m] Secção de cada barra do rotor [mm 2 ] Área total de cabos dentro de cada ranhura [mm 2 ] Área dos condutores [m 2 ] Número de condutores paralelos por enrolamento Densidade de fluxo magnético na parte mais fina do dente do estator [T] Densidade de fluxo magnético na parte mais larga dos dentes do estator [T], Medidas correspondentes à largura das ranhuras do estator Largura do anel de curto-circuito do rotor [mm] Carga magnética específica [Wb/m 2 ] Largura máxima dos dentes do estator [mm] Largura mínima dos dentes do estator [mm] Número de condutores por ranhura Factor de potência Diâmetro do anel de curto-circuito do rotor [m] Diâmetro dos cabos [mm] Relação entre o diâmetro interno e o diâmetro externo do estator Diâmetro interno do estator e do rotor do motor AC de ímanes permanentes de fluxo h m axial [m] Diâmetro interno do estator do motor de indução e do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes [m] Diâmetro externo do estator e do rotor do motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial [m] Diâmetro externo do estator do motor de indução e do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes[m] Diâmetro do rotor [m] Frequência [Hz] Espessura do entreferro dos motores de corrente alternada de ímanes permanentes [mm] Espessura fictícia do entreferro [mm] Coeficiente de dispersão frontal Altura do anel de curto-circuito do rotor [mm] Espessura dos ímanes [mm] Corrente de fase [A] Corrente em cada uma das barras do rotor [A] Corrente em cada um dos anéis de curto-circuito do rotor [A] xii

13 Corrente nominal [A] Densidade de corrente [A/mm 2 ] Densidade de corrente do anel de curto-circuito do rotor Densidade de corrente de cada barra do rotor Coeficiente de efeito pelicular Coeficiente de redução de enrolamento do secundário em relação ao primário Factor de bobinagem do estator Factor de bobinagem do rotor Factor de distribuição do estator Coeficiente de dispersão diferencial Coeficiente diferencial de fugas Factor de forma segundo o eixo d Factor de forma segundo o eixo q Factor de encurtamento do estator Relação entre a resistência de fase alternada e a resistência de fase contínua Factor de saturação do circuito magnético Coeficiente do entreferro Coeficiente de saturação,,, Medidas correspondentes à profundidade total da ranhura do estator Comprimento do motor de indução e do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes [m] Comprimento de cada barra do rotor [m] Comprimento de cada espira [m] Comprimento médio do enrolamento estatórico [m] Comprimento dos dois sectores contíguos do anel de curto-circuito do rotor [m] Comprimento das partes frontais do enrolamento estatórico [mm] Comprimento do enrolamento que atravessa o interior de cada ranhura [m] Comprimento da terminação interna do enrolamento [m] Comprimento da terminação externa do enrolamento [m] Número de fases do motor Binário do motor [Nm] Binário de arranque [Nm] Binário electromagnético [Nm] Binário máximo [Nm] Velocidade nominal de rotação do motor [rpm] Número de condutores por enrolamento Número de condutores por cada ranhura xiii

14 Perdas mecânicas [W] q 1 Profundidade da ranhura [m] Passo do enrolamento estatórico Potência electromagnética [W] Potência activa absorvida por cada estator [W] Potência activa total absorvida [W] Potência nominal [kw] Potência total produzida [W] Par de pólos Número de ranhuras por pólo e por fase Resistência do estator [Ω] Resistência do rotor [Ω] Resistência do rotor reduzida ao enrolamento do estator [Ω] Resistência de fase alternada [Ω] Resistência de uma barra da gaiola de esquilo do rotor [Ω] Resistência de curto-circuito [Ω] Resistência de fase contínua [Ω] Resistência dos dois sectores dos anéis de curto-circuito da gaiola de esquilo [Ω] Resistência dos dois sectores dos anéis de curto-circuito da gaiola de esquilo reduzida à corrente na barra [Ω] Largura da ranhura [m] Secção do anel de curto-circuito do rotor [mm 2 ] Secção dos cabos [mm 2 ] Potência aparente absorvida por cada estator [W] Potência aparente total absorvida [W] Escorregamento Secção de cada ranhura [mm 2 ] Passo médio do enrolamento [m] Valor máximo do passo do enrolamento estatórico [mm] Valor mínimo do passo do enrolamento estatórico [mm] Tensão composta [V] Tensão simples [V] Número de espiras ligadas em série por fase Coeficiente de distanciamento entre bobinas (coil span) [m] Reactância do estator [Ω] Reactância de fugas diferencial [Ω] Reactância de fugas da terminação [Ω] Reactância de fugas da ranhura [Ω] xiv

15 Reactância de fugas do topo do dente (tooth-top) [Ω] Reactância do rotor [Ω] Reactância do rotor reduzida ao enrolamento do estator [Ω] Reactância de armadura [Ω] Reactâncias de reacção de armadura segundo o eixo d [Ω] Reactâncias de reacção de armadura segundo o eixo q [Ω] Reactância de curto-circuito [Ω] Reactância de entreferro [Ω] Reactância síncrona [Ω] Reactância síncrona segundo eixo d [Ω] Reactância síncrona segundo eixo q [Ω] Número de ranhuras do estator Número de ranhuras do rotor Arco polar das ranhuras (pole shoe arc) [rad] Passo relativo do enrolamento estatórico Espessura do entreferro do motor de indução [mm] Rendimento [%] Valor inicial assumido para o rendimento Permeância do estator Permeância do rotor Permeância específica do fluxo de fugas diferencial Coeficiente da permeância de fugas das terminações interna e externa Coeficiente da permeância de fugas da ranhura Coeficiente do topo da ranhura (tooth-top) Permeância diferencial de fugas do enrolamento estatórico Permeância de dispersão diferencial do rotor Permeância de fugas do enrolamento estatórico Permeância de dispersão das ranhuras do rotor Permeância de fugas da parte frontal do enrolamento estatórico Permeância da parte frontal dos anéis de curto-circuito Permeabilidade magnética em vazio [H/cm] Resistividade do alumínio Resistividade do cobre Condutividade eléctrica do cobre a 75 o [S/m] Passo polar [m] Factor diferencial de fugas Fluxo ligado por pólo [Wb] xv

16 Perdas nos enrolamentos de cobre no estator [W] Perdas complementares [W] Perdas mecânicas do motor [W] Perdas no núcleo [W] Perdas no rotor [W] Perdas totais do motor [W] xvi

17 1 Introdução Neste capítulo é feita uma breve descrição e contextualização do trabalho desenvolvido. Posteriormente, são apresentados os principais conteúdos de cada capítulo desta tese. 1.1 Âmbito da tese O primeiro veículo eléctrico foi construído no ano de 1830, mas só em finais do século XIX é que se começou a comercializar estes veículos (Larminie e Lowry, 2003). Actualmente, os veículos eléctricos são vistos como sendo o futuro da indústria automóvel (Jain et al., 2009). No entanto, estes veículos ainda não são muito comercializados devido à barreira actualmente existente no armazenamento de energia no veículo, o que tem consequências na sua autonomia. Por essa razão, tem sido feito um investimento no desenvolvimento de sistemas de propulsão mais eficientes, mais leves e mais compactos de modo a maximizar a autonomia do veículo. Vários tipos de motores eléctricos têm sido utilizados para aplicação em veículos eléctricos. Historicamente, os motores eléctricos mais utilizados foram os motores eléctricos de corrente contínua (DC) (Nanda e Kar, 2006). A preferência dada a este tipo de motor eléctrico estava relacionada com o seu controlo de velocidade simples, assim como com a sua característica de binário/velocidade. Actualmente, e devido aos recentes avanços tecnológicos, é dada preferência à utilização de motores de corrente alternada (AC), pois estes motores são caracterizados por uma maior eficiência, maior segurança, maior densidade de potência e menor necessidade de manutenção (Nanda e Kar, 2006). No grupo dos motores eléctricos AC, os motores de indução e os motores de ímanes permanentes (sem escovas) são aqueles que têm sido alvo de maior atenção na actualidade para aplicação em veículos eléctricos (Nanda e Kar, 2006). Também os motores DC de ímanes permanentes e os motores de relutância comutada têm sido utilizados para algumas aplicações. Esta tese centra-se no estudo de motores alternativos que possam ser utilizados para aplicação num veículo eléctrico comercial para utilização em percursos citadinos (FIAT Elletra Seicento). Em particular, efectuou-se o dimensionamento e simulação no software de elementos finitos Finite Element Method Magnetics (FEMM) de dois grupos de motores principais: motor de indução e motor AC de ímanes permanentes. 1.2 Estrutura da tese Apresenta-se agora uma descrição sucinta da estrutura da tese, que se encontra dividida em sete capítulos. 1

18 No presente capítulo (Capítulo 1) faz-se uma breve introdução ao tema a desenvolver ao longo desta tese. No Capítulo 2 é feita uma revisão bibliográfica dos principais motores utilizados para aplicação em veículos eléctricos, sendo descritas em detalhe as principais vantagens e desvantagens associadas à utilização de cada motor. No final deste capítulo são ainda apresentadas as motivações para o desenvolvimento de trabalhos nesta área. No Capítulo 3 são apresentados e justificados os objectivos desta tese. No Capítulo 4 é apresentado em detalhe o método de dimensionamento de um motor de indução a aplicar num veículo eléctrico comercial, assim como os respectivos resultados. Posteriormente, é apresentada a simulação do motor dimensionado utilizando o software de elementos finitos FEMM. No Capítulo 5 é descrito o método de dimensionamento de dois motores AC de ímanes permanentes a aplicar num veículo eléctrico comercial: um motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial constituído por dois estatores e um motor cilíndrico AC de ímanes permanentes. Os resultados obtidos para este dimensionamento são apresentados no final deste capítulo. No Capítulo 6 é apresentada a simulação de um motor AC de ímanes permanentes, recorrendo ao mesmo software utilizado para a simulação apresentada no capítulo 4 (FEMM). Sendo possível utilizar motores de ímanes permanentes com diferentes configurações dos ímanes, optou-se por efectuar duas simulações distintas neste capítulo: uma primeira simulação de um motor de ímanes permanentes exteriores; e uma segunda simulação de um motor de ímanes permanentes localizados no interior do rotor. No último capítulo (Capítulo 7) são apresentadas as principais conclusões e discute-se a agenda de investigação que é relevante desenvolver no futuro. 2

19 2 Motores utilizados em veículos eléctricos revisão bibliográfica Existem vários tipos de motores que podem ser utilizados em veículos eléctricos. Ehasani et al. (2003) propõem a utilização de três motores diferentes: motores de indução, motores DC de ímanes permanentes (sem escovas) e motores de relutância comutada. Esta proposta é corroborada por Xue et al. (2008), que, adicionalmente aos motores DC de ímanes permanentes, propõem também a utilização de motores DC convencionais (com escovas). Nanda e Kar (2006) realçam ainda a importância dos motores AC de ímanes permanentes para aplicação em veículos eléctricos. Neste capítulo é feita uma descrição detalhada de todos estes motores. Assim, nas secções 2.1 e 2.2 são caracterizados os motores DC (motores DC de ímanes permanentes e motores DC convencionais) e os motores AC (motores de indução, motores AC de ímanes permanentes e motores de relutância comutada), respectivamente. Na secção seguinte (secção 2.3) é efectuada a comparação dos vários motores, apresentando-se as principais vantagens e desvantagens associadas a cada um. Na secção 2.4 são descritas as principais localizações utilizadas para colocação destes motores. Na última secção (secção 2.5) apresenta-se a motivação para o desenvolvimento de trabalhos relacionados com o estudo de motores a aplicar em veículos eléctricos. 2.1 Motores de corrente contínua (DC) No que se refere a motores DC, existem dois tipos de motores principais: motores DC de ímanes permanentes (sem escovas) e motores DC convencionais (com escovas) Motor DC de ímanes permanentes (sem escovas) Os motores DC de ímanes permanentes são especialmente conhecidos pela sua elevada eficiência e elevada relação potência/volume. A elevada relação potência/volume é consequência da presença de ímanes permanentes no motor, o que resulta numa diminuição significativa de volume e de peso. A utilização de ímanes permanentes afasta a necessidade de fornecer energia ao motor para produzir pólos magnéticos. A ausência de enrolamentos de cobre no rotor resulta ainda numa diminuição significativa de peso e de volume. Desta forma, estes motores atingem maiores eficiências do que os motores DC convencionais, motores de indução e motores de relutância comutada. Adicionalmente, este tipo de motores possui uma boa refrigeração, o que possibilita uma boa dissipação do calor. No que se refere a limitações, este motor apresenta uma zona de potência constante reduzida, devido à sua capacidade de enfraquecimento de campo ser bastante limitada. Esta reduzida capacidade de enfraquecimento de campo é consequência da presença de um campo magnético, que é criado pelos ímanes permanentes. Estes motores são também relativamente complexos e caros. Verifica-se também 3

20 que o campo magnético criado pelos ímanes permanentes dificulta a criação de um elevado binário no motor. Na figura seguinte está representada a característica de um motor DC de ímanes permanentes. Figura 2.1. Potência de tracção versus relação de velocidades (Ehsani et al., 2003). Outra das limitações associadas a este tipo de motor está relacionada com a sua relação de velocidades a relação de velocidades não é suficiente para alcançar o desempenho desejado para um veículo eléctrico, especialmente quando se trata de um veículo todo-o-terreno; nestas condições, é normalmente necessária uma caixa de velocidades. Numa tentativa de aumentar a gama de velocidades destes motores, Chan e Chau (2001) propuseram a utilização de um elevado número de enrolamentos de campo. Desta forma, o aumento da gama de velocidades é conseguido através do controlo da corrente que circula nos enrolamentos de campo. Devido a presença de ímanes permanentes e de enrolamentos de campo estes motores são normalmente designados de motores híbridos. Na figura seguinte está representado o perfil óptimo de eficiência de um motor DC de ímanes permanentes híbrido. Figura 2.2. Perfis de eficiência para um motor híbrido de ímanes permanentes (Ehsani et al., 2003). 4

21 2.1.2 Motor DC convencional (com escovas) De acordo com Xue et al. (2008), os motores DC convencionais possuem um elevado binário a baixas velocidades e uma relação binário-velocidade adequada a aplicações de tracção independente (veículos eléctricos). A velocidade destes motores é facilmente regulada através da variação da tensão de alimentação do motor, e, devido à simplicidade associada ao seu modo de controlo, estes motores têm sido amplamente utilizados em veículos eléctricos. Estes motores podem ter 2, 4 ou 6 pólos, dependendo dos requisitos da sua aplicação (dependendo da potência de saída e da sua tensão de alimentação). Estes motores têm também algumas limitações associadas: são volumosos, têm baixa eficiência, têm baixa/fraca fiabilidade e é necessária muita manutenção devido à existência de comutador mecânico e escovas. 2.2 Motores de corrente alternada (AC) No que se refere a motores AC, aqueles que têm sido mais utilizados para aplicação em veículos eléctricos são os motores de indução, os motores AC de ímanes permanentes e os motores de relutância comutada Motor de indução Os motores de indução são motores de construção simples, são fiáveis, robustos, necessitam de pouca manutenção, são de baixo custo e têm uma boa capacidade para funcionar em ambientes adversos. Estes motores utilizam normalmente um sistema de controlo baseado no princípio de orientação de campo (FOC), para se conseguir efectuar um controlo desacoplado do fluxo e do binário da máquina. Assim, o motor de indução passa a comportar-se de forma idêntica à de um motor DC de excitação independente, não tendo as limitações de velocidade inerentes a estes. Devido à sua curva de binário característica, e devido ao controlo por orientação de campo que lhe está associado, conseguem alcançar-se velocidades entre 3 a 5 vezes superiores à sua velocidade nominal. Contudo, esta aproximação resulta num maior valor de binário máximo, mas também num sobredimensionamento do motor. Outra das características destes motores é a capacidade que estes têm em alcançar o seu binário máximo quando a velocidade crítica do motor é atingida. A variação de velocidade nestas máquinas é efectuada através da variação da frequência e da tensão. No entanto, os custos inerentes ao controlo dos motores de indução são bastante superiores aos custos associados ao controlo dos motores DC. No que se refere à eficiência dos motores de indução, verifica-se que para velocidades elevadas esta é menor do que quando comparada com motores de ímanes permanentes ou de relutância comutada. Esta menor eficiência deve-se aos seus 5

22 enrolamentos rotóricos e às suas perdas no cobre (para motor com rotor bobinado) ou nas barras (para motor com rotor em gaiola de esquilo). O rotor de um motor de indução pode ser de dois tipos (Fitzgerald et al., 2006): (1) rotor em gaiola de esquilo; e (2) rotor bobinado. O rotor em gaiola de esquilo é composto por um conjunto de barras de material condutor encaixadas em ranhuras no rotor e curto-circuitadas por anéis metálicos nas extremidades. A simplicidade e robustez da construção em gaiola de esquilo fazem deste motor o mais comummente utilizado (em comparação com o motor de indução de rotor bobinado). Como este tipo de motor não faz uso de escovas, a sua velocidade máxima de rotação é superior à de máquinas que utilizam as referidas escovas. Isto justifica-se pela não existência de fricção entre as escovas e o rotor do motor. No que se refere ao rotor bobinado, este é construído na forma de um enrolamento polifásico semelhante ao estator tendo o mesmo número de pólos. Os motores de indução de rotor bobinado são pouco comuns, sendo utilizados apenas num número limitado de aplicações especializadas Motor AC de ímanes permanentes (sem escovas) De acordo com Nanda e Kar (2006), os motores AC de ímanes permanentes têm sido amplamente utilizados para aplicação em veículos eléctricos, competindo directamente com os motores de indução. As características que justificam a ampla utilização dada a este tipo de motores são as seguintes: (1) a utilização de ímanes permanentes, que resulta numa diminuição no peso e volume dos motores (quando em comparação com outros motores com a mesma potência) e, consequentemente, numa densidade de potência mais elevada; (2) eficiência elevada, pois apresenta perdas reduzidas no rotor (as perdas no rotor estão apenas relacionadas com o fluxo pulsante produzido pelas rápidas alterações na relutância do entreferro); (3) aumento de temperatura verifica-se apenas no estator; e (4) reduzida probabilidade de se verificar sobreaquecimento dos ímanes permanentes, assim como de sofrerem quaisquer danos mecânicos. A grande desvantagem associada aos motores AC de ímanes permanentes está relacionada com a sua complexa construção. De notar que a configuração destes motores (motores AC de ímanes permanentes) é muito idêntica à configuração dos motores DC de ímanes permanentes anteriormente descritos. No entanto, os motores DC de ímanes permanentes são, normalmente, alimentados por uma corrente alternada rectangular, e não por uma corrente alternada sinusoidal como acontece nos motores AC de ímanes permanentes (Nanda e Kar, 2006). De referir que a utilização de motores de ímanes permanentes (DC ou AC) requer um cuidado extra no que se refere à corrente aplicada ao motor quanto maior o valor da corrente, maior a intensidade dos campos magnéticos criados no motor; se estes campos magnéticos atingirem valores muito elevados, poderá alcançar-se o nível de coercividade que caracteriza os ímanes que constituem o motor; nestas condições, o íman poderá ser parcial ou totalmente desmagnetizado. 6

23 2.2.3 Motor de relutância comutada Os motores de relutância comutada (figura 2.3) têm vindo a ser alvo de cada vez mais interesse por parte da comunidade científica para aplicação em veículos eléctricos. Isto deve-se à sua construção simples e robusta (permitindo o funcionamento em ambientes adversos, o que é propicio para a sua aplicação em veículos eléctricos), fazendo uso de métodos de controlo simples (como por exemplo, o ondulador trifásico representado na figura abaixo), assim como à sua boa resistência a avarias. Figura 2.3. Sistema de accionamento de um motor de relutância comutada (Ehsani et al., 2003). Adicionalmente, possuem um rotor com uma estrutura bastante simples (não possui quaisquer enrolamentos, ímanes, comutadores ou escovas). Estes motores possuem uma zona de potência constante extremamente longa, o que lhes permite funcionar a velocidades extremamente elevadas com uma aceleração muito rápida, com excelentes características de binário-velocidade. Assim, devido à gama de velocidades a que os motores de relutância comutada podem operar, estes são dos mais apropriados para aplicação em veículos eléctricos que não façam uso de uma caixa de velocidades na sua transmissão. Adicionalmente a estas vantagens, estes motores são de fácil refrigeração, pois o seu rotor não possui enrolamentos nem ímanes. Estes motores têm a desvantagem de possuir um binário pulsante e um elevado nível de ruído. No entanto, estes não são problemas que impeçam a sua utilização em aplicações de tracção independente (caso dos veículos eléctricos). 2.3 Comparação entre motores A comparação dos vários motores descritos nas secções anteriores é efectuada tendo por base os seguintes parâmetros: eficiência; custo; tolerância a avarias; relação entre velocidade máxima e velocidade nominal; segurança e fiabilidade; nível de maturação da tecnologia; e densidade de potência. 7

24 Eficiência De acordo com Xue et al. (2008) e Nanda e Kar (2006), os motores DC de ímanes permanentes são os que apresentam uma maior eficiência. Já Zeraoulia et al. (2005), indicam os motores AC de ímanes permanentes como sendo aqueles que apresentam um maior valor para esse parâmetro. Custo Os motores DC convencionais são aqueles que apresentam menor custo, de acordo com os autores Xue et al. (2008). Zeraoulia et al. (2005), defendem que os motores de indução são aqueles cujo custo é inferior. No entanto, ambos os autores concordam que os motores AC de ímanes permanentes são os que estão associados a um custo superior. Tolerância a avarias Outro dos factores importantes a considerar para efectuar a comparação dos motores a aplicar em veículos eléctricos é a sua tolerância a avarias (Xue et al., 2008). Tipicamente, é desejável que quando se dá a falha de um componente, exista uma certa redundância para que o sistema continue a funcionar aceitavelmente até que seja possível efectuar a sua reparação. No entanto, para produzir um sistema redundante num veículo eléctrico, é necessário aumentar excessivamente os custos do veículo. Assim sendo, no que se refere à tolerância a avarias, os motores de relutância comutada são as máquinas mais resistentes, devido a terem enrolamentos de fase independentes uns dos outros. Isto significa que se algum enrolamento falhar, o motor poderá funcionar apenas com os restantes, sofrendo apenas alguma degradação do seu desempenho, permanecendo funcional. Já a conversão de energia electromecânica nos motores de indução e DC de ímanes permanentes é interdependente assim, quando existe uma falha, todo o sistema falha. Relação entre velocidade máxima e nominal Relativamente à relação entre a velocidade máxima e a velocidade nominal, verifica-se que os motores de relutância comutada podem alcançar uma relação de 5 ou 6. Assim, verifica-se que, tal como é necessário em aplicações de veículos eléctricos, estes motores operam a velocidades muito elevadas, na ordem das rpm. Já os motores DC de ímanes permanentes, devido a não operarem a velocidades tão elevadas como seria necessário, necessitam de sofrer algumas modificações no rotor. Estas modificações resultam, normalmente, numa degradação do seu desempenho, fazendo assim aumentar o seu custo associado. O mesmo problema se verifica nos motores de indução, pois, geralmente, a sua velocidade máxima é inferior a rpm. Conclui-se assim que os motores DC de ímanes permanentes e os motores de indução estão limitados em termos de velocidade máxima (Xue et al., 2008). 8

25 Segurança e fiabilidade Em termos de segurança e fiabilidade, os motores de relutância comutada são superiores aos restantes motores em análise (Xue et al., 2008). No entanto, os motores de indução estão também associados a uma elevada segurança e fiabilidade (Zeraoulia et al., 2005; Nanda e Kar, 2006). Os motores de menor segurança são os motores DC. Nível de maturação da tecnologia De acordo com Zeraoulia et al. (2005) e Nanda e Kar (2006), os motores de indução são os que apresentam um nível de maturação mais elevado. Esta elevada maturidade está relacionada com toda a investigação que tem sido feita em torno deste tipo de motor, já que se trata de um dos motores mais antigos. Densidade de potência No que se refere à densidade de potência, os motores AC de ímanes permanentes são os que apresentam maior vantagem, seguidos dos motores de indução (Zeraoulia et al., 2005; Nanda e Kar, 2006). Tendo em conta o desempenho de cada motor no que se refere ao conjunto dos parâmetros analisados, Xue et al. (2008) defendem que os motores de relutância comutada são os mais apropriados para aplicação em veículos eléctricos. Já Zeraoulia et al. (2005) afirmam que o motor mais indicado é o motor de indução, visto este ser muito fiável, robusto, necessitar de pouca manutenção, ter um baixo custo associado e estar apto para operar em ambientes adversos. 2.4 Localizações possíveis para colocação dos motores em veículos eléctricos Existem, em geral, dois métodos para alcançar uma elevada densidade de potência e uma elevada eficiência nos veículos eléctricos, estando estes métodos associados a diferentes colocações dos motores nos veículos (Jain et al., 2009): 1. O primeiro método faz uso de um motor de elevada rotação (o que o torna mais pequeno e mais leve) ligado a um caixa de velocidades, embraiagem e eixo diferencial para fazer a propulsão do veículo. Este método está associado a algumas perdas mecânicas, devido à utilização de engrenagens que constituem toda a transmissão da potência do motor para as rodas do veículo. Existem várias opções dentro deste método, as quais serão apresentadas na secção No segundo método são utilizados motores de elevado binário e de baixas rotações directamente acoplados às rodas do veículo (secção 2.4.2). Com este método não é necessária a utilização de caixa de velocidades, embraiagem ou eixo diferencial, o que resulta na eliminação das perdas mecânicas e no aumento da eficiência do veículo assim sendo, com este método é possível colocar um maior número de baterias no veículo, pois 9

26 existe mais espaço na carroçaria. Adicionalmente, são colocados travões regenerativos que carregam as baterias do veículo aproveitando a energia da travagem das rodas, o que aumenta a autonomia de funcionamento do veículo. Os veículos que utilizam motores acoplados às suas rodas apresentam mais vantagens, tais como uma resposta do binário do motor mais rápida e um controlo independente de cada roda. Esta opção permite ainda a instalação de sistemas avançados de segurança, tais como o sistema de controlo de travagem (ABS Antilock Braking System), sistema de controlo antipatinagem (ASR Anti Slip Regulation) e o sistema de controlo de estabilidade (ESP Electronic Stability Program). Estes sistemas podem ser incluídos num controlador de uma forma muito mais fácil e obtendo melhores resultados, quando em comparação com veículos convencionais de tracção às quatro rodas. Isto deve-se ao facto de se conseguir um controlo independente do binário e da velocidade de cada roda, aumentando-se assim a segurança do veículo em manobras arriscadas e em condições climatéricas adversas. Considerando todas estas vantagens, muitos construtores de veículos automóveis estão a desenvolver veículos recorrendo a motores directamente acoplados às suas rodas (Jain et al., 2009) Motores ligados a uma caixa de velocidades, embraiagem e/ou eixo diferencial A colocação de motores em veículos eléctricos pode ser efectuada através da ligação do motor ao eixo das rodas traseiras por intermédio de uma caixa de velocidades (figura 2.4) (Xue et al., 2008). Esta opção é também referida no estudo de Fei et al. (2008) como sendo uma das opções mais utilizadas para aplicação em veículos eléctricos actualmente, pois apresenta bastantes semelhanças com os sistemas utilizados nos veículos de motor a gasolina e diesel. Figura 2.4. Configuração na qual o motor está ligado ao eixo das rodas traseiras por intermédio de uma caixa de velocidades (Xue et al., 2008). Outra das opções consiste em colocar o motor ligado ao eixo das rodas traseiras sem fazer uso de uma caixa de velocidades (figura 2.5) (Xue et al., 2008). 10

27 Figura 2.5. Configuração na qual o motor está ligado ao eixo das rodas traseiras sem recorrer à utilização de uma caixa de velocidades (Xue et al., 2008). Uma terceira possibilidade consiste na ligação do motor a cada uma das rodas traseiras através de um sistema de engrenagens, sendo que este sistema desempenha o papel do diferencial utilizado nas opções anteriores (figura 2.6) (Xue et al., 2008). Figura 2.6. Configuração na qual a ligação do motor a cada uma das rodas traseiras é efectuada através de um sistema de engrenagens (Xue et al., 2008). Uma alternativa a esta última opção consiste em colocar cada um dos motores ligados a cada uma das rodas por intermédio de uma caixa de velocidades (figura 2.7). A colocação da caixa de velocidades tem como objectivo fazer a desmultiplicação da rotação do motor (Xue et al., 2008). Figura 2.7. Configuração na qual se estabelece a ligação de um motor a cada uma das rodas traseiras do veículo por intermédio de engrenagens (Xue et al., 2008) Motores directamente acoplados às rodas dos veículos Em alternativa às opções apresentadas na secção anterior, tem-se a colocação dos motores directamente acoplados às rodas traseiras do veículo, não se fazendo uso de caixa de velocidades ou 11

28 engrenagens (figura 2.8) (Paulides et al., 2008). Este tipo de motor possui uma configuração diferente dos motores anteriores, devido ao facto de estarem acoplados às rodas este acoplamento resulta num menor espaço físico para o motor e, portanto, estes motores são mais achatados e mais largos (Xue et al., 2008). Figura 2.8. Configuração na qual os motores são colocados de forma integrada nas rodas traseiras do veículo (Xue et al., 2008). Outra opção consiste na colocação dos motores directamente acoplados a todas as rodas do veículo (figura 2.9). Esta alternativa torna o veículo muito versátil, com uma mobilidade bastante superior à dos veículos apenas com tracção frontal ou traseira. Esta opção torna o veículo mais leve, o que conduz a um menor consumo de energia, e resulta na produção de um elevado binário (Xue et al., 2008). De acordo com Fei et al. (2008), esta opção aumenta a eficiência do veículo, aumenta o espaço existente dentro do veículo e melhora o seu desempenho, principalmente para veículos mais pequenos e leves (como o são os veículos citadinos). Esta opção resulta também em melhorias ao nível do ruído, tornando-os mais silenciosos. Adicionalmente, a colocação de motores em cada uma das rodas, em comparação com as outras configurações, resulta na necessidade de uma menor manutenção devido à ausência de engrenagens. Figura 2.9. Configuração na qual os motores são colocados de forma integrada em todas as rodas do veículo (Xue et al., 2008). De acordo com Jain et al. (2009), os motores que apresentam melhores características para aplicação nas rodas de veículos eléctricos são os motores de indução, os motores síncronos de ímanes permanentes, os motores DC de ímanes permanentes e os motores de relutância comutada. Estes representam uma melhor opção porque todos eles possuem os requisitos mínimos necessários que os motores acoplados nas rodas dos veículos devem ter, que são um elevado binário de arranque, uma boa capacidade de sobrecarga, uma gama alargada de velocidades de funcionamento e uma elevada 12

29 densidade de potência. É necessário também que o peso do motor seja reduzido para que este possa ser colocado dentro da roda, é portanto necessário que o motor tenha uma boa relação de eficiência/peso. 2.5 Motivação para o estudo de motores para aplicação em veículos eléctricos Nos últimos anos presenciou-se um grande desenvolvimento no sector dos veículos eléctricos. Como consequência, foram desenvolvidos vários estudos nesta área (Zeraoulia et al., 2005; Nanda e Kar, 2006; Xue et al., 2008). A selecção dos motores mais adequados para esta tipologia de veículos foi uma das áreas mais estudadas, havendo actualmente uma vasta gama de opções, tal como se pode concluir da revisão bibliográfica apresentada no início deste capítulo. Assim sendo, torna-se essencial fazer uma recolha de todas as opções existentes, efectuando-se uma análise cuidada de cada uma, sendo esta análise um dos objectivos desta tese. Este tipo de estudos reveste-se de grande relevância na actualidade, uma vez que começam a surgir novas opções no mercado perante o aparecimento de novas opções para os motores a aplicar em veículos eléctricos, torna-se essencial desenvolver trabalho para sustentação de futuras investigações, sendo a revisão de todos os desenvolvimentos efectuados até agora uma importante base de sustentação. 13

30 14

31 3 Objectivo Esta tese propõe-se a atingir os seguintes objectivos: 1. Revisão dos principais motores que têm sido utilizados para integração em veículos eléctricos; 2. Desenvolvimento de uma ferramenta computacional com base no software Matlab (MathWorks, 2010) para efectuar o dimensionamento dos principais parâmetros de dois tipos de motor: motor de indução e motor AC de ímanes permanentes. No que se refere ao motor AC de ímanes permanentes, são analisadas duas configurações distintas: motor cilíndrico AC de ímanes permanentes; e motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial; 3. Simulação no software de elementos finitos FEMM (Finite Element Method Magnetics, 2010) de dois dos três motores dimensionados: motor de indução; e motor cilíndrico AC de ímanes permanentes. Esta simulação tem como objectivo a análise do desempenho dos motores para diferentes condições de funcionamento. Este estudo servirá de base para a construção de motores alternativos de 15kW a aplicar num veículo eléctrico comercial para utilização em percursos citadinos (FIAT Elletra Seicento). 15

32 16

33 4 Dimensionamento e simulação de um motor de indução Neste capítulo são apresentadas parte das equações utilizadas para a construção da ferramenta computacional em Matlab (Anexo A), sendo estas utilizadas para efectuar o dimensionamento de um motor de indução a colocar acoplado ao eixo de transmissão de um veículo eléctrico comercial. Todas estas equações foram recolhidas da literatura (Kostenko e Piotrovski, 1979; Lipo, 1996; Boldea e Nasar, 2002; Toliyat e Kliman, 2004). Na secção 4.1 é apresentado o método de dimensionamento utilizado para todas as componentes do estator e do rotor do motor de indução, apresentando-se os resultados deste dimensionamento no final desta secção. Na secção 4.2 é feita a sua simulação recorrendo ao software de elementos finitos FEMM. 4.1 Dimensionamento dos parâmetros do motor de indução Nesta secção apresenta-se o método utilizado para efectuar o dimensionamento de um motor de indução a colocar no eixo de duas rodas do veículo. Na primeira subsecção (subsecção 4.1.1) são descritos os vários dados utilizados para o dimensionamento (dados de entrada que serão pedidos ao utilizador pela ferramenta computacional), assim como os parâmetros que se pretende dimensionar. Posteriormente (subsecções 4.1.2, 4.1.3, e 4.1.5), é apresentado em detalhe o método de dimensionamento dos vários parâmetros que caracterizam um motor de indução. Na última subsecção são apresentados os principais resultados deste dimensionamento (resultados fornecidos pela ferramenta computacional) Dados de entrada e de saída Tendo em vista o dimensionamento de um motor de indução, é necessário fornecer os dados de entrada identificados na tabela 4.1 estes serão os dados pedidos pela ferramenta desenvolvida em Matlab antes de efectuar o dimensionamento do motor de indução. 17

34 Tabela 4.1. Dados de entrada necessários para o dimensionamento do estator do motor de indução. Dados de entrada Potência nominal do motor, n 15 kw Tensão composta, 300 V Corrente nominal, n 60 A Número de pares de pólos, polos 2 Número de fases do motor, 3 Velocidade de rotação do motor, rpm Factor de potência, 0,9 Escorregamento, n 0,025 Número de ranhuras do estator por pólo e por fase, 1 3 Espessura do entreferro, 0,5 mm Percentagem de perdas mecânicas, 5% Os parâmetros que se pretende dimensionar com base nos dados de entrada apresentados na tabela 4.1 encontram-se identificados na tabela 4.2. Tabela 4.2. Parâmetros a dimensionar ao longo do capítulo. Parâmetros a dimensionar Diâmetro externo do estator Diâmetro interno do estator Comprimento activo do motor L Número de condutores por fase Número de ranhuras do estator Número de condutores por ranhura Diâmetro dos cabos a colocar nas ranhuras do estator Resistência do estator Reactância do estator Resistência do rotor Reactância do rotor Reactância de magnetização Binário de arranque Binário máximo Binário electromagnético Perdas totais do motor Rendimento 18

35 Antes de avançar para o dimensionamento dos parâmetros apresentados na Tabela 4.2, é necessário calcular a frequência nominal de funcionamento do motor de indução (equação (4.1)). (4.1) indução. É também necessário calcular a tensão simples, sendo esta dada por. De seguida apresenta-se em detalhe o método de dimensionamento utilizado para o motor de Dimensionamento do estator do motor de indução Na figura 4.1 está representado o método de dimensionamento utilizado para dimensionar o estator do motor de indução, estando os dados de entrada e os dados de saída (tabelas 4.1 e 4.2, respectivamente) identificados por blocos cor de laranja e azuis, respectivamente. 19

36 Figura 4.1. Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para o estator do motor de indução Dimensionamento dos diâmetros interno e externo do estator Para determinar o valor do diâmetro interno do estator, deve recorrer-se à equação (4.2) (Toliyat e Kliman, 2004). = 20 (4.2) Tal como se pode verificar pela equação anterior, o cálculo do diâmetro interno do estator está dependente do cálculo de outros parâmetros. Assim sendo, é necessário determinar o factor de 20

37 distribuição do enrolamento trifásico estatórico (k d1 ), a carga eléctrica específica A, a carga magnética específica B gav e o rendimento objectivo : 1. Factor de distribuição do enrolamento trifásico estatórico, k d1 este factor está dependente do número de ranhuras por pólo e por fase, e é determinado com base na tabela 4.3; 2. Carga eléctrica específica, A o valor máximo de A está limitado pela permeância (J), a qual está limitada pelo tipo de sistema de refrigeração do motor 1 ; para o presente estudo, utilizouse o valor de A igual a A.condutor/m; 3. Carga magnética específica, B gav o valor de B gav é normalmente 0,35 a 0,60 Wb/m 2 para máquinas com frequências nominais compreendidas entre 50 e 60Hz (Toliyat e Kliman, 2004), uma vez que o valor máximo da densidade de fluxo nas ranhuras do motor poder ser limitada a um máximo de 1,6 Wb/m 2 ; para o caso em estudo foi assumido o valor de B gav = 0,6 Wb/m Rendimento objectivo, - assume-se que este parâmetro tem o valor de 90%, sendo este apenas um valor inicial, pois o rendimento será calculado na fase final do dimensionamento do motor; Tabela 4.3. Factor de distribuição do enrolamento trifásico estatórico (k d1 ) em função do número de ranhuras do estator por pólo e por fase (q 1 ) (Toliyat e Kliman, 2004). q k d1 0,966 0,960 0,958 0, ). Para determinar o comprimento activo do motor, recorreu-se à equação (4.3) (Toliyat e Kliman, (4.3) Esta equação é válida para motores que funcionam a altas rotações. Caso se pretendesse dimensionar um motor para funcionar a baixas rotações, teria que se dividir esta equação por 4. Uma vez determinado o diâmetro interno do estator, passa a ser possível calcular o diâmetro externo do mesmo. Para isso, recorreu-se à relação entre o diâmetro interno e o diâmetro externo apresentado na figura 4.2 (Lipo, 1996). 1 Para motores refrigerados a ar, o valor nominal de A é de 15 a 35 A.condutor/mm (Toliyat e Kliman, 2004). Para motores refrigerados a água, o valor nominal de A pode tomar o valor máximo de 150 A.condutor/mm. 21

38 Figura 4.2. Relação entre o diâmetro interno e externo do estator (a) sem e (b) com restrições na densidade de corrente superficial (Lipo, 1996). Através do número de pólos do motor e com base nas curvas da figura 4.2, é possível extrair a relação entre o diâmetro interno e o diâmetro externo ( ). Posteriormente, pode determinar-se o valor do diâmetro exterior do estator ( ): (4.4) Dimensionamento das ranhuras e dos cabos de cobre O número de condutores por fase é dado pela equação seguinte (Toliyat e Kliman, 2004): (4.5) onde representa o fluxo magnético por pólo e pode ser calculado pela equação (4.6). (4.6) O número de ranhuras do estator ( ) é dado pela equação (4.7) (Toliyat e Kliman, 2004). (4.7) 2004). O número de condutores por ranhura ( ) é dado pela equação (4.8) (Toliyat e Kliman, 22

39 (4.8) Uma vez determinado o número de condutores por ranhura e o número de ranhuras do estator, é possível efectuar o dimensionamento dos cabos a colocar em cada ranhura. Numa fase inicial, assumiuse que as ranhuras do estator apresentam a geometria da figura 4.3. Figura 4.3. Geometria das ranhuras do estator (Toliyat e Kliman, 2004). Neste cálculo foi assumido que a relação entre a largura (s) e a profundidade (p) das ranhuras é igual a 3,5 optou-se por um valor inferior a 7 pois esta é a condição para não existir ruído. Portanto: (4.9) (4.10) (4.11) No entanto, as ranhuras do estator do motor de indução que se pretende dimensionar têm a geometria apresentada na figura 4.4. Figura 4.4. Geometria utilizada para o dimensionamento das ranhuras do estator (Kostenko e Piotrovski, 1979). 23

40 Relacionando 2 as dimensões das ranhuras da figura 4.3 com as ranhuras da figura 4.4 (Kostenko e Piotrovski, 1979), foi possível determinar as dimensões das ranhuras cuja geometria se apresenta na figura 4.3. (4.12) (4.13) (4.14) (4.15) (4.16) (4.17) A área de cada condutor é calculada com base na equação (4.18), assumido que a ranhura apresenta um preenchimento de 40% - de acordo com Gieras et al. (2004), ranhuras preenchidas por cabos de cobre circulares apresentam tipicamente um preenchimento de 40%. (4.18) (4.19) Para o cálculo do passo relativo do enrolamento estatórico deve recorrer-se à equação (4.20) (Kostenko e Piotrovski, 1979). (4.20) De acordo com Kostenko e Piotrovski (1979), os enrolamentos das máquinas corrente alternada são na maior parte das vezes de passo encurtado. Assim sendo, torna-se essencial que se calcule o passo relativo do enrolamento estatórico a partir do valor do passo do enrolamento ( ). Os factores de bobinagem do estator, e, são calculados com base nas equações (4.21) e (4.22) (Kostenko e Piotrovski, 1979). (4.21) (4.22) Dimensionamento da resistência e reactância do estator A reactância indutiva do estator é determinada com base na equação seguinte (Kostenko e Piotrovski, 1979): 2 Com base nas aplicações apresentadas por Kostenko e Piotrovski (1979). 24

41 (4.23) onde é dado pela soma das permeâncias dos enrolamentos estatóricos (equação (4.24)). (4.24) Tal como se pode verificar pela equação (4.24), a permeância total dos enrolamentos estatóricos pode ser decomposta em três parcelas distintas: 1. Permeância de fugas do enrolamento estatórico que se encontra alojado nas ranhuras, (equação (4.25)); 2. Permeância de fugas da parte frontal do enrolamento estatórico, (equação (4.26)); 3. Permeância diferencial de fugas, (equação (4.27)). (4.25) (4.26) (4.27) Para o cálculo da permeância diferencial de fugas são necessárias as seguintes constantes: (constantes associadas ao entreferro); e (coeficiente diferencial de fugas extraído da Figura 4.5). e Figura 4.5. Curva utilizada para determinar o valor do coeficiente diferencial de fugas, 1979). (Kostenko e Piotrovski, 25

42 A resistência do estator é determinada com base na equação seguinte (Boldea e Nasar, 2002): (4.28) onde é a secção de cada condutor (equação (4.18)), é o comprimento dos condutores (equação (4.29)) e é a relação entre a resistência de fase alternada e a resistência de fase contínua (equação (4.30)). (4.29) (4.30) No que se refere à equação (4.29), a primeira parcela corresponde ao comprimento do cabo de cobre que se encontra em todo o comprimento das ranhuras do estator, e a segunda parcela corresponde à porção de cabo de cobre que se encontra fora do núcleo de ferro do estator. Para este cálculo, assumiu-se que o comprimento do cabo que se encontra fora do estator é aproximadamente 1/3 do comprimento do cabo que está dentro do núcleo do estator Dimensionamento do rotor do motor de indução Após dimensionado o estator do motor de indução, passou-se para o dimensionamento do rotor. Para este dimensionamento assumiu-se um rotor em gaiola de esquilo, pois a sua simplicidade e robustez de construção fazem deste o mais comummente utilizado (Fitzgerald et al., 2006). Na figura 4.6 está representado o método de dimensionamento utilizado para dimensionar o rotor do motor de indução, estando os dados de entrada e os dados de saída identificados por blocos cor de laranja e azuis, respectivamente. Os blocos verdes referem-se aos parâmetros calculados para o dimensionamento do estator do motor, e que são necessários para o dimensionamento do rotor. 26

43 Figura 4.6. Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para o rotor em gaiola de esquilo do motor de indução Dimensionamento do diâmetro do rotor Para determinar o valor do diâmetro do rotor, deve recorrer-se ao diâmetro interno do estator e à espessura do entreferro: (4.31) Dimensionamento das ranhuras, das barras e dos anéis do rotor Para proceder ao dimensionamento das ranhuras e das barras do rotor é necessário definir o valor de alguns parâmetros (Toliyat e Kliman, 2004): 1. Número de ranhuras do rotor, assumiu-se que o número de ranhuras do rotor deverá ser igual ao número de ranhuras do estator; 27

44 2. Comprimento de cada barra, as barras do rotor têm comprimentos iguais ao comprimento do estator; 3. Densidade de corrente de cada barra, - assume-se que esta densidade de corrente toma o valor de 4 4. Densidade de corrente no anel do rotor, - assume-se que esta densidade de corrente toma o valor de 5. Para determinar o diâmetro dos anéis do rotor recorre-se à equação (4.32) este diâmetro é dado pela diferença entre o diâmetro interno do estator e pela espessura do entreferro. (4.32) Cada um dos anéis de curto-circuito que constituem o rotor é percorrido por uma corrente ( ) dada pela seguinte equação (Toliyat e Kliman, 2004): (4.33) onde corresponde à corrente na barra do rotor (equação (4.34)). (4.34) Tendo por base o valor da corrente calculada pela equação anterior, é possível determinar a secção de cada anel de curto-circuito (equação (4.35)) (Toliyat e Kliman, 2004). (4.35) Posteriormente, é necessário calcular o respectivo valor de altura ( ) e largura ( ). Assim sendo, recorreu-se a relações baseadas em exemplos apresentados por Kostenko e Piotrovski (1979). (4.36) (4.37) Para calcular a secção de cada barra do rotor recorre-se à equação (4.38) (Toliyat e Kliman, 2004). (4.38) 28

45 Cada barra está inserida numa ranhura do rotor, sendo que estas ranhuras possuem a geometria apresentada na figura 4.7. Escolheu-se este tipo de ranhura por motivos de espaço, devido a estas serem ranhuras que ficam mais estreitas em direcção ao núcleo do rotor, poupando assim algum espaço no núcleo de ferro do rotor. Adicionalmente, este tipo de ranhura tem sido muito utilizado para a construção de motores de indução (Kostenko e Piotrovski, 1979). Figura 4.7. Geometria das ranhuras do rotor (Kostenko e Piotrovski, 1979). Relacionando as dimensões das ranhuras da figura 4.3 com as ranhuras da figura 4.7, é possível determinar as dimensões das ranhuras cuja geometria se apresenta na figura 4.7. (4.39) (4.40) (4.41) (4.42) (4.43) (4.44) (4.45) Dimensionamento da resistência e reactância do rotor A reactância indutiva do enrolamento de curto-circuito do rotor é determinada com base na equação seguinte (Kostenko e Piotrovski, 1979): (4.46) onde representa o total das permeâncias de dispersão (equação (4.47)). (4.47) Tal como se pode verificar, a permeância de dispersão pode ser decomposta em três parcelas distintas: 29

46 1. Permeância de dispersão da ranhura, (equação (4.48)); 2. Permeância da parte frontal dos anéis de curto-circuito, (equação (4.49)); 3. Permeância de dispersão diferencial, (equação (4.50)). (4.48) (4.49) (4.50) Para o cálculo da permeância da parte frontal dos anéis de curto-circuito ( ) é necessário determinar previamente o valor do coeficiente de dispersão frontal ( ). A determinação deste coeficiente é feita recorrendo à figura 4.8 (Kostenko e Piotrovski, 1979). Figura 4.8. Curva do coeficiente de dispersão frontal (Kostenko e Piotrovski, 1979). O valor de é determinado com base no quociente entre e, sendo dado pela equação (4.51). No que se refere ao parâmetro, este foi assumido igual a 115 mm (Kostenko e Piotrovski, 1979). (4.51) É também necessário calcular o valor do passo polar, : (4.52) No que se refere ao cálculo da permeância de dispersão diferencial ( ), esta é baseada nos seguintes parâmetros: (coeficiente de dispersão diferencial), (factor de bobinagem), (coeficiente de entreferro) e (coeficiente de saturação do circuito). Assume-se que: 30

47 ; e (Kostenko e Piotrovski, 1979). é determinado com base nas curvas apresentadas na figura 4.9. Figura 4.9. Curva do coeficiente de dispersão diferencial (Kostenko e Piotrovski, 1979). Uma vez determinada a reactância indutiva do enrolamento de curto-circuito do rotor ( ), passa a ser possível calcular a reactância indutiva do enrolamento do rotor reduzida ao enrolamento do estator ( ) (equação (4.53)) (Kostenko e Piotrovski, 1979). (4.53) O coeficiente k representa o coeficiente de redução de enrolamento do secundário em relação ao primário, sendo dado pela equação (4.54). (4.54) Depois de determinada a reactância do rotor, é possível efectuar o cálculo da sua resistência (Kostenko e Piotrovski, 1979). A resistência total da barra é dada pela seguinte equação: (4.55) onde representa a resistência de uma barra da gaiola de esquilo do rotor (equação (4.56)) e corresponde à resistência dos dois sectores dos anéis de curto-circuito da gaiola de esquilo reduzida à corrente na barra (equação (4.57)). (4.56) 31

48 (4.57) Para calcular é necessário calcular previamente a resistência dos dois sectores dos anéis de curto-circuito (equação (4.58)), sendo esta resistência função do comprimento dos dois sectores contíguos do anel (equação (4.59)). (4.58) (4.59) A resistência da barra reduzida ao enrolamento do estator,, é dada pela equação (4.60). (4.60) Dimensionamento da reactância de magnetização Na figura 4.10 está representado o diagrama de blocos representativo do dimensionamento da reactância de magnetização do motor de indução, estando os dados de entrada e os dados de saída identificados por blocos cor de laranja e azuis, respectivamente. Os blocos verdes referem-se aos parâmetros calculados nas secções anteriores e que são necessários para este dimensionamento. Figura Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para a reactância de magnetização do motor de indução. Tendo por base os parâmetros identificados na figura 4.10, é possível calcular a reactância de magnetização do motor de indução (equação (4.61)) (Kostenko e Piotrovski, 1979). 32

49 (4.61) Cálculo das potências e binários Na figura 4.11 está representado o diagrama de blocos representativo do dimensionamento das potências e binários do motor de indução (os dados de entrada e os dados de saída estão identificados por blocos cor de laranja e azuis, respectivamente; os blocos verdes referem-se aos parâmetros calculados nas secções anteriores e que são necessários para este dimensionamento). Figura Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para as potências e binários do motor de indução. 1979). A potência electromagnética definitiva do motor é dada pela equação (4.62) (Kostenko e Piotrovski, (4.62) Para o cálculo desta potência é necessário calcular previamente a reactância de curto-circuito da máquina ( ), que é dada pela seguinte equação: (4.63) 33

50 O binário electromagnético definitivo do motor ( ) é dado pela equação (4.64), onde é a velocidade do campo girante. (4.64) Os binários máximo ( ) e de arranque ( ) são calculados pelas equações (4.65) e (4.66), respectivamente (Kostenko e Piotrovski, 1979). (4.65) (4.66) O cálculo destes dois binários está dependente da determinação prévia da resistência de curtocircuito ( ), que é dada pela seguinte equação: (4.67) O rendimento do motor ( ) é dado pela equação (4.68), onde da máquina (Kostenko e Piotrovski, 1979). representam as perdas totais (4.68) (4.69) Tal como se pode verificar pela equação (4.69), as perdas totais do motor podem ser decompostas em quatro parcelas distintas. Estas parcelas são as seguintes: 1. Perdas mecânicas, assume-se que estas perdas são dadas por 0,7% da potência nominal; 2. Perdas complementares, assume-se que estas perdas são dadas por 0,5% da potência nominal; 3. Perdas nos enrolamentos do motor, ; 4. Perdas mecânicas,. 34

51 4.1.6 Resultados do dimensionamento Com base nas equações e aproximações referidas nas subsecções anteriores, foi possível recolher os resultados apresentados na tabela 4.4. Estes resultados foram obtidos através da utilização da ferramenta desenvolvida em Matlab (Anexo A). Tabela 4.4. Resultados obtidos para o dimensionamento do motor de indução, com base na ferramenta computacional desenvolvida em Matlab. Resultados obtidos para o motor de indução com rotor em gaiola de esquilo Diâmetro interno do estator [m] 0,1 Diâmetro externo do estator [m] 0,2 Comprimento activo do motor [m] 0,3 Número de condutores por fase 72 Número de ranhuras do estator 36 Número de condutores por ranhura 6 Diâmetro dos condutores [mm] 2,3 Reactância do estator [ ] 2,3 Resistência do estator [ ] 0,005 Reactância do rotor [ ] 1,9 Resistência do rotor [ ] 0,08 Reactância de magnetização [ ] 27,8 Binário de arranque [Nm] 1,7 Binário máximo [Nm] 46,4 Binário electromagnético [Nm] 44,5 Perdas totais do motor [W] 1826,6 Rendimento [%] 89,1 4.2 Simulação do motor de indução usando o software FEMM Para efectuar a simulação do motor de indução dimensionado, foi utilizado o software de elementos finitos FEMM. Este software baseia-se no método de elementos finitos, que é um método numérico usado para encontrar soluções de equações diferenciais parciais (Juliani et al., 2008). Recorrendo a este software, é possível estudar diferentes tipologias de problemas, sendo as principais as seguintes (Baltzis, 2008; Meker, 2008): (1) problemas magnetoestáticos lineares ou não-lineares; (2) problemas magnéticos lineares ou não-lineares cujo campo magnético varia em função do tempo, oscilando a uma dada frequência; e (3) problemas electroestáticos lineares. O problema em análise nesta secção diz respeito a um problema magnético não-linear pretende-se analisar a distribuição das linhas de campo nas várias peças que constituem o motor de indução quando este está a funcionar a uma dada frequência, sendo que alguns dos materiais que o constituem são materiais não lineares. 35

52 Inicialmente, foi necessário definir a sua geometria recorrendo ao software de elementos finitos FEMM (figura 4.11). Para isso, foram introduzidos vários pontos de forma a definir os raios externo e interno do rotor e do estator, assim como para definir a localização e dimensão das ranhuras. Todos os dados introduzidos foram obtidos através do dimensionamento efectuado com base na ferramenta desenvolvida em Matlab (cujas equações foram apresentadas na secção anterior). Uma vez definida a geometria do motor, foi necessário definir os materiais que constituem o rotor e o estator, assim como os materiais que constituem os fios a colocar nas ranhuras do estator e as barras que são introduzidas nas ranhuras do rotor. Os materiais escolhidos foram os seguintes: 1. Aço M-19 para o núcleo do estator e do rotor; 2. Cobre 12-AWG para os condutores introduzidos nas ranhuras do estator condutor cujo diâmetro é aproximadamente igual ao dimensionado na secção anterior; 3. Alumínio 1100 para as barras colocadas nas ranhuras no rotor. Todos estes materiais foram seleccionados de uma lista disponibilizada pelo software FEMM, tendo por base os materiais mais comummente utilizados nestas aplicações. Após seleccionados todos os materiais constituintes do motor de indução, é necessário definir as condições de fronteira do motor. Estando-se a utilizar toda a secção transversal do motor de indução para análise (figura 4.12), foi necessário definir apenas a condição de fronteira de Dirichlet nas linhas que delimitam o exterior do estator e o interior do rotor esta condição é imposta para confinar as linhas de campo magnético no interior do motor. Figura Motor de indução representado no software FEMM. No que se refere ao material que constitui o estator e o rotor da máquina (aço M-19), verifica-se que este entra em saturação para valores de campo H da ordem dos Amp/m (figura 4.13). 36

53 Figura Evolução do campo magnético B em função do campo H para o Aço M-19. Posteriormente, impôs-se uma frequência de (frequência nominal) e corrente de (corrente nominal do motor). Na figura 4.14 apresenta-se a distribuição de campo magnético obtida para estas condições de funcionamento. Figura Distribuição de campo magnético no motor de indução com rotor em gaiola de esquilo simples obtida através da simulação electromagnética no software FEMM à frequência de 50Hz e com corrente de 60A. Tal como se pode verificar pela figura 4.14, as linhas de campo magnético seguem o comportamento que seria de prever, ou seja, as linhas de campo distribuem-se simetricamente em cada pólo do motor. Seleccionando apenas o estator do motor de indução para análise, é possível analisar a sua distribuição de campo H (figura 4.15). 37

54 Figura Evolução do campo H no estator do motor de indução, na secção indicada pela recta vermelha. Pela análise da figura 4.15, é possível verificar que o campo H sofre um aumento perto da zona onde se encontram as ranhuras do estator (note-se que os 0 cm correspondem ao diâmetro externo do estator). Por comparação dos valores de pico da figura 4.15 com o gráfico da figura 4.13, verifica-se que estes valores não estão na zona de saturação do aço utilizado para o núcleo de ferro do estator (valores abaixo dos Amp/m) assim, pode concluir-se que o aço que constitui o núcleo do estator não se encontra saturado. Seleccionando agora o rotor do motor de indução, é também possível analisar a sua distribuição de campo H (figura 4.16). Figura Evolução do campo H no rotor do motor de indução, na secção indicada pela recta vermelha. De acordo com a figura 4.16, verifica-se que, tal como descrito anteriormente para o estator, a zona do rotor mais próxima do entreferro é caracterizada por um valor de campo H mais elevado. No entanto, também o estator não se encontra saturado. Nas tabelas 4.5, 4.6 e 4.7 estão apresentados os principais resultados obtidos através da simulação do motor de indução com rotor em gaiola de esquilo. De referir que alguns dos resultados apresentados na primeira tabela (tabela 4.5) apresentam componentes real e imaginária, podendo ser representados 38

55 no plano de Argand por um vector cuja direcção e módulo podem ser determinados com base nestas duas componentes. Tabela 4.5. Resultados obtidos através da simulação do motor de indução com rotor em gaiola de esquilo no software FEMM, relativos aos enrolamentos do motor. Enrolamentos Resultados A B C Corrente Total [A] j51,9-30-j51,9 Tensão [V] 16,3+j33,4-37,1-j2,6 20,9-j30,9 Fluxo Ligado [Wb] 0,1-j0,03-0,03+j0,1-0,08-j0,08 Indutância [H] 0,002-j0,001 0,002-j0,001 0,002-j0,001 Resistência [Ω] 0,3+j0,6 0,3+j0,6 0,3+j0,6 Potência dissipada [W] 489,6 489,9 489,6 Tabela 4.6. Resultados obtidos através da simulação do motor de indução com rotor em gaiola de esquilo no software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do estator. Energia magnética [J] 0,01 Total de perdas [W] 1,5 Densidade total de perdas [W/m 3 ] 421,3 Volume do bloco [m 3 ] 0,003 Tabela 4.7. Resultados obtidos através da simulação do motor de indução com rotor em gaiola de esquilo no software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do rotor. Energia magnética [J] 0,003 Total de perdas [W] 0,3 Densidade total de perdas [W/m 3 ] 247,7 Volume do bloco [m 3 ] 0,001 39

56 40

57 5 Dimensionamento de motores AC de ímanes permanentes Neste capítulo são apresentadas as equações utilizadas para dimensionar dois motores AC de ímanes permanentes: um motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial constituído por dois estatores (secção 5.1) e um motor cilíndrico AC de ímanes permanentes (secção 5.2). Todas as equações apresentadas ao longo deste capítulo foram recolhidas da literatura (Kostenko e Piotrovski, 1979; Lipo, 1996; Boldea e Nasar, 2002; Gieras et al., 2004; Toliyat e Kliman, 2004), tendo também sido utilizadas na construção da ferramenta computacional desenvolvida em Matlab (Anexo A). Assim sendo, esta ferramenta disponibiliza ao utilizador três opções para dimensionamento: dimensionamento de motor de indução (introduzido no capítulo 4); dimensionamento de motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial (apresentado no presente capítulo); e dimensionamento de motor cilíndrico AC de ímanes permanentes (apresentado no presente capítulo). Neste capítulo apresenta-se o dimensionamento de dois motores AC de ímanes permanentes: um AC motor de ímanes permanentes de fluxo axial constituído por dois estatores (secção 5.1) e um motor cilíndrico AC de ímanes permanentes (secção 5.2). O primeiro motor tem por objectivo ser acoplado às rodas traseiras do veículo, enquanto o segundo deverá ser utilizado acoplado ao eixo de transmissão do veículo. 5.1 Dimensionamento de um motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial constituído por dois estatores Nesta secção apresenta-se o método utilizado para efectuar o dimensionamento de um motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial composto por dois estatores e um rotor de ímanes permanentes localizado entre os dois estatores. Neste tipo de motor os enrolamentos estão localizados em ambos os estatores e a espessura do entreferro é tipicamente elevada (Gieras et al., 2004). O objectivo deste capítulo é o dimensionamento de um motor com o aspecto apresentado na figura 5.1. O rotor que se pretende utilizar nesta máquina é composto por ímanes permanentes trapezoidais (figura 5.2). Figura 5.1. Motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial constituído por dois estatores. 41

58 Figura 5.2. Rotor de ímanes permanentes trapezoidais (Gieras et al., 2004). Na primeira subsecção (subsecção 5.1.1) são descritos os vários dados utilizados para o dimensionamento (dados de entrada que serão pedidos ao utilizador pela ferramenta computacional), assim como os parâmetros que se pretende dimensionar. Posteriormente (subsecções 5.1.2), é apresentado o método de dimensionamento utilizado para o referido motor, apresentando-se depois os principais resultados deste dimensionamento (subsecção 5.2.3) (resultados fornecidos pela ferramenta computacional) Dados de entrada e de saída Tendo em vista o dimensionamento do motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial, é necessário fornecer os dados de entrada identificados na tabela estes serão os dados pedidos pela ferramenta desenvolvida em Matlab antes de efectuar o dimensionamento do referido motor. Tabela 5.1. Dados de entrada necessários para o dimensionamento do motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial. Dados de entrada Potência nominal do motor, 7,5 kw Tensão composta, 300 V Número de pares de pólos, 6 Número de fases do motor, 3 Velocidade de rotação do motor, 700 rpm Factor de potência, 0,9 Número de ranhuras do estator por pólo e por fase, 1 Espessura do entreferro, 1,5 mm Espessura dos ímanes, 4 mm Tal como se pode verificar pelos dados de entrada apresentados na tabela 5.1, pretende dimensionar-se um motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial de 7,5 kw. A razão pela qual se pretende dimensionar um motor com metade da potência pretendida para o veículo eléctrico (15 kw) está relacionada com o tipo de colocação deste motor no veículo este motor será acoplado 42

59 directamente nas rodas traseiras do veículo, sendo por isso necessário colocar dois motores iguais de 7,5 kw em cada roda traseira (perfazendo assim a potência total do veículo). Com base nos dados apresentados na tabela 5.1, apresenta-se de seguida o método de cálculo dos diversos parâmetros do motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial. Estes parâmetros encontramse todos descritos na tabela 5.2. Tabela 5.2. Parâmetros a dimensionar ao longo do capítulo. Parâmetros a dimensionar Diâmetro externo dos estatores e do rotor Diâmetro interno dos estatores e do rotor Número de condutores por fase e por estator Número de ranhuras de cada estator Número de condutores por ranhura Diâmetro dos cabos a colocar nas ranhuras do estator Resistência de cada estator Reactância de cada estator Reactância síncrona Reactância de reacção da armadura Potência activa absorvida pelo motor Potência aparente absorvida pelo motor Potência activa debitada pelo motor Perdas totais do motor Binário Rendimento De seguida apresenta-se em detalhe o método de dimensionamento do motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial introduzido no início deste capítulo Método de dimensionamento O método de dimensionamento apresentado nesta secção aplica-se a ambos os estatores que constituem o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial que se pretende dimensionar. Na figura 5.3 está representado o diagrama de blocos representativo deste dimensionamento (os dados de entrada e os dados de saída estão identificados por blocos cor de laranja e azuis, respectivamente). 43

60 Figura 5.3. Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para cada estator que constitui o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial. 44

61 Antes de avançar para o dimensionamento dos principais parâmetros do motor, é necessário calcular a sua frequência de funcionamento. O cálculo desta frequência é feito de forma análoga ao descrito para o motor de indução (equação (4.1)). É também necessário calcular a tensão simples ( ). Para proceder ao dimensionamento dos estatores é ainda necessário definir o valor de alguns parâmetros: 1. Factor de distribuição do enrolamento trifásico estatórico, assume-se que este parâmetro toma o valor de 0,96 (valor sugerido por Gieras et al. (2004)); 2. Carga eléctrica específica, assume-se que este parâmetro tem o valor de A/m (valor sugerido por Gieras et al. (2004)); 3. Valor máximo da densidade de fluxo do entreferro, assume-se que este parâmetro tem o valor de 0,65 T (valor sugerido por Gieras et al. (2004)); 4. Rendimento, assume-se que este parâmetro tem o valor de 90%, sendo este apenas um valor inicial pois o rendimento será calculado após dimensionamento do motor; 5. Número de condutores paralelos, - assume-se que existe um condutor por cada cabo; 6. Densidade de corrente, assume-se que este parâmetro toma o valor de 4,5 A/mm 2 (Valor sugerido por Gieras et al. (2004) para máquinas de potência inferior ou igual a 100 kw) Dimensionamento dos diâmetros interno e externo Um dos primeiros parâmetros que é necessário dimensionar consiste no diâmetro externo de ambos os estatores e do rotor. Este diâmetro é calculado de acordo com a seguinte equação (Gieras et al., 2004): (5.1) onde se assume que toma o valor de 0,9 ( para máquinas a funcionar como motor). O cálculo do diâmetro externo do estator e do rotor depende ainda de (parâmetro que depende da relação entre o diâmetro interno e externo do estator, ). e são calculados de acordo com as duas equações seguintes: (5.2) (5.3) Tendo já o diâmetro externo dos estatores e do rotor, assim como a relação entre os diâmetros externo e interno, é possível calcular o seu diâmetro interno (equação (5.4)). (5.4) 45

62 Dimensionamento das ranhuras e dos cabos de cobre O número de condutores por fase e por estator é dado pela equação seguinte (Gieras et al., 2004): (5.5) onde representa o fluxo magnético por pólo e pode ser calculado pela equação (5.6). (5.6) O número de ranhuras de cada estator ( ) é determinado de forma análoga ao descrito para o motor de indução (equação (4.7)). O número de condutores por enrolamento ( (5.7). ) é dado pela equação (5.7) Com base no número de condutores por cada enrolamento é possível calcular o número de condutores por cada ranhura : obtém-se multiplicando por dois o número de condutores por enrolamento, uma vez que o estator possui dois enrolamentos por cada ranhura (enrolamento de dupla camada). Uma vez calculado o número de condutores por ranhura e o número de ranhuras de cada estator, é possível efectuar o dimensionamento dos cabos a colocar nas ranhuras de cada estator. A área da secção transversal destes cabos é dada pela equação (5.8) (Gieras et al., 2004): (5.8) onde corresponde à corrente de fase (equação (5.9)). (5.9) Assumindo a utilização de cabos de cobre circulares, é possível determinar o seu diâmetro com base na área da secção transversal anteriormente calculada (equação (5.10)). Assume-se ainda que o diâmetro dos cabos não sofre quaisquer alterações perante variações de temperatura. 46

63 (5.10) A área total de cabos dentro de cada ranhura calcula-se recorrendo à equação (5.11). (5.11) Para determinar a secção de cada ranhura do estator assume-se um preenchimento de 40% - de acordo com Gieras et al. (2004), ranhuras preenchidas por cabos de cobre circulares apresentam tipicamente um preenchimento de 40%. Assim sendo, a secção de cada ranhura é dada por: (5.12) Ainda em relação às ranhuras do estator, é necessário definir a sua geometria. Assim, assume-se que as ranhuras que constituem cada estator da máquina têm a geometria indicada na figura 4.3 (geometria considerada para o dimensionamento do motor de indução). As várias dimensões da ranhura apresentada na figura 4.3 são calculadas de acordo com as equações seguintes: (5.13) (5.14) (5.15) (5.16) (5.17) (5.18) onde e correspondem à profundidade e largura da ranhura, respectivamente. As relações dadas pelas equações anteriores são baseadas em aplicações apresentadas por Gieras et al. (2004). Antes de definir a largura da ranhura, é necessário calcular o valor mínimo do passo do enrolamento estatórico (equação (5.19)) (Gieras et al., 2004) assumiu-se um valor arbitrário inferior ao referido passo para a largura da ranhura, pois o valor mínimo do passo do enrolamento estatórico deve ser superior à largura da ranhura. Uma vez assumido o valor para a largura da ranhura, é possível calcular a respectiva profundidade com base no valor obtido anteriormente para a secção de cada ranhura ( ). (5.19) A densidade de fluxo magnética na parte mais fina dos dentes do estator é dada pela seguinte equação (Gieras et al., 2004): 47

64 (5.20) onde corresponde à largura mínima dos dentes do estator (equação (5.21)). (5.21) No que se refere à densidade de fluxo magnético na parte mais larga dos dentes do estator, esta pode ser calculada recorrendo à equação seguinte (Gieras et al., 2004): (5.22) onde corresponde ao valor máximo do passo do enrolamento estatórico e corresponde à largura máxima do dente do estator (equações (5.23) e (5.24), respectivamente). (5.23) (5.24) Dimensionamento da resistência dos enrolamentos de cada estator A resistência de cada estator é dada pela seguinte equação (Gieras et al., 2004): (5.25) onde é a condutividade eléctrica do cobre a 75 o. Para o cálculo desta resistência é necessário efectuar previamente o cálculo do comprimento médio do enrolamento estatórico, : (5.26) onde corresponde ao comprimento do enrolamento que atravessa o interior de cada ranhura (equação (5.27)), corresponde ao comprimento da terminação interna do enrolamento (inner end connection) e corresponde ao comprimento da terminação externa do enrolamento (outer end connection). (5.27) Como, a equação (5.26) toma a forma seguinte: 48

65 (5.28) Dimensionamento da reactância de cada estator A reactância de cada estator é dada pela equação (5.29) (Gieras et al., 2004). (5.29) Tal como se pode verificar pela equação (5.29), a reactância do estator é resultado da soma de quatro reactâncias: 1. Reactância de fugas da ranhura, (equação (5.30)); 2. Reactância de fugas da terminação (end connection), (equação (5.31)); 3. Reactância de fugas diferencial, (equação (5.32)); 4. Reactância de fugas do topo do dente (tooth-top), (equação (5.33)). (5.30) (5.31) (5.32) (5.33) Para o cálculo da reactância de fugas da ranhura é necessário calcular previamente o coeficiente da permeância de fugas da ranhura ( ), assim como o coeficiente de efeito pelicular ( ) - é dado pela equação (5.34) (para uma ranhura com geometria igual à apresentada na figura 5.3) e assumese igual a 1. (5.34) Para o cálculo da reactância de fugas da terminação é necessário calcular o coeficiente da permeância de fugas das terminações interna e externa ( ) e o coeficiente de distanciamento entre bobinas (coil span) ( ) - é dado pela equação (5.35) e é dado pela equação (5.36). (5.35) (5.36) 49

66 No que se refere ao cálculo da reactância de fugas diferencial, esta depende da permeância específica do fluxo de fugas diferencial ( equação: ). Este parâmetro é calculado de acordo com a seguinte (5.37) onde, e correspondem ao factor diferencial de fugas (equação (5.38)), à espessura fictícia do entreferro (equação (5.39)) e ao factor de saturação do circuito magnético (equação(5.40)), respectivamente. (5.38) (5.39) (5.40) No que se refere ao factor de saturação do circuito magnético, trata-se do coeficiente de Carter elevado ao quadrado, uma vez que o motor é constituído por dois estatores. Este coeficiente depende do passo médio do enrolamento (equação (5.41)), e do parâmetro (equação (5.42)). (5.41) (5.42) Para o cálculo da última parcela da equação (5.29) é necessário determinar previamente o coeficiente do topo do dente (tooth-top) ( ). Este coeficiente é calculado recorrendo à equação (5.42). (5.42) As reactâncias de reacção da armadura segundo os eixos d e q são calculadas recorrendo às equações (5.43) e (5.44) (Gieras et al., 2004). (5.43) (5.44) 50

67 Como para este tipo de motor (motor no qual a espessura fictícia do entreferro é igual segundo os eixos d e q), as reactâncias de reacção de armadura são iguais segundos os dois eixos:. Com base na reactância de reacção de armadura da máquina é possível determinar a sua reactância síncrona (equação (5.46)). (5.45) Potências e binário do motor Na figura 5.4 está representado o diagrama de blocos representativo do dimensionamento das potências e binário que caracterizam o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial (os dados de entrada e os dados de saída estão identificados por blocos cor de laranja e azuis, respectivamente; os blocos verdes referem-se aos parâmetros calculados para o dimensionamento de cada estator do motor, e que são necessários para o cálculo das potências e do binário). Figura 5.4. Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para as potências e o binário que caracterizam o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial. A potência absorvida por cada estator é dada pela equação (5.46), onde factor de potência (Gieras et al., 2004). corresponde ao (5.46) Como o motor é composto por dois estatores, a potência total absorvida pelo motor ( ) é dado pelo dobro da potência de cada estator. A potência aparente absorvida por cada estator é dada pela 51

68 equação (5.47), sendo que a potência total aparente do motor ( potência calculada segundo esta equação. ) é também igual ao dobro da (5.47) A potência debitada pelo motor é dada pela seguinte equação (Gieras et al., 2004): (5.48) onde e correspondem às perdas nos enrolamentos de cobre do estator (equação (5.49)) e às perdas mecânicas do rotor, respectivamente. (5.49) A potência electromagnética é calculada com base na equação (5.50) (Gieras et al., 2004), equação esta dependente das perdas no núcleo da máquina, assume-se que as perdas no núcleo da máquina correspondem a 5% da potência debitada pelo motor. (5.50) As perdas totais do motor são dadas pela equação (5.51). (5.51) (5.52)). Com base nas potências debitada e absorvida é possível calcular a eficiência do motor (equação (5.52) O binário do motor é dado pela equação (5.53). (5.53) Resultados do dimensionamento Com base nas equações e aproximações referidas nas subsecções anteriores, foi possível recolher os resultados apresentados na tabela 5.3. Estes resultados foram obtidos através da utilização da ferramenta desenvolvida em Matlab (Anexo A). 52

69 Tabela 5.3. Resultados obtidos para o dimensionamento do motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial, com base na ferramenta computacional desenvolvida em Matlab. Resultados obtidos para o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial Diâmetro interno dos estatores e do rotor [m] 0,2 Diâmetro externo dos estatores e do rotor [m] 0,3 Número de condutores por fase por estator 360 Número de ranhuras do estator 36 Número de condutores por ranhura 60 Diâmetro dos condutores [mm] 1,6 Reactância de cada estator [ ] 9,1 Resistência de cada estator [ ] 1,4 Reactância síncrona [ ] 11,2 Reactância de reacção da armadura [ ] 2,1 Potência activa total absorvida [W] 8333,3 Potência aparente total absorvida [VA] 9259,3 Potência total produzida [W] 7236,3 Perdas totais do motor [W] 1097,1 Binário [Nm] 98,7 Rendimento [%] 86,8 5.2 Dimensionamento de um motor cilíndrico AC de ímanes permanentes Nesta secção apresenta-se o dimensionamento de um motor cilíndrico AC de ímanes permanentes a colocar no eixo traseiro de duas rodas do veículo. Na figura 5.5 apresenta-se o aspecto do motor que se pretende dimensionar, sendo que na figura 5.6 está representada a configuração do rotor escolhido para este motor. Tal como se pode verificar por esta última figura, os ímanes permanentes encontramse introduzidos em ranhuras superficiais do rotor por esta razão, este tipo de rotor denomina-se de rotor de ímanes permanentes exteriores (Gieras e Wing, 2002). Figura 5.5. Motor cilíndrico AC de ímanes permanentes (Petkovska e Cvetkovski, 2006). 53

70 Figura 5.6. Rotor de ímanes permanentes exteriores (Gieras e Wing, 2002). Na primeira subsecção (subsecção 5.2.1) são descritos os vários dados utilizados para o dimensionamento (dados de entrada que serão pedidos ao utilizador pela ferramenta computacional), assim como os parâmetros que se pretende dimensionar. Posteriormente (subsecções 5.2.2), é apresentado o método de dimensionamento utilizado para o referido motor, apresentando-se os principais resultados deste dimensionamento na última subsecção (subsecção 5.2.3) (resultados fornecidos pela ferramenta computacional) Dados de entrada e de saída Tendo em vista o dimensionamento do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes, é necessário fornecer os mesmos dados indicados para o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial. No entanto, alguns destes dados de entrada possuem valores diferentes daqueles indicados na tabela 5.1. Assim sendo, na tabela 5.4 apresentam-se os dados de entrada cujos valores diferem dos apresentados para o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial. Tabela 5.4. Dados de entrada necessários para o dimensionamento do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes. Dados de entrada Potência nominal do motor, P n 15 kw Tensão composta, 300 V Número de pares de pólos, P polos 2 Número de fases do motor, 3 Velocidade de rotação do motor, n rpm Factor de potência, 0,9 Número de ranhuras do estator por pólo e por fase, q 1 3 Espessura dos ímanes, h m 6,5 mm Espessura do entreferro, 0,5 mm Tal como se pode verificar pelos dados de entrada apresentados na tabela 5.4, pretende-se dimensionar apenas um motor de 15 kw, pois este motor será colocado acoplado ao eixo das duas rodas traseiras do veículo eléctrico (sendo necessário apenas um motor). 54

71 Os parâmetros que se pretendem dimensionar com base nos dados de entrada referidos anteriormente estão apresentados na tabela 5.5. Tabela 5.5. Parâmetros a dimensionar ao longo do capítulo. Parâmetros a dimensionar Diâmetro externo do estator Diâmetro interno do estator Comprimento activo do motor L Número de condutores por fase Número de ranhuras do estator Número de condutores por ranhura Diâmetro dos cabos a colocar nas ranhuras do estator Resistência de cada estator Reactância de cada estator Reactância síncrona segundo o eixo d Reactância síncrona segundo o eixo q Reactância de reacção da armadura segundo o eixo d Reactância de reacção da armadura segundo o eixo q Potência activa absorvida pelo motor Potência aparente absorvida pelo motor Potência activa debitada pelo motor Perdas totais do motor Binário Rendimento Antes de avançar para o dimensionamento destes parâmetros, é necessário calcular a frequência de funcionamento da máquina (de acordo com a equação 4.1), assim como o valor da tensão simples ( ) Método de dimensionamento O método de dimensionamento apresentado nesta secção baseia-se na utilização dos métodos de dimensionamento anteriormente apresentados, sendo necessário apontar apenas algumas particularidades. Assim sendo, o diagrama de blocos representativo deste dimensionamento resulta de uma mistura dos diagramas representados nas figuras 4.1 e 5.3. Os aspectos comuns existentes entre o método de dimensionamento utilizado para o motor cilíndrico AC de ímanes permanentes e os métodos utilizados para os motores dimensionados anteriormente (motor de indução e motor AC de ímanes 55

72 permanentes de fluxo axial), assim como as diferenças entre estes métodos, são discutidos nas subsecções seguintes. De forma análoga a referido para o dimensionamento dos motores anteriores, para proceder ao dimensionamento do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes é necessário definir previamente o valor de alguns parâmetros: 1. Rendimento, assume-se que este parâmetro tem o valor de 90%, sendo este apenas um valor inicial pois o rendimento será calculado após dimensionamento do motor; 2. Número de condutores paralelos, assume-se que existe um condutor por cada cabo; 3. Densidade de corrente, assume-se que este parâmetro toma o valor de 4,5 A/mm 2 (Valor sugerido por Gieras et al. (2004) para máquinas de potência inferior ou igual a 100 kw) Dimensionamento dos diâmetros interno e externo do estator Para determinar o valor do diâmetro interno do estator, recorreu-se à equação utilizada para o motor de indução (equação 4.2). O cálculo deste diâmetro depende de vários parâmetros: 1. Factor de distribuição do enrolamento trifásico estatórico, k d1 este factor é determinado com base na tabela 4.5; 2. Carga eléctrica específica, A para o motor em questão, utilizou-se o valor de A igual a A.condutor/m; 3. Carga magnética específica, B gav para o caso em estudo foi assumido o valor de B gav = 0,65 Wb/m 2. Para determinar o comprimento activo do motor, recorreu-se à equação (4.3), seguindo o mesmo método utilizado para o motor de indução. Uma vez determinado o diâmetro interno do estator, passa a ser possível calcular o diâmetro externo do mesmo. Para isso, utilizou-se o mesmo método referido para o dimensionamento do comprimento do motor de indução, recorrendo-se à relação entre os diâmetros externo e interno do estator apresentado na figura Dimensionamento das ranhuras e dos cabos de cobre O número de condutores por fase para o estator do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes é calculado de forma diferente, sendo dado pela equação seguinte (Gieras e Wing, 2002): (5.54) onde representa a corrente de fase do motor e pode ser calculado pela equação (5.55). 56

73 (5.55) O cálculo do fluxo magnético por pólo é dado pela equação (5.56) (Gieras e Wing, 2002). (5.56) Para o cálculo deste fluxo é necessário calcular o passo polar ( ) e o comprimento da parcela do enrolamento que atravessa o interior de cada ranhura ( ). Estes dois parâmetros são dados pelas equações (4.43) e (5.57), respectivamente. (5.57) O número de ranhuras de cada estator ( ) é determinado de forma análoga ao descrito para os motores de indução e de ímanes permanentes de fluxo axial (equação (4.7)). O número de condutores por ranhura ( ) é dado pela equação (5.7) (de acordo com o método utilizado para o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial). Seguindo o mesmo procedimento utilizado para o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial, calculou-se a secção de cada ranhura do estator ( ) assume-se um preenchimento de 40% pois está-se a planear colocar cabos de cobre circulares no interior das ranhuras. Ainda em relação às ranhuras do estator, é necessário definir a sua geometria. Assim, assume-se que as ranhuras que constituem o estator da máquina têm a mesma geometria das ranhuras utilizadas para o dimensionamento dos motores de indução e de ímanes permanentes de fluxo axial (figura 4.3). As várias dimensões da ranhura são calculadas de acordo com as equações (5.13) a (5.18). No que se refere à densidade de fluxo magnética nas partes mais fina e mais larga dos dentes do estator, o seu cálculo é feito de acordo com as equações indicadas para o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial (equações (5.20) a (5.24)) Dimensionamento da resistência do estator A resistência de cada estator é dada pela equação (5.25), seguindo-se o mesmo procedimento utilizado para o dimensionamento da resistência do estator do motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial Dimensionamento da reactância do estator A reactância do estator é dada pelas equações (5.60) e (5.61), seguindo-se o mesmo procedimento utilizado para o dimensionamento da reactância do estator do motor AC de ímanes permanentes de 57

74 fluxo axial. No entanto, existem algumas particularidades que distinguem o dimensionamento deste motor do motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial (Gieras e Wing, 2002): 1. A espessura fictícia do entreferro ( ) é dada apenas pela soma da espessura do entreferro com a espessura dos ímanes do rotor, e não pelo dobro deste valor (equação (5.58)) esta diferença deve-se às diferenças estruturais existentes entre os dois motores, pois o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial anteriormente dimensionado é composto por dois estatores; já o motor cilíndrico AC de ímanes permanentes que se está a dimensionar é composto por um só estator; 2. O factor de saturação do circuito magnético é igual ao Coeficiente de Carter (equação (5.59)) o motor de ímanes permanentes de fluxo axial é caracterizado por um factor de saturação igual ao Coeficiente de Carter elevado ao quadrado como resultado da sua constituição ter por base dois estatores. (5.58) (5.59) No que se refere às reactâncias síncronas segundo as componentes d e q, são dadas pelas equações (5.60) e (5.61), respectivamente. (5.60) (5.61) As reactâncias de reacção da armadura segundo os eixos d e q são calculadas recorrendo às equações (5.43) e (5.44), tal como indicado para o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial. No entanto, as componentes d e q das reactâncias de reacção da armadura de motores AC de ímanes permanentes de configuração cilíndrica são diferentes (pois ), sendo necessário calcular previamente os factores de forma correspondentes (equações (5.62) e (5.63), respectivamente). (5.62) (5.63) Assume-se que o parâmetro arco da ranhura (shoe arc) ( ) tem o valor de 0,5 (Gieras et al., 2004). O parâmetro é dado pela seguinte equação: (5.64) 58

75 Potências e binário do motor O diagrama de blocos representativo do dimensionamento das potências e binário que caracteriza o motor cilíndrico AC de ímanes permanentes é em tudo semelhante ao diagrama apresentado na figura 5.4: 1. A potência absorvida pelo estator é dado pela equação (5.46), onde corresponde ao factor de potência e é assumido com o valor de 0,9; 2. A potência aparente absorvida pelo estator é dada pela equação (5.47) e a potência debitada pelo motor é calculada recorrendo à equação (5.48); 3. As perdas totais (equação (5.51)) e a eficiência do motor (equação (5.52)) são calculadas tendo por base as potências debitada e absorvida; 4. A potência electromagnética e o binário do motor são determinados com base nas equações (5.50) e (5.53), respectivamente Resultados do dimensionamento Com base nas equações e aproximações referidas nas subsecções anteriores, foi possível recolher os resultados apresentados na tabela 5.6. Estes resultados foram obtidos através da utilização da ferramenta desenvolvida em Matlab (Anexo A). 59

76 Tabela 5.6. Resultados obtidos para o dimensionamento do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes, com base na ferramenta computacional desenvolvida em Matlab. Resultados obtidos para o motor cilíndrico AC de ímanes permanentes Diâmetro interno do estator [m] 0,08 Diâmetro externo do estator [m] 0,1 Comprimento activo do motor [m] 0,3 Número de condutores por fase 48 Número de ranhuras do estator 36 Número de condutores por ranhura 4 Diâmetro dos condutores [mm] 3,2 Reactância do estator [ ] 0,4 Resistência do estator [ ] 0,01 Reactância síncrona segundo o eixo d [ ] 0,3 Reactância síncrona segundo o eixo q [ ] 0,2 Reactância de reacção da armadura segundo o eixo d [ ] 0,1 Reactância de reacção da armadura segundo o eixo q [ ] 0,03 Potência activa total absorvida [W] 16666,7 Potência aparente total absorvida [VA] 18518,5 Potência total produzida [W] 15746,4 Perdas totais do motor [W] 920,3 Binário [Nm] 68,4 Rendimento [%] 94,5 60

77 6 Simulação de motores de ímanes permanentes a aplicar no eixo de duas rodas Neste capítulo são apresentados os resultados obtidos através da simulação de motores cilíndricos AC de ímanes permanentes para diferentes configurações dos ímanes, tendo estas simulações sido efectuadas no software de elementos finitos FEMM. Pelas mesmas razões referidas para a simulação do motor de indução, o problema em análise nesta secção diz respeito a um problema magnético nãolinear. Na secção 6.1 apresenta-se a simulação do motor com rotor de ímanes permanentes exteriores e na secção 6.2 apresenta-se a simulação do motor com rotor de ímanes permanentes localizados no interior do rotor. 6.1 Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes exteriores Para se efectuar a simulação do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes exteriores, foi necessário definir a sua geometria de forma análoga ao efectuado para o motor de indução (figura 6.1). Uma vez definida a sua geometria, foi necessário definir os materiais que constituem o rotor, o estator, os fios a colocar nas ranhuras do estator e os ímanes que estão acoplados ao rotor do motor. Os materiais escolhidos foram os seguintes: 1. Aço M-19 para o núcleo do estator e do rotor; 2. Cobre 10-AWG para o fio dos condutores introduzidos nas ranhuras do estator; 3. Alnico 5 para os ímanes acoplados ao núcleo do rotor. Figura 6.1. Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes exteriores representado no software FEMM. 61

78 Relativamente ao material que constitui o núcleo do estator e do rotor do motor (aço M-19), a sua curva característica está representada na figura No que se refere ao material que constitui os ímanes do rotor, a sua curva característica é dada pela figura 6.2. Optou-se por utilizar ímanes permanentes de Alnico 5, pois esta é uma das ligas mais utilizadas na constituição de ímanes permanentes aplicados em motores eléctricos (Gieras e Wing, 2002). As principais vantagens deste material estão relacionadas com a sua elevada densidade de fluxo magnético remanescente, assim como com os seus reduzidos coeficientes de temperatura estas vantagens permitem obter elevadas densidades de fluxo magnético no entreferro para elevadas temperaturas dos ímanes. No que se refere a desvantagens, verifica-se que a sua curva de desmagnetização apresenta um carácter não linear consequentemente, o Alnico 5 é facilmente magnetizável e desmagnetizável. Figura 6.2. Evolução do campo magnético B em função do campo H para o Alnico 5. Após seleccionados todos os materiais constituintes do motor, definiram-se as condições de fronteira necessárias a esta simulação. Pelas mesmas razões indicadas para o motor de indução, também aqui é necessária apenas a condição de fronteira de Dirichlet (ficando assim confinadas as linhas de campo magnético no interior do motor). Posteriormente, impôs-se uma frequência de e corrente de. Na figura 6.3 apresenta-se a distribuição das linhas de campo magnético obtida para estas condições de funcionamento. 62

79 Figura 6.3. Distribuição de campo magnético no motor cilíndrico AC de ímanes permanentes exteriores obtida através da simulação electromagnética no software FEMM à frequência de 50Hz e com corrente de 60A. De forma análoga ao referido para o motor de indução, as linhas de campo magnético seguem o comportamento esperado (Danielsson e Leijon, 2007; Ombach e Junak, 2008) as linhas de campo distribuem-se simetricamente em cada pólo do motor. Adicionalmente, verifica-se que o sentido das linhas de campo alterna entre pólos adjacentes. Seleccionando apenas o estator do motor para análise, é possível analisar a sua distribuição de campo H (figura 6.4). Figura 6.4. Evolução do campo H no estator do motor, na secção indicada pela recta vermelha. Pelo estudo da figura 6.4 verifica-se que o campo H sofre um aumento perto da zona onde se encontram as ranhuras do estator (note-se que os 0 cm correspondem ao diâmetro externo do estator). Por comparação dos valores de pico da figura 6.4 com o gráfico da figura 4.13, verifica-se que estes valores não estão na zona de saturação do aço utilizado para o núcleo de ferro do estator (tal como verificado para o estator do motor de indução). 63

80 Seleccionando agora o rotor do motor, é também possível analisar a sua distribuição de campo H (figura 6.5). Figura 6.5. Evolução do campo H no rotor do motor, na secção indicada pela recta vermelha. Pela análise conjunta da figura 6.5 e da figura 4.13, pode concluir-se que o rotor do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes exteriores não se encontra saturado quando a funcionar para uma frequência de e uma corrente de, pois o campo H não excede o limiar de saturação que caracteriza o material que o constitui (25000A/m). Nas tabelas 6.1, 6.2 e 6.3 estão apresentados os principais resultados obtidos através da simulação do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes exteriores. Tabela 6.1. Resultados obtidos através da simulação do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes exteriores no software FEMM, relativos aos enrolamentos do motor. Enrolamentos Resultados A B C Corrente total [A] j51,9-30-j51,9 Tensão [V] 24,1+j32,2-37,2+j12,4 20,8-j46,2 Fluxo ligado [Wb] 0,1-j0,1 0,03+j0,1-0,1-j0,07 Indutância [H] 0,002-j0,001 0,001-j0,001 0,002-j0,001 Resistência [Ω] 0,4+j0,5 0,5+j0,4 0,5+j0,7 Potência dissipada [W] 721,5 880,8 888,5 Tabela 6.2. Resultados obtidos através da simulação do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes exteriores no software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do estator. Energia magnética [J] 0,03 Total de perdas [W] 3,9 Densidade total de perdas [W/m 3 ] 1479,2 Volume do bloco [m 3 ] 0,003 64

81 Tabela 6.3. Resultados obtidos através da simulação do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes exteriores no software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do rotor. Energia magnética [J] 0,01 Total de perdas [W] 1,1 Densidade total de perdas [W/m 3 ] 1071,2 Volume do bloco [m 3 ] 0, Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes localizados no interior do rotor Para se efectuar a simulação do motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes localizados no seu interior, foi necessário definir a sua geometria de forma análoga ao efectuado anteriormente. Este caso é em tudo semelhante ao motor simulado na secção anterior, com a diferença de a disposição dos ímanes no rotor ser diferente (na secção 6.1. os ímanes localizavam-se na periferia do núcleo de ferro do rotor, neste caso os ímanes encontram-se no interior do núcleo de aço do rotor) (ver figura 6.6). Os materiais e as condições de fronteira definidas para este motor são iguais ao descrito para o motor cilíndrico AC de ímanes permanentes exteriores. Figura 6.6. Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes interiores representado no software FEMM. De forma análoga ao efectuado anteriormente anterior, impôs-se uma frequência de corrente de. Na figura 6.7 apresenta-se a distribuição das linhas de campo magnético obtida. e 65

82 Figura 6.7. Distribuição de campo magnético no motor cilíndrico AC de ímanes permanentes localizados no interior do rotor obtida através da simulação electromagnética no software FEMM à frequência de 50Hz e com corrente de 60A. De forma análoga ao referido para o motor de indução, as linhas de campo magnético seguem o comportamento esperado (Danielsson e Leijon, 2007; Ombach e Junak, 2008) as linhas de campo distribuem-se simetricamente em cada pólo do motor. Adicionalmente, verifica-se que o sentido das linhas de campo alterna entre pólos adjacentes. Na figura 6.8 está representada a distribuição de campo H no estator do motor em análise. Figura 6.8. Evolução do campo H no estator do motor, na secção indicada pela recta vermelha. Pela figura 6.8, verifica-se que o campo H sofre um aumento perto da zona onde se encontram as ranhuras do estator (note-se que os 0 cm correspondem ao diâmetro externo do estator). Por comparação dos valores de campo H da figura 6.8 com o gráfico da figura 4.13, verifica-se o estator do motor não se encontra saturado, pois o campo H não excede os 15000A/m (e o aço M-19 apresenta um 66

83 limiar de saturação de 25000A/m). A mesma análise efectuada para o núcleo do rotor permitiu retirar as mesmas conclusões. Na figura 6.9 está agora representada a distribuição de campo H num dos ímanes permanentes do motor em análise. Verifica-se que o íman encontra-se saturado o campo H dentro do íman atinge valores superiores ao limiar de saturação que caracteriza o Alnico 5 (de acordo com a figura 6.2) (notese que os 0 cm correspondem ao diâmetro interno do rotor). Figura 6.9. Evolução do campo H num dos ímanes permanentes do motor, na secção indicada pela recta vermelha. Nas tabelas 6.4, 6.5 e 6.6 estão apresentados os principais resultados obtidos através da simulação do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes localizados no interior do rotor. Tabela 6.4. Resultados obtidos através da simulação do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes localizados no interior do rotor no software FEMM, relativos aos enrolamentos do motor. Enrolamentos Resultados A B C Corrente total [A] j51,9-30-j51,9 Tensão [V] 5,6+j68,6-100,7-j12,2 98,4-j61,6 Fluxo ligado [Wb] 0,2-j0,01-0,04+j0,3-0,2-j0,3 Indutância [H] 0,004-j0,002 0,005-j0,002 0,006 Resistência [Ω] 0,1+j1,1 0,7+j1,6 0,1+j1,9 Potência dissipada [W] 167,9 1192,6 125,6 Tabela 6.5. Resultados obtidos através da simulação do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes localizados no interior do rotor no software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do estator. Energia magnética [J] 1,1 Total de perdas [W] 20,5 Densidade total de perdas [W/m 3 ] 7612,6 Volume do bloco [m 3 ] 0,003 67

84 Tabela 6.6. Resultados obtidos através da simulação do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes localizados no interior do rotor no software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do rotor. Energia magnética [J] 0,4 Total de perdas [W] 7,9 Densidade total de perdas [W/m 3 ] 6808,9 Volume do bloco [m 3 ] 0,001 68

85 7 Conclusões e desenvolvimentos futuros Neste capítulo são apresentadas as principais conclusões deste estudo (secção 7.1), assim como desenvolvimentos futuros relevantes nesta área (secção 7.2). 7.1 Conclusões Nesta tese foi feito um estudo de motores alternativos para aplicação em veículos eléctricos. Actualmente existem várias opções, havendo necessidade de estabelecer vantagens e desvantagens associadas à utilização de cada tipo de motor eléctrico. Assim sendo, esta tese veio dar resposta a essa necessidade, tendo-se efectuado uma comparação dos motores mais utilizados em veículos eléctricos. Concluído o estudo de motores eléctricos alternativos, efectuou-se a análise de dois dos principais tipos de motor utilizados para aplicação em veículos eléctricos: motor de indução e motor AC de ímanes permanentes. Esta análise reveste-se de grande importância, pois servirá de base para o futuro desenvolvimento de novos motores para aplicação num veículo eléctrico comercial para utilização em percursos citadinos (FIAT Elletra Seicento). Para proceder a esta análise, efectuaram-se dois estudos: (1) dimensionamento; e (2) simulação dos motores. Tendo em vista o dimensionamento destes motores, desenvolveu-se uma ferramenta computacional no software Matlab para esse fim. Esta ferramenta representa uma mais-valia desta tese, pois poderá servir de base para futuros dimensionamentos. Adicionalmente, derivado à sua simplicidade de construção, pode ser facilmente melhorada com o objectivo de permitir efectuar dimensionamentos mais completos dos vários motores eléctricos. Efectuado o dimensionamento dos três tipos de motores eléctricos estudados nesta tese (motor de indução, motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial e motor cilíndrico AC de ímanes permanentes), é possível concluir que o motor mais atractivo para aplicação num veículo eléctrico comercial será o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial. Isto porque, dadas as características impostas para o motor que se pretende construir para futura aplicação num veículo eléctrico comercial (FIAT Elletra Seicento), este é o motor com binário mais elevado ( Nm), assim como com um elevado rendimento ( %). Adicionalmente, tratando-se de um motor com comprimento tipicamente reduzido, binário elevado e número de rotações reduzido (um terço das rotações que caracterizam o motor de indução e o motor cilíndrico AC de ímanes permanentes dimensionados), é possível efectuar o seu acoplamento directo às rodas do veículo. Tal como referido anteriormente, este tipo de colocação apresenta várias vantagens, entre as quais uma eliminação de perdas mecânicas (devido a inexistência de um sistema de engrenagens a estabelecer a ligação entre as rodas e o motor) e, consequentemente, um aumento do rendimento do veículo. 69

86 Apesar de se considerar que o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial é aquele que reúne melhores condições para aplicação em veículos eléctricos (devido às suas características e possibilidade de acoplamento directo às rodas do veículo), verifica-se que o motor cilíndrico AC de ímanes permanentes apresenta um rendimento superior. No entanto, como apresenta um binário inferior, um elevado número de rotações e dimensões elevadas, o seu acoplamento directo às rodas do veículo não é possível. Com base na comparação dos resultados obtidos através do dimensionamento dos três tipos de motores eléctricos referidos, é possível retirar algumas conclusões adicionais: 1. Tendo como critério o rendimento, o motor mais atractivo para futura aplicação em veículos eléctricos seria o motor cilíndrico AC de ímanes permanentes, uma vez que o seu rendimento é claramente superior ao dos restantes dois motores ( %). De acordo com Gieras e Wing (2002), Nanda e Kar (2006) e Xue et al. (2008), seria de esperar que o rendimento deste tipo de motor fosse superior ao rendimento do motor de indução, derivado à presença de ímanes permanentes no rotor (nestas condições, as perdas são muito reduzidas e estão relacionadas com as variações que se verificam na relutância do entreferro, sendo estas variações originadas pela passagem do rotor pelos dentes do estator); 2. Tendo como critério o binário, o motor mais atractivo seria o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial, tal como sugerido por Gieras et al. (2004) este tipo de motores é caracterizado por uma elevada densidade de binário, o que se verificou a partir do dimensionamento efectuado. No que se refere à ferramenta computacional desenvolvida no software Matlab, esta permite dimensionar diferentes tipos de motores de eléctricos de forma simples e rápida. Dada a simplicidade da ferramenta, qualquer utilizador a poderá utilizar sem qualquer dificuldade, desde que tenha acesso aos dados de entrada pedidos pela ferramenta. No entanto, existem também algumas limitações que devem ser consideradas pelo utilizador: 1. Os motores a dimensionar deverão possuir refrigeração a ar; 2. Os motores deverão funcionar a uma frequência nominal de 50/60Hz; 3. A potência dos motores a dimensionar deverá ser inferior a 100kW. Concluída a fase de dimensionamento, efectuou a simulação recorrendo ao software FEMM dos seguintes motores: motor de indução, motor cilíndrico AC de ímanes permanentes externos e motor cilíndrico AC de ímanes permanentes internos. Estas simulações revestem-se de grande importância pois permitem avaliar o desempenho dos motores dimensionados para diferentes condições de funcionamento (consoante as condições que o utilizador queira impor). No que se refere a estas simulações, é possível retirar algumas conclusões: 1. As linhas de campo magnético obtidas para os motores dimensionados estão simetricamente distribuídas em cada pólo, tal como seria de esperar; 70

87 2. O material escolhido para os núcleos do estator e do rotor do motor (Aço M-19) representa uma boa escolha, devido a este material não saturar quando os motores (todos os motores simulados) estão a funcionar nas suas condições nominais (50Hz de frequência e corrente de 60A). Após todas as simulações e dimensionamentos efectuados, conclui-se que o software FEMM representa uma ferramenta importante para complementar a fase de dimensionamento de cada motor. Esta importância deve-se ao facto deste software possibilitar a verificação do desempenho dos motores anteriormente dimensionados quando se impõem diferentes condições de funcionamento. 7.2 Desenvolvimentos futuros No que se refere a trabalhos futuros, esta tese pretende servir de ponto de partida para a futura concepção dos vários motores analisados, assim como para a sua futura aplicação num veículo eléctrico comercial para utilização em percursos citadinos (FIAT Elletra Seicento). Tendo-se desenvolvido uma ferramenta computacional (em software Matlab) para dimensionamento dos três tipos de motores eléctricos em estudo nesta tese, sugere-se o seu aperfeiçoamento, assim como melhoramento da interface gráfica com o utilizador. A ferramenta deverá também incluir a análise do comportamento térmico do motor. Após ter-se efectuado as simulações dos dois motores cilíndricos AC de ímanes permanentes com diferentes configurações de ímanes nos rotores à frequência de 50Hz e corrente de 60A, concluiu-se que o material utilizado para os ímanes permanentes (Alnico 5) entrava em saturação. Posto isto, seria interessante verificar o funcionamento destes motores utilizando outros tipos de materiais para os ímanes permanentes, analisando assim o efeito que estes materiais teriam no desempenho destes motores. 71

88 72

89 8 Bibliografia [1] Baltzis KB. The finite element method magnetic (FEMM) freeware package: May it serve as an educational tool in teaching electromagnetics?. Education and Information Technologies, 2008; 5(1): [2] Belmans R, Findlay RD, Geysen W. A circuit approach to finite element analysis of a double squirrel cage induction motor. IEEE Transactions on Energy Convertion, 1990; 5(4): [3] Binns KJ. Calculation of some Basic flux quantities in induction and other doubly-slotted electrical machines. Proceedings of the Institution of Electrical Engineers, 1964; 111(11): [4] Boldea I, Nasar SA. The Induction Machine Handbook. ISBN: , CRC Press, [5] Chan CC, Chau KT. Modern Electric Vehicle Technology. US: Oxford University Press, 2001; [6] Danielsson O, Leijon M. Flux Distribution in Linear Permanent-Magnet Synchronous Machines Including Longitudinal End Effects. IEEE Transactions on Magnetics, 2007; 43(7): [7] Dorrel DG, Popescu M, McGilp MI. Torque calculation in finite element solutions of electrical machines by consideration of stored energy. IEEE Transactions on Magnetics, 2006; 42(10): [8] Ehsani M, Gao Y, Gay S. Characterization of Electric Motor Drives for Traction Applications. Industrial Electronic Society 2003; 1: [9] Fei W, Luk PCK, Jinupun K. A New Axial Flux Permanent Magnet Segmented-Armature-Torus Machine for In-Wheel Direct Drive Applications [10] Finite Element Method Magnetics. Disponível na Internet via www. URL: Consultado entre Março e Setembro [11] Finley WR, Hodowanec MM. Selection of best induction motor rotor construction method. Pulp and Paper Industry Technical Conference, 2001; [12] Fitzgerald AE, Kingsley C, Umans SD. Máquinas Eléctricas. Porto Alegre: Bookman, [13] Gieras JF, Wing M. Permanent Magnet Motor Technology Design and Applications. New York: Marcel Dekker, Second Edition, [14] Gieras JF, Wang RJ, Kamper MJ. Axial Flux Permanent Magnet Brushless Machines. USA: Kluwer Academic Publishers, [15] Jain M, Sheldon S, Williamson. Suitability Analysis of In-Wheel Motor Direct Drives for Electric and Hybrid Electric Vehicles. Concordia University, Canada, [16] Juliani ADP, Gonzaga DP, Monteiro JRBA. Magnetic Field Analysis of a Brushless DC Motor. International Conference on Electrical Machines, [17] Kocabas DA, Mergen AF. Performance and magnetic analysis of the novel stator structure compared with standard induction machine. IEEE International Symposium on Industrial Electronics, 2008; [18] Kolondzovski Z, Petkovska L. Determination of a Synchronous Generator Characteristics via Finite Element Analysis. Serbian Journal of Electrical Engineering, 2005; 2(2):

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91 [37] Zeraoulia M, Benbouzid MEH, Diallo D. Electric Motor Drive Selection Issues for HEV Propulsion Systems: A Comparative Study. University of Western Brittany,

92 76

93 Anexo A. Manual de utilização da ferramenta desenvolvida para o dimensionamento de motores eléctricos a aplicar em veículos eléctricos Tendo por objectivo permitir ao utilizador efectuar o rápido dimensionamento de diferentes tipos de motores eléctricos para aplicação em veículos eléctricos, desenvolveu-se a ferramenta apresentada neste capítulo. Esta ferramenta foi desenvolvida recorrendo ao software Matlab. Para utilizar a ferramenta desenvolvida, o utilizador deverá ter instalada no seu computador uma versão recente do software Matlab. Para iniciar o dimensionamento, o utilizador deverá executar o software Matlab e colocar no campo Current Directory o caminho para a pasta onde se encontra o ficheiro Dimensionamento_motores.m. Posteriormente, deverá introduzir o nome deste ficheiro na linha de comandos do Matlab. Após esta introdução aparecerá a janela apresentada na figura A.1. Figura A.1. Figura ilustrativa do aspecto da janela de selecção do motor a dimensionar. Nesta janela o utilizador tem a possibilidade de seleccionar qual o motor que pretende dimensionar. Tal como se pode verificar pela figura A.1, são dadas três opções: (1) motor de indução; (2) motor AC de ímanes permanentes cilíndrico; e (3) motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial. Nas secções seguintes são descritos em detalhe todos os passos necessários para o dimensionamento de cada um dos três tipos de motores. A.1. Dimensionamento de um motor de indução Uma vez seleccionado o dimensionamento de um motor de indução, é pedido ao utilizador que introduza os vários dados de entrada necessários a este dimensionamento (ver figura A.2). 77

94 Figura A.2. Aspecto da janela de dados de entrada necessários ao dimensionamento do motor de indução. Tal como se pode verificar pela figura A.2, a janela apresentada disponibiliza valores pré-definidos para os vários dados de entrada. O utilizador poderá aceitar estes valores, ou alterá-los de acordo com o dimensionamento que pretender efectuar, tendo sempre em atenção as medidas indicadas para cada dado de entrada. Após introduzidos todos os valores, o utilizador deverá clicar no botão OK obtendo de imediato os valores dos principais parâmetros do motor de Indução dimensionado. A apresentação destes resultados terá o aspecto indicado na figura A.3. Figura A.3. Aspecto da apresentação dos resultados obtidos do dimensionamento do motor de indução. 78

95 A.2. Dimensionamento de um motor AC de ímanes permanentes cilíndrico De forma análoga ao explicado na secção anterior, o dimensionamento de um motor AC de ímanes permanentes cilíndrico inicia-se com a introdução dos dados de entrada apresentados na figura A.4. Figura A.4. Aspecto da janela dos dados de entrada necessários ao dimensionamento do motor AC de ímanes permanentes cilíndrico. Novamente, o utilizador poderá manter os valores pré-definidos da ferramenta ou alterar de acordo com o dimensionamento que pretende efectuar. Os resultados do dimensionamento deste tipo de motor têm o aspecto apresentado na figura A.5. 79

96 Figura A.5. Aspecto da apresentação dos resultados obtidos do dimensionamento do motor AC de ímanes permanentes cilíndrico. A.3. Dimensionamento de um motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial Seguindo os mesmos passos descritos nas secções anteriores, o utilizador deverá alterar ou manter os dados de entrada pedidos pela ferramenta (figura A.6). Figura A.6. Aspecto da janela de dados de entrada necessários ao dimensionamento do motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial. 80

97 Os resultados deste dimensionamento são em tudo semelhantes aos resultados obtidos para o dimensionamento dos motores anteriormente descritos (figura A.7). Figura A.7. Aspecto da apresentação dos resultados obtidos do dimensionamento do motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial. De notar que caso o utilizador pretenda alterar o motor a dimensionar, é lhe dada a possibilidade de cancelar o dimensionamento. Para isso, o utilizador deverá clicar no botão Cancelar disponibilizado nas janelas apresentadas nas figuras A.2, A.4 e A.6 (consoante o dimensionamento em questão). Nesta situação, o utilizador terá que voltar a introduzir o nome do ficheiro Dimensionamento_motores.m na linha de comandos do software Matlab e seguir os passos descritos nas secções anteriores. 81

98 82

99 Anexo B. Manual de utilização dos ficheiros construídos para simulação de motores eléctricos a aplicar em veículos eléctricos Com o intuito de efectuar a simulação de alguns dos motores eléctricos anteriormente dimensionados, construíram-se diferentes ficheiros utilizando o software de simulação FEMM. Assim, simulou-se o funcionamento dos seguintes dois motores: (1) motor de indução com rotor em gaiola de esquilo; e (2) motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes. No que se refere ao segundo motor, foram efectuadas duas simulações distintas assumindo diferentes localizações para os ímanes: (1) ímanes exteriores; e (2) ímanes localizados no interior do rotor. Assim sendo, construíram-se três ficheiros.fem cuja utilização requer que o utilizador tenha instalada no seu computador uma versão recente do software FEMM. De seguida descrevem-se todos os passos necessários para a correcta utilização destes ficheiros. B.1. Simulação do motor de indução Para iniciar a simulação do motor de indução, o utilizador deverá executar o software FEMM e abrir o ficheiro Motor_de_Indução.fem através do separador File -> Open. De seguida, aparecerá na janela do software o desenho do motor de indução (figura B.1). Figura B.1. Motor de indução representado no software FEMM. Posteriormente, o utilizador poderá efectuar alterações no desenho do motor através dos botões da barra horizontal que se encontra na parte superior da figura B.1. Para além de alterações na estrutura do motor, o utilizador poderá também alterar as definições do problema que se está a tratar recorrendo ao separador Problem. Ao seleccionar este separador, aparecerá uma nova janela com vários campos, onde o utilizador poderá modificar os valores dos principais parâmetros: (1) Frequência 83

100 de funcionamento (Frequency (Hz)); (2) Profundidade do motor (Depth); (3) Precisão dos resultados (Solver Precision). Após todas a modificações efectuadas, o utilizador deverá construir a malha do problema clicando no botão Run Mesh Generator ( clicando no botão Run analysis ( ). De seguida, o utilizador deverá efectuar a simulação do problema ) e, posteriormente, poderá visualizar os resultados da simulação do problema seleccionando o botão View Results ( o aspecto apresentado na figura B.2. ). Estes resultados serão apresentados de acordo com Figura B.2. Resultados da simulação efectuada para o motor de indução no software FEMM. B.2. Simulação do motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes exteriores Para efectuar a simulação do motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes exteriores, tal como já foi referido anteriormente, o utilizador deverá executar o software FEMM e abrir o ficheiro Cilindrico_Imanes_Periferia.fem através do separador File -> Open. De seguida, aparecerá na janela do software o desenho do motor (figura B.3). Figura B.3. Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes exteriores representado no software FEMM. 84

101 Posteriormente, o utilizador poderá efectuar alterações ao desenho do motor, bem como alterar as principais definições do problema. Para efectuar a simulação o utilizador deverá seguir os mesmos passos descritos na secção anterior. Na figura B.4 apresenta-se o aspecto dos resultados da simulação do motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes exteriores. Figura B.4. Resultados da simulação efectuada para o motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes exteriores no software FEMM. B.3. Simulação do motor AC cilíndrico com rotor de ímanes permanentes localizados no interior do rotor De forma análoga ao já descrito anteriormente, para o utilizador efectuar a simulação do motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes localizados no interior, deverá em primeiro lugar executar o software FEMM e abrir o ficheiro Cilindrico_Imanes_Interior.fem através do separador File -> Open. De seguida, aparecerá na janela do software o desenho do motor (figura B.5). Figura B.5. Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes localizados no interior representado no software FEMM. 85

102 Tal como já foi referido, posteriormente à abertura do ficheiro o utilizador poderá proceder à alteração do desenho do motor bem como das principais definições do problema. De seguida o utilizador poderá simular e visualizar os resultados obtidos de forma idêntica ao explicado para os casos anteriores. Figura B.6. Resultados da simulação efectuada para o motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes localizados no seu interior no software FEMM. 86

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