DESEQUILÍBRIO DE TENSÃO EM MOTORES DE INDUÇÃO E SEUS EFEITOS NO RENDIMENTO.

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1 UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ CAMPUS DE CURITIBA CURSO DE ENGENHARIA INDUSTRIAL ELÉTRICA ÊNFASE ELETROTÉCNICA ELISEU BURDA FELIPE MAFIOLETTI SCHUARTZ MAICON MIRANDA DA SILVA DESEQUILÍBRIO DE TENSÃO EM MOTORES DE INDUÇÃO E SEUS EFEITOS NO RENDIMENTO. TRABALHO DE CONCLUSÃO DE CURSO CURITIBA 2012

2 ELISEU BURDA FELIPE MAFIOLETTI SCHUARTZ MAICON MIRANDA DA SILVA 1 DESEQUILÍBRIO DE TENSÃO EM MOTORES DE INDUÇÃO E SEUS EFEITOS NO RENDIMENTO. Trabalho de Conclusão de Curso de Graduação, apresentado à disciplina de TCC2, do curso de Engenharia Industrial Elétrica Ênfase em Eletrotécnica do Departamento Acadêmico de Eletrotécnica - DAELT - da Universidade Tecnológica Federal do Paraná - UTFPR, como requisito parcial para obtenção do título de Engenheiro Eletricista. Orientador: Prof. Dr. Joaquim Eloir Rocha Co-orientador: Prof. Ednilson Soares Maciel CURITIBA 2012

3 ELISEU BURDA FELIPE MAFIOLETTI SCHUARTZ MAICON MIRANDA DA SILVA 2 DESEQUILÍBRIO DE TENSÃO EM MOTORES DE INDUÇÃO E SEUS EFEITOS NO RENDIMENTO. Este Trabalho de Conclusão de Curso de Graduação foi julgado e aprovado como requisito parcial para a obtenção do Título de Engenheiro Eletricista, do curso de Engenharia Industrial Elétrica - Eletrotécnica do Departamento Acadêmico de Eletrotécnica (DAELT) da Universidade Tecnológica Federal do Paraná (UTFPR). Curitiba, 03 de outubro de Prof. Emerson Rigoni, Dr. Coordenador de Curso de Engenharia Industrial Elétrica Prof. Marcelo de Oliveira Rosa, Dr. Coordenador dos Trabalhos de Conclusão de Curso de Engenharia Elétrica do DAELT ORIENTAÇÃO BANCA EXAMINADORA Joaquim Eloir Rocha, Dr. Universidade Tecnológica Federal do Paraná Orientador Joaquim Eloir Rocha, Dr. Universidade Tecnológica Federal do Paraná Ednilson Soares Maciel Universidade Tecnológica Federal do Paraná Co-orientador Ednilson Soares Maciel Universidade Tecnológica Federal do Paraná Walter Denis Cruz Sanchez, Dr. Universidade Tecnológica Federal do Paraná A folha de aprovação assinada encontra-se na Coordenação do Curso de Engenharia Elétrica

4 RESUMO 3 BURDA, Eliseu. SCHUARTZ, Felipe Mafioletti. SILVA, Maicon Miranda da. Desequilíbrio De Tensão Em Motores De Indução E Seus Efeitos No Rendimento Projeto Final (Graduação em Engenharia Industrial Elétrica com Ênfase em Eletrotécnica) Departamento Acadêmico de Eletrotécnica, Universidade Tecnológica Federal do Paraná. Curitiba, Sabe-se que a Qualidade de Energia Elétrica é fundamental para o bom funcionamento de aparelhos em instalações elétricas, sendo um dos fatores que garantem o tempo de vida útil determinado pelo fabricante dos equipamentos elétricos. Os desequilíbrios de tensões em motores elétricos podem reduzir bastante a vida útil destes equipamentos que compõe cerca de 50% das cargas elétricas totais de uma indústria. Este trabalho trata dos desequilíbrios de tensão em motores de indução trifásicos e seus efeitos no rendimento. O objetivo deste trabalho é mensurar o impacto provocado pelo desequilíbrio de tensão gerado por distúrbios controlados na alimentação do equipamento, determinando o aumento de temperatura na cabeça de bobina do estator e a diminuição do rendimento do motor em estudo. Através de um motor de indução acoplado a um gerador trifásico e um conjunto de resistências, pôde-se simular as cargas de 50%, 75% e 100% de carga mecânica no eixo do motor e, juntamente a isto, inserindo um resistor variável em uma das três fases do motor, foi possível verificar a condição de subdesequilíbrio monofásico com desequilíbrios na ordem de 0%, 2%, 4% e 6% para os diferentes tipos de carga anteriormente mencionadas, comparando com a condição normal de operação do motor, assim foi possível determinar as perdas de rendimento do motor. Através do subdesequilíbrio de tensão monofásico foi possível determinar o aumento de temperatura, provocado pela condição atípica comparada com a condição normal de funcionamento, perda de velocidade, o que foi bem notório na condição de plena carga e, consequentemente, a perda do torque exercido pelo eixo do motor devido ao desequilíbrio provocado. Palavras-chave: Desequilíbrio de tensão, motor de indução, qualidade de energia, rendimento.

5 ABSTRACT 4 BURDA, Eliseu. SCHUARTZ, Felipe Mafioletti. SILVA, Maicon Miranda da Silva. Unbalanced Voltage in Induction Motor and its Efficiency Effects Projeto Final (Graduação em Engenharia Industrial Elétrica com Ênfase em Eletrotécnica) Departamento Acadêmico de Eletrotécnica, Universidade Tecnológica Federal do Paraná. Curitiba, It is known that the Power Quality is essential for the proper functioning of devices in electrical installations and ensures the determined lifetime by the electrical equipments manufacturer. The unbalanced voltages in electric motors can greatly reduce the useful life of this equipment that composes around 50% the total of the electric industry loads. This paper treat about the unbalanced voltages in induction motors and their effect on efficiency. This work objective is to measure the impact caused by unbalanced voltage generated by disturbances in the controlled feeding equipment, determining the temperature increase in the head coil stator and the engine performance decrease studied. Through an induction motor coupled to a three-phase generator and a resistors set, one could simulate mechanical loads of 50%, 75% and 100% on the motor shaft and along with this, inserting a variable resistor in one of the three phases motor, it was possible to check the single phase under-voltage unbalance condition with unbalances in the order of 0%, 2%, 4% and 6% for the different load types mentioned above, comparing to the normal operating condition motor, then it was possible to determine the engine performance losses. Via single phase under-voltage unbalance was determined the temperature increase, caused by unusual condition compared to the normal operating, speed loss, which is well noticeable in the full load conditions and consequently torque loss exerted by the motor shaft, because of unbalance caused. Keywords: Unbalance voltage, induction motor, power quality, efficiency.

6 LISTA DE FIGURAS 5 Figura 2-1 Vista Explodida do Motor de Indução Trifásico Figura 2-2 Diagrama Fasorial de Sequência Positiva Figura 2-3 Diagrama Fasorial de Sequência Negativa Figura 2-4 Diagrama Fasorial de Sequência Zero Figura 2-5 Circuito equivalente de sequência positiva do motor de indução Figura 2-6 Circuito equivalente de sequência negativa do motor de indução Figura 2-7 Gráfico Torque x Velocidade do motor de indução trifásico Figura 2-8 Gráfico da Redução da Operação do MIT dependendo do desequilíbrio de tensão Figura 2-9 Circuito Equivalente para Rotor Travado Figura 2-10 Circuito Equivalente Motor a vazio Figura 2-11 Gráfico das Perdas Rotacionais Figura 2-12 Circuito equivalente do termopar conectado a um multímetro Figura 2-13 Instalação de flange de torque em gerador Figura 2-14 Interfaces LabVIEW Figura 2-15 Programação em diagrama de bloco do LabVIEW Figura 3-1 Esquemático de Montagem Figura Bancada de Ensaios Figura Motor WEG 4 cv 100L Figura 3-4 Gerador Kohlbach 4 kva Figura Célula de Carga Líder CS Figura Multimedidor Kron Mult-K plus Figura Encoder Incremental E50S T Figura Forma de onda de saída do Encoder Figura 3-9 Circuito de amplificador instrumental Fonte: Horowitz & Hill, Figura 3-10 Amplificador Instrumental Figura 3-11 ConFiguração dos pinos de saída do DAq4AI Figura 3-12 Banco de Resistências Figura Resistor de Desequilíbrio de Tensão Figura 3-14 Osciloscópio Tektronnix TDS 1001B

7 Figura 3-15 Esquema de ligação entre o LM35 e a placa de aquisição DAq4AI Figura 3-16 VI para aquisição dos sinais placa DAq4AI Figura 3-17 VI de controle e registros dos valores de temperatura Figura 3-18 Janela de visualização da VI para o controle da temperatura Figura 3-19 Fixação da Célula de Carga ao Gerador Figura 3-20 Peso Padrão de 5kg Figura 3-21 Acoplamento do Encoder ao Gerador Figura 3-22 Instalação do LM35 no Motor Figura 3-23 Instalação do LM35 na Matriz de Contato Figura Exemplo de planilha dos dados de temperatura via LabVIEW Figura Exemplo de planilha dos dados do Osciloscópio Figura Registro da tela de exibição Osciloscópio Figura Gráfico via MatLab do Canal 1 do Osciloscópio (Célula de Carga) Figura Gráfico via MatLab do Canal 2 do Osciloscópio (Encoder) Figura Exemplo de planilha dos dados do Elipse E Figura Relação entre a perda de vida útil enrolamento e o grau de desequilíbrio de tensão (PVUR) para 50% de carga Figura Relação entre a perda de vida útil enrolamento e o grau de desequilíbrio de tensão (PVUR) para 75% de carga Figura Relação entre a perda de vida útil enrolamento e o grau de desequilíbrio de tensão (PVUR) para 100% de carga Figura Gráfico das perdas do MIT operando a 50% de carga Figura Gráfico das perdas do MIT operando a 75% de carga Figura Gráfico das perdas do MIT operando a 50% de carga

8 LISTA DE QUADROS 7 Quadro 2-1 Fator das Resistências em função da classe de partida do MIT Quadro 3-1 Calibração da Célula de Carga: Tensão X Massa de Excitação Quadro 3-2 Queda de tensão no resistor de desequilíbrio Quadro 3-3 Valores das resistências necessárias para o desequilíbrio de tensão. 76 Quadro 3-4 Tensão de saída da Célula de Carga Quadro 3-5 Desequilíbrio de tensão real Quadro Análise da Tensão da Rede Quadro Análise da Corrente da Rede Quadro Variação da Temperatura no enrolamento do motor Quadro Perda da vida útil do MIT Quadro Análise dos valores médios das potências Quadro Variação da Potência Ativa da Rede Quadro Perdas do MIT Quadro Variação da velocidade

9 8 LISTA DE ABREVIATURAS ANSI CUF IEEE LVUR MIT NEMA PVUR QEE VI VUF American National Standards Institute. Current Unbalance Factor. Institute of Electrical and Electronics Engineers. Line Voltage Unbalance Ratio. Motor de Indução Trifásico. National Electrical Manufacturs Association. Phase Voltage Unbalance Ratio. Qualidade de Energia Elétrica. Virtual Instrument. Voltage Unbalance Factor. -

10 9 LISTA DE SÍMBOLOS I I jx jx R R jx R R s τ ωs P P n " n V c.c. F ormit f tg f MIT Velocidade síncrona da máquina Frequência da rede. Número de pólos da máquina. Tensão de sequência positiva Tensão de sequência negativa Tensão de sequência zero Corrente de sequência positiva. Corrente de sequência negativa Reatância do estator Reatância do rotor Resistência do estator Resistência do rotor Reatância de magnetização Resistência no ferro Resistência de magnetização Escorregamento do rotor Potência de saída do motor devido a desequilíbrio de tensão Potência de saída do motor da componente de sequência positiva Potência de saída do motor da componente de sequência negativa Torque do motor devido a desequilíbrio de tensão Velocidade síncrona do motor de indução Potência (perdas) no ferro (núcleo) Potência (perdas) rotacional Velocidade do escorregamento da máquina Velocidade dos campos giratórios Velocidade mecânica do eixo do motor Tensão Célula de carga (V) Força exercida pelo motor na célula de carga (kgf) Frequência encoder (khz) Frequência do motor (Hz)

11 P m P k Q k S k T estabmit T ambient T (%) Potência mecânica do motor (W) Potência ativa da rede E3 (W) Potência reativa da rede E3 (var) Potência aparente da rede E3 (VA) Temperatura de estabilidade do Motor ( C) Temperatura ambiente ( C) Elevação da temperatura em porcentagem T ( C) Elevação da temperatura em C 10

12 SUMÁRIO 11 1 INTRODUÇÃO TEMA Delimitação do Tema PROBLEMA E PREMISSAS OBJETIVOS Objetivo Geral Objetivos Específicos JUSTIFICATIVA PROCEDIMENTOS METODOLÓGICOS ESTRUTURA DO TRABALHO MOTOR DE INDUÇÃO TRIFÁSICO ASPECTOS CONSTRUTIVOS PRINCÍPIOS DE FUNCIONAMENTO DESEQUILÍBRIOS DE ENERGIA ELÉTRICA Consequências do Desequilíbrio em MIT TIPOS DE DESEQUILÍBRIO DE TENSÃO DEFINIÇÕES E COMPARAÇÕES DO DESEQUILÍBRIO DE TENSÃO Desequilíbrio de tensão de linha em percentual (LVUR) Desequilíbrio de tensão de fase em percentual (PVUR) Fator de desequilíbrio de tensão (VUF) TEOREMA DE FORTESCUE Expressão Analítica do Teorema de Fortescue CIRCUITOS EQUIVALENTES DO MOTOR DE INDUÇÃO DE SEQUÊNCIA POSITIVA E NEGATIVA EFEITOS DA COMPONENTE DE SEQUÊNCIA NEGATIVA SOBRE O DESEMPENHO DO MIT PERDAS E OBTENÇÕES EXPERIMENTAIS DOS PARÂMETROS DO CIRCUITO EQUIVALENTE DO MIT Teste com Rotor Bloqueado Teste a Vazio ENSAIOS Determinação da elevação de temperatura Determinação da eficiência Determinação do torque Determinação da velocidade REDUÇÃO DA VIDA ÚTIL DO MIT DEVIDO AO ESTRESSE TÉRMICO INTRODUÇÃO AO LABVIEW INTRODUÇÃO AO ELIPSE E MATERIAIS E MÉTODOS MATERIAIS Esquemático de Montagem Bancada de Ensaios Motor de indução trifásico Gerador Célula de Carga Multimedidor Encoder Transformador Variador de Tensão Trifásico Transformador Variador de Tensão Monofásico Placa do Amplificador de Instrumentação Placa de Aquisição de dados Banco de Resistências Resistor de Desequilíbrio de Tensão... 65

13 Osciloscópio LM Programas MÉTODOS Parâmetros da Célula de Carga Calibração da Célula de Carga Determinação do Torque do MIT Determinação da Velocidade do MIT Determinação da Temperatura do Motor Determinação da Temperatura no Ambiente Determinação das Resistências de Desequilíbrio Ensaios Realizados Roteiro do Ensaio Determinação do desequilíbrio de tensão CONCLUSÃO ANÁLISE DOS DADOS COLETADOS E RESULTADOS APRESENTAÇÃO DOS DADOS DETERMINAÇÃO DO DESEQUILÍBRIO DE TENSÃO (E3) ANÁLISE DA TEMPERATURA DO MIT Motor Operando a 50% da Carga Nominal Motor Operando a 75% da Carga Nominal Motor Operando a Plena Carga (100 %Carga Nominal) PERDA DA VIDA ÚTIL DO ENROLAMENTO DO MIT DEVIDO AO AQUECIMENTO ANALISE DOS VALORES MÉDIOS DAS POTÊNCIAS ANÁLISE DO RENDIMENTO ANÁLISE DAS PERDAS ANÁLISE DA VELOCIDADE CONCLUSÃO CONCLUSÃO GERAL SUGESTÃO DE TRABALHOS FUTUROS REFERÊNCIAS

14 1 INTRODUÇÃO TEMA Segundo Deckmann e Pomilio (2010), a qualidade de energia elétrica (QEE) possui características variadas a ser entregue pelas concessionárias de energia elétrica aos consumidores. A QEE pode ser definida pela forma como os consumidores fazem uso da energia elétrica. Esta forma de uso de energia abrange características como continuidade no fornecimento de energia e se, tal fornecimento, está em conformidade com o uso de parâmetros considerados como desejáveis para a operação segura tanto do sistema fornecedor de energia quanto das cargas consumidoras. Tais parâmetros a serem considerados são: flutuações de tensão, distorções harmônicas, variações de tensão de curta duração, variações de tensão de longa duração, transitórios rápidos e desequilíbrios de sistemas trifásicos. Segundo a Secretaria de Estado de Energia (1997, p. 4) um sistema elétrico dito como ideal, deve possuir as seguintes características de operação em regime permanente: a) Perdas nulas na transmissão e distribuição; b) Fator de potência unitário nas cargas; c) Tensões e correntes alternadas, com formas senoidais; d) Amplitudes constantes nos valores nominais; e) Frequência constante no valor síncrono; f) Tensões trifásicas equilibradas. Dentre dessas características, ressaltamos as questões relacionadas às tensões trifásicas equilibradas. Canha (2009) observa que o desequilíbrio de tensão em um sistema elétrico trifásico é uma condição na qual as fases apresentam tensão com módulos diferentes entre si, ou defasagem angular entre as fases diferentes de 120 elétricos ou, ainda, as duas condições simultaneamente. Uma das principais causas do desequilíbrio de tensão é a distribuição desigual de cargas monofásicas, que pode ser mudada continuamente através de um sistema de alimentação de três fases. Em sistemas elétricos de grandes centros urbanos existem pesadas demandas monofásicas, tais como iluminação. Áreas

15 problemáticas, como em sistemas rurais, apresentam sistemas de energia elétrica com linhas de distribuição extensas, as quais contribuem para o desequilíbrio de tensão (VON JOUANNE e BANERJEE, 2001). Instalações industriais e comerciais podem ter tensões equilibradas de alimentação de entrada, mas o desequilíbrio pode também se desenvolver dentro da construção, se suas cargas monofásicas não forem uniformemente distribuídas entre as três fases. Dentro de uma instalação do usuário, tensões desequilibradas também podem ser causadas por equipamentos e pela alta impedância das conexões (por exemplo, mau contato ou conexão solta) (VON JOUANNE e BANERJEE, 2001). Ramalhete e Simonetti (2009) afirmam que as alterações que ocorrem no sistema elétrico, em geral, provocam redução de vida útil e mau funcionamento de equipamentos elétricos instalados, tanto em escritórios, quanto em residências e plantas industriais. Nas plantas industriais, uma das cargas de maior aplicação é o motor de indução trifásico (MIT). No MIT, o ideal seria que o mesmo possuísse carga adequada em seu eixo, de tal sorte que, não se excedam às condições nominais de placa do motor. Para não haver redução da vida útil no motor de indução trifásico é necessário que este seja alimentado através de um sistema de tensões equilibrado. Como às vezes, não se verifica esta condição de carga adequada no eixo dos motores, Abreu e Emanuel (2002) informam que a cada 10ºC de elevação da temperatura do motor a vida útil do mesmo é reduzida pela metade. De acordo com Dymond e Stranges (2007, p. 829), a presença de desbalanceamento de tensão afeta as perdas, a temperatura, o ruído, a vibração, a pulsação torcional e o escorregamento. As perdas nas barras rotóricas do motor aumentam e o calor adicional gerado espraia-se por todo o motor. Segundo Guedes (1994), a elevação de temperatura acima da classe de isolação provoca a ruptura do material isolante e o consequente dano ao MIT Delimitação do Tema Foram executados experimentos controlados em uma bancada de ensaios montada e adaptada para o monitoramento do rendimento do motor com tensão

16 desbalanceada. Os ensaios foram realizados com diferentes condições de carga: 50%, 75% e 100%. Foram emulados diferentes desequilíbrios de tensão: 0%, 2%, 4% e 6% e comparados às condições normais do MIT. Foi utilizado um motor trifásico de indução WEG de 4 cv, acoplado a um gerador que aplicará torque ao eixo do MIT. O desequilíbrio de fases foi obtido pela inserção de um resistor em série em uma das fases de alimentação do motor e foram registrados o aumento de temperatura e a perda de rendimento em função do grau de desequilíbrio emulado PROBLEMA E PREMISSAS Considerando que as instalações industriais apresentam desequilíbrios de tensões e que este desbalanceamento trifásico provoca nos motores de indução trifásicos, menor eficiência, maior aquecimento, diminuição de torque e aumento de vibração, mensurou-se a perda de rendimento através de ensaios no laboratório. 1.3 OBJETIVOS Objetivo Geral Quantificar o impacto do desequilíbrio de tensão em um motor trifásico gerando desequilíbrios controlados e registrando o aumento da temperatura e determinando a diminuição do rendimento Objetivos Específicos Buscar e analisar referências que tratem do tema; Implementar e adaptar um sistema motor-carga;

17 Definir um detector de temperatura a ser utilizado para monitorar a temperatura da cabeça de bobina do motor e a temperatura ambiente; Definir o método mais adequado para determinar o torque do motor utilizado; Adquirir e monitorar os sinais de temperatura e velocidade do motor através do software de programação gráfica LabVIEW; Adquirir e monitorar os sinais de rede através do software Elipse E3; Adquirir e monitorar os sinais de corrente, tensão e potência da rede de alimentação do motor. Realizar os ensaios e registrar os resultados; Discutir os resultados obtidos e concluir sobre o impacto dos desequilíbrios de tensão no motor utilizado para estudo JUSTIFICATIVA O trabalho proposto estudou os efeitos deletérios do desequilíbrio de tensão em motores de indução. O desequilíbrio de tensão é um fenômeno muito comum nas instalações industriais. Segundo o catálogo de motores trifásicos de baixa tensão da Siemens (2011), os motores de indução são responsáveis por cerca de 50% da energia consumida pelas indústrias e é a principal força motriz utilizada pelas mesmas. Assim, este tema é de grande importância para a formação acadêmica dos autores e futura atuação profissional. 1.5 PROCEDIMENTOS METODOLÓGICOS Foram delimitados o embasamento teórico do problema e a revisão bibliográfica através de livros, revistas e artigos científicos do segmento. Posteriormente, executados ensaios no motor de indução trifásico WEG modelo 3, carcaça 100L, 4 cv, para analisar os efeitos do desequilíbrio de tensão.

18 Os desequilíbrios de tensões foram simulados por uma resistência em série com o enrolamento de uma das fases, a qual variou de magnitude dependendo da queda de tensão desejada. As grandezas elétricas da rede de alimentação do MIT foram monitoradas pelo supervisório Elipse E3. As temperaturas mensuradas por um detector de temperatura e a velocidade através de um encoder e monitorados pelo software de instrumentação virtual LabView. Para determinação do torque, foi estudado e definido o método mais adequado. As perdas de rendimento foram avaliadas através das medições da potência elétrica em condições normais de funcionamento do MIT fazendo um comparativo com a potência elétrica geradas pelos diferentes tipos de desequilíbrio de tensão ESTRUTURA DO TRABALHO A estrutura do presente trabalho está organizada em cincos capítulos principais, conforme descrito: O primeiro capítulo aborda a introdução geral com a descrição do problema, a justificativa para a resolução do problema, os objetivos gerais e específicos e o método de pesquisa adotado. O segundo capítulo é destinado às referências, onde está todo o embasamento teórico necessário à realização desse projeto. Nele foram abordados os assuntos relacionados à qualidade de energia e ao motor de indução trifásico como: seu funcionamento, as causas e efeitos do desequilíbrio da tensão de alimentação, o impacto no rendimento e na vida útil do motor, principais métodos de medição das grandezas do motor de indução, uma introdução aos programas de instrumentação virtual LabVIEW e ao supervisório Elipse E3. O terceiro capítulo é destinado aos materiais utilizados e aos procedimentos metodológicos adotados. O quarto capítulo contém a apresentação dos dados e os resultados obtidos pelos ensaios ao motor operando nas condições normais de funcionamento e de desequilíbrio de tensão.

19 O quinto capítulo apresenta uma conclusão geral sobre o trabalho analisando os objetivos inicialmente estabelecidos e os resultados quanto ao efeito do desequilíbrio de tensão no MIT. 18

20 2 MOTOR DE INDUÇÃO TRIFÁSICO ASPECTOS CONSTRUTIVOS montagem: Conforme a Figura 2-1 indica, o MIT possui o seguinte esquema de Figura 2-1 Vista Explodida do Motor de Indução Trifásico. Fonte: Adaptado de WEG S.A. (2011, p. 2) Em virtude do que se mostra a Figura 2-1, destacam-se as principais funções de cada componente: 1) Anel V ring anel de vedação interna do motor; 2) Carcaça proteção do motor contra impactos; 3) Chaveta trava o rolamento à tampa do motor; 4) Tampa Dianteira dá suporte ao rolamento do eixo do rotor; 5) Rolamento guia o movimento de rotação para reduzir o atrito de deslizamento do rotor; 6) Anel de Fixação fixa o eixo do rotor ao rolamento; 7) Rotor interage com o campo magnético do estator para realizar movimento; 8) Tampa da Caixa de Ligação protege os cabos de ligação do motor;

21 9) Caixa de Ligação é a caixa onde os cabos são conectados para a alimentação elétrica do motor; 10) Estator responsável pela formação do campo magnético; 11) Dreno orifício de saída da umidade que se aloja internamente ao motor; 12) Ventilador responsável pelo resfriamento interno do motor; 13) Tampa Defletora circulação interna do ar e proteção mecânica PRINCÍPIOS DE FUNCIONAMENTO Segundo Fitzgerald, Kingsley Jr. e Kuskio, (1975, p.501), o funcionamento do motor de indução é caracterizado pela alimentação por corrente alternada direta nos enrolamentos do estator, o qual produz um campo magnético perpendicular à corrente do estator. O rotor recebe o campo magnético por indução, como em um transformador, a partir do estator. No MIT a bobina do núcleo do estator é construída, de modo a formar com a tensão trifásica aplicada, um campo magnético girante em torno do rotor. A velocidade de giro do rotor depende da frequência da rede e do número de pólos que o motor possui e é regida pela seguinte equação: =.% & (2.2.1) Onde: é a velocidade síncrona da máquina. é a frequência da rede. é o número de pólos da máquina. Com essa velocidade síncrona de giro da máquina, o campo magnético girante corta as ranhuras do estator, induzindo corrente elétrica na bobina do rotor com a mesma velocidade síncrona de giro do rotor. Esta indução de corrente elétrica no rotor associada ao campo magnético girante induz a ação de uma força que provoca o conjugado que faz o motor girar (SOUZA, 2004, p.48).

22 2.3 DESEQUILÍBRIOS DE ENERGIA ELÉTRICA 21 A Qualidade de Energia Elétrica pode ser definida de acordo com as perturbações elétricas em um sinal de tensão ou de corrente em uma instalação elétrica (RAMALHETE e SIMONETTI, 2009). Para a Concessionária de Energia Elétrica, a ausência de variações de tensão bem como desligamentos, é muito importante. Já para o consumidor, a Qualidade de Energia Elétrica está muitas vezes relacionada à ausência de variações de tensão no ponto de entrega. Geralmente, as perturbações podem ser causadas pelo próprio consumidor, por meio da utilização de equipamentos com tecnologias modernas ou por cargas não lineares, que possuem funcionamento baseado em eletrônica de potência. O desequilíbrio de energia é definido como a diferença entre a magnitude das tensões ou correntes de fase de circuitos polifásicos. Em um sistema não equilibrado é considerada a soma vetorial dos valores de tensão e corrente de cada fase. As componentes de cada fase são denominadas sequência positiva, sequência negativa e sequência zero. O desequilíbrio de tensão em um sistema elétrico é procedente de alguns fatores, tais como: consumidores que utilizam grandes cargas monofásicas em suas instalações, mau funcionamento e/ou falhas provocadas pelos dispositivos de proteção, grandes solicitações das isolações, fatores estes, que provocarão redução da vida útil dos equipamentos instalados na rede elétrica. (CANHA, 2009). Segundo a NBR 7094 (ASSOCIAÇÃO..., 1996, p.4), o desequilíbrio de tensão em motores de indução trifásicos são caracterizados como: Um sistema de tensões polifásico é considerado praticamente equilibrado se a componente de sequência zero não exceder 1% da componente de sequência positiva e se a componente de sequência negativa não exceder 1% da componente de sequência positiva durante um período prolongado, ou 1,5% durante um período curto, não superior a alguns minutos. No ensaio de elevação de temperatura especificado na seção 7 da NBR 7094, a componente de sequência negativa do sistema de tensões deve ser inferior a 0,5% da componente de sequência positiva, sendo eliminada a influência da componente de sequência zero. Mediante acordo entre fabricante e comprador, em lugar da componente de sequência negativa do sistema de tensões, pode ser determinada a componente de sequência negativa do sistema de correntes, não devendo esta exceder 2,5% de componente de sequência positiva do sistema de correntes, NBR 7094 (ASSOCIAÇÃO..., 1996, p. 4). Já para a norma britânica BS-4999 (BRITISH..., 1987, p. 23), os motores devem apresentar um Fator de desequilíbrio de tensão (VUF) (conforme está

23 descrito no capítulo 2.5.3), menor que 2% em sua alimentação para operar corretamente com sua potência nominal Consequências do Desequilíbrio em MIT O desempenho de um motor de indução trifásico é constituído por um conjunto de grandezas eletromecânicas e térmicas que determina o seu comportamento. A qualidade da tensão de alimentação é um fator importante e que influencia diretamente no desempenho do motor e, segundo Rocha e Bernardes (2010), está ligado diretamente em relação à corrente absorvida, velocidade, fator de potência, conjugado, aumento de temperatura e perdas. Desta forma, com desequilíbrio na tensão de alimentação, as características térmicas, mecânicas e elétricas sofrem alterações, afetando o desempenho e a vida útil do motor. Para as máquinas de conversão eletromecânica, os efeitos da alimentação trifásica desequilibrada podem acarretar na degradação da potência útil disponibilizada no processo. O desequilíbrio pode comprometer seriamente o desempenho operacional dos equipamentos de conversão e danificá-los causando, além da deterioração da máquina, interrupções na planta industrial, elevados custos operacionais dos equipamentos auxiliares e do sistema elétrico. Em especial os motores elétricos, por serem sensíveis a pequenos desequilíbrios de tensão e serem utilizados em larga escala, principalmente nas indústrias, são os mais afetados (SILVA, 2011). Quando o motor trifásico é alimentado por tensões desequilibradas, resulta no surgimento de correntes de sequência negativa (conforme descrito no capítulo 2.7). Ao fato das impedâncias de sequência negativa do motor possuírem baixos valores quando comparadas às de sequência positiva, como consequência temos um desequilíbrio de corrente bastante elevado, aumentando as perdas devido à elevação da temperatura. As componentes de sequência negativa de tensão e as correntes tendem a provocar um torque no sentido oposto ao produzido na frequência fundamental de 60 Hz. Elas produzem uma pequena variação negativa na velocidade de rotação do eixo da máquina, provocando assim, um aumento do escorregamento e da corrente

24 circulante no rotor e, consequentemente, o aquecimento do mesmo (CARVALHO, 2010). Os principais efeitos de um sistema com tensões desequilibradas sobre as características de funcionamento de um motor elétrico de indução, de acordo com a NBR (ASSOCIAÇÃO..., 2008), são os seguintes: As correntes, à rotação nominal, possuem desequilíbrios da ordem de 6 a 10 vezes o valor do desequilíbrio de tensão; Os valores dos conjugados de rotor bloqueado, mínimo e máximo, diminuem quando as tensões são desequilibradas. Se o valor do grau de desequilíbrios de tensão for elevado, os valores de conjugados do motor elétrico podem não atender a determinadas aplicações; O tempo de partida do motor será maior; A rotação, à plena carga, diminui levemente quando o motor é alimentado por um sistema com tensões desequilibradas; Aumenta o estresse térmico no motor que leva à redução de vida útil; O binário útil é reduzido e se, a carga total ainda é exigida, então o motor será forçado a operar com um deslizamento maior, aumentando assim as perdas do rotor e dissipação de calor; De acordo com o valor do grau de desequilíbrios de tensão, os níveis de ruído e vibração podem aumentar. A vibração pode ser destrutiva para o motor elétrico e para o sistema de acionamento TIPOS DE DESEQUILÍBRIO DE TENSÃO Há vários tipos diferentes de tensões desequilibradas com o mesmo fator de desequilíbrio de tensão. Neste trabalho, destacaremos oito diferentes casos de desequilíbrio casuais (Lee et al., 1997, p.26):

25 Subdesequilíbrio de tensão monofásica (1Φ-UV): Se, em uma das três fases, existir uma carga grande em relação às outras duas e esta não for compensada nas outras três fases, a tensão nesta fase será menor do que nas outras duas fases. Subdesequilíbrio de tensão bifásica (2Φ-UV): Se, em duas das três fases, existirem cargas grandes em relação à terceira fase e, as mesmas não forem compensadas na mesma proporção da terceira fase, as duas fases terão queda de tensão mais elevadas se comparada com a terceira fase. Subdesequilíbrio de tensão trifásica (3Φ-UV): Se as cargas das três fases são muito elevadas e não equilibradas ocorrerá desequilíbrio nas três fases. Sobredesequilíbrio de tensão monofásica (1Φ-OV): Para manter uma tensão no sistema em valor nominal, os capacitores geralmente são utilizados para compensar a energia reativa do sistema. Se, uma das três fases for sobrecompensada, a tensão desta fase será superior ao valor nominal e, somente nesta fase sobrecompensada, haverá desequilíbrio de sobretensão. Sobredesequilíbrio de tensão bifásica (2Φ-OV): Se duas das três fases forem elevadas, as tensões destas duas fases serão maiores do que o valor nominal. Esta situação provocará desequilíbrio bifásico de sobretensão. Sobredesequilíbrio de tensão trifásica (3Φ-OV): Se as três tensões de fase são sobrecompensadas em diferentes graus, então todas essas três tensões de fase serão maiores do que o valor nominal e não iguais. Essa situação geralmente ocorre no momento em que uma fábrica é desligada, mas capacitores ainda estão ligados ao sistema. Esta situação provocará desequilíbrio trifásico de sobretensão. Deslocamento de ângulo monofásico (1Φ-A): Se as três tensões de fase são equilibradas, o deslocamento do ângulo entre elas deve ser igual a 120º. Tendo a fase A como referência, se um dos outros dois ângulos de fase são alterados, isto caracteriza o deslocamento de ângulo desigual monofásico. 24

26 Deslocamento de ângulo bifásico (2Φ-A): Semelhante ao deslocamento de ângulo desigual monofásico, se os outros dois ângulos de fase são alterados, ocorrerá o deslocamento de ângulo desigual monofásico DEFINIÇÕES E COMPARAÇÕES DO DESEQUILÍBRIO DE TENSÃO Desequilíbrio de tensão é, por definição, a diferença entre as magnitudes de tensão em circuitos polifásicos. A natureza dos desequilíbrios de tensão pode ocorrer por alguns fatores, dentre os quais, destacam-se os tipos de transformadores de força utilizados e a natureza da carga instalada nas três diferentes fases e neutro da rede de distribuição (LEE, 1999, p. 202). Existem diferentes tipos de padrões relacionados com o desequilíbrio de tensão. Entre eles destacam-se três principais: Desequilíbrio de tensão de linha em percentual (LVUR) O desequilíbrio de tensão de linha percentual (LVUR), definido pela National Electrical Manufactures Association (NEMA): ()*,%. = / çã2 à /é10 0 < õ >1?0 /é10 0 < õ >1?0.100 (2.5.1) ()*,%. = /0BC E FGHE IJKL, E GN HE IJKL, E NF HE IJKL O E IJKL.100 (2.5.2) onde: > = E FGPE GN PE NF Q (2.5.3)

27 2.5.2 Desequilíbrio de tensão de fase em percentual (PVUR) 26 O desequilíbrio de tensão de fase percentual (PVUR), definido pela (NEMA): )*,%. = / çã2 à /é10 0 < õ R0 /é10 0 < õ R0.100 (2.5.4) )*,%. = /0BC E FHE SJKL, E G HE SJKL, E N HE SJKL O E SJKL.100 (2.5.5) onde: R = E FPE G PE N Q (2.5.6) Fator de desequilíbrio de tensão (VUF) O fator de desequilíbrio de tensão (VUF) é definido como a relação entre a tensão sequência negativa e a positiva (NEMA): )T,%. = U22V < ã2 WXêZ10 [\0V150 U22V < ã2 WXêZ10 &2 1V (2.5.7) )T,%. = E ].100 (2.5.8) E^ 2.6 TEOREMA DE FORTESCUE O emprego de componentes simétricas é necessário para a caracterização do desbalanceamento da rede em sistemas polifásicos, provocado pelo desequilíbrio de tensão. Estabelecido por Dr. Charles L. Fortescue, esse recurso é essencial no

28 cálculo de tensões desequilibradas para sua simplificação, pois utiliza o cálculo monofásico (BRITTAIN E FURFARI, 2002, p. 9). O Teorema de Fortescue consiste na decomposição dos elementos de tensão ou corrente das fases, em parcelas iguais, mas com ângulos de fase diferentes. Desta maneira é possível decompor o circuito polifásico em "n" circuitos monofásicos, considerando válido o princípio da superposição, ou seja, que os circuitos sejam lineares. O teorema do Método de Componentes Simétricas Aplicado à Solução de Circuitos Polifásicos, desenvolvido por Fortescue, estabelece que um sistema desequilibrado pode ser decomposto em n sistemas equilibrados, denominado de componentes simétricas do sistema original. Em componentes simétricas utiliza-se o operador imaginário j e o rotacional `, um fasor girante a 120. a = (2.6.1) ` # d ea Q # (2.6.2) Pelo fato de serem sistemas trifásicos de tensão, as fases são separadas em três sistemas de fasores balanceados desacoplados. A sequência positiva ou direta (índice 1) é o conjunto de três fasores iguais em módulo, girando no mesmo sentido e velocidade síncrona do sistema original, defasados 120 entre si e com a mesma sequência de fases dos fasores originais presentes durante condições trifásicas equilibradas. Figura 2-2 Diagrama Fasorial de Sequência Positiva. Fonte: Adaptado de SCHWEITZER ENGINEERING LABORATORIES (2006).

29 28 Onde os fasores 0, i e Z são dados pelas seguintes equações: j = j k = j.` V m # j.` (2.6.3) A sequência negativa ou indireta (índice 2) é o conjunto de três fasores girando em uma direção contrária ao sistema original com as fases iguais em módulo, defasadas 120 entre si com sequência oposta à sequência de fases dos fasores originais. Ela mede a quantidade de desbalanceamento existente no sistema de potência. Figura 2-3 Diagrama Fasorial de Sequência Negativa. Fonte: Adaptado de SCHWEITZER ENGINEERING LABORATORIES (2006). Onde os fasores 0, i e Z são dados pelas seguintes equações: j # j k # j.` V m # j.` (2.6.4) A sequência zero (índice 0) é o conjunto de três fasores gerados por um campo magnético estático pulsatório com fases iguais em módulo, defasados 0 entre si (em fase). Comumente associados ao fato de se envolver à terra em condições de desbalanceamento.

30 29 Figura 2-4 Diagrama Fasorial de Sequência Zero. Fonte: Adaptado de SCHWEITZER ENGINEERING LABORATORIES (2006) Expressão Analíticaa do Teorema de Fortescue O sistema trifásico equilibrado resulta na superposição dos sistemas trifásicos equilibrados descritos acima (sequência positiva, negativa e zero). Sabe-se que (SCHWEITZER ENGINEERING LABORATORIES, 2006) evidencia que: j # j e j e j k # k e k e k (2.6.5) m # m e m e m Simplificando com a adoção de um operador `,,1 120., sendo que ` é igual,1 d120., os vetores j, k e m, em função de j, j, e j, valem: j # j e j e j k # j e` j e` j (2.6.6) m # j e` j e` j j j n k o # n1 ` `o x n j o m 1 ` ` j (2.6.7) CpO # n1 ` `o 1 ` ` (2.6.8)

31 Sendo assim: qastu= qpu x q 012 u (2.6.9) 30 Onde `st são os vetores de tensão das fases a, b e c, e, são os vetores de tensão da fase a de sequência zero, positiva e negativa. Se o interesse for pelos vetores de sequência, pode-se reescrever: Ou q,u = qpu H x q jkm u (2.6.10) j j n j o = n1 ` ` o x n k o (2.6.11) j 1 ` ` m Onde a inversa de [A] é igual a: j qpu H =.n 1 ` `o x n k o (2.6.12) Q 1 ` ` m A representação por componentes simétricas não se aplica somente a vetores de tensão, mas também a vetores de corrente. Assim definido, a corrente elétrica que circula pelas fases a, b e c é: qv jkm u = qpu x qv 012 u (2.6.13) Onde v é o vetor de corrente da fase a de sequência zero, positiva e negativa. As componentes de sequência zero ocorrem somente em sistemas com neutro aterrado. Tendo em vista que, a alimentação dos motores de indução em sua grande maioria são trifásicas sem a presença de neutro, as componentes de

32 sequência zero não são consideradas para a modelagem e cálculos envolvendo o desequilíbrio de tensão no motor CIRCUITOS EQUIVALENTES DO MOTOR DE INDUÇÃO DE SEQUÊNCIA POSITIVA E NEGATIVA Quando as tensões de alimentação do motor de indução trifásico estiverem desequilibradas, o desempenho do motor será afetado. Segundo Wang (2001, p. 272), a abordagem mais clara para o problema é feita através da análise das tensões desequilibradas em dois conjuntos simétricos de tensões equilibradas, de sequência positiva e negativa de fases. Cada conjunto reproduz as correntes correspondentes equilibradas e a composição dos dois conjuntos de vetores representam as correntes reais produzidas no estator pelas três fases originais desequilibradas. O comportamento da máquina para a tensão de sequência positiva é essencialmente o mesmo que para funcionamento em equilibrio normal. Entretanto, para a sequência negativa de tensão, é representado um campo de rotação reversa, de modo que se o escorregamento do rotor é s (conforme descrito no capítulo ), para o campo de sequência positiva será o dobro de s no campo de sequência negativa. Os circuitos equivalentes do motor de indução para cada sequência são mostrados nas Figuras 2-5 e 2-6. O motor se comporta como a adição de dois motores separados, um rodando a slip s com uma tensão terminal de por fase e o outro a 2s com uma tensão terminal de (KRISHNA, 2005). Figura 2-5 Circuito equivalente de sequência positiva do motor de indução. Fonte: Adaptado de Krishna (2005).

33 32 Figura 2-6 Circuito equivalente de sequência negativa do motor de indução. Fonte: Adaptado de Krishna (2005). Sendo que: V Tensão de sequência positiva; V Tensão de sequência negativa; I Corrente de sequência positiva; I Corrente de sequência negativa; jx Reatância do estator; jx Reatância do rotor; R Resistência do estator; R Resistência do rotor; R Resistência no ferro; jx Reatância de magnetização; s Escorregamento do rotor. As correntes de sequência negativa e positiva são funções das sequências de tensão, dos parâmetros do motor e do escorregamento. Assim as equações (2.7.1) e (2.7.2), da corrente de sequência positiva e negativa, respectivamente, Ip e In, são obtidas utilizando as respectivas sequências de tensão, os parâmetros do motor, incluindo a dependência do escorregamento. A resistência no ferro e a reatância de magnetização, R e jx, são desconsideradas. Ip = x^ yz{^p } ] ~ ] PC, ^P ].O ] (2.7.1)

34 In = x ] 33 yz }^ }] ]ƒ~ ] PC, ^P ].O ] (2.7.2) Utilizando as correntes de sequência negativa e positiva, as correntes trifásicas do estator e o fator de desequilíbrio de corrente (CUF (%)) podem ser encontradas (de modo similar ao fator de desequilíbrio de tensão VUF (%), conforme descrito no capítulo 2.5.3) utilizando a fórmula abaixo: CUF,%. = ˆ ˆ Š êmœj ŽjŒ j,..100 (2.7.3) ˆ ˆ Š êmœj "ŒŒ j,. As correntes trifásicas do estator podem ser encontradas através do método das componentes simétricas. Onde I j, I k e I m são as correntes do estator a, b e c, respectivamente: I j = I +I I k =.I +.I (2.7.4) I m =.I +.I 2.8 EFEITOS DA COMPONENTE DE SEQUÊNCIA NEGATIVA SOBRE O DESEMPENHO DO MIT A redução de potência de saída e o torque do motor devido a desequilíbrio de tensão podem ser estudados a partir Figura 6 e Figura 7 da seguinte forma: = v.*.z,h. -v.*.z,h.,h. (2.8.1) = v.*.z,h. (2.8.2) = v.*.z,h.,h. (2.8.3) Sendo a Potência de saída, dada em Watts por fase.

35 34 A equação (2.8.2) representa a potência de saída do motor na condição de equilíbrio, ou seja, quando há apenas a componente de sequência positiva, enquanto a equação (2.8.3) simula as perdas devido à componente de sequência negativa. Podemos perceber que a potência de saída é reduzida devido à corrente de sequência negativa. Segundo Krishna (2005), o torque do motor sofre uma redução devido à corrente de sequência negativa, como mostra a equação do torque (2.8.4), onde ω " é a velocidade síncrona do MIT. ] ~ H ] ]ƒ~ τ # R. ω s [N.m/fase] (2.8.4) Utilizando a equação da potência de saída (2.8.1) e os circuitos equivalentes da Figura 2-5 e da Figura 2-6, as curvas de sequência negativa e positiva do torque em relação à velocidade do motor podem ser levantadas, conforme a Figura 2-7. Figura 2-7 Gráfico Torque x Velocidade do motor de indução trifásico. Fonte: Kianinezhad et al, p A curva superior do torque é devido à corrente de sequência positiva, ao passo que a curva do eixo negativo refere-se à corrente de sequência negativa.

36 O torque de sequência positiva lembra o torque de um motor de indução operando a partir de um fornecimento da tensão equilibrada. Sua operação normal é entre a velocidade zero e a velocidade síncrona. O campo rotacional contrário produzido pelas correntes de sequência negativa gera um torque de sequência negativa, o qual se opõe ao movimento do motor de indução, com um pico no terceiro quadrante. O torque do eixo resultante produzido pela máquina será menos intenso do que a produzida por uma fonte de equilíbrio, ou seja, a relação entre torque e velocidade sofre uma redução. As perdas internas do MIT referentes ao aumento de temperatura são, na maioria das vezes, consequências de alimentação elétrica com tensões desequilibradas. Isto ocorre devido ao aparecimento de campo magnético contrário ao sentido de rotação da máquina girante, provocados por tensões de sequência negativa (DUGAN et. al, 2002, p. 24). Tal campo girante oposto interage com os campos existentes do MIT, provocando um conjugado contrário ao mesmo. Sendo assim, o motor perde de forma significativa com relação ao rendimento, fator de potência, tempo de partida e vida útil. A reação causada pela tensão de sequência negativa tende a fazer o motor frear provocando maior dissipação de calor. A fim de evitar o superaquecimento do motor devido a tensões desequilibradas, o motor deve ser operado abaixo de sua potência nominal de saída o que é denominado redução de capacidade do motor de indução. Qualquer quantidade de desequilíbrio provoca um aumento de temperatura no motor. O padrão NEMA Standards MGl, Part 14 (NATIONAL..., 2009, p. 18) diz que uma vez que o desequilíbrio chega a 5%, a temperatura começa a subir tão rápido que a proteção contra danos torna-se impraticável. A proteção mais simples, como proposto pelo padrão NEMA, é de reduzir a carga do motor para reduzir a potência de saída para que se possa tolerar o aquecimento extra imposto pela fonte de desequilíbrio. Uma das formas de reduzir a dissipação de calor é através do método descrito a seguir. Com base em testes propostos pelo padrão NEMA em vários motores para tensões equilibradas sugere-se que: 35 3ZVX07 V30VX V2 1+ XV2 (2.8.5)

37 E quando as tensões estão desequilibradas, o aumento percentual de temperatura é igual à cerca de duas vezes o quadrado do percentual de desequilíbrio de tensão. Isto pode ser definido pela relação 36 1e.C WX17íi312 3ZVX07O] (2.8.6) A relação descrita na Eq pode ser usada para encontrar o percentual de redução de carga para operar sob várias condições de desequilíbrio de tensão. O quanto é necessário à redução da carga para manter o aumento da temperatura conforme as especificações da máquina podem ser determinadas a partir desta relação. A curva de redução de carga é dada na Figura 2-8. Com um desequilíbrio de 5%, por exemplo, o motor não deve funcionar em mais de 77% de sua potência nominal. Figura 2-8 Gráfico da Redução da Operação do MIT dependendo do desequilíbrio de tensão. Fonte: Standards MGl, Part 14 (NATIONAL..., 2009).

38 2.9 PERDAS E OBTENÇÕES EXPERIMENTAIS DOS PARÂMETROS DO CIRCUITO EQUIVALENTE DO MIT 37 A eficiência de um motor elétrico é um parâmetro que traduz sua habilidade em realizar a conversão da energia elétrica em energia mecânica. De acordo com a lei da conservação de energia, a potência total recebida por uma máquina deve ser igual à potência por ela entregue naquele instante. É certo que a potência de entrada recebida da rede pelo MIT é sempre superior à potência efetivamente transformada em trabalho útil no eixo, sendo a diferença entre elas atribuída às perdas decorrentes do seu próprio funcionamento. O motor elétrico não é capaz de converter toda a potência elétrica solicitada da rede em potência mecânica útil. Segundo Silva (2011), as principais perdas de potência nos motores elétricos podem ser divididas em duas grandes classes: - Perdas no enrolamento: ocorrem pela circulação de corrente nas diferentes partes do enrolamento da máquina (normalmente classificadas como perdas elétricas), que variam segundo a Lei de Joule, ou seja, com o quadrado da corrente circulante pelas resistências ôhmicas envolvidas (I².R) sendo, portanto, influenciadas pela carga mecânica aplicada ao eixo girante - Perdas no núcleo: são funções diretas do movimento dinâmico da máquina (normalmente classificadas como perdas rotacionais) podendo subdividir-se em duas categorias: perdas mecânicas resultantes da rotação e perdas no ferro. Para os motores de indução com rotor tipo gaiola, as perdas mecânicas decorrem do atrito entre eixo e rolamentos, ventilação e perda de potência no ventilador externo, quando existente. As perdas no ferro, por sua vez, são compostas pela perda por histerese e pela circulação de correntes parasitas de Foucault. A perda por histerese corresponde à energia elétrica necessária para vencer a relutância do núcleo no caminho do fluxo magnético. As perdas por correntes de Foulcault são induzidas principalmente no ferro do estator e elas ocorrem em todos os materiais condutivos situados no caminho do fluxo associado ao campo magnético girante. Os testes de rotor bloqueado e a vazio são realizados para determinar os parâmetros do motor de indução, levando em consideração às perdas do motor.

39 2.9.1 Teste com Rotor Bloqueado 38 O ensaio com o Rotor Bloqueado consiste em travar o rotor do MIT, impedindo-o de girar para, então, colocar os terminais do rotorr em curto-circuito e aplicar uma tensão menor nos terminais do estator de maneiraa que se obtenha a corrente nominal. Este baixo valor de tensão é justificado devido a velocidade do fluxo do rotor ser igual à velocidade do fluxo do estator com o rotor bloqueado. Deste modo, as forças eletromotrizes efetivas do rotor e do estator são iguais, ou seja, o escorregamento é igual a 1 (s = 1). Tendo em vista que as perdas no ramo magnetizante são muito pequenas e as perdas por atrito e ventilação são nulas, temos o circuito equivalente para o ensaio de rotor bloqueado (ALMEIDA, 2000), conforme a Figura 2-9. Figura 2-9 Circuito Equivalente para Rotor Travado. Fonte: Almeida (2000). Verificam-se as tensões e as correntes, comumente das três fases, e a potência trifásica ou monofásica do MIT. Observe-se que os valores lidos devem ser transformados em valore es por fase: 3V,v 3V, 3V. Pode-se então ca alcular: * 3V = & š œ š ] 3V = E š œ š ž 3V = yÿ 3V * 3V (2.9.1) (2.9.2) (2.9.3)

40 Sendo que ž +žž =ž 3V, pode-se encontrar as resistência uma das outras, através do Quadro 2-1: as separadamente 39 Quadro 2-1 Fator das Resistências em função da classe de partida do MIT Fonte: Almeida (2000) Teste a Vazio Oposto ao teste de rotor bloqueado, o qual busca informações a respeito das impedâncias do MIT, o este a vazio busca levantar os parâmetros de magnetização. Para o ensaio, primeiramente, deixa-se o rotor livre e energiza-se o motor com tensão reduzida. Quando o motor atingir o regime permanente, aplica-se a tensão nominal no estator para obter-se um escorregamento muito pequeno. Assim, podemos representar o circuito equivalente para o ensaio a vazio, conforme ilustra a Figura Figura 2-10 Circuito Equivalente Motor a vazio. Fonte: Almeida (2000).

41 Verificam-se os valores das tensões e correntes, comumente das três fases, e da potência trifásica. Os resultados obtidos nas medições devem ser convertidos para valores por fase: V,I,P. Aproveitando o mesmo circuito, é possível realizar as medições para o teste de separação das perdas. A partir da tensão nominal, tomam-se valores de tensão e da potência de entrada para valores decrescentes de tensão até o momento em que a corrente começa a crescer. O gráfico entre potência de entrada total e a tensão é apresentado, conforme ilustrado na Figura 11, sendo o ponto do eixo das ordenadas correspondente às perdas rotacionais, 32V. 40 Figura 2-11 Gráfico das Perdas Rotacionais. Fonte: Almeida (2000). Desta maneira, as perdas no ferro são dadas por: P = P I.R P (2.9.4) que são constantes caso a tensão de entrada não sofra grandes variações. A tensão complexa acima do ramo magnetizante, pode ser calculada por: E = V 0,R +jx..i (2.9.5) Sendo, φ = arccos, P V.I.

42 Entretanto, a corrente que passa por R, I = I α pode ser expressa 41 Com: I = ª «α=arg E (2.9.6) Deve-se observar que o ângulo de fase de I, α é o mesmo ângulo da tensão E uma vez que a impedância por onde essa corrente passa é real I # I di (2.9.7) Usando o valor acima podemos obter I e X da seguinte forma R = «(2.9.8) X # «(2.9.9) Separando as perdas, além de nos dar uma indicação das perdas por atrito, ventilação e suplementares em velocidades normais, nos ajuda a calcular os valores de impedância do ramo magnetizante. Quando não se deseja uma maior precisão, as perdas no ferro podem ser consideradas iguais as perdas rotacionais e então o teste de separação de perdas não é necessário para se determinar R e X. Devido aos ensaios, rotor bloqueado e a vazio, serem modelados através de um circuito equivalente por fase do motor, os resultados obtidos nos testes são ligeiramente diferentes valores reais do motor trifásico (ALMEIDA, 2000).

43 2.10 ENSAIOS Determinação da elevação de temperatura. Conforme a norma NBR 7094 (ASSOCIAÇÃO..., 1996, p. 17), para a determinação das temperaturas dos enrolamentos e de outras partes dos motores são aceitos quatro métodos: método da variação da resistência método dos detectores de temperatura embutidos (DTE), método termométrico e o método da superposição. Abaixo segue uma breve explicação de cada um: - Método da variação da resistência: baseia-se na característica física dos metais na qual a resistividade de um material depende, entre outros fatores, da temperatura. Em geral, a resistência dos metais aumenta com a temperatura. Segundo Bortoluzzi e Carvalho (2010), o aumento da resistividade com a temperatura vem do aumento do número de colisões entre os elétrons e a rede cristalina do metal. Se a temperatura ambiente não varia, pode-se dizer que as resistividades dos metais aumentam linearmente com a temperatura, então, a resistividade de um material depende da temperatura, aumentando quando se aquece o condutor, na maior parte dos casos. Assim, quando a temperatura de um fio condutor aumenta, geralmente sua resistência aumenta em vista do aumento da resistividade da substância que o constitui. - Método dos detectores de temperatura embutidos (DTE): Neste método a temperatura é determinada por meio de detectores de temperatura (por exemplo: termômetros de resistência, transdutores, termopares ou termistores de coeficiente de temperatura negativo) embutidos no motor durante a fabricação em pontos geralmente inacessíveis depois do motor montado. Quando for utilizado o método dos detectores de temperatura embutidos, estes devem estar adequadamente distribuídos entre os enrolamentos do motor. Os detectores devem ser localizados nos pontos supostamente mais quentes, de forma a ficarem eficazmente protegidos. A leitura mais elevada dos detectores de temperatura embutidos deve ser utilizada para a determinação da conformidade com os requisitos relativos aos limites de elevação de temperatura ou de temperatura.

44 Os detectores de temperatura embutidos ou suas conexões podem falhar e originar leituras incorretas por isto, se uma ou mais destas leituras se revelaram irregulares após uma investigação, elas devem ser eliminadas Método termométrico: Neste método a temperatura é determinada por meio de termômetros aplicados às superfícies acessíveis do motor montado. Sendo o terno termômetro" também inclui termômetros de resistência e termopares não embutidos ao motor, desde que sejam aplicados em pontos acessíveis aos termômetros de bulbo usuais. Quando os termômetros de bulbo são utilizados em pontos onde existe um campo magnético intenso, variável ou móvel, devem ser utilizados preferencialmente termômetros a álcool em vez de termômetros de mercúrio. O método termométrico é aceito nos casos em que não é aplicável nem o método dos detectores de temperatura embutidos, nem o método da variação da resistência. - Método da superposição: Neste método a elevação de temperatura dos enrolamentos de corrente alternada é determinada por medidas de resistência. As medições são efetuadas sem interrupção da corrente alternada de carga, e superpondo a esta uma corrente contínua de medição de fraca intensidade. No método dos detectores de temperatura embutidos (DTE), geralmente a aquisição do valor da temperatura é dado através de transdutores, dentre eles o LM35 e o termopar. O transdutor de temperatura da série LM35 são sensores de precisão de circuitos integrados de temperatura, cuja tensão de saída é linearmente proporcional à temperatura Celsius (Centígrados). O LM35, portanto, tem uma vantagem sobre os sensores de temperatura podendo ser calibrado em Kelvin, assim o usuário precisa para subtrair um grande constante de tensão do seu sinal de saída para a obtenção de escala Centígrados conveniente. O LM35 não necessita de qualquer calibração externa ou aparamento para fornecer precisões típicas. A impedância de saída do LM35 é baixa, a saída linear e a calibração inerente precisa ser feita através de uma interface de leitura ou circuito de controle (National Semicondutor, 2000). Na escolha de um termopar, deve-se avaliar qual o mais adequado para a aplicação desejada, segundo as características de cada tipo de termopar, tais como

45 a gama de temperaturas suportada, a exatidão e a confiabilidade das leituras, entre outras, assim como em todos os detectores de temperatura. Os termopares são dispositivos eletrônicos com larga aplicação para medição de temperatura. São baratos, podem medir uma vasta gama de temperaturas e podem ser substituídos sem introduzir erros relevantes. A sua maior limitação é a exatidão, uma vez que erros inferiores a 1ºC são difíceis de obter (ARGENTA, ZIMMERMANN E COLOMBO, 2004, p. 6). O funcionamento dos termopares é baseado no Efeito de Seebeck, onde junção de condutores (ou semicondutores) de materiais diferentes, em diferentes temperaturas, produz uma diferença de potêncial. A relação entre a temperatura e a tensão de saída é uma equação polinomial de 5ª a 9ª ordem dependendo do tipo do termopar. Pela simples funcionalidade e custo do termopar, eles são facilmente encontrados como acessório para medições de temperatura em multímetros. Na Figura 12 representa o circuito equivalente do termopar conectado a um multímetro. 44 Figura 2-12 Circuito equivalente do termopar conectado a um multímetro. Fonte: Argenta, Zimmermann e Colombo, Outra opção de transdutor de temperatura são os termômetros de resistência elétrica. Seu funcionamento é baseado na variação da resistência dos materiais de acordo com a temperatura.sua curva de resistência elétrica em função da temperatura é mais linear que os termopares, por isso, são mais preciso, porém geralmente mais caros.

46 Determinação da eficiência. 45 Segundo a ANSI, a eficiência é a razão de potência de saída de potência total de entrada. Simplesmente podemos afirmar que a potência de saída é igual à potência de entrada menos as perdas. Portanto, se duas das três variáveis (entrada, saída, ou perdas) são conhecidos, a eficiência pode ser determinado por um dos seguintes equações: t êt a = &2VêZ10 ±í²± &2VêZ10 K³ š±²± (2.10.1) t êt a = &2VêZ10 K³ šflfh &3j" &2VêZ10 K³ šflf (2.10.2) Determinação do torque. Testes indiretos para determinar o torque no MIT são frequentemente empregados. Se o torque do motor não é medido diretamente, pode-se utilizar um dos métodos indiretos, como o descrito na equação , o qual se leva em conta a potência de entrada, subtraindo as perdas. τ =.Ÿ& µh& Kšš H& š.u^ ~ (2.10.3) Onde, τ = Torque, em N.m. P "Œ = Potência de entrada, em W. P = Perdas rotacionais, I.R, em W. P = Perdas no ferro, em W. ω " = Velocidade síncrona, em rad/s. ¹ = Fator de redução, para considerar as não perdas não fundamentais. k = Constante 9.549N.m Segundo IEEE Standard Std 112 (INSTITUTE, 1996, p. 31), quando realizado testes em tensão reduzida, deve-se considerar que, por causa da saturação dos campos e o fluxo de dispersão, a corrente pode aumentar em uma proporção um pouco maior do que a prevista e o torque deve aumentar em uma proporção um pouco maior do que a fórmula (2.6.4). Para determinar o torque do

47 MIT, considerando um sistema com desequilíbrio de tensão, deve-se considerar a equação (2.8.5). Dentre os instrumentos de medição de torque destaca-se a célula de carga. De acordo com Russini (2009, p. 40), a célula de carga é um dispositivo eletromecânico que converte força de tração, compressão, flexão ou torque em uma tensão de saída proporcional. Utilizando o princípio de resistividade do material o qual é confeccionada o extensor da célula, sendo esta submetida aos esforços de tração e compressão e que têm suas seções, transversal e longitudinal, alteradas devido a esse esforço imposto. É necessário que o metal utilizado possua baixo coeficiente de temperatura para que exista uma relação linear entre resistência e tensão em uma faixa mais ampla. Vários são os metais utilizados na confecção da fita extensiométrica. A célula de carga é constituída por um ou mais extensômetros, e um circuito denominado de ponte de Wheatstone. Carer (2009) afirma que o tipo de aplicação da célula é o fator determinante para a escolha da quantidade de extensômetros e configuração do circuito da ponte. Existem três tipos básicos de células de carga, a saber: célula de compressão, célula de torque e a célula de torque estático. O circuito da ponte de Wheatstone é utilizado para medir o desbalanceamento entre os extensômetros e resistores, causado pela deformação sofrida da estrutura. O desbalanceamento é medido pela variação de tensão e posteriormente transformado na grandeza desejada. O tipo de célula de carga utilizada para a medição de torque em eixo de motores e geradores é o do tipo flange de torque, conforme Figura

48 47 - Figura 2-13 Instalação de flange de torque em gerador. Fonte: HBM MESSTECHNIK (2011, p. 3) Determinação da velocidade Para a medição do escorregamento do motor são indicados os métodos como estroboscópica, encoders ou tacômetros digitais. Tacômetros analógicos ou contadores de velocidade não são recomendados, tendo em vista que são relativamente imprecisos e os testes de eficiência do MIT exigem um erro inferior a ± 1,0 rad/min na leitura. Quando um estroboscópio é usado, o fornecimento de energia para o medidor deve ter a mesma frequência que a fonte de alimentação do motor (INSTITUTE, 1996, p.7). Segundo Castro (2007, p.152), a tensão induzida no rotor da máquina depende da velocidade relativa entre o rotor e os campos magnéticos. Utilizam-se dois termos para definir o movimento relativo entre o rotor e os campos giratórios, e um deles é a velocidade de escorregamento, definida como: nˆ" = n " n (2.10.4)

49 onde: : velocidade do escorregamento da máquina : velocidade dos campos giratórios : velocidade mecânica do eixo do motor 48 O outro termo bastante utilizado para descrever o movimento relativo é o escorregamento, o qual é a velocidade relativa expressa sobre uma base em pu ou em percentagem, definida como: s = ~H ~.100% (2.10.5) Esta expressão também pode ser expressa em termos da velocidade angular» (radianos por segundo): ¼ = ½ H½ J ½.100% (2.10.6) Desta forma, faz-se necessário determinar a velocidade mecânica do eixo do MIT utilizando-se de um dispositivo do tipo encoder, elemento este que, segundo Matheus (2009), é muito utilizado em realimentador de controle em malha fechada. Segundo Melo (2008), o encoder é um equipamento eletrônico capaz de converter movimento lineares ou angulares em sinais elétricos, que podem ser transformados em informações binárias que passam a ser trabalhadas por um computador com o objetivo de configurar tais sinais e tratá-los para se determinar posição, distância e velocidade. O encoder é aplicado a eixos de motores e máquinas girantes para a determinação de velocidade de giro do rotor. Basicamente um encoder regular funciona com a interrupção de um feixe de luz que é aplicado para a determinação da velocidade. A cada interrupção deste feixe de luz, o encoder envia um pulso ao controle de giro. A partir desta frequência e da quantidade destes pulsos pode-se determinar a posição do eixo e, consequentemente, determinar a velocidade de giro do motor.

50 2.11 REDUÇÃO DA VIDA ÚTIL DO MIT DEVIDO AO ESTRESSE TÉRMICO 49 Falhas no enrolamento do motor devido à perda de isolação do estator, são apontadas como uma das principais causas de falha do motor. A vida do isolamento do motor é afetada pelo estresse térmico, elétrico e mecânico, bem como as condições ambientais. O processo de envelhecimento do isolamento depende da magnitude e duração da temperatura de funcionamento. O isolamento do enrolamento tem uma vida útil específica e se deteriora com o tempo devido as variações térmicas. Portanto, a vida do motor pode ser prevista através da estimativa da vida do estator, considerando o isolamento do enrolamento. Cada material tem uma temperatura máxima de operação, acima da qual irá rapidamente deteriorar-se. Para o motor de estudo, classe B, a Temperatura máxima admissível é 130 C. Em média, ao aumento de temperatura de 10 C provoca um envelhecimento térmico que reduz a vida útil do motor pela metade, mais especificamente, a temperatura de redução para a classe B, motor desse trabalho, é de 11 C. Alguns índice mais preciso da perda da vida útil do enrolamento pode ser estimado pela equação A equação é conhecida como a equação de Arrhenius. Este modelo permite estimar a vida do isolamento para todas as classes devido ao o seu índice de intervalo de meia vida (HIC) (PILLAY E MANYAGE, 2006). L = L.2,À ÁHÀ Â./Ä (2.11.1) Onde: L x = Tempo de vida percentual à temperatura T x. L 100 = Tempo de vida percentual à temperatura nominal T c. T c T x HIC = Temperatura nominal para a classe de isolamento ( C). = Temperatura no enrolamento ( C). = Temperatura de meia vida ( C); (14, 11, 9,3, 8, e 10 para a classe A, B, F, H e H ', respectivamente).

51 INTRODUÇÃO AO LabVIEW LabVIEW é software de programação gráfica utilizada por milhões de engenheiros os e cientistas para o desenvolvimento de sofisticadas medições, testes e sistemas de controle usando ícones gráficos e linhas que se assemelham a um fluxograma. Ele oferece integração com milhares de dispositivos de hardware e fornece centenas de bibliotecas embutidas para análise avançada e visualização de dados - tudo para a criação de instrumentação virtual. Lançado em 1986, a plataforma LabVIEW é de simples acessibilidade aos seus múltiplos alvos e sistemas operacionais, tornando-se tornando se um líder em seu segmento (NATIONAL INSTRUMENTS, 2011). Figura 2-14 Interfaces LabVIEW. Fonte: NATIONAL ATIONAL INSTRUMENTS, INSTRUMENTS Em m comparação a outros softwares, o LabVIEW apresenta uma diferença relevante: sua linguagem de programação é gráfica linguagem uagem G, sendo programa resultante em forma de diagrama de bloco, enquanto outros softwares são desenvolvidos com base em linguagem em texto com linhas de comando.

52 51 Figura 2-15 Programação em diagrama de bloco do LabVIEW. Fonte: NATIONAL INSTRUMENTS, A programação em LabVIEW está baseada no fluxo de dados, onde os dados determinam a execução, trazendo algumas vantagens para aplicações científicas e de engenharia, principalmente em aplicações de aquisição e manipulação de dados. Os programas do LabVIEW são chamados de Instrumentos Virtuais, ou VIs, porque sua aparênciaa e operação imitam instrumentos físicos, tais como osciloscópios e multímetros. Cada VI tem funções que manipulam a entrada pela interface do usuário ou de outras fontes e indicam essa informação ou a movem para outros arquivos ou outros computadores (QIANXIANG e JINGTAO, 2010, p. 273) INTRODUÇÃO AO ELIPSE E3 O Elipse E3 é um sistema completo de supervisão e controle de processos, desenvolvido para os mais modernos requisitos de conectividade, flexibilidade e confiabilidade do mercado. Este software representa o resultado de anos de trabalho

53 e pesquisa da Elipse Software. Sua arquitetura distribuída, com operação em rede totalmente transparente, compõe um verdadeiro sistema multicamadas, oferecendo uma plataforma de rápido desenvolvimento de aplicações, alta capacidade de comunicação e garantia de expansão, preservando assim seus investimentos (Elipse Software, 2011). Principais vantagens: 52 O Elipse E3 permite a comunicação com inúmeros protocolos, equipamentos, e pode acomodar tanto sistemas locais como geograficamente distribuídos. As aplicações desenvolvidas com o Elipse E3 utilizam orientação a objetos. Isto aumenta a qualidade da aplicação, reduzindo os custos de programação e manutenção dos sistemas. Com o E3 você pode construir aplicações com escalabilidade e capacidade de atualização para evolução constante, sejam elas simples IHM (Interface Homem-Máquina) ou complexos centros de operações em tempo-real. Exclusiva arquitetura Cliente-Servidor com rede transparente, sem necessidade de copiar o aplicativo entre as estações.

54 3 MATERIAIS E MÉTODOS MATERIAIS Esquemático de Montagem Figura 3-1 Esquemático de Montagem Bancada de Ensaios A Figura 3-2 mostra a bancada do protótipo onde serão realizados os ensaios.

55 54 Figura Bancada de Ensaios. A bancada é composta basicamente por um motor de 4 cv, 4 pólos, 1720 rpm, um gerador de 4 kva, uma célula de carga, marca Líder, com capacidade para 50 kg, que emite um sinal de tensão de 2mV/V de tensão de excitação na célula, um encoder com resolução de 1024 pulsos por revolução, para monitorar a velocidade do motor, um transformador variador de tensão trifásico de 9 kva e um multimedidor digital microprocessado. O gerador serve de carga para o motor. Um transformador variador de tensão monofásico, com corrente retificada, é utilizado para excitar o gerador. Para dissipar a potência do gerador, foram acoplados a sua saída dois bancos de resistências em série, com potência de 2200W cada. Para o desequilíbrio foi inserida uma resistência para provocar o desequilíbrio de uma das fases, com os desequilíbrios de tensão de 0%, 2%, 4% e 6%, para as situações de 50%, 75% e 100% de carga mecânica no eixo do motor. Por questões de segurança e para a não ocorrer a interrupção do monitoramento, foram colocados dois disjuntores, um monopolar na fase de desequilíbrio e um bipolar entre o resistência de desequilíbrio e o disjuntor monopolar, conforme exposto no esquemático de montagem (Figura 3-1), com o objetivo de isolar eletricamente tal resistor para o ajuste de sua resistência.

56 3.1.3 Motor de indução trifásico 55 O motor utilizado neste projeto foi cedido pela UTFPR e encontra-se instalado no departamento acadêmico de Eletrotécnica no laboratório B-003. Características do motor de indução trifásico da WEG: Tipo: gaiola de esquilo; Carcaça: 100L Categoria: N; Potência: 4 cv; Frequência: 60 Hz; Pólos: 4; Velocidade de rotação: 1720 rpm; Tensão: 220/ 380 V; Corrente: 11,1/ 6,43 A; Relação corrente de partida/ corrente nominal (IP/IN): 7,5; Fator de potência: 0,82; Peso: 32 kg. Classe de isolamento do enrolamento: "B"; Temperatura de limite de funcionamento: 130 C; Rendimento (η): 85,1%, 86,5% e 86,5% a 50%, 75% e 100% de carga nominal respectivamente. Fator de potência (Cos ϕ): 0,63, 0,75 e 0,82 a 50%, 75% e 100% de carga nominal respectivamente.

57 56 Figura Motor WEG 4 cv 100L Gerador O gerador utilizado neste projeto também se encontra instalado no Departamento Acadêmico de Eletrotécnica, no laboratório B-003. Características do gerador trifásico do fabricante Kohlbach: Potência: 4 kva; Frequência: 60 Hz; Velocidade de rotação: 1800 rpm; Tensão: 127/ 220 V; Corrente: 18,2/ 10,5 A; Fator de potência: 0,85; Peso: 43 kg.

58 57 Figura 3-4 Gerador Kohlbach 4 kva Célula de Carga Características da célula de carga, fabricante Líder Balanças, modelo CS 50 kg: Capacidade Nominal: 50 kg; Sensibilidade da célula de carga em mv/v: 2mV/V +/- 0,1%; Erro combinado % saída nominal: <0,03; Excitação VCC ou VCA, Máxima: 15 V; Impedância de saída, em ohms: 350 +/-1; Impedância de entrada, em ohms: 400 +/-15; Resistência de isolação: >5000 Mohms. Material da célula de carga: alumínio anodizado Grau de proteção: IP67.

59 58 Figura Célula de Carga Líder CS 50. Fonte: Lider Balanças, Multimedidor Para a aquisição das grandezas de tensão, corrente e potência, foi utilizado o Multimedidor, fabricante Kron, modelo Mult-K plus. Este multimedidor é um instrumento digital microprocessado, para instalação em porta de painel. Este multimedidor pode coletar os sinais de: Tensão fase-fase e fase-neutro; Frequência; Corrente (por fase e trifásica); Potência ativa (por fase e trifásica); Potência reativa (por fase e trifásica); Potência aparente (por fase e trifásica); Fator de Potência (por fase e trifásico); THD (por fase de tensão e corrente); Demanda ativa (média e máxima); Demanda aparente (média e máxima); Energia ativa (positiva e negativa); Energia reativa (positiva e negativa).

60 59 Figura Multimedidor Kron Mult-K plus. Fonte: Kron Medidores, Encoder O encoder utilizado foi do tipo incremental. Este modelo possui uma saída de trem de pulsos, a qual responde à rotação do seu eixo, sendo a resposta desta saída de pulsos correspondente à resolução do encoder, ou seja, ao número de pulsos por revolução. Este encoder possui duas saídas denominadas A e B, defasadas em 90 entre si e uma saída de referência Z, ou zero, como mostra a Figura 3-8. O modelo do encoder utilizado foi o E50S T-24, fabricante Autonics. Resolução: 1024 pulsos por revolução; Excitação: VDC; Diâmetro do eixo: 8 mm; Máxima resposta em frequência: 300 khz; Peso: 275 g.

61 60 Figura Encoder Incremental E50S T-24. Fonte: Autonics, Figura Forma de onda de saída do Encoder. Fonte: Autonics, Transformador Variador de Tensão Trifásico Transformador modelo VTE-020, fabricante STP Sociedade Técnica Paulista, utilizado para a partida do motor. Entrada: 220 V; Saída: V; Corrente: 14 A (Max); Potência: 9 kva (Max);

62 3.1.9 Transformador Variador de Tensão Monofásico 61 Transformador modelo ATV-215-M do fabricante STP Sociedade Técnica Paulista, utilizado para a excitação do gerador. Entrada: 220 V; Saída: V; Corrente: 6,3 A (Max); Potência: 1,5 KVA (Max); Placa do Amplificador de Instrumentação A célula de carga utilizada para capturar o torque possui uma sensibilidade de 2mV/V, com sua carga nominal de 50 kg. Desta forma, o sinal de saída da célula é muito baixo, ficando impossibilitado de ser aquisitado pela placa de aquisição. Quanto ao sinal captado pelo osciloscópio, sua amplitude flutuava muito em função dos ruídos. Houve a necessidade de projetar e implementar uma placa para amplificação do sinal e filtragem dos ruídos e possibilitar o interfaceamento da célula de carga com o osciloscópio. O amplificador instrumental desenvolvido é utilizado em aplicações que requerem amplificação de sinais de saída acima de 100 vezes, Figura 3-9, (HOROWITZ & HILL 1989) e foi projetado e implementado com o circuito integrado LM324, utilizando-se de três dos quatro amplificadores operacionais nele contidos.

63 62 Figura 3-9 Circuito de amplificador instrumental. Fonte: Horowitz & Hill, A equação desse amplificador instrumental é dada por: ÅÆ< = G,. (3.1.1) Onde, ÅÆ< Tensão de saída do amplificador instrumental. G Ganho obtido no amplificador instrumental. Maior tensão de entrada no circuito integrado do amplificador instrumental. Menor tensão de entrada no circuito integrado do amplificador instrumental. A equação do ganho é dada por: (3.1.2) Onde: G Ganho obtido no amplificador instrumental. R1, R2, R3, R4 - Resistências utilizadas no amplificador instrumental.

64 63 Figura 3-10 Amplificador Instrumental. Parar obter um ganho próximo a 1000 vezes foi utilizado no circuito da Figura 3-9 com os resistores com os seguintes valores R2=R3=R4 igual a 1k Ω e R1= 2 Ω. Assim através da equação espera um ganho È de 1001 vezes aproximado. A montagem da placa do Amplificador Instrumental encontra-se acima na Figura Placa de Aquisição de dados Para a interface dos dados capturados e o software LabVIEW (temperatura ambiente e do enrolamento do motor) foi utilizado o dispositivo DAq4AI da Smart- Tech, Figura Este dispositivo possui um módulo de aquisição para quatro canais de sinais analógicos, o design das conexões de entradas analógicas o tornam apropriado para uso em bases de desenvolvimento do tipo proto-board e o uso de interface do tipo USB, o que torna o dispositivo compatível com a maioria dos computadores.

65 64 Figura 3-11 ConFiguração dos pinos de saída do DAq4AI. Características: Número de canais: 4 (GND compartilhado). Faixa de medição: [0 a 5] V; Resolução: 10 bits; Precisão: ½ LSB; Largura de faixa: 60 db; Impedância de entrada: < 1kohm; Impedância máx. da fonte: 2.5 kohms; Capacitância de entrada: 25 pf; Isolação: Não Isolada; Taxa de amostragem: 2 khz; Tensão de referência: 5 V; Comunicação: USB V2.0 compatível; Leitura: 2 bytes/canal; Detecção de falhas: Check-Sum; Temperatura de trabalho: [-40 a 85] ºC.

66 Banco de Resistências Foi utilizado como carga para dissipação da potência gerada pelo gerador dois bancos de resistências do fabricante Eletele, modelo CM315A, com resistores 3X3,98 ohm, 3 cv, 100 V, 14,5 A (Máx), Figura Figura 3-12 Banco de Resistências Resistor de Desequilíbrio de Tensão O resistor utilizado para causar o desequilíbrio em uma das fases foi o resistor do fabricante Takebo de 1,3 ohm, 150 W. Esta resistência foi adaptada, com um cursor móvel, para o ajuste da resistência conforme o percentual do desequilíbrio desejado, Figura 3-13.

67 66 Figura Resistor de Desequilíbrio de Tensão Osciloscópio O osciloscópio digital utilizado foi do fabricante Tektronix modelo TDS 1001B, 40 MHZ, com dois canais, possui interfaces USB e foi utilizado para a aquisição dos dados da velocidade, emitido pelo encoder e a tensão da célula de carga para cálculo do torque, Figura Figura 3-14 Osciloscópio Tektronnix TDS 1001B.

68 LM35 67 Para a medição da temperatura no enrolamento do MIT e a ambiente foi utilizado o LM35 DZ, da National Semicondutor, pelo seu tamanho e simples utilização. O LM35 é alimentado por uma tensão 5 V nos canais da ponta e fornece uma tensão no canal do meio linear dependendo da temperatura a qual é submetido. O LM35 envia 10 mv para cada 1ºC registrado (National Semicondutor, 2000). A Figura 3-15 mostra o esquema de ligação e alimentação do LM35 com a placa de aquisição DAq4AI. Figura 3-15 Esquema de ligação entre o LM35 e a placa de aquisição DAq4AI. Fonte: Dos Santos (2012, p. 4) Programas Para o monitoramento da temperatura ambiente e a do enrolamento do motor, com aquisição de dados a partir do dispositivo DAq4AI, foi utilizado a plataforma LabView, versão 2011, com licença para uso acadêmico. Na Figura 3-16 mostra a VI (programa) para a comunicação da placa DAq4AI via USB e a plataforma LabView, fornecida pela Smart-Tech. Na Figura 3-17 apresenta a VI desenvolvida para a medição da temperatura ambiente e do enrolamento do motor através da placa DAq4AI. A Figura 3-18 é a tela de exibição da VI desenvolvida, para o monitoramento em tempo real das temperaturas.

69 68 Figura 3-16 VI para aquisição dos sinais placa DAq4AI.. Figura 3-17 VI de controle e registros dos valores de temperatura.

70 69 Figura 3-18 Janela de visualização da VI para o controle da temperatura. Para a tensão e corrente de entrada de cada fase e da potência ativa e reativa de entrada, foi feita a aquisição pelo multimedidor digital microprocessado e monitorados pela plataforma Elipse E3, com licença para uso acadêmico. 3.2 MÉTODOS Parâmetros da Célula de Carga Conforme citado no capítulo 3.1.5, a célula de carga possui uma tensão de 2mV/V de excitação. Quando a célula é pressionada por uma massa de 50 kg, para cada 1 volt de excitação na tensão de entrada, ela emite um sinal de 2 mv. A célula de carga foi instalada entre dois suportes, sendo o suporte da parte inferior parafusada à base da estrutura metálica fixa, que suporta o conjunto motor gerador e o suporte superior parafusado em uma estrutura móvel que envolve o gerador, ver Figura Esta estrutura móvel permite que o gerador gire em torno de seu próprio eixo, sendo fixado somente pelo suporte no qual se encontra a célula

71 de carga, desta forma o esforço executado pelo gerador é sensibilizado pela célula de carga. A célula de carga é sensibilizada tanto por força de tração quanto por força de compressão. No experimento o fator determinante sobre o esforço de tração ou compressão foi determinado pelo sentido de rotação do eixo do motor, sendo que no sentido horário, o gerador comprime a célula e no sentido anti-horário o gerador traciona a célula. 70 Figura 3-19 Fixação da Célula de Carga ao Gerador Calibração da Célula de Carga Para a calibração da célula de carga, esta foi retirada da estrutura, para evitar a força-peso do próprio gerador, e calibrada utilizando dois pesos-padrão. Um peso padrão foi adquirido com o laboratório de metrologia da UTFPR, do Departamento Acadêmico de Mecânica (DAMEC), cuja massa era de valor conhecido com 5 kg, ver Figura Para o segundo peso-padrão foi utilizado um motor elétrico de pequeno porte, com massa desconhecida. Para conhecer a massa do referido motor foi localizada uma balança corretamente aferida por empresa

72 especializada, com precisão de três dígitos e foi verificada a massa do motor cuja massa era de 4,172 kg. 71 Figura 3-20 Peso Padrão de 5kg. Após conhecer-se a massa do motor elétrico, juntamente com o peso-padrão de 5 kg, foram feitos os testes de tração e compressão da célula de carga, de acordo com os valores obtidos no quadro 3.1. Peso-padrão Tensão de saída do Amplificador Sem peso, 0 kg 0,007 V 5 kg (tração) 1,9 V 5 kg (compressão) 1,9 V 4,172 kg (tração) 1,58 V 4,172 kg (compressão) 1,58 V Quadro 3-1 Calibração da Célula de Carga: Tensão X Massa de Excitação. Com base nos dados fornecidos no quadro 3.1, foi possível calcular o coeficiente angular do sinal de saída do amplificador da célula de carga, cujo valor foi de 0,38 V. Após a calibração do equipamento foi parafusado novamente a célula de carga ao suporte e fixado ao gerador em posição estática e, em seguida, foi coletado

73 o sinal de saída do amplificador para determinar o offset da célula de carga, quando acoplado no gerador, cujo valor foi verificado com 1,26 V. A equação do sinal de saída da célula de carga com relação ao peso exercido é a equação 3.2.1: 72 Vf = 1,26+0,38.x [V] (3.2.1) Onde, Vf = Tensão de saída da célula de carga [V]. 1,26 = Offset da célula de carga. 0,38 = Coeficiente angular. x = O peso aplicado á célula de carga [kg] Determinação do Torque do MIT Quando o motor é energizado, o gerador tende a rotacionar fazendo com que o suporte tracione a célula de carga exercendo uma força sobre esta. Com a distância do centro do eixo do gerador até o suporte de fixação da célula de carga, temos o comprimento do braço de alavanca, e juntamente com o valor da força exercida a obtenção do torque do eixo do motor. O sinal de saída da célula de carga foi aplicado na equação 3.2.1, obtendo a força exercida sobre a célula. A distância do centro do eixo do gerador até o suporte de fixação da célula de carga foi medida através de um paquímetro, sendo esta distância de 0,23 metros. E a determinação do torque provocado pelo MIT foi obtida pelo produto das componentes acima.

74 3.2.4 Determinação da Velocidade do MIT 73 O Sensor de velocidade utilizado foi o encoder, cujo modelo foi descrito no capítulo O encoder foi fixado sobre um suporte rígido e parafusado sobre a estrutura metálica do conjunto motor-gerador, sendo um elastômero utilizado para o acoplamento do eixo do encoder ao eixo do gerador, próximo ao acoplamento do conjunto eixo motor-eixo do gerador. Na ponta do eixo do encoder foi inserido uma polia com o mesmo diâmetro do eixo do gerador para garantir a relação de transmissão 1:1, ver Figura O encoder emite 1024 pulsos por revolução. A rotação nominal do MIT, em condições nominais e normais de funcionamento, sem desequilíbrios, é de 1720 rpm. Logo, o encoder emite pulsos com frequência próxima de 30 khz. Inicialmente a aquisição dos pulsos seria efetuado através da placa de aquisição DAq4AI e monitorado via LabVIEW. No entanto, a taxa de amostragem da placa é de 2 khz, sendo 500 Hz por canal, impossibilitando a aquisição dos pulsos. Em função do encoder emitir três sinais, conforme exposto em 3.1.5, foi ensaiado a aquisição do sinal do canal Z, que é a referência do encoder, emitindo um pulso a cada revolução. Entretanto, a baixa taxa de amostragem prejudicou as medições devido a "perda" de alguns sinais emitidos pelo canal Z. A solução para coletar estes dados foi utilizar o osciloscópio digital, o qual possui uma taxa de amostragem de 40 MHz e, a partir do ponto de estabilidade térmica do motor, os pulsos foram gravados para determinar a velocidade de funcionamento do motor.

75 74 Figura 3-21 Acoplamento do Encoder ao Gerador Determinação da Temperatura do Motor Para a determinação da temperatura interna do motor, foi utilizado o transdutor LM35, instalado na cabeça de bobina do motor, conforme Figura 3-22 abaixo. Figura 3-22 Instalação do LM35 no Motor.

76 3.2.6 Determinação da Temperatura no Ambiente 75 Para a determinação da temperatura do ambiente, também foi utilizado o transdutor LM35, instalado sobre uma matriz de contato, conforme Figura 3-23 abaixo. Figura 3-23 Instalação do LM35 na Matriz de Contato Determinação das Resistências de Desequilíbrio. Considerando a grande quantidade de ensaios a serem realizados, será simulado apenas a condição de Sub desequilíbrio de tensão monofásica (1Φ-UV) devido a sua simplicidade. Para tal, será inserido em uma das fases, V a, a resistência variável, capítulo , para obter o desequilíbrio. Inicialmente foram calculados os valores das resistências para cada ensaio utilizando o desequilíbrio de tensão de fase percentual (PVUR), definido pela equação do capítulo )*,%. = /0BC E FHE SJKL, E G HE SJKL, E N HE SJKL O E SJKL.100 (2.5.5)

77 76 Utilizando a equação e calculando a Tensão na fase a, V a, necessária para obter 2%, 4% e 6% de desequilíbrio de tensão, são apresentados no quadro 2 com a queda de tensão do resistor de desequilíbrio, V r, para cada situação. Queda(%) V r (V) Quadro 3-2 Queda de tensão no resistor de desequilíbrio. Utilizando a curva das correntes para cada carga do MIT, 7,6A, 9,2A e 11,1A para 50%, 75% e 100% de carga e as quedas de tensão dos resistores, no quadro 3-3 apresenta os valores de resistências aproximadas para cada ocasião. Carga V 50% 75% 100% 2% 0,526 Ω 0,435 Ω 0,36 Ω 4% 1,053 Ω 0,869 Ω 0,721 Ω 6% 1,447 Ω 1,196 Ω 0,991 Ω Quadro 3-3 Valores das resistências necessárias para o desequilíbrio de tensão Ensaios Realizados Os ensaios realizados com o objetivo de coletar e monitorar, a tensão de saída da célula de carga, a frequência emitida pelo encoder, a potência ativa e reativa da rede e a temperatura interna do motor e do ambiente. Devido ao curto espaço de tempo para a realização dos ensaios foram realizados apenas dois ensaios de cada condição de carga com desequilíbrios sugeridos para estudo. A partir dos parâmetros levantados em cada ensaio, foi confrontado com os parâmetros teóricos de cada condição de operação do MIT. Os ensaios foram realizados na sequência descrita a seguir, com as seguintes condições de operação, desconsiderando o desequilíbrio da rede:

78 77 1) Motor com 100% de carga sem queda de tensão emulada na fase de alimentação; 2) Motor com 100% de carga com queda de tensão de 2%; 3) Motor com 100% de carga com queda de tensão de 4%; 4) Motor com 100% de carga com queda de tensão de 6%. 5) Motor com 75% de carga sem queda de tensão emulada na fase de alimentação; 6) Motor com 75% de carga com queda de tensão de 2%; 7) Motor com 75% de carga com queda de tensão de 4%; 8) Motor com 75% de carga com queda de tensão de 6%; 9) Motor com 50% de carga sem queda de tensão emulada na fase de alimentação; 10) Motor com 50% de carga com queda de tensão de 2%; 11) Motor com 50% de carga com queda de tensão de 4%; 12) Motor com 50% de carga com queda de tensão de 6%; Roteiro do Ensaio Concluída toda a implementação para as aquisições dos dados, foi monitorado o motor, através do LabView, do Elipse E3 e do osciloscópio, desde sua partida até a sua estabilidade térmica. Para determinar a força aplicada ao eixo do motor equivalente a 100% de sua carga, 75% e 50%, foram utilizadas as seguintes equações: Î = & J ½ (3.2.2) T = < (3.2.3)

79 E aplicado a equação da célula de carga (3.2.1), temos os seguintes valores calculados (Quadro 3-4): 78 Carga Pm [W] w [rad/s] T [kgf.m] d [m] F [kgf] Vf (F) [V] 100% π.28,66 1,666 0,23 7,242 4,012 75% π.28,66 1,249 0,23 5,431 3,324 50% π.28,66 0,833 0,23 3,621 2,636 Quadro 3-4 Tensão de saída da Célula de Carga. Com base na tensão de saída da célula de carga do quadro 3-2, foi efetuado o ajuste da corrente de excitação do gerador, através do variador de tensão monofásico, e determinado o percentual de carga do motor. O primeiro ensaio foi o de 50% sem o desequilíbrio, depois com o desequilíbrio de 2% de tensão, 4% e 6% e assim consecutivamente para 75% e 100%. A cada alteração de carga ou do desequilíbrio, era aguardado o equilíbrio térmico e coletados os dados. Após executados todos os ensaios, foram realizados novos para a comprovação dos resultados. Os resultados obtidos serão discutidos no capítulo 4 deste trabalho Determinação do desequilíbrio de tensão. Inicialmente foram calculados os valores das resistências para cada ensaio, capítulo Como o valor da resistência altera um pouco com a temperatura e não foi possível deixar o do resistor de desequilíbrio nos exatos valores calculados, foi monitorado a queda de tensão em cima do resistor para saber o desequilíbrio de tensão real.

80 Para o cálculo foi utilizado o desequilíbrio de tensão de fase percentual (PVUR), definido pela equação do capítulo e tendo: 79 V a = V r (3.2.4) Sendo V r a queda de tensão em cima da resistência de desequilíbrio em volts, consegue-se os desequilíbrios de tensão real no sistema que é apresentado no Quadro 3-5 para cada condição. Note que V seria o desequilíbrio de tensão desejável. Carga 50% 75% 100% V Vr PVUR (%) Vr PVUR (%) Vr PVUR (%) 2% 3,7 1,96 3,8 2,01 3,7 1,96 4% 7,4 3,96 7,6 4,07 8,3 4,45 6% 10,2 5,5 10,7 5,78 11,4 6,16 Quadro 3-5 Desequilíbrio de tensão real. 3.3 CONCLUSÃO Neste capítulo foram apresentados os materiais e equipamentos utilizados, o arranjo para a execução dos ensaios e a metodologia para as aquisições. Dentre os vários detectores de temperatura disponível no mercado, a opção pela utilização do Lm35 está relacionado ao baixo custo de aquisição e por emitir o sinal de saída dentro da faixa de aquisição da placa de interface da plataforma LabVIEW. Para determinação do torque foi optado pelo método de medição direta, através da célula de carga já disponível na instituição. Porém para que fosse possível a aquisição do sinal, foi necessário o desenvolvimento e implementação de um circuito amplificador. O encoder disponível na instituição e utilizado nos ensaios, para a aquisição da velocidade, possui uma resolução muito alta, o que impacta em um sinal de saída de alta frequência, fato que impossibilitou a aquisição pela placa de interface da

81 plataforma LabVIEW. Desta forma a solução encontrada foi a utilização do osciloscópio. O multimedidor de Grandezas Elétricas com a porta de comunicação modbus RTU (RS-485) serviu para monitorar as tensões, correntes, potências ativas e reativas da rede elétrica que estavam alimentando o motor elétrico. A potência mecânica foi obtida através do torque e da velocidade, inicialmente o tratamento e monitoramento do torque e da velocidade seriam efetuados pelo LabVIEW, no entanto, a aquisição da velocidade ocorreu através do osciloscópio, sendo necessário também a utilização do osciloscópio para a aquisição do torque, em função da estampa de tempo. Para o resistor de desequilíbrio a dificuldade foi encontrar um que suportasse a alta corrente de alimentação do motor com um valor baixo de resistência. Encontrado, foi possível efetuar a adaptação para a variação da resistência. Para a aquisição dos sinais de temperatura do motor, temperatura do ambiente, velocidade, torque, corrente da rede, tensão da rede e potência de entrada do motor, seria necessário uma placa de aquisição de sete canais, entretanto, a DAq4AI possui somente quatro canais, desta forma a solução foi a utilização da plataforma Elipse E3 para a aquisição dos sinais de corrente e tensão da rede e para a potência de entrada do motor. No capítulo 4, será abordada a análise dos dados coletados e discutidos os resultados. 80

82 4 ANÁLISE DOS DADOS COLETADOS E RESULTADOS APRESENTAÇÃO DOS DADOS Neste capítulo serão analisados os dados obtidos no ensaio de subdesequilíbrio de tensão monofásica (1Φ-UV) realizados no MIT. Inicialmente será apresentado um exemplo de cada dado coletado sem tratamento do sinal adquirido com uma imagem de bitmap do arquivo em planilha do software Excel. Figura Exemplo de planilha dos dados de temperatura via LabVIEW. A Figura 4-1 mostra na coluna A, o registro de data e hora de aquisição dos dados que, assim como o software Elipse E3, registra os valores a cada dois segundos. A coluna B exibe a temperatura no enrolamento do motor e a coluna C mostra a temperatura ambiente adquiridas à partir dos sensores de temperatura instalados na cabeça de bobina do motor e na matriz de contato que mede a temperatura ambiente do local.

83 82 Figura Exemplo de planilha dos dados do Osciloscópio. Figura Registro da tela de exibição Osciloscópio. A Figuras 4-2 e 4-3 apresentam os resultados salvos através do osciloscópio Tektronic TDS1001B. Na Figura 4-2 são mostradas duas planilhas, a primeira, o canal 1 do osciloscópio com os dados do sinal de saída do amplificador da célula de carga e a segunda planilha, o canal 2 com o sinal do encoder. As primeiras linhas apresentam informações iniciais como data e hora de início e fim da aquisição. A partir da linha 19 na mesma célula o tempo e o valor da tensão são registrados. De

84 posse de tais dados, através do software MatLab são obtidos os gráficos dos canais 1 e 2 (Figuras 4-4 e 4-5) para que sejam determinados com maior precisão o valor da tensão do amplificador da célula de carga e a frequência do sinal do encoder. 83 Figura Gráfico via MatLab do Canal 1 do Osciloscópio (Célula de Carga). Figura Gráfico via MatLab do Canal 2 do Osciloscópio (Encoder). Outro recurso utilizado nos ensaios foi o software Elipse E3. Os dados registrados tais como valores medidos de tensões, correntes, potência ativa e reativa, são salvos em planilhas do Excel, como mostra a Figura 4-6.

85 84 Figura Exemplo de planilha dos dados do Elipse E3. A coluna A exibe data e hora da obtenção dos dados; as colunas B, C e D as três tensões de linha; as colunas E, F e G as correntes nas fases a, b e c, respectivamente; a coluna H a potência ativa; a coluna I a potência reativa. Todas as medições provêm da fonte de alimentação do motor trifásico. 4.2 DETERMINAÇÃO DO DESEQUILÍBRIO DE TENSÃO (E3). Primeiramente foram obtidos os valores médios das tensões do software E3, para que assim possam ser determinados os valores de desequilíbrio de tensão analisando valores registrados. Como as tensões registradas foram valores de linha, não foi possível recalcular o desequilíbrio de tensão de fase em percentual (PVUR), sendo calculado os outros tipos de desequilíbrio definido pela NEMA, o desequilíbrio de tensão de linha percentual (LVUR) e o fator de desequilíbrio de tensão (VUF), como visto no capítulo 2.5. Por se tratarem de métodos diferentes, os resultados não foram o mesmo, como já era esperado, dos calculados pelo desequilíbrio de tensão de fase em percentual (PVUR), com os valores do LVUR se aproximando mais. Note que é

86 considerado a desequilíbrio de tensão da rede para estes métodos, diferente do método do PVUR obtido através da queda de tensão no resistor que despreza-os, quadro Carga (%) Desequilíbrio Pretendido (%) Va Vb Vc PVUR (%) LVUR (%) VUF (%) ,99 219,04 220,32 0 0,39 0, ,50 216,39 219,34 1,96 1,65 0, ,62 212,75 217,84 3,96 3,35 1, ,61 209,44 214,76 5,5 4,92 2, ,45 220,00 220,06 0 0,17 0, ,30 215,88 218,91 2,01 1,88 1, ,15 211,45 215,46 4,07 3,9 2, ,81 210,01 213,73 5,78 4,65 2, ,14 218,53 218,12 0 0,12 0, ,88 215,83 217,78 1,96 1,91 1, ,07 213,72 216,46 4,45 2,89 1, ,31 208,99 212,54 6,16 5,15 2,85 Quadro Análise da Tensão da Rede. Repete-se o mesmo para as correntes gravadas pelo softwares LabVIEW e Elipse E3 e obtém os desequilíbrio de corrente de linha percentual (LCUR) e o fator de desequilíbrio de corrente (CUF), conforme quadro 4-2

87 86 Carga (%) Desequilíbrio de Tensão Pretendido (%) Ia Ib Ic LVUR (%) LCUR (%) LCUR (%) ,56 8,27 8,71 0,39 2,85 3,01 2 9,28 8,33 8,40 1,65 7,04 7,19 4 9,65 7,97 7,68 3,35 14,45 15, ,21 9,20 8,79 4,92 16,2 16, ,39 11,52 11,68 0,17 1,32 1, ,49 11,24 11,19 1,88 7,27 7, ,69 11,84 11,28 3,9 11,56 12, ,00 11,81 10,88 4,65 14,5 15, ,16 13,50 13,43 0,12 1,5 1, ,26 13,78 13,29 1,91 2,49 2, ,09 13,71 12,73 2,89 5,75 5, ,50 14,46 11,00 5,15 9,22 14,65 Quadro Análise da Corrente da Rede. 4.3 ANÁLISE DA TEMPERATURA DO MIT De posse dos dados de temperatura interna do MIT e temperatura ambiente através do software LabVIEW e salvos em planilha do Excel, obtém os valores médios da temperatura de estabilidade para cada ensaio, para assim perceber o efeito do desequilíbrio de tensão no motor. O Quadro 4-3 mostra também o aumento percentual da temperatura do enrolamento do motor e o aumento em graus Celsius, T (%) e T ( C), respectivamente, calculados através da diferença da temperatura de cada ensaio com relação a condição de 0% de desequilíbrio.

88 87 Carga Desequilíbrio T estabmit T amb. T (%) T ( C) 0% 47,3 25,0 0 0,0 50% 1,96% 47,6 24,9 0,63 0,3 3,96% 48,1 24,7 1,82 0,9 5,50% 49,2 24,5 4,12 1,9 0% 63,4 24,7 0 0,0 75% 2,01% 67,1 24,7 5,79 3,7 4,07% 67,6 24,4 6,52 4,1 5,78% 68,1 24,6 7,32 4,6 0% 80,9 24,9 0 0,0 100% 1,96% 87,8 24,3 8,55 6,9 4,45% 88,5 25,3 9,42 7,6 6,16% 90,4 24,7 11,80 9,5 Quadro Variação da Temperatura no enrolamento do motor. Observando o Quadro 4-3, pode-se observar que a variação na temperatura é mais perceptível para os casos de 75% e 100% da carga mecânica no eixo do motor, comprovando com o que mostra a Figura 2-8 Gráfico da Redução da Operação do MIT. O aumento de temperatura é uma consequência das componentes de sequência negativa de tensão e as correntes tendem a provocar um torque no sentido oposto ao produzido na frequência fundamental de 60 Hz. Elas produzem uma pequena variação negativa na velocidade de rotação do eixo da máquina provocando assim um aumento do escorregamento e da corrente circulante no rotor e, consequentemente, o aquecimento do mesmo (CARVALHO, 2010), conforme descrito no capítulo Para a simulação do desequilíbrio foi utilizado uma resistência em série com uma das fases. Isso gerou uma queda de tensão em duas tensões de linha. Consequentemente, o motor passou a ser alimentado com uma tensão inferior à nominal durante a análise do desequilíbrio. Com a redução da tensão, existe um aumento de corrente para compensar. Assim, existem dois efeitos superpostos que causam o aumento de temperatura e, portanto, das perdas: o desequilíbrio e a redução de tensão. O efeito da redução da tensão será desconsiderado, pois essa redução é pequena e pouco impactante no resultado do experimento.

89 4.3.1 Motor Operando a 50% da Carga Nominal 88 Analisando a temperatura no ensaio a 50% de carga nota-se que a temperatura do motor pouco variou sob tal condição. Não houve mudanças significativas na temperatura. Conforme era esperado, com 6% de desequilíbrio obteve-se um aquecimento maior, mesmo assim, não ultrapassando variação de 2 ºC Motor Operando a 75% da Carga Nominal Na condição de 75% da carga nominal, o efeito na temperatura é mais atenuado. A temperatura ambiente se manteve praticamente constante. A temperatura do motor sofreu um aumento maior que operando a 50% de carga e a temperatura com 6% de desequilíbrio aumentou em 4,6 C Motor Operando a Plena Carga (100 %Carga Nominal) Com o motor a plena carga percebe-se que a variação da temperatura na cabeça de bobina é maior e mais rápida. Outro fato que se pode destacar é que a temperatura do motor não se estabilizou totalmente nos ensaios, variando muito lentamente depois de atingida certa temperatura. Como a temperatura ambiente estava variando (devido a dissipação de calor dos bancos de resistência), tal parâmetro poderia estar influenciando nessa lenta variação e, desta forma, como haveria a necessidade de serem executados vários ensaios e várias condições a serem analisadas, portanto, foi considerado a temperatura de equilíbrio após atingidos 10 minutos para a condição de carga nominal.

90 4.4 PERDA DA VIDA ÚTIL DO ENROLAMENTO DO MIT DEVIDO AO AQUECIMENTO. 89 Como visto no capítulo 2.11, o perda do isolamento no enrolamento do motor é uma das principais causa da redução da vida útil do MIT. Utilizando a equação e as variações da temperatura interna do motor, podemos estimar a redução da vida útil do MIT operando nas condições de desequilíbrios de tensão, comparando com o funcionamento do motor sem desequilíbrio (Quadro 4-4). Carga Desequilíbrio T estabmit T ( C) Redução Vida (%) 50% 75% 100% 0% 47,3 0,0 0,00 1,96% 47,6 0,3 1,87 3,96% 48,1 0,9 5,29 5,50% 49,2 1,9 11,54 0% 63,4 0,0 0,00 2,01% 67,1 3,7 20,67 4,07% 67,6 4,1 22,94 5,78% 68,1 4,6 25,37 0% 80,9 0,0 0,00 1,96% 87,8 6,9 35,31 4,45% 88,5 7,6 38,11 6,16% 90,4 9,5 45,19 Quadro Perda da vida útil do MIT. Em seguida são levantados os gráficos das relações da perda de vida útil do enrolamento e o grau de desequilíbrio de tensão para 50%, 75% e 100% de carga nominal, para comparação entre os diferentes desequilíbrios de tensão, Figuras 4-7, 4-8, 4-9.

91 90 Redução ual Vida ùtil 50% 45% 40% 35% 30% 25% 20% 15% 10% 5% Perda da Vida Útil - 50% de carga 0% 0% 1,96% 3,96% 5,50% Figura Relação entre a perda de vida útil enrolamento e o grau de desequilíbrio de tensão (PVUR) para 50% de carga. 50% Perda da Vida Útil - 75% de carga Redução Vida ùtil 45% 40% 35% 30% 25% 20% 15% 10% 5% 0% 0% 2,01% 4,07% 5,78% Figura Relação entre a perda de vida útil enrolamento e o grau de desequilíbrio de tensão (PVUR) para 75% de carga.

92 91 Redução Vida ùtil 50% 45% 40% 35% 30% 25% 20% 15% 10% 5% Perda da Vida Útil - 100% 0% 0% 1,96% 4,45% 6,16% Figura Relação entre a perda de vida útil enrolamento e o grau de desequilíbrio de tensão (PVUR) para 100% de carga. A redução da vida útil do enrolamento estipulada não foi tão impactante na condição de 50% carga, quase não alterando para no primeiro ensaio, 1,87% de redução com 1,96% de desequilíbrio e chegando a 11,54% de redução na condição de 5,50% de desequilíbrio. Para 75% carga o redução é mais impactante, com 25,37% de redução da vida útil para 5,78% de PVUR. Na condição de 100% de carga a 6,16% de desequilíbrio de tensão, a variação de temperatura chegou a 9,5 C e conforme o estipulado resultaria numa redução da vida útil do enrolamento do motor em 45,19%, aproximadamente metade da vida útil do motor. 4.5 ANALISE DOS VALORES MÉDIOS DAS POTÊNCIAS. Com os dados obtidos através do osciloscópio e dos softwares LabVIEW e Elipse E3, considerando o valor médio para cada variável, temos o quadro 4-5, com os resultados médios para análise da potência.

93 Quadro Análise dos valores médios das potências. 92