PROJETO DE UM AEROGERADOR DE PEQUENO PORTE PARA UTILIZAÇÃO NO LITORAL DA REGIÃO NORDESTE DO BRASIL. Caio Victor Pavani Branco

Transcrição

1 PROJETO DE UM AEROGERADOR DE PEQUENO PORTE PARA UTILIZAÇÃO NO LITORAL DA REGIÃO NORDESTE DO BRASIL Caio Victor Pavani Branco Projeto de Graduação apresentado ao Curso de Engenharia Mecânica da Escola Politécnica, Universidade Federal do Rio de Janeiro, como parte dos requisitos necessários à obtenção do título de Engenheiro. Orientador: Prof. Armando Carlos de Pina Filho, D.Sc. RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL SETEMBRO DE 2018

2

3 Branco, Caio Victor Pavani Projeto de um Aerogerador de Pequeno Porte para Utilização no Litoral da Região Nordeste do Brasil/ Caio Victor Pavani Branco - Rio de Janeiro: UFRJ / Escola Politécnica, VII, 73 p.: il.; 29,7 cm. Orientador: Armando Carlos de Pina Filho Projeto de Graduação UFRJ / Escola Politécnica / Curso de Engenharia Mecânica, Referências bibliográficas: p Energia Eólica. 2. Aerogerador. 3. Geração de Energia. 4. Projeto Mecânico. I. Pina Filho, Armando Carlos de. II. Universidade Federal do Rio de Janeiro, Escola Politécnica, Engenharia Mecânica. III. Projeto de um Aerogerador de Pequeno Porte para Utilização no Litoral da Região Nordeste do Brasil. i

4 A Edmilson Rodrigues Branco e Zilma Pavani Branco (in memoriam) ii

5 Agradecimentos A minha irmã Ivy Camila Pavani Branco, que sempre me fez acreditar em mim, apesar das dificuldades que surgiram durante a elaboração deste projeto. A minha companheira Belisa de Quadros Correa Godoy, por todo incentivo e auxílio, pelo carinho e dedicação, e por me reconduzir ao trabalho quando as demais circunstâncias me distraíam. Ao eterno amigo Rômulo de Carvalho Brito, por todo o apoio ao longo dos mais de dez anos de amizade, pelos conselhos e pelo ombro amigo nas horas de dificuldade. iii

6 Resumo do Projeto de Graduação apresentado à Escola Politécnica/UFRJ como parte dos requisitos necessários para a obtenção do grau de Engenheiro Mecânico. PROJETO MECÂNICO DE UM AEROGERADOR DE PEQUENO PORTE PARA UTILIZAÇÃO NO LITORAL DA REGIÃO NORDESTE Caio Victor Pavani Branco Setembro/2018 Orientador: Armando Carlos de Pina Filho Curso: Engenharia Mecânica Com a crescente preocupação em se diminuir a dependência humana dos combustíveis fósseis, as fontes alternativas, como a energia eólica e solar, têm ganhado cada vez mais espaço na matriz energética global. Com isso em mente, neste trabalho foi projetado um dispositivo aerogerador de pequeno porte para instalação em áreas de potencial eólico elevado, mais especificamente, no litoral da região Nordeste do Brasil. Uma das preocupações que norteou o projeto foi a diminuição dos custos, utilizando, sempre que possível, elementos de padrão comercial, facilmente substituíveis. Foram elaborados textos introdutórios, explicitando o histórico desses equipamentos, seu princípio de funcionamento e descrição de seus elementos. Segue-se a isso o projeto aerodinâmico do rotor, o projeto mecânico de seus componentes, explicitando as etapas de cálculo e as decisões tomadas ao longo do projeto. Não serão abordados os sistemas elétrico e os mecanismos de controle do aerogerador e a sua fundação. Por fim, está anexada a documentação gráfica do projeto. Palavras-chave: Energia eólica, Aerogerador, Geração de Energia, Projeto Mecânico iv

7 Abstract of Undergraduate Project presented to POLI/UFRJ as a partial fulfillment of the requirements for the degree of Mechanical Engineer. MECHANICAL PROJECT OF A SMALL WIND TURBINE FOR USE ON BRAZIL S NORTHEASTERN COAST Caio Victor Pavani Branco September/2018 Advisor: Armando Carlos de Pina Filho Course: Mechanical Engineering With the growing concern on reducing human dependence on fossil fuels, alternative energy sources, such as wind and solar, have been gaining grounds on the global energy matrix. With that in mind, in this project a small wind turbine was designed for installation on areas with high potential for wind energy, more specifically, on Brazil s northeastern coast. One of the concerns that guided this project was the decrease in costs, using, whenever possible, commercial elements, easily replaceable. Introductory texts were made, explaining the history of these devices, their working principle and description of their components. This is followed by the aerodynamic design of the rotor, the mechanical design of its components, explaining the calculation steps and the decisions taken along this project. The electrical systems, control mechanisms an its foundations will not be addressed. Finally, the graphical documentation of the project is attached. Keywords: Wind Power, Wind Turbine, Power Generation, Mechanical Project v

8 Sumário 1. Introdução Motivação Objetivo Estrutura do Projeto Histórico e Uso da Energia Panorama Global Panorama Nacional Energia Eólica Histórico Classificação dos aerogeradores Princípio Físico Projeto Aerodinâmico Parâmetros Iniciais Determinação da Geometria Ideal Geometria Proposta Componentes Mecânicos Cubo Pás Gerador Freio Carcaça da Nacele Acoplamentos Estrutura Multiplicador de velocidades Engrenagens Resistência à Fadiga Árvores Rolamentos Chavetas Torre Conclusão Sugestões de Trabalhos Futuros Referências Bibliográficas vi

9 Apêndice Anexos: vii

10 1. Introdução O desenvolvimento da ciência climática nas últimas décadas deixou claro o vínculo entre a queima de combustíveis fósseis e o processo de elevação das médias de temperatura global. Desde então, a demanda por uma matriz energética mais limpa e sustentável tem se tornado uma preocupação cada vez maior, mobilizando grandes esforços da comunidade científica. Nesse cenário de busca por alternativas aos combustíveis fósseis, a energia eólica se apresenta como alternativa cada vez mais interessante, o que fica demonstrado pelo crescimento da indústria da energia eólica e da capacidade instalada ao redor do mundo. Quando comparada com outras fontes alternativas de energia, a energia eólica é uma das que apresenta maior maturidade, tendo recebido pesados investimentos ao longo dos anos. Os aerogeradores modernos tem atingido níveis de eficiência cada vez maiores, diminuindo o custo da energia produzida, e tornando cada vez mais atrativa essa fonte de energia. Inspirado nessa conjuntura, esse trabalho busca a análise aerodinâmica e mecânica dos componentes de um aerogerador, propondo uma solução que apresente eficiência e baixo custo, e dimensionando seus elementos componentes para uma aplicação doméstica na região de maior potencial eólico do Brasil, que é a região Nordeste. 1

11 1.1. Motivação Inspirado na crescente demanda mundial pela geração de energia através de fontes renováveis e diminuição da dependência dos combustíveis fósseis, este trabalho visa o desenvolvimento de um aerogerador de pequeno porte para o aproveitamento do elevado potencial eólico da região Nordeste do Brasil Objetivo Este trabalho tem como objetivo o desenvolvimento de um dispositivo capaz de gerar energia elétrica através da transformação da energia contida no vento, tendo como condições de contorno a disponibilidade do recurso eólico no litoral da região Nordeste. Assim sendo, este projeto visa a concepção de um aerogerador e seus componentes mecânicos, visando atender à demanda energética de uma residência, que seja eficiente e de baixo custo, apresentando as etapas de cálculo, as motivações que basearam as escolhas tomadas e os desenhos técnicos do equipamento Estrutura do Projeto No segundo capítulo serão apresentadas informações sobre o histórico da matriz energética mundial e nacional, o panorama atual, bem como informações que ajudem a caracterizar sua evolução. O terceiro capítulo se dedica à descrição da energia eólica, seu histórico, a estrutura básica de um aerogerador bem como suas diferentes classificações e o princípio físico por trás da geração de energia através dos ventos. No quarto capítulo é apresentado o dimensionamento aerodinâmico do rotor, partindo das condições iniciais, obtendo-se uma geometria ideal da pá, e em seguida se apresenta uma proposta de geometria de pá, baseada nas observações feitas na literatura específica. O quinto capítulo apresenta a especificação de alguns dos elementos mecânicos do aerogerador, definindo o critério para sua seleção no caso dos elementos comerciais, e as escolhas feitas no caso de elementos a serem fabricados. O sexto capítulo apresenta todo o dimensionamento dos componentes internos do variador de velocidades. No sétimo capítulo está exposto o dimensionamento da torre do aerogerador. E, finalmente, no oitavo capítulo são apresentadas as conclusões deste projeto, e propostas de futuros trabalhos. 2

12 2. Histórico e Uso da Energia Neste capítulo serão expostas informações que ajudem a qualificar o cenário global em termos de geração e consumo de energia, bem como das fontes mais utilizadas, num contexto global, e também nacional 2.1. Panorama Global Considerando toda a história da humanidade, a fonte energética que nos acompanha há mais tempo, sem dúvida, é a biomassa. O homem a utiliza há muito tempo, da alimentação das primeiras fogueiras até o desenvolvimento dos mais recentes biocombustíveis. Entretanto, a história recente nos mostra o surgimento de uma necessidade energética que extrapola as simples necessidades básicas do ser humano. O processo de crescimento acelerado da demanda energética global tem início em meados do século XIX, com a industrialização dos países europeus, acarretando uma profunda mudança dos meios produtivos. Inicialmente movido a carvão mineral, o modelo de produção industrial se espalhou pelo mundo, tendo papel central em processos de desenvolvimento econômico e também de transformações sociais, principalmente no crescimento das cidades e nas mudanças das relações de trabalho. Figura 2.1 Gráfico do consumo mundial de energia em função do tempo. 3

13 Com o passar dos anos, e com a demanda sempre crescente, conforme se vê na figura 2.1, a humanidade foi buscando novas formas de satisfazer sua necessidade de energia, que agora não mais se restringia ao setor industrial. A indústria do petróleo desponta por volta de 1850, é acelerada na virada do século, e ganha destaque após os esforços da Primeira Guerra Mundial, ocasião em que o petróleo se mostra um recurso estratégico. O século XX ainda veria um expoente crescimento da indústria automobilística, mais uma Grande Guerra, a criação da OPEP, as crises de 1973 e 1979 causando uma escalada de preços, e ainda assim, o petróleo entra no século XIX como a principal fonte de energia primária. Em 1973, o petróleo sozinho respondia por 46,2% da demanda mundial, seguido por carvão mineral, com 24,5%, e o gás natural com 16,0%; todos combustíveis fósseis [6]. Hoje em dia, o que se vê ainda é a predominância dessas três fontes, que, se somadas, respondem ainda a mais de 80% da necessidade energética primária da humanidade. O fator preponderante para essa manutenção ainda é econômico, o custo das fontes alternativas ainda é alto. Nenhuma delas tema a tecnologia tão difundida quanto a indústria do petróleo, por exemplo, já alcançou, além da intermitência da produção de energia, comum à maior parte dessas novas fontes. O restante da matriz energética é composto por energia nuclear, com 4,8% do total, energia hídrica, com 2,4%, biocombustíveis e resíduos, com 10,3%, e todas as demais fontes somando 1,4% [6], ilustrado abaixo pelo gráfico da figura 2.2: Figura 2.2 Gráfico do consumo mundial de energia primária por fonte [BP Statistical Review, 2016]. 4

14 Entretanto o cenário hoje é de estímulo ao desenvolvimento das energias de fontes renováveis, basicamente, devido a três fatores: a demanda global por energias limpas em um momento em que são sabidas as consequências da queima indiscriminada de combustíveis fósseis, a certeza da finitude desses recursos, e a necessidade de diversificação da matriz energética, diminuindo a dependência estratégica de um único recurso. Tudo isso contribui para um ambiente de intensa pesquisa e investimentos no setor, ilustrado pelo gráfico da figura 2.3: Figura 2.3 Gráfico do investimento em Fontes Renováveis por Região [IEA, 2017]. Atualmente, as fontes com maiores taxas de crescimento são a eólica e a solar fotovoltaica, com taxas de crescimento anuais de 24,3% e 46,2%, respectivamente, no intervalo de 1990 a 2014 [7]. Apesar dos números expressivos, menos de 15% da energia mundial vem de fontes renováveis, o que ainda aponta um longo caminho a ser percorrido até que tenhamos uma matriz energética em que essas fontes predominem Panorama Nacional Considerando o cenário nacional, apesar da presença acima da média das fontes renováveis, com destaque para a energia hidrelétrica e para a cana-de-açúcar, 5

15 também é possível observar uma forte dependência dos combustíveis fósseis, como é possível observar no gráfica da figura 2.4: Figura 2.3 Gráfico do consumo de Energia por Fonte Primária no Brasil [BEN, 2017] As tecnologias de obtenção de combustíveis e de geração de energia elétrica através da cana-de-açúcar se desenvolvem à partir da década de 70, com as crises do petróleo, exemplificando a necessidade estratégica de uma matriz energética variada. Partindo para uma análise da geração de energia elétrica, pode-se observar o diferencial do Brasil em relação ao cenário global, com a presença muito forte das fontes renováveis, como ilustra a figura 2.4 abaixo: Figura 2.3 Geração de Energia Elétrica por Fonte [BEN, 2017]. 6

16 O Brasil apresenta elevado potencial para a produção eólica, que tem uma média de variação de velocidade de apenas 5%, e presença de ventos duas vezes superior à média mundial. As regiões de maior potencial são Nordeste, Sudeste e Sul, regiões com maior área costeira, estando a maior parte do potencial estimado na região Nordeste. Apesar da forte presença de renováveis na matriz energética brasileira, a produção de energia elétrica por meio da ação dos ventos só representou 3,7% do total produzido em 2015, com GWh gerados. Entretanto, essa fonte apresenta cenário promissor, uma vez que o crescimento da produção em comparação com o ano anterior foi de 77,1%, e o da capacidade instalada de 56,1%, [2]. Figura 2.5 Potencial Eólico das Regiões do Brasil [3]. A figura 2.5 mostra claramente a distribuição do potencial teórico das cinco regiões brasileiras, tendo a região Nordeste uma parcela superior a 50% do total. Parte do seu elevado potencial é relacionado a sua latitude, pois nas regiões próximas ao 7

17 equador há forte presença dos ventos alísios. A escolha de uma região tão propícia como direcionadora do projeto leva em conta o fato de a potência gerada ser proporcional ao cubo da velocidade do vento, o que faz com que, nas regiões de alto potencial, haja um retorno muito mais rápido do valor investido. Figura 2.6 Potencial Eólico da região Nordeste [3]. 8

18 Conforme a figura 2.6, que explicita somente a região Nordeste, seu potencial elevado fica ainda mais patente. Para a elaboração do projeto, foi considerado que o aerogerador será instalado em terra firme, numa região plana, em que haja poucos obstáculos para a passagem do vento, poucas construções e vegetação rasteira, tendo como base o consumo de uma residência. 9

19 3. Energia Eólica A energia eólica, assim como a maioria das fontes consideradas alternativas de energia, é uma forma convertida da energia solar. O sol, aquecendo a superfície terrestre de maneira desigual, gera zonas de alta e baixa pressão atmosférica. O que acaba fazendo com que o ar das regiões equatoriais suba para as camadas mais altas, deslocando-se em direção aos polos; e o ar das regiões polares tenda a se deslocar em direção ao equador, como mostrado na figura 3.1. Figura 3.1 Esquema representativo dos deslocamentos de ar na atmosfera. [11 adaptado] Somam-se a esse efeito mais dois fatores importantes: a inclinação do eixo do globo, que afeta ainda mais o aquecimento da superfície e ocasionando o movimento cíclico das estações; e o movimento de rotação da Terra, gerando as chamadas forças de Coriolis, alterando direção e velocidade dos deslocamentos de ar. O resultado dessa soma é um sistema complexo, que tende a se tornar ainda mais complexo com a intensificação do efeito estufa, que aumenta a energia total do sistema Histórico O poder dos ventos é conhecido pelo ser humano, estima-se, há milhares de anos. Suas primeiras aplicações eram baseadas na força que o vento exercia sobre placas ou velas, realizando trabalho. Os primeiros exemplos do aproveitamento dessa 10

20 fonte de energia são as embarcações à vela, e os moinhos de vento, utilizados na moagem de grãos, no bombeamento de água, e em serrarias. Essa tecnologia, a partir do século XV, já era bem difundida, ganhando novos usos à medida que a tecnologia avançava, como na produção de papel, após a invenção da imprensa e até drenagem de regiões pantanosas. Com a chegada das máquinas à vapor no século XIX, os moinhos de vento caíram em desuso na Europa, embora fossem bastante populares nos EUA [3]. A produção em larga escala de cata-ventos multipás tornava o dispositivo acessível, o que teve papel fundamental na expansão da colonização do país. Na década de 1930, também nos EUA, já eram vendidos pequenos aerogeradores, que atendiam a população rural sem acesso à energia elétrica. O dispositivo fez sucesso, chegando a ser exportado, mas foi perdendo popularidade nas décadas de 50 e 60, à medida que a rede passava a atender as regiões mais afastadas. Após a crise do petróleo, na década de 70, surgem os primeiros aerogeradores de grande porte, baseados em experiências de décadas anteriores. O modelo de competição, com incentivos do governo, favorece a produção e instalação em larga de aerogeradores cada vez maiores [3]. A delimitação de áreas destinadas à sua instalação também agilizou o processo de expansão, tornando desnecessários os longos estudos ambientais que antes eram necessários Classificação dos aerogeradores As turbinas eólicas podem ser classificadas de diferentes maneiras: turbinas de arrasto ou de sustentação, de eixo vertical ou horizontal, e upwind ou downwind; dependendo do aspecto analisado [7]. A primeira classificação diz respeito ao princípio físico por trás da rotação da turbina, a segunda, a orientação do eixo de seu rotor, e a terceira, à orientação do rotor em relação à direção do escoamento do ar. As turbinas de arrasto apresentam superfícies que são literalmente empurradas pelo vento, o que limita a velocidade de suas pás, que pode ser, no máximo, igual à velocidade do escoamento. De forma a maximizar a energia extraída, nesse tipo de turbina se busca maximizar a superfície a ser arrastada pelo vento, inclusive aumentando-se o número de pás. As turbinas de sustentação se utilizam de princípios aerodinâmicos. Suas pás atuam como aerofólios, cuja geometria força o surgimento de diferenciais de pressão entre sua região anterior e posterior, fazendo surgir uma força chamada de 11

21 sustentação ou lift. As grandes turbinas utilizadas em parques eólicos, e aquelas cuja imagem vem à mente quando se fala em energia eólica, fazem uso desse princípio. Figura À direita, uma turbina Darrieus, de de eixo vertical; à esquerda um aerogerador de eixo horizontal [10]. A segunda classificação diz respeito à orientação do eixo da turbina em relação à direção do escoamento do vento. O tipo mais comum de turbina eólica é a de eixo horizontal, tendo larga maioria do mercado, e com tecnologia já num estágio bem consolidado de maturação. As maiores representantes do grupo dos aerogeradores de eixo vertical são os de Savonius, como na figura acima, e de Darrieus, sendo a primeira de arrasto e a segunda de sustentação. Os dois tipos estão exemplificados na figura 3.2. Finalmente a última classificação diz respeito ao posicionamento do rotor em relação à torre: se recebem o vento pela frente são chamadas de upwind, e recebem o vento pela parte posterior são chamadas de downwind, como demonstra a figura 3.3. As turbinas downwind possuem a vantagem de não precisarem de um sistema de posicionamento ativo para se manterem na direção do vento, mas o fluxo de ar ao redor da torre causa turbulências prejudiciais ao funcionamento do aerogerador. As turbinas upwind não possuem o problema de turbulência devido ao fato de o vento incidir primeiro nas pás do rotor, em compensação demandam um mecanismo que as 12

22 posicione adequadamente para receber o escoamento na melhor posição possível, o que adiciona peso e complexidade a sua construção [7]. Figura 3.3 À esquerda um aerogerador upwind; à direita um aerogerador downwind [11]. Para o acionamento do gerador elétrico, é desejável que o rotor desempenhe altas rotações. Assim a transmissão pode utilizar menos estágios, o gerador também pode ter seu tamanho reduzido, diminuindo tanto o custo quanto o peso total do aerogerador. Uma alternativa para se conseguir esse efeito é a diminuição do número de pás. Valendo-se desses argumentos, testes foram realizados com aerogeradores de uma só pá. Contudo, para lidar com os esforços desbalanceados era necessário a introdução de outros elementos mecânicos ao projeto, como amortecedores e juntas especiais. Outro problema dessa construção é a emissão de ruído, que é proporcional à sexta potência da velocidade de ponta da pá [7]. Uma menor velocidade de rotação e baixa emissão de ruído são fatores importantes para a opinião pública da tecnologia eólica. Ponderando esses e outros fatores, a indústria encontrou no aerogerador de eixo horizontal e rotor com três pás a melhor solução para a geração de energia eólica, por isso sua predominância mundial. Abaixo, na figura 3.4, vê-se um aerogerador de grande porte, explicitando seus componentes, segundo [4]. Além do rotor e do gerador, há uma série de outros elementos que permitem um funcionamento seguro do aerogerador. 13

23 Figura 3.4 Principais componentes de um aerogerador de grande porte [4]. Pás da turbina: (1) As pás são responsáveis por transformar a energia cinética do vento incidente em energia de rotação do eixo; Cubo da Turbina: (2) Peça responsável pela união das pás em torno do eixo, feita de ferro fundido; Carcaça da Nacele: (3) É a peça que serve de elemento estrutural para os demais elementos do aerogerador, deve apresentar rigidez e ductilidade, de forma a absorver esforços e vibrações, fabricada em ferro fundido de qualidade; Rolamento do Eixo da Turbina: (4) Rolamento de esferas ou roletes em mancal de ferro fundido; Eixo da Turbina: (5) Responsável pela condução do movimento de rotação causada pelas pás para o sistema de transmissão, tem diâmetro relativamente grande para suportar os esforços a que está submetido, trabalhando em baixas rotações; Caixa de Transmissão: (6) Caixa de engrenagens possuindo, geralmente, dois estágios (três nas maiores turbinas), que recebe a baixa rotação do eixo do rotor e a multiplica para a obtenção de um valor compatível com a operação do gerador; Freio do Eixo do Gerador: (7) Sistema de freio a disco para situações de emergência ou manutenção, podendo ser auxiliado por um pino, travando o eixo; 14

24 Acoplamento entre Transmissão e Gerador: (8) Visando à redução das tensões atuantes nos mancais de rolamento, tanto do gerador, quanto da transmissão, a conexão entre os dois é feita por meio de um acoplamento flexível; Gerador: (9) É responsável pela conversão do movimento rotatório causado pelo rotor em energia elétrica, podendo ser de diferentes tipos e ter diferentes instalações; Radiador de Calor da Transmissão: (10) Parte do sistema de arrefecimento da Caixa de Transmissão; Radiador de Calor do Gerador: (11) Parte do sistema de arrefecimento do Gerador; Sensores de Direção e Velocidade do Vento: (12) Responsável pelo envio de dados fundamentais sobre as condições de operação para o sistema de controle; Sistema de Controle: (13) É responsável pelo acompanhamento dos parâmetros operacionais do aerogerador e da linha de transmissão à qual está conectado permitindo o acesso remoto dessas informações, e também o funcionamento automático do aerogerador; Sistema Hidráulico: (14) Responsável pelo controle da pressão de óleo dos sistemas de freio utilizados no aerogerador; Sistema de Posicionamento da Nacele: (15) Responsável pelo controle da posição do aerogerador, de forma que o as pás do rotor sempre esteja em um plano normal à direção de incidência dos ventos, funcionando com os dados recebidos pelos sensores; Rolamento da Nacele: (16) Rolamento instalado entre Nacele e Torre, de modo a permitir seu movimento de rotação em relação à torre; Carenagem da Nacele: (17) Responsável pela proteção dos elementos internos do aerogerador da ação de elementos externos, sendo moldada em material compósito em formato aerodinâmico; Torre: (18) Elemento estrutural tubular com ligeira conicidade que é responsável pela sustentação da turbina e da Nacele, geralmente feito de aço ou concreto; 15

25 Sistema de Controle do Ângulo de Passo da Turbina: (19) Existente em alguns modelos de aerogerador, permite o controle automático do ângulo de passo da turbina segundo parâmetros pré-definidos; Segundo [9], os aerogeradores na concepção de hoje estão próximos do seu tamanho limite, e o principal argumento para isso é a chamada Lei do Quadrado-Cubo. Segundo esse princípio, a potência recuperada pela turbina é proporcional à área varrida pelo rotor - e portanto, ao quadrado do seu diâmetro -, e seu custo e peso são proporcionais ao cubo dessa medida, diminuindo a viabilidade econômica de projetos ainda maiores. A lei, no entanto, não leva em consideração as inovações nos processos de fabricação e utilização de novos materiais. Ao contrário do que previa a lei, o crescimento real do peso das pás se deu com expoente de 2,3; ao invés de 3. Também segundo esses autores, à medida que as turbinas crescem, tem-se buscado a utilização de menos estágios de transmissão, ou mesmo sistemas de transmissão direta com geradores de ímã permanente com diversos polos Princípio Físico A energia contida nos deslocamentos de ar é uma energia essencialmente cinética, forma de energia inerente ao deslocamento dos corpos, calculável através da equação: E k = 1 2 m U2 (3.1) Havendo o deslocamento de uma dada massa de ar, pode-se pensar no fluxo de energia, ou seja, potência, associado a esse deslocamento: P = E k = de k dt = 1 m U2 2 Tomando como referência uma área circular de área A, o fluxo de massa através dessa seção é: (3.2) Substituindo essa equação na anterior, tem-se: m = ρ ar A U (3.3) 16

26 P = 1 2 ρ ar A U 3 (3.4) Considerando um rotor ideal, com número de pás infinito, ignorando as perdas aerodinâmicas, e assumindo que a pressão estática muito antes do disco do rotor e muito depois são iguais à pressão do escoamento não perturbado, pode-se fazer uma análise conforme a figura 3.7: Figura 3.7 Volume de controle do escoamento através do disco do rotor [11 - adaptado]. O impulso axial sobre o disco do rotor pode ser representado por: T = m (U 1 U 4 ) (3.5) Como essa expressão retorna um valor positivo, a velocidade do escoamento na saída do volume de controle é inferior a velocidade na entrada, e nenhum trabalho é realizado. Aplicando a equação de Bernoulli dos dois lados do rotor, tem-se: p ρ aru 2 1 = p ρ 2 (3.6) aru 2 p ρ 2 aru 2 3 = p ρ 2 2 aru 4 (3.7) É assumido que as pressões p 1 e p 4 são iguais, e que não há perda de velocidade através do disco do rotor, ou seja, U 2 = U 3. A força T exercida no rotor também pode ser escrita em função das pressões antes e depois do rotor, ou seja: T = A 2 (p 2 p 3 ) (3.8) 17

27 Obtendo a expressão (p 2 p 3 ) através das equações (6) e (7), e, em seguida, substituindo o valor encontrado em (8), obtém-se: T = 1 2 ρ ar A 2 (U 1 2 U 4 2 ) (3.9) Igualando as expressões (5) e (9), e reconhecendo que o fluxo mássico atuante no disco é dado por ρ ar A 2 U 2, chega-se a seguinte conclusão: U 2 = U 1 + U 4 2 (3.10) Ou seja, a velocidade do vento no plano do rotor é igual a média entre as velocidades de entrada e saída do volume de controle. Pode-se definir, então, o fator de indução axial a, que quantifica, de forma fracionária, o decréscimo de velocidade no disco do rotor, sendo assim: E obtém-se as relações: a = U 1 U 2 U 1 (3.11) U 2 = U 1 (1 a) (3.12) U 4 = U 1 (1 2 a) (3.13) Se a = 1 2, a velocidade na saída do volume de controle é 0, interrompendo o fluxo de massa e invalidando a teoria apresentada. Sendo a potência P a multiplicação da força de impulsão axial no rotor e da velocidade do escoamento, pode-se obter: P = 1 2 ρ ar A 2 (U 1 2 U 4 2 ) U 2 = 1 2 ρ ar A 2 U 2 (U 1 + U 4 )(U 1 U 4 ) (3.14) Reescrevendo a expressão obtido em função do fator de indução axial, encontra-se: P = 1 2 ρ ar A 2 U 3 4a (1 a) 2 (3.15) A área do volume de controle A 2 foi substituída pela área do rotor A, e as velocidades, pela velocidade do fluxo não perturbado U. Como forma de se avaliar a performance aerodinâmica do rotor, define-se, então, o coeficiente de potência: 18

28 Ou seja: C P = P 1 2 ρ ar A 2 U 3 (3.16) C P = 4a (1 a) 2 (3.17) Derivando-se a expressão obtida em relação a a e igualando a 0, pode-se obter o valor máximo de C P, que ocorre em a = 1 3 : C P max = = 0,5926 (3.18) Esse valor obtido é denominado Limite de Betz, em homenagem ao físico alemão Albert Betz, que desenvolveu esse método de análise. 19

29 4. Projeto Aerodinâmico Este capítulo apresentará as etapas de cálculo e as considerações feitas para a análise dimensionamento adequado das pás, bem como a proposição de uma geometria alternativa à geometria ideal, considerada de fabricação complexa e custosa Parâmetros Iniciais Antes de começar as análises que levarão ao projeto do aerogerador e dimensionamento de seus componentes, faz-se necessário o estabelecimento das condições iniciais. O primeiro parâmetro estabelecido foi o diâmetro do rotor, e que guiou as primeiras análises feitas foi o diâmetro desejado. O valor escolhido é condizente com um aerogerador de pequeno porte, e, dado que ao se estabelecer o tamanho do rotor, fica estabelecida a potência máxima do aerogerador, foi determinado um diâmetro que gere uma potência compatível com uma demanda doméstica: D = 4 m Como esse projeto visa a implantação de um aerogerador em regiões de alto potencial eólico da região Nordeste, baseado nas informações de [3], temos a média de velocidades anuais do vento a 50 m de altura: U 50 = 9 m s Entretanto, a utilização de uma torre de 50 m é inviável para um aerogerador de pequeno porte, logo, buscou-se compatibilizar a altura da torre, sabendo que isso implicaria em uma menor velocidade do vento. Uma vez que se saiba a velocidade do vento a uma dada altura, pode-se obter sua velocidade a uma altura de interesse inferior a 100 m pela expressão abaixo, válida para superfícies planas: ln z z U = U ref ( 0 ln z ) ref z o (4.1) 20

30 em que U ref e z ref são, respectivamente, a velocidade conhecida do vento e a que altitude ela foi medida; e z 0 é uma medida da rugosidade do terreno, ou seja, a altura na qual a velocidade do vento é 0. Como o objetivo é a implantação do aerogerador em uma região litorânea, foi adotado o valor de z 0 como sendo 0,03 m, compatível com regiões de terreno aberto e pouco acidentado. Utilizando a equação acima, então, calculou-se a velocidade do vento em diferentes pontos a partir dos 6 m de altura, obtendo-se, aos 10m a velocidade de 7,05 m s, valores considerados satisfatórios. Portanto, de forma simplificada: H = 10 m U = 7 m s 4.2. Determinação da Geometria Ideal Em seguida, foi estabelecido o tip speed ratio, ou TSR, representado pela letra grega λ, que é a relação entre a velocidade da ponta da pá e a velocidade do escoamento, ou seja: λ = Ω R U (4.2) Em que Ω é a velocidade angular do rotor, e R o raio do rotor. Para a determinação desse parâmetro foi seguida a recomendação de [11], que relaciona λ ao número de pás do aerogerador, conforme a tabela abaixo: Tabela 4.1 Recomendação para o tip speed ratio em função do número de pás [11]. 21

31 Dado os elevados custos de fabricação das pás, que assume porcentagem cada vez maior do custo total do equipamento à medida que o diâmetro do rotor aumenta, e como os projetos de sucesso, em grande e pequena escala, tem utilizado três pás, esse projeto também utilizará esse número. Segundo [11], para a geração de energia elétrica, o usual é a utilização de tip speed ratio entre 4 e 10. A determinação de λ tem impacto direto em todas as etapas posteriores uma vez que, quanto maior for seu valor, maior a velocidade da ponta da pá, o que reduz a complexidade do multiplicador de velocidades do aerogerador, porém requer a utilização de perfis aerodinâmicos cada vez mais delgados, fazendo com que sejam necessários materiais cada vez mais nobres para a fabricação das pás, elevando os custos totais do equipamento. Tendo isso em mente, para este projeto, então, foi adotado λ = 6. Uma vez determinado o valor de λ, podemos obter a velocidade angular do rotor: Ω = U λ R = 21 rad s = 201 rpm (4.3) A seguir, foi definido o perfil aerodinâmico das pás. As análises se concentraram nos aerofólios da família NACA 44XX, que apresentam elevados coeficientes de sustentação (C l ) e baixo arrasto. Os aerogeradores modernos utilizam diferentes perfis ao longo da pá, mas uma vez que isso introduz uma maior complexidade na quantificação do desempenho aerodinâmico do rotor, optou-se por utilizar apenas um perfil ao longo de toda a pá e um ângulo de ataque fixo. Para auxiliar na escolha do aerofólio foi utilizado o software QBlade, que se utiliza do código XFOIL, programa voltado para a análise de aerofólios em regime subsônico, e que é amplamente conhecido na indústria eólica. Com o QBlade foi possível verificar o desempenho de diferentes aerofólios da família NACA 44XX em escoamentos de baixo número de Reynolds, típico de pequenos aerogeradores. Esta etapa do foi feita de forma iterativa, partindo de um valor arbitrado do número de Reynolds e convergindo para os valores teóricos do projeto. O perfil escolhido para as pás do aerogerador foi o Naca 4418, por apresentar bom desempenho aerodinâmico e, sendo mais robusto que outros aerofólios da família, como o NACA 4412, ou o NACA 4415, permite a utilização de elementos estruturais de maiores 22

32 seções transversais, não sendo necessária a utilização de materiais mais nobres. As figuras abaixo relacionam as informações do aerofólio especificado. 23

33 Figuras 4.1, 4.2 e 4.3 Gráficos das constantes aerodinâmicas do aerofólio NACA 4418 obtidas através do software QBlade. Foram, então, obtidos os coeficientes aerodinâmicos do perfil NACA 4418: C l = 1,322; C d = 0,020; C m = 0,087; O ângulo de ataque α selecionado foi o ângulo em que a relação C l C d é máxima, o que ocorre em α = 8,5. A determinação da geometria das pás seguiu o roteiro descrito em [11] que parte da determinação de uma geometria ideal. Estabelecendo uma variável r, que determina a posição da seção em relação ao centro do rotor, computa-se o valor de λ local, ou λ r, através da expressão: λ r (r) = Ω r U λ r = R (4.4) É possível ver, então, que λ r varia linearmente de 0, no centro do rotor, até o valor de λ em sua extremidade. Através dessa grandeza é possível obter o ângulo de incidência relativa do vento em relação a pá demonstrado na figura 4.4, que pode ser calculado através de: 24

34 φ(r) = 2 3 tan 1 ( 1 λ r (r) ) (4.5) Figura 4.4 Gráfico da distribuição do ângulo de incidência relativa ao longo da pá. Antes de calcular a distribuição do comprimento da corda ao longo do raio, é necessário computar os efeitos das perdas nas pontas das pás, um efeito conhecido como tip-loss. Uma das formas de se computar esse feito é através do fator de correção F, proposto por Prandtl, e exposto na figura 4.5: F(r) = 2 π cos 1 [exp ( (B 2 ) (1 r R ) ( r R ) sin(φ(r)))] (4.6) Figura 4.5 Gráfico da distribuição do fator de correção de Prandtl ao longo da pá Finalmente, então, pode-se obter a geometria ótima da pá calculando a distribuição da variação da corda ao longo da pá, exposta na figura 4.6, através de: 25

35 c(r) = 8 π r F(r) sin(φ(r)) B C l ( cos(φ(r)) λ r(r) sin(φ(r)) sin(φ(r)) + λ r (r) cos(φ(r)) ) (4.7) Figura 4.6 Gráfico da distribuição ideal da corda ao longo da pá. Em seguida, calcula-se a solidez local: σ (r) = B c(r) 2 π r (4.8) O que permite obter o fator de indução axial: a(r) = 1 [1 + 4 F(r) sin2 (φ(r)) σ (r) C l cos(φ(r)) ] (4.9) Com isso, tem-se a velocidade relativa do escoamento ao longo da pá: U (1 a(r)) U rel (r) = sin(φ(r)) (4.10) Para finalmente poder calcular o número de Reynolds, como se vê na figura 4.7: Re(r) = U rel(r) c(r) ν (4.11) 26

36 Figura 4.7 Gráfico da distribuição do número de Reynolds ao longo da pá. Sendo ν a viscosidade dinâmica do ar. Então, com o novo valor do número de Reynolds dá-se início a uma nova iteração dos cálculos acima, até que os valores convirjam, e se obtenha os valores dos coeficientes aerodinâmicos apresentados inicialmente Geometria Proposta A forma da pá obtida através dos cálculos apresenta elevado grau de complexidade, sendo de difícil fabricação e custo elevado. Propõe-se, então, uma simplificação tanto de φ(r) quanto de c(r) de forma a minimizar os impactos citados, sem que isso imponha perdas drásticas no rendimento aerodinâmico do rotor. A forma construtiva mais simples seria a de corda constante e sem ângulo de torção. Entretanto, segundo [16], essa forma só apresenta desempenho apreciável em escoamentos de número de Reynolds elevado, acima de 3x10 6, e, no caso de aerogeradores de pequena escala, sofre com perda de sustentação stall prematuramente. Sendo assim, optou-se por seguir uma das proposições de [16], também presente em [11], que é a linearização das distribuições, tanto da corda, quanto do ângulo de torção. 27

37 O primeiro passo na busca pelas melhores simplificações de φ(r) e c(r) foi a discretização da coordenada r. Segundo a orientação da literatura, a pá foi dividida em N elementos de igual comprimento como na figura 4.8 nesse caso, N = 10 e a análise se concentrou nos pontos centrais de cada segmento, com coordenada genérica descrita por r i. Figura 4.8 Coordenada r e exemplo das subdivisões da pá [11]. O próximo passo é a proposição de uma função linear que substitua a curva de φ(r), quantificando seu impacto em C p, através da aproximação: N C p = 8 λ N (F i sin 2 φ i (cos φ i λ r,i sin φ i )(sin φ i + λ r,i cos φ i ) [1 ( C d ) cot φ C i ] λ r,i l i=k 2 ) (4.12) Em que k é o índice do primeiro segmento composto pelo aerofólio, e que é aplicável quando as N divisões tem o mesmo tamanho. As parcelas que mais contribuem para o valor do somatório acima são as das seções mais próximas da ponta da pá, onde λ r atinge valores mais elevados, portanto, buscou-se propor funções que tivessem maior aderência à distribuição ideal nessa região. A primeira tentativa foi feita com uma interpolação linear dos dois últimos pontos r 9 e r 10 em seguida foi calculado seu rendimento conforme a aproximação acima. A segunda tentativa contemplou os três últimos pontos, e assim sucessivamente, aumentando a quantidade de pontos. O valor máximo de C p foi obtido com a reta que contempla os 6 últimos pontos, fornecendo ao seguinte expressão: 28

38 φ (r) = 0,12 r + 0,33 (4.13) sendo o ângulo φ (r) expresso em radianos. Através dessa expressão, podemos obter a distribuição do ângulo de torção ao longo da pá θ T (r), bastando subtrair o ângulo de ataque α. Já no caso da corda, a obtenção de uma reta c (r) foi através de um processo de tentativa e erro, em que se buscou a compatibilidade geométrica de uma pá com seção transversal decrescente e a utilização de um elemento estrutural em seu interior. Assim, estimou-se um valor considerado razoável para a corda na ponta da pá, e cada tentativa utilizou um valor inicial diferente até a obtenção de uma distribuição aceitável. c (r) = 0,10 r + 0,32 (4.14) O critério para validação da função encontrada foi, primeiramente, a concepção de um elemento estrutural de seção transversal também decrescente e que fosse capaz de sustentar os esforços calculados posteriormente. Outra forma de se validar a função c (r), foi através do cálculo da solidez: σ = N B N π ( c i ) = 0,090 = 9,0% R i=k (4.15) O valor obtido para a solidez foi compatível com o explicitado em [10] para um rotor utilizando um aerofólio da família NACA 44XX, e com diâmetro inferior a 10m, que seria de 8,9%. Uma vez obtidas as distribuições θ T (r) e c (r) fica definida a geometria da pá. Esses valores são, então, utilizados nos cálculos das grandezas anteriores, obtendose assim os valores relativos à forma construtiva escolhida. O próximo passo é o cálculo das forças atuantes no rotor, como mostra a figura 4.9: 29

39 Figura 4.9 Esforços atuantes na seção da pá [11 - adaptado]. R F N = 1 2 B ρ ar [U 2 rel (r)(c l cos(φ (r)) + C d sin(φ (r)))c (r)]dr r h R F T = 1 2 ρ ar [U 2 rel (r)(c l sin(φ (r)) C d cos(φ (r)))c (r)]dr r h R Q = 1 2 B ρ ar [U 2 rel (r)(c l sin(φ (r)) C d cos(φ (r)))c (r) r]dr r h = 310,4 N = 17,0 N = 58,3 N. m (4.16) (4.17) (4.18) Através do valor de Q, obtém-se a potência teórica do rotor: P rot = Ω Q = 1,22 kw (4.20) e, dividindo esse valor pela potência total disponível, tem-se o coeficiente de potência do rotor proposto: P w = 1 2 ρ ar (π D2 4 ) U3 = 2,56 kw (4.21) 30

40 C p = P rot P w = 0,477 = 47,7% (4.22) Através do valor obtido pode-se fazer uma análise qualitativa da geometria proposta: tendo em vista o valor do seu limite teórico, 59,3%, o rendimento obtido foi considerado satisfatório. Outro fator importante observado durante as etapas de cálculo foi que, a perda teórica em relação a forma ideal é inferior a cinco pontos percentuais, enquanto uma construção com corda e ângulo de torção constantes apresentou perdas próximas aos vinte pontos percentuais. 31

41 5. Componentes Mecânicos Neste capítulo serão apresentados os processos de seleção e especificação de alguns dos elementos mecânicos do aerogerador. No caso dos elementos comerciais o gerador, o freio eletromagnético e os acoplamentos, foram observados catálogos e selecionados itens compatíveis com a aplicação e os esforços calculados. No caso dos elementos a serem fabricados, foi proposta uma geometria, e, através de simulação computacional, foi verificada sua adequação às condições esperadas na operação do aerogerador Cubo O desenho do cubo foi inspirado no sistema utilizado em grandes aerogeradores, em que a pá é fixada no cubo por meio de parafusos. A peça seria fabricada por processo de fundição com ferro fundido cinzento, visando diminuir os custos de usinagem, que devem se concentrar no acabamento dos furos e das faces onde ocorrerá a união por parafusos M6. Os esforços desenvolvidos na operação foram computados, mas são muito inferiores à resistência do material, tendo a geometria se limitado às questões funcionais. O cubo tem um diâmetro de 200 mm, e o furo central das faces de fixação das pás permite que seja feito o encaixe de um ressalto previsto nas pás, diminuindo os esforços cisalhantes na união aparafusada. Ele será fixado ao eixo principal através de uma porca e uma contraporca M24, e também receberá uma cobertura de fibra de vidro para acabamento. A peça também deverá receber pintura adequada a fim de evitar sua corrosão. Abaixo, segue uma ilustração da geometria proposta, e da análise dos esforços esperados em simulação computacional. 32

42 Figura 5.1 Cubo do rotor Pás O processo de obtenção da geometria das pás foi descrito anteriormente. Elas serão fabricadas de espuma de poliuretano rígido, laminada com fibra de vidro, conferindo maior resistência ao desgaste superficial. A fim de resistir aos esforços calculados, foi concebido um elemento estrutural a ser fabricado de aço 1020 que ficará localizado no centro aerodinâmico do perfil da pá. A primeira ideia da geometria desse reforço interno foi na forma de uma barra chata de dimensões comerciais, o que não apresentou resultados satisfatórios, tendo em vista a diminuição da seção transversal da pá ao longo do raio e sua torção ao longo do eixo aerodinâmico. O melhor resultado obtido foi com um elemento de seção circular que varia em degraus até a ponta da pá. Uma vantagem dessa forma é inexistência de uma direção preferencial de resistência à aplicação de uma força. Os diferentes diâmetros especificados ao longo do elemento são todos padrões comerciais, facilitando sua fabricação. Com ajuda do programa SolidWorks, foi feita uma simulação da aplicação de forças de igual intensidade às das calculadas anteriormente, através do módulo Simulation Xpress. Nessa simulação, a resistência aos esforços se deve unicamente ao elemento estrutural, desprezando os demais componentes da pá. Vale notar que o 33

43 material adotado foi um aço de baixo carbono, que foi adotado como ponto de partida da análise dos esforços. Figura 5.2 Simulação da tensão de Von Mises atuantes no elemento estrutural da pá. Considerando essa condição da aplicação das cargas, foi obtido um coeficiente de segurança 2,7; o que foi considerado aceitável uma vez que, na prática, esse não seria o único elemento a oferecer resistência às cargas aplicadas, o que aumenta a confiabilidade do conjunto. A figura 5.2 apresenta a distribuição das tensões esperadas ao longo do corpo do elemento central Gerador Uma vez definida a potência teórica gerada pelo rotor, é necessário selecionar um gerador adequado. Para tanto, foram consideradas as perdas na transmissão, através dos rendimentos típicos de transmissão por engrenagens e também dos mancais de rolamento, obtendo-se um rendimento estimado de 90%. Sendo assim, a potência requerida pelo gerador é de: P ger = 0,9 P rot = 1,10 kw (5.1) Baseado no valor acima, deu-se entrada no catálogo do fabricante de motores elétricos WEG, e selecionou-se um motor de potência compatível com o consumo esperado de uma residência. O motor escolhido foi da família W22 IR3 Premium, com características conforme folha de dados abaixo. Muito embora a seleção de um motor com uma maior quantidade de polos, 8 por exemplo, pudesse ser atrativa em um 34

44 primeiro momento, visto que seria necessária uma multiplicação menor, uma comparação de custos através das ferramentas disponíveis no site do próprio fabricante revelou uma diferença muito grande entre os preços dos diferentes modelos. Sendo assim, optou-se pelo de menor custo, cujos dados estão apresentados na figura 5.3. Figura 5.3 Folha de dados do motor elétrico selecionado [21]. 35

45 5.4. Freio Para que o aerogerador opere de forma segura, é necessário que ele seja equipado com algum mecanismo de freio no caso de ventos com velocidade consideravelmente superior à de projeto. Para a seleção adequada do torque nominal requerido pelo mecanismo de freio, utilizando as equações já apresentadas na seção descritiva da forma da pá, foi calculado o torque gerado pelo rotor numa situação de vento acima da velocidade projeto. No caso, foi utilizada uma velocidade 50% maior, arredondada para o inteiro superior mais próximo: Q(U = 11 m s) = 143 N. m (5.2) De posse desse valor, havia ainda uma decisão a ser tomada, no caso de um aerogerador de pequeno porte, em que o eixo principal não apresenta dimensões tão elevadas quanto o de um de grande porte, o freio pode ser instalado tanto no eixo principal quanto no eixo de alta velocidade, na saída da transmissão. A vantagem de colocá-lo no eixo de entrada é que ele protege os elementos da transmissão no caso de sobrecarga, mas para isso é necessário um freio de proporções maiores. Sendo assim, utilizando o torque calculado acima, dando entrada no catálogo do fabricante Mayr, modelo ROBA-quick, exemplificado na figura 5.4, e se selecionou um freio eletromagnético compatível. Ele é constituído de uma parte acoplada ao eixo através de chaveta, e outra que deve ser presa a um suporte transversal ao eixo. Quando acionado, uma corrente elétrica percorre a bobina em seu interior, gerando um campo magnético que atrai o disco acoplado ao eixo, fazendo com que ele entre em atrito com a parte fixa do dispositivo, resistindo ao movimento. Figura 5.4 Representação do freio eletromagnético modelo ROBA-quick [19]. 36

46 A escolha desse freio impõe algumas limitações à forma do eixo de entrada, uma vez que o fabricante indica tanto uma faixa de diâmetros de eixo possíveis para sua aplicação, bem como uma faixa de diâmetros preferenciais. Assim sendo, seguindo uma abordagem conservadora para o dimensionamento geral dos componentes, optou-se por seguir a recomendação do fabricante para um melhor funcionamento do dispositivo Carcaça da Nacele Para a proteção dos elementos mecânicos do aerogerador, foi concebida uma carcaça feita de fibra de vidro, que apresenta boa resistência à intempérie. A carcaça bipartida envolverá os componentes mecânicos, evitando a exposição excessiva às condições climáticas. A parte inferior se apoiará sobre a extremidade do tubo da torre e o encaixe entre as partes se dará por interferência. Figura 5.5 Carcaça da nacele. 37

47 5.6. Acoplamentos Visando um melhor funcionamento do sistema como um todo, foram escolhidos acoplamentos elásticos para a união dos eixos apresentados. A vantagem da utilização desses elementos é uma maior tolerância aos desalinhamentos dos componentes do aerogerador. O acoplamento absorve, até determinado limite, desvios angulares e lineares entre os eixos, também atuando no amortecimento de pequenas vibrações geradas no funcionamento do dispositivo. Um outro ponto importante para a escolha de se utilizar acoplamentos desse tipo é a intensão de se garantir que não serão transmitidos esforços axiais para o multiplicador. Para que haja uma operação adequada dos elementos internos do multiplicador, e para que a vida dos deles corresponda ao esperado nos cálculos, então, foram escolhidos acoplamentos do fabricante Mayr, do modelo ROBA-ES, compatíveis com o diâmetro dos eixos e com o torque transmitido, e apresentado na figura 5.6. Figura 5.6 Representação do acoplamento elástico utilizado [19] Estrutura Como elemento estrutural que sustente os componentes da nacele foi concebida uma estrutura feita de tubos retangulares comerciais de medida 80 mm x 40 mm. Essa estrutura será feita através da soldagem de segmentos de tubo com diferentes comprimentos, e, onde se fez necessário, serão utilizadas chapas separadoras de 5mm de espessura, com o objetivo de manter o alinhamento desejado entre os componentes do aerogerador. 38

48 Numa simulação preliminar, através do módulo Simulation Xpress do software SolidWorks, a estrutura apresentou boa resistência quando submetida aos esforços esperados. A figura abaixo apresenta o modelo 3D da estrutura, bem como a simulação dos esforços esperados, porém com uma extrapolação das possíveis deformações para uma melhor visualização do seu comportamento. Figura 5.7 Estrutura do aerogerador. 39

49 6. Multiplicador de velocidades 6.1. Engrenagens Para um desempenho adequado do motor elétrico escolhido, é necessário que a sua rotação de trabalho esteja o mais próximo possível de sua rotação nominal. Sendo assim, sabidas as rotações nominais tanto do rotor, quanto do motor elétrico, pode-se dimensionar um multiplicador de velocidades capaz de elevar a rotação obtida no rotor para o valor necessário à operação do gerador. Temos, então, todos os parâmetros necessários para iniciar o dimensionamento do multiplicador de velocidades: desejada: Q = 58,3 N. m Ω rot = 201 rpm Ω ger = 1755 rpm Com os valores das rotações nominais pode-se obter a relação de transmissão e t = Ω ger Ω rot = 8,752 (6.1) De forma a limitar o tamanho das engrenagens, serão utilizados dois estágios com igual razão de transmissão por engrenagens cilíndricas de dentes retos, o que também traz a vantagem de uma maior padronização. Então, calcula-se a relação de transmissão para cada estágio: e = e t = 2,958 (6.2) Seguindo orientação da literatura consultada de utilizar número mínimo de 18 dentes no pinhão, por tentativa e erro, buscou-se obter um par de valores de número de dentes para o pinhão e para a coroa que fornecesse uma relação de transmissão suficientemente próxima do valor desejado. Assim sendo, depois de algumas tentativas, foram escolhidos os valores: z p = 22 z c = 65 40

50 As relações de transmissão de cada estágio e total para esses números de dentes são, respectivamente e t = 8,729 e e = 2,955. Outro parâmetro importante para o dimensionamento adequado das engrenagens é a escolha do ângulo de pressão θ, que neste projeto foi definido como sendo 20. A seguir, é necessário selecionar o módulo das engrenagens. A primeira abordagem seguiu um roteiro de cálculo para determinação da largura do dente para os diferentes valores de módulos da série 1, de fabricação mais comum, e sua posterior comparação com a recomendação da literatura. Esse cálculo foi realizado usando a expressão para a tensão na raiz do dente da AGMA American Gear Manufacturers Association. Seguindo recomendação de [15] o dimensionamento deu ênfase ao pinhão do primeiro estágio, uma vez que é a engrenagem sujeita aos maiores esforços. O roteiro de cálculo tem início com o cálculo do diâmetro primitivo d p da engrenagem, para os diferentes módulos: d p = m z p (6.3) Em seguida, é necessário obter o valor da rotação do eixo intermediário, o que é possível através das expressões: Ω int = e Ω rot = 592 rpm (6.4) Calcula-se, então, a velocidade no círculo primitivo: V = π d pω int 60 (6.5) Que nos dá o resultado em metros por segundo. Dividindo a potência de entrada pelo valor obtido da velocidade, obtém-se o valor da força tangencial aplicada no dente, ou seja: W t = P V (6.6) Para dar prosseguimento aos cálculos, precisamos do valor do fator dinâmico K v (, que é calculado de diferentes formas dependendo do método de fabricação da engrenagem. Assim sendo, assumiu-se que as engrenagens deste projeto teriam seus dentes fresados, e com isso tem-se: 41

51 50 K v = V (6.7) No próximo passo já se faz necessária a determinação do material de que serão fabricadas as engrenagens, uma vez que serão computadas as tensões admissíveis. Conforme ficará demonstrada nas etapas posteriores de cálculo, a resistência ao desgaste superficial dos dentes da engrenagem está diretamente ligada a sua dureza, o que motivou a escolha de um material que se destacasse nessa grandeza. Foi escolhido então o aço AISI 1030 temperado e revenido em banho de água a 205, que possui as seguintes propriedades: S ut = 848 Mpa; S y = 648 Mpa; HB = 495; Seguindo a recomendação de se utilizar um coeficiente de segurança CS entre 3 e 5, optou-se por se utilizar CS = 4. Então, a tensão admissível para o material escolhido é: σ adm = 155,3 Mpa Interpolando os dados da tabela para o fator de forma J (Tabela 1 dos Anexos), utilizando os valores dos dentes do pinhão e da coroa, obtém-se: J = 0,373 Com todos os valores acima definidos, utiliza-se a expressão para o cálculo da tensão na raiz do dente: σ AGMA = W t K v J F m (6.8) Manipulando a expressão acima, substituindo o valor de σ AGMA pelo valor de σ adm e isolando F tem-se: F = W t K v J σ adm m (6.9) Obtidos os valores de largura da face como uma função do módulo, a análise qualitativa dos valores obtidos foi através da recomendação de que a largura esteja entre três e cinco vezes o valor do passo diametral, ou seja: 42

52 3 π d p z p F 5 π d p z p (6.10) O único valor de módulo da série 1 que se adequou à rotina de cálculo acima foi m = 1,5; e os cálculos seguinte do projeto seguiram algumas etapas com esse valor. Entretanto, mais a frente, quando da determinação da geometria do eixo, não foi possível obter uma compatibilidade geométrica entre o eixo e a menor engrenagem, fazendo com que a distância entre a extremidade do rasgo de chaveta e o círculo do dedendo fosse aproximadamente 3 mm, o que se julgou insuficiente. Sendo assim, o valor do módulo adotado para as engrenagens foi o primeiro valor da série 1 acima de 1,5; ou seja, m = 2. Realizando, então, o mesmo procedimento de cálculo, obtém-se a seguinte faixa de valores possíveis para F: 19 mm F 31 mm Para este projeto foi definido F = 20 mm. A escolha de um valor mais próximo ao limite inferior da faixa obtida se deu em função de já se ter avançado algumas etapas de cálculo antes de a necessidade da utilização de um módulo maior se tornar patente. Tendo sido computada uma resistência ao desgaste considerada satisfatória com esse valor de largura, não se julgou necessário a utilização de um valor maior. Os valores obtidos são apresentados abaixo: Diâmetro primitivo dos pinhões: d p = 44 mm Diâmetro primitivo das coroas: d p = 130 mm Velocidade no círculo primitivo do primeiro par de engrenagens: V = 1,37 m s Força tangencial no primeiro pinhão: W t = 896,22 N Fator dinâmico: K v = 0,75 43

53 Tensão na raiz do dente do primeiro pinhão: σ AGMA = 66,06 MPa Resistência à Fadiga Uma vez obtida a forma das engrenagens, é necessário calcular sua resistência à fadiga. Essa etapa seguiu o roteiro de cálculo apresentado em [17] S e = k a k b k c k d k e k f S e (6.11) ut S e = {S 2 ; S ut 1400 Mpa 700; S ut > 1400 Mpa ; logo S e = 424 Mpa Fator de Acabamento Superficial k a (Tabela 2 dos Anexos): k a = a S ut b = 0,755 Fator de Tamanho ou Dimensão k b (Tabela 4 dos Anexos): k b (m = 2,0) = 0,974 Fator de confiabilidade k c (Tabela 5 dos Anexos): k c (R = 0,99) = 0,814 Fator de temperatura k d (Tabela 6 dos Anexos): k d (T < 350 ) = 1 Fator de concentração de tensões k e : Este fator já é computado no cálculo do fator de forma J Efeitos diversos k f (Tabela 7 dos Anexos): k f (S ut 1400 Mpa) = 1,33 Logo o limite de resistência á fadiga é: S e = k a k b k c k d k e k f S e = 338,53 MPa Agora, pode-se calcular os fatores de segurança estático e dinâmico através das expressões: 44

54 FS din = FS est = S y σ AGMA K 0 K m (6.12) 2 S e S ut (S e + S ut )σ AGMA K 0 K m (6.13) O fator de sobrecarga K 0 e o fator de distribuição de carga ao longo do dente K m são obtidos através das tabelas 9 e 10 do apêndice, o que fornece K 0 = 1,0 e K m = 1,3, logo: FS est = 6,24 FS din = 4,66 Segundo o material consultado, coeficientes de segurança entre 2 e 5 são considerados médios, e acima de 5 considerados altos. De acordo com a proposta conservadora de dimensionamento seguida ao longo de todo o projeto, os valores acima foram considerados satisfatórios. Uma última análise considerada interessante para o dimensionamento das engrenagens é a quantificação do desgaste na superfície dos dentes, o que tem início no cálculo da tensão de Hertz: W T σ H = C p K v F d p I (6.14) Para um par de engrenagens de aço, como no caso presente, pode-se utilizar o valor tabelado de C p que é 191 (Tabela 12 dos Anexos). A grandeza I é um fator geométrico que, no caso de engrenagens externas é obtido através de: I = cos θ sin θ 2 e e + 1 = 0,120 (6.15) Obtido o valor de I, temos todos os valores necessários ao cálculo de σ H, logo: Em seguida, calcula-se S H : σ H = 641,65 MPa S H = S c C L C H C T C R (6.16) Sendo S c a resistência ao desgaste superficial para uma vida de até 10 8 ciclos de carregamento em MPa, e os demais valores seus modificadores, obtidos através das 45

55 tabelas 15 a 17 dos anexos, o que fornece, C H = 1,0; C T = 1,0; C R = 0,8; e C L = 1,0. A grandeza S c é calculada através da fórmula: S C = 2,76 HB 70 = 1296,2 MPa (6.17) Logo: S H = 1620,3 Finalmente, pode-se calcular o valor do coeficiente de segurança para o desgaste superficial nos dentes: FS desg = S H σ H = 2,53 (6.18) 6.2. Árvores O dimensionamento das árvores seguiu um mesmo roteiro, aqui representado pela árvore intermediária do multiplicador de velocidades. No caso da árvore do rotor, tendo em vista a utilização do freio eletromagnético, optou-se por seguir a recomendação do fabricante que determinava uma faixa de valores para o seu diâmetro, tendo sua geometria sido definida em função desse valor, muito embora o valor recomendado seja superior ao encontrado no processo de cálculo. Os valores obtidos são apresentados no Apêndice. Para as árvores de entrada e saída do multiplicador de velocidades, optou-se por utilizar árvores de igual geometria, tendo o cálculo sido feito apenas para verificação no eixo de entrada pois, dentre os dois, é o que está sujeito aos maiores esforços. Dimensionadas as engrenagens, são sabidos os esforços a que está sujeita a árvore intermediária: As cargas tangencial e radial do primeiro pinhão, e as cargas axial e tangencial da segunda coroa, ou seja: W T 1 = 896,22 N W 1 R = W T 1 = 326,20 N tan θ W T 2 = 303,34 N 46

56 W 2 R = W T 2 = 110,41 N tan θ Com o auxílio do programa MDSolids 4.0 buscou-se construir os diagramas do esforço cortante e do momento fletor ao longo da árvore. Estimou-se um valor para o comprimento total da árvore, depois, através de algumas tentativas, definiu-se a posição das engrenagens buscando uma conformação que suavizasse as forças de reação no apoio mais próximo ao pinhão. Foram computadas as reações nos planos xy e xz, obtendo-se as configurações apresentadas nas figuras 6.1 e 6.2: Figura 6.1 Diagrama do carregamento, esforço cortante e momento fletor no plano xy. 47

57 Figura 6.2 Diagrama do carregamento, esforço cortante e momento fletor no plano xz. Estão determinadas, então, as reações nos apoios A e B do eixo nos dois planos: R xy A = 585,22 N; R xz A = 270,25 N R xy B = 7,66 N; R xz B = 166,36 N Fazendo a soma vetorial das forças obtidas, tem-se: R A = (585,22) 2 + ( 270,25) 2 = 644,61 N R B = (7,66) 2 + ( 166,36) 2 = 166,54 N Estes valores serão importantes posteriormente para o dimensionamento adequado dos rolamentos, e determinação da sua vida útil. Combinando, então, os momentos nos dois planos, obtém-se o valor do momento total atuante em cada seção. 48

58 M(x) [N.m] M(x) = (M y ) 2 + (M z ) , , ,05 0,1 0,15 0,2 0,25 x [mm] Figura 6.3 Momento fletor total ao longo do eixo intermediário. A seção mais crítica encontrada nos cálculos foi mesmo a seção de máximo momento, onde se encontra o pinhão. Para as etapas subsequentes, faz-se necessário a definição do material de que será fabricada a árvore, então, partindo de aços de baixo carbono, foram feitas algumas tentativas até a definição pelo aço AISI 1050 temperado e revenido à 205, que apresenta as seguintes propriedades: S ut = 1120 MPa S y = 807 MPa Com esses valores, calcula-se a resistência à fadiga do elemento: S e = k a k b k c k d k e k f S e (6.19) Os fatores acima são calculados de maneira análoga aos apresentados no dimensionamento das engrenagens, logo temos: 49

59 Fator de Acabamento Superficial k a (Tabela 2 dos Anexos material usinado): k a = a S ut b = 0,702 Fator de Tamanho ou Dimensão k b (Tabela 3 dos Anexos calculado de forma iterativa): k b (d) = 0,916 Fator de confiabilidade k c (Tabela 5 dos Anexos): k c (R = 0,99) = 0,814 Fator de temperatura k d (Tabela 6 dos Anexos): k d (T < 350 ) = 1 Fator de concentração de tensões k e (Tabela 8 dos Anexos rasgo de chaveta): k e = 1 k f = 0,5 Logo o limite de resistência á fadiga é: S e = 146,45 MPa De posse desse valor, e utilizando o coeficiente de segurança recomendado de 1,5; calcula-se através da equação de Soderberg: 32 CS d min = { π [( M 2 ) + ( T 2 ) S e S y ] 1 2 } 1 3 = 17 mm (6.20) Tendo sido o calculado o diâmetro mínimo na seção para resistir aos esforços atuantes na seção crítica, a seção onde será fixada o pinhão por meio de chaveta, optou-se por se utilizar um diâmetro de 22 mm, pois, nesse caso, mesmo com o rasgo de chaveta, o diâmetro da seção não é inferior à 17 mm. 50

60 6.3. Rolamentos Nesta sessão será exposto o método utilizado para a escolha dos rolamentos, e, de forma a melhor representar os cálculos envolvidos, serão apresentados os rolamentos do eixo intermediário do variador de velocidade. No caso da árvore do rotor, em virtude de se ter optado por diâmetros maiores do que os calculados, por conta do freio e da concentração de tensões nas variações de seção, os rolamentos foram escolhidos basicamente pelo diâmetro e pela adequação ao tipo de solicitação. Foram então especificados rolamentos autocompensadores de duas carreiras de esferas visando minimizar os esforços transmitidos para os demais componentes do aerogerador. No caso dos rolamentos utilizados no sistema de guinada, o caso é semelhante, uma vez que sua função é apenas de conferir o grau de liberdade necessário à orientação do rotor em relação a direção do vento, espera-se rotações inferiores ao valor de 10 rpm, seu dimensionamento se dá apenas através da capacidade de carga estática. Assim sendo, foram utilizados dois rolamentos radiais de esferas, e um rolamento axial de esferas que sustenta o peso da nacele sobre a torre. Os detalhes dos rolamentos da árvore do rotor e do sistema de guinada estão apresentados no Anexo. Partindo, então, das reações de apoio calculadas anteriormente, tomando como limitante a maior carga, aplicada na seção A. Os demais passos da seleção seguiram as recomendações do catálogo do fabricante SKF. Não foram consideradas cargas axiais, admitindo que esse tipo de carregamento seria absorvido pelos mancais do eixo e pelo acoplamento utilizado. Não havendo carga axial, a carga dinâmica é a própria reação de apoio em A. O rolamento escolhido foi o SKF 6203 ETN9, cujas características estão apresentadas na figura

61 Figura 6.4 Dados do rolamento selecionado para o multiplicador de velocidades [18]. Para esse rolamento, então, tem-se um coeficiente de segurança estático: Uma vida nominal básica de: s 0 = C 0 P 0 = 8,38 (6.21) L 10 = ( C P ) 3 = 5,53 x 10 9 rev. (6.22) 52

62 Para o cálculo da vida nominal SKF, horas, utiliza-se a seguinte expressão: L nmh = n a 1 a SKF L 10 (6.23) sendo n a rotação de operação, nesse caso, 592 rpm. O fator a 1 está relacionado à confiabilidade do resultado, e foi utilizado o valor 0,64; compatível com uma confiabilidade de 95%. O fator a SKF está relacionado às condições de operação, levando em conta, principalmente, a lubrificação do rolamento e a contaminação do lubrificante devido às condições do ambiente. Seguindo os procedimentos determinados no catálogo, foi estimado um valor de 0,5 para esse coeficiente. Então: L nmh = h O valor obtido acima foi considerado satisfatório de acordo com as recomendações do fabricante, que apresenta uma faixa de valores, para a aplicação em questão, entre h e h. O rolamento de mesma dimensão com capacidade de carga superior ao escolhido possui vida calculada superior à faixa apresentada Chavetas As chavetas foram especificadas de acordo com as dimensões tabeladas em função do diâmetro do eixo em que serão utilizadas. De acordo com a tabela 13 dos anexos, temos as dimensões padronizadas de: b = 6 mm H = 6 mm São elementos mecânicos de baixa complexidade e que atuam como fusíveis mecânicos do projeto. Sendo assim, não é desejável que esses elementos apresentem coeficientes de segurança elevados. Seguindo as orientações de [15] foi utilizado CS = 1,5; e seu dimensionamento se deu através da análise de sua compressão e de seu cisalhamento. O material escolhido para a fabricação das chavetas foi o aço AISI 1020 estirado a frio, um aço com baixo teor de carbono e que apresenta as seguintes propriedades relevantes: 53

63 S ut = 440 MPa S y = 370 MPa Através das tensões admissíveis pode-se obter o comprimento L das chavetas, única dimensão faltante para seu completo dimensionamento, assim sendo, tem-se: σ adm = S y CS = 213,3 MPa (6.24) τ adm = S sy CS = 0,577 S y = 123,1 MPa CS (6.25) As tensões de compressão e cisalhamento atuantes na chaveta, são respectivamente: 2 T σ = d B L τ = 4 T d H L (6.26) (6.27) Isolando o comprimento L, tem-se: L σ = L τ = 2 T d B σ adm = 5,46 mm 4 T d H τ adm = 6,30 mm Foi adotado, então o comprimento de 7 mm. 54

64 7. Torre Para a determinação dos elementos da torre, buscou-se a utilização de tubos de padrão comercial, e foram consultados catálogos de diferentes fabricantes a fim de se escolher um tubo de fácil aquisição. Os cálculos que serão apresentados abaixo foram feitos para tubos de diferentes dimensões até a obtenção de um coeficiente de segurança considerado satisfatório. Não serão abordados aspectos relacionados ao dimensionamento da fundação da torre. O tubo selecionado foi o tubo de aço ASTM A-36 com costura, diâmetro externo de 114,3 mm e espessura de 4,75 mm. Este tubo é próprio para estruturas metálicas, e a norma brasileira similar é a NBR Suas propriedades de interesse são: S ymín = 250 MPa 400MPa S ut 550 MPa E = 200 GPa d e = 114,3 mm d i = 104,8 mm Como os tubos de padrão mais comum são fornecidos com comprimento máximo de 6 m, a torre será composta por um tubo inteiro mais uma seção de 3,5m de outro tubo. As uniões, seja do tubo com a fundação, ou dos tubos entre si, serão feitas por flanges de padrão comercial associados à norma ANSI B16.5, unidos por parafusos, porcas e arruelas M16. O restante do comprimento da torre, ou seja, 0,5m, corresponde à base do sistema de guinada, onde se sustenta a nacele e se acomodam os rolamentos especificados. Para o cálculo da resistência da torre, ela será modelada como uma viga engastada em sua base, atuando na outra extremidade a força normal ao plano do rotor F N e o peso do conjunto da nacele. Com o auxílio do software SolidWorks, estimou-se o peso do conjunto como sendo igual a 2000 N. Logo: P = 2000 N F N = 310 N O momento de inércia da seção escolhida é calculado através de: 55

65 I = π(d e 4 d i 4 ) 64 = 2,46 x 10 6 kg. m 2 (6.28) Para o cálculo da carga crítica de flambagem, retiramos da tabela 14 dos anexos o valor da constante c associada ao tipo de extremidade, assim, tem-se: P cr = c π2 E I H 2 = 12,12 kn (6.29) Com esse valor calculado, pode-se obter, finalmente, o coeficiente de segurança para a flambagem: CS = P cr P = 4,85 (6.30) Sendo o valor acima considerado satisfatório, calcula-se a resistência à carga F N, e ao momento fletor gerado por ela: M = F N H = 3100 N. m As tensões normais e cisalhantes são, então: σ = M [ π(d e 2 d i 2 ) 32 d e ] = 72,11 MPa (6.31) τ = 1,33 V A (r e r e r i + r i r 2 2 ) = 0,378 Mpa e + r i (6.32) Dada a diferença entre as ordens de grandeza das tensões acima, a tensão máxima atuante calculada pelo critério de von Mises é aproximadamente igual a tensão normal, senso assim: CS = S y σ = 3,47 Assim como no caso anterior, o valor obtido foi considerado satisfatório para a aplicação. 56

66 8. Conclusão Para a elaboração deste projeto foram utilizados diversos conhecimentos adquiridos ao longo do curso de Engenharia Mecânica. Buscando sempre a tomada de decisões embasadas, foram consultadas diferentes literaturas sobre variados assuntos, exemplificando a complexidade do processo de se projetar. Também ficou clara a importância dessa experiência para o processo de formação de um engenheiro. Ao longo da elaboração do presente texto, buscou-se não só expor os resultados obtidos, mas as etapas do processo, incluindo algumas tentativas que não obtiveram êxito. Isso foi feito com o intuito de evidenciar a não-linearidade do ato de se projetar, ato complexo e em que, muitas vezes, é necessário que se avance por uma série de etapas até que se descubra uma incompatibilidade entre as escolhas feitas, sendo necessário percorrer as diversas etapas novamente. Colocando em perspectiva os objetivos iniciais e os resultados obtidos, podese dizer que o resultado foi satisfatório. Porém, para que o aerogerador desenvolvido nesse projeto chegue à fase de produto pronto para a fabricação ainda há a necessidade de uma série de etapas posteriores, como por exemplo, a análise dos custos totais do projeto e em quanto tempo se obteria o retorno do valor investido. Somado ao estágio em ambiente industrial, onde a vivência do dia-a-dia do setor de engenharia apresentou as dificuldades da rotina do engenheiro, este projeto, com certeza, é uma das experiências que mais contribuíram para a minha formação Sugestões de Trabalhos Futuros Muito embora a geometria da pá apresentada nesse projeto tenha apresentado bons resultados nas etapas de cálculo, uma forma de validar esses resultados seria através de simulações do escoamento ao redor da pá. Uma proposta interessante seria a realização desse tipo de simulação, não só para a forma de pá apresentada, mas para diferentes geometrias, utilizando variados aerofólios e comparando os resultados obtidos. Outra possibilidade seria a inclusão dos sistemas elétrico e de controle, aspectos que não foram abordados no presente trabalho. A inclusão de sensores para 57

67 a detecção da direção do vento, o mecanismo de guinada com motor de passo e a modelagem da resposta do sistema considerando as variações de direção e intensidade do vento também somariam bastante ao projeto como um tudo. Ainda outra possibilidade seria a análise das respostas dinâmicas do sistema apresentado, considerando a resposta dos elementos submetidos à diferentes condições de operação, análise da rigidez dos elementos propostos e formas de se mitigar os efeitos observados. 58

68 9. Referências Bibliográficas [1] AGÊNCIA NACIONAL DE ENERGIA ELÉTRICA (Brasil) (ANEEL). Atlas Nacional de Energia Elétrica. 1. ed. Brasília : Aneel, Disponível em: < Acesso em: 26/11/2017 [2] AGÊNCIA NACIONAL DE ENERGIA ELÉTRICA (Brasil) (ANEEL). Atlas Nacional de Energia Elétrica. 3. ed. Brasília : Aneel, Disponível em: < d770-47fc f80ee18c97f>. Acesso em: 28/11/2017 [3] AMARANTE, O. A. C.; et al. Atlas do Potencial Eólico Brasileiro. Brasília: MME; Rio de Janeiro: Eletrobrás, Disponível em: < Acesso em [4] AMÊNDOLA, C. A. M., Contribuição ao estudo de aerogeradores de velocidade e passo variáveis com gerador duplamente alimentado e sistema de controle difuso Tese (Doutorado em Engenharia Elétrica) - Escola de Engenharia de São Carlos, Universidade de São Paulo, São Carlos, doi: /t tde Acesso em: 28/11/2016. [5] INTERNATIONAL ENERGY AGENCY (IEA). Brazil: Balance (2014). Disponível em: < Acesso em: 28/11/2017 [6] INTERNATIONAL ENERGY AGENCY (IEA). Key World Energy Statistics. Paris, 2016a. Disponível em: 59

69 < Acesso em: 28/11/2017 [7] INTERNATIONAL ENERGY AGENCY (IEA). Key Renewable Trends, Excerpt from: Renewables Information. Paris, 2016b. Disponível em: < pdf>. Acesso em: 28/11/2017 [8] MELO, M. S. de M., Energia Eólica: Aspectos Técnicos e Econômicos Dissertação (mestrado) UFRJ/ COPPE/ Programa de Planejamento Energético, Rio de Janeiro, Disponível em: < Acesso em: 28/11/2017 [9] THRESHER, R; ROBINSON, M; VEERS, P. Wind Energy Technology: Current Status and R&D Future. In: PHYSICS OF SUSTAINABLE ENERGY CONFERENCE University of California at Berkeley. Disponível em: < Acesso em 28/11/2017 [10] E. HAU, Wind Turbines- Fundamentals, Technologies, Application, Economics, 3. ed., Springer, 2012 [11] MANWELL, J, F. et. al., Wind Energy Explained Theory, Design and Application, 2. ed., Wiley 2009 [12] MCDONALD, A., T., FOX, R., W., PRITCHARD, P., J., Introduction to Fluid Mechanics, 6. ed., John Wiley & Sons EUA, 2004 [13] BURTON, T., et. al. Wind Energy Handbook, 1. ed., John Wiley & Sons 2001 [14] DNV/Risø, Guidelines for Design of Wind Turbines, 2. ed., Dinamarca

70 [15] BUDYNAS, R. G., NISBETT, J. K., Elementos de Máquina de Shigley: Projeto de Engenharia Mecânica, 8. ed., [16] DE VRIES, O. Fluid Dynamic Aspects of Wind Energy Conversion. Advisory Group for Aerospace Research and Development, North Atlantic Treaty Organization, AGARD-AG-243, 1979 [17] DE MARCO, F., Notas de aula de Elementos de Máquina I e II, Departamento de Engenharia Mecânica, UFRJ [18] SKF, < Acesso em 28/11/2017 [19] MAYR, < Acesso em 28/11/2017 [20] GERDAU, < Acesso em 28/11/2017 [21] WEG, < Acesso em 28/11/

71 Apêndice a) Dimensionamento da Árvore do Rotor: Material: Aço 1050 Temperado e Revenido a 205 -S ut = 1120 MPa; -S y = 807 MPa; -CS = 2; -S adm = 538 MPa; P hub = 500 N (estimado); M = 45,0 N. m; T = 58,3 N. m; R A = 663,04 N, R B = 163,04 N; Fig. A.1 Esforços na Árvore do Rotor 62

72 S e = S ut 2 = 560 MPa; k a = 4,51 S ut 0,265 = 0,702; k b = 1,24 d 0,107, iterativamente tem-se k b = 0,905; k c = 0,814; k d = 1; k e = 1 k f ; k f = 1 + q (k t 1); q = 0,9; k t = 2,2 k f = 2,08 k e = 0,481; S e = k a k b k c k d k e S e = 139,15 MPa; 3 d min = { 32 CS π [( M ) 2 + ( T 2 ) ]} S e S y 19mm; b) Dimensionamento da Árvore de Entrada do Variador de Velocidade: Material: Aço 1050 Temperado e Revenido a 205 -S ut = 1120 MPa; -S y = 807 MPa; -CS = 1,5; -S adm = 538 MPa; W t = 896,22 N; W r = 326,22 N; T = 58,3 N. m; R A = 402,95 N; R B = 550,79 N; 63

73 Figura A.2 Esforços no plano xy. Figura A.3 Esforços no plano xz. 64

74 30 25 Momento Total 27,92 20 M [N.m] x [mm] Figura A.4 Momento fletor combinado. S e = S ut 2 = 560 MPa; k a = 4,51 S ut 0,265 = 0,702; k b = 1,24 d 0,107, iterativamente tem-se k b = 0,928; k c = 0,814; k d = 1; k e = 1 k f ; k f = 2 k e = 0,5; S e = k a k b k c k d k e S e = 148,42 MPa; 3 d min = { 32 CS π [( M ) 2 + ( T 2 ) ]} S e S y 15mm; 65

75 Anexos: Tabela 1 Fator de forma J da AGMA para ângulo de pressão 20 Tabela 2 Fator de acabamento superficial k a. 66

76 Tabela 3 Fator de Tamanho k b. Tabela 4 Fator de tamanho k b em função do módulo da engrenagem. 67

77 Tabela 5 Fator de confiabilidade k c. Tabela 6 Fator de temperatura k d. Tabela 7 Fator de efeitos diversos k f para engrenagens. 68

78 Tabela 8 Fator k f para rasgos de chaveta. Tabela 9 Fator de sobrecarga K 0. Tabela 10 Fator de distribuição de carga ao longo do dente K m. 69

79 Tabela 11 Fator dinâmico K v. Tabela 12 Valor C p em função dos materiais do pinhão e da coroa. Tabela 13 Dimensões padronizadas para chavetas em função do diâmetro do eixo. 70

80 Tabela 14 Fator de vínculo c em função do tipo de extremidade. Tabela 15 Valores de C T. Tabela 16 Valores de C R. Tabela 17 Valores de C L. 71

81 Figura 1 Informações sobre o acoplamentos tamanho 19 e 24 utilizados. 72